史艷莉，何佳星，王文達，鮮 威，王 蕊

(1.蘭州大學 土木工程與力學學院，蘭州 730000；2.蘭州理工大學 土木工程學院，蘭州 730050；3.太原理工大學 建筑與土木工程學院，太原 030024)

工程結(jié)構(gòu)在全壽命周期的正常使用階段，面臨著撞擊荷載導致的偶然災(zāi)害的風險，如脫軌列車對站房結(jié)構(gòu)的撞擊,船只對橋梁及海上鉆井平臺的意外沖撞等。這些災(zāi)害一旦出現(xiàn)往往具有很大的破壞力，但是事先又難以預(yù)測，故嚴重威脅著結(jié)構(gòu)在使用階段的安全性。鑒于此，以提高耐撞性能為目標的新型復(fù)合結(jié)構(gòu)在工程設(shè)計領(lǐng)域里受到了高度重視。

內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土是在普通圓鋼管混凝土截面內(nèi)部配置圓鋼管形成的一種新型組合形式，可在不增加截面尺寸的情況下進一步增加對核心混凝土的約束效果，改善構(gòu)件的受力性能，和普通鋼管混凝土構(gòu)件相比具有更高的承載力和抗震性能，更適應(yīng)于重載等環(huán)境，其典型截面如圖1所示。需要說明的是，本文所研究的內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件和中空夾層圓鋼管混凝土構(gòu)件構(gòu)造不同，中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件中內(nèi)鋼管內(nèi)為未澆筑混凝土的空心構(gòu)造，而本文內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件的內(nèi)鋼管內(nèi)部澆筑有混凝土。

圖1 構(gòu)件截面形式示意圖Fig.1 Cross section of the member

關(guān)于內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的早期的研究可以追溯到上個世紀末期[1]，以軸壓力學性能試驗研究[2-3]，及采用理論分析及數(shù)值模擬的研究方法，對影響其承載能力的主要因素進行了分析，并得出其軸壓承載力的計算方法[4-6]等。

目前對鋼管混凝土結(jié)構(gòu)在撞擊作用下的力學性能已經(jīng)進行了大量的試驗研究、理論分析和有限元模擬，并積累了不少的研究成果。張望喜等[7]在輕氣炮試驗裝置上對8個鋼管混凝土構(gòu)件進行了沖擊試驗；王蕊等[8]以試驗研究和理論分析相結(jié)合的方法，研究了鋼管混凝土在側(cè)向沖擊下的動力響應(yīng)；鄭秋等[9]對15個鋼管混凝土在不同溫度下的抗沖擊性能進行了試驗研究；任曉虎等[10]通過試驗進一步研究了鋼管混凝土在高溫作用后的抗沖擊性能，并提出了高溫后鋼管混凝土簡化的DIF計算方法；余敏等[11]對鋼管混凝土柱在汽車撞擊作用下的動力響應(yīng)進行有限元模擬，并給出了等效沖擊力計算公式；霍靜思等[12]進行了13個鋼管混凝土短柱在ISO-834標準火災(zāi)作用下的抗沖擊性能試驗；任曉虎等[13]采用落錘沖擊試驗機和高溫試驗爐，進行了4根鋼管混凝土梁在火災(zāi)作用下的抗沖擊試驗研究；侯川川在重型超高落錘試驗機上完成了12個大尺寸圓鋼管混凝土試件的落錘沖擊試驗；章琪等[15]通過有限元模擬，數(shù)據(jù)擬合得出了構(gòu)件受撞擊后剩余受壓承載力降低系數(shù)的計算公式。

