沖擊荷載下內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱的動力響應*

司 強，王 蕊

（太原理工大學建筑與土木工程學院，山西 太原 030024）

隨著經濟的進步，國內外的橋梁建設迅速發展。與此同時，船舶數量的不斷增長使通航水域上船撞橋的概率增加，近年來船橋碰撞事故頻繁發生，造成了極大的危害。除了船舶撞擊以外，車輛撞擊也會對橋梁造成損壞，據相關數據統計，北京50%以上的立交橋都遭受過車輛撞擊[1]。由此可見，撞擊荷載已經對橋梁結構安全構成了嚴峻威脅。

很多學者進行了構件耐撞性的相關研究。崔堃鵬等[2]采用LS-DYNA 碰撞分析軟件計算分析了汽車撞擊橋墩瞬態撞擊力的等效靜力；田力等[3]運用LS-DYNA 建立鋼筋混凝土柱的三維分離式模型，研究了碰撞沖擊荷載作用下鋼筋混凝土柱的動態響應和破壞模式；曾翔等[4]、許斌等[5-6]利用落錘沖擊試驗開展不同類型鋼筋混凝土梁抗沖擊性能的研究，分析了錘重、沖擊速度和沖擊能量對梁抗沖擊行為的影響；瞿海雁等[7]對兩端固定鋼管混凝土構件在沖擊作用下的動力響應進行數值模擬，通過分析構件支座與跨中塑性鉸的形成機制，提出了圓鋼管混凝土構件在側向沖擊作用下的簡化分析模型；錢長根[8]開展了15 根構件的實驗研究，分析了側向沖擊荷載作用下空心鋼筋混凝土橋墩的受力性能。

空心鋼筋混凝土橋墩由于具有質量小、截面慣性矩大、承載力高等優點，在橋梁工程中得到了廣泛應用[9-10]。但由于空心構件內側混凝土難以被有效約束，內壁混凝土的極限壓應變成為截面極限狀態的控制條件[11-12]。為了提高延性，在其內壁增設鋼管形成了內襯鋼管空心鋼筋混凝土構件。

盡管很多學者進行了構件抗沖擊性能的相關研究，但目前關于內襯鋼管空心鋼筋混凝土構件在沖擊荷載下動力響應的研究還比較少。實際工程中的橋墩尺寸偏大，其內襯鋼管也應較大，八塊鋼板便于運輸且八邊形鋼管的應力分布較為均勻因此本實驗中設計了一種內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱。賈志路等[13]研究了箱形鋼管混凝土疊合柱的抗沖擊性能，內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱與前者相比沒有四角的小鋼管混凝土，如圖1 所示。本文主要研究該類構件在不同邊界條件、不同沖擊能量和不同軸壓比下的動態響應及破壞模式，從而為該類構件抗撞設計提供參考。

圖 1 兩種試件的剖面圖（mm）Fig. 1 Profiles of two specimens (mm)

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗設計的內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱質量為681 kg，長為1 800 mm，凈跨為1 200 mm，截面尺寸為400 mm×400 mm，箍筋間距在支座處為50 mm，在中間為100 mm，縱筋間距為164 mm，蓋板厚20 mm，為了防止支座端混凝土局部壓碎，在試件兩端加裝了套管。試件具體尺寸及配筋見圖2，剖面圖見圖3，鋼管壁厚3.91 mm?？紤]3 種不同的支承條件、2 種不同的沖擊高度以及有無軸壓共設計了10 個試件，各種鋼材的參數如表1 所示，混凝土強度等級為C60，立方體抗壓強度為62.6 MPa，彈性模量為36.2 GPa

圖 2 柱子立面和箍筋位置圖（mm）Fig. 2 Elevation and stirrup

圖 3 A-A 剖面（mm）Fig. 3 A-A profile (mm)

