火災與撞擊聯合作用下鋼管混凝土柱力學性能研究*

胡文偉，王 蕊，趙 暉，張 力

（太原理工大學土木工程學院，山西 太原 030024）

近年來，建筑結構遭受火災、撞擊與爆炸等偶然荷載而引起結構破壞的事件時有發生，而不同類型災害的發生具有一定關聯性。如湖南邵陽1·31 與天津8·12 特大爆炸事故中，上部構件受火失效發生跌落，下層構件遭受跌落構件的撞擊作用發生坍塌；火災引發易爆物爆炸，構件同時受到火災與爆炸飛濺物撞擊作用。目前，鋼管混凝土柱常用于重要結構的豎向承重構件，一旦發生破壞有可能引起結構整體坍塌。因此，對該類構件在火災與撞擊等多災害耦合工況下力學性能研究具有現實意義。

目前針對高溫與撞擊聯合作用下結構構件力學性能，Huo 等、Jin 等與叢珊分別對鋼管混凝土（concrete-filled steel tubular，CFST）短柱、鋼纖維-鋼筋混凝土（steel fiber-reinforced concrete，SFRC）梁與鋼框架開展了相關試驗與數值模擬研究。結果表明，受火90 min 后，鋼管混凝土軸向撞擊承載力下降至常溫時的25%；鋼纖維可有效減少高溫與沖擊聯合作用下SFRC 梁裂縫；溫度達到600 ℃時，鋼框架抗撞承載力急劇降低。2020 年，史艷莉等基于ABAQUS 建立了截面尺寸為180 mm×3.65 mm 的圓鋼管混凝土構件在ISO 834-1—1999規定的火災作用下的標準側向撞擊模型，主要分析了構件在20、200、400 和600 ℃下的抗撞性能。研究結果表明，當溫度超過400 ℃時，鋼管混凝土構件的抗撞能力顯著降低，此時構件變形嚴重，后期將難以修復。該研究只針對單一幾何與物理參數的鋼管混凝土構件進行了高溫下抗撞性能研究，并且在分析中未考慮軸力的影響，但基于課題組前期研究結果發現，撞擊能量、材料強度、含鋼率與軸壓比等對常溫下鋼管混凝土構件抗撞性能有顯著影響，因此有必要對高溫作用下此類構件的抗撞性能進行機理與擴大影響參數分析。

鑒于此，本文將采用ABAQUS 有限元軟件對火災與撞擊聯合作用下鋼管混凝土柱受力機理進行分析，重點研究該類構件的變形特征、受力全過程、相互作用與耗能分析等，并對其抗撞性能影響因素進行參數分析，并給出初步設計建議。

1 有限元模型建立與驗證

1.1 構件參數設計

共設計了70 個火災高溫與撞擊耦合作用下的鋼管混凝土構件，主要分析了受火時間（0、15、30、45、60、75 和90 min）、混凝土立方體抗壓強度（=30，40，50 MPa）與鋼管屈服強度（=345，390，425 MPa）、含鋼率（7.4%、8.5%、9.6%與10.8%）、撞擊質量（1 000、2 000 和3 000 kg）以及撞擊速度（5、7 和9 m/s）對該類構件在火災高溫下抗撞性能的影響。構件設計總長為4 500 mm，受火范圍為柱中3 500 mm，兩端固結。部分典型構件詳細參數見表1，其中與分別為截面直徑與鋼管厚度，為軸壓比（=/，與分別為施加的軸力與構件軸向承載力），為受火時間，為落錘質量，為撞擊速度。

表1 構件詳細參數Table 1 Detailed parameters of specimens

1.2 有限元模型建立

首先采用完全熱力耦合法建立靜力傳熱模型，按照ISO 834-1—1999的標準升溫曲線對構件進行受火有限元分析。其次，通過設置重啟動將得到的結果導入側向撞擊模型的初始狀態中，實現高溫與側向撞擊耦合分析。具體過程見圖1。

