高溫后鋼管混凝土短柱落錘動態沖擊試驗研究

任曉虎，霍靜思，陳柏生

（湖南大學 建筑安全與節能教育部重點實驗室，長沙 410082）

近年來，我國建筑火災事故頻繁發生，火災導致結構承載力降低，造成了相當數量的火災倒塌事故；而且一些重要建筑同時面臨火災和爆炸、撞擊等災害的威脅。因此，需考慮建筑結構的高溫（火災）后抗沖擊和抗倒塌設計，以提高結構高溫（火災）后整體性和抗倒塌能力。然而目前國內外還未見有對建筑結構或構件在高溫（火災）后由于爆炸、撞擊和坍塌等沖擊荷載作用下的抗沖擊性能的研究，研究結構高溫后的抗沖擊性能，可為增強結構高溫后抗沖擊性能和抗倒塌能力提供依據。國內外的學者進行了大量的混凝土和鋼材在爆炸和沖擊荷載作用下的力學性能研究［1－4］，但是對鋼管混凝土在爆炸和沖擊作用下的力學性能研究相對較少。

陳肇元等［5］利用快速加載實驗機進行了鋼管混凝土動態試驗，Prichard和 Perry［6］用落錘實驗機進行了鋼管約束混凝土的沖擊試驗，Xiao等［7］利用SHPB裝置進行了鋼管混凝土及約束鋼管混混凝土的沖擊試驗研究，Huo等［8］利用落錘試驗裝置對鋼管混凝土短柱的沖擊性能進行了試驗研究；Huo等［9］利用SHPB裝置對400℃下的鋼管混凝土的沖擊性能進行了試驗研究。Bambach等［10］對三種不同尺寸完全固支的空心截面方鋼管梁和方鋼管混凝土梁在跨中受速度較低、質量較大的橫向沖擊力進行了試驗和分析。上述文獻試驗結果表明，鋼管混凝土在常溫及高溫下均具有良好的抗沖擊性能。同時，由于組成鋼管混凝土的鋼管和核心混凝土之間相互貢獻、協同互補、共同工作，使之具有更好的耐火性［11］。因此，鋼管混凝土也必將具有較好的高溫（火災）后抗沖擊和抗倒塌的力學性能。本文采用落錘沖擊實驗機進行了高溫作用后鋼管混凝土短柱抗沖擊性能試驗研究，可為進行合理的高溫（火災）后抗沖擊設計和評估，并為設計合理的抗倒塌結構體系提供有價值的參考。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

共進行了10個鋼管混凝土短柱落錘沖擊力學性能試驗，主要試驗參數為試件所經歷的最高溫度、沖擊速度、沖擊能量、含鋼率和升降溫全過程中軸壓力水平。通過調整不同落錘下落高度來得到不同的沖擊速度，不同的沖擊能量則通過同時調整落錘下落高度和落錘重量來獲得。參考文獻［1］混凝土落錘沖擊試驗，本文鋼管混凝土短柱沖擊試驗試件所采用的高徑比為2。表1給出了試件設計的詳細數據，其中：L為試件長度，D為試件的外直徑，ts為試件的壁厚，Nud為沖擊力時程曲線的峰值點，荷載No表示試件在升降溫全過程試驗中所受軸力的大小，n表示試件升降溫全過程中所受軸壓比水平（n=No/N，N為參考文獻［11］算得的常溫鋼管混凝土的靜態極限承載強度），試驗測得沖擊能量E是由公式mv2/2（m為落錘質量，v為試驗中實際測得的速度）計算得到，計算所得沖擊能量則是通過2.4小節中計算沖擊力與壓縮變形關系曲線所包圍的面積得到。

試件采用C60混凝土，水泥采用425#普通硅酸鹽水泥，粗骨料為卵石。同時對不同壁厚的鋼管分別制作3個標準拉伸試件，根據文獻［12，13］對混凝土和鋼材進行標準材性試驗。試驗測得混凝土28天立方體抗壓強度為73.8 MPa，4 mm和6 mm厚度的鋼材的屈服強度分別為350 MPa和375 MPa，極限強度分別為467 MPa和516 MPa。

