側向沖擊下中空箱形鋼管混凝土疊合柱動力響應的實驗與有限元分析

2019-05-27 08:04:34賈志路

振動與沖擊 2019年9期

賈志路，王蕊

(太原理工大學建筑與土木工程學院，太原 030024)

近些年來，世界橋梁工程發展迅速，尤其在我國的地勢險峻山區，在城市高速連接之間以及在廣闊的海面上，建成了一批結構新穎、技術復雜、技術含量高的中空箱形鋼管混凝土疊合柱高墩橋梁。

中空箱形鋼管混凝土疊合柱具有自重輕、承載力高、延性好以及耐火性能好等優點[1-2]，在大跨和(超)高層建筑的豎向承重結構中有廣泛的使用前景，此類結構發生破壞，將造成重大的人員和財產損傷。目前國內外學者主要集中于鋼管混凝土疊合柱靜力、抗震以及火災方面的研究，趙均海等[3]對方形高強鋼管混凝土疊合柱軸壓極限承載力進行了分析，提出了方形高強鋼管混凝土疊合柱的一種新的軸壓極限承載力計算方法；康洪震等[4-5]進行了鋼管混凝土疊合柱的軸壓試驗和純彎試驗，結果表明鋼管混凝土疊合柱的軸壓強度可由鋼管混凝土強度和管外鋼筋混凝土強度疊合而成，以及疊合柱的彎曲-曲率關系可簡化為三折線，給出了疊合柱強度計算公式和彎曲剛度表示的三折線方程；郭全全等[6]對長細比為4.67的13個鋼管混凝土疊合柱試件進行偏心受壓試驗，研究了柱正截面承載力隨偏心距、鋼管位置系數、縱筋配筋率等參數變化的規律；曹萬林等[7-8]進行了多個不同構造尺寸的矩形截面鋼管混凝土疊合柱模型的抗震實驗和模擬分析，提出了底部加強型矩形截面鋼管混凝土疊合柱正截面及斜截面承載力計算公式，同時證明了底部加強型矩形截面鋼管混凝土疊合柱與普通矩形截面鋼管混凝土疊合柱相比，承載力、延性和抗震耗能能力顯著提高；侯舒蘭等[9-10]通過有限元分析了鋼管混凝土疊合柱在火災下的耐火性研究，研究表明高溫下外圍混凝土的強度下降，鋼管承擔大部分荷載，在升、降溫火災下鋼管混凝土疊合柱發生了內力重分布；徐蕾等[11]進行了鋼管混凝土疊合柱試件的耐火極限試驗以及有限元分析，提出鋼管混凝土疊合柱耐火極限的實用計算式。

我國已頒布的《鋼管混凝土疊合柱結構技術規程》對一般截面疊合柱設計起到了良好了指導作用，但還缺乏在強動力荷載作用下中空截面結構的實驗研究。諸如地震、爆炸、沖擊等引發的沖擊強動荷載，已成為不可忽略的設計工況。為此，本文以中空箱形疊合柱為研究對象，通過實驗研究了三種邊界條件、兩種沖擊高度和軸壓比對沖擊力時程、跨中位移的影響以及有限元模型分析了各組件內能分配，而對進一步的機理分析將在后續文章中給予討論。

1 實驗概況

1.1 試件設計

實驗設計了9根相同的箱形疊合柱，每根質量742.0 kg，試件長1 800.0 mm，凈跨1 200.0 mm，截面尺寸400 mm×400 mm，箍筋在支座處為φ7.7@50 mm，在中間部分為φ7.7@100 mm，上、下層各設置3φ15.6 mm的縱筋，中間設2根直徑15.6 mm縱筋；試件兩端蓋板厚20.0 mm，套管壁厚2 mm，蓋板和套管是為了防止支座對混凝土的破壞影響，墊板槽(原設計方案為放鋼板所需，但實際操作時落錘截面增大，墊板槽沒用)深5.0 mm，寬100 mm，試件具體尺寸及配筋如圖1(a)；試件截面如圖1(b)，鋼筋保護層厚度為20 mm，箍筋角端為4根鋼管混凝土，鋼管混凝土中心距試件外邊緣為80 mm，截面中心為空八邊形鋼管。

