郭偉東， 陳萬祥， 張 濤， 梁文光

(解放軍理工大學(xué) 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210007)

高溫后鋼管RPC動態(tài)力學(xué)性能及數(shù)值模擬研究

郭偉東， 陳萬祥， 張 濤， 梁文光

(解放軍理工大學(xué) 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京 210007)

采用φ74 mm分離式霍普金森壓桿(Split Hopkinson Pressure Bar，SHPB)裝置對30塊高溫后的鋼管活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete-Filled Steel Tube，鋼管RPC)進(jìn)行了不同應(yīng)變率的沖擊壓縮試驗(yàn)，得到了高溫后鋼管RPC的動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系和破壞形態(tài)。利用ANSYS軟件模擬了鋼管RPC截面溫度場分布，然后根據(jù)加權(quán)平均法得到高溫后鋼管RPC的軸心抗壓強(qiáng)度代表值，最后采用LS-DYNA軟件模擬了高溫后鋼管RPC動態(tài)力學(xué)行為。結(jié)果表明，高溫200～ 300 ℃后鋼管RPC具有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)，經(jīng)歷高溫作用后的鋼管RPC仍保持較高的強(qiáng)度，較好的延性和整體性，變形能力有所增強(qiáng)。基于*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3模型的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，能夠較好預(yù)測高溫后鋼管RPC的動態(tài)峰值應(yīng)力。

鋼管RPC；高溫后；抗沖擊性能；動態(tài)強(qiáng)度；數(shù)值模擬

大跨、高聳、重載結(jié)構(gòu)和重要防護(hù)工程的抗火和抗沖擊爆炸安全是關(guān)乎國計(jì)民生的重要問題之一，歷來都是人們關(guān)注的焦點(diǎn)。分析表明[1]：火災(zāi)(高溫)后結(jié)構(gòu)材料性能明顯劣化，在沖擊、爆炸荷載作用下局部重要支撐失效，極易造成結(jié)構(gòu)的倒塌破壞。鋼管活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete-Filled Steel Tube，RPC)具有承載力高、剛度大、塑性和韌性好等優(yōu)點(diǎn)，是鋼管混凝土(Concrete-Filled Steel Tube，CFST)中極具開發(fā)潛質(zhì)和應(yīng)用前景的新型抗火抗爆組合結(jié)構(gòu)，常用作重大工程的承重構(gòu)件[2]。

研究火災(zāi)高溫后鋼管RPC動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及破壞模式對鋼管RPC構(gòu)件抗爆設(shè)計(jì)和安全性評估具有重要意義。目前，高溫后鋼管混凝土基本性能與應(yīng)用研究主要集中于靜力性能方面，動態(tài)力學(xué)性能的試驗(yàn)和理論研究并不多。對高應(yīng)變率荷載，尤其是沖擊或爆炸產(chǎn)生的應(yīng)變率10～104s-1范圍內(nèi)的高溫后鋼管RPC動態(tài)壓縮特性及極限強(qiáng)度研究不多。近年來，Bambach等[3-7]對常溫下鋼管混凝土構(gòu)件在沖擊荷載作用下的承載力和破壞形態(tài)進(jìn)行了較為深入的試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究。高溫下抗沖擊方面，何遠(yuǎn)明等[8]采用霍普金森桿(Split Hopkinson Pressure Bar，SHPB)裝置研究了溫度(200～800 ℃)和沖擊速度(1.18～18.6 m/s)對鋼管混凝土動態(tài)力學(xué)性能的影響規(guī)律，結(jié)果表明高溫下鋼管混凝土仍具有良好的抗沖擊性能、延性和耗能能力?；綮o思等[9]采用落錘沖擊實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)行了火災(zāi)作用下鋼管混凝土短柱抗沖擊性能試驗(yàn)研究，考察受火時(shí)間、沖擊速度、沖擊能量和含鋼率對其沖擊性能的影響，發(fā)現(xiàn)鋼管混凝土在火災(zāi)(高溫)下仍具有良好的抗沖擊能力。目前高性能混凝土高溫后靜力學(xué)性能研究較多[10-12]，但對高溫后高性能混凝土抗沖擊性能的研究還不多見。王立聞等[13]利用SHPB裝置對高溫400～800 ℃后的RPC試件進(jìn)行了沖擊壓縮試驗(yàn)，研究高溫后RPC材料的動態(tài)力學(xué)性能、耗能機(jī)理等，并建立了高溫處理后材料的率型本構(gòu)模型。高溫后鋼管混凝土方面，霍靜思等[14]對高溫(100～700 ℃)后鋼管混凝土抗多次沖擊力學(xué)性能試驗(yàn)研究，分析了溫度、沖擊次數(shù)和沖擊速度對應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及極限強(qiáng)度的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)高溫后鋼管混凝土具有良好的抗多次沖擊性能。