表1 鋼管混凝土短柱試件一覽表Tab.1 Summary of CFT test information

1.2 試驗裝置

高溫后鋼管混凝土抗沖擊試驗是在湖南大學高性能落錘沖擊實驗機基礎上，同時配備高溫抗壓加熱試驗爐完成的。試件高溫試驗利用文獻［14］所述的試驗爐完成，落錘沖擊試驗裝置如圖1所示。高性能落錘實驗機由落錘提升和控制系統、錘體、觸發裝置和激光位移計以及位移轉化斜坡等組成，通過激光位移計和位移轉化斜坡可以測得鋼管混凝土試件在落錘沖擊過程中的軸向壓縮變形。

1.3 試驗方法

落錘沖擊試驗分兩個階段進行，首先采用高溫抗壓試驗爐進行高溫試驗，然后進行落錘沖擊試驗。高溫試驗時，先把試件按照表1中的升溫制度進行升溫和恒溫，然后進行可控降溫，升溫和降溫速度均控制為10℃/min；同時測試在升降溫全過程試驗中施加軸力試件的δ－t變形關系曲線，升降溫過程中保持荷載恒定，直至軸向壓縮變形收斂［14］。待試件冷卻后，按照表1給出的落錘高度以及落錘質量對高溫作用后的鋼管混凝土進行沖擊。

圖1 落錘沖擊試驗裝置圖Fig.1 Drop-weight impact test setup

2 試驗結果與分析

2.1 高溫試驗現象

圖2給出了高溫試驗中施加軸力試件的高溫全過程變形（δ）－升溫時間（t）關系曲線（圖中變形以壓縮為負，膨脹為正），由于試件CL652在高溫試驗過程中抗壓試驗爐發生的故障而未得到該試件的δ－t關系曲線。從圖2可以看出，對于有初始荷載作用的試件，高溫全過程試驗結束時試件均發生顯著的殘余壓縮變形，且絕大部分殘余變形是在降溫冷卻過程中產生的。由于試件所受的初始應力水平較小，在開始升溫階段，試件的高溫膨脹變形大于壓縮變形，在高溫全過程中δ－t變形關系曲線上將出現正的伸長變形量。可能是由于變形測量機構安裝問題，導致試件CL452的δ－t關系曲線在升溫初始階段并沒有出現膨脹。在其他條件相同的情況下，軸壓力水平越大，試件的殘余變形也越大，如試件CL452R的殘余變形大約是試件CL452的1.53倍；同時隨著試件經歷的最高溫度的變大，升溫階段試件的高溫膨脹變形也變大，如試件CL652R開始升溫階段的膨脹變形明顯大于CL452和CL452R兩個試件。

圖2 高溫全過程中試件的δ－t的關系曲線Fig.2 Axial deformation（δ）versus time（t）relations of specimens during high temperature exposure

2.2 試件破壞現象

圖3所示為經歷高溫作用后的鋼管混凝土短柱在落錘沖擊荷載作用后的破壞模態。可見，各個試件均遭受了不同程度破壞，油漆網格脫落情況表明試件均發生了不同程度鼓起或剪切變形。雖然試件經歷了很大的變形（如表1所示），但是試件仍然保持了較好的整體性。從圖3（a）和圖3（c）和表1數據可見，在相同的升溫制度下，高溫全過程沒有軸力作用的試件（C450、C452、C455 和 C868、C860、C862）其軸向壓縮變形隨著沖擊能量的增大而增大。同時從圖3（a）、圖3（b）和表1殘余變形數據可見，對于在相同沖擊能量下的試件（C452、CL452、CL452R 和 CL652、CL652R），高溫全過程中試件所受軸壓力水平增大，試件的殘余變形有所增大，但增大不明顯，且破壞程度相差不大。

為進一步了解鋼管混凝土的破壞模態，試驗后割開鋼管以觀察內部混凝土的破壞形態，如圖4所示。可見，核心混凝土發生明顯的斜向剪切破壞，有的試件核心混凝土因發生嚴重的斜向剪切破壞而分離成兩塊。由于外部鋼管的包裹，使得混凝土還是保持一定的整體性，但此時鋼管混凝土的殘余承載力降低明顯。

雖然高溫后鋼管混凝土在沖擊荷載作用下遭受嚴重的破壞，但由于鋼管的包裹保護作用，試件仍能保持較好的完整性。因此，高溫后鋼管混凝土在沖擊荷載作用下同樣能充分發揮鋼管和混凝土之間的“組合效應”，即鋼管起到提高混凝土強度、塑性和完整性的作用，而核心混凝土起到對鋼管的支撐作用，提高其抗屈曲能力［11］。

