鋼管RPC抗沖擊壓縮特性及極限強度確定方法

陳萬祥， 郭志昆， 姜 猛， 閆鳳國， 梁文光

(解放軍理工大學 爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室， 南京 210007)

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鋼管RPC抗沖擊壓縮特性及極限強度確定方法

陳萬祥， 郭志昆， 姜 猛， 閆鳳國， 梁文光

(解放軍理工大學 爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室， 南京 210007)

采用?74 mm分離式霍普金森壓桿(Split Hopkinson Pressure Bar，SHPB)試驗裝置，分別對20塊鋼管活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete-Filled Steel Tube，鋼管RPC)和20塊RPC試件進行了不同加載速率的沖擊壓縮試驗，得到了不同應變率下的動態應力-應變曲線、峰值應力和峰值應變，分析了試件的破壞特征。在鋼管混凝土靜態軸向極限承載力計算公式基礎上引入應變率效應，得到鋼管RPC極限強度確定方法。結果表明：鋼管RPC和RPC的峰值應力和峰值應變均隨平均應變率增大而增大。沖擊荷載作用下，鋼管RPC比RPC具有更高的強度，更好的延性和完整性，是一種良好的抗沖擊防護工程材料。鋼管壁厚對鋼管RPC動態應力-應變關系有明顯影響，一定沖擊速度下壁厚較薄的鋼管RPC出現了明顯的屈服平臺和應力強化現象，峰值應變也顯著增大。鋼管RPC極限強度理論計算結果與試驗結果存在一定的相對誤差，但隨著響應應變率增大相對誤差逐漸減小。

霍普金森壓桿；沖擊荷載；鋼管RPC；應力-應變曲線；動態行為

鋼管混凝土(Concrete-Filled Steel Tube，CFST)可以充分發揮鋼管的約束效應和核心混凝土的抗屈曲作用，因而具有較高的承載力、良好的韌性和延性，被廣泛用作抗震結構、抗爆結構以及高聳、大跨度結構的承重構件[1]。近年來，為了滿足防護工程抗沖擊爆炸作用的需要，將100 MPa以上的活性粉末混凝土灌入鋼管中組成鋼管活性粉末混凝土組合結構(Reactive Powder Concrete-Filled Steel Tube，鋼管RPC)。試驗研究表明[2-3]，鋼管RPC具有傳統鋼管混凝土無法比擬的承載力和抗沖擊性能，具有極為廣闊的應用前景。

鋼管RPC主要用作承重構件，因而研究其軸向動態強度及應力-應變響應特征對鋼管RPC構件抗沖擊爆炸設計和安全性評估具有重要意義。目前，鋼管RPC的基本性能與應用研究主要集中于靜力性能方面，動態力學性能的試驗和理論研究并不多。TIAN等[3]利用霍普金森壓桿裝置(Split Hopkinson Pressure Bar，SHPB)對核心RPC抗壓強度為125.5 MPa的鋼管RPC進行了抗沖擊壓縮特性試驗，給出了鋼管和核心RPC對鋼管RPC承載力的貢獻值，結果發現兩者強度貢獻比值為0.25≤EsAs/EcAc≤7.2，鋼管RPC動態承載力是靜態承載力的1.75倍左右。XIAO等[4]進行了鋼管混凝土與約束鋼管混凝土的SHPB和高速輕氣炮沖擊試驗。馮建文[5]采用?74 mm直錐變截面分離式霍普金森壓桿對?63×31 mm、壁厚3.5 mm的鋼管RPC和C60混凝土進行了沖擊試驗，表明鋼管約束可以改善RPC的抗沖擊性能。單建華[6]對?50×25 mm、壁厚1 mm的CFST試件和混凝土試件進行一次和多次沖擊試驗，結果表明在沖擊荷載下，鋼管能很好地約束混凝土發生橫向變形，使原來的脆性破壞變為延性破壞，同時混凝土能有效阻止鋼管的屈曲，提高了CFST抗沖擊能力；CFST在承受多次沖擊荷載下仍能保持其完整性。李珠等[7]對16根CFST短柱進行了軸向沖擊試驗研究。鄭秋[8]進行了CFST落錘沖擊試驗研究。HUO等[9]利用SHPB裝置對400℃下鋼管混凝土的沖擊性能進行了試驗研究，表明高溫下CFST仍具有良好的抗沖擊能力和延性。