表 1 試件材料幾何尺寸和性質Table 1 Geometry and properties of specimens

1.2 試驗裝置和加載方式

試驗在太原理工大學結構實驗室自主研發的大型落錘沖擊試驗機上進行，裝置照片見圖4。采用壓梁的方式達到固支端所設計的固結條件，8 根地錨螺栓將下鋼梁與地槽牢固連接，上鋼梁壓緊試件固支端后用工具將上鋼梁上的螺栓擰緊，確保達到固結條件。對于試件簡支端，用2 個小型人力千斤頂將上鋼梁平穩升起，使上鋼梁的下表面與試件上表面保持200 mm 的間距以達到設計的簡支條件。不加軸壓的6 個試件在沖擊試驗前整個裝置與右側如圖4（b）所示的疊型彈簧軸壓裝置斷開；有軸壓的4 個試件在加壓端試件上下表面與支座之間放置滑塊，另一端上下表面則分別放置與滑塊等厚的鋼墊板，油壓千斤頂通過疊形彈簧為試件施加軸力，在疊形彈簧和試件端頭之間安裝軸力傳感器來測定軸力，加軸壓時的裝置示意圖見圖5，彈簧組積累的彈性變形能可以解決沖擊時由于試件向下撓曲，試件軸向變形導致軸向力大小變化的問題[14]。落錘試驗機最大提升高度5.0 m，無導軌約束，試驗中通過電葫蘆控制落錘升降，通過脫鉤器釋放落錘，沖擊點在跨中，錘頭頂部和底部之間有沖擊力傳感器進行沖擊力時程測量。落錘總質量1.15 t，具體參數如表2。

表 2 落錘參數Table 2 Parameters of drop-weight

圖 4 落錘沖擊試驗裝置Fig. 4 Drop-weight impact test setup

試驗記錄了沖擊力，軸力，跨中位移等相關數據。其中沖擊力和軸力數據由NIPXIe-1006Q 數據采集系統通過LabView SignalExpress 軟件采集和記錄，跨中位移時程通過高速攝像機對沖擊過程中觀測點的追蹤進行記錄，沖擊結束后再用測量工具對跨中殘余撓度進行測量，確保其準確性。高速攝像機對沖擊全過程進行記錄，拍攝頻率為每秒3 000 幀。

圖 5 試驗裝置示意圖Fig. 5 Picture of testing setup

2 試驗結果與分析

2.1 試驗結果

試驗結果見表3。

試件編號中，FF、FS、SS 分別代表兩端固支、固簡支和兩端簡支。每個試件編號的最后1 個數字代表沖擊高度，例如FF-2 表示兩端固支且沖擊高度為2 m 的試件。編號中的A 代表試件施加了軸力，A2 表示試件的軸壓比為0.2，A3 表示試件的軸壓比為0.3。例如A2-2 代表沖擊高度2 m 且軸壓比為0.2 的試件。最后一個試件RA3-5 為A3-5 的對比試件，無內襯鋼管，沖擊高度5 m 且軸壓比為0.3。表格中的殘余撓度為測量工具所測殘余撓度值，沖擊能量定義為落錘自由落體的重力勢能。

2.2 破壞形態分析

圖6 給出了試件沖擊后的殘余變形。固簡支試件左邊是固支端，右邊是簡支端；加軸壓的試件左邊是固支端，右邊是滑動支座端。兩端固支沖擊高度為2 m 時，跨中附近首先出現豎向自下向上延伸的彎曲型裂縫，個別彎曲裂縫向上延伸到一定高度后開始斜向發展，支座附近出現的則是大致呈45°的剪切裂縫，自上向下發展。所以試件整體上為彎剪破壞形態，如圖6（a）所示；兩端簡支沖擊高度為2 m 時，破壞形態及裂縫情況如圖6（e）所示，跨中裂縫均為豎向的彎曲型裂縫，主裂縫沒有貫通試件截面，支座附近無明顯斜裂縫，此時試件為彎曲型破壞。沖擊能量較低時，兩端固支試件較兩端簡支試件破壞嚴重且破壞形態更趨于剪切型破壞；沖擊能量較高時，兩端簡支試件外層混凝土剝落嚴重，跨中撓曲較大且底部鋼筋外露，與兩端固支的情況相比破壞程度加重，具體見圖6（b）、（f）。固簡支試件的固支端會發生剪切破壞且程度較嚴重，簡支端不發生剪切破壞或剪切破壞的程度較輕，具體見圖6（c）、（d）。總的來說，固簡支試件的主要破壞總表現在試件的固支端，簡支端破壞較輕。軸壓比對破壞形態的影響因沖擊能量的大小而不同。沖擊能量較小時，跨中撓度較小，此時二階效應的影響很小，主要考慮三向應力狀態下另外兩向的抗壓強度隨軸向壓力的提高而增大，且壓應力在一定范圍內抗剪強度隨著壓應力的提高而增大，此時隨著軸壓比的提升試件破壞程度減輕，具體見圖6（g）、（i）；沖擊能量較大時，跨中撓度較大，二階效應起主導作用，附加彎矩隨軸壓比的提高而增大，試件破壞形態加劇，此時隨著軸壓比的提升試件破壞程度加重，具體見圖6（h）、（j）。

