高溫作用下鋼管混凝土構件側向撞擊性能*

史艷莉，紀孫航，王文達，鄭 龍

（蘭州理工大學土木工程學院，甘肅 蘭州 730050）

自2001 年“9·11 事件”后，工程結構與材料在火災、爆炸、撞擊荷載作用下的性能引起研究者的廣泛關注。Xi 等[1]建立了鋼梁在火災作用后遭受撞擊荷載的有限元模型。Ruan 等[2]、Tan 等[3]通過數值模擬分別對火災與爆炸聯合作用下鋼筋混凝土梁和鋼梁的動力響應進行研究。Yu 等[4]對高溫下混凝土的動態性能進行分析。Chen 等[5]基于試驗提出考慮了高溫和應變率耦合效應的混凝土高溫動態強度提高系數。

鋼管混凝土結構不僅具有承載力高、塑性韌性好、施工方便、經濟效果好等優點，而且有良好的耐火性能和火災后可修復性，被廣泛應用于高層和超高層建筑結構、大跨空間結構、交通樞紐等工程結構中[6]。近年來建筑火災與橋梁事件頻發，造成了重大傷亡和財產損失，重要建筑或交通樞紐結構在受火后往往需要對其火災后受損程度進行評估及修復加固，尤其對于受火后的交通樞紐結構，其抗撞擊性能評估十分必要。而火災往往與撞擊、爆炸等災害相伴發生，如可燃物在火災中爆炸造成的沖擊、瓦斯爆炸，以及人為恐怖襲擊造成的爆炸沖擊等。“9·11 事件”中，世貿中心大樓遭受撞擊后發生火災，引起上部結構倒塌，對下部結構造成沖擊；2015 年天津“8·12 特大火災爆炸事故”，都使得結構可能處于火災和撞擊的共同作用，造成嚴重破壞。因此，對于建筑結構和交通樞紐結構中常用的鋼管混凝土構件，其火災下的抗撞擊性能研究對評估構件在高溫下的抗撞擊能力和火災后的修復性能有重要意義，而且十分必要。

目前，關于鋼管混凝土及鋼管混凝土組合構件在常溫下的側向撞擊性能已有大量研究[7-14]，研究表明該類構件具有良好的抗側向撞擊性能。但關于鋼管混凝土在火災與撞擊聯合作用方面的研究較少，Huo 等[15-16]先后對鋼管混凝土短試件進行不同高溫下的動態力學試驗；Chen 等[17]對高溫下鋼管活性粉末混凝土試件進行了動態試驗研究與數值模擬；霍靜思等[18]進行了ISO-834 標準火災作用下鋼管混凝土短柱軸向撞擊試驗。火災與撞擊作用下結構行為差異明顯，以致采用試驗研究和數值計算的方法難度較大，試驗時試件尺寸受到限制，目前多為小尺寸試塊或短柱試驗研究，理論分析也較少。對于較大尺寸鋼管混凝土構件的側向撞擊研究更少，難以滿足工程設計需求。

鑒于此，本文通過ABAQUS 有限元軟件建立鋼管混凝土構件在高溫下的側向撞擊有限元數值模型，由于目前缺乏高溫下鋼管混凝土側向撞擊的試驗數據，故通過分別模擬已有鋼管混凝土的溫度場試驗、高溫下的軸向撞擊試驗和常溫下側向撞擊試驗，驗證本文數值方法的合理性。在此基礎上，建立鋼管混凝土構件在不同溫度下的側向撞擊模型，分別對比了不同溫度下的撓度和撞擊力時程曲線，采用極值后平均撞擊力和吸能系數對高溫下構件的抗側向撞擊性能進行定量分析；并對600 ℃下構件側向撞擊的全過程進行分析。

