王丙斌，王 蕊

(太原理工大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院,山西 太原 030024)

中空夾層鋼管混凝土作為一種新型組合結(jié)構(gòu)形式，是將兩層鋼管同心放置，并在兩層鋼管之間填筑混凝土的構(gòu)件，近年來受到部分學(xué)者的關(guān)注。韓林海等[1]、黃宏等[2]、陶忠等[3]對圓中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件的性能進(jìn)行了一定的實驗和理論研究，其主要研究方向集中在中空夾層鋼管混凝土的靜力學(xué)性能；劉曉等[4]對中空夾層鋼管混凝土的抗火性能以及火災(zāi)后的承載能力進(jìn)行了研究；Wang等[5]對中空夾層鋼管混凝土進(jìn)行了撞擊實驗，其主要研究中空夾層鋼管混凝土的耐撞性。研究結(jié)果表明其與實心鋼管混凝土相比，有抗彎剛度大、截面開展、自重輕、抗火性能好等系列優(yōu)勢，因而中空夾層鋼管混凝土可用作跨越深谷的鐵路橋或公路橋的高橋墩來解決鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)胖柱的問題，亦可用作海洋平臺的支架柱[6]。但由于復(fù)雜多變的自然環(huán)境，外層鋼管需要面對高溫、腐蝕、強(qiáng)氧化的施工條件，因而其在實際工程應(yīng)用中受到諸多限制。

針對該類問題，有學(xué)者提出以外層鋼管為耐腐蝕的不銹鋼的中空夾層鋼管混凝土，該結(jié)構(gòu)可望兼有普通中空夾層鋼管混凝土良好的力學(xué)性能和不銹鋼優(yōu)越的耐久性能, 綜合具有外表美觀、耐腐蝕性好、維護(hù)費用低、承載力高、抗震性能好、耐火性能好以及相對經(jīng)濟(jì)等優(yōu)點。Yousuf等[7-9]以不銹鋼替代實心鋼管混凝土的外層碳素鋼進(jìn)行實驗研究，發(fā)現(xiàn)新構(gòu)件的抗彎承載力與橫向抗沖擊性能都有顯著提高；曹明[10]也對實心不銹鋼管混凝土進(jìn)行了靜力學(xué)性能系列實驗。目前尚沒有動力荷載下的研究報道，但是確定其恢復(fù)力模型對進(jìn)行不銹鋼中空夾層鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的彈塑性分析具有重要意義。因此本文中針對外層為耐腐蝕的不銹鋼中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件在動力荷載作用下的力學(xué)性能進(jìn)行研究，以期為判明設(shè)計結(jié)構(gòu)的屈服機(jī)制、薄弱環(huán)節(jié)及可能發(fā)生的破壞類型提供參考。

1 有限元分析

1.1 經(jīng)典模型幾何參數(shù)

基于以下參數(shù)來建立模型，截面采用圓套圓形式，試件長1 800 mm,外層鋼管全部采用工程上常用的奧氏體304級不銹鋼，厚度to均為2 mm，直徑Do均為114 mm；夾層的填充混凝土為C40級自密實混凝土；內(nèi)鋼管采用345級普通碳素鋼，厚度ti為1.8和1.6 mm，內(nèi)徑Di根據(jù)空心率不同分為3種：48、76和89 mm；軸向沒有約束；根據(jù)沖擊高度的不同，沖擊速度分別為7.6、9.8和11.7 m/s，試件橫截面如圖1所示。

1.2 材料屬性本構(gòu)模型

對不銹鋼管的本構(gòu)模型，主要考慮到以下2個因素：(1)沖擊過程中不銹鋼可能產(chǎn)生較大的應(yīng)變；(2)快速加載時，其屈服強(qiáng)度隨應(yīng)變率的提高而提高；(3)本文中研究的不銹鋼材料應(yīng)變率相對較低，因此不銹鋼采用等向彈塑性模型，材料的本構(gòu)關(guān)系采用Rassmussen[11]提出的不銹鋼全局應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線，同時考慮了增大系數(shù)[12]：