圖3 高溫后鋼管混凝土沖擊破壞模態Fig.3 Typical failure modes of concrete － filled steel tubular stub columns subjected to high temperature and impact loading

圖7 ts=6 mm，T=800℃試件沖擊力時程曲線Fig.7 Impact force versus time history curves of specimens with ts=6 mm and T=800℃

2.3 沖擊力時程曲線

圖5－圖7給出了各個試件的沖擊力時程曲線的比較情況。可見，沖擊力在上升段迅速增加，達到極限承載力大約在0.3 ms－0.8 ms左右，下降段則相對平緩，沖擊力作用時間在6 ms到10 ms之間變化。從脈沖的形狀上看，壁厚為4 mm試件近似于三角脈沖，壁厚為6 mm的試件則近似于矩形脈沖。

如圖5（a）和圖7所示，在相同錘重的情況下，最大沖擊力隨下落高度即沖擊能量的增加有所增加，但增加幅度并不明顯；但是隨著下落高度的增加沖擊力作用的時間要相對的延長，說明試件經歷了更大的變形。在相同的沖擊能量下，試件的最大沖擊力隨著高溫全過程中所受軸壓比的增大而減小，但是減小幅度不是很明顯，但沖擊力作用的時間隨著高溫全過程中所受軸壓比的增大而相對短一些具體情況見圖5（b），圖6所示。

圖中各個試件的沖擊力時程曲線的最大值，即極限承載力Nu見表1。

2.4 沖擊力－壓縮變形關系曲線

圖8－圖10給出了各個的試件在沖擊力（F）－壓縮變形（δ）關系曲線。可見，初始時沖擊力隨著變形的增加幾乎是成線性關系，達到峰值荷載后，沖擊力下降變緩，隨后進入卸載階段，試件的彈性變形有所恢復。從圖中可以看出大多數試件卸載剛度跟初始剛度趨勢基本一致，大致呈平行，并沒有出現很大的退化。

如圖8（a）和圖10所示，隨著沖擊速度（沖擊能量）的增大，最大沖擊力有所增加，但是增大幅度不是很大（如表1所示），變形卻有顯著增長，表明試件主要通過發生更大的塑性變形來耗散沖擊能量。如圖8（b）和圖9所示，對于在高溫全過程中承受軸力的試件，增大軸壓力水平降低了試件的最大沖擊力，但是降低幅度不大，同時試件殘余變形卻有所增大，如表1所示。壁厚6 mm試件的增大幅度沒有壁厚4 mm試件明顯，主要是由于壁厚6 mm試件的軸壓比相差不大（CL652，n=0.2；CL652R，n=0.23）。由于試件的沖擊能量一致，因此試件的沖擊力與壓縮關系曲線所圍面積即計算所得能量相差不大，具體數值見表1。

本文參考采用文獻［15］的數值方法確定對應不同升溫制度的高溫后鋼管混凝土軸壓靜力理論變形關系曲線，由于材料應變率效應的影響，高溫后鋼管混凝土沖擊荷載作用下的荷載－變形關系曲線與靜力情況相比區別顯著，主要體現在：動態荷載－變形關系曲線的彈性段和彈塑性段與靜態相比，明顯有所延長，且彈性階段剛度基本相同；動態沖擊極限承載力明顯增大，且增大程度與受高溫作用的程度有關，隨著受高溫作用程度提高，動態承載力提高幅度明顯降低；鋼管混凝土在靜力荷載作用下表現出很好的延性，而動態荷載－變形關系曲線下階段則有明顯變陡，延性明顯降低；雖然試件在沖擊荷載作用下經歷了很大的壓縮變形，但試件仍保持很好的完整性，說明鋼管混凝土在沖擊荷載作用下具有較好的塑性變形能力，且有一定的殘余承載能力。

圖10 ts=6 mm，T=800℃試件沖擊力與壓縮變形關系曲線Fig.10 Impact force versus compressive deformation curves of specimens with ts=6 mm，T=800℃

本次各個試件的荷載與位移曲線所圍得面積為表1給出的計算所得的沖擊能量，由于試件與基座以及基礎與地面會存在一定的空隙等原因導致激光位移傳感器測得的位移比真實位移要偏大，因此計算所得的沖擊能量會大于實際沖擊能量。