1 有限元模型

1.1 鋼材的本構關系模型

溫度對鋼材性能影響明顯，鋼材在高溫下的應力-應變關系采用文獻[6]中的模型，其應力強度與應變強度的關系為：

式中：σs為應力強度，εs為應變強度；εp=4×10?6fy，fy為鋼材屈服強度；f(T,0.001)與f[T,(εs?εp+0.001)]為與溫度有關的函數，具體確定方法見文獻[6]。進行構件撞擊性能研究需要考慮動態荷載，與靜態荷載相比，動態荷載作用下鋼材強度明顯提高，材料的應變率效應不可忽略。本文采用Cowper-Symonds 模型考慮鋼材在不同應變率下的動態強度，其具體表達式為：

式中：σd為鋼材應變率為時的動態應力；σs為靜態荷載下的應力；為應變率；D 與p 為參數，常溫下D=6 844 s?1，p=3.91[8]，鋼材在高溫下的強度退化嚴重，目前沒有確定高溫下鋼材動態強度的計算模型，參考文獻[19]中對高溫下鋼結構在沖擊荷載作用分析時取值，高溫下D=400 s?1與p=1.0。

1.2 混凝土的本構關系模型

混凝土采用塑性損傷模型，不同溫度下的混凝土采用適用于高溫下鋼管混凝土中核心混凝土的應力-應變關系模型[6]，該模型考慮了溫度對鋼材屈服強度、核心混凝土抗壓強度和極限應變等的影響，具體表達式為：

采用能量破壞準則(混凝土的應力-斷裂能關系)定義混凝土受拉時的軟化性能，塑性損傷模型中受拉性能定義時，采用GFI。

混凝土在高溫下的動態力學性能受應變率和溫度的影響，本文采用考慮了溫度和應變率綜合影響的高溫動態強度提高系數(η)[5]來考慮混凝土在高溫下的動態力學性能，表達式為：

1.3 鋼材與混凝土的熱工性能

溫度場分析時需要定義鋼材與混凝土的熱工性能參數，鋼材與混凝土的導熱系數和比熱按文獻[6]中確定。其中，鋼材導熱系數(ks)與混凝土導熱系數(kc)表達式為：

鋼材的比熱(cs)和密度(ρs)之間的關系為：

式中：ρs=7 850 kg/m3。

混凝土的比熱(cc)和密度(ρc)之間的關系為：

式中：ρc=2 400 kg/m3，ρw和cw分別為水的密度和比熱。

1.4 高溫下側向撞擊的數值模型

鋼管混凝土構件在火災和撞擊共同作用下需要考慮受火升溫過程和撞擊過程，兩種過程差異明顯。故本文采用ABAQUS 中的順序耦合，將隱式靜態分析與顯示動態分析相合，建立鋼管混凝土構件在高溫下的側向撞擊數值模型。第一步：確定外鋼管和核心混凝土的熱工性能參數，包括導熱系數、容重和比熱，通過瞬態熱傳遞完成溫度場分析；第二步：將溫度場分析的結果作為初始狀態導入熱-力分析，并編輯重啟動請求命令，完成升溫分析；第三步：將上步分析后構件的變形及網格導入撞擊分析，同時將熱-力分析結果作為初始狀態引入，通過賦予落錘初始速度，實現落錘對構件的撞擊。具體耦合過程如圖1。

圖 1 火災與撞擊的耦合過程Fig. 1 Coupling process of fire and impact action

表 1 試件溫度場信息表Table 1 The information of temperature field for the specimens

2 模型驗證

2.1 鋼管混凝土構件溫度場模擬

為驗證本文鋼管混凝土構件溫度場模擬結果的合理性與準確性，對不同截面尺寸的圓鋼管混凝土構件溫度場試驗[20]進行模擬，試驗試件信息見表1，其中d 為外鋼管直徑， ? 為鋼管壁厚，s 為測點距鋼管外表面的垂直距離(s 的下標1、2 和3 分別代表不同測點)。

圖 2 溫度場試驗結果與模擬結果對比Fig. 2 Comparison of temperature field between tested and calculated results

