黨利榮, 劉新文, 張林芝, 曹旭東, 祁生旺

(1. 甘肅第四建設集團有限責任公司, 甘肅 蘭州 730060; 2. 甘肅建投科技研發(fā)有限公司, 甘肅 蘭州 730050)

在鋼管混凝土中配置型鋼或鋼管等,可以顯著提高該類組合構件的承載力,改善構件力學性能[1-3]；截面尺寸相同時,該類構件比鋼管混凝土有更高的承載力和更好的延性,常被用作超高層結構或大跨結構中承受重載的構件.對于內置型鋼鋼管混凝土,內部型鋼受到混凝土的保護,型鋼的存在使得該類構件的承載性能明顯提高[4-5].圖1為三種不同截面形式的內置型鋼鋼管混凝土組合構件,包括內置十字形型鋼(構件CC)、內置工字形型鋼(構件CI)和內置L形角鋼(構件CL)組合構件.

圖1 內置型鋼鋼管混凝土組合構件截面形式(mm)Fig.1 Sectional form of steel-reinforced CFST composite specimens(mm)

鋼管混凝土及其組合構件在使用過程中往往面臨著沖擊荷載的威脅,如交通工具對站臺柱的沖擊、船舶對橋墩的沖擊以及人為因素造成的沖擊等.沖擊荷載會引起結構構件變形,甚至造成結構倒塌,因此對結構構件的抗沖擊性能研究十分必要.目前,研究者對鋼管混凝土構件的橫向沖擊性能進行了較多的研究,Wang等[6]對鋼管混凝土構件在側向沖擊作用下的動力響應進行了試驗研究和有限元分析；Aghdamy等[7]運用數(shù)值方法對中空夾層鋼管混凝土柱的側向沖擊響應進行了分析；章琪等[8]利用ABAQUS對沖擊荷載作用下不同類型的鋼管混凝土構件進行了數(shù)值模擬；Yousuf等[9]對不銹鋼管混凝土試件在靜態(tài)荷載和沖擊荷載作用下的力學性能進行了試驗研究.但目前對于內置型鋼或鋼管的鋼管混凝土組合構件抗沖擊性能研究相對較少,朱翔等[10]對不同截面的新型復合柱進行橫向沖擊試驗和數(shù)值模擬,包括內置圓鋼管和內置十字形型鋼的鋼管混凝土組合構件；史艷莉等[11]采用有限元方法對內置圓鋼管的圓鋼管混凝土構件的橫向沖擊過程和影響因素進行了分析；Xian等[12]對內置型鋼的圓鋼管混凝土構件橫向沖擊過程進行了試驗研究.因此有必要對內置型鋼鋼管混凝土構件的橫向沖擊過程進行進一步研究,分析不同截面組合構件的抗沖擊性能,以及內置型鋼參數(shù)變化對構件抗沖擊性能的影響,以期為相關工程設計提供參考.

本文建立了三種不同內置型鋼鋼管混凝土構件的橫向沖擊有限元模型,通過已有組合構件的橫向沖擊試驗對模型的正確性進行了驗證.對比了內置三種型鋼對鋼管混凝土構件抗沖擊性能的影響,分析了組合構件沖擊過程中的跨中撓度、沖擊力和截面彎矩發(fā)展,以及構件的變形.最后討論了不同型鋼參數(shù)變化對組合構件抗沖擊性能的影響.

1 材料本構

1.1 鋼材

鋼材采用文獻[13]中提出的五段式彈塑性本構關系.在動態(tài)沖擊荷載作用下,采用Cowper-Symonds模型[14]計算鋼材在沖擊荷載作用下的動態(tài)屈服強度,計算公式如下式：

(1)

1.2 混凝土

混凝土采用塑性損傷模型,其本構關系采用文獻[13]中適用于圓鋼管混凝土中核心混凝土的應力-應變關系.混凝土在動態(tài)荷載作用下的應變率采用CEB-FIP中的模型計算[14],對于抗壓強度,計算公式如下：

(2)

(3)

式中:ftd和fts分別為混凝土動態(tài)加載時和靜態(tài)加載時的抗拉強度[14],靜態(tài)加載時的應變率取1×10-6s—1,δ和β為參數(shù),logβ=6δ-2,δ=1/(1+8f′c/10).