1 試驗概況

1.1 RPC配合比及力學參數

試驗按照表1中配合比共制作了6塊150 mm×150 mm×150 mm的RPC立方塊，標準養護28天。同時采用壁厚4 mm的鋼管制作3個標準拉伸試件，按照文獻[10-11]方法分別對RPC和鋼材進行標準材性試驗。如表2所示，試驗測得RPC試塊28天的抗壓強度為110 MPa，壁厚4 mm 鋼材的屈服強度和極限強度分別為345 MPa和370 MPa。

表1 活性粉末混凝土配合比

表2 鋼管和RPC性能參數

1.2 試驗裝置

沖擊壓縮試驗在中國科學技術大學自制的?74 mm SHPB裝置上進行(如圖1)。壓桿和子彈的材料均為高強度彈簧鋼，子彈、入射桿和透射桿直徑為74 mm，所用子彈長度為400 mm，入射桿總長3 500 mm，透射桿總長2 000 mm。

圖1 試驗裝置示意圖Fig.1 SHPB test set-up

試驗制作了20塊?70×35 mm(總直徑70 mm，長度35 mm)的RPC試件和20塊?70×35 mm(總直徑70 mm，鋼管壁厚4 mm，核心RPC直徑62 mm，長度35 mm)的鋼管RPC試件(為了便于試驗結果對比分析，其中一組試件鋼管壁厚2 mm，核心RPC直徑62 mm，長度35 mm)，標準養護28天后進行SHPB試驗。由于鋼管普通混凝土的套箍系數0.4<ξ<1時，工作分彈性、彈塑性和塑性三個階段，可充分體現鋼管對CFST受力全過程的約束作用[12]，且鋼管的約束效果隨核心混凝土強度提高而減弱[13]，因而試驗采用比鋼管普通混凝土壁厚更大的鋼管(ξ=0.72)。試驗的試件長徑比L/D=0.5≤3(其中L為試件長度，D為試件直徑)，因而SHPB試驗中的試件端部摩擦效應和失穩現象可以忽略不計[14]。試驗前，試件在磨床上進行精磨，確保不平整度≤0.02 mm。圖2為試驗中應變片采集到的典型電壓信號時程曲線。可以看出，反射波有一明顯的平臺段，占整個有效加載的50%左右，說明試件在整個加載過程中近似均勻受力。

圖2 電壓信號波形曲線Fig.2 Curves of voltage signal

試驗過程中，通過調整發射氣壓獲得沖擊桿的預定加載速率。試件在不同加載速率下將發生相應不同應變率的動態響應。基于一維彈性應力波理論和試件端面的應力平衡、位移連續性條件，可計算得試件的應力、應變和應變率[15-16]。試件的響應應變率是一個隨時間變化過程，我們通常用平均應變率來表征。平均應變率取應變率時程曲線上升段拐點至曲線下降段與上升段拐點值相同的點這一段應變率的平均值，即如圖3所示曲線A-B段的平均值。

圖3 平均應變率取值Fig.3 Determination of average strain rate

1.3 試驗結果與分析

在MTS機上測得RPC標準立方體試塊的靜態抗壓強度為110 MPa，鋼管RPC的靜態抗壓強度為170 MPa(參考文獻[3]算得的靜態極限強度)。

利用中國科學技術大學的?74 mm SHPB試驗裝置對 A(A1～A4)、B(B1～B4)、C(C1～C4)、D(D1～D4)、E(E1～E4)5組 20塊鋼管RPC試件和F(F1～F4)、G(G1～G4)、H(H1～H4)、I(I1～I4)、J(J1～J4)5組20塊RPC試件進行了沖擊壓縮試驗。每組試驗的發射氣壓相同，取每組4次試驗結果的平均值作為代表值，結果見表3、表4和圖4～圖7。圖8、圖9分別為兩種試件沖擊后的破壞形態。

