姜 猛,郭志昆,陳萬祥,鄒慧輝,梁文光

(解放軍理工大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京 210007)

高溫后鋼管活性粉末混凝土的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能*

姜 猛,郭志昆,陳萬祥,鄒慧輝,梁文光

(解放軍理工大學(xué)爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京 210007)

采用霍普金森壓桿裝置對高溫后鋼管活性粉末混凝土(reactive powder concrete-filled steel tube，RPC-FST)進(jìn)行沖擊壓縮實(shí)驗(yàn)，分析了應(yīng)變率效應(yīng)及溫度效應(yīng)對試件動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響。結(jié)果表明：高溫(200、300 ℃)后RPC-FST仍具有較好的抗沖擊能力、延性和完整性；沖擊荷載作用下，RPC-FST的應(yīng)變率效應(yīng)明顯弱于RPC的應(yīng)變率效應(yīng)；隨著過火溫度的提高，RPC-FST的峰值應(yīng)力逐漸增大，變形能力增強(qiáng)，抗沖擊能力提高。動(dòng)力提高系數(shù)隨過火溫度的提高而增大，說明高溫后RPC-FST的應(yīng)變率效應(yīng)更顯著。

鋼管活性粉末混凝土;霍普金森桿;動(dòng)態(tài)力學(xué)性能;破壞形態(tài)

鋼管活性粉末混凝土(reactive powder concrete-filled steel tube，RPC-FST)具有承載力高、剛度大、塑性和韌性好等優(yōu)點(diǎn)，是鋼管混凝土(concrete-filled steel tube，C-FST)中極具開發(fā)潛質(zhì)和應(yīng)用前景的新型抗火抗爆組合結(jié)構(gòu)，常用作重大工程的承重構(gòu)件[1]。

對高溫后RPC-FST的研究主要集中于靜力性能方面，對沖擊或爆炸產(chǎn)生的應(yīng)變率100～104s-1范圍內(nèi)的動(dòng)態(tài)行為及極限強(qiáng)度缺乏深入研究。近年來，對常溫下C-FST構(gòu)件在橫向沖擊荷載作用下的承載力和破壞形態(tài)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究[2-6]。高溫下抗沖擊方面，何遠(yuǎn)明等[7]采用霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar，SHPB)研究了溫度(200～800 ℃)和沖擊速度(11.8～18.6 m/s)對C-FST動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)高溫下C-FST仍具有良好的抗沖擊能力、延性和耗能能力?；綮o思等[8]采用落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行了火災(zāi)作用下C-FST短柱抗沖擊能力實(shí)驗(yàn)研究，考察受火時(shí)間、沖擊速度、沖擊能量和含鋼率對其沖擊性能的影響，得到的結(jié)論與何遠(yuǎn)明等[7]得到的結(jié)論類似。高溫后抗沖擊方面，霍靜思等[9]采用SHPB實(shí)驗(yàn)裝置對常溫和高溫(100～700 ℃)后C-FST進(jìn)行多次沖擊性能實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)高溫后C-FST經(jīng)歷多次沖擊后無明顯強(qiáng)度劣化，具有良好的抗多次沖擊力學(xué)性能和變形能力。本文中，采用SHPB實(shí)驗(yàn)裝置研究高溫后RPC-FST在90～130 s-1應(yīng)變率范圍內(nèi)的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，與文獻(xiàn)[7-9]不同之處是著重研究高溫后RPC-FST的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及破壞特征，并給出動(dòng)力提高系數(shù)(dynamic increase factor，DIF)的計(jì)算方法。

1 實(shí)驗(yàn)概況

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

考察不同應(yīng)變率(90～130 s-1)和過火溫度(20～300 ℃)對RPC-FST動(dòng)態(tài)力學(xué)性能及破壞形態(tài)的影響。RPC-FST試樣的套箍系數(shù)：

式中：fy為鋼管的屈服強(qiáng)度，As為鋼管的面積，fc為RPC軸心抗壓強(qiáng)度，Ac為RPC面積。本文中:

可充分發(fā)揮鋼管的約束作用[10]。此外，因試件尺寸[7]和摩擦效應(yīng)[11]對SHPB實(shí)驗(yàn)結(jié)果有顯著影響，根據(jù)E.D.H.Davies等[12]的建議，本文中試件的長徑比L/D控制在0.50～0.53之間。

1.2 原材料和配合比

RPC中水和硅膠的質(zhì)量之比m(水)∶m(膠體)=0.19∶1.00；膠體由水泥和硅灰組成，且m(水泥)∶m(硅灰)=1.00∶0.28；RPC中m(粗石)∶m(水泥)=0.75∶1.00；m(細(xì)石)∶m(水泥)=0.37∶1.00；m(石英粉)∶m(水泥)=0.39∶1.00；減水劑在減水劑的水溶液中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2.2%。按照上述配合比制作了6塊100mm×100mm×100mm的RPC立方塊，同時(shí)采用壁厚2mm的Q345鋼管制作3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件。根據(jù)文獻(xiàn)[13-14]中的方法分別測得RPC的抗壓強(qiáng)度為120MPa,彈性模量為34.2GPa，泊松比為0.19;鋼管的屈服強(qiáng)度為350MPa,彈性模量為206GPa,泊松比為0.28。

1.3 實(shí)驗(yàn)裝置與實(shí)驗(yàn)方法

沖擊壓縮實(shí)驗(yàn)在?75mmSHPB裝置上進(jìn)行。壓桿和子彈的材料均為高強(qiáng)度彈簧鋼，子彈、入射桿和透射桿直徑均為75mm，子彈長400mm，入射桿總長3 500mm，透射桿總長2 000mm，見圖1。

圖1 SHPB實(shí)驗(yàn)裝置Fig.1 SHPB test setup

制作了6組共18個(gè)?70 mm×35 mm的RPC-FST試件(鋼管外徑為70 mm，壁厚4 mm)和6組共18個(gè)?70 mm×35 mm的RPC試件。RPC-FST試件標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后在車床上加工成壁厚2 mm的RPC-FST試件，然后在電阻絲爐內(nèi)進(jìn)行升溫實(shí)驗(yàn)，待試件冷卻后再進(jìn)行SHPB實(shí)驗(yàn)。為防止核心RPC高溫爆裂，過火溫度范圍為20～300 ℃。

圖2 應(yīng)變信號波形曲線Fig.2 Strain signals

圖2為最高溫為20 ℃、發(fā)射氣壓為1.0 MPa的條件下，由應(yīng)變片采集到的RPC-FST和RPC試件的應(yīng)變信號波形。由三波法[15]可得試樣的應(yīng)變率：

式中：c0為波速，ls為試件長度，εi(XG1,t)為入射應(yīng)變信號，εt(XG2,t)為透射應(yīng)變信號。

平均應(yīng)變率取應(yīng)變率時(shí)程曲線上升段拐點(diǎn)至曲線下降段與上升段拐點(diǎn)值相同的點(diǎn)這一段應(yīng)變率的平均值[16]，即圖3所示曲線AB段和CD段的平均值。由圖4可以看出透射波曲線和(入射波+反射波)曲線有較好的吻合性，說明試件在加載過程中滿足動(dòng)態(tài)應(yīng)力平衡。

圖3 平均應(yīng)變率取值Fig.3 Determination of average strain rate

圖4 動(dòng)態(tài)應(yīng)力平衡Fig.4 Dynamic stress balance

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 靜態(tài)強(qiáng)度估算

受火過程中C-FST存在明顯的溫度梯度，且高溫后混凝土極限強(qiáng)度只與最高過火溫度有關(guān)[17]。對于RPC-FST求解時(shí)可以把混凝土劃分成有一定厚度的n個(gè)圓環(huán)單元，鋼材取整個(gè)鋼管圓環(huán)截面。根據(jù)加權(quán)平均法可以將高溫后核心混凝土的平均軸心抗壓強(qiáng)度表示為：