2 有限元模型

2.1 模型建立

在ABAQUS有限元軟件中建立構件的橫向沖擊數(shù)值模型,包括內置十字形型鋼(CC)、內置工字形型鋼(CI)和內置角鋼(CL)的鋼管混凝土構件,截面尺寸如圖1,三種構件長度為1 600 mm,型鋼厚度均勻,構件的型鋼含鋼率相同(即型鋼橫截面面積與混凝土橫截面面積之比相同).鋼材和型鋼屈服強度為345 MPa,混凝土抗壓強度為50 MPa.模擬時鋼管、混凝土和端板均為C3D8R的三維實體單元,型鋼采用殼單元(S4R).落錘采用剛體模擬,矩形落錘尺寸參考文獻[12]取80 mm×200 mm,質量為1 000 kg,沖擊速度為8 m/s.圖2為構件CI的邊界與網格劃分,網格大小為15mm,通過約束端板三個方向的位移和轉角實現(xiàn)固支邊界.

圖2 構件CI的邊界與網格Fig.2 Boundary and mesh of the member CI

2.2 模型驗證

對已有圓鋼管混凝土和內置型鋼圓鋼管混凝土構件橫向沖擊試驗進行模擬,包括試件的跨中撓度時程曲線和沖擊力時程曲線,以驗證文中橫向沖擊數(shù)值模型的合理性.試件參數(shù)如表1,表中截面尺寸為試件的外直徑和鋼管壁厚.內置型鋼鋼管混凝土和鋼管混凝土試件的凈跨分別為1 100 mm和2 000 mm,內置十字形型鋼和工字形型鋼的腹板高度和翼緣寬度相同,分別為100 mm和40 mm,二者壁厚均為3 mm.

表1 橫向沖擊試件信息與結果

鋼管混凝土在橫向沖擊荷載作用下,其跨中撓度和沖擊力平臺值是衡量構件抗沖擊性能的重要指標,因此其計算的準確性是反映構件沖擊過程模擬準確性的重要表現(xiàn).圖3為試驗跨中撓度時程曲線和模擬曲線對比.可以看出,二者吻合較好,跨中最大撓度試驗值與模擬值之比的平均值為1.02.圖4給出了沖擊力時程曲線試驗結果和模擬曲線對比,沖擊力時程曲線整體吻合較好,試驗的沖擊力平臺值與模擬值之比的平均值為1.03.綜上可見,文中數(shù)值模型計算結果與試驗結果整體吻合良好,表明數(shù)值模型計算結果準確.

圖3 跨中撓度時程曲線對比

圖4 沖擊力時程曲線對比

3 組合構件沖擊過程分析與對比

3.1 跨中撓度時程曲線

圖5為不同組合構件的跨中撓度時程曲線,同時給出未配置型鋼的鋼管混凝土構件(構件C)作為對比.可見,對于組合構件,構件CI的跨中撓度最小,構件CC的最大,而構件CL介于二者之間,且組合構件的跨中撓度明顯小于鋼管混凝土構件.這表明型鋼的存在可以明顯減小鋼管混凝土構件的整體變形,當型鋼含鋼率相同時,內置工字形型鋼對鋼管混凝土構件抗變形能力提升效果最顯著.這可能是因為型鋼含鋼率相同時(型鋼也壁厚相同),內置工字形鋼的腹板更高,整體抗彎能力更強.如構件C的跨中最大撓度為88.6 mm,內置十字形型鋼、工字形型鋼和L形角鋼后,構件的跨中最大撓度分別減小了13%、27%和21%.

圖5 構件的跨中撓度時程曲線對比 Fig.5 Comparison of time history curves of mid-span deflection of specimens