圖1 溫度-撞擊耦合分析過程Fig. 1 Procedure of coupled temperature and impact analysis

1.2.1 靜力傳熱模型

建立靜力傳熱模型需要首先確定高溫下材料的熱工參數以及力學性能參數，其中混凝土與鋼材的熱工參數均采用Lie 等建議的模型?；炷粮邷厥軌簯?應變關系與受拉應力-應變關系分別采用Lie 等與Hong 等建議的模型，鋼材采用文獻[15]建議的高溫應力-應變關系。外鋼管與核心混凝土之間設置0.3 的庫倫摩擦因數，法向為硬接觸，鋼管外表面的熱對流與熱輻射系數分別采用25 W/(m·K)和0.7。通過設置接觸熱阻為0.01 m·K/W 考慮鋼管與混凝土之間的空隙。

1.2.2 高溫下側向撞擊模型

側向撞擊模型中需考慮材料應變率效應，其中鋼材通過Cowper-Symonds 模型考慮應變率效應，根據侯川川與Chen 等的建議，常溫和高溫下模型參數、分別取6844 s與3.91 以及400 s與1.0；混凝土高溫下應變率效應采用Chen 等的模型。賦予落錘速度與質量模擬撞擊荷載，同時為模型施加9.8 m/s的重力加速度。外鋼管與落錘之間設置無摩擦與硬接觸。為保證計算精度，對撞擊區域內的網格進行了局部加密處理，網格尺寸為非加密區的1/3。

1.3 有限元模型驗證

為驗證有限元模型的準確性，本文分別對文獻[3]中常溫下鋼管混凝土構件側向撞擊試驗與高溫下鋼管混凝土短柱軸向撞擊試驗進行了模擬驗證，分別選擇文獻[19]中不同邊界條件的試件與文獻[3]中不同鋼管厚度的試件進行驗證。破壞模式與相關曲線對比分別見圖2 和圖3，可以看出，常溫下鋼管混凝土側向撞擊后撞擊位置發生明顯彎曲變形，有限元模擬得到的結果與試驗較為一致。圖3 中撞擊力隨著鋼管厚度增大而有所提高，試驗與模擬的撞擊力時程曲線對比情況有一定差異，以鋼管厚度為2 mm 的試件為例，有限元得到的撞擊持時小于試驗結果。分析原因認為：模型中落錘與端板簡化為剛體，忽略了二者的變形，導致接觸時間減小；高溫與撞擊耦合試驗的復雜性導致試驗可能存在測量誤差；此外，材料熱工參數與動力學參數參照相關規范與文獻取值并非實測值，對模擬結果也有一定影響?？紤]上述影響因素，認為本文所建立的模型可以較好預測高溫下鋼管混凝土柱的抗撞性能。

圖2 試件破壞形態對比Fig. 2 Comparison of the failure modes of specimens

圖3 試驗值與模擬值對比Fig. 3 Comparison between test and FE results

2 抗撞工作機理分析

2.1 溫度與軸力耦合分析

部分構件溫度場分布如圖4 所示?；馂淖饔孟?，構件截面溫度場呈雙對稱軸分布，受火范圍內，溫度沿構件縱向均勻分布。隨著受火時間的增加，外鋼管溫度升高，跨中混凝土低溫區域面積縮減，混凝土截面溫度呈梯度分布，受火90 min 時，混凝土中心區域仍保持較低溫度。由圖5 中的軸向變形與荷載分配曲線可以看出，受火初期構件發生軸向膨脹，荷載主要由外鋼管承受。隨著火災時間增長，壓縮變形逐漸占據主導地位，軸力開始從外鋼管向核心混凝土傳遞。這主要是由于高溫作用下外包鋼管性能劣化嚴重，而混凝土溫度較低，仍保持較好的力學性能，核心混凝土主要承擔軸向荷載。