對于邊界條件有：固支時箱形疊合柱兩端支座分別由兩根矩形鋼梁夾緊如圖2(b)，軸壓時一端固定，一端在支座與試件之間放滑動板，以利于軸壓與沖擊過程中試件產生伸縮，簡支時將上部鋼梁升起即可。各試件軸向、沖擊荷載參數及實驗結果如表1。

(a) 正面圖(b) A-A

表1 實驗結果Tab.1 The test results

1.2 試件材料

內埋鋼管采用低碳鋼，鋼筋采用HRB400，八邊形鋼管采用Q345，材料力學性能實驗在萬能試驗機上按照《金屬材料室溫拉伸實驗方法》(GB/T 228—2002)進行，結果如表2，混凝土由商品混凝土廠配制生成，為了確定試件加載時鋼管內外混凝土的實際強度，同時制作了標準立方體(150 mm×150 mm×150 mm)混凝土試塊，測得鋼管內外混凝土立方體抗壓強度分別為71.5 MPa和62.6 MPa。其中：D為鋼管外徑，t為各材料厚度，fy為屈服強度，fu為抗拉強度。

表2 試件材料幾何尺寸和性能Tab.2 Dimension and properties of specimens

1.3 實驗加載

實驗在太原理工大學結構實驗室自主研發的大型落錘試驗機上完成，如圖2。落錘試驗機主要由外圍鋼架、電葫蘆吊機、脫鉤器、錘體、錘頭、落錘防護裝置和軸力加載系統等組成，沖擊力傳感器安裝在錘頭中部，與錘體共同組成落錘。落錘尺寸如表3。軸力加載系統如圖2(c)，每20片碟簧對合一次，一共60片，另外制作8片厚碟簧片，以便施加軸力時可以將軸力有效作用在試件上，軸力由連接在碟簧與試件之間的傳感器確定，通過彈簧碟儲存的彈性勢能可有效解決在沖擊過程中由于試件撓度的產生，使試件沿軸向方向迅速縮短，導致軸向力瞬間消失的情況[12]。

(a)實驗裝置示意圖

(b)實驗現場 (c)彈簧碟

表3 落錘參數Tab.3 Parameters of drop-weight

1.4 實驗量測

實驗中記錄了沖擊力和跨中側向位移的時程曲線。其中，沖擊力時程曲線由固定在錘頭中部的力傳感器記錄，數據采集系統采用NIPXIe-1006Q，通過 LabView Signal Express 軟件進行采集；跨中側向位移時程曲線通過高速攝像機對沖擊過程中觀測點的追蹤進行記錄，拍攝速度取為4 000幀/s。軸向力則通過在碟簧組與試件之間的軸力傳感器記錄。

2 實驗結果分析

2.1 實驗現象

以試件FF-5為例，圖3給出了沖擊高度為5 m時，高速攝像機下箱形疊合柱在側向沖擊時的典型動態過程(為便于展示裂縫，部分裂縫進行了手繪)。可以看到隨著時間的變化：①t=0 ms時，落錘到達試件上方，試件處于靜止；②t=1.5 ms時，落錘與試件剛好接觸，未產生裂縫；③t=1.8 ms時，試件跨中產生裂縫，并沿縱向與橫向同時發生；④t=4.8 ms時，裂縫進一步擴展，底部外層混凝土有脫落跡象；⑤t=9.0 ms時，跨中位移達到最大；⑥t=13.3 ms時，外層底部混凝土脫落明顯，同時落錘回彈速度開始大于試件速度；⑦t=16.0 ms時，試件回彈至平衡位置上方最大值；⑧t=20.0 ms時，試件達到平衡位置，基本靜止。