為揭示溫度效應(yīng)和應(yīng)變率效應(yīng)對鋼管RPC動態(tài)力學(xué)性能的影響，本文采用SHPB裝置和LS-DYNA軟件研究高溫后鋼管RPC在10～102s-1應(yīng)變率范圍內(nèi)的動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及破壞模式，為火災(zāi)高溫后鋼管RPC結(jié)構(gòu)抗沖擊爆炸性能研究和工程設(shè)計(jì)提供參考。

1 沖擊壓縮特性試驗(yàn)

1.1 升溫試驗(yàn)

為了防止試件升溫過程中水分散失過快發(fā)生爆裂，本文參考文獻(xiàn)[16-17]試驗(yàn)方法，電爐的升溫速率控制為7 ℃/min，對試件分別進(jìn)行了最高溫度200 ℃和300 ℃恒溫1 h的高溫試驗(yàn)，如圖1所示。

圖1 試件升溫試驗(yàn)Fig.1 Elevated temperature test

1.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

(1)鋼管RPC靜態(tài)強(qiáng)度

試驗(yàn)采用的RPC配合比如表1所示，根據(jù)GB/T 31387—2015得到RPC抗壓強(qiáng)度為120 MPa；根據(jù)GB/T 228.1—2010得到鋼管屈服強(qiáng)度為350 MPa。

表1 RPC配合比

基于鐘善桐教授的“統(tǒng)一理論”[18]，林震宇等[19]提出了專門針對鋼管RPC的極限強(qiáng)度計(jì)算公式：

(1a)

其中，B由下式確定：

(1b)

根據(jù)式(1)可以估算出套箍系數(shù)ξ=0.45和0.92對應(yīng)的鋼管RPC靜態(tài)抗壓強(qiáng)度分別為152.5 MPa和192.8 MPa。

(2)SHPB試驗(yàn)結(jié)果與分析

10組30塊鋼管RPC試件的SHPB試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。取每組3塊試件試驗(yàn)數(shù)據(jù)的平均值作為代表值列于表中。試驗(yàn)后的鋼管RPC破壞形態(tài)如圖2所示。

圖2 高溫后鋼管RPC沖擊破壞形態(tài)Fig.2 Failure modes of RPC-FST after exposure to high temperature under impact loading

組號壁厚/mm子彈速度/(m.s-1)平均應(yīng)變率/(s-1)峰值應(yīng)力/MPaDIF峰值應(yīng)變/%S0a29.7601991.300.57S0b212.1952231.460.68S0c214.31222471.620.73S0d416.51253201.660.34S1a29.9602021.320.59S1b212.31002371.550.65S1c214.01202521.650.68S2a210.0602001.310.65S2b212.21002471.620.75S2c214.11212681.760.75注:下標(biāo)“0”表示常溫,“1”表示高溫200℃,“2”表示高溫300℃;a、b、c分別表示平均應(yīng)變率60s-1、100s-1和120s-1;S0d表示壁厚4mm的鋼管RPC