3 試驗參數影響分析

圖11和圖12分別給出了鋼管混凝土試件的極限荷載與沖擊速度及沖擊能量的關系，其極限承載力Nud的具體數值見表1。從圖11可見，最大沖擊力隨著沖擊速度的增大而增大；在相同的沖擊能量下，高溫全過程中所受軸力試件的極限荷載大于高溫全過程中沒有受到軸力作用的試件，但是提高幅度不大，這跟文獻［14］所述鋼管混凝土高溫全過程靜力試驗結果一致，如試件 CL452，CL452R（CL452Nud=3 032 kJ，CL452RNud=2 972 kJ）極限荷載較試件C452（Nud=2 864 kJ）提高了5.5%和3.8%。其主要是因為文獻［16－18］：在初始應力作用下，截面壓應力的先期作用有效地約束了混凝土在升溫過程中的自由膨脹變形，限制了垂直于應力方向的裂縫發展，同時，由于有初始應力作用，使得試件在高溫作用的全過程中，產生了數值很大的瞬態熱應變，導致了混凝土內部應力的松弛和釋放，緩解了水泥漿和骨料間的粘結力破壞，縮減了高溫下骨料晶體化和水泥水化生成物脫水所發生的體積膨脹。如圖11和圖12可見，在相同的沖擊速度或者沖擊能量下，隨著含鋼率的增大，試件的最大沖擊力也越大，說明增大試件的含鋼率能很好的提高試件的承載能力。

圖13給出了試件的殘余變形與沖擊速度的關系，從圖13可見，試件的殘余變形隨著沖擊速度的增大而增大，在相同的沖擊速度下，試件的殘余變形隨著試件的軸壓比增大，主要是由于隨著試件的軸壓比增大，混凝土以及鋼材材料劣化更明顯，但是從圖13中可以看出試件的殘余變形增大幅度不大，這跟圖11以及文獻［14］結論一致。

4 高溫后鋼管混凝土動態承載力簡化評估方法探討

圖11 極限荷載與沖擊速度的關系Fig.11 Ultimate load carrying capacity（Nu）versus impact velocity relations

圖12 極限荷載與沖擊能量的關系Fig.12 Ultimate load carrying capacity（Nu）versus impact energy relations

圖13 試件的殘余變形與沖擊速度的關系Fig.13 Residual deformation versus impact velocity relations

通常用動力增大系數（DIF），即動態強度與準靜態強度之比，來描述材料強度隨應變率增大而提高的現象。文獻［19］給出了不考慮鋼管與混凝土之間約束作用常溫下鋼管混凝土的動力增大系數（DIF）的計算方法，本文參考文獻［19］提出了高溫后的鋼管混凝土的動態增大系數。

對于DIF求解時把混凝土劃分成有一定厚度的n個圓環單元，鋼材取整個鋼管圓形截面，Aci和As分別為核心混凝土第i個圓環的截面面積和鋼管截面面積，fci（T）和fy（T）為混凝土第i個圓環截面所經歷最高溫度時的圓柱體抗壓強度和鋼材截面所經歷最高溫度時的屈服強度，混凝土第i個圓環截面和鋼管截面所經歷的最高溫度可以通過文獻［14］給出的模型算得溫度場取得，同時取溫度時應該把第i個圓環截面的溫度看成是均勻的。文獻［11］給出了混凝土高溫后圓柱體抗壓強度和鋼材高溫后的屈服強度的式子，具體表達式見式（2）和式（3）。由于無高溫后混凝土以及鋼材的動力增大系數DIF相關文獻，本文對高溫后混凝土以及鋼材的材料動力增大系數DIF均采用常溫的材料動力增大系數DIF，即分別通過 CEB［20］提出的式子（4）和Malver［21］提出的式子（5）計算得到的DIF算得混凝土高溫作用后的動態強度fcid（T）和鋼材高溫作用后的屈服強度fyd（T）。

