趙武超 葉繼紅 周知

摘要 為研究撞擊荷載下灌漿套筒連接裝配式混凝土（Precast Concrete， PC）柱的力學(xué)性能和損傷機(jī)理，采用數(shù)值仿真技術(shù)建立了PC柱精細(xì)有限元模型，并完成了模擬方法的驗(yàn)證，分析了PC柱的撞擊響應(yīng)特征與傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土（Cast?in?Place Concrete， CIPC）柱的差異，討論了撞擊位置、軸壓力、接縫強(qiáng)度和套筒連接強(qiáng)度等參數(shù)對(duì)PC柱抗撞性能的影響，并從曲率分布的角度分析了PC柱的損傷特性。結(jié)果表明：相同撞擊條件下PC柱和CIPC柱的非線性力學(xué)行為比較接近，但兩者柱底的傳力機(jī)制和破壞形態(tài)差異明顯；曲率分布能直觀描述PC柱的損傷細(xì)節(jié)特征；撞擊位置的變化會(huì)改變PC柱的抗力機(jī)制，而軸壓比在一定程度上可提高PC柱抗撞能力；由于撞擊荷載的局部效應(yīng)顯著，接縫強(qiáng)度和套筒連接強(qiáng)度主要影響接縫附近柱體的損傷機(jī)理。

關(guān)鍵詞 裝配式混凝土柱; 撞擊荷載; 灌漿套筒連接; 接縫; 曲率分布

引 言

近年來，車船、滾石等撞擊工程結(jié)構(gòu)事故頻頻發(fā)生，嚴(yán)重威脅結(jié)構(gòu)正常使用和人民生命財(cái)產(chǎn)安全，此類問題引起國(guó)內(nèi)外學(xué)者的高度關(guān)注并開展了相關(guān)研究［1］。在大力發(fā)展裝配式建筑的國(guó)家戰(zhàn)略驅(qū)動(dòng)下，預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)得到廣泛推廣和應(yīng)用。作為結(jié)構(gòu)主要豎向承重構(gòu)件，柱構(gòu)件在偶然撞擊荷載下的力學(xué)性能亟待厘清。灌漿套筒連接是裝配式結(jié)構(gòu)最常采用的連接技術(shù)，由于灌漿套筒和拼接縫的影響，撞擊荷載下PC構(gòu)件將表現(xiàn)出與CIPC構(gòu)件不同的力學(xué)性能。因此，探究PC柱的抗撞性能并明晰其抗撞擊工作機(jī)理，對(duì)提升裝配式結(jié)構(gòu)抗災(zāi)變能力具有重要的科學(xué)意義和工程價(jià)值。

目前針對(duì)灌漿套筒連接PC柱的研究主要集中在其連接構(gòu)造與抗震性能。由于灌漿套筒的剛度貢獻(xiàn)和拼接縫的開裂，PC柱一般可達(dá)到同參數(shù)CIPC柱的承載水平，但變形能力略差，且施工缺陷或偏差會(huì)導(dǎo)致PC柱工作性能劣化［2?5］。同時(shí)，套筒預(yù)埋位置也會(huì)顯著影響PC柱破壞形態(tài)與塑性鉸形成機(jī)理，而損傷主要集中在接縫處［6］。然而，與靜載和地震作用不同，撞擊荷載具有局部效應(yīng)顯著和持時(shí)短暫等特點(diǎn)。由于應(yīng)變率效應(yīng)、慣性力效應(yīng)、應(yīng)力波傳播和剪切效應(yīng)的共同影響，撞擊荷載下構(gòu)件的力學(xué)行為與其靜態(tài)力學(xué)行為差異顯著［7?11］。為此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者［12?17］對(duì)CIPC柱的抗撞性能開展了較多研究，分析了撞擊參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其響應(yīng)特征的影響。結(jié)果表明，當(dāng)撞擊位置接近柱底時(shí)，柱越易發(fā)生剪切破壞；當(dāng)軸壓比較小時(shí)，軸力才對(duì)柱抗撞能力發(fā)揮積極作用；柱局部響應(yīng)主要體現(xiàn)在受撞區(qū)域的強(qiáng)非線性行為，其中剪切響應(yīng)尤為顯著；對(duì)于整體響應(yīng)階段，柱整體剛度決定其動(dòng)態(tài)響應(yīng)行為。