近年來對于FRP-鋼管混凝土結(jié)構(gòu)、中空夾層鋼管混凝土等新型組合結(jié)構(gòu)構(gòu)件的耐撞性能的研究已有不少研究，如陳忱等[16]用有限元方法研究發(fā)現(xiàn)利用FRP加固的方法可以有效地提高鋼管混凝土構(gòu)件的抗沖擊剛度；Wang等[17]進行了18個FRP-鋼管混凝土構(gòu)件的抗沖擊試驗；Wang等[18]利用落錘試驗裝置對31個圓錐形中空鋼管混凝土構(gòu)件的沖擊性能進行了試驗研究；朱翔等[19]對三種不同截面形式的新型復(fù)合柱進行了抗沖擊試驗及數(shù)值模擬，為抗沖擊結(jié)構(gòu)選擇最優(yōu)截面及進行抗沖擊分析選取合適的有限元分析軟件提供參考；姜珊等[20]利用落錘沖擊試驗機完成了6組中空夾層不銹鋼鋼管混凝土構(gòu)件的側(cè)向撞擊試驗。王宇等[21]利用落錘試驗，進行了7個雙層鋼管混凝土試件在多次沖擊作用下的試驗研究。賈志路等[22]對9根箱形鋼管混凝土疊合柱進行了抗沖擊試驗研究。鄒淼等[23]對FRP-混凝土-鋼管組合結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)進行了有限元分析，并分析了其在撞擊作用下的力學性能。侯川川指出當撞擊物體質(zhì)量相對較大，沖擊速度相對較低，撞擊時間相對較長，遭受撞擊的結(jié)構(gòu)主要發(fā)生整體變形，而未產(chǎn)生局部侵徹時為低速撞擊。建筑結(jié)構(gòu)遭受車輛、船只等的撞擊為低速撞擊過程。在本文的研究范圍內(nèi)，撞擊荷載均屬于低速撞擊。

本文在ABAQUS軟件平臺上建立了內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件受到低速橫向撞擊作用的有限元分析模型，并與已有的鋼管混凝土及中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件撞擊試驗數(shù)據(jù)對比，驗證了模型的有效性。采用該模型分析了此類組合構(gòu)件在低速橫向撞擊作用下的動力響應(yīng)全過程及其破壞模態(tài)，并對影響其耐撞性能的參數(shù)進行分析，得出了各個參數(shù)對構(gòu)件耐撞性能的影響，以期為工程實際提供參考。

1 有限元模型

1.1 模型的建立

基于ABAQUS軟件平臺模擬兩端固支的內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件在落錘撞擊作用下的瞬態(tài)行為，撞擊部位為跨中。采用軟件中的顯示動力學模塊ABAQUS/Explicit建模計算，建模時需要選取合理的材料模型。其中，鋼材的本構(gòu)模型采用韓林海[24]提出的五段式的彈塑性本構(gòu)模型。考慮動力加載下鋼材的應(yīng)變率效應(yīng)，使用Cowper-Symonds模型進行計算，如式(1)所示

(1)

混凝土的本構(gòu)模型采用ABAQUS中塑性損傷模型，其中材料單軸受拉和受壓的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系均采用文獻[24]里中的模型，并且考慮到動力加載下混凝土的應(yīng)變率效應(yīng)，根據(jù)文獻[14]對此模型進行修正后使用。

建模時內(nèi)外層混凝土采用三維實體單元(C3D8R)模擬，外鋼管和內(nèi)置鋼管均采用三維殼單元(S4R)模擬;落錘選用剛體rigid模型。試件固支的邊界條件施加在試件兩端端部的鋼管和混凝土上，通過約束試件兩端端面所有方向的位移來實現(xiàn)。

有限元計算結(jié)果與網(wǎng)格密度息息相關(guān)，模型的網(wǎng)格劃分越密，計算精度越高，但是網(wǎng)格太密會影響計算效率?？紤]到計算該模型耗時較短，更加傾向于保證計算的精度，故對整個模型劃分網(wǎng)格時采用了較密的網(wǎng)格劃分。為了保證網(wǎng)格生成的質(zhì)量，進行網(wǎng)格劃分時采用結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分技術(shù)，模型典型的網(wǎng)格劃分及邊界條件如圖2所示。落錘位置設(shè)置在構(gòu)件附近，以定義落錘初速度的方法在預(yù)定義場中施加撞擊荷載?？紤]到重力作用的影響，在整個模型施加重力加速度。

混凝土與內(nèi)外鋼管及外鋼管與落錘的界面接觸均采用“通用算法”模塊定義，所有接觸面的法線方向均采用硬接觸，切線方向則采用庫倫摩擦模型來模擬。其中，鋼管-混凝土界面的切線庫倫摩擦因數(shù)采用韓林海建議的0.6，界面平均黏結(jié)力也采用韓林海建議的公式計算，如式(2)所示。鋼管-落錘界面的切線庫倫摩擦因數(shù)為0。