由表2中數(shù)據(jù)可以看出，常溫、高溫200 ℃和300 ℃后鋼管RPC的峰值應(yīng)力及峰值應(yīng)變均隨平均應(yīng)變率的增大而提高，說明高溫后鋼管RPC仍具有較明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。當(dāng)沖擊荷載的平均應(yīng)變率由60 s-1提高到120 s-1左右時(shí)，常溫、高溫200 ℃和300 ℃后對應(yīng)的鋼管RPC峰值應(yīng)力分別增大23.5%，24.8%和34%，相應(yīng)的峰值應(yīng)變分別增大27.7%，40%和41.8%，說明峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變的應(yīng)變率效應(yīng)均隨最高過火溫度提高而增大，并且高溫作用后峰值應(yīng)變的應(yīng)變率效應(yīng)顯著增大。表2還給出了高溫后鋼管RPC的峰值應(yīng)力相對于常溫條件下鋼管RPC靜態(tài)極限強(qiáng)度的提高情況(Dynamic Increased Factor，DIF)?？梢钥闯?，沖擊荷載作用下鋼管RPC的峰值應(yīng)力相對于靜態(tài)極限強(qiáng)度提高幅度均在30%以上，且高溫作用后DIF隨應(yīng)變率提高而增大。當(dāng)沖擊應(yīng)變率由60 s-1提高到120 s-1時(shí)，常溫、高溫200 ℃和300 ℃后的鋼管RPC動力增大系數(shù)分別增大24.6%、25.0%和34.4%，說明DIF提高幅度隨溫度提高而增大。以上現(xiàn)象與高溫后普通混凝土[20]和鋼管混凝土的結(jié)論有所不同，可能是由于本文的鋼管RPC受火溫度不高(<400 ℃)，而RPC材料在受火溫度400 ℃水化作用發(fā)揮最為充分，微觀結(jié)構(gòu)最為致密；另一方面，由于高溫作用后核心RPC出現(xiàn)了微細(xì)裂紋，在快速加載條件下由于裂紋閉合而出現(xiàn)變形滯后現(xiàn)象，因而導(dǎo)致了峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變的應(yīng)變率效應(yīng)隨溫度提高而增大的現(xiàn)象。由表2還可以看出，相同應(yīng)變率下，鋼管RPC的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變均隨最高過火溫度提高而增大。以平均應(yīng)變率120 s-1為例，高溫200 ℃和300 ℃后的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變相差不大，但300 ℃高溫作用后的鋼管RPC峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變相對于常溫分別提高了9%和30%。這可能是經(jīng)歷高溫作用后核心RPC出現(xiàn)溫度膨脹使得鋼管與核心RPC之間的早期相互作用得以增強(qiáng)，加之由于鋼材經(jīng)歷高溫后強(qiáng)化模量高于常溫下的強(qiáng)化模量，也可能由于RPC中含有硅灰、礦渣等活性摻合料，經(jīng)歷小于400 ℃的高溫作用后，相當(dāng)于經(jīng)歷了“高溫養(yǎng)護(hù)”的過程，使得二次水化反應(yīng)更加充分，強(qiáng)度較常溫也相應(yīng)提高[21]。

由圖2可以看出，相同高溫后鋼管RPC試件的破壞隨應(yīng)變率增大而明顯。相近應(yīng)變率下鋼管RPC試件的破壞程度隨溫度提高而減小，這是由于經(jīng)歷高溫作用后，RPC內(nèi)部毛細(xì)水蒸發(fā)，相當(dāng)于經(jīng)歷了“自蒸”的過程，水泥水化和火山灰反應(yīng)相互促進(jìn)，消耗了更多對強(qiáng)度有不利影響的Ca(OH)2，并生成了更多的C-S-H凝膠，使得內(nèi)部結(jié)構(gòu)更加密實(shí)。

從圖3可以看出，不同高溫后鋼管RPC的應(yīng)力-應(yīng)變上升段較為一致，說明溫度對鋼管RPC初始剛度影響不大，但峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變差別明顯，表現(xiàn)為峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變隨過火溫度提高而增大。當(dāng)應(yīng)變率小于100 s-1時(shí)，試件破壞程度較輕，應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段基本為上凸型；高應(yīng)變率(120 s-1)下試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段由下凹型過渡為上凸型，這是由于高溫后鋼管強(qiáng)度恢復(fù)導(dǎo)致其對核心RPC約束作用增強(qiáng)，從而形成應(yīng)力強(qiáng)化現(xiàn)象，導(dǎo)致出現(xiàn)較高的峰值應(yīng)力。此外，由于高溫作用使RPC的塑性流動性能提高，即變形能力增強(qiáng)，而鋼管強(qiáng)度基本恢復(fù)到高溫前，因此經(jīng)歷高溫后的鋼管RPC應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段轉(zhuǎn)變?yōu)樯贤剐汀?/p>

圖3 不同溫度后應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curves after exposure to different temperature