利用落錘沖擊試驗(yàn)，閆秋實(shí)等［18］發(fā)現(xiàn)撞擊位置、拼接位置和撞擊荷載共同影響灌漿套筒連接PC梁的破壞形態(tài)，且當(dāng)撞擊位置接近接縫時(shí)，接縫局部損傷嚴(yán)重。在此基礎(chǔ)上，Li等［19］采用有限元方法研究了PC梁的撞擊響應(yīng)行為及其影響因素，并指出剛度分布的不均勻?qū)е翽C梁破壞模式與CIPC梁存在較大差異。然而，對(duì)撞擊荷載下灌漿套筒連接PC柱的動(dòng)力性能研究還非常有限。

基于此，本文采用數(shù)值仿真技術(shù)深入探討撞擊荷載下灌漿套筒連接PC柱的響應(yīng)行為和損傷機(jī)理。首先利用現(xiàn)有PC構(gòu)件撞擊試驗(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值模擬方法的合理性，并建立了PC柱精細(xì)有限元模型；隨后，分析了PC柱和CIPC柱在撞擊響應(yīng)和損傷模式方面的差異特性，并揭示了撞擊荷載下PC柱的損傷演化規(guī)律；最后，探討了撞擊參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)PC柱抗撞性能的影響，以期為PC結(jié)構(gòu)構(gòu)件的綜合防護(hù)提供必要理論依據(jù)。

1 有限元分析模型

1.1 數(shù)值模擬方法驗(yàn)證

基于閆秋實(shí)等［18］開展的混凝土梁落錘撞擊試驗(yàn)，利用有限元軟件LS?DYNA開展試件撞擊響應(yīng)仿真分析。試件尺寸為200 mm×400 mm×3300 mm，凈跨為2900 mm，其中拼接區(qū)為500 mm混凝土后澆帶。試件截面采用對(duì)稱配筋，上下兩側(cè)各配置2根直徑為16 mm的HRB400縱筋；箍筋采用直徑6 mm的HRB400鋼筋，間距為150 mm。落錘質(zhì)量為253 kg，并以6.86 m/s速度撞擊梁跨中位置。試件設(shè)計(jì)參數(shù)及材料力學(xué)性能詳見文獻(xiàn)［18］。

以CIPC梁B1、拼接位置位于凈跨1/2和1/4的PC梁B2和B4a為對(duì)象，建立精細(xì)有限元模型，如圖1所示。其中，混凝土、落錘、支座及壓梁均采用縮減積分六面體實(shí)體單元模擬，鋼筋采用Hughes?Liu梁?jiǎn)卧M?；炷僚c鋼筋單元通過共節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連接，不考慮兩者間的相對(duì)滑移［19?20］。選用連續(xù)蓋帽模型（MAT_CSCM）［21］模擬混凝土在低速?zèng)_擊下的非線性演化，該模型可根據(jù)用戶提供的單軸抗壓強(qiáng)度和最大骨料粒徑自動(dòng)生成本構(gòu)參數(shù)，其中最大骨料粒徑取為20 mm，預(yù)制梁段與現(xiàn)澆拼接段的混凝土強(qiáng)度分別取為29和33.5 MPa。將應(yīng)變率開關(guān)IRATE設(shè)置為1以考慮高應(yīng)變率下混凝土的強(qiáng)度增大效應(yīng)。為模擬撞擊荷載下混凝土侵蝕失效，將IRATE定義為1.1。

由于落錘、支座和壓梁在撞擊過程中變形不明顯，采用剛性材料（MAT_RIGID）模擬其力學(xué)性能。鋼筋采用雙線性彈塑性模型（MAT_PLASTIC_ KINEMATIC）?？v筋和箍筋的屈服強(qiáng)度分別為478.7 MPa和414.5 MPa，失效應(yīng)變?yōu)?.20；為考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)，采用Cowper?Symonds模型計(jì)算不同應(yīng)變率下鋼筋屈服強(qiáng)度σdy：

式中 σsy為鋼筋靜態(tài)屈服強(qiáng)度；ε˙為應(yīng)變率；C，q均為應(yīng)變率參數(shù)，分別取234375和7［17］。

灌漿套筒連接材料組分多、受力復(fù)雜，且撞擊試驗(yàn)結(jié)果表明灌漿套筒連接性能良好?；诖?，其力學(xué)性能采用等截面均勻材料模擬［2，19］。根據(jù)力平衡原則將灌漿料、鋼筋和套筒均一化等效，得到灌漿套筒連接的等效剛度Em和等效強(qiáng)度fm：

