任曉虎，霍靜思，陳柏生

（湖南大學(xué) 建筑安全與節(jié)能教育部重點實驗室，長沙 410082）

近年來，我國建筑火災(zāi)事故頻繁發(fā)生，火災(zāi)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載力降低，造成了相當(dāng)數(shù)量的火災(zāi)倒塌事故；而且一些重要建筑同時面臨火災(zāi)和爆炸、撞擊等災(zāi)害的威脅。因此，需考慮建筑結(jié)構(gòu)的高溫（火災(zāi)）后抗沖擊和抗倒塌設(shè)計，以提高結(jié)構(gòu)高溫（火災(zāi)）后整體性和抗倒塌能力。然而目前國內(nèi)外還未見有對建筑結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在高溫（火災(zāi)）后由于爆炸、撞擊和坍塌等沖擊荷載作用下的抗沖擊性能的研究，研究結(jié)構(gòu)高溫后的抗沖擊性能，可為增強結(jié)構(gòu)高溫后抗沖擊性能和抗倒塌能力提供依據(jù)。國內(nèi)外的學(xué)者進行了大量的混凝土和鋼材在爆炸和沖擊荷載作用下的力學(xué)性能研究［1－4］，但是對鋼管混凝土在爆炸和沖擊作用下的力學(xué)性能研究相對較少。

陳肇元等［5］利用快速加載實驗機進行了鋼管混凝土動態(tài)試驗，Prichard和 Perry［6］用落錘實驗機進行了鋼管約束混凝土的沖擊試驗，Xiao等［7］利用SHPB裝置進行了鋼管混凝土及約束鋼管混混凝土的沖擊試驗研究，Huo等［8］利用落錘試驗裝置對鋼管混凝土短柱的沖擊性能進行了試驗研究；Huo等［9］利用SHPB裝置對400℃下的鋼管混凝土的沖擊性能進行了試驗研究。Bambach等［10］對三種不同尺寸完全固支的空心截面方鋼管梁和方鋼管混凝土梁在跨中受速度較低、質(zhì)量較大的橫向沖擊力進行了試驗和分析。上述文獻試驗結(jié)果表明，鋼管混凝土在常溫及高溫下均具有良好的抗沖擊性能。同時，由于組成鋼管混凝土的鋼管和核心混凝土之間相互貢獻、協(xié)同互補、共同工作，使之具有更好的耐火性［11］。因此，鋼管混凝土也必將具有較好的高溫（火災(zāi)）后抗沖擊和抗倒塌的力學(xué)性能。本文采用落錘沖擊實驗機進行了高溫作用后鋼管混凝土短柱抗沖擊性能試驗研究，可為進行合理的高溫（火災(zāi)）后抗沖擊設(shè)計和評估，并為設(shè)計合理的抗倒塌結(jié)構(gòu)體系提供有價值的參考。

1 試驗概況

1.1 試驗設(shè)計

共進行了10個鋼管混凝土短柱落錘沖擊力學(xué)性能試驗，主要試驗參數(shù)為試件所經(jīng)歷的最高溫度、沖擊速度、沖擊能量、含鋼率和升降溫全過程中軸壓力水平。通過調(diào)整不同落錘下落高度來得到不同的沖擊速度，不同的沖擊能量則通過同時調(diào)整落錘下落高度和落錘重量來獲得。參考文獻［1］混凝土落錘沖擊試驗，本文鋼管混凝土短柱沖擊試驗試件所采用的高徑比為2。表1給出了試件設(shè)計的詳細(xì)數(shù)據(jù)，其中：L為試件長度，D為試件的外直徑，ts為試件的壁厚，Nud為沖擊力時程曲線的峰值點，荷載No表示試件在升降溫全過程試驗中所受軸力的大小，n表示試件升降溫全過程中所受軸壓比水平（n=No/N，N為參考文獻［11］算得的常溫鋼管混凝土的靜態(tài)極限承載強度），試驗測得沖擊能量E是由公式mv2/2（m為落錘質(zhì)量，v為試驗中實際測得的速度）計算得到，計算所得沖擊能量則是通過2.4小節(jié)中計算沖擊力與壓縮變形關(guān)系曲線所包圍的面積得到。