表3 鋼管RPC沖擊試驗結果

注：E組試件的鋼管壁厚為ts=2 mm，A～B組試件的鋼管壁厚均為ts=4 mm。

表4 RPC沖擊試驗結果

圖4 鋼管RPC和RPC峰值應力-沖擊速度關系Fig.4 Peak stress-impact velocity curves for RPC-filled steel tube and RPC under impact loading

圖5 鋼管RPC動態應力-應變關系Fig.5 Stress-strain curves for RPC-filled steel tube under impact loading

圖6 RPC動態應力-應變關系Fig.6 Stress-strain curves for RPC under impact loading

圖7 不同壁厚鋼管RPC動態應力-應變關系Fig.7 Stress-strain curves for RPC-filled steel tube with different thickness of steel tube

圖8 不同沖擊速度的鋼管RPC破壞形態Fig.8 Failure modes of RPC-filled steel tube under different impact loading

圖9 不同沖擊速度的RPC破壞形態Fig.9 Failure modes for RPC under different impact loading

試驗結果表明，沖擊荷載作用下鋼管RPC比RPC具有更高的強度，更好的延性和完整性，破壞模式由RPC的脆性破壞轉變為延性破壞，說明鋼管RPC具有良好的抗沖擊性能。由表3、表4和圖4可知，鋼管RPC和RPC的峰值應力隨加載速率(平均應變率)的增大而非線性增大，均具有明顯的應變率效應。由表3、表4及圖5、圖6可以看出，沖擊荷載作用下鋼管RPC和RPC的彈性段和塑性段均有所延長，但鋼管RPC應力-應變曲線下降段保持較“豐滿”的上凸型，而RPC應力-應變曲線呈現出上凹型，說明鋼管RPC具有較好的能力吸收能力和變形性能。同時，軸壓剛度也出現隨加載速率增大而明顯增大的現象。沖擊速度小于16 m/s時，鋼管RPC的峰值應力比RPC高15.0%～20.0%，峰值應變比RPC高25.0%～31.6%。對比圖5和圖6可以看出，鋼管RPC的彈性段和塑性段均比RPC有所延長，且隨著加載速率的提高，鋼管RPC經歷明顯的屈服平臺后出現稍明顯的強化效應，保持較高的殘余強度，這種現象與鋼管普通混凝土抗沖擊壓縮特性相類似[17]。說明沖擊荷載作用下，核心RPC發生橫向膨脹并對鋼管產生擠壓作用，RPC芯柱受到鋼管的約束而處于三向受壓狀態，裂縫開展受到限制，因而具有較高的極限強度和良好的延性。如圖8、圖9所示，在速度小于18 m/s的沖擊荷載作用下，鋼管RPC沒有出現破碎現象，保持了較好的完整性，表現出良好的變形能力，而RPC在沖擊速度大于10 m/s時，裂縫貫穿整個試件，直至破碎，表現為明顯的脆性破壞。在沖擊速度小于16 m/s時，鋼管RPC外觀沒有明顯的變化，在沖擊速度大于18 m/s時，試件表面出現微裂紋，但鋼管仍能較好地約束核心RPC，整個試件未出現破碎現象；而在沖擊速度為7 m/s時，RPC表面已出現明顯的裂紋，當沖擊速度提高到10～12 m/s時裂紋進一步發展，貫通整個試件，試件裂成幾塊碎塊，當沖擊速度大于14 m/s時，RPC試件破壞至粉碎。由表3中的C組和E組以及圖7可以看出，鋼管壁厚對鋼管RPC的峰值應力、峰值應變、響應應變率和動態應力-應變關系均有較明顯的影響。在同一沖擊速度下，壁厚4 mm的鋼管RPC峰值應變比壁厚2 mm的鋼管RPC高出11%，但峰值應變卻減小了32%，同時響應應變率也明顯減小。兩種壁厚的鋼管RPC在沖擊荷載作用下均出現不同程度的強化效應，但是壁厚4 mm的鋼管RPC彈性段明顯比壁厚2 mm的鋼管RPC延長，說明壁厚2 mm的鋼管RPC出現了明顯的屈服現象，鋼管與核心RPC相互作用對組合強度和變形能力的貢獻得以充分體現，而壁厚4 mm的鋼管RPC由于鋼管尚未出現明顯的屈服，組合剛度保持較大，應力-應變關系主要以非線性彈性為主。