式中 Egc，Els和Ess為灌漿料、鋼筋和套筒的彈性模量；Agc，Als和Ass為三者的橫截面積；fgc，fls和fss為三者的抗拉強(qiáng)度。與鋼筋類似，采用梁?jiǎn)卧碗p線性彈塑性模型描述灌漿套筒連接的力學(xué)行為，其中失效應(yīng)變?nèi)?.2［22］。

裝配式構(gòu)件接縫界面往往存在變形協(xié)調(diào)問題，在外部作用下易形成薄弱部位［23］。已有研究［22， 24?25］表明，內(nèi)聚力模型能較好模擬裝配式混凝土界面的粘結(jié)、滑移、剝離及斷裂等行為。LS?DYNA程序提供了一種帶失效的綁定接觸類型*CONTACT_ TIEBREAK_SUFACE_TO_SURFACE），該算法假定接觸面兩側(cè)單元在界面失效前粘結(jié)為一體，且滿足變形協(xié)調(diào)關(guān)系；當(dāng)界面失效后，接觸面相互分離或滑移，而綁定接觸退化為自動(dòng)面面接觸（*CONTACT_AUTOMATIC_SUFACE_TO_SURFACE）。為模擬界面的接觸失效，其失效準(zhǔn)則定義為：

式中 σn和σs為界面法向拉應(yīng)力和剪應(yīng)力；NFLS和SFLS為界面法向抗拉強(qiáng)度和切向抗剪強(qiáng)度。

接縫界面抗剪強(qiáng)度SFLS可根據(jù)歐洲規(guī)范［26］推薦公式和葉果［27］提出的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算：

式中 τc為混凝土粘結(jié)抗剪強(qiáng)度；μ為界面粗糙度系數(shù)，取為0.7；σc為界面法向壓應(yīng)力；fc為界面兩側(cè)低強(qiáng)度混凝土的抗壓強(qiáng)度?；诖?，SFLS取為2.16 MPa；NFLS取為界面兩側(cè)低強(qiáng)度混凝土的抗拉強(qiáng)度［23］，3.31 MPa。當(dāng)界面粘結(jié)失效后，自動(dòng)面面接觸算法中的摩擦系數(shù)定義為0.6［28］。

基于網(wǎng)格敏感性分析結(jié)果，將混凝土和鋼筋單元尺寸取為10 mm。落錘?混凝土以及支座?混凝土界面采用自動(dòng)面面接觸算法，動(dòng)、靜摩擦系數(shù)均取為0.3。為模擬試驗(yàn)構(gòu)件的邊界情況，對(duì)下部支座和壓梁施加固定約束。為避免較大的初始穿透，將落錘與梁體的初始間距設(shè)置為1 mm，并通過關(guān)鍵字INITIAL_VELOCITY_GENERATION定義落錘初速度。根據(jù)Li等［19］的研究結(jié)果，采用試錯(cuò)法調(diào)整落錘撞擊傾角，使得撞擊荷載的模擬值和試驗(yàn)值比較接近。針對(duì)B1，B2和B4a三種工況，調(diào)整后的撞擊傾角分別為2.3o，2.0o和1.9o。

圖2給出了三類試件損傷模式的有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。可以看出：對(duì)于CIPC梁B1，有限元模型能重現(xiàn)梁體跨中通長(zhǎng)彎曲裂縫、撞擊點(diǎn)與剪跨區(qū)之間的斜裂縫、以及剪跨區(qū)域的彎曲損傷；對(duì)于PC梁B2，有限元模擬得到的梁體損傷主要集中于接縫界面并形成貫穿裂縫，且接縫界面兩側(cè)鋼筋處混凝土嚴(yán)重破壞；對(duì)于PC梁B4a，模擬結(jié)果顯示梁跨中出現(xiàn)通長(zhǎng)彎曲裂縫，且剪跨區(qū)域損傷主要出現(xiàn)在接縫附近。整體來看，試件損傷形態(tài)的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