試件采用C60混凝土，水泥采用425#普通硅酸鹽水泥，粗骨料為卵石。同時對不同壁厚的鋼管分別制作3個標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件，根據(jù)文獻［12，13］對混凝土和鋼材進行標(biāo)準(zhǔn)材性試驗。試驗測得混凝土28天立方體抗壓強度為73.8 MPa，4 mm和6 mm厚度的鋼材的屈服強度分別為350 MPa和375 MPa，極限強度分別為467 MPa和516 MPa。

表1 鋼管混凝土短柱試件一覽表Tab.1 Summary of CFT test information

1.2 試驗裝置

高溫后鋼管混凝土抗沖擊試驗是在湖南大學(xué)高性能落錘沖擊實驗機基礎(chǔ)上，同時配備高溫抗壓加熱試驗爐完成的。試件高溫試驗利用文獻［14］所述的試驗爐完成，落錘沖擊試驗裝置如圖1所示。高性能落錘實驗機由落錘提升和控制系統(tǒng)、錘體、觸發(fā)裝置和激光位移計以及位移轉(zhuǎn)化斜坡等組成，通過激光位移計和位移轉(zhuǎn)化斜坡可以測得鋼管混凝土試件在落錘沖擊過程中的軸向壓縮變形。

1.3 試驗方法

落錘沖擊試驗分兩個階段進行，首先采用高溫抗壓試驗爐進行高溫試驗，然后進行落錘沖擊試驗。高溫試驗時，先把試件按照表1中的升溫制度進行升溫和恒溫，然后進行可控降溫，升溫和降溫速度均控制為10℃/min；同時測試在升降溫全過程試驗中施加軸力試件的δ－t變形關(guān)系曲線，升降溫過程中保持荷載恒定，直至軸向壓縮變形收斂［14］。待試件冷卻后，按照表1給出的落錘高度以及落錘質(zhì)量對高溫作用后的鋼管混凝土進行沖擊。

圖1 落錘沖擊試驗裝置圖Fig.1 Drop-weight impact test setup

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 高溫試驗現(xiàn)象

圖2給出了高溫試驗中施加軸力試件的高溫全過程變形（δ）－升溫時間（t）關(guān)系曲線（圖中變形以壓縮為負(fù)，膨脹為正），由于試件CL652在高溫試驗過程中抗壓試驗爐發(fā)生的故障而未得到該試件的δ－t關(guān)系曲線。從圖2可以看出，對于有初始荷載作用的試件，高溫全過程試驗結(jié)束時試件均發(fā)生顯著的殘余壓縮變形，且絕大部分殘余變形是在降溫冷卻過程中產(chǎn)生的。由于試件所受的初始應(yīng)力水平較小，在開始升溫階段，試件的高溫膨脹變形大于壓縮變形，在高溫全過程中δ－t變形關(guān)系曲線上將出現(xiàn)正的伸長變形量?？赡苁怯捎谧冃螠y量機構(gòu)安裝問題，導(dǎo)致試件CL452的δ－t關(guān)系曲線在升溫初始階段并沒有出現(xiàn)膨脹。在其他條件相同的情況下，軸壓力水平越大，試件的殘余變形也越大，如試件CL452R的殘余變形大約是試件CL452的1.53倍；同時隨著試件經(jīng)歷的最高溫度的變大，升溫階段試件的高溫膨脹變形也變大，如試件CL652R開始升溫階段的膨脹變形明顯大于CL452和CL452R兩個試件。

圖2 高溫全過程中試件的δ－t的關(guān)系曲線Fig.2 Axial deformation（δ）versus time（t）relations of specimens during high temperature exposure