圖4 構件溫度場分布Fig. 4 Temperature distribution of specimens

圖5 有軸力構件Z6 軸向變形與荷載分配Fig. 5 Axial displacement and load distribution of Z6

2.2 撞擊力與變形特征

基于試驗研究表明，撞擊力平臺值可較好反映構件的抗撞擊性能。本文中采用Wang 等建議的高溫下鋼管混凝土柱撞擊力平臺值計算方法：

式中：為撞擊力過峰值后達到最小時對應的跨中撓度，為跨中最大撓度。

構件撞擊力-跨中撓度關系曲線如圖6 所示，隨著受火時間增加，撞擊力平臺值降低，以A 組構件為例，受火時間從0 min 增加到90 min，撞擊力平臺值降低了86.3%。對比圖6（b），當軸壓比增大至0.2 時，分別下降了8.1%、3.2%和7.8%。高溫作用降低了構件抗撞性能，軸力對高溫下鋼管混凝土柱的抗撞性能具有削弱作用，這與本課題組所研究的常溫下軸力對鋼管混凝土構件抗撞性能影響規律一致。

圖6 構件撞擊力-跨中撓度曲線Fig. 6 Impact force versus mid-span deflection curves of specimens

2.3 破壞模式

構件受撞擊后外鋼管等效塑性應變和混凝土最大主塑性應變如圖7 所示。側向撞擊與火災聯合作用下構件表現為受彎破壞，撞擊部位和溫度過渡區底部形成塑性鉸，跨中混凝土頂部與底部以及溫度過渡區有明顯開裂趨勢。隨著火災時間增長，構件塑性應變以及塑性區域都有所增大?；馂呐c撞擊聯合作用下鋼管塑性發展充分，能夠較好地約束混凝土，保證了試件的整體變形。對比圖7（b）～（c）發現，由于軸壓力存在，引起-二階效應（與分別為軸壓力與側向撓度），加劇了構件的破壞。

圖7 構件等效塑性應變Fig. 7 Equivalent plastic strain of specimens

2.4 撞擊全過程分析

以構件Z6 為例進行高溫下鋼管混凝土柱受側向撞擊全過程分析，圖8 給出了撞擊力（/）、跨中撓度（/）、跨中速度（/）與落錘速度（/）的歸一化時程曲線，其中、、和分別為撞擊力峰值、跨中最大撓度、跨中最大速度和落錘最大速度。將全過程分為4 個階段：

圖8 歸一化時程曲線Fig. 8 Normalized time-histories curves

（1）第1 階段（-）：撞擊發生后，撞擊力迅速升高至峰值（點），構件獲得較大能量，落錘速度有所削弱。此時主要發生撞擊點的局部變形。

（2）第2 階段（-）：構件速度增大后，落錘速度小于構件速度，二者接觸逐漸減弱，直至出現短暫分離，撞擊力降為零。

（3）第3 階段（-）：構件速度降低，落錘第2 次撞擊構件，形成了第2 個峰值。隨后，撞擊力在經過短暫的震蕩后進入一個相對平穩的階段，構件變形持續增大，主要以整體變形為主。在點，跨中變形達到最大。

（4）第4 階段（-）：撞擊力降低至零（點）過程中構件釋放彈性勢能，發生回彈變形，最終落錘與構件完全分離，撞擊過程結束。

2.5 鋼管與混凝土相互作用

有軸力構件Z6 鋼管與混凝土在跨中不同位置的接觸應力（σ）時程曲線如圖9 所示，撞擊位置（點1）的接觸應力時程曲線出現明顯峰值，約為130 MPa，說明鋼管混凝土柱在高溫與側向撞擊耦合作用下，落錘撞擊區域鋼管與混凝土有較強的相互作用，高溫下混凝土對鋼管起到了支撐作用。其余位置均低于5 MPa，部分時刻出現零點，表明除撞擊點外，其他區域鋼管與混凝土相互作用較小，部分時刻二者發生了脫離。