本文試驗結果和現象表明，鋼管RPC可以充分發揮鋼管對RPC的約束作用，提高核心RPC的強度和延性，同時核心RPC為鋼管提供了支撐作用，二者結合共同抵抗沖擊荷載作用。機理分析表明[13]，鋼管與混凝土相互作用是一個變化過程，兩者不同受力階段的泊松比對約束效應有顯著影響。對于鋼管高強混凝土(如鋼管RPC、鋼管HSC等)，荷載作用初期鋼管與核心混凝土相互作用不大，而極限荷載過后核心混凝土的脆性爆裂明顯，鋼管約束作用較鋼管普通混凝土弱，因而鋼管與核心混凝土的相互作用對鋼管高強混凝土受力過程影響顯著[18]。軸向沖擊荷載作用初期，核心RPC的泊松比υc小于鋼管的泊松比υs，即鋼管徑向膨脹速度大于核心RPC，鋼管的約束效應尚未體現。如果鋼管和核心RPC粘結在一起，則鋼管出現環向拉應力，而核心RPC出現環向壓應力；否則，鋼管和核心RPC均出現環向拉應力。由于RPC屬于超高強混凝土，彈性模量較高，但脆性明顯，因而在軸向荷載作用初期鋼管RPC表現為明顯的線彈性，彈性段達到彈塑性段的90%以上[2]。由于荷載作用初期鋼管與核心混凝土結合不十分緊密，鋼管的約束效應較弱，鋼管混凝土的彈性剛度和強度也會有所降低。因此，往往導致鋼管高強混凝土(混凝土強度>100 MPa)在軸向荷載作用初期出現類似高強裸混凝土的脆性破壞，甚至出現早期屈曲失效現象[18]。隨著軸向沖擊荷載增加，核心RPC發生塑性變形，在廣義剪應力作用下裂縫開始萌發、擴展和貫通，并出現體積膨脹(即剪脹現象)。很快核心RPC的橫向變形追趕上鋼管的橫向變形(υc>υs≈0.3[3])，鋼管的約束作用逐漸發揮，鋼管出現環向拉應力，而核心RPC處于三向受壓狀態，結果導致鋼管RPC的組合極限承載力大大提高。隨著軸向沖擊荷載進一步增大，鋼管出現軸向塑性變形，鋼管與核心RPC之間不再產生相對位移，黏結強度的影響逐漸消失，最終達到極限狀態。可見，在軸向沖擊荷載作用下鋼管RPC經歷“彈性段-彈塑性段-屈服平臺-強化段”四個受力階段，只要鋼管壁厚足夠大及沖擊荷載足夠高，其約束作用就會更加明顯，鋼管RPC彈塑性段將明顯延長，并出現后期的強化效應，達到提高鋼管混凝土強度和延性的目的[17]。

2 鋼管RPC動態極限強度確定方法

Nsc,u=(1+ηc)Acfcp+Asfy

(1)

鋼管混凝土的組合極限強度由下式確定：

fsc,u=Nsc,u/(Ac+As)

(2)

值得注意的是，以上計算中鋼管和RPC均采用動態強度，具體方法是將靜態強度乘以動力提高系數(Dynamic Increase Factor，DIF)，即材料動態極限強度與靜態極限強度之比值。鋼材的動態拉伸和壓縮強度可以用Cowpere-Symonds應變率模型進行描述[24]，其DIF可表示為：