2 高溫后RPC動態(tài)強(qiáng)度

2.1 峰值應(yīng)力及峰值應(yīng)變

高溫后應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系是評價(jià)鋼管RPC動態(tài)力學(xué)性能的主要指標(biāo)之一，也是進(jìn)行火災(zāi)后結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)分析與數(shù)值計(jì)算的基礎(chǔ)。Han等[22-23]對高溫后CFST柱的靜力學(xué)性能進(jìn)行了系統(tǒng)的試驗(yàn)和理論研究。Yang等[24]提出了一種火災(zāi)后CFST柱在恒載條件下的殘余強(qiáng)度預(yù)測模型，但是該模型沒有考慮高溫效應(yīng)對鋼管和混凝土芯柱相互作用的影響。

由于鋼材在升溫和冷卻過程中其力學(xué)性能具有較好的恢復(fù)能力。根據(jù)Yang等的研究結(jié)論，高溫后作用的鋼管本構(gòu)模型可取常溫條件下的本構(gòu)模型，而高溫后混凝土芯柱的力學(xué)性能只與最高過火溫度有關(guān)，與升降溫過程關(guān)系不大。因而，高溫后混凝土芯柱的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系與常溫條件下一致，但峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變需要考慮最高過火溫度的影響進(jìn)行適當(dāng)修正。考慮到RPC的“高溫養(yǎng)護(hù)”效應(yīng)，高溫后峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變分別根據(jù)文獻(xiàn)[25]和文獻(xiàn)[15]方法進(jìn)行計(jì)算：

(2b)

2.2 應(yīng)變率效應(yīng)

鋼材的動態(tài)拉伸和壓縮強(qiáng)度可以用Cowpere-Symonds應(yīng)變率模型進(jìn)行描述[28]，其DIF可表示為：

(3a)

式中，εs為鋼材響應(yīng)應(yīng)變率，D和q為材料常數(shù)，對于鋼材可以分別取值D=40.0，q=5.0。

歐洲規(guī)范(CEB，1988)[29]給出了沖擊荷載和脈沖荷載作用下混凝土材料動態(tài)抗壓強(qiáng)度計(jì)算方法，不同應(yīng)變率范圍的DIF為：

圖4 不同荷載條件下的應(yīng)變率范圍Fig.4 Strain rate under different impact loading

(3b)

2.3 極限強(qiáng)度及極限應(yīng)變

套箍效應(yīng)使混凝土芯柱的強(qiáng)度和韌性發(fā)生改變，其極限變形與非約束混凝土不同。Mander等[30]提出了鋼管約束混凝土的靜力應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，后來Liang等[31]考慮套箍效應(yīng)的影響，對Mander模型進(jìn)行了進(jìn)一步擴(kuò)充，結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好。在試驗(yàn)結(jié)果基礎(chǔ)上，Liang 等[32]建議混凝土芯柱的靜態(tài)極限壓應(yīng)變?nèi)ˇ與u=0.02。

考慮到鋼管約束效應(yīng)對混凝土芯柱極限強(qiáng)度和韌性的影響，Hu等[33]提出了混凝土芯柱極限強(qiáng)度計(jì)算方法：

fcr=βcfcu

(4)

其中，

強(qiáng)度折減系數(shù)如下：

(5)

研究發(fā)現(xiàn)：在高應(yīng)變率荷載作用下，混凝土材料破壞滯后于極限強(qiáng)度，因而極限應(yīng)變也有所提高，即：

(6)

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1 有限元模型

圖5為鋼管RPC抗沖擊作用的有限元模型，其中壓桿和子彈的材料均為高強(qiáng)度彈簧鋼，子彈、入射桿和透射桿直徑為74 mm，所用子彈長度為400 mm，入射桿總長5 500 mm，透射桿總長3 500 mm。鋼管和核心RPC均采用solid164單元，兩者采用固連接觸，透射桿遠(yuǎn)端設(shè)置無反射邊界[34]。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

3.2 材料模型

鋼管采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型，RPC采用*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3模型。其中，*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3由*MAT_PSEUDO_TENSOR模型改進(jìn)而來，包含初始屈服面、極限強(qiáng)度面和殘余強(qiáng)度面，可以模擬后繼屈服面在初始屈服面和極限強(qiáng)度面之間以及軟化面在極限強(qiáng)度面和殘余強(qiáng)度面之間的變化，考慮了應(yīng)變率效應(yīng)、損傷效應(yīng)、應(yīng)變強(qiáng)化和軟化效應(yīng)，尤其適用于約束混凝土在爆炸荷載作用下的動力響應(yīng)計(jì)算[35]，其極限強(qiáng)度面、殘余強(qiáng)度面及軟化強(qiáng)度面的偏應(yīng)力與對應(yīng)靜水壓力的關(guān)系分別為