(1)

對夾層混凝土采用混凝土塑性損傷模型，且考慮了應(yīng)變率效應(yīng)，本文中采用的應(yīng)變率公式參考Wang等[13]、侯川川[14]對鋼管混凝土方面的研究。在沖擊過程中夾層混凝土受到了外包不銹鋼管的約束作用，其應(yīng)力會有增強(qiáng)，在本構(gòu)關(guān)系中通過約束效應(yīng)系數(shù)ξ來實現(xiàn)：

(2)

式中：α=Aso/Ac，其中Aso為外鋼管截面面積，Ac為混凝土截面面積，fy為鋼材屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，fck為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

單軸受壓應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線采用韓林海[15]提出的模型，考慮了約束效應(yīng)系數(shù)對核心混凝土峰值壓應(yīng)變下降段的影響：

(3)

混凝土單軸受拉應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系采用文獻(xiàn)[14]中推薦使用的模型：

鋼材采用彈塑性材料模型，其應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線采用文獻(xiàn)[14]中的5段式本構(gòu)模型，如圖2所示，分為彈性段、彈塑性段、塑性段、強(qiáng)化段及二次塑流段, 同時考慮與外鋼管相同的屈服強(qiáng)度增大系數(shù)。

1.3 模型的建立

利用ABAQUS軟件對不銹鋼中空夾層鋼管混凝土低速橫向沖擊建立有限元模型。采用ABAQUS中Dynamic,Explicit模塊進(jìn)行模擬，計算時間長度設(shè)為0.05 s。

內(nèi)外鋼管均采用四節(jié)點減縮積分格式的殼單元模擬，混凝土采用八節(jié)點減縮積分格式的三維實體單元模擬，落錘采用四節(jié)點三維剛體殼單元模擬。沖擊荷載采用將落錘放置在構(gòu)件附近，并為落錘定義初速度的方法施加。構(gòu)件被支座約束，支座底部完全固定，支座約束情況與網(wǎng)格屬性如圖3所示。

不銹鋼管/混凝土、混凝土/內(nèi)鋼管、落錘/不銹鋼管和不銹鋼管/支座接觸界面均采用“通用接觸”模型定義。接觸屬性：法向全部采用硬接觸，即垂直于接觸面的壓力可以在界面上完全傳遞；切向采用庫倫摩擦模擬界面切向力的傳遞，不銹鋼管與混凝土切向摩擦因數(shù)為0.3，混凝土與內(nèi)鋼管的摩擦因數(shù)為0.6，落錘與不銹鋼管的摩擦因數(shù)為0，不銹鋼管與支座的摩擦因數(shù)為0.1。

2 實驗驗證

為驗證有限元模型的正確性，進(jìn)行6根圓套圓不銹鋼鋼管-混凝土-碳素鋼鋼管試件在低速橫向沖擊下的力學(xué)性能實驗，驗證內(nèi)容有包括沖擊力時程曲線、跨中撓度時程曲線。

2.1 試件尺寸

分別對3個有限元模型進(jìn)行實驗驗證，試件詳情見表1，橫截面詳情見圖1。

表1 試件幾何參數(shù)Table 1 Geometric parameters of specimens

2.2 材料特性

實驗中所有試件，不銹鋼均采用奧氏體304級不銹鋼，內(nèi)鋼管采用Q345級普通碳素鋼，所有試件鋼管均為無縫鋼管。按照《金屬材料室溫拉伸實驗方法》(GB/T228-2002)的標(biāo)準(zhǔn)，對2 mm鋼管、2.5 mm鋼管和2 mm不銹鋼鋼管試件進(jìn)行了拉伸實驗，鋼材的材料特性見表2。表2中d為材料厚度，σy為材料屈服強(qiáng)度，σu為材料極限強(qiáng)度，E為彈性模量，ν為泊松比，λ為伸長率。