2.2 試件破壞現(xiàn)象

圖3所示為經(jīng)歷高溫作用后的鋼管混凝土短柱在落錘沖擊荷載作用后的破壞模態(tài)。可見，各個試件均遭受了不同程度破壞，油漆網(wǎng)格脫落情況表明試件均發(fā)生了不同程度鼓起或剪切變形。雖然試件經(jīng)歷了很大的變形（如表1所示），但是試件仍然保持了較好的整體性。從圖3（a）和圖3（c）和表1數(shù)據(jù)可見，在相同的升溫制度下，高溫全過程沒有軸力作用的試件（C450、C452、C455 和 C868、C860、C862）其軸向壓縮變形隨著沖擊能量的增大而增大。同時從圖3（a）、圖3（b）和表1殘余變形數(shù)據(jù)可見，對于在相同沖擊能量下的試件（C452、CL452、CL452R 和 CL652、CL652R），高溫全過程中試件所受軸壓力水平增大，試件的殘余變形有所增大，但增大不明顯，且破壞程度相差不大。

為進一步了解鋼管混凝土的破壞模態(tài)，試驗后割開鋼管以觀察內(nèi)部混凝土的破壞形態(tài)，如圖4所示。可見，核心混凝土發(fā)生明顯的斜向剪切破壞，有的試件核心混凝土因發(fā)生嚴(yán)重的斜向剪切破壞而分離成兩塊。由于外部鋼管的包裹，使得混凝土還是保持一定的整體性，但此時鋼管混凝土的殘余承載力降低明顯。

雖然高溫后鋼管混凝土在沖擊荷載作用下遭受嚴(yán)重的破壞，但由于鋼管的包裹保護作用，試件仍能保持較好的完整性。因此，高溫后鋼管混凝土在沖擊荷載作用下同樣能充分發(fā)揮鋼管和混凝土之間的“組合效應(yīng)”，即鋼管起到提高混凝土強度、塑性和完整性的作用，而核心混凝土起到對鋼管的支撐作用，提高其抗屈曲能力［11］。

圖3 高溫后鋼管混凝土沖擊破壞模態(tài)Fig.3 Typical failure modes of concrete － filled steel tubular stub columns subjected to high temperature and impact loading

圖7 ts=6 mm，T=800℃試件沖擊力時程曲線Fig.7 Impact force versus time history curves of specimens with ts=6 mm and T=800℃

2.3 沖擊力時程曲線

圖5－圖7給出了各個試件的沖擊力時程曲線的比較情況?？梢?，沖擊力在上升段迅速增加，達到極限承載力大約在0.3 ms－0.8 ms左右，下降段則相對平緩，沖擊力作用時間在6 ms到10 ms之間變化。從脈沖的形狀上看，壁厚為4 mm試件近似于三角脈沖，壁厚為6 mm的試件則近似于矩形脈沖。

如圖5（a）和圖7所示，在相同錘重的情況下，最大沖擊力隨下落高度即沖擊能量的增加有所增加，但增加幅度并不明顯；但是隨著下落高度的增加沖擊力作用的時間要相對的延長，說明試件經(jīng)歷了更大的變形。在相同的沖擊能量下，試件的最大沖擊力隨著高溫全過程中所受軸壓比的增大而減小，但是減小幅度不是很明顯，但沖擊力作用的時間隨著高溫全過程中所受軸壓比的增大而相對短一些具體情況見圖5（b），圖6所示。

圖中各個試件的沖擊力時程曲線的最大值，即極限承載力Nu見表1。

2.4 沖擊力－壓縮變形關(guān)系曲線

圖8－圖10給出了各個的試件在沖擊力（F）－壓縮變形（δ）關(guān)系曲線?？梢?，初始時沖擊力隨著變形的增加幾乎是成線性關(guān)系，達到峰值荷載后，沖擊力下降變緩，隨后進入卸載階段，試件的彈性變形有所恢復(fù)。從圖中可以看出大多數(shù)試件卸載剛度跟初始剛度趨勢基本一致，大致呈平行，并沒有出現(xiàn)很大的退化。

