鄒 淼， 王 蕊

(太原理工大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，太原 030024)

側(cè)向撞擊荷載下FRP管-混凝土-鋼管組合梁抗撞性能的理論分析模型

鄒 淼， 王 蕊

(太原理工大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，太原 030024)

基于ABAQUS有限元軟件為平臺(tái)建立了FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)在低速側(cè)向撞擊荷載下的有限元計(jì)算模型，該模型計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)有試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比后吻合良好，能夠較好地模擬FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)在側(cè)向撞擊作用下的性能。同時(shí)利用該模型進(jìn)行了有限元參數(shù)分析，通過(guò)改變沖擊能量和空心率來(lái)分析它們各自對(duì)該組合結(jié)構(gòu)撞擊性能的影響。得出的結(jié)論是沖擊能量對(duì)該組合結(jié)構(gòu)跨中極限撓度影響顯著，但沖擊力平臺(tái)值卻幾乎不變；空心率對(duì)該組合結(jié)構(gòu)抗撞擊性能影響較大，尤其是當(dāng)空心率在0.6～0.8范圍內(nèi)時(shí)組合結(jié)構(gòu)展現(xiàn)出良好的抗撞擊性能，且當(dāng)空心率χ=0.7時(shí)，F(xiàn)RP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出的抗沖擊力學(xué)性能最好。這些研究對(duì)進(jìn)一步開展FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)的抗撞擊性能研究提供了一定的參考依據(jù)。

FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)；側(cè)向撞擊荷載；沖擊力；有限元分析

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)和中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)作為一種新型的組合結(jié)構(gòu)[1]，現(xiàn)已得到廣泛的研究和應(yīng)用。而FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)(FRP-concrete-steel double-skin tube tubular)既不同于前述的兩種結(jié)構(gòu)，也不同于FRP鋼管混凝土[2]，它是一種新型組合結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)由FRP布(碳纖維增強(qiáng)樹脂)材料外管、鋼內(nèi)管以及填充于兩者之間的混凝土三部分組成，三種材料的協(xié)同工作使該組合結(jié)構(gòu)具有許多優(yōu)于現(xiàn)有組合構(gòu)件的力學(xué)性能。由于FRP布具有較高的質(zhì)量強(qiáng)度比、耐腐蝕性和耐火性好、自重輕等優(yōu)點(diǎn)，故FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)可作為承重構(gòu)件應(yīng)用于地鐵、體育館、海洋平臺(tái)支架柱、橋墩等建筑結(jié)構(gòu)中。截至目前，對(duì)鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能研究已經(jīng)展開[3-8]，對(duì)中空夾層鋼管混凝土的研究主要有軸壓、純彎和壓彎構(gòu)件的靜力性能和壓彎構(gòu)件的滯回性能，以及扭轉(zhuǎn)構(gòu)件的抗扭性能[9-12]等。雖然對(duì)FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)軸壓下的力學(xué)性能有些研究[13-17]。然而對(duì)FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)抗撞擊性能的研究尚未見報(bào)道，但是做為工程上承重部件，其遭受撞擊時(shí)一旦損壞就會(huì)引起生命和財(cái)產(chǎn)的極大損失。隨著FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)即將推廣使用，急需對(duì)其抗撞擊性能進(jìn)行深入的研究與分析。

本文應(yīng)用有限元分析方法來(lái)建立受側(cè)向撞擊荷載作用下的FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)有限元模型，并用已有的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)有限元的精度進(jìn)行了驗(yàn)證，在驗(yàn)證可行的基礎(chǔ)上，再利用該模型分析了在沖擊能量和空心率兩種不同因素對(duì)構(gòu)件撞擊性能的影響。

1 有限元模型的建立

利用ABAQUS/Explicit模塊，建立了兩端固支FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)在側(cè)向撞擊荷載作用下的有限元分析模型。

1.1 建立幾何模型

為了減少人為因素的影響，有限元模型過(guò)程中試件尺寸以及約束條件與文獻(xiàn)[13]中實(shí)驗(yàn)試件基本一致。FRP管-混凝土-鋼管試件約束長(zhǎng)度為1 800 mm，環(huán)向包裹FRP后外直徑均為114 mm，內(nèi)鋼管直徑和壁厚均無(wú)變化，分別取50 mm和1.8 mm。由于采取不同層數(shù)的CFRP包裹，其分別為0.17 mm、0.34 mm和0.51 mm等不同的厚度。沖擊物為楔形落錘(接觸面為80 mm×30 mm的矩形)，沖擊位置在試件跨中。試件的約束形式為兩端固定，并通過(guò)改變沖擊體的沖擊速度參數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)沖擊能量大小的改變。