3.2 沖擊力時程曲線

圖6為不同組合構件的沖擊力時程曲線.可以看出,組合構件的沖擊力時程曲線與鋼管混凝土構件相似,其沖擊過程可分為震蕩階段(OB)、平臺階段(BC)和卸載階段(CD)[13].在OB階段,沖擊力達到峰值后迅速減小并震蕩,到B點時穩(wěn)定；在BC階段,沖擊力保持相對穩(wěn)定,波動很小,該階段的沖擊力平臺值是反映構件抗沖擊能力的直接表現(xiàn)[6,14]；C點后沖擊力迅速減小,到D點時沖擊力為0 kN,落錘與組合構件發(fā)生分離.對比可見,在鋼管混凝土中分別內置十字形型鋼、L形角鋼和工字形型鋼后,構件的沖擊力平臺值逐漸提高,沖擊持續(xù)時間縮短,這表明構件的抗沖擊能力增強.如構件CC、CL和CI的沖擊力平臺值分別為397.6、460.6、418.8 kN,沖擊持續(xù)時間分別為24.8、21.8、23.6 ms,與鋼管混凝土構件C相比,沖擊力平臺值分別提高了20%、40%和27%,沖擊時程縮短了13%、24%和17%.可見型鋼含鋼率相同時,內置工字形型鋼對構件抗沖擊能力的提升最顯著.

圖6 構件的沖擊力時程曲線對比Fig.6 Comparison of time history curves of impact force of specimens

3.3 彎矩時程曲線

在ABAQUS前處理中創(chuàng)建構件不同部件的跨中橫截面,通過后處理中的自由切片獲得組合構件不同部件的彎矩時程曲線.圖7為不同組合構件跨中截面的彎矩時程曲線.可以看出,當沖擊力達到峰值時,彎矩幾乎也達到最大,并出現(xiàn)小幅震蕩；在平臺階段,彎矩逐漸均勻降低,但降低幅度較小；進入卸載階段,彎矩迅速降低.由于落錘與構件分離后構件發(fā)生震動,因此彎矩在D點后維持在較低水平波動.與鋼管混凝土構件相比,組合構件的整體截面彎矩均提高,這表明構件整體抗彎能力提升.與鋼管混凝土相比,在B點時,構件CC、CI和CL的截面彎矩分別提高了9%、37%和21%,可見內置工字形型鋼對構件彎矩的提升最顯著.

圖7 構件的跨中截面彎矩時程曲線對比Fig.7 Comparison of time history curves of sectional moment of members

3.4 各部件的彎矩發(fā)展與分布

以構件CI為例,分析組合構件在沖擊過程中各部件對抗彎能力的貢獻,圖8a為構件CI各部件的跨中截面彎矩時程曲線.可見,整個沖擊過程中,鋼管承擔的彎矩最多,混凝土次之,型鋼承擔的最少.這是因為鋼管受到混凝土的支撐作用，性能發(fā)揮更充分,同時鋼管含鋼率也大于型鋼的含鋼率.此外,在平臺階段,鋼管和型鋼的截面彎矩保持穩(wěn)定,而混凝土的截面彎矩逐漸降低,表明內置型鋼組合構件截面彎矩降低主要由混凝土承載力降低引起,鋼管和型鋼受到混凝土的支撐作用,性能發(fā)揮充分.

圖8b為組合構件各部件在B點時承擔的截面彎矩占比.可以看出,對于三種不同的組合構件,鋼管承擔的彎矩均為最高,型鋼承擔的最少,鋼管與型鋼承載的彎矩占比不同,而混凝土承擔的彎矩相近,這表明內置型鋼的截面形式對組合構件的彎矩分布影響顯著.雖然不同組合構件的截面彎矩不同,但混凝土承擔的彎矩占比相近,這是因為型鋼對混凝土的約束作用影響其抗彎能力.如構件CC、CI和CL在B點時鋼管承擔的截面彎矩分別為46.1、45.8、46.5 kN·m,混凝土承擔的分別為24.6、30.9、26.6 kN·m,可見鋼管承擔的彎矩大小沒有明顯變化,而混凝土的截面彎矩改變,這表明型鋼含鋼率相同時,型鋼截面形式對混凝土的約束作用影響明顯.

圖8 構件截面彎矩發(fā)展與分布Fig.8 Development and distribution of sectional moment of members

3.5 組合構件的變形

圖9給出組合構件外鋼管與型鋼的變形.不同組合構件鋼管的變形相似,如圖9a所示,鋼管整體產生了彎曲變形,在跨中沖擊位置產生了局部凹陷；構件兩端下部受壓產生了局部鼓曲變形,而跨中與兩端之間的鋼管沒有明顯局部屈曲,鋼管應力較高區(qū)域也主要集中在跨中和兩端,這表明鋼管受損區(qū)域主要在跨中和兩端.圖9b為不同截面型鋼的整體變形,可以看出,型鋼均產生了整體彎曲,但未出現(xiàn)局部屈曲變形,這是因為型鋼受到混凝土的支撐作用.這表明型鋼與混凝土相互影響,二者性能發(fā)揮得更充分.