如圖8（a）和圖10所示，隨著沖擊速度（沖擊能量）的增大，最大沖擊力有所增加，但是增大幅度不是很大（如表1所示），變形卻有顯著增長，表明試件主要通過發(fā)生更大的塑性變形來耗散沖擊能量。如圖8（b）和圖9所示，對于在高溫全過程中承受軸力的試件，增大軸壓力水平降低了試件的最大沖擊力，但是降低幅度不大，同時試件殘余變形卻有所增大，如表1所示。壁厚6 mm試件的增大幅度沒有壁厚4 mm試件明顯，主要是由于壁厚6 mm試件的軸壓比相差不大（CL652，n=0.2；CL652R，n=0.23）。由于試件的沖擊能量一致，因此試件的沖擊力與壓縮關(guān)系曲線所圍面積即計算所得能量相差不大，具體數(shù)值見表1。

本文參考采用文獻［15］的數(shù)值方法確定對應(yīng)不同升溫制度的高溫后鋼管混凝土軸壓靜力理論變形關(guān)系曲線，由于材料應(yīng)變率效應(yīng)的影響，高溫后鋼管混凝土沖擊荷載作用下的荷載－變形關(guān)系曲線與靜力情況相比區(qū)別顯著，主要體現(xiàn)在：動態(tài)荷載－變形關(guān)系曲線的彈性段和彈塑性段與靜態(tài)相比，明顯有所延長，且彈性階段剛度基本相同；動態(tài)沖擊極限承載力明顯增大，且增大程度與受高溫作用的程度有關(guān)，隨著受高溫作用程度提高，動態(tài)承載力提高幅度明顯降低；鋼管混凝土在靜力荷載作用下表現(xiàn)出很好的延性，而動態(tài)荷載－變形關(guān)系曲線下階段則有明顯變陡，延性明顯降低；雖然試件在沖擊荷載作用下經(jīng)歷了很大的壓縮變形，但試件仍保持很好的完整性，說明鋼管混凝土在沖擊荷載作用下具有較好的塑性變形能力，且有一定的殘余承載能力。

圖10 ts=6 mm，T=800℃試件沖擊力與壓縮變形關(guān)系曲線Fig.10 Impact force versus compressive deformation curves of specimens with ts=6 mm，T=800℃

本次各個試件的荷載與位移曲線所圍得面積為表1給出的計算所得的沖擊能量，由于試件與基座以及基礎(chǔ)與地面會存在一定的空隙等原因?qū)е录す馕灰苽鞲衅鳒y得的位移比真實位移要偏大，因此計算所得的沖擊能量會大于實際沖擊能量。

3 試驗參數(shù)影響分析

圖11和圖12分別給出了鋼管混凝土試件的極限荷載與沖擊速度及沖擊能量的關(guān)系，其極限承載力Nud的具體數(shù)值見表1。從圖11可見，最大沖擊力隨著沖擊速度的增大而增大；在相同的沖擊能量下，高溫全過程中所受軸力試件的極限荷載大于高溫全過程中沒有受到軸力作用的試件，但是提高幅度不大，這跟文獻［14］所述鋼管混凝土高溫全過程靜力試驗結(jié)果一致，如試件 CL452，CL452R（CL452Nud=3 032 kJ，CL452RNud=2 972 kJ）極限荷載較試件C452（Nud=2 864 kJ）提高了5.5%和3.8%。其主要是因為文獻［16－18］：在初始應(yīng)力作用下，截面壓應(yīng)力的先期作用有效地約束了混凝土在升溫過程中的自由膨脹變形，限制了垂直于應(yīng)力方向的裂縫發(fā)展，同時，由于有初始應(yīng)力作用，使得試件在高溫作用的全過程中，產(chǎn)生了數(shù)值很大的瞬態(tài)熱應(yīng)變，導(dǎo)致了混凝土內(nèi)部應(yīng)力的松弛和釋放，緩解了水泥漿和骨料間的粘結(jié)力破壞，縮減了高溫下骨料晶體化和水泥水化生成物脫水所發(fā)生的體積膨脹。如圖11和圖12可見，在相同的沖擊速度或者沖擊能量下，隨著含鋼率的增大，試件的最大沖擊力也越大，說明增大試件的含鋼率能很好的提高試件的承載能力。