1.2 定義材料屬性

混凝土采用塑性損傷模型，密度取2 500 kg/m3，混凝土的強(qiáng)度等級(jí)為C30，通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)的混凝土的強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為28.5 N/mm2，彈性模量取26 587 N/m2，泊松比取為0.2。根據(jù)混凝土規(guī)范中fck=0.88αc1αc2fcu,k在后述FEA中混凝土取值19.06 N/mm2即可，該模型中受壓和受拉性能均采用韓林海(2007)[18]中提供的模型，同時(shí)根據(jù)侯川川學(xué)位論文《低速橫向沖擊荷載下圓鋼管混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能研究》在進(jìn)行動(dòng)力計(jì)算時(shí)對(duì)此模型進(jìn)行修正后使用。根據(jù)書本和論文中公式編輯出整個(gè)混凝土的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線，其中已包含了應(yīng)變率對(duì)本構(gòu)關(guān)系的影響，因?yàn)槟M是動(dòng)力作用下的過(guò)程，應(yīng)變率的影響不可以忽視，故必須考慮到應(yīng)變率的影響因素。

FRP布為彈性、正交各向異性材料，密度取1 800 kg/m3，沿纖維方向彈性模量取2.30×1011N/m2，泊松比取0.3，碳纖維布的強(qiáng)度為ffrp=4 200 MPa，F(xiàn)RP拉伸彈性模量的實(shí)測(cè)結(jié)果為222.29 GPa。在本次實(shí)驗(yàn)中，所有構(gòu)件均環(huán)向粘貼FRP，所以在沿構(gòu)件軸線方向材料沒(méi)有強(qiáng)度(數(shù)值模擬中取結(jié)構(gòu)膠的強(qiáng)度)。很多試驗(yàn)均證明, FRP材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系接近理想彈性而且強(qiáng)度不會(huì)隨應(yīng)變率的提高而提高[20]。因此,在本次有限元分析中,設(shè)定FRP材料為理想彈性材料，且若纖維應(yīng)力超過(guò)其抗拉強(qiáng)度,則認(rèn)為纖維斷裂。

1.3 定義接觸面

本次撞擊荷載的模擬即選用General contact接觸類型。其中，鋼管-落錘、鋼管-混凝土及鋼管-支座，支座與螺栓界面接觸均采用通用接觸，界面的接觸屬性定義為：除FRP與混凝土之間是完全粘結(jié)之外，所有接觸面的法線方向均為硬接觸，切線方向采用庫(kù)倫摩擦模型(Columbia Friction Model)模擬接觸面的相對(duì)滑動(dòng)。鋼管和混凝土之間的庫(kù)倫摩擦系數(shù)μsc采用韓林海(2007)中建議的0.6，鋼管和支座的μsp取0.15，F(xiàn)RP布和落錘的μfh取0，支座與螺栓的μpb取0.3。

1.4 網(wǎng)格劃分

本文采用自由網(wǎng)格劃分。其中，鋼管所選用的是四節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的三維殼單元，混凝土、支座及螺栓所選用的是八節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的三維實(shí)體單元，落錘所選用的是剛體殼單元。經(jīng)對(duì)不同網(wǎng)格尺寸模型的計(jì)算結(jié)果的歸納分析，本次模擬中網(wǎng)格劃分采用局部加密，加密區(qū)網(wǎng)格尺寸為5mm，非加密區(qū)網(wǎng)格尺寸為20mm。模型網(wǎng)格劃分如圖1。

1.5 邊界條件和初始條件

為保證與實(shí)際試驗(yàn)條件的一致性，本次模擬中試件是兩端固定，考慮到試驗(yàn)臺(tái)為剛性平臺(tái)，將其簡(jiǎn)化為墊板。墊板底部完全約束，固定支座采用螺栓連接并與墊板固定；試驗(yàn)中落錘從高處落下并與試件發(fā)生碰撞，模擬時(shí)將落錘設(shè)置在試件有效長(zhǎng)度中點(diǎn)正上方1mm處，并賦予落錘相應(yīng)的質(zhì)量、初速度來(lái)定義撞擊荷載。