圖9 外鋼管和型鋼的破壞形態(tài)

圖10為構件CI鋼管和型鋼的等效塑性應變和混凝土的縱向截面的應變.可見鋼管和型鋼的塑性變形區(qū)域均在跨中和兩端,而跨中與兩端之間的范圍沒有產生塑性變形,混凝土在跨中下部和兩端的上部產生較大的拉應變,跨中與兩端之間的應變較小.這表明在橫向沖擊荷載作用下,構件在跨中沖擊位置和兩端產生了明顯的損傷.

圖10 構件CI的等效塑性應變和縱向應變

4 影響因素分析

4.1 型鋼的開展程度

第3節(jié)分析結果表明當含鋼率相同時(型鋼的壁厚相同),內置工字形型鋼組合構件的抗沖擊能力優(yōu)于內置十字形型鋼組合構件,這可能與型鋼的開展程度(型鋼腹板高度)有關,型鋼含鋼率相同時,工字形截面型鋼比十字形型鋼截面更開展.保持構件CC型鋼含鋼率以及翼緣與腹板的高寬比不變,通過改變型鋼的厚度和腹板高度分析型鋼開展程度對構件抗沖擊能力的影響.圖11為型鋼腹板高度對構件跨中撓度和沖擊力平臺值的影響.可見,當型鋼含鋼率不變時,隨著型鋼腹板高度的增加,構件的跨中最大撓度和殘余撓度均逐漸減小,沖擊力平臺值逐漸增大,這表明型鋼越開展(腹板越高),構件的抗沖擊能力越強.

圖11 型鋼腹板高度對撓度和沖擊力的影響Fig.11 The effect of the profiled steel web height on the deflection and impact force

4.2 角鋼的分布位置

對于內置L形角鋼的構件,保持型鋼含鋼率不變,改變角鋼距鋼管外邊緣的距離d,以分析角鋼的分布位置對構件的抗沖擊性能的影響.圖12a為角鋼分布位置對跨中撓度的影響.可見,隨著d的減小,跨中最大撓度和殘余撓度均減小.這表明角鋼越靠近鋼管,構件的變形越小.圖12b為角鋼分布位置對沖擊力平臺值的影響,可以看出,角鋼越靠近外鋼管,沖擊力平臺值越高,如當d從35 mm減小到10 mm時,沖擊力平臺值增大了38.3 kN.綜上可見,當型鋼含鋼率不變時,L形角鋼的分布位置對構件的抗沖擊性能有一定影響,角鋼越靠近外鋼管,構件的抗沖擊性能越強.

圖12 角鋼分布位置對撓度和沖擊力的影響Fig.12 The influence of distribution position of angle steel on the deflection and impact force

4.3 角鋼的肢長

保持型鋼含鋼率不變,角鋼與鋼管外表面距離為15 mm,改變角鋼肢長,分析角鋼肢長變化對構件抗沖擊性能的影響,構件編號中數(shù)字分別代表肢長和厚度.圖13為角鋼肢長變化對構件跨中撓度和沖擊力的影響.可以看出,當型鋼含鋼率不變時,肢長變化對構件跨中撓度時程曲線和沖擊力時程曲線影響很小,肢長不同構件的曲線幾乎重合,這表明角鋼肢長變化對構件抗沖擊性能影響不明顯.

圖13 角鋼肢長變化對撓度和沖擊力的影響Fig.13 The influence of change of angle steel leg length on the deflection and impact force

4.4 型鋼翼緣的寬厚比

4.1節(jié)分析表明對于內置十字形型鋼的組合構件,型鋼越開展,對抗沖擊性能越有利.保持腹板高度為120mm,型鋼含鋼率不變,改變型鋼翼緣的寬度,分析翼緣寬厚比變化對組合構件抗沖擊性能的影響.圖14為型鋼寬厚比變化對構件撓度和沖擊力的影響,構件編號中數(shù)字分別代表型鋼翼緣寬度和厚度.可見,當型鋼含鋼率不變時,翼緣寬厚比變化對構件跨中撓度時程曲線和沖擊力時程曲線影響較小,隨著寬厚比增加,跨中撓度呈略微減小趨勢,沖擊力平臺值略有提高,表明翼緣寬厚比變化對構件抗沖擊性能影響很小.