試驗采用加拿大設計規程CAN4-S101 規定的曲線對試件進行升溫。進行溫度場分析時，分析步為瞬態熱傳遞，試件均勻受火；環境與試件采用對流與輻射方式進行熱量交換，綜合輻射系數為0.5，對流系數為25 W/(m2·℃)。核心混凝土與外鋼管采用“Tie”進行約束，以模擬鋼管與混凝土之間溫度完全傳遞，二者均采用單元類型為DC3D8 的三維實體單元。圖2 為試件溫度場實測結果(虛線)與模擬結果(實線)對比情況，其中1、2、3 代表不同測點。由圖可見模擬結果與試驗結果吻合良好，說明該方法可以很好地對高溫下鋼管混凝土構件的溫度場進行模擬。

2.2 高溫下鋼管混凝土短柱軸向撞擊模擬

由于目前缺少高溫下鋼管混凝土側向撞擊的試驗，故對已有高溫下鋼管混凝土短柱軸向落錘撞擊試驗[18]進行模擬，以驗證高溫作用下構件撞擊模擬方法的準確性。試件C4950a 和C4952a 的撞擊速度分別為13.4 m/s 和14.8 m/s，試件的截面尺寸相同，長度為450 mm，鋼管外直徑為150 mm，鋼管壁厚為4 mm。試驗時混凝土抗壓強度為59.89 MPa，鋼材屈服強度為33 MPa，受火時間為90 min，落錘質量為524.4 kg。試驗與模擬均采用ISO-834 標準升溫曲線作為柱的升溫模型，具體表達式為

式中：T 為t 時刻的溫度，T0為初始溫度。

采用2.1 節溫度場分析的方法對柱進行溫度場分析。撞擊分析時，將落錘簡化為剛性平面，采用離散剛體殼單元，單元類型為R3D4，其位置定義在構件上端1 mm 處，并施加初始速度。落錘與試件接觸行為采用“硬接觸”；鋼管與混凝土之間采用“surface-to-surface”接觸，切向行為采用“罰函數”，摩擦系數為0.6，法向行為采用“硬接觸”。鋼管單元類型為S4RT，混凝土單元類型為C3D8RT。約束構件下端板三個方向(x、y 和z 方向)的位移和轉角實現固支邊界，構件上端板自由無約束，落錘僅在z 軸方向(構件軸向)可以平動。圖3 為構件高溫下試驗的場景和模擬時的邊界條件。

通過有限元分析（finite element analysis, FEA）得到鋼管混凝土短柱軸向撞擊的撞擊力時程曲線，與試驗結果對比如圖4 所示。可以看出，模擬撞擊力時程曲線整體上與試驗曲線吻合較好，模擬撞擊時程與試驗基本一致，但模擬撞擊力值整體上比試驗結果偏低。分析其原因為：模擬時整個構件上下受火均勻，處于均勻溫度場，試件上部與下部受火后損傷程度相同；試驗時由于升溫爐加熱區段高于試件下部(圖3)及對流條件等原因，導致試件受熱不均勻，部分區域受火損傷較小。從而模擬時外鋼管與核心混凝土強度退化比試驗嚴重，模擬的撞擊力比試驗結果偏低。可見，該方法可以較好地模擬鋼管混凝土高溫下的撞擊過程。

圖 3 試件的邊界條件Fig. 3 Boundary condition of the specimen

圖 4 試驗與模擬的撞擊力時程曲線對比Fig. 4 Comparison between experimental and calculated time-history curves of impact force

2.3 常溫下鋼管混凝土構件側向撞擊模擬

對常溫下的圓鋼管混凝土構件側向撞擊試驗[8]進行模擬，試驗試件基本信息見表2，其中L 為試件長度。模擬時將落錘簡化為剛性平面，其位置定義在鋼管上表面附近1 mm 處，落錘與鋼管表面法向采用“硬接觸”。對試件施加重力加速度，通過賦予落錘初始速度實現撞擊過程。