圖13給出了試件的殘余變形與沖擊速度的關(guān)系，從圖13可見，試件的殘余變形隨著沖擊速度的增大而增大，在相同的沖擊速度下，試件的殘余變形隨著試件的軸壓比增大，主要是由于隨著試件的軸壓比增大，混凝土以及鋼材材料劣化更明顯，但是從圖13中可以看出試件的殘余變形增大幅度不大，這跟圖11以及文獻［14］結(jié)論一致。

4 高溫后鋼管混凝土動態(tài)承載力簡化評估方法探討

圖11 極限荷載與沖擊速度的關(guān)系Fig.11 Ultimate load carrying capacity（Nu）versus impact velocity relations

圖12 極限荷載與沖擊能量的關(guān)系Fig.12 Ultimate load carrying capacity（Nu）versus impact energy relations

圖13 試件的殘余變形與沖擊速度的關(guān)系Fig.13 Residual deformation versus impact velocity relations

通常用動力增大系數(shù)（DIF），即動態(tài)強度與準(zhǔn)靜態(tài)強度之比，來描述材料強度隨應(yīng)變率增大而提高的現(xiàn)象。文獻［19］給出了不考慮鋼管與混凝土之間約束作用常溫下鋼管混凝土的動力增大系數(shù)（DIF）的計算方法，本文參考文獻［19］提出了高溫后的鋼管混凝土的動態(tài)增大系數(shù)。

對于DIF求解時把混凝土劃分成有一定厚度的n個圓環(huán)單元，鋼材取整個鋼管圓形截面，Aci和As分別為核心混凝土第i個圓環(huán)的截面面積和鋼管截面面積，fci（T）和fy（T）為混凝土第i個圓環(huán)截面所經(jīng)歷最高溫度時的圓柱體抗壓強度和鋼材截面所經(jīng)歷最高溫度時的屈服強度，混凝土第i個圓環(huán)截面和鋼管截面所經(jīng)歷的最高溫度可以通過文獻［14］給出的模型算得溫度場取得，同時取溫度時應(yīng)該把第i個圓環(huán)截面的溫度看成是均勻的。文獻［11］給出了混凝土高溫后圓柱體抗壓強度和鋼材高溫后的屈服強度的式子，具體表達式見式（2）和式（3）。由于無高溫后混凝土以及鋼材的動力增大系數(shù)DIF相關(guān)文獻，本文對高溫后混凝土以及鋼材的材料動力增大系數(shù)DIF均采用常溫的材料動力增大系數(shù)DIF，即分別通過 CEB［20］提出的式子（4）和Malver［21］提出的式子（5）計算得到的DIF算得混凝土高溫作用后的動態(tài)強度fcid（T）和鋼材高溫作用后的屈服強度fyd（T）。

其中式（2），（3）中Tmax表示的是混凝土以及鋼材降溫前曾達到的最高溫度。

式子（4）中fcs、fcd分別為靜態(tài)壓縮強度和動態(tài)強度：

表2給出了簡化方法得到的鋼管混凝土DIF和試驗方法所得DIF的比較。表中測量DIFCFT=Nud/Nus，其中Nus為采用文獻［22］提出的方法所得到的不同升溫制度下鋼管混凝土靜力極限強度。DIF在簡化計算時，混凝土圓環(huán)總數(shù)取n=10計算。表2中應(yīng)變率是通過試驗測得鋼管混凝土的應(yīng)變時程曲線計算得到，即應(yīng)變率（=ε/t，ε為通過應(yīng)變片測得鋼管表面的最大應(yīng)變，t為最大應(yīng)變所對應(yīng)的時間）。

表2 簡化方法得的鋼管混凝土DIF與試驗所得DIF比較Tab.2 Comparisons of simplified DIF coefficients with experimentally measured DIF