圖9 有軸力構件Z6 跨中截面接觸應力時程曲線Fig. 9 Contact stress-time curves of Z6 with axial load at midspan

2.6 應力和應變發展

圖10 為構件Z6 鋼管截面應力-縱向應變曲線，圖中()為高溫下鋼材屈服強度。撞擊開始前，構件Z6 處于軸向壓縮階段，應變為負值。落錘與構件接觸后，鋼管跨中頂部的應力應變迅速增大，底部應變由受壓（應變為負）逐漸變化為受拉（應變為正）。之后落錘與試件發生短暫分離，各點應力出現了卸載，隨著落錘再次撞擊試件，應力應變繼續發展，達到屈服，其中1～3 點進入彈塑性階段，4～5 點進入強化階段，撞擊結束后各點應力發生卸載。

圖10 鋼管跨中截面應力-縱向應變曲線Fig. 10 Changes in the longitudinal stresses of steel tube

不同時刻下構件應力分布如圖11 所示。時刻t：撞擊力達到峰值，鋼管大部分區域處于受壓狀態，混凝土跨中截面大部分區域受拉（應力為正），在頂部撞擊位置存在高壓應力區（應力為負）；時刻t：構件處于短暫卸載階段，外鋼管與混凝土受壓區應力水平明顯降低，隨著構件變形發展，混凝土跨中截面受壓區擴大；時刻t：構件變形達到最大值，撞擊力開始下降，外鋼管高應力區主要集中在塑性鉸位置，混凝土應力分布表現出彎曲變形特點；時刻t：構件處于卸載階段，發生回彈變形，外鋼管應力水平降低，混凝土跨中截面上部出現拉應力，下部出現壓應力。

圖11 鋼管與核心混凝土縱向應力變化Fig. 11 Longitudinal stress change of steel tube and core concrete

2.7 耗能分析

圖12 給出了無軸力構件W0 和W9 各部件塑性應變能時程曲線。撞擊開始前，由于溫度作用，鋼管產生熱塑性變形，積累了部分塑性應變能。隨受火時間增加，鋼管與混凝土塑性耗能曲線增長速率降低。無軸力構件的各部件在撞擊過程中耗能占比如圖13 所示，受火時間從0 min 逐級增加至90 min，外鋼管的塑性耗能占比分別下降了17%、17%與8%，混凝土耗能逐漸成為鋼管混凝土高溫下受撞擊的主要耗能機制。這是由于火災作用下鋼材材性的劣化程度高于混凝土導致其吸能能力逐漸降低。

圖12 塑性應變能曲線Fig. 12 Plastic strain energy curves

圖13 各部件耗能占比Fig. 13 Energy dissipation proportions of each components

3 參數分析

3.1 撞擊能量的影響

撞擊能量的變化可通過改變撞擊體質量與速度實現，圖14～15 分別給出了撞擊體質量和速度對高溫下鋼管混凝土柱側向撞擊的撞擊力平臺值和跨中最大撓度的影響規律，其中混凝土抗壓強度、鋼管屈服強度與含鋼率分別為30 MPa、345 MPa 和8.5%，圖14～15 中撞擊體速度與質量分別為7 m/s 與2000 kg。隨著撞擊體質量與撞擊速度增加，受火0 min 和30 min 構件的撞擊力平臺值逐漸增大，受火60 min 和90 min 構件的撞擊力平臺值逐漸減小，這是因為常溫時應變率效應可有效提高材料的動態強度，撞擊力平臺出現增長趨勢；高溫下，材料應變率效應影響減弱，另外隨著撞擊能量增大，構件破壞模式發生變化，由整體變形加局部變形轉變為整體變形為主，因此撞擊力平臺值降低。隨著撞擊體質量與速度增大，構件跨中最大撓度均呈現明顯增長趨勢。