(1)

式中：fci(θ)和Aci分別為核心混凝土第i個(gè)圓環(huán)截面經(jīng)歷高溫后的軸心抗壓強(qiáng)度和圓環(huán)截面面積。

高溫實(shí)驗(yàn)的升溫曲線及擬合曲線如圖5所示,擬合公式為：

利用ANSYS軟件可以得到混凝土經(jīng)歷最高溫度后的溫度場如圖6所示。高溫后第i環(huán)混凝土軸心抗壓強(qiáng)度可以由下式[17]確定：

(2)

式中:fcu為混凝土立方塊的抗壓強(qiáng)度，MPa；θmax為混凝土最高過火溫度，℃。

圖5 試件升溫?cái)M合曲線Fig.5 Fitting curves for elevated temperature

根據(jù)公式(1)～(2)可以得到200、300 ℃高溫后核心RPC平均軸心抗壓強(qiáng)度分別為95、94 MPa。參考文獻(xiàn)[18]，高溫后RPC-FST靜態(tài)極限強(qiáng)度按下式進(jìn)行估算：

(3)

得到20、200、300 ℃過熱后RPC-FST的靜力強(qiáng)度分別為170、152、151 MPa。

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

表1 RPC-FST沖擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果

表2 RPC沖擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.2.1 應(yīng)變率的影響

由圖2可以看出，試件中峰值應(yīng)力對應(yīng)的入射波荷載明顯高于透射波幅值，說明在沖擊荷載下試件破壞，因此峰值應(yīng)力可以代表試件的承載能力。由表1～2和圖7～8可以看出:應(yīng)變率為100和120 s-1的沖擊荷載下RPC-FST和RPC的峰值應(yīng)力較靜態(tài)抗壓強(qiáng)度分別提高了31%和63%以上，且提高幅度隨應(yīng)變率的增大而增大，表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng)；相同應(yīng)變率下，RPC-FST的DIF值比RPC的小24%以上，說明RPC-FST的應(yīng)變率效應(yīng)明顯弱于RPC的應(yīng)變率效應(yīng)。

圖7 不同應(yīng)變率下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Stress-strain curves at different strain rates

圖8 峰值應(yīng)力-應(yīng)變率關(guān)系Fig.8 Peak stress-strain rate curves

由圖7、9～10可見，當(dāng)應(yīng)變率由100 s-1增大至120 s-1時(shí)，RPC-FST和RPC的應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段均呈上凹型，RPC發(fā)生粉碎性破壞，而RPC-FST出現(xiàn)較明顯的裂縫，鋼管出現(xiàn)鼓脹，但未發(fā)生破碎現(xiàn)象，說明RPC-FST發(fā)生塑性變形，呈延性破壞。這是由于沖擊荷載作用下核心RPC內(nèi)部裂紋開展引起橫向膨脹，鋼管的約束作用逐漸發(fā)揮，核心RPC處于3向受壓狀態(tài)，RPC-FST的組合極限承載力大大提高，鋼管有效抑制了RPC芯柱內(nèi)部微裂縫的發(fā)生和發(fā)展，降低了裂縫擴(kuò)展的速度，提高了RPC-FST的強(qiáng)度和變形能力。