圖1 Abaqus模型與網(wǎng)格劃分Fig.1 Abaqus model and mesh

2 模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

2.1 試驗(yàn)裝置及試件信息

本文取文獻(xiàn)[21]中的6個(gè)FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)試件進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。該試驗(yàn)在太原理工大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室的DHR-9401型落錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，以兩端固支為邊界條件對(duì)試件進(jìn)行側(cè)向撞擊。該試驗(yàn)機(jī)的能大范圍低速?zèng)_撞，設(shè)計(jì)機(jī)身高達(dá)13.47m，其最大撞擊速率高達(dá)15.7m/s,完全能夠滿足本次實(shí)驗(yàn)要求。為了達(dá)到實(shí)驗(yàn)要求的沖擊能量，落錘質(zhì)量為229.8kg，并且底部安裝了沖擊頭和力傳感器。為了達(dá)到良好的整體剛度和隔震性能，本試驗(yàn)機(jī)底部配有大體積混凝土基礎(chǔ)，基礎(chǔ)與地基之間用黃砂墊層這樣在沖擊的過(guò)程中臨近的儀器將不會(huì)受到影響，試驗(yàn)機(jī)上部的結(jié)構(gòu)是門式剛架．其是由兩個(gè)豎直的格構(gòu)式鋼柱和剛性橫粱組成。圖2為試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)圖。

螺栓尺寸：螺帽直徑0.025m，螺桿直徑0.005m，螺桿長(zhǎng)0.49m。同時(shí)在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)時(shí)給左右兩個(gè)支座上均加蓋一個(gè)剛性鋼梁，鋼梁兩端帶孔進(jìn)行強(qiáng)固地鉚連接，從而保證在沖擊過(guò)程中支座不會(huì)松動(dòng)偏移，也便于保護(hù)螺栓以及其能夠順利擰出。FRP管-混凝土-鋼管試件長(zhǎng)度均為1 800mm，試件詳細(xì)尺寸信息見文獻(xiàn)[21]，通過(guò)改變FRP布的層數(shù)跟撞擊高度相互正交來(lái)進(jìn)行分組試驗(yàn)。試件信息表如表1。

圖2 試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)圖Fig.2 Simplified test device

表1 試件信息表Tab.1 Specimen information

表1中，試件編號(hào)1、2、3表示FRP包裹層數(shù)，L、M、H表示落錘的不同撞擊高度，如編號(hào)F2M就表示在試驗(yàn)設(shè)計(jì)落錘從0.5 m高處落下對(duì)包裹2層FRP試件進(jìn)行撞擊；其中Do為FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)外徑，t0為FRP厚度，Di為內(nèi)鋼管外徑，ti為內(nèi)鋼管厚度，H為落錘撞擊高度，E0為沖擊能量，F(xiàn)stab為沖擊力平臺(tái)值，um為試件跨中截面撓度。

2.2 沖擊力F和跨中極限撓度um的有限元驗(yàn)證

從上組信息表中分別取編號(hào)為F1M、F2M的兩組試件進(jìn)行沖擊力的有限元模擬驗(yàn)證和取編號(hào)為F1H、F3H的兩組試件進(jìn)行跨中極限撓度的有限元模擬驗(yàn)證。圖3中給出了計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果的沖擊力F與時(shí)間t關(guān)系曲線，可以看出沖擊力在撞擊后迅速達(dá)到峰值Fp之后的一段時(shí)間內(nèi)基本不變，形成一個(gè)平臺(tái)段，以平臺(tái)段的平均值作為沖擊力平臺(tái)值Fstab，平臺(tái)值Fstab-c/Fstab-e平均值為0.944，均方差為0.013，兩者的沖擊力平臺(tái)值和整體變形趨勢(shì)大致相同，從圖中可以看出計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合。跨中極限撓度的計(jì)算值umc與實(shí)測(cè)值ume的比較如圖4所示，撓度達(dá)到峰值時(shí)會(huì)稍減直至趨于穩(wěn)定，可見計(jì)算值與實(shí)測(cè)值也基本吻合。由此可知，該數(shù)值模型所得到的模擬值與試驗(yàn)值基本吻合，這說(shuō)明該模型中材料的本構(gòu)關(guān)系和參數(shù)的選取是可行的，可以利用它進(jìn)行FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)在側(cè)向沖擊作用下的有限元分析。

(a) F1CS-M

(b) F2CS-M圖3 沖擊力(F)時(shí)程曲線的對(duì)比Fig.3 Contrast of impact force (F) versus time