圖5 給出了常溫下試件的撞擊力時程曲線試驗與模擬結果對比情況。從圖5 可以看出：固支邊界試件的平臺值吻合較好，計算撞擊時程較實測值略偏長，這是因為試驗固支邊界與模擬固支邊界由一定的差距；簡支邊界試件的撞擊力時程曲線平臺值幾乎重合，曲線吻合良好。圖6 給出試件跨中極限撓度模擬值(uFEA) 與試驗值(utest)對比情況，模擬值與試驗值之比的平均值為0.97，平均方差為0.089。從圖6 可以看出，數值模擬結果與試驗結果吻合良好。圖7 為常溫下試件側向撞擊試驗破壞形態與數值分析破壞形態對比情況。從圖7 可以看出，數值模擬的試件整體變形和局部屈曲變形與試驗結果一致，跨中產生明顯撓曲變形和局部屈曲。可見，該有限元模型可以很好地對鋼管混凝土構件的側向撞擊過程進行模擬。

表 2 試件試驗信息表Table 2 Information of the tested specimens

圖 5 試驗與數值模擬撞擊力時程曲線比較Fig. 5 Comparison between tested and calculated time history curves of impact force

圖 6 跨中撓度實測值與計算值對比Fig. 6 Comparison between tested and calculated mid-span deflections

圖 7 破壞形態對比Fig. 7 Comparison of the failure modes

3 不同溫度下構件抗側向撞擊性能分析

3.1 構件參數與邊界條件

圖 8 邊界條件及網格劃分Fig. 8 Boundary conditions and meshing

本文數值分析時采用圓截面形式的鋼管混凝土，鋼管外直徑為180 mm，厚度為3.65 mm，構件長度為1 940 mm。鋼材屈服強度fy=247 MPa，混凝土抗壓強度fcu=75.1 MPa。模擬時構件的邊界條件及網格如圖8 所示，通過約束構件兩端截面三個方向的位移和轉角實現固支邊界條件，網格均勻劃分，大小為20 mm。落錘質量為665 kg，撞擊速度為6.0 m/s，撞擊能量Ei=11.97 kJ。不同條件下構件信息見表3，其中：T 為構件溫度(以外鋼管的溫度作為構件溫度)，Eg為整體變形吸收能量，tmax為撞擊時程，Fpe為極值后平均撞擊力，μ為吸能系數，umax為構件跨中最大撓度，ut,max為跨中頂面最大撓度。整個分析過程中，不同分析的耦合過程見圖1。

表 3 構件基本參數與結果Table 3 Parameters and results of the members

3.2 構件的溫度場

圖9 為鋼管混凝土構件分別升溫到200、400、600 ℃后的橫截面節點溫度(Tcs)分布。可以看出：構件均達到了預定的溫度，外鋼管溫度分布均勻；核心混凝土的溫度分布不均勻，溫度梯度大，表面溫度很高，但核心區溫度相對較低，如混凝土表面溫度達到600 ℃以上時，其核心區域溫度仍低于100 ℃，這與混凝土的熱惰性有關。

圖 9 不同溫度下構件的溫度分布Fig. 9 Temperature distributions of the members at different temperatures

3.3 不同溫度下構件的跨中撓度時程曲線

圖10 給出不同構件的跨中撓度時程曲線。可以看出：溫度對跨中撓度影響明顯，隨溫度升高，跨中撓度迅速增大，常溫下構件C066 跨中最大撓度為49.4 mm，隨著溫度升高為200、400、600 ℃，跨中極限撓度分別增長到53.8、64.5、87.7 mm，較常溫下增長的幅度分別為9%、28%、78%。當溫度低于400 ℃時，撓度增加幅度較小，溫度達到400 ℃后，撓度增長幅度明顯增大。此外，溫度對撓度發展速度也有影響，在0.01 s 前，溫度變化對撓度前期發展速度影響較小，0.01 s 后，隨溫度升高，撓度時程曲線斜率逐漸增大，表明跨中變形速度加快。其原因為：隨溫度升高，外鋼管和核心混凝土的強度逐漸降低，材性劣化程度加重。