(7a)

(7b)

(7c)

式中：P=-(σxx+σyy+σzz)/3為靜水壓力；a0，a1，a2，a1f，a2f，a0y，a1y及a2y為屈服面特征常數(shù)。

在LS-DYNA軟件中，強(qiáng)度面在3個(gè)給定的強(qiáng)度曲面之間遷移，并滿足下面的關(guān)系：

Δσ=η(λ)(Δσm-Δσmin)+Δσmin

(8)

式中，0≤η(λ)≤1為遷移函數(shù)，Δσm為極限強(qiáng)度面，Δσmin=Δσy或Δσr，與有效塑性應(yīng)變因子λ有關(guān)。有效塑性應(yīng)變因子λ可表示為：

(9)

由于高溫后核心混凝土存在明顯的強(qiáng)度梯度，根據(jù)加權(quán)平均法可以將高溫后RPC芯柱的平均軸壓強(qiáng)度表示為：

(10)

對于圓鋼管混凝土求解時(shí)可以把混凝土劃分成有一定厚度的n個(gè)圓環(huán)單元，由于鋼管導(dǎo)熱性能較好，可取整個(gè)鋼管圓環(huán)截面。fci(T)和Aci為核心混凝土第i個(gè)圓環(huán)截面經(jīng)歷高溫后的軸心抗壓強(qiáng)度和圓環(huán)截面面積。其中，混凝土第i個(gè)圓環(huán)截面所經(jīng)歷的最高溫度可以通過ANSYS數(shù)值模擬方法得到，以過火300 ℃為例，鋼管RPC截面溫度場如圖6所示。高溫后鋼管及第i環(huán)RPC材料性能分別由式(2a)和文獻(xiàn)[15]方法確定。數(shù)值計(jì)算時(shí)，綜合考慮溫度效應(yīng)、應(yīng)變率效應(yīng)及套箍效應(yīng)的影響，根據(jù)式(2)～(6)得到鋼管和核心RPC的極限強(qiáng)度和彈性模量，不同高溫后的鋼管及RPC力學(xué)參數(shù)如表3所示?？梢钥闯觯摴艿那?qiáng)度和彈性模量隨過火溫度提高略有下降，RPC的彈性模量隨過火溫度提高明顯下降，當(dāng)過火溫度為800 ℃時(shí)，彈性模量僅為常溫的0.17倍。值得注意的是，當(dāng)過火溫度小于300 ℃時(shí)，RPC抗壓強(qiáng)度有所提高，進(jìn)一步提高過火溫度時(shí)，抗壓強(qiáng)度陡降至23 MPa。

圖6 鋼管RPC截面溫度場分布Fig.6 Temperature field of RPC-FST

工況過火溫度/℃鋼管屈服彈性強(qiáng)度/MPa模量/GPa核心RPC抗壓彈性強(qiáng)度/MPa模量/GPa1常溫350210104.434.22200340200117.432.33300234195124.926.2480028216823.05.9注:表中RPC為軸心抗壓強(qiáng)度

3.3 模擬結(jié)果與分析

表4列出了沖擊荷載作用下鋼管RPC峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)力的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比，圖7、圖8分別給出了不同沖擊速度下和不同高溫后鋼管RPC應(yīng)力-應(yīng)變曲線的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果。可以看出，高溫后鋼管RPC峰值應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，峰值應(yīng)力的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相對誤差在3%以內(nèi)，但峰值應(yīng)變差別稍大，最大相對誤差達(dá)到21%；數(shù)值模擬和SHPB試驗(yàn)所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段基本一致，峰值應(yīng)力過后階段差異較大。這是因?yàn)閿?shù)值模擬中鋼管約束作用顯著，核心RPC尚未達(dá)到破壞狀態(tài)，峰值應(yīng)力過后沖擊桿與試件發(fā)生剛性碰撞，導(dǎo)致明顯回彈。此外，由圖高溫800 ℃后鋼管RPC的應(yīng)力-應(yīng)變曲線彈性模量明顯減小，且峰值應(yīng)力之前出現(xiàn)明顯的屈服平臺段和強(qiáng)化段，表明鋼管RPC發(fā)生了明顯的塑性變形，這一現(xiàn)象與文獻(xiàn)[14]試驗(yàn)結(jié)果基本一致。圖9～圖12給出了不同高溫后試件的等效塑性應(yīng)變云圖?？梢钥闯觯嚰淖畲笏苄詰?yīng)變均出現(xiàn)在核心RPC與鋼管接觸部位，這一現(xiàn)象與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。同一高溫后試件的塑性應(yīng)變隨沖擊速度提高而增大；此外，同一沖擊荷載作用下鋼管RPC的塑性應(yīng)變隨過火溫度提高而增大，說明試件的變形能力隨過火溫度提高而增強(qiáng)，與試驗(yàn)現(xiàn)象吻合。