沖擊高度為5 m 的試件破壞形態與2 m 時相比，斜裂縫明顯增多增寬，外層混凝土剝落嚴重，部分鋼筋外露，局部破壞明顯，內部鋼筋籠壓屈，外部混凝土因此受到環向拉應力使得試件出現了明顯的橫向裂縫。隨著沖擊能量的增大，試件破壞形態更趨于剪切型破壞且程度加重。

本試驗設計的內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱總體上表現出較好的抗沖擊性能。

圖 6 實驗后試件破壞形態Fig. 6 Failure modes of specimens after testing

2.3 沖擊力時程曲線

圖7 給出了各試件的沖擊力時程曲線，可以看出，隨著沖擊高度的增加，沖擊力峰值顯著增大。

與以往其他沖擊試驗相比，本試驗落錘質量較大，為1.15 t，無導軌約束，錘面直徑450 mm 大于試件截面寬度400 mm，且混凝土表面并不絕對平整，存在多次撞擊的可能，因此本批試件中的一部分出現了沖擊力時程曲線的二次峰值。沖擊力峰值具有瞬時性和偶然性，與接觸點的剛度大小有一定關系，且本批試件數量有限，因此差值不大的峰值大小比較關系并無太大意義。由于本次試驗采用了應變片式沖擊力傳感器，抗干擾性較差，因此本試驗的部分試件出現了一些時間跨度很小的峰值，這種峰值無論正負，都不屬于有效峰值。

沖擊高度相同時，不同約束條件下沖擊力時程曲線的趨勢基本一致。由于內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱的整體剛度較大且外部沒有鋼管，沖擊能量以裂縫開展及混凝土崩落的形式迅速擴散，試件沒有形成塑性鉸，故沖擊力只有峰值沒有平臺值。支座條件的變化對沖擊力峰值影響較小，且隨著支座條件的改變沖擊力峰值的變化找不到明顯規律。軸壓比改變對沖擊力峰值的大小有一定影響，尤其當沖擊能量較大時這種影響較為明顯。沖擊能量較低時，沖擊力峰值隨著軸壓比的提升略微降低；沖擊能量較高時，隨著軸壓比的提高沖擊力峰值顯著增大。

2.4 跨中位移時程曲線

不同試件的跨中位移時程曲線見圖8。由于所取參考長度存在偏差，且高速攝像機記錄時長有限，本次高速攝像機所記錄的時程曲線僅可以體現沖擊過程中跨中位移隨時間發展的變化規律，記錄的殘余撓度值并不準確。所有試件的殘余撓度均以高度尺測量結果為準，具體見表3。