3.4 不同溫度下構件的撞擊力時程曲線

圖11 為20、400、600 ℃下構件的撞擊力時程曲線。從圖11 可以看出：相同撞擊條件下，常溫與高溫下構件的撞擊力時程曲線明顯不同，常溫下鋼管混凝土構件的撞擊力時程曲線一般分為震蕩階段、平臺階段和卸載階段；高溫下構件的撞擊力時程曲線震蕩階段結束后撞擊力持續下降，沒有明顯的平臺階段，其原因為隨著溫度升高，材性劣化程度加重，材料強度降低。這與軸壓荷載對鋼管混凝土構件撞擊力時程曲線影響規律相似，當軸壓比較大時，構件撞擊力時程曲線進入平臺階段后撞擊力持續下降[7]。定義撞擊力持續降低的過程為“下降階段”，則高溫下撞擊力時程曲線可分為震蕩階段、下降階段和卸載階段。下降階段的撞擊力隨溫度升高逐漸降低，說明構件抵抗撞擊的能力減弱。此外，高溫對構件的撞擊時程也有明顯影響，隨著溫度升高，撞擊時程逐漸增大，構件C066、C466 和C666 對應的撞擊時程分別為0.024、0.030 和0.040 s，高溫比常溫下增大的幅度分別為25%和66%。

圖 10 不構件的跨中撓度(u)時程曲線Fig. 10 Time history curves of mid-span deflection(u) for different members

圖 11 不同溫度下的撞擊力時程曲線Fig. 11 Impact force versus time curves at different temperatures

3.5 不同溫度下構件的極值后平均撞擊力

撞擊力時程曲線平臺階段的撞擊力值可以反映構件在側向撞擊荷載作用下的抗撞擊性能，文獻[21]采用峰值后平均撞擊力Pm來反映水泥填充的中空夾層組合構件的抗撞擊能力。高溫下鋼管混凝土構件的撞擊力時程曲線進入平臺階段后撞擊力逐漸降低，沒有平臺值，定義極值后平均撞擊力Fpe來反映下降階段的撞擊力值，以反映構件在高溫下抵抗撞擊的能力，Fpe表達式為

式中：ub為撞擊力過峰值以后達到最小值時對應的跨中撓度；F 為與u 對應的撞擊力值，umax為構件跨中最大撓度。

圖 12 試件CC1 和SS1 的平均撞擊力(Pm 與Fpe)Fig. 12 Average impact force (Pm, Fpe) of the members CC1 and SS1

圖12 給出2.3 節試件CC1 和SS1 的兩種平均撞擊力Pm與Fpe。可以看出，計算的峰值后平均撞擊力比平臺階段的撞擊力值偏高，而計算 的Fpe與平臺階段的撞擊力試驗值吻合更好。如試件SS1 實際撞擊力平臺值為74.5 kN，計算的Fpe與Pm分別為75.4 kN 和92.3 kN，采用Fpe與Pm反映構試件SS1 的平臺值比實測平臺值分別偏高1.2%和23.9%。Pm值偏大的原因為水泥填充的中空夾層組合構件的撞擊力時程曲線峰值點與平臺階段相近，且撞擊力達到峰值后沒有明顯降低，而鋼管混凝土構件在撞擊力達到峰值后，撞擊力大幅度降低，出現明顯極小值點，因而采用Fpe可以更好地反映鋼管混凝土在高溫下的抗撞擊能力。

圖13 為構件在不同溫度下的撞擊力-跨中撓度關系曲線。可以看出：高溫下構件撞擊力達到峰值時撓度較小，約5～10 mm；撓度的發展主要在下降階段，隨著溫度升高，撓度快速增加；當撞擊力下降階段結束時，撓度達到最大值；進入卸載階段，撞擊力急劇降低，撓度值有所減小。同時，圖中也給出不同構件的Fpe與下降階段撞擊力的對比情況，圖中水平虛線為各構件相應的極值后平均撞擊力。可以看出，Fpe可以很好地反映不同溫度下構件在下降階段撞擊力的整體水平。

圖14 為不同構件的極值后平均撞擊力值。可以看出，相同撞擊條件下，隨著溫度升高，構件下降階段的極值后平均撞擊力逐漸減小，且減小速度隨著溫度升高逐漸增大。常溫下構件C066 的極值后平均撞擊力為227.7 kN，隨著溫度升高到200、400、600 ℃后，Fpe分別降低到222.0、192.4、137.9 kN，降低幅度分別為2.5%、15.5%和39.4%，可見當溫度超過400 ℃后，極值后平均撞擊力大幅降低，表明構件的抗撞擊能力損失嚴重。