表4 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比

(1)沖擊速度的影響

(a) T=20℃

(b) T=200 ℃

(c) T=300 ℃

(d) T=800 ℃圖7 不同沖擊速度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Stress-strain curves under different impact loading

(2)溫度效應(yīng)的影響

(a) V=9.7～10.0 m/s

(b) V=12.0～12.3 m/s

(c) V=14.0～14.3 m/s圖8 不同高溫后的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8 Stress-strain curves after exposure to high temperature

(3)等效塑性應(yīng)變

圖9 常溫下試件等效塑性應(yīng)變云圖Fig.9 Equivalent plastic strain of RPC-FST for ambient phase

圖10 高溫200 ℃后試件等效塑性應(yīng)變云圖Fig.10 Equivalent plastic strain of RPC-FST post 200 ℃

圖11 高溫300 ℃后試件等效塑性應(yīng)變云圖Fig.11 Equivalent plastic strain of RPC-FST post 300 ℃

圖12 高溫800 ℃后試件等效塑性應(yīng)變云圖Fig.12 Equivalent plastic strain of RPC-FST post 800 ℃

4 結(jié) 論

(1)采用SHPB試驗(yàn)裝置研究了不同溫度作用后的鋼管RPC動態(tài)力學(xué)特性，分析了溫度效應(yīng)和應(yīng)變率效應(yīng)對鋼管RPC動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系、峰值應(yīng)力及峰值應(yīng)變的影響。結(jié)果表明，高溫作用后鋼管RPC具有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)，經(jīng)歷高溫作用后鋼管RPC仍保持較高的強(qiáng)度，較好的延性和整體性，說明鋼管RPC是一種良好的抗沖擊防護(hù)工程材料。

(2)本試驗(yàn)條件下，鋼管RPC的強(qiáng)度和變形能力隨過火溫度提高而增大。不同高溫后鋼管RPC的應(yīng)力-應(yīng)變上升段較為一致，但峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)力和下降段差別較大，表現(xiàn)為峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變隨受火溫度提高而增大，應(yīng)力-應(yīng)變下降段由下凹型過渡為上凸型。

(3)基于*MAT_CONCRETE_DAMAGE_REL3模型的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，能夠較好預(yù)測高溫后鋼管RPC的動態(tài)峰值應(yīng)力，為經(jīng)歷高溫作用后的鋼管RPC抗沖擊性能評估提供參考。

[1] 謝建. 力和高溫共同作用下鋼管混凝土短柱力學(xué)性能分析[D]. 北京：清華大學(xué)，2008.

[2] TIAN Zhimin, WU Ping’an, JIA Jianwei. Dynamic response of RPC-filled steel tubular columns with high load carrying capacity under axial impact loading [J]. Transactions of Tianjin University, 2008, 14(6): 441-449.

[3] BAMBACH M R. Design of hollow and concrete filled steel and stainless steel tubular columns for transverse impact loads [J]. Thin-Walled Struct, 2011, 49(10):1251-1260.

[4] REMENNIKOV A M, KONG S Y, UY B. Response of foam and concrete-filled square steel tubes under low-velocity impact loading [J]. J Perform Constr Facil ASCE, 2011, 25(5):373-381.

[5] YOUSUF M, UY B, TAO Z, et al. Transverse impact resistance of hollow and concrete filled stainless steel columns [J]. J Constr Steel Res, 2013, 82:177-189.

[6] HAN Linhai, HOU Chuanchuan, ZHAO Xiaoling, et al. Behaviour of high-strength concrete filled steel tubes under transverse impact loading [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014, 92(1):25-39.

[7] WANG R, HAN L H, HOU C C. Behaviour of concrete filled steel tubular (CFST) members under lateral impact: experiment and FEA model [J]. J Constr Steel Res, 2013, 80(1):188-201.