圖3對(duì)比了各試件撞擊響應(yīng)的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果。可以看出：撞擊力峰值的模擬值分別為1156，1222和1388 kN，這與試驗(yàn)值1246，1343和1398 kN比較接近；試件跨中最大撓度的模擬值與試驗(yàn)值相對(duì)誤差分別為2.6%，8.4%和3.9%，且殘余位移的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。綜上可知，所采用的數(shù)值模擬方法和參數(shù)設(shè)置能夠有效預(yù)測(cè)撞擊荷載下PC構(gòu)件的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和破壞形態(tài)，故可用于后續(xù)的PC柱抗撞擊性能研究。

1.2 PC柱有限元模型

根據(jù)裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程，設(shè)計(jì)了建筑結(jié)構(gòu)中常規(guī)PC柱。柱截面尺寸為0.4 m×0.4 m，凈高為3.6 m，柱腳與柱頭高度為0.4 m?；炷量箟簭?qiáng)度為35 MPa，保護(hù)層厚度為30 mm；縱筋選用8根20 mm直徑的HRB400鋼筋，配筋率為1.57%；箍筋選用10 mm直徑的HRB400鋼筋，間距為150 mm。拼接區(qū)采用GTQ4J?20灌漿套筒，長(zhǎng)度為360 mm，內(nèi)外徑分別為32 mm和40 mm。柱身與柱頭之間設(shè)置接縫，且該處縱筋通長(zhǎng)布置。參照混凝土梁模型的建模方法，建立側(cè)向撞擊下PC柱有限元模型，如圖4所示。約束柱頭側(cè)面節(jié)點(diǎn)的水平位移，并約束柱腳外側(cè)節(jié)點(diǎn)的豎向位移，從而實(shí)現(xiàn)柱底固接及柱頂僅可豎向變形的邊界條件。根據(jù)預(yù)先設(shè)定的軸壓比，在柱頭頂面施加均勻面荷載。撞擊體沖頭為200 mm直徑的半圓柱體，并約束其沿撞擊方向之外的自由度。在撞擊分析之前，軸力和重力荷載均采用動(dòng)力松弛方法完成預(yù)加載并達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

2 兩類柱撞擊響應(yīng)差異分析

以典型撞擊工況（撞擊質(zhì)量m=1.5 t，撞擊速度v=10.0 m/s，撞擊高度h=0.9 m，軸壓比n=0.3）為對(duì)象，對(duì)比PC柱和CIPC柱在動(dòng)態(tài)響應(yīng)、能量耗散和損傷模式方面的差異。

2.1 動(dòng)態(tài)響應(yīng)

圖5給出了兩類柱的撞擊力、支座反力、側(cè)向撓度和截面內(nèi)力分布。撞擊過程可分為四個(gè)階段：1）脈沖階段：撞擊力在極短時(shí)間內(nèi)達(dá)到峰值并迅速衰減；支反力滯后于撞擊力；位移響應(yīng)較小，慣性效應(yīng)顯著。2）緩沖階段：撞擊力和支反力趨于穩(wěn)定，柱撓度持續(xù)增加，且下部支反力大于上部支反力。3）衰減階段：撞擊力和支反力減少到0，柱側(cè)向撓度也隨之減小。4）自由振動(dòng)階段：支反力和柱撓度趨于穩(wěn)定。與CIPC柱相比，PC柱動(dòng)態(tài)響應(yīng)差異體現(xiàn)在：撞擊力峰值偏小、撓度峰值偏大、殘余撓度偏小。由于撞擊位置距接縫較遠(yuǎn)，兩者動(dòng)態(tài)響應(yīng)差異不明顯，這與閆秋實(shí)等［18］獲得的撞擊試驗(yàn)現(xiàn)象吻合。

當(dāng)t=2 ms時(shí)，剪力在撞擊位置處發(fā)生突變并達(dá)到峰值，且沿柱高出現(xiàn)三個(gè)零點(diǎn)；彎矩沿柱高出現(xiàn)三個(gè)反彎點(diǎn)，表明此時(shí)撞擊荷載局部效應(yīng)顯著。PC柱底部彎矩和剪力均小于CIPC柱，但其在高度1.1 m處的剪力略大于CIPC柱。當(dāng)t=3 ms時(shí)，撞擊位置上方的剪力和彎矩峰值隨塑性鉸移動(dòng)而上移，底部剪力增大而彎矩略有減??；兩類柱的彎矩與剪力在柱頂附近差異增大。當(dāng)t>9 ms時(shí)，兩類柱的彎矩和剪力逐漸減小，其分布特征接近于靜載情況。綜上可知，相同撞擊條件下兩類柱的內(nèi)力分布規(guī)律基本一致，其數(shù)值差異主要體現(xiàn)在柱端接縫附近。