圖 13 不同溫度下撞擊力-撓度關系曲線Fig. 13 Impact force versus deflection curves at different temperatures

圖 14 不同溫度下構件的極值后平均撞擊力Fig. 14 The post-extremum equal impact force of the members at different temperatures

3.6 不同溫度下構件的吸能系數

構件的總變形分為整體變形和局部凹陷變形，其局部變形值δ 為

式中：ut為構件跨中頂面撓度(即構件跨中的全部變形)，u 為跨中撓度(即構件的整體變形)，構件的撞擊力-撓度關系曲線圍成的面積值為構件整體變形所吸收的能量Eg。落錘的總動能為Ei為

圖 15 不同溫度下構件吸收的能量EgFig. 15 Energy absorbed by members (Eg) at different temperatures

式中：m0為落錘質量，v 為落錘撞擊構件時的初始速度，Ei=11.97 kJ。表3 給出了不同構件的umax、ut,max、Ei和Ei/Eg。圖15 為不同溫度下構件整體變形所吸收的能量。可以看出各試件的Eg相近，常溫下構件的Eg為10.69 kJ，200、400、600 ℃時Eg分別為11.03、11.25、11.09 kJ。各構件Ei/Eg的平均值為0.92，可見約92%的落錘動能由構件的整體變形吸收，較小部分能量由構件局部變形吸收，以及落錘撞擊后剩余動能等其他形式耗散。

吸能系數μ可以反映構件在側向撞擊作用下的吸能能力，μ值越大，表示構件抗撞擊性能越強[21]，其表達式為

式中：Ea為由構件全部變形吸收的能量，由于大部分能量被構件整體變形吸收，故忽略除變形吸收外所耗散的能量，Ea取初始動能值11.97 kJ；m 為構件質量，由鋼管和混凝土的密度及體積求得；ut為構件撞擊后的全部變形；g 為重力加速度。

圖16 給出了構件在不同溫度下的吸能系數μ。可以看出，隨著溫度升高，構件的吸能系數逐漸減小，且溫度越高，減小的幅度越大，說明隨著溫度升高，構件抵抗撞擊的能力逐漸降低，且降低程度隨著溫度升高逐漸明顯。其原因為隨著溫度升高，鋼管與混凝土的材性劣化程度加重，構件剛度逐漸減小。

圖 16 構件的吸能系數Fig. 16 Energy absorption capacity (μ) of the members

4 恒高溫下構件撞擊全過程

4.1 構件的撞擊力、速度和撓度時程曲線

3.3 節與3.4 節結果分析表明，不同高溫對構件跨中撓度和撞擊力的影響規律一致，故以600 ℃下構件C666 為例對高溫下構件的撞擊全過程進行分析。圖17 為無量綱的F/Fmax、v/vmax、u/umax時程曲線(Fmax、vmax、umax分別為構件的最大撞擊力、最大速度和跨中最大撓度)。可以看出，構件速度從零迅速增加，達到最大值后降低并發生震蕩；B 時刻后，構件速度呈線性減小，撞擊力整體上持續下降，跨中撓度快速增長，因此以B 時刻作為震蕩階段的結束點。整個撞擊過程可分為3 個階段：OB 段(震蕩階段)，BC 段(下降階段)和CD 段(卸載階段)，其中A 點為撞擊力峰值點。

圖 17 撞擊力、跨中撓度和跨中速度時程曲線Fig. 17 Time history curves of impact force, deflection and velocity at mid-span

對整個撞擊過程進行分析。震蕩階段(OB)：撞擊力迅速增加并達到峰值點A，此時跨中撓度比較小；A 點后撞擊力快速下降，構件速度迅速達到最大，其原因為撞擊后構件瞬間獲得較大能量，構件速度大于落錘速度，二者發生短時間分離；隨后撞擊力上升并發生震蕩。下降階段(BC)：撞擊力到達B 點后進入下降階段，該過程撞擊力與構件速度持續降低，跨中撓度不斷發展；當到達C 點時，跨中撓度達到最大值，構件速度減小為零。卸載階段(CD)：C 點后，跨中撓度有所下降，構件部分變形恢復，并發生回彈，速度逐漸反向增大；到達D 點時，撞擊力消失，落錘與構件分離。