表2 試件內(nèi)外鋼管材料的基本力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical properties of outer and inner tubes

實驗中的混凝土采用自密實混凝土，制作試件的同時制作相應(yīng)的混凝土試塊，尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，并與試件在同等條件下養(yǎng)護(hù)。試件達(dá)到28 d養(yǎng)護(hù)期后，按照《普通混凝土力學(xué)性能實驗方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T50081-2002)的標(biāo)準(zhǔn)，測得立方體抗壓強(qiáng)度為60 MPa，彈性模量為32.5 GPa。

2.3 實驗過程

實驗時，首先將試件兩端固支在實驗平臺上，實驗平臺剛度足夠大，并且與地面牢固連接。然后利用由不同高度降落的落錘沖擊試件跨中部位。實驗中落錘由上部砝碼與沖擊體組合而成，沖擊物的質(zhì)量可由上部砝碼的質(zhì)量和沖擊體的質(zhì)量相加得出,總質(zhì)量為203.6 kg，詳見圖4。沖擊速度經(jīng)由沖擊高度換算得出。實驗的測量內(nèi)容包括沖擊力時程曲線、跨中撓度時程曲線。

2.4 數(shù)據(jù)對比

對有限元模擬的3個典型試件進(jìn)行了低速橫向沖擊實驗。圖5～7所示為實驗值與數(shù)值模擬結(jié)果的對比。由圖中可知，計算結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)曲線形狀基本吻合良好，沖擊力平臺值計算誤差在7%以內(nèi)，跨中位移最大值的計算誤差在10%以內(nèi)。因此，本文所采用的ABAQUS模擬方法和參數(shù)設(shè)置合理，可用于后續(xù)分析。

2.5 破壞狀態(tài)對比

圖8所示為模型模擬所得和實驗所得典型試件的破壞模態(tài)的比較。可以看出計算所得試件整體發(fā)生橫向撓度，整體變形形狀與實驗試件實測值相符；跨中沖擊部位發(fā)生沖擊局部破壞，局部變形尺寸、位置與實驗實測大小位置相符。破壞形態(tài)進(jìn)一步說明采用該模型可以很好地模擬預(yù)測不銹鋼中空夾層鋼管混凝土試件的破壞形態(tài)，計算精度較高。

3 空心率分析

3.1 抗沖擊能力分析

圖9所示為沖擊速度為7.6 m/s時，分析不同空心率下沖擊過程中試件的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。不同空心率下的沖擊力時程曲線，空心率變化范圍為0.09～0.91。從圖中可以看出空心率在0.09～0.727之間時，沖擊曲線整體走勢區(qū)別不大。由圖可知，沖擊力在撞擊后迅速到達(dá)峰值，之后經(jīng)過短暫的震蕩后在一段時間內(nèi)保持不變，形成一個平臺段，以平臺段的平均值作為沖擊力平臺值(Fstab)，沖擊力平臺值反映了試件的抗沖擊性能，沖擊平臺值越大，表明試件抗沖擊性能越好。圖10所示為不同空心率下對應(yīng)的沖擊力平臺值，可見空心率從0.09增大到0.727的過程中，沖擊力平臺值在小范圍內(nèi)波動，表明空心率在這個范圍內(nèi)變化對試件的抗沖擊性能影響不大；空心率大于0.727之后，沖擊力平臺值大幅下降，這是因為隨著空心率增大，受壓區(qū)夾層混凝土減少，對外層不銹鋼的支撐作用削弱，對截面抗彎貢獻(xiàn)減弱，進(jìn)而導(dǎo)致試件的抗沖擊性能減弱。因此，從控制沖擊力平臺值的方面建議不銹鋼管中空夾層混凝土的空心率應(yīng)該控制在0.7以下。