2.2 各材料組分耗能

圖6給出了撞擊過程中兩類柱各材料組分耗能與初始撞擊能量比率的變化規(guī)律。CIPC柱和PC柱最大耗能比率分別為83.51%和89.14%，表明后者總體損傷相對(duì)嚴(yán)重。當(dāng)撞擊力達(dá)到峰值后，混凝土耗能迅速增加，其中PC柱混凝土對(duì)整體耗能的貢獻(xiàn)大于CIPC柱。進(jìn)入緩沖階段后，混凝土耗能增速減慢，而鋼筋耗能隨構(gòu)件變形而快速增加。最終與CIPC柱相比，PC柱的混凝土和縱筋耗能偏大，而箍筋耗能偏小。這表明接縫和灌漿套筒會(huì)影響PC柱的耗能機(jī)制。

2.3 損傷模式

圖7給出了不同撞擊時(shí)刻下兩類柱的損傷情況?？梢钥闯?，撞擊力峰值時(shí)刻兩類柱的損傷情況類似，以撞擊位置處的局部損傷為主；當(dāng)t=3 ms時(shí)，由于存在較大負(fù)彎矩，兩類柱在撞擊位置上方迎撞面均出現(xiàn)彎曲損傷，而PC柱底部混凝土損傷輕于CIPC柱。當(dāng)t=9 ms時(shí)，CIPC柱在撞擊位置與柱底之間出現(xiàn)了兩條剪切斜裂縫，拱?桁架傳力機(jī)制基本形成；對(duì)于PC柱，由于灌漿套筒破壞了拱?桁架傳力機(jī)制，撞擊荷載通過剪切機(jī)制傳遞至套筒頂部，再由灌漿套筒拼接區(qū)的壓桿機(jī)制傳遞至下部支座。當(dāng)t>16 ms時(shí)，CIPC柱在撞擊位置與柱底之間的斜裂縫基本出齊；由于灌漿套筒引起了剛度突變，PC柱僅在撞擊位置與套筒頂部之間形成主斜裂縫。這表明接縫張開造成了柱底截面應(yīng)力重分布，而灌漿套筒的局部增強(qiáng)改變了撞擊位置下方柱體抗力機(jī)制。

撞擊荷載下混凝土構(gòu)件的高頻響應(yīng)顯著，作為典型累加量的位移難以準(zhǔn)確描述構(gòu)件損傷分布情況。已有研究［29］表明，曲率對(duì)構(gòu)件局部損傷十分敏感。當(dāng)構(gòu)件局部受損時(shí)，曲率往往在該處發(fā)生突變。同時(shí)，曲率變化率也會(huì)反映剪切響應(yīng)的大小。因此，損傷位置可根據(jù)突變點(diǎn)進(jìn)行定位，而損傷程度可由突變幅值及其變化率判定。為此，根據(jù)微分幾何知識(shí)，沿柱高度布置多個(gè)測(cè)點(diǎn)，其中測(cè)點(diǎn)i的平均曲率?i（t）可由中心差分法獲得：

式中 yi+1（t），yi?1（t）和yi（t）分別為測(cè)點(diǎn)i+1，i-1和i在t時(shí)刻的側(cè)向撓度；Δh為各測(cè)點(diǎn)間距。

圖8給出了不同時(shí)刻下兩類柱沿高度的曲率分布。可以看出，撞擊初期柱底和撞擊位置處曲率發(fā)生突變并達(dá)到較大數(shù)值，兩類柱曲率分布基本一致。隨撞擊能量的持續(xù)輸入，柱端與撞擊位置處曲率快速增加。與CIPC柱相比，PC柱底部曲率增加更快而頂部曲率增長(zhǎng)較慢。CIPC柱曲率在高度0.3 m處發(fā)生突變，而PC柱在此處的曲率變化較平緩。撞擊結(jié)束后，兩類柱端部曲率數(shù)值均顯著減小，但撞擊位置處曲率變化不大，表明混凝土柱在撞擊點(diǎn)處更易出現(xiàn)不可逆的塑性損傷。結(jié)合圖7可知，柱體剪切損傷區(qū)的曲率往往出現(xiàn)變號(hào)?？梢?，與撓度相比，曲率更能描述PC柱的損傷細(xì)節(jié)特征。