[8] 何遠(yuǎn)明，霍靜思，陳柏生．高溫下鋼管混凝土SHPB動態(tài)力學(xué)性能試驗(yàn)研究 [J]. 工程力學(xué), 2013, 30(1): 52-58. HE Yuanming, HUO Jingsi, CHEN Baisheng. Impact tests on dynamic behavior of concrete-filled steel tube at elevated temperatures [J]. Engineering Mechanics, 2013, 30(1):52-58.

[9] 霍靜思，任曉虎，肖巖. 標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)作用下鋼管混凝土短柱落錘動態(tài)沖擊試驗(yàn)研究 [J]. 土木工程學(xué)報(bào)，2012,45(4)：10-20. HUO Jingsi, REN Xiaohu, XIAO Yan. Impact behavior of concrete-filled steel tubular stub columns under ISO-834 standard fire [J]. China Civil Engineering Journal, 2012, 45(4): 10-20.

[10] LAU A, ANSON M. Effect of high temperature on high performance steel fiber reinforced concrete [J]. Cement Concrete Research, 2006, 36(9):1698-1707.

[11] POO C S, SHUI Z H, LAM L. compressive behavior of fiber reinforced high-performance concrete subjected to elevated temperature [J]. Cement Concrete Research, 2004, 34(12):2215-2222.

[12] FELICETTI R, GAMBAROVA P G, NATALISORA M P. Mechanical behavior of HPC and UHPC in direct tension at high temperature and after cooling [C]∥ Proceedings of the 5th International RILEM Symposium on Fiber-Reinforced Concrete . Lyon, 2000.

[13] 王立聞，龐寶君，林敏，等. 活性粉末混凝土高溫后沖擊力學(xué)性能研究 [J]. 振動與沖擊，2012，31(16)：27-32. WANG Liwen,PANG Baojun, LIN Min, et al. Impact mechanical properties of reactive powder concrete after exposure in high temperature [J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(16):27-32.

[14] 霍靜思，何遠(yuǎn)明，肖莉平，等. 高溫后鋼管混凝土抗多次沖擊力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2012，39(9)：6-10. HUO Jingsi, HE Yuanming, XIAO Liping, et al. Experimantal study on the dynamic behavior of concrete-filled steel tube after exposure to high temperatures under multiple impact loadings [J]. Journal of Hunan University (Natural Sciances), 2012, 39(9): 6-10.

[15] SONG Tianyi, HAN Linhai, YU Hongxia. Concrete filled steel tube stub columns under combined temperature and loading [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2010, 66:369-384.

[16] HUO Jingsi, ZENG Xiang, XIAO Yan. Cyclic behaviours of concrete-filled steel tubular columns with pre-load after exposure to fire [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2011,67(4): 727-739.

[17] HUO Jingsi, HUANG Guowang, XIAO Yan. Effects of sustained axial load and cooling phase on post-fire behaviour of concrete-filled tubular stub columns [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2009, 65(8/9): 1664-1676.

[18] 鐘善桐. 鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[M].3版. 清華大學(xué)出版社，2003.

[19] 林震宇，吳炎海，沈祖炎. 圓鋼管活性粉末混凝土軸壓力學(xué)性能研究 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2005，26(4)：52-57. LIN Zhenyu, WU Yanhai, SHEN Zuyan. Research on behavior of RPC filled circular steel tube column subjected to axial compression [J]. Journal of Building Structures, 2005, 26(4): 52-57.

[20] 李志武，許金余，白二雷，等. 高溫后混凝土SHPB試驗(yàn)研究.[J]. 振動與沖擊，2012，31(8)：143-147. LI Zhiwu, XU Jinyu, BAI Erlei, et al. SHPB test for post-high-temperature concrete[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(8):143-147.

[21] 李海艷，鄭文忠，羅百福. 高溫后RPC立方體抗壓強(qiáng)度退化規(guī)律研究[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，44(4)：17-23. LI Haiyan, ZHENG Wenzhong, LUO Baifu. Experimental research on compressive strength degradation of reactive powder concrete after high temperature[J]. Journal of Harbin Institite of Tchnology, 2012, 44(4):17-23.

[22] HAN L H, YANG H, CHENG S L. Residual strength of concrete filled RHS stub columns after exposure to high temperatures [J]. Advance in Structural Engineering, 2002, 5(2):123-134.