2.2 沖擊力時程曲線

圖4給出了沖擊力F-t時程曲線，由圖可以看出，隨著沖擊高度的增加，沖擊力時程曲線經歷了不同的階段。對沖擊高度為2 m的試件，F-t時程曲線經歷了2個階段：峰值階段(0～3.8 ms)，在t=2.5 ms時，落錘以較大速度接觸試件的瞬間，沖擊力迅速達到峰值，同時試件也獲得了較大的速度，隨后二者向下移動；衰減階段(3.8～15 ms)，t=8.5 ms時，試件與落錘達到最低點，在此過程中外部的混凝土吸收了大部分能量，之后沖擊力迅速衰減，t=15 ms時由于落錘與試件分離沖擊力降為零。對沖擊高度為5 m的試件，F-t時程曲線則經歷了三個階段：沖擊力峰值階段(0～5 ms)落錘與試件接觸瞬間，試件的沖擊力迅速達到峰值，然后又迅速衰減；沖擊力平臺階段(5～10.8 ms)試件在經歷一定震蕩后，沖擊力穩定在一定范圍內，且持續時間較長，除部分能量由外混凝土吸收外，內埋的鋼管混凝土也發揮了作用，從而使得沖擊力穩定在一定范圍內并持續了一段時間，同時剩余的沖擊能主要耗散在該階段；沖擊力衰減階段(10.8～20 ms)沖擊力衰減至零。

(a) t=0 ms(b) t=1.5 ms(c) t=1.8 ms(d) t=4.8 ms(e) t=9.0 ms(f) t=13.3 ms(g) t=16.0 ms(h) t=20.0 ms

另外，由圖4(a)、4(c)、4(e)可知，沖擊高度相同時，不同邊界條件下的沖擊力時程曲線的趨勢基本一致，如沖擊高度為2 m的試件FF-2、FS-2、SS-2。同時由圖4(g)、4(h)、4(i)可知，在軸壓比為0.1、0.2時，施加軸力與否不影響沖擊力時程曲線的變化趨勢。由表1及圖4可得，沖擊力峰值具有離散性，它不隨邊界條件的變化或沖擊能量的增大有顯著的規律性變化。

2.3 位移時程曲線

圖5為跨中位移Δ-t時程曲線，圖6為同一沖擊能量時不同邊界條件對跨中最大位移的影響。由圖5(a)、5(b)、5(c)及表1可知，隨沖擊能量增大，跨中位移相應增大，對沖擊高度為5 m的試件SS-5較2 m的試件SS-2，跨中最大位移增大了1.2倍，殘余位移也相應增大。當沖擊高度相同時，不同邊界條件下試件的最大位移也有細微差異，說明邊界約束條件對試件最大位移也有影響，由圖6可以看出：兩端簡支與兩端固定相比，當高度為2 m時，試件SS-2較試件FF-2相比跨中最大位移增大4%；當高度為5 m時，試件SS-5較試件FF-5跨中最大位移增大11%，這與文獻[13]中對鋼管混凝土在不同邊界條件時跨中最大位移研究結果類似；而對殘余位移，簡支時試件在沖擊過程中整體反彈，高速攝像機捕捉點會產生誤差，使得殘余位移記錄偏小，但從整體趨勢分析，2 m高度時試件基本為彈性變形，5 m時為彈塑性變形。另外，對圖5(b)中試件FF-5和圖5(c)中試件A1-5、A2-5位移時程曲線對比可知，在施加了軸力后最大位移和殘余位移與不加軸力時相比變化很小，說明軸壓比為0.1、0.2對箱形疊合柱的跨中位移影響較小。

(a)FF-2

(b)FF-5

(c)FS-2

(d)FS-5

(e)SS-2

(f)SS-5

(g)A2-2

(h)A2-5

(i)A1-5

(a)沖擊高度2 m

(b)沖擊高度5 m

(c)施加軸力

圖6 邊界條件對跨中最大位移的影響Fig.6 Influence of boundary conditions on maximum deformation

3 有限元模型的建立

3.1 模型描述

為進一步了解箱形疊合柱在沖擊荷載下的性能，基于ANSYS/LS-DYNA有限元軟件，主要對兩端固定箱形疊合柱在5 m沖擊高度時情況進行了有限元模型驗證，其中鋼管和內外混凝土采用8節點實體單元(solid164)，鋼筋采用桿單元(link160)，為記錄沖擊力落錘錘頭同樣采用實體單元(solid164)。支座簡化為圖7(a)所示，通過中空矩形夾住試件，接觸面設為面面接觸。模擬過程中，通過分析知還原落錘真實尺寸結果更加準確；不考慮鋼筋、鋼管與混凝土的滑移[14]，網格劃分模型如圖7，試件單元尺寸為10 mm。