從表2可以看出，由式（1）簡化計算得到的DIF與實際測得的DIF結(jié)果符合良好，雖然試件計算所得的DIF要小于實際測得的DIF，同時從表2可以算出其最大的誤差為19.2%，其主要原因是在推導(dǎo)高溫后鋼管混凝土動力增大系數(shù)時沒有考慮鋼管對混凝土的約束作用。忽略上述因素，式子（1）能夠較好的預(yù)測高溫后鋼管混凝土試件的極限承載力。通過表2給出的理論DIF可以求得沒有考慮鋼管對混凝土約束作用下的鋼管混凝土極限承載能力，與表2給出的試驗測得鋼管混凝土動態(tài)極限承載能力的大小比較，可以進一步的看出鋼管起到提高混凝土強度、塑性和完整性的作用，而核心混凝土起到對鋼管的支撐作用，提高其抗屈曲能力，即起到了1+1＞2的效果。

本文研究成果可以為經(jīng)歷火災(zāi)（高溫）作用后的鋼管混凝土結(jié)構(gòu)抗沖擊評估提供參考，但要更精確地對其高溫后抗沖擊性能進行評估，尚需對高溫后混凝土和鋼材在高應(yīng)變率下的動態(tài)效應(yīng)以及鋼管對核心混凝土約束效應(yīng)影響做進一步的研究。

5 結(jié)論

通過本文高溫后鋼管混凝土短柱落錘沖擊試驗研究，在本文試驗參數(shù)范圍內(nèi)，可得到如下結(jié)論：

（1）兩種不同含鋼率的鋼管混凝土短柱試件在不同沖擊工況下的破壞形態(tài)主要以斜向的剪切破壞和鋼管局部鼓起為主。雖然鋼管混凝土試件在沖擊荷載作用下發(fā)生了明顯的鼓曲或剪切破壞，且剝開鋼管后混凝土已發(fā)生明顯的剪切破壞，但是試件仍能保持很好的完整性。因此，高溫后鋼管混凝土仍具有良好的抵抗沖擊荷載的能力。

（2）試驗結(jié)果表明，試件所經(jīng)歷的最高溫度、沖擊速度、沖擊能量和含鋼率等試驗參數(shù)均對高溫作用后鋼管混凝土的動態(tài)力學(xué)性能有顯著的影響，而升降溫全過程中軸壓力水平的影響較小。

（3）試件的最大沖擊力隨沖擊能量和沖擊速度的增大而有所增加，但增幅并不明顯；但試件的殘余變形卻有較大幅度的增長，這導(dǎo)致沖擊力－變形關(guān)系曲線所圍的面積增加，即試件通過更大的變形來耗散了更多的沖擊能量。同時，在相同的沖擊能量下，隨著含鋼率的增大，試件的殘余變形顯著減小，說明增大試件的含鋼率能大大減小試件的變形。

（4）在相同的沖擊速度下，在高溫全過程中承受軸力的試件，隨軸壓比的增大試件的殘余變形有所增大，但是增大的幅度不大。同時，在相同的沖擊能量下，高溫全過程中所受軸力試件的極限荷載大于沒有承受軸力的試件，但是提高幅度不大，這跟文獻［14］所述鋼管混凝土高溫全過程作用后靜力試驗結(jié)果一致，說明高溫全過程軸壓比的大小對試驗結(jié)果影響不顯著。

（5）在不考慮鋼管和混凝土的相互接觸作用的前提下，本文提出了高溫后鋼管混凝土簡化的DIF計算方法，通過與試驗所得到的DIF對比發(fā)現(xiàn)簡化方法得到的DIF與試驗所得的DIF相差不大，說明該方法能較好的預(yù)測高溫后鋼管混凝土試件的極限承載能力。本文研究成果可以為經(jīng)歷火災(zāi)（高溫）作用后的鋼管混凝土結(jié)構(gòu)抗沖擊評估提供參考，但要更精確地對其高溫后抗沖擊性能進行評估，尚需對高溫后混凝土和鋼材在高應(yīng)變率下的動態(tài)效應(yīng)以及鋼管對核心混凝土約束效應(yīng)影響做進一步的研究。

［1］Elfahal M M，Krauthammer T，Ohnob T，et al.Size effect for normal strength concrete cylinders subjected to axial impact［J］.International Journal of Impact Engineering，2005，31（4）：461－481.