圖9 RPC-FST破壞形態(tài)Fig.9 Failure modes of RPC-FST under impact loading

圖10 RPC破壞形態(tài)Fig.10 Failure modes of RPC under impact loading

2.2.2 溫度的影響

圖11 峰值應(yīng)力-溫度曲線Fig.11 Peak stress-temperature curves

由圖11可知，RPC-FST峰值應(yīng)力隨過火溫度的提高而增大，這是由于經(jīng)歷高溫作用后，RPC內(nèi)部毛細(xì)水蒸發(fā)，相當(dāng)于經(jīng)歷了“自蒸”，水泥水化和火山灰反應(yīng)相互促進(jìn)，消耗了更多對強(qiáng)度有不利影響的Ca(OH)2，并生成了更多的C-S-H凝膠，使得內(nèi)部結(jié)構(gòu)更密實(shí)；RPC經(jīng)歷溫度不高于300 ℃時(shí)，相當(dāng)于經(jīng)歷了“高溫養(yǎng)護(hù)”，使得二次水化反應(yīng)更充分，強(qiáng)度較常溫時(shí)相應(yīng)提高[19]。以高溫300 ℃為例(見表1)，應(yīng)變率100 s-1和120 s-1下的RPC-FST峰值應(yīng)力較常溫下分別提高11%和8.5%，DIF分別提高25%和22%，說明溫度對應(yīng)變率效應(yīng)有顯著影響。由圖12可知，隨著過火溫度的提高，RPC-FST和RPC的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與橫坐標(biāo)軸的包絡(luò)面積逐步增大，說明高溫后RPC-FST和RPC的變形能力增強(qiáng)。

圖12 不同溫度下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.12 Stress-strain curves at different temperatures

2.2.3 動(dòng)力增大系數(shù)

動(dòng)力增大系數(shù)λdi(動(dòng)態(tài)強(qiáng)度與準(zhǔn)靜態(tài)強(qiáng)度的比值)是衡量材料應(yīng)變率效應(yīng)的重要指標(biāo)。圖13給出了不同溫度后DIF與應(yīng)變率的關(guān)系，其中圖13(b)給出了Committee Euro-International du Beton Lausanne (CEB)[20]的DIF計(jì)算結(jié)果，CEB公式中考慮了混凝土強(qiáng)度和應(yīng)變率對DIF值的影響，被廣泛用于預(yù)測混凝土動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度。可以看出，常溫下實(shí)驗(yàn)得到的DIF與CEB預(yù)測的DIF基本吻合，但高溫后實(shí)驗(yàn)得到的DIF偏大，因此采用CEB方法將低估高溫后RPC的動(dòng)力提高系數(shù)19%～26%。相同應(yīng)變率下DIF值隨過火溫度提高而增大，說明RPC-FST的應(yīng)變率效應(yīng)隨過火溫度的提高而增強(qiáng)。

任曉虎等[21]在文獻(xiàn)[22]給出的DIF計(jì)算方法的基礎(chǔ)上，提出了高溫后C-FST動(dòng)力提高系數(shù)的計(jì)算方法：

(4)

高溫后鋼管的屈服強(qiáng)度可以由下式計(jì)算：

(5)

圖13 不同溫度后動(dòng)力增大系數(shù)與應(yīng)變率的關(guān)系Fig.13 Variations of dynamic increase factors versus strain rates

目前尚無高溫后混凝土以及鋼材的動(dòng)力增大系數(shù)的計(jì)算方法，但何遠(yuǎn)明等[7]和霍靜思等[9]研究發(fā)現(xiàn)高溫后C-FST具有與常溫下C-FST相類似的應(yīng)變率效應(yīng)，因此本文中高溫后混凝土以及鋼材的動(dòng)力提高系數(shù)與常溫下的一致，即分別通過CEB[20]提出的公式:

(6)

和Cowpere-Symonds[23]提出的應(yīng)變率模型：

(7)

由式(1)～(7)可以得到常溫、高溫200和300 ℃后RPC-FST動(dòng)力提高系數(shù)的理論值如表3所示。

表3 動(dòng)力提高系數(shù)的理論值與實(shí)驗(yàn)值的對比

由表3可以看出，常溫下RPC-FST的DIF實(shí)驗(yàn)值與理論值吻合較好。相同高溫后，DIF的理論值與實(shí)驗(yàn)值的相對誤差隨應(yīng)變率的提高而逐漸減??；相同應(yīng)變率下，DIF的理論值與實(shí)驗(yàn)值的相對誤差隨過火溫度的提高而總體減小。高溫后的DIF理論值與實(shí)驗(yàn)值的相對誤差在12%以內(nèi)，說明本文的理論方法可以合理預(yù)測高溫后RPC-FST的極限強(qiáng)度，但由于高溫后RPC-FST的抗沖擊特性與受火方式、受火溫度、套箍系數(shù)等因素有關(guān)，更精確的DIF計(jì)算尚需進(jìn)一步研究。