(a) F1CS-H

(b) F3CS-H圖4 跨中極限撓度(um)時(shí)程曲線的對(duì)比Fig.4 Contrast of mid-span permanent deflections versus time

3 結(jié)果分析

在保持FRP布為單層不變的情況下，本文分析沖擊能量E0(0.5～1.99)kJ和空心率(0.3～0.8)對(duì)構(gòu)件抗撞擊性能的影響。

3.1 沖擊能量(E0)的影響

為了區(qū)別文獻(xiàn)中[21]中試件，本文建立了空心率χ=0.7、FRP為單層的有限元模型來(lái)分析沖擊能量E0對(duì)構(gòu)件抗撞擊性能影響。保持落錘質(zhì)量(m)不變，定義落錘高度分別為0.25 m、0.5 m、1.0 m，相對(duì)應(yīng)的沖擊能量E0為0.5 kJ、1.0 kJ、1.99 kJ。圖5所示的不同E0下的沖擊力時(shí)程曲線的影響?？梢?，隨著E0增大，沖擊力持續(xù)時(shí)間變長(zhǎng)，并且沖擊力峰值有明顯增大；沖擊周期也隨著沖擊能量的增大而明顯變長(zhǎng)；但沖擊力平臺(tái)值隨著沖擊能量增大只是略有增加，幾乎不變。沖擊力平臺(tái)值略有提高原因是沖擊速度的提高導(dǎo)致材料應(yīng)變率提高，材料強(qiáng)度略有提高，截面抗彎強(qiáng)度略有增大，效果并不明顯。同時(shí)，如圖6所示，隨著構(gòu)件消耗沖擊能量的增加，試件跨中撓度也不斷增大至峰值，但是當(dāng)?shù)竭_(dá)峰值時(shí)由于試件自身存在一定剛度會(huì)產(chǎn)生回彈，故其撓度隨后緩緩回落至一個(gè)穩(wěn)定的平臺(tái)值，從最終的撓度平臺(tái)值可知，跨中撓度隨著沖擊力能量E0增大變化十分明顯。

圖5 沖擊能量(E0)對(duì)沖擊力時(shí)程曲線的影響Fig.5 Influence of impact energy(E0) on impact force

圖6 沖擊能量(E0)對(duì)跨中極限撓度時(shí)程曲線的影響Fig.6 Influence of impact energy(E0) on mid-span deflections

3.2 空心率(χ)的影響

本文研究的是保持FRP為單層不變，通過(guò)改變內(nèi)鋼管的外徑來(lái)改變FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)試件的空心率，并利用公式χ=Di/(D0-2t0)[22]來(lái)確定0.3、0.4、0.5、0.6、0.7、0.8的不同空心率。由圖7能夠看出，隨著構(gòu)件空心率的增加，沖擊力持續(xù)時(shí)間變短，沖擊力峰值減小，但是沖擊力平臺(tái)值卻隨著空心率的增大而明顯增大。尤其表現(xiàn)明顯的是空心率χ=0.7時(shí)可作為一臨界點(diǎn)，因?yàn)槠浜箅S著空心率的增大(當(dāng)χ=0.8時(shí))，沖擊力平臺(tái)值逐漸減小，可以看出空心率χ=0.6～0.7下的沖擊力平臺(tái)值普遍高于其它空心率下的沖擊力平臺(tái)值，但是沖擊持續(xù)時(shí)間較短，呈現(xiàn)出在0.03 s左右的一致規(guī)律。圖8所示的隨著構(gòu)件空心率的增大，跨中極限撓度峰值反而減小，并且在空心率χ=0.6～0.7區(qū)段會(huì)出現(xiàn)越來(lái)越明顯的撓度平臺(tái)值，過(guò)渡比較平緩。