3 參數(shù)分析

3.1 撞擊位置

當(dāng)m=1.5 t，v=10 m/s，n=0.3時(shí)，撞擊位置對(duì)PC柱動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響如圖9所示。由圖9（a）和（b）可以看出，撞擊位置基本不會(huì)影響撞擊力峰值，表明撞擊力峰值主要與柱局部剛度有關(guān)。柱整體剛度將影響撞擊力發(fā)展，且持時(shí)隨撞擊位置的升高而增大。三種工況下柱撓度峰值分別為38，43和75 mm，而殘余撓度分別是32，30和58 mm。這表明撞擊位置越接近柱底接縫，PC柱越易出現(xiàn)不可逆的塑性損傷，且損傷程度也愈嚴(yán)重。

由圖9（c）可以看出，當(dāng)h=0.6 m時(shí)，套筒頂部混凝土剝落失效，撞擊荷載由套筒頂部截面中部通過壓桿機(jī)制傳遞至柱底。當(dāng)h=0.9 m時(shí)，PC柱的抗力機(jī)制由撞擊點(diǎn)與套筒頂部之間的剪切機(jī)制和套筒連接區(qū)域的壓桿機(jī)制組成。當(dāng)h=1.8 m時(shí)，PC柱以塑性鉸破壞機(jī)制為主，而柱底混凝土損傷輕于柱頂?？梢?，撞擊位置將顯著影響PC柱的抗力機(jī)制。圖9（d）給出了撓度峰值時(shí)刻柱曲率分布情況。可以看出，損傷嚴(yán)重區(qū)段柱曲率較大且有突變。

3.2 軸壓比

圖10給出了m=1.0 t，v=10 m/s和h=0.9 m時(shí)，PC柱側(cè)向撓度、損傷模式和曲率分布隨軸壓比的變化規(guī)律?？梢钥闯?，當(dāng)軸壓比從0.1增加到0.5時(shí)，撓度峰值分別為35，30和29 mm，而殘余撓度分別為22，19和17 mm?？梢?，增加軸壓比可在一定程度上減小PC柱側(cè)向撓度。當(dāng)n=0.7時(shí)，柱體處于小偏壓狀態(tài)，撞擊位置處混凝土達(dá)到極限狀態(tài)，側(cè)向撓度增大；隨后，由于二階效應(yīng)顯著，柱體側(cè)向撓度不收斂，不可逆損傷加重。

由圖10（b）可以看出，當(dāng)n=0.1時(shí)，柱底迎撞面出現(xiàn)一定的受拉損傷，撞擊位置上方柱體也存在明顯彎曲損傷。當(dāng)軸壓比增加到0.5時(shí)，柱體損傷較為集中，底部損傷減輕，且1.8 m高度附近出現(xiàn)一條斜裂縫。當(dāng)n=0.7時(shí)，撞擊位置處混凝土在雙向受壓作用下破碎，鋼筋壓屈，且在1.8 m高度處出現(xiàn)貫穿裂縫?？傮w來說，隨軸壓比的增加，PC柱損傷分布更加集中，脆性破壞效應(yīng)顯著。圖10（c）給出了軸壓比為0.1，0.3和0.5時(shí)PC柱曲率分布。撞擊位置處柱曲率分別為0.28，0.19和0.17 m-1，而柱底曲率從0.44減小到0.35 m-1。可見，增加軸壓比能延緩接縫破壞，但超過一定數(shù)值后將削弱柱抗撞能力。