(3)

歐洲規范(CEB，1988)[25]給出了沖擊荷載和脈沖荷載作用下混凝土材料動態抗壓強度確定方法，不同應變率范圍的DIF為：

(4)

由于鋼管的約束作用，鋼管混凝土的峰值應變也有所增大。試驗表明[2,26]，由于裂縫表面骨料咬合作用不同，鋼管RPC與鋼管普通混凝土和高強混凝土在變形性能方面存在較大差異。此外，鋼管RPC應力-應變曲線的彈性段達到極限強度的90%以上[2]。作為一種近似，本文將鋼管RPC的峰值應變定義為峰值應力與組合彈性模量之比，即：

εsc,u=fsc,u/Esc

(5)

式中：組合彈性模量可由下式確定[27]：

(6)

(7a)

(7b)

式中:

(8)

(9)

式中，Ec、Es分別為核心混凝土和鋼管單軸受壓時的彈性模量；υc、υs分別為核心混凝土和鋼管泊松比；ts為鋼管壁厚；D為鋼管混凝土直徑。

3 結果對比分析

為了驗證式(2)、式(5)的正確性，本文將理論計算結果與A組～E組鋼管RPC的SHPB試驗數據進行了對比，結果如表5所示。計算時，由式(3)和式(4)計算得到不同應變率下的鋼管及RPC強度提高系數，進一步得到沖擊荷載作用下的動態強度。將鋼管和RPC的動態強度分別代入式(2)和式(5)即可獲得沖擊荷載作用下的組合極限強度和極限應變。

表5 計算結果與試驗數據比較

由表5可以看出，沖擊荷載作用下，鋼管RPC組合極限強度的理論計算結果與試驗數據存在一定誤差，最大相對誤差在30%左右(與靜態理論計算結果的相對誤差相當[13])，隨著試件響應應變率增大相對誤差逐漸減小，當平均應變率為125 s-1(即D組試件)時，相對誤差只有16左右。此外，當壁厚為2 mm時，鋼管RPC的組合極限強度理論計算結果與試驗數據吻合較好，相對誤差在10%左右，原因是壁厚較小的鋼管RPC在較大沖擊荷載作用下出現了明顯的屈服，因而試驗得到的峰值應力與理論峰值應力較為接近。峰值應變的理論計算結果略大于試驗數據，其主要原因是理論計算得到的峰值應力大于試驗數據，因而導致利用式(5)計算得到的峰值應力偏高。

圖10為壁厚4 mm的鋼管RPC在平均應變率為60～130 s-1沖擊荷載作用下組合極限強度的理論計算結果。可以看出，總體上理論計算結果比試驗結果偏大，但相對誤差隨響應應變率增大而減小。說明在高應變率荷載作用下，鋼管的約束效應充分發揮，鋼管和核心RPC均接近極限狀態，因而理論計算結果與試驗數據的差距逐漸縮小。

圖10 不同沖擊荷載作用下鋼管RPC極限強度Fig.10 Ultimate strength of RPC-filled steel tube under different impact loading

4 結 論

本文采用SHPB試驗系統對20塊鋼管RPC和20塊RPC試件進行了不同加載速率的沖擊壓縮特性試驗，并將組合極限強度的理論計算結果與試驗結果進行了對比，主要結論如下：

(1) 沖擊荷載作用下鋼管RPC比RPC具有更高的強度，更好的延性和完整性，破壞模式由RPC的脆性破壞轉變為延性破壞，說明鋼管RPC具有良好的抗沖擊性能。鋼管RPC的彈性段和塑性段均有所延長，且隨著加載速率的提高，經歷明顯的屈服平臺后出現稍明顯的強化效應，保持較高的殘余強度。