圖9為構(gòu)件空心率對(duì)跨中頂部FRP環(huán)向應(yīng)力的影響。由于跨中頂部是受撞擊最直接的部位，也是破壞最嚴(yán)重的部位，因此整個(gè)試件的破壞形式可以由該處的破壞情況直接體現(xiàn)，故環(huán)向應(yīng)力點(diǎn)均取自各試件的跨中頂部位置，即縱向中間截面的最頂部。在ABAQUS有限元軟件中可先定義出此點(diǎn)位置及此點(diǎn)各方向上的應(yīng)力。對(duì)比圖7、圖9可知，在構(gòu)件沖擊力達(dá)到峰值時(shí)，跨中FRP環(huán)向應(yīng)力也達(dá)到一個(gè)峰值；隨后沖擊力進(jìn)入平臺(tái)段，相應(yīng)的FRP環(huán)向應(yīng)力也逐步增大；當(dāng)沖擊力進(jìn)入下降段，F(xiàn)RP環(huán)向應(yīng)力也逐步減小。并且從圖9可明顯看出當(dāng)空心率χ=0.7和0.8時(shí)FRP環(huán)向應(yīng)力較大，與之前的沖擊力時(shí)程曲線和跨中極限撓度時(shí)程曲線相一致。沖擊力平臺(tái)值反應(yīng)構(gòu)件的抗撞擊能力，故綜上所述，當(dāng)空心率范圍為χ=0.6～0.7，F(xiàn)RP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)能夠表現(xiàn)出良好的抗撞擊性能。

圖7 空心率(χ)對(duì)沖擊力時(shí)程曲線的影響Fig.7 Influence of hollow ratio on impact force

圖8 空心率(χ)對(duì)跨中極限撓度時(shí)程曲線的影響Fig.8 Influence of hollow ratio on mid-span deflections

圖9 空心率(χ)對(duì)FRP環(huán)向應(yīng)力σ的影響Fig.9 Influence of hollow ratio on hoop stress σ

4 結(jié) 論

本文以有限元分析軟件建立了FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)受撞擊荷載的仿真模型，并且與現(xiàn)有文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證，并在驗(yàn)證了模型可行的基礎(chǔ)上，又通過(guò)建立不同類型模型進(jìn)行模擬，分析了沖擊能量E0和構(gòu)件空心率χ兩種因素對(duì)該組合結(jié)構(gòu)構(gòu)件的力學(xué)性能的影響。通過(guò)以上研究，得到如下結(jié)論：

(1)本文所建立的有限元模型能夠較好的模擬FRP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)在側(cè)向撞擊荷載作用下的力學(xué)性能。

(2)沖擊能量E0對(duì)試件沖擊力峰值、試件跨中撓度以及沖擊力作用時(shí)間均有影響。隨著沖擊能量E0增加，沖擊力峰值明顯增大，跨中撓度也增大，同時(shí)沖擊力作用時(shí)間變短；但是沖擊力平臺(tái)值僅僅略有增加，幾乎保持不變。

(3)空心率χ對(duì)試件沖擊力峰值、沖擊力平臺(tái)值、試件跨中撓度以及沖擊時(shí)間均有影響。隨著空心率χ的增大，構(gòu)件的沖擊力峰值減小，沖擊作用時(shí)間變短，但沖擊力平臺(tái)值增大，跨中撓度減小。尤其當(dāng)空心率χ=0.6～0.7范圍內(nèi)時(shí)，構(gòu)件的沖擊力平臺(tái)值明顯最大，同時(shí)跨中撓度較小，可以得出，即當(dāng)空心率χ=0.7時(shí)，F(xiàn)RP管-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出的抗沖擊力學(xué)性能最好。

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Theoretical model for the anti collision performance analysis of FRP tube concrete composite beams under lateral impact load

ZOU Miao, WANG Rui

( Architecture and Civil Engineering, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024,china)

A finite element model for analysing the impact resistance performance of FRP tube-concrete-steel composite structures under low velocity lateral impact load was established by using the ABAQUS finite element software. The results are in good agreement with the existing experimental results, which indicates the model is approprite. Using the model, a finite element parametric analysis was carried out by changing the impact energy and the hollow ratio respectively. It is concluded that the impact energy has significant effect on the ultimate deflection of composite structures, while the platform value of impact force maintains almost unchanged. The hollow ratio has great influence on the impact resistance of structures as well, especially when the hollow ratio is within the range of 0.6 to 0.8 , the structure exhibits good impact resistance, and when the hollow ratioχ=0.7, FRP tube-concrete-steel composite structures appear the best mechanical property of impact resistance. The results provide a reference to the further development of the anti impact performance of FRP tube-concrete-steel composite structures.

FRP tube-concrete-steel composite structure; lateral impact load; impact force; finite element analysis.

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51378290)

2015-12-10 修改稿收到日期：2016-02-18

鄒淼 男，碩士生，1987年生

王蕊 女，博士，碩士生導(dǎo)師，1979年生 E-mail:wangruimao@yahoo.com.cn

TU393

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.06.039