4.2 典型時刻構件的應力與變形

圖18 為構件C666 在O、A、B、C 和D 點時核心混凝土縱向切面和外鋼管的縱向應力(S22 應力，即構件軸線方向的應力)分布與變形，包括核心混凝土跨中橫截面和端部橫截面。對整個撞擊過程中典型時刻構件的縱向應力和整體變形進行分析。

圖 18 鋼管與核心混凝土縱向應力(S22 應力)Fig. 18 Longitudinal stress (S22) of steel tube and core concrete

O 點時：此時撞擊未開始，核心混凝土和外鋼管已有應力，這表明受火分析后的結果作為初始狀態被成功地引入到撞擊分析中。A 點時：核心混凝土與外鋼管跨中頂部區域產生局部屈曲，出現高壓應力區域，但沒有明顯的整體變形；核心混凝土跨中截面與端部截面縱向應力分布明顯不同，跨中截面下部區域受拉(應力為正值)，上部區域受壓(應力為負值)，且受拉區大于受壓區。B 點時：外鋼管與核心混凝土發生明顯的彎曲，跨中與端部產生局部屈曲變形；外鋼管跨中下部與兩端頂部出現拉應力區，跨中區域上部與兩端區域下部產生較大壓應力；核心混凝土跨中截面上部與兩端截面下部受壓。C 點時：外鋼管與核心混凝土跨中彎曲變形達到最大，跨中與端部區域局部屈曲變形更加明顯；該點時構件變形已充分發展。D 點時：外鋼管與核心混凝土部分變形恢復，外鋼管的受拉區有所減小，核心混凝土截面應力分布發生明顯改變，受壓區域減小。其原因為：構件回彈過程中，部分區域的變形恢復，造成混凝土截面受壓區域增大。

從整個撞擊過程中外鋼管與核心混凝土縱向應力發展與變形可以看出，構件的高應力區域和局部變形區域主要集中在跨中和兩端，跨中與端部之間區域應力較低且沒有明顯屈曲變形。表明構件在撞擊后撞擊部位及端部約束部位受損最嚴重，為主要變形區域，在設計時應考慮對端部區域進行加強。

5 結 論

本文采用ABAQUS 有限元軟件建立了鋼管混凝土構件在高溫下的側向撞擊模型，對不同溫度下構件的撞擊性能進行討論，采用極值后平均撞擊力和吸能系數對高溫下構件的抗側向撞擊性能量化分析，并分析了600 ℃下鋼管混凝土的構件側向撞擊全過程，在本文研究范圍內得到以下結論：

（1）本文建立的數值模型可以很好地模擬鋼管混凝土構件在高溫下的側向撞擊過程，可用于分析高溫下鋼管混凝土構件的抗撞擊性能；

（2）鋼管混凝土構件的跨中撓度隨著溫度升高不斷增大，當溫度超過400 ℃后，構件遭受撞擊后會產生較常溫下更嚴重的變形，將影響后期的修復與加固；

（3）鋼管混凝土構件在高溫下的撞擊力時程曲線可分為：震蕩階段、下降階段和卸載階段；構件主要通過整體彎曲變形吸收落錘的動能，由局部變形吸收或其它形式耗散的能量較少；

（4）采用極值后平均撞擊力和吸能系數量化分析高溫作用下構件的抗撞擊能力，極值后平均撞擊力和吸能系數隨著溫度升高逐漸降低，表明隨著溫度升高，鋼管混凝土構件的抗撞擊性能逐漸降低，且當溫度超過400 ℃后，構件抗撞擊性能損失嚴重；

（5）鋼管混凝土構件在高溫下遭受撞擊后，兩端約束部位和跨中撞擊區域受損最嚴重，產生明顯的彎曲變形與局部屈曲變形，其余部分變形不明顯。