3.2 沖擊過程中結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性分析

試件在沖擊后發(fā)生變形，觀察實驗與模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)，試件主要通過2種變形來耗散落錘的沖擊動能：(1)整體破壞模式，試件在沖擊發(fā)生后，在有效沖擊長度以內(nèi)，距離沖擊點遠(yuǎn)近試件整體發(fā)生豎向位移，定義試件跨中極限撓度為試件的整體變形ΔG；(2)接觸區(qū)局部破壞模式，試件跨中頂部與落錘接觸的沖擊部位發(fā)生局部破壞，定義接觸點的變形為試件局部變形ΔL。

圖11～12所示分別為同一構(gòu)件在相同的沖擊動能下，空心率大小與試件整體變形、局部變形的變化關(guān)系，空心率的變化范圍為0～0.909。從圖中可以看出空心率對試件的整體變形與局部變形都有較大影響。隨著空心率的增大，試件的整體變形依次減小，同時局部變形依次增大，其中空心率為0.909的試件整體變形不符合此規(guī)律。這是因為此空心率下試件以局部變形為主，變形量接近4 mm，而整體變形的監(jiān)測點為跨中中線位置，已經(jīng)影響到整體變形監(jiān)測，所以整體變形反向發(fā)展。綜上說明，隨著空心率的增大，試件整體變形的耗能減少，試件與落錘接觸區(qū)局部變形耗能增加。

對試件的局部變形與整體變形進(jìn)行分析，定義構(gòu)件遭碰撞過程中的穩(wěn)固性因數(shù)為α=1-ΔL/ΔG。對于鋼管混凝土來說，外層鋼管約束內(nèi)部混凝土，使混凝土處于三向受壓狀態(tài)，沖擊部位局部變形過大，將會迫使外鋼管破裂，使試件局部破壞乃至穿透，繼而發(fā)生連鎖效應(yīng)，導(dǎo)致構(gòu)件發(fā)生脆性破壞，因此局部變形占整體變形比重越小，代表構(gòu)件在承受沖擊荷載的過程中，整體穩(wěn)固性越好，即α越大，表示構(gòu)件在遭受沖擊荷載過程中穩(wěn)固性因數(shù)越高。圖13整理了構(gòu)件遭受碰撞過程中的穩(wěn)固性因數(shù)α與空心率χ的關(guān)系，由圖可知，空心率小于等于0.6時，構(gòu)件遭碰撞過程中的穩(wěn)定性因數(shù)α保持在一個較高水平；當(dāng)空心率大于0.6之后，構(gòu)件遭受碰撞過程中的穩(wěn)固性因數(shù)明顯下降。因此從保守型的安全角度出發(fā)，建議工程采用不銹鋼-混凝土-碳素鋼類構(gòu)件的空心率范圍應(yīng)在0～0.6之間。

4 結(jié) 論

(1)建立橫向沖擊作用下的不銹鋼管混凝土有限元分析模型，并對該模型的典型算例進(jìn)行實驗驗證，對比數(shù)值模擬計算結(jié)果與實驗值，發(fā)現(xiàn)該模型能夠很好地計算不同空心率下不銹鋼中空夾層鋼管混凝土橫向沖擊的力學(xué)性能。(2)空心率在0～0.729范圍內(nèi)，不銹鋼中空夾層鋼管混凝土試件的抗沖擊性能差別不大；空心率大于0.729后，試件的抗沖擊性能明顯下降。(3)隨著空心率增大，試件的整體變形減小，局部變形增大，試件的主要耗能模式由整體變形耗能轉(zhuǎn)變?yōu)闆_擊部位局部變形耗能。(4)空心率在0～0.6的范圍內(nèi)，試件沖擊過程中的結(jié)構(gòu)穩(wěn)固性因數(shù)保持在一個較高水平，試件發(fā)生脆性破壞的概率很?。豢招穆蚀笥?.6，試件沖擊過程的結(jié)構(gòu)穩(wěn)固性因數(shù)明顯降低，且呈單調(diào)下降趨勢，試件發(fā)生脆性破壞的概率明顯增加?？紤]到不銹鋼管混凝土試件的整體性，建議工程采用不銹鋼中空夾層鋼管混凝土試件的空心率控制在0.6以內(nèi)。

[1] 韓林海,陶忠,閆維波.圓鋼管混凝土構(gòu)件彎矩-曲率滯回特性研究[J].地震工程與工程振動,2000,20(3):50-59.

