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土木建筑网首页 > 学术活动 > 课题研究 > 钢管混凝土梁侧向冲击荷载动力响应的试验研究和数值模拟

阅读 4764 次钢管混凝土梁侧向冲击荷载动力响应的试验研究和数值模拟

摘要：钢管混凝土构件和其他材料的结构构件一样，在役期间不可避免地要受到意外撞击，为了了解其破坏过程进而为结构设计提供理论依据，对套箍系数分别为l、1．15和1．9的两端简支钢管}昆凝土梁在不同侧向冲击能作用下的动力响应进行试验研究和仿真分析。...

钢管混凝土梁在侧向冲击荷载作用下动力响应的试验研究和数值模拟

王蕊李珠任够平张善元

(太原理工大学，山西太原030024)

引言

钢管混凝土构件和其他材料的结构构件一样，在役期间，不可避免地要受到意外撞击，如飓风飞卷的碎片和失事飞机对高层、超高层建筑的冲击，船舶因偏离航线对桥梁和海上钻井平台的撞击，爆炸对地面及地下结构的冲击，汽车对结构的意外碰撞等。钢管混凝土常作为建筑结构的梁、柱等承重结件，其遭受撞击时，一旦损伤和破坏将引起生命和财产的巨大损失。因此，对其撞击破坏的研究有着十分重要的工程背景，越来越受到工程界的高度重视。随着钢管混凝土在建筑、交通、核电站、军事等领域的广泛使用，急需对钢管混凝土的耐撞性做出评价。钢管混凝土由钢管和内填混凝土组成，其在撞击载荷作用下的损伤和破坏问题属于塑性动力学的研究范畴。研究此类问题时要考虑几何和物理的非线形效应，是一个非常复杂的问题。目前，对以梁、柱见长的钢管混凝土，因其大量使用较晚，对其耐撞性研究较少。在文献中，只定性分析得到钢管混凝土具有良好的耐撞性；文献仅对钢管混凝土短柱的轴向撞击进行了试验研究。对钢管混凝土构件在服役期间侧向撞击、偏心撞击的多发工况在试验分析和理论研究上均属空白。

为了给工程实际提供可靠的理论设计依据，本文首次较为系统地研究了不同套箍系数的钢管混凝土在横向冲击载荷作用下的动力响应，并对试验过程进行了数值模拟，得到的试件残余变形模态和冲击力时程曲线与试验中记录的非常吻合。进一步对更多尺寸的试件进行数值模拟，得到钢管混凝土破坏的临界能量，为工程设计提供了理论依据。

表1试件几何和材料性质

其中：σy为钢材的屈服强度；δ为钢材的延伸率。

表2试件编号和研究结果

一、试验设备及试件

本试验在加载装置DHR9401式冲击试验台上完成。冲击试验机高达l3．47 m，相应的撞击速度最高可达l5．7 m／s；落锤质量可在240 k9范围内调整，与不同冲击高度匹配时，可得到满足试验中要求的不同冲击能量。

试件用钢管为Ф114的Q235号低碳钢管，钢管壁厚分别为3．5 mm、3．8 mm和4．5 mm，其套箍系数分别为1、1．15和1．9。其中，3．5 mm、3．8 mm壁厚的为有缝钢管，4．5 mm壁厚的为无缝钢管；混凝土由商品混凝土厂配制生产，为了确定试件加载时内填混凝土的实际强度，我们制作了l2个立方体(100mm×100 mm×100 mm)混凝土试块，测得混凝土试块抗压强度的平均值为52．8 Mpa，折算成混凝土的轴心抗压强度为fe=48．2 Mpa。试件有效跨度L为1．2m，落锤在构件的中点处进行冲击，即落锤的中心正对准构件0．6m处(试件的具体参数可参见表1)。

试验过程中，除了观察试件在不同冲击能量下的局部和整体变形，还需测量冲击力的变化情况。其中，局部变形由贴在钢管的底部中心、钢管两侧中点(如图l、2)的应变片记录；整体变形主要由跨中挠度Y衡量，其值主要由试验人员利用台式游标卡尺量测，并结合在平台上对冲击后的试件取跨中向两侧各200 mm范围量取挠度值绘制挠度曲线，最后对两种方法进行校核；冲击力的时程曲线用固定于落锤和冲击头之间传感器(见图3)测定。