其中式（2），（3）中Tmax表示的是混凝土以及鋼材降溫前曾達到的最高溫度。

式子（4）中fcs、fcd分別為靜態壓縮強度和動態強度：

表2給出了簡化方法得到的鋼管混凝土DIF和試驗方法所得DIF的比較。表中測量DIFCFT=Nud/Nus，其中Nus為采用文獻［22］提出的方法所得到的不同升溫制度下鋼管混凝土靜力極限強度。DIF在簡化計算時，混凝土圓環總數取n=10計算。表2中應變率是通過試驗測得鋼管混凝土的應變時程曲線計算得到，即應變率（=ε/t，ε為通過應變片測得鋼管表面的最大應變，t為最大應變所對應的時間）。

表2 簡化方法得的鋼管混凝土DIF與試驗所得DIF比較Tab.2 Comparisons of simplified DIF coefficients with experimentally measured DIF

從表2可以看出，由式（1）簡化計算得到的DIF與實際測得的DIF結果符合良好，雖然試件計算所得的DIF要小于實際測得的DIF，同時從表2可以算出其最大的誤差為19.2%，其主要原因是在推導高溫后鋼管混凝土動力增大系數時沒有考慮鋼管對混凝土的約束作用。忽略上述因素，式子（1）能夠較好的預測高溫后鋼管混凝土試件的極限承載力。通過表2給出的理論DIF可以求得沒有考慮鋼管對混凝土約束作用下的鋼管混凝土極限承載能力，與表2給出的試驗測得鋼管混凝土動態極限承載能力的大小比較，可以進一步的看出鋼管起到提高混凝土強度、塑性和完整性的作用，而核心混凝土起到對鋼管的支撐作用，提高其抗屈曲能力，即起到了1+1＞2的效果。

本文研究成果可以為經歷火災（高溫）作用后的鋼管混凝土結構抗沖擊評估提供參考，但要更精確地對其高溫后抗沖擊性能進行評估，尚需對高溫后混凝土和鋼材在高應變率下的動態效應以及鋼管對核心混凝土約束效應影響做進一步的研究。

5 結論

通過本文高溫后鋼管混凝土短柱落錘沖擊試驗研究，在本文試驗參數范圍內，可得到如下結論：

（1）兩種不同含鋼率的鋼管混凝土短柱試件在不同沖擊工況下的破壞形態主要以斜向的剪切破壞和鋼管局部鼓起為主。雖然鋼管混凝土試件在沖擊荷載作用下發生了明顯的鼓曲或剪切破壞，且剝開鋼管后混凝土已發生明顯的剪切破壞，但是試件仍能保持很好的完整性。因此，高溫后鋼管混凝土仍具有良好的抵抗沖擊荷載的能力。

（2）試驗結果表明，試件所經歷的最高溫度、沖擊速度、沖擊能量和含鋼率等試驗參數均對高溫作用后鋼管混凝土的動態力學性能有顯著的影響，而升降溫全過程中軸壓力水平的影響較小。

（3）試件的最大沖擊力隨沖擊能量和沖擊速度的增大而有所增加，但增幅并不明顯；但試件的殘余變形卻有較大幅度的增長，這導致沖擊力－變形關系曲線所圍的面積增加，即試件通過更大的變形來耗散了更多的沖擊能量。同時，在相同的沖擊能量下，隨著含鋼率的增大，試件的殘余變形顯著減小，說明增大試件的含鋼率能大大減小試件的變形。

（4）在相同的沖擊速度下，在高溫全過程中承受軸力的試件，隨軸壓比的增大試件的殘余變形有所增大，但是增大的幅度不大。同時，在相同的沖擊能量下，高溫全過程中所受軸力試件的極限荷載大于沒有承受軸力的試件，但是提高幅度不大，這跟文獻［14］所述鋼管混凝土高溫全過程作用后靜力試驗結果一致，說明高溫全過程軸壓比的大小對試驗結果影響不顯著。

（5）在不考慮鋼管和混凝土的相互接觸作用的前提下，本文提出了高溫后鋼管混凝土簡化的DIF計算方法，通過與試驗所得到的DIF對比發現簡化方法得到的DIF與試驗所得的DIF相差不大，說明該方法能較好的預測高溫后鋼管混凝土試件的極限承載能力。本文研究成果可以為經歷火災（高溫）作用后的鋼管混凝土結構抗沖擊評估提供參考，但要更精確地對其高溫后抗沖擊性能進行評估，尚需對高溫后混凝土和鋼材在高應變率下的動態效應以及鋼管對核心混凝土約束效應影響做進一步的研究。

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