τbond=2.314-0.019 5·(D/ts)

(2)

式中：τbond的單位為N/mm；D為圓截面構(gòu)件核心混凝土直徑，ts為外鋼管厚度。

(a)構(gòu)件截面圖

(b)構(gòu)件正視圖

1.2 模型的驗證

為驗證有限元模型的有效性和適用性，根據(jù)已有研究者完成的鋼管混凝土、中空夾層鋼管混凝土試件的落錘撞擊試驗，采用試驗中的落錘高度、重量、試件尺寸及試驗中得到的鋼管和混凝土的材料參數(shù)，進行有限元數(shù)值模擬，并將同工況下計算得到的沖擊力時程曲線和跨中最終撓度與試驗所得的結(jié)果進行了對比，部分典型試驗試件的計算結(jié)果如圖3所示。表1則給出了上述試驗試件的詳細參數(shù)。

表1 組合構(gòu)件落錘撞擊試驗參數(shù)一覽表Tab.1 Summary of composite members subjected to falling hammer impact

圖3所示為表1中所選取的典型工況下的部分試件沖擊力時程曲線計算值和試驗值的對比。可以看出，兩者的沖擊力峰值及其整體變化趨勢均大致相同。且從圖3的沖擊力時程曲線的變化趨勢可以看出，沖擊力在撞擊后迅速達到峰值(Fp)，經(jīng)過短暫的調(diào)整之后在一段時間內(nèi)基本不變，形成一個平臺段，以該平臺段的平均值作為沖擊力平臺值(F0),試件完成橫向撞擊之后測得的試件跨中撓度為跨中最終撓度(Um)，圖4給出了各試件平臺值(F0)、沖擊時間(t0)和跨中最終撓度(Um)的計算值和實測值的對比。其中F0c/F0e、t0c/t0e、Umc/Ume的平均值分別為1.02、0.97和0.95，均方差分別為0.05、0.07和0.06?？梢娪邢拊嬎憬Y(jié)果與試驗結(jié)果總體上吻合良好，因此本文有限元模型可用于內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件的耐撞性能的分析。

(a)試件CC1

(b)試件CS1

(c)試件SS3

(d)試件DZF26

(e)試件DZF39

(f)試件S50CSL

(a)平臺值(F0)

(b)沖擊時間(t0)

(c)跨中最終撓度(Um)

2 撞擊受力全過程分析

采用上述建模方法建立內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件橫向撞擊下典型的有限元分析模型，典型構(gòu)件基本參數(shù)為：試件長度2 500 mm，外鋼管的外徑200 mm，壁厚4 mm，內(nèi)置鋼管外徑100 mm，壁厚3 mm，鋼材強度等級為Q235，混凝土強度等級為C60，落錘質(zhì)量1 000 kg，沖擊高度4.5 m，軸壓比為0。

2.1 沖擊力和變形發(fā)展過程

為了能夠在宏觀上反映構(gòu)件在撞擊作用下動力響應(yīng)的全過程，以選定的典型構(gòu)件為分析對象，給出了其在撞擊過程中的一些特征量的時程曲線，為了便于分析及能夠表現(xiàn)出這些特征量之間的對應(yīng)關(guān)系，所以對這些特征量進行了無量綱處理，并在一張圖中呈現(xiàn)。圖5所示即為通過無量綱處理的典型構(gòu)件的沖擊力(F)、跨中撓度(Δ)、撞擊部位局部凹陷值(δ)、構(gòu)件跨中速度(V0)和落錘速度(V1)時程曲線。其中局部凹陷值(δ)相比于跨中撓度值很小，將其擴大了二十倍。

圖5 沖擊力(F)、跨中撓度(Δ)、局部變形值(δ)及速度(V0/V1)時程曲線Fig.5 Time-history curves of impact force (F),lateral deflection (Δ),the local deformation (δ),velocity (V0/V1)