图1简支构件冲击点和应变片位置示意图

图2钢管混凝土应变片贴片图

图3锤头和自制动态力传感器

二、试验结果

试验中观察到，当落锤升至使试件跨中钢管底部出现颈缩高度之前，试件变形较为缓慢。钢管壁厚3．5 mm钢管混凝土试件，当落锤高度为6．29m时；钢管壁厚3．8 mm钢管混凝土试件，当落锤高度为6．29 m时；钢管壁厚为4．5 mm钢管混凝土试件，当落锤高度为l0．5 m时，冲击部位的钢管混凝土底部钢管产生颈缩，之后构件将产生裂缝。此时，应变片记录曲线全部到达钢材的极限应变εl=0．31，钢管进入塑性阶段，随即试件中的应力重新分布，受压区混凝土压碎，受拉区混凝土退出工作。图4是B4钢管产生临界裂缝的照片，我们把这个状态称为临界状态。当冲击速度(落锤高度)继续增加时，试件底部的变形迅速增大，转角急剧增大，直至出现钢管断裂，整个钢管混凝土达到破坏状态。图5是B5的破坏的照片。

图4钢管开裂状态

图5钢管破坏状态

图6给出了B类试件在不同冲击能量下的整体变形，可以看出试件在受到侧向冲击作用下，试件冲击点的挠度最大，其挠度随落锤冲击高度的提高而增大，在冲击点的两侧，钢管向上隆起形成一个鼓包。鼓包的大小和落锤下落速度有关，冲击速度越大局部变形就越明显。局部变形出现的位置相对比较稳定，基本上出现在冲击点两侧30 mm的地方。这主要是由于当落锤的冲击速度增大，冲击能量增大，从而使冲击点的混凝土破碎膨胀，挤压外包钢管，使钢管产生隆起。另外，试件的整体挠度基本是关于冲击点对称的，但在离冲击点较远的地方误差较大，误差主要来源于测量误差和试验本身因素，如冲击点不可能是完全作用于试件的中点，试件本身材料分布的不均匀性等。在其他两类件的试验中也得到了类似的挠曲线，只是在幅值上不同。比较后发现在相同的冲击能作用下，随试件套箍系数的增加，其跨中挠度减小。

图6 8类试件在不同冲击能量下的挠曲线

图7给出了不同套箍系数试件在相同冲击能作用下的冲击力时程曲线，冲击力过程可明显划分成3个阶段。

第一阶段：振荡阶段；落锤刚接触的瞬问，试件的冲击力迅速达到峰值，然后迅速衰减，冲击力处于振荡的阶段，把这个阶段的完成时间定义为t1，由此可估算出试件跨中的加速度。

第二阶段：稳定阶段；在试件经历了初期的振荡之后，冲击力稳定在一定值，形成平台。这个阶段持续的时间较长，冲击力能主要耗散在这个阶段。

第三阶段：衰减阶段；冲击力在经过一个稳定的时期后，迅速衰减，直至冲击力减小至零。

比较图7中的各图，随试件的套箍系数的增加，冲击力增大，但是套箍系数对冲击力的影响要比对挠度的影响小得多。在落锤下落高度增大的情况下，冲击力的峰值增大，两者基本成正比关系。冲击力的平台值，不像其峰值变化明显，基本上比较稳定，这主要是由于冲击力的峰值对外界因素比较敏感，而且影响因素很多。随试件套箍系数的增大，试件受到冲击力的平台值增大。试验过程中，还观察到随落锤下落高度的增大，冲击力峰值和平台值增大。

图7不同套箍系数试件的冲击力时程曲线

三、数值模拟

3．1模型的建立

利用LS--DYNA为求解器完成了对两端为简支钢管混凝土试件受侧向冲击的计算机数值模拟，并与试验结果进行比较。模型共分为3个部分，分别为钢管、钢管中的混凝土和冲击块。其中钢管采用弹塑性等向强化材料，混凝土采用SOIL—CONCRETE材料模型，冲击块采用RIGID材料。模拟中当钢管与混凝土之间采用面一面滑移接触且摩擦力定义为零时，他们之间的相对位移不足1 mm；在试验过程中观察到只有当钢管撕裂后，混凝土和钢管才会在冲击点附近分离，且试件的大部分区域钢管与混凝土都连接得较好，所以本文在建模中钢管与混凝土在接触面上采用共节点的方式来模拟他们的黏接。

考虑到此节点处单元自由度的耦合问题，模型全部采用SOILD单元划分。冲击块与钢管的接触算法采用对称的罚函数法，该算法编程简单，很少激起沙漏效应。钢管混凝土的直径为114 mm，净跨为l．2 m。在显式有限元里，网格划分得不好，不仅影响计算的精度，而且容易产生沙漏现象。为了避免以上情况，在网格划分时，网格应尽可能的均匀对称，由于钢管混凝土由外钢管和核心混凝土组成，而外钢管相对于混凝土来说，其钢管壁厚是很小的，这样在划分网格时，如果直接采取映射扫略的方法来划分，网格就显得不是很规则，为了解决这个问题，在体生成时，先在体截面上沿直径划出两道垂直的线，通过对线的划分控制来控制整个体网格的精度和规则程度。