(2) 鋼管壁厚對鋼管RPC的峰值應力、峰值應變、響應應變率和動態應力-應變關系均有較明顯的影響。在同一沖擊速度下，壁厚4 mm的鋼管RPC峰值應變比壁厚2 mm的鋼管RPC高出11%，但峰值應變卻減小了32%，同時響應應變率也明顯減小。兩種壁厚的鋼管RPC在沖擊荷載作用下均出現不同程度的強化效應，但壁厚2 mm的鋼管RPC出現了明顯的屈服現象，鋼管與核心RPC相互作用對組合強度和變形能力的貢獻得以充分體現。

(3) 沖擊荷載作用下，鋼管RPC組合極限強度的理論計算結果與試驗數據存在一定誤差，最大相對誤差在30%左右，隨著試件響應應變率增大相對誤差逐漸減小。峰值應變的理論計算結果與試驗數據吻合較好。

[1] HAN Linhai, WANG Weihua, YU Hongxia. Experimental behavior of reinforced concrete (RC) beam to concrete-filled steel tubular (CFST) column frames subjected to ISO-834 standard fire [J]. Engineering Structures, 2010, 10:3130-3144.

[2] 林震宇，吳炎海，沈祖炎. 圓鋼管活性粉末混凝土軸壓力學性能研究 [J]. 建筑結構學報，2005，26(4)：52-57.

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):52-57.

[3] 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.

[4] XIAO Yan, SHAN Jianhua, ZHENG Qiu. Experimental studies on concrete filled steel tubes under high rate loading [J]. Journal of Material in Civil Engineering (ASCE), 2009, 21(10):569-577.

[5] 馮建文. 鋼管活性粉末混凝土柱的力學性能研究 [D].北京：清華大學，2008.

[6] 單建華.鋼管混凝土在沖擊荷載作用下試驗研究和有限元分析 [D].長沙：湖南大學，2007.

[7] 李珠，李寶成，李永剛，等. 鋼管混凝土短柱軸向沖擊動力特性的探討 [J]. 太原理工大學學報，2006，37(4)：383-385.

LI Zhu, LI Baocheng, LI Yonggang, et al. The research of the dynamic property of steel tube-confined concrete short column under axial impact [J]. Journal of Taiyuan University of Technology, 2006, 37(4):383-385.

[8] 鄭秋. 鋼管混凝土短柱抗沖擊性能試驗研究及有限元分析 [D]. 長沙：湖南大學, 2008.

[9] HUO J S, HUANG C W, XIAO Y. Effects of sustained axial load and cooling phase on post-fire behavior of concrete-filled steel tubular stub columns [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2009, 65(8/9):1664-1676.

[10] 中華人民共和國國家標準. 混凝土結構設計規范: GB 50010—2002[S]. 北京：中國建筑工業出版社，2002：22-27:1664-1676.

[11] 中華人民共和國國家標準. 金屬材料室溫拉伸試驗方法: GB/T 228—2002[S]. 北京：中國建筑工業出版社，2002:4-20.

[12] 鐘善銅 編著.鋼管混凝土結構[M]. 3版. 北京：清華大學出版社，2003.

[13] JAYALEKSHMI S，SANKAR JEGADESH J S. A comparative study on design principles of circular concrete filled steel tubular columns [C]// Proceedings of the Intl Conf on Inter Disciplinary Research in Engineering & Technology, 2014:133-137.

[14] SONG Tianyi, HAN Linhai, YU Hongxia. Concrete filled steel tube stub columns under combined temperature and loading [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2010, 66:369-384.[15] KOLSKY H. An investigation of the mechanical properties of materials at very high rates of loading [J]. Proceedings of the Physical Society, Section B, 1949, 62(11): 676-700.

[16] LINDHOLM U S. Some experiments with the split Hopkinson pressure bar [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 1964, 12(5): 317-335.

[17] 霍靜思，何遠明，肖莉平，等. 高溫后鋼管混凝土抗多次沖擊力學性能試驗研究 [J]. 湖南大學學報(自然科學版)，2012，39(9)：6-10.

HUO Jingsi, HE Yuanming, XIAO Liping, et al. Experimantal 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.