整體來看，可將構(gòu)件受到橫向撞擊的過程分為以下四個階段：

峰值段(OA段)：當落錘撞擊到試件時，沖擊力迅速上升，落錘的速度隨之降低，試件的跨中速度則迅速增大，當沖擊力達到峰值(A點)時，兩者的速度趨向一致，并且相互接觸一致向下運動。在這階段，試件在撞擊部位出現(xiàn)明顯的凹陷變形，構(gòu)件的跨中撓度有所發(fā)展。

振蕩段(AB段)：在達到?jīng)_擊力峰值之后，試件的速度繼續(xù)增大，落錘的速度相對較小，兩者之間的接觸關(guān)系變?nèi)酰瑥亩箾_擊力迅速下降。之后試件的速度逐漸降低，落錘的速度相對較大，使兩者之間的接觸關(guān)系增強，從而使得沖擊力再次上升，如此往復(fù)，直至兩者的速度基本達到一致(B點)，沖擊力基本保持不變?yōu)橹?。在這階段，試件撞擊部位的局部凹陷值略有降低，試件的跨中撓度逐漸增大。

平臺段(BC段)：沖擊力至此進入穩(wěn)定階段，值幾乎保持不變。試件和落錘基本保持勻減速向下運動，其中落錘速度要略大于試件的速度，從而使得撞擊部位局部凹陷值在這個階段緩慢增大，但增值不大。到該階段結(jié)束時，兩者的速度均下降為零(C點)，試件的撓度達到最大值。

卸載段(CD段)：沖擊力開始下降，落錘和試件的速度開始向負值變化，試件的跨中撓度及局部凹陷值略有降低。即試件停止向下運動，開始向上回彈，從而帶動落錘和試件向上運動。到該階段結(jié)束時，沖擊力下降為零(D點)，試件和落錘脫離，沖擊過程結(jié)束。

2.2 能量變化

在撞擊過程中，落錘動能一部分傳遞給了構(gòu)件，另一部分轉(zhuǎn)化成構(gòu)件的彈性應(yīng)變能和塑性應(yīng)變能，隨著撞擊過程的進行，構(gòu)件的動能和彈性應(yīng)變能基本降低為零，試件最終的塑性應(yīng)變能接近落錘的初動能。圖6所示為內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件的塑性應(yīng)變能時程曲線，并給出了內(nèi)外鋼管及內(nèi)外層混凝土分別的耗能曲線。由圖可以看出，落錘撞擊試件的過程中，試件產(chǎn)生的塑性變形不斷消耗撞擊能量(即落錘的動能)，其中，鋼管的塑性耗能占了構(gòu)件塑性變形耗能的80%左右，混凝土耗能占了20%左右，且外鋼管占比約70%。表明鋼管的塑性變形是內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土主要的耗能機制，且外鋼管對構(gòu)件的塑性耗能貢獻最大。內(nèi)外層混凝土對構(gòu)件的塑性耗能不大，但是由于內(nèi)外層混凝土的支撐作用，使鋼管的塑性發(fā)展充分，耗能能力得到提升。

圖6 組合構(gòu)件各部分承擔的塑性應(yīng)變能時程曲線Fig.6 Time-history Energy dissipation (Ep)of the different components of the composite member

3 破壞模態(tài)分析

圖7所示為在低速撞擊下典型內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件內(nèi)外鋼管的等效塑性應(yīng)變圖，等效塑性應(yīng)變(PEEQ)是整個變形過程中塑性應(yīng)變的積累結(jié)果，若其值大于0則表明鋼管發(fā)生了屈服。可以直觀地看出，內(nèi)外鋼管除沖擊部位及兩端支座處發(fā)生屈服外，其余部位均未發(fā)生屈服，即形成了三處塑性鉸。其中跨中底部對應(yīng)的應(yīng)變數(shù)值最大，表明了跨中底部是最先發(fā)生塑性破壞的地方。

(a)外鋼管

(b)內(nèi)鋼管

圖8所示為典型內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件內(nèi)外層混凝土的最大主塑性圖。圖中箭頭方向表示混凝土最大主塑性應(yīng)變方向，與該箭頭垂直的方向即為混凝土可能的受拉開裂方向。箭頭長