圖14 型鋼寬厚比對撓度和沖擊力的影響Fig.14 The influence of the width-thickness ratio of profiled steel on deflection and impact force

4.5 型鋼的含鋼率

保持三種組合構件的型鋼位置不變,通過改變型鋼的壁厚來改變構件的型鋼含鋼率,以分析型鋼含鋼率變化對構件跨中最大撓度和沖擊力平臺值的影響.構件CC和CI的腹板高度和翼緣寬度相同,分別為120 mm和80 mm；構件CL角鋼的肢長為35 mm,角鋼與鋼管外表面距離為15 mm.圖15a為型鋼含鋼率對構件跨中最大撓度的影響.可見,不同組合構件的跨中最大撓度均隨著型鋼含鋼率的增加而減小,其中構件CI降低更明顯,這表明增加型鋼含鋼率可以提高組合構件的抗變形能力.如當型鋼含鋼率從0.037增加到0.077時,構件CC、CI和CL的跨中最大撓度分別降低了13%、18%和14%.圖15b為型鋼含鋼率對構件沖擊力平臺值的影響.可以看出,不同組合構件的沖擊力平臺值均隨著型鋼含鋼率的增加而提高,其中構件CI增加得最顯著.當型鋼含鋼率從0.037增加到0.077時,構件CC、CI和CL的沖擊力平臺值分別提高了17%、25%和17%.綜上可見,增加型鋼的含鋼率可以減小組合構件在橫向沖擊荷載作用下的整體變形,提高構件的抗沖擊性能.

圖15 型鋼含鋼率對撓度和沖擊力的影響Fig.15 The influence of profiled steel ratio on deflection and impact force

4.6 沖擊角度

以CI構件為例,保持落錘速度和大小不變,改變沖擊速度方向,以分析沖擊角度對構件撞擊性能的影響,圖16為沖擊角度對構件撓度和沖擊力的影響.可見,隨著沖擊角度增大,構件的跨中撓度顯著增加,沖擊力峰值降低,平臺階段和沖擊力時程變短,這表明90°沖擊構件時最不利.當沖擊角度從30°增加到90°(沖擊速度與構件軸線垂直),跨中最大撓度增加了243%,沖擊持續(xù)時間增加了43%.可見沖擊角度對構件抗沖擊性能影響顯著,因此進行沖擊分析時應該合理考慮沖擊角度.

圖16 沖擊角度對撓度和沖擊力的影響 Fig.16 The influence of angle of impact load on the deflection and impact force

5 結論

1) 在鋼管混凝土中內置型鋼可以減小構件在橫向沖擊荷載作用下的整體變形,提高構件的抗彎能力和抗沖擊性能.當型鋼含鋼率相同時,內置工字形型鋼的組合構件抗沖擊性能最佳.

2) 整個沖擊過程中,鋼管承擔的彎矩最高,混凝土的次之,型鋼承擔的最小.內置型鋼的截面形式對組合構件的彎矩分布影響顯著,平臺階段組合構件的截面彎矩降低主要是由混凝土承載力降低引起.

3) 橫向沖擊后組合構件在跨中和兩端產生明顯的變形和損傷.型鋼的開展程度對構件的抗沖擊性能影響明顯；當型鋼含鋼率不變時,構件的抗沖擊能力隨著型鋼腹板高度的增加逐漸提高,開展的型鋼截面形式對構件的抗沖擊性能更有利.

4)角鋼的分布位置對構件的抗沖擊性能有一定影響,角鋼越靠近外鋼管,組合構件的抗沖擊性能越強.當型鋼含鋼率不變時,角鋼的肢長和型鋼的寬厚比變化對構件的抗沖擊性能影響很小.

5) 不同截面內置型鋼鋼管混凝土組合構件的抗沖擊性能隨著型鋼含鋼率的增加而提高,且型鋼含鋼率變化對內置工字形型鋼組合構件影響更顯著；沖擊角度對構件抗沖擊性能影響顯著.