3 結(jié) 論

通過常溫、高溫200和300 ℃后RPC-FST和RPC的SHPB沖擊性能實(shí)驗(yàn)，得到如下結(jié)論：

(1)RPC-FST發(fā)生塑性變形，呈延性破壞；與RPC相比，RPC-FST具有更好的抗沖擊能力。

(2)RPC-FST和RPC均呈現(xiàn)明顯的應(yīng)變率效應(yīng)，但RPC-FST的應(yīng)變率效應(yīng)明顯弱于RPC。

(3)本實(shí)驗(yàn)條件(高溫200和300 ℃后)下，隨著溫度的提高，RPC-FST的峰值應(yīng)力逐漸增大，變形能力增強(qiáng)，抗沖擊能力提高，這是由于高溫使得RPC-FST內(nèi)部結(jié)構(gòu)更致密和機(jī)械變形能力增強(qiáng)所致。

(4)相同應(yīng)變率下的DIF隨過火溫度的提高而增大，說明溫度對應(yīng)變率效應(yīng)有顯著影響。高溫后RPC-FST的DIF理論值與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，但更精確的DIF尚需進(jìn)一步研究。

[1] Tian Zhimin, Wu Ping’an, Jia Jianwei. Dynamic response of RPC-filled steel tubular columns with high load carrying capacity under axial impact loading[J]. Transactions of Tianjin University, 2008,14(6):441-449.

[2] Bambach M R. Design of hollow and concrete filled steel and stainless steel tubular columns for transverse impact loads[J]. Thin-Walled Structures, 2011,49(10):1251-1260.

[3] Remennikov A M, Kong S Y, Uy B. Response of foam- and concrete-filled square steel tubes under low-velocity impact loading[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2011,25(5):373-381.

[4] Yousuf M, Uy B, Tao Z, et al. Transverse impact resistance of hollow and concrete filled stainless steel columns[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013,82:177-189.

[5] Han Linhai, Hou Chuanchuan, Zhao Xiaoling, et al. Behaviour of high-strength concrete filled steel tubes under transverse impact loading[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014,92(1):25-39.

[6] Wang Rui, Han Linhai, Hou Chuanchuan. Behavior of concrete filled steel tubular (CFST) members under lateral impact: Experiment and FEA model[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013,80(1):188-201.

[7] 何遠(yuǎn)明,霍靜思,陳柏生.高溫下鋼管混凝土SHPB動(dòng)態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J].工程力學(xué),2013,30(1):52-58. He Yuanming, Huo Jingsi, Chen Baisheng. Impact tests on dynamic behavior of concrete-filled steel tube at elevated temperatures[J]. Engineering Mechanics, 2013,30(1):52-58.

[8] 霍靜思,任曉虎,肖巖.標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)作用下鋼管混凝土短柱落錘動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào),2012,45(4):9-20. Huo Jingsi, Ren Xiaohu, Xiao Yan. Impact behavior of concrete-filled steel tubular stub columns under ISO-834 standard fire[J]. China Civil Engineering Journal, 2012,45(4):9-20.

[9] 霍靜思,何遠(yuǎn)明,肖莉平,等.高溫后鋼管混凝土抗多次沖擊力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2012,39(9):6-10. Huo Jingsi, He Yuanmin, Xiao Liping, et al. Experimental study on the dynamic behavior of concrete-filled steel tube after exposure to high temperatures under multiple impact loadings[J]. Journal of Hunan University (Natural Sciences), 2012,39(9):6-10.

[10] 鐘善桐.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[M].3版.北京:清華大學(xué)出版社,2003:231-268.