3.3 接縫強(qiáng)度

為考察接縫強(qiáng)度對(duì)PC柱撞擊響應(yīng)的影響規(guī)律，將接縫界面的法向抗拉強(qiáng)度NFLS以及切向抗剪強(qiáng)度中的混凝土粘結(jié)抗剪強(qiáng)度τc均取為標(biāo)準(zhǔn)算例的0.5，1.0和2.0倍，分別簡(jiǎn)記為ISR=0.5， 1.0，2.0。圖11給出了m=1.0 t，v=12 m/s，h=0.9 m和n=0.3時(shí)，PC柱側(cè)向撓度與損傷模式隨接縫強(qiáng)度的變化規(guī)律。其中，ISR=0.5，1.0，2.0時(shí)所對(duì)應(yīng)的柱撓度峰值均為41 mm，而殘余撓度分別為24，25和28 mm?？梢?，隨接縫強(qiáng)度的提高，撓度峰值基本不變，而殘余撓度增加。由圖11（b）可以發(fā)現(xiàn)，隨接縫強(qiáng)度的提高，柱底損傷分布范圍增大。主要原因在于接縫強(qiáng)度較小時(shí)，界面粘結(jié)失效導(dǎo)致接縫處縱筋承擔(dān)更多的荷載，從而造成接縫上部混凝土損傷相對(duì)較輕。因此，接縫強(qiáng)度會(huì)改變其附近柱體的損傷機(jī)理，且PC柱損傷程度隨接縫強(qiáng)度的提高而加重。

圖12給出了撓度峰值時(shí)刻和撞擊結(jié)束時(shí)刻PC柱曲率分布隨接縫強(qiáng)度的變化規(guī)律?？梢钥闯觯涌p強(qiáng)度一般僅會(huì)影響其附近柱體的曲率大小。當(dāng)ISR=0.5，1.0，2.0時(shí)，撓度峰值時(shí)刻柱底曲率分別為0.65，0.63和0.60 m-1，而撞擊結(jié)束時(shí)刻柱底曲率分別減小到0.36，0.39和0.41 m-1。可見，隨著接縫強(qiáng)度的提高，柱底接縫張開程度減小，此處混凝土損傷加重，從而造成殘余變形增大。

3.4 套筒連接強(qiáng)度

通過減小套筒連接強(qiáng)度來分析灌漿缺陷對(duì)PC柱抗撞性能的影響。分別將灌漿套筒連接強(qiáng)度取為標(biāo)準(zhǔn)算例的0.2，0.6和1.0倍，簡(jiǎn)記為GSR=0.2， 0.6，1.0。圖13給出了初始動(dòng)能為64 kJ時(shí)PC柱撞擊力峰值、撓度峰值和殘余撓度隨灌漿套筒連接強(qiáng)度的變化規(guī)律?？梢钥闯觯?dāng)撞擊質(zhì)量和速度一定時(shí)，隨套筒連接強(qiáng)度的提高，撞擊力峰值基本保持不變，撓度峰值小幅度降低，而殘余撓度略有增加。然而，在相同撞擊能量和套筒連接強(qiáng)度下，撞擊質(zhì)量和速度的不同組合會(huì)顯著影響PC柱的撞擊力和撓度響應(yīng)：隨撞擊速度的增加，撞擊力峰值顯著增大，而撓度峰值和殘余值均減小?？梢?，與灌漿套筒連接強(qiáng)度相比，撞擊質(zhì)量和撞擊速度對(duì)PC柱動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響更顯著。

圖14給出了撞擊質(zhì)量和速度不同組合下套筒連接強(qiáng)度對(duì)PC柱損傷模式的影響。可以看出，撞擊能量恒定時(shí)，隨撞擊質(zhì)量的增加，撞擊位置上方柱體損傷減輕，而柱底損傷加重。尤其是當(dāng)m=0.5 t和v=16.0 m/s時(shí)，由于壓縮波在自由表面反射形成拉伸波，柱體背撞面混凝土保護(hù)層剝落。當(dāng)m=2.0 t和v=8.0 m/s時(shí)，撞擊位置下方柱體剪切效應(yīng)顯著。撞擊質(zhì)量和速度恒定時(shí)，隨套筒連接強(qiáng)度的提高，柱體損傷僅在其底部存在較大差異。這表明套筒連接強(qiáng)度對(duì)撞擊位置上方柱體損傷影響較小，但會(huì)改變柱底的抗力機(jī)制和損傷機(jī)理。當(dāng)GSR=0.2時(shí)，套筒連接強(qiáng)度小于縱筋抗拉強(qiáng)度，鋼筋灌漿套筒連接失效，接縫上方混凝土損傷集中。隨套筒連接強(qiáng)度的提高，柱底混凝土損傷分布范圍更大；當(dāng)GSR>0.6時(shí)，套筒連接強(qiáng)度的提高對(duì)柱底混凝土損傷的影響減弱。因此，可以認(rèn)為套筒灌漿缺陷在一定程度上能減輕接縫附近柱身?yè)p傷，但也增大了灌漿套筒連接的失效概率，從而可能造成PC柱的失效模式由預(yù)制柱身破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榻涌p處縱筋連接失效。