3.2 材料模型

(a)試件網格

(b)鋼筋模型

鋼管、鋼板、縱筋和箍筋、落錘錘頭均采用隨動強化雙線性彈塑性模型(MAT_PLASTIC_KINEMATIC)，其應變率通過Cowper-Symonds 模型考慮[15]。落錘錘體及支座采用剛性材料(MAT_RIGID)。

3.3 有限元模型驗證

如表4，其中：H為落錘沖擊高度，E0為沖擊能量(即落錘自由落體的重力勢能)，Fstab為沖擊力平臺值，

Δ為試件跨中截面最大位移，Ratio為模擬值與實驗值的比值。

表4 結果信息表Tab.4 The information of the results

圖8和圖9分別給出了實驗與模擬的沖擊力時程曲線和側向跨中位移時程曲線，由表4及圖8可以看出，實驗較模擬的沖擊力曲線，存在較多波動，如FF工況下的第二個峰值，是因為在實驗過程中，落錘質量過大，沖擊過程中產生振蕩以及電信號受到擾動所致，但其整體趨勢較為吻合，沖擊力在沖擊后迅速達到峰值之后的一段時間內所形成的的平臺值與模擬平臺值比值基本保持在1.0左右；并且從圖9進一步看出，在FF和SS邊界條件下，側向位移峰值之前計算結果和實驗結果吻合較好，只是下降段具有一定的誤差。該誤差主要源自于數值模擬中錘體的剛性假設、材料變形的零熱耗散假設以及理想化的約束邊界條件，模型的這些簡化忽略了撞擊體的變形能和構件的變形產生的熱能，導致模擬的構件產生更多的變形來消耗撞擊體的動能，從而低估了構件的回彈變形；但從整體效果看模型能夠較好的模擬箱形疊合柱的沖擊響應。

(a)FF

(b)SS

3.4 內能分布

沖擊能量為56.3 kJ時，兩端固支和兩端簡支箱形疊合柱在沖擊荷載下，內部各組件的內能隨時間變化曲線如圖10，各組件內能分配如圖11。由圖10可知，不同邊界條件對各組件吸收能量無影響；其中：A表示鋼管內混凝土，B表示鋼管，C表示鋼管外混凝土，D表示八邊形鋼管，E和F分別表示縱筋和箍筋。通過分析，沖擊能量較大時由圖11知，外部混凝土吸收的沖擊能量占總內能的43%，其次是鋼管混凝土共占31%，其余占26%，因此，外部混凝土與鋼管混凝土共同作用抵抗沖擊，有效提高了疊合柱的抗沖擊能力。

4 結論

在本次實驗研究范圍內，得出如下主要結論：

(1)在不同的沖擊能量作用下，沖擊力時程曲線表現出不同的階段。當沖擊高度為2 m時，沖擊能量大部分被外層的鋼筋混凝土所吸收，此時沖擊力時程曲線可分為兩個階段，峰值階段及衰減階段；當沖擊高度為5 m時，內部鋼管混凝土也將吸收更多能量，從而沖擊力時程曲線類似鋼管混凝土，分為三段式，即峰值階段，穩定階段和衰減階段。

(2)隨著沖擊高度的增大，邊界條件的影響更加明顯。兩端簡支與兩端固定相比，高度從2 m升到5 m時，位移由增大4%變為11%，表明兩端固定疊合柱與兩端簡支疊合柱相比具有更好的抗變形能力。

(3)沖擊高度為2 m時試件為彈性變形，沖擊高度為5 m時試件表現為彈塑性變形。