[11] Bischoff P H, Perry S H. Compressive behaviour of concrete at high strain rates[J]. Materials & Structures, 1991,24(6):425-450.

[12] Davies E D H, Hunter S C. The dynamic compression testing of solids by the method of split Hopkinson pressure bar[J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 1963,11(3):155-179.

[13] 混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范:GB50010-2002[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2002:13-15.

[14] 金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法:GB/T228-2002[S].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2002:10-12.

[15] 王禮立.應(yīng)力波基礎(chǔ)[M].北京:國防工業(yè)出版社,2010:5-35.

[16] 李志武,許金余,白二雷,等.高溫后混凝土SHPB試驗(yàn)研究[J].振動(dòng)與沖擊,2012,31(8):143-147. Li Zhiwu, Xu Jinyu, Bai Erlei, et al. SHPB test for post-high-temperature concrete[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012,31(8):143-147.

[17] Song T Y. Concrete filled steel tube stub columns under combined temperature and loading[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2010,66(3):369-384.

[18] 林震宇,吳炎海,沈祖炎.圓鋼管活性粉末混凝土軸壓力學(xué)性能研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2005,26(4):52-56. Lin Zhenyu, Wu Yanhai, Shen Zuyan. Research on behavior of RPC filled circular steel tube column subjected to axial compression[J]. Journal of Building Structures, 2005,26(4):52-56.

[19] 李海艷.活性粉末混凝土高溫爆裂及高溫后力學(xué)性能研究[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué),2012:60,96-97.

[20] Comité Euro-International du Béton. Concrete structure under impact and impulsive loading: CEB Bulletin No.187[R]. Lausanne Switzerland, 1988.

[21] 任曉虎,霍靜思,陳柏生.高溫后鋼管混凝土短柱落錘動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)研究[J].振動(dòng)與沖擊,2011,30(11):67-73. Ren Xiaohu, Huo Jingsi, Chen Baisheng. Dynamic behaviors of concrete-filled steel stub columns after exposure to high temperature[J]. Journal of Vibration and Shock, 2011,30(11):67-73.

[22] Xiao Yan, Shan Jianhua, Zheng Qiu, et al. Experimental studies on concrete filled steel tubes under high strain rate loading[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2009,21(10):569-577.

[23] Jones N. Structural impact[M]. Cambridge, New York: Cambridge University Press, 1988:100-150.

(責(zé)任編輯 張凌云)

Mechanical properties of reactive powder concrete-filled steel tube after exposure to high temperature under impact loading

Jiang Meng, Guo Zhikun, Chen Wanxiang, Zou Huihui, Liang Wenguang

(StateKeyLaboratoryofDisasterPreventionandMitigationofExplosionandImpact,PLAUniversityofScienceandTechnology,Nanjing210007,Jiangsu,China)

Experiments on reactive powder concrete-filled steel tube (RPC-FST) specimens after exposure to high temperature were performed by using a split Hopkinson pressure bar (SHPB) apparatus, and the influences of strain rate effects and temperature effects on the dynamic behaviors of RPC-FST were investigated. Test results show that the RPC-FST specimens after exposure to high temperature have excellent impact-resistance, ductility and integrity. The strain rate effects of the RPC-FST specimens are weaker than those of the RPC specimens under impact loading. The peak stress of the RPC-FST specimens increases as the temperature increases, and the deformation capability and impact-resistance increase. The dynamic increase factor (DIF) increases as the temperature increases. It means that the strain rate effects of RPC-FST become more obvious after exposure to high temperature.

reactive powder concrete-filled steel tube (RPC-FST); Hopkinson pressure bar; dynamic behavior; failure mode

10.11883/1001-1455(2017)03-0405-10

2015-10-12；

2016-01-08

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51378498,51578541);江蘇省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(BK20141066)

姜 猛(1989— )，男，碩士研究生; 通信作者: 陳萬祥,cwx_0806@sohu.com。

O381;TU398 國標(biāo)學(xué)科代碼： 13035

A