［2］Bischoff P H，Perry S H.Compressive behavior of concrete at high strain rates［J］.Materials and Structures，1999，24：425－450.

［3］Grote D L，Park S W，Zhou M.Dynamic behavior of concrete at high strain rates and pressures： I.experimental characterization ［J］. International Journal of Impact Engineering，2001，25（9）：869 －886.

［4］ Johnson G R，Holmquist T J，Cook W H.A constitutive model for concrete subjected to large strains，high strain rates，and high temperature［C］//Proceeding of the Seventh International Symposium on Ballistics.1983.541－547.

［5］陳肇元，羅家謙，潘雪雯.鋼管混凝土短柱作為防護結(jié)構(gòu)構(gòu)件的性能［R］.清華大學(xué)抗震抗暴工程研究室科學(xué)研究報告，北京：清華大學(xué)出版社，1986.

［6］Prichard S J，Perry S H.The impact behavior of sleeved concrete cylinders ［J］.The Structural Engineer.2000，78（17）：23－27.

［7］Xiao Y，Shan J H，Zheng Q，et al.Experimental studies on concrete filled steel tubes under high strain rate loading［J］.Journal of Material in Civil Engineering ，ASCE，2009，21（10），569 －577.

［8］Huo J S，Zheng Q，Chen B S，et al.Dynamic behaviors of concrete-filled steel tubular stub columns impacted by drop weight loading［C］//The 4th International Conference on Advances in Structural Engineering and Mechanics（ASEM08），2008，193，26 －28.

［9］ Huo J S，Zheng Q，Chen B S，et al.Tests on impact behaviour of micro-concrete-filled steel tubes at elevated temperatures up to 400 C［J］.Materials and Structures，2009，42（10），1325 －1334.

［10］ Bambach M R，Jama H，Zhao X L，et al.Hollow and concrete filled steel hollow sections under transverse impact load［J］.Engineering Structures，2008，30（10）：2859－2870.

［11］韓林海.鋼管混凝土結(jié)構(gòu)－理論與實踐［M］.北京：科學(xué)出版社，2004.

［12］中華人民共和國國家標(biāo)準(zhǔn)GB50010－2002.混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2002：22－27.1664 －1676.

［13］中華人民共和國國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T228－2002.金屬材料室溫拉伸試驗方法［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2002，4－20.

［14］ Huo J S，Huang G W，Xiao Y.Effects of sustained axial load and cooling phase on post-fire behaviour of concrete-filled steel tubular stub columns［J］，Journal of Constructional Steel Research，2009，65（8－9）：1664－1676.

［15］韓林海，霍靜思.火災(zāi)作用后鋼管混凝土柱的承載力研究［J］.土木工程學(xué)報，2004，35（4）：25 －35.

［16］ Weigler H，F(xiàn)isher R.Influence of High temperature on strength and deformation of concrete［J］.ACI SP34 －26，Detroit，1972，481 －493.

［17］ Khoury G A.Transient thermal strain of concrete：literal review，conditions within specimen and behaviour of individual constituents［J］.Magazine of Concrete Research，1985，9：131－143.

［18］ Abrams M S.Compressive strength of concrete at temperature to 1600℉［J］.ACI SP －25，Detroit，1971，214－216.

［19］ Xiao Y，Shan J H，Zheng Q.Experimental studies on concrete filled steel tubes under high strain rate loading［J］.Journal of Material in Civil Engineering，ASCE，2009，21（10），569－577.

［20］ CEB （1988）， Concrete structuresunderimpactand impulsive loading ［R］.Synthesis Report，Bulletin d’Information，No.187.

［21］ Malvar L J.Review of static and dynamic properties of steel reinforcing bars［J］.ACI Materials Journal，1998，95（5）：609－616.

［22］霍靜思.火災(zāi)作用后鋼管混凝土柱－鋼梁節(jié)點力學(xué)性能試驗研究［D］.福州：福州大學(xué)，2005，35－36.