[23] HAN L H, HUO J S, WANG Y C. Compressive and flexural behaviour of concrete filled steel tubes after exposure to standard fire [J]. Journal of Constructional Steel Research 2005, 61(7):882-901.

[24] YANG H, HAN L H, WANG Y C. Effects of heating and loading histories on post fire cooling behaviour of concrete filled steel tubular columns [J]. Journal of Constructional Steel Research 2008, 64(5):556-570.

[25] 鄭文忠，李海艷，王英. 高溫后不同聚丙烯纖維參量活性粉末混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)研究 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2012, 33(9)：118-126. ZHENG Wenzhong, LI Haiyan, WANG Ying. Mechanical properties of reactive powder concrete with different dosage of polypropylene fiber after high temperature [J]. Journal of Building Structures, 2012, 33(9):118-126.

[27] NGO T, MENDIS P, GUPTA A, et al. Blast loading and blast effects on structure-an overview [J]. Elect J Struct Eng, 2007, 5(3):76-79.

[28] JONES N. Structural impact [M]. Cambridge: Cambridge University Press, 1988.

[29] Comité Euro-International du Béton. Concrete structure under impact and impulsive loading [R]. CEB Bulletin. No.187, Lausanne Switzerland, 1988.

[30] MANDER J B, PRIESTLEY M N J , PARK R. Theoretical stress-strain model for confined concrete [J]. J Struct Eng, 1998, 114(8):1804-1826.

[31] LIANG Q Q. High strength circular concrete-filled steel tubular slender beam-columns, part I: numerical analysis [J]. J Constr Steel Res, 2011, 67(2):164-171.

[32] LIANG Q Q, FRAGOMENI S. Nonlinear analysis of circular concrete-filled steel tubular short columns under axial loading [J]. J Constr Steel Res 2009, 65(12) :2186-2196.

[33] HU H T， HUANG C S, WU M H, et al. Nonlinear analysis of axially loaded concrete-filled tube columns with confinement effect [J]. J Struct Eng, 2003, 129(10):1322-1329.

[34] 陳萬祥，郭志昆，袁正如，等. 地震分析中的人工邊界及其在LS-DYNA中的實(shí)現(xiàn) [J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2009, 28(增刊2)：3504-3515. CHEN Wanxiang, GUO Zhikun, YUAN Zhengru, et al. Artificial boundary for seismic analysis and its applications in LS-DYNA [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(Sup2): 3504-3515.

[35] MALVAR L J，CRAWFORD J E，WESEVICH J W，et al. A plasticity concrete material model for DYNA3D [J]. International Journal of Impact Engineering，1997，19(9/10)：847-873.

Test and numerical simulation on the dynamic behavior of reactive powder concrete-filled steel tubes after exposure to high temperatures

GUO Weidong, CHEN Wanxiang, ZHANG Tao,LIANG Wenguang

(State Key Laboratory of Disaster Prevention & Mitigation of Explosion & Impact, PLA University of Science and Technology, Nanjing 210007, China)

The dynamic behaviors of a group of 30 specimens of reactive powder concrete-filled steel tubes (RPC-FSTs) after exposure to high temperature under different impact loading were tested by using a φ74 mm split Hopkinson pressure bar (SHPB).The dynamic stress-strain relationships and failure modes of RPC-FST specimens were investigated experimentally. The representative values of cylinder compressive strengths were obtained based on the temperature field simulation by using ANSYS code, and the dynamic behaviors of RPC-FSTs after exposure to high temperature were further simulated by using LS-DYNA code. The results show that obvious strain rate effects can be observed in RPC-FST specimens under impact loading, while the specimens still keep remarkable compressive strength, good ductility and integrity after exposure to high temperature. Furthermore, the deformation capabilities of RPC-FSTs after exposure to high temperature are increased. The simulated results based on the *MAT-CONCRETE-DAMAGE-REL3 model are in good agreement with those of the present impact tests, thus the ultimate strength of RPC-FSTs after exposure to high temperature can be estimated accurately.

RPC-FST; after exposure to high temperature; impact-resistant capacity; dynamic strength; numerical simulation

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51378498；51578541；51321064)；江蘇省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(BK20141066)

2015-12-14 修改稿收到日期：2016-03-02

郭偉東 男，碩士生，1990年生

陳萬祥 男，博士，副教授，1977年生 E-mail: cwx_0806@sohu.com

TU398

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.10.026