钢管混凝土构件划分共6477个单元。另外，为了提高计算的精度，在构件网格的划分上，在冲击部位进行一倍加密处理。对于冲击块，由于是刚体材料，在划分网格时，可以尽量划分的精细来提高运算的精度，并不影响运算的速度。本文采用了扫略方式，共划分l38个单元。简支的边界条件采用对试件中线节点x、y进行约束，保证试件的自由转动和在z方向上的自由伸缩来实现。

3．2计算结果

3．2．1简支构件的挠度研究

图8给出了B4和B5试件受到侧向冲击后构件最终变形的模态。与图4、5的试验所得变形模态非常一致。由于简支试件两端约束对称，荷载对称，试件的挠度曲线也是对称的，试件变形集中在冲击点附近，此范围外几乎没有变化。

图8 8类试件变形模态的计算结果

3．2．2冲击力的时程曲线

图9给出82和B3试件冲击力时程曲线的计算机计算结果，可以看到冲击力是一个瞬时的量，作用时间在20 ms左右，冲击过程中冲击力分为3个阶段。并且可以看到图9中B2的冲击力时程曲线与图7中B2的冲击力时程曲线是非常吻合的。对比图9中的两图可以看到冲击力峰值随落冲击速度的增加而增大。在钢管混凝土试件受到侧向冲击时，冲击力在经历了初期的震荡后，形成一稳定的平台值，此平台值是衡量冲击力大小的重要因素之一。表2给出了冲击力平台值试验和数值模拟计算的结果，两者较为接近。

图9 8类试件冲击力时程线

3．2．3钢管混凝土应变研究

试件在受到外界冲击物突加荷载作用时，冲击的作用时间很短，冲击的能量来不及扩散冲击就结束了，和静力相比虽然挠度和冲击力的峰值都较大，但是其影响范围却较小，此外的区域变形很小。图10为B类试件的应变图。

对同一种试件而言，应变在不同的位置变化很大，为研究其变化规律，选择试件的上下轴线为研究对象。本文中提到的顶部是冲击物的冲击面，底部是背对冲击面的部分。通过图ll对比可以看出，底面中线的应变和顶部中线的应变曲线形状比较相似，方向相反。钢管混凝土试件应变在冲击点最大，3方向中，Z方向(沿构件长度方向)上的应变最大，z方向、Y方向的应变大小相当。这说明在冲击作用下，试件变形以受弯变形为主，而剪切变形相对较弱。

图10钢管混凝土单元应变

图11钢管上下轴线的应变曲线

3．2．4临界能量

钢管混凝土受到冲击作用时，构件破坏的临界能量是衡量构件耐轴性的一个重要因素。到目前为止，人们对于冲击碰撞作用下的钢管混凝土构件的破坏准则还处于探索阶段，其破坏可分为拉伸型和压缩型两种类型。本文以冲击处底部钢管的最大应变作为试件的破坏准则，其极限应变值ε1=0．3 1通过静力试验确定。

在研究钢管混凝土的临界能量时，为了和静力的参数相对应，用套箍系数孝来描述。所谓的套箍系数ξ，实际上是综合反映钢在钢管混凝土构件中所占相对比例的一个参数

在试验中，由于试件的数量限制和试验过程中一些不可预知的因素的影响，使构件的临界能量不易获取，可以通过对破坏准则的判断，利用计算机仿真模拟得出简支构件在不同的套箍系数下的临界能量。在钢管混凝土构件中，混凝土往往采用的是高强混凝土，在核心混凝土强度等级为C45一C80时，采用不同的屈服强度钢材和混凝土强度等级的影响并不大，故只考虑了含钢率不同引起的亭变化的情况。

根据大量的数值模拟和分析，用回归的方法，给出了钢管混凝土构件在不同含钢率下，套箍系数和临界冲击能量，套箍系数和临界破坏时冲击力大小之间的回归公式。

El=38767ξ²+12510ξ+463．96 (2) F=857ξ一70 (3)

其中：El为临界冲击能量；F为临界状态下的冲击力；ξ为套箍系数。

由式(2)和(3)可以看出套箍系数是影响构件临界能量的一个最重要的因素，套箍系数ξ和临界能量是二次函数关系，冲击力峰值和套箍系数ξ成正比，随着ξ的增大而增大。