圖14 撞擊質量的影響Fig. 14 Influence of impactor mass

圖15 撞擊速度的影響Fig. 15 Influence of impact velocity

3.2 受火時間的影響

受火時間對構件的撞擊力平臺值和跨中最大撓度的影響規律如圖16 所示，其中構件含鋼率、撞擊體質量與撞擊速度分別為8.5%、2000 kg 與7 m/s，圖中給出了不同混凝土強度與鋼材強度構件的撞擊力與撓度的變化趨勢。可以看出，火災高溫對構件抗撞性能產生不利影響。受火15 min 后，構件抗撞性能大幅降低。以鋼管屈服強度=345 MPa，混凝土抗壓強度=50 MPa 的構件為例，受火90 min 后，撞擊力平臺值僅為常溫下的13%，跨中最大撓度約為常溫下的3.6 倍。這主要是由于火災作用下材料性能劣化，構件剛度降低，需要更大的變形消耗同等撞擊能量。

圖16 受火時間的影響Fig. 16 Influence of fire duration

3.3 含鋼率的影響

含鋼率對不同受火時間下鋼管混凝土柱側向撞擊的撞擊力平臺值和跨中極限撓度的影響趨勢如圖17所示，其中撞擊體質量、撞擊速度、混凝土抗壓強度以及鋼管屈服強度分別為2000 kg、7 m/s、40 MPa 和345 MPa。增大含鋼率可提升常溫時構件抗撞性能，但隨著受火時間增加，含鋼率增大，撞擊力平臺值上升趨勢變緩，含鋼率影響變不明顯。這是因為常溫時增大含鋼率，提高了截面抗彎剛度，而高溫下，外鋼管受損嚴重，對核心混凝土約束減弱，削弱了含鋼率對構件抗撞性能的影響。

圖17 含鋼率α 的影響Fig. 17 Influence of steel ratio

3.4 混凝土與鋼管強度的影響

圖18 材料強度的影響Fig. 18 Influence of material strength

4 設計建議

基于火災與撞擊聯合作用下鋼管混凝土柱力學性能與機理分析結果，在本文研究參數范圍內，通過以下設計參數變化可達到提高該類構件耦合工況下力學性能的目標。

（1）除撞擊部位外，有約束處柱端在火災與撞擊聯合作用下會形成明顯塑性鉸。因此對于有防火防撞要求的鋼管混凝土柱，應對柱端進行局部加強，如配置適量鋼筋與增加加勁肋等措施。

（2）增加鋼管混凝土含鋼率，高溫下鋼管混凝土柱抗撞承載能力增加不明顯，因此設計中選用工程常用含鋼率6%～18%，無需采用常溫下抗撞加強措施中增大鋼管壁厚的做法。

（3）在不增加截面尺寸的前提下，提高混凝土強度是改善高溫下鋼管混凝土柱抗撞性能的有效措施。

5 結 論

本文中對高溫作用下鋼管混凝土柱抗撞工作機理與影響參數進行了研究，在本文參數范圍內得到以下結論：

（1）高溫與撞擊聯合作用下，鋼管混凝土柱主要發生整體受彎破壞，局部變形較小。撞擊作用下核心混凝土在跨中頂部與底部以及溫度過渡區出現明顯開裂趨勢，外鋼管塑性變形發展充分，落錘撞擊區域鋼管與混凝土有較強的相互作用。

（2）受火時間從0 min 增加到90 min，鋼管混凝土柱撞擊力平臺值降低了90%，抗撞性能顯著降低，外鋼管耗能占比降低了42%，這與外鋼管材質劣化有直接關系；當軸壓比從0 增大到0.2，受火60 min 構件撞擊力平臺值下降了7.8%，反映了軸壓力的不利影響。

（3）提高混凝土強度可以有效增強構件在火災與撞擊聯合作用下的抗撞性能，當混凝土立方體抗壓強度從30 MPa 提高到50 MPa，常溫下構件抗撞性能提高約5%，而受火90 min 的構件抗撞性能提高約85%；高溫下鋼材性能的改變對構件力學性能影響不明顯。