圖 7 沖擊力時程曲線Fig. 7 The time history curves of impact force

圖 8 跨中位移時程曲線Fig. 8 The time history curves of mid-span displacement

由于本試件有內襯鋼管，試件整體彈性較好，剛度較大。試件在經受沖擊作用以后會發生較大振幅的上下振動，尤其在沖擊高度為2 m 時表現得比較明顯。沖擊高度為2 m 時，跨中位移的回彈量很大，此時構件基本處于彈性工作階段；沖擊高度為5 m 時，跨中位移回彈量占最大位移的比例大幅減小，構件進入彈塑性階段，發生了較大的塑性變形。總體上來說，內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱的抗沖擊性能較好。沖擊高度為2 m 時，支座條件對殘余撓度的影響不明顯；沖擊高度為5 m 時，相比于兩端簡支，兩端固支的支座條件可以使跨中殘余撓度減少25.6%，具體見表3。在軸壓比不超過0.3 的范圍內，軸壓比的改變對沖擊結束后本試件的殘余撓度影響不大，具體見表3。

3 與無內襯鋼管試件的對比

同批試驗中做了一組無內襯鋼管的空心鋼筋混凝土試件，剖面圖如圖9 所示，去掉了內襯鋼管，增設了內置鋼筋籠。內置鋼筋籠的鋼筋型號直徑與外鋼筋籠完全相同且均與有內襯鋼管的試件相同。內置箍筋的分布間距與外箍筋完全相同且與有內襯鋼管試件的外箍筋分布間距相同。這里取沖擊高度5 m、軸壓比為0.3 的有內襯鋼管試件A3-5 和無內襯鋼管試件RA3-5 進行對比。兩種試件的破壞形態對比見圖10，沖擊力時程曲線對比見圖11，跨中位移時程曲線對比見圖12。

圖 9 空心鋼筋混凝土柱RA3-5 剖面圖（mm）Fig. 9 Profile of hollow reinforced concrete column (mm)

圖 10 兩種試件破壞形態對比圖Fig. 10 Comparison of two kinds of specimen failure

圖 11 兩種試件沖擊力對比圖Fig. 11 Comparison of impact force of two specimens

圖 12 兩種試件撓度對比圖Fig. 12 Comparison of two kinds of specimen deflection

從圖11 可以看出，兩種試件所承受的沖擊力基本相同。破壞形態方面的差距比較明顯，無內襯鋼管的空心鋼筋混凝土試件RA3-5 剪切破壞嚴重，跨中區域嚴重下塹，部分箍筋完全裸露，左右各有一雙肢箍脫扣，右側還有一肢箍斷裂，具體見圖10（b）；同條件的內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱的破壞形態見圖10（a）。內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱比無內襯鋼管的空心鋼筋混凝土柱的跨中殘余撓度減少了58.82%，兩根試件的殘余撓度值具體見表3。

通過以上對比可知，由于有內襯鋼管，試件鋼筋籠沒有發生破壞，試件整體變形不明顯，在相同的沖擊荷載下殘余撓度較相應的無內襯鋼管試件大幅下降。用內襯鋼管替代內置鋼筋籠使得內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱的抗沖擊性能明顯優于相應的普通空心鋼筋混凝土構件。

4 結 論

在本實驗研究范圍內，得出以下主要結論：

（1）內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱在不同沖擊能量下的變形不同。當沖擊高度為2 m 時，主要表現為表面裂縫的產生和擴展，試件基本處于彈性階段；當沖擊高度為5 m 時，外層混凝土剝落嚴重，試件殘余變形較大，進入彈塑性工作階段。在其它條件一定的情況下，隨著沖擊能量的增大，試件的撓度變形顯著增大，破壞程度加重。

（2）支座條件的改變對試件破壞形態和殘余撓度有顯著影響。沖擊能量較大時，應用兩端固支的支座條件可以大幅減小試件的殘余撓度，使試件破壞程度減輕，從而達到改善試件抗沖擊性能的目的。

（3）在軸壓比不超過0.3 的范圍內，軸壓比的改變對沖擊結束后本內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土試件的殘余撓度影響不大。

（4）內襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱總體上表現出較好的抗沖擊性能。由于有內襯鋼管，試件鋼筋籠沒有發生破壞，試件整體變形不明顯，在相同的沖擊荷載下殘余撓度較相應的無內襯鋼管試件大幅下降。用內襯鋼管替代內置鋼筋籠使得構件的抗沖擊性能明顯優于相應的普通空心鋼筋混凝土構件。