[18] LAI M H, HO J C M. Uni-axial compression test of concrete-filled-steel-tube columns confined by tie bars [J]. Procedia Engineering, 2013, 57: 662-669.

[19] 鐘善桐. 鋼管混凝土統一理論 [J]. 哈爾濱建筑工程學院學報，1994，27(6)：21-27.

ZHONG Shantong. The unified theory of concrete filled steel tube (CFST) [J]. Journal of Harbin Archit & Civ Eng Inst, 1994, 27(6): 21-27.

[20] 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.

[21] British Standard Institutions:BS 5400 [S]. Concrete and Composite Bridges, U.K.,2000.

[22] SCHNEIDER S P. Axially loaded concrete-filled steel tubes [J]. Journal of Structural Engineering, 1998, 124(10): 1125-1138.

[23] LU Z H, ZHAO Y G. Mechanical behavior and ultimate strength of circular CFT columns subjected to axial compression loads [C]// 14th World Conference on Earthquake Engineering. Beijing, China, 2008.

[24] JONES N. Structural impact [M]. Cambridge: Cambridge University Press, 1988.

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

[26] 譚克鋒，蒲心誠，蔡紹懷. 鋼管超高強混凝土的性能與極限承載力的研究 [J]. 建筑結構學報， 1999， 20(1)：10-14.

TAN Kefeng, PU Xincheng, CAI Shaohuai. Study on the mechanical properties of steel extra-high strength concrete encased in steel tubes [J]. Journal of Building Structures, 1999, 20(1):10-14.

[27] 康希良，趙鴻鐵，薛建陽，等. 鋼管混凝土套箍機理及組合彈性模量的理論分析 [J]. 工程力學， 2007， 24(11)：121-125.

KANG Xiliang, ZHAO Hongtie, XUE Jianyang, et al. Theoretic analysis for hooping mechanism and composite elastic modulus of CFST members [J]. Engineering Mechanics, 2007, 24(11):121-125.

Dynamic behaviors and ultimate strengths of RPC-Filled Steel Tubes under impact loading

CHEN Wanxiang, GUO Zhikun, JIANG Meng, YAN Fengguo, LIANG Wenguang

(State Key Laboratory of Disaster Prevention & Mitigation of Explosion & Impact, PLA University of Science and Technology, Nanjing 210007, China)

Dynamic behaviors of 20 reactive powder concrete-filled steel tube (RPC-filled steel tube) specimens and 20 reactive powder concrete (RPC) specimens under different impact loading were measured by using 74 mm-split Hopkinson pressure bar (SHPB), respectively. The stress-strain relationships, peak stress and peak strain of specimens in condition of different average strain rates were derived. The failure modes of specimens were also discussed. The prediction method of ultimate strength for RPC-filled steel tube under impact loading was presented by means of introducing dynamic increase factor (DIF) into the ultimate strength formula of RPC-filled steel tube under static axial loading. It indicates that the peak stress and peak strain of both RPC-filled steel tube and RPC increase with average strain rates. RPC-filled steel tubes have higher strength, better ductility, and integrity than RPC under impact loading. And the results show that RPC-filled steel tube is good material to resist to impact loads in protective engineering. The thickness of steel tube has obvious influence on the dynamic behaviors of RPC-filled steel tube. Yielding state and stress hardening process can be observed in the specimens with smaller thickness, and the peak strain also increases slightly. There are some deviations between analytical results and experimental data, but the relative errors are reduced as the strain rates of RPC-filled steel tubes increase.

split Hopkinson pressure bar (SHPB); impact loading; RPC-filled steel tube; stress-strain curve; dynamic behavior

國家自然科學基金項目(51378498;51578541;51321064)；江蘇省自然科學基金項目(BK20141066)

2015-08-19 修改稿收到日期：2015-10-14

陳萬祥 男，副教授，1977年生

郭志昆 男，教授，1963年生

E-mail:gzkemail@sina.com

TU398；TU317.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.20.026