圖15描述了64 kJ初始動(dòng)能撞擊工況下套筒連接強(qiáng)度對(duì)PC柱曲率分布的影響規(guī)律?？梢钥闯?，撞擊質(zhì)量和速度恒定時(shí)，柱底曲率隨套筒連接強(qiáng)度的提高而增大。主要是因?yàn)楫?dāng)套筒連接強(qiáng)度高于縱筋抗拉強(qiáng)度時(shí)，接縫處縱筋應(yīng)變集中，接縫處曲率增大。此外，當(dāng)m=0.5 t和v=16.0 m/s時(shí)，撞擊位置附近曲率由正值轉(zhuǎn)變?yōu)樨?fù)值，這說明該處剪切效應(yīng)較顯著。隨撞擊質(zhì)量的增加，柱底和撞擊位置處曲率有所增加。尤其是，當(dāng)m=2.0 t和v=8.0 m/s時(shí)，灌漿套筒頂部附近曲率發(fā)生突變，而1.1 m高度以上柱體曲率均很小，與圖14所示柱損傷分布較吻合。

4 結(jié) 論

（1） 相同撞擊條件下，PC柱往往表現(xiàn)出與同參數(shù)CIPC柱類似的非線性力學(xué)響應(yīng)，而動(dòng)態(tài)響應(yīng)差異主要集中在柱端接縫附近。接縫薄弱環(huán)節(jié)和灌漿套筒局部增強(qiáng)作用將改變PC柱底部的傳力機(jī)制和耗能機(jī)理，與CIPC柱的拱?桁架傳力機(jī)制不同，PC柱通過剪切機(jī)制將撞擊荷載傳遞至套筒頂部，再由灌漿套筒拼接區(qū)的壓桿機(jī)制傳遞至下部支座。

（2） 與典型累加量的位移相比，曲率更適合描述撞擊荷載下PC構(gòu)件的損傷細(xì)節(jié)特征，尤其是能直觀識(shí)別局部剪切損傷部位以及接縫張開程度。

（3） 隨撞擊位置與柱端距離的減小，PC柱的抗力機(jī)制由塑性鉸破壞機(jī)制逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閴簵U機(jī)制。增加軸壓比不僅能增強(qiáng)接縫的抗剪強(qiáng)度，還能在一定程度上提高PC柱體的抗撞能力。然而，隨軸壓比的增加，PC柱損傷愈加集中且更易發(fā)生脆性破壞。

（4） 撞擊質(zhì)量和速度的不同組合顯著影響著PC柱非線性力學(xué)行為，而接縫強(qiáng)度和套筒連接強(qiáng)度往往僅改變拼接區(qū)附近柱體的損傷分布。隨接縫強(qiáng)度的提高，柱身?yè)p傷加重，接縫張開程度減小。套筒灌漿缺陷能在一定程度減輕接縫處柱身?yè)p傷，但也增加了縱筋套筒連接的失效概率，從而可能造成PC柱的失效模式由預(yù)制柱身破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榻涌p處縱筋連接失效。

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Abstract To numerically investigate the mechanical properties and damage mechanism of precast concrete （PC） columns with grouted sleeve connection subjected to impact loadings， the refined finite element model of PC column under lateral impact was established and verified against previous impact test results. The differences between the impact response characteristics of PC columns and cast-in-place concrete （CIPC） columns were studied. The influence of impact position， axial load ratio， strengths of joint and grout sleeve connection on the impact performance of PC columns was examined， and the damage characteristics of PC columns were analyzed from the perspective of curvature distribution. The results show that PC column and CIPC column exhibit similar nonlinear mechanical behaviors under the same impact conditions. However， the force transfer mechanism and failure patterns of the columns below the impact point are quite different. In addition， the curvature distribution could be utilized to describe the damage concentrations of the impacted columns. The change of impact position will vary the resistance mechanism of PC columns， and the axial load ratio can improve the anti-impact capacity of PC columns to a certain extent. Due to the significant local effect of impact loadings， the strengths of joint and grout sleeve connection mainly affect the damage mechanism of the column near the joint.

Keywords precast concrete column; impact loadings; grouted sleeve connection; joint; curvature distribution