HAN Linhai, TAO Zhong, YAN Weibo. Research on moment-curvature hysteretic behaviors of concrete filled circular steel tubes[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2000,20(3):50-59.

[2] 黃宏,范志杰,陳夢成.圓中空夾層鋼管混凝土壓扭構(gòu)件工作機(jī)理研究[J].廣西大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2013,38(1):42-47.

HUANG Hong, FAN Zhijie, CHEN Mengcheng. Mechanism of concrete-filled double-skin steel tubular column subjected to compression torsion[J]. Journal of Guangxi University (Natural Science Edition), 2013,38(1):42-47.

[3] 陶忠,韓林海,黃宏.圓中空夾層鋼管混凝土柱力學(xué)性能研究[J].土木工程學(xué)報,2004,37(10):41-51.

TAO Zhong, HAN Linhai, HUANG Hong. Mechanical behaviour of concrete-filled double skin steel tubular columns with circular cular sections[J]. China Civil Engineering Journal, 2004,37(10):41-51.

[4] 劉曉,鮑俊濤,王兵.火災(zāi)后中空夾層鋼管混凝土軸壓組合柱力學(xué)性能有限元研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報,2015,36(增1):298-304.

LIU Xiao, BAO Juntao, WANG Bing. FEA of mechanical behavior of concrete-filled double skin steel tubular columns subjected to axial compression after exposed to fire[J]. Journal of Building Structures, 2015,36(Suppl 1):298-304.

[5] WANG R, HAN L, ZHAO X, et al. Experimental behavior of concrete filled double steel tubular (CFDST) members under low velocity drop weight impact[J]. Thin-Walled Structures, 2015,97(12):279-295.

[6] 陶忠,韓林海.中空夾層鋼管混凝土的研究進(jìn)展[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報,2003,35(增1):144-146.

TAO Zhong, HAN Linhai. Development in the research of concrete filled double-skin steel tubes[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2003,35(Suppl 1):144-146.

[7] YOUSUF M, UY B, ZHONG T, et al. Transverse impact resistance of hollow and concrete filled stainless steel columns[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013,82(82):177-189.

[8] YOUSUF M, UY B, ZHONG T, et al. Impact Behaviour and Resistance of Hollow and Concrete Filled Mild Steel Columns[J]. Australian Journal of Structural Engineering, 2012,13(1):65-80.

[9] YOUSUF M, UY B, TAO Z, et al. Impact behaviour of pre-compressed hollow and concrete filled mild and stainless steel columns[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014,96(5):54-68.

[10] 曹明.不銹鋼管-混凝土-鋼管中空夾層組合結(jié)構(gòu)抗彎力學(xué)性能研究[D].太原:太原理工大學(xué),2015:94.

[11] RASMUSSEN K J R. Full-range stress-strain curves for stainless steel alloys[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2003,59(1):47-61.

[12] ABRAMOWICZ W, JONES N. Dynamic axial crushing of square tubes[J]. International Journal of Impact Engineering, 1984,2(2):179-208.

[13] WANG Rui, HAN Linhai, HOU Chuanchuan. Behavior of concrete filled steel tubular (CFST) members under lateral impact: Experiment and FEA model[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013,80(1):188-201.

[14] 侯川川.低速橫向沖擊荷載下圓鋼管混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能研究[D].北京:清華大學(xué),2012.

[15] 韓林海.鋼管混凝土結(jié)構(gòu):理論與實踐[M].2版.北京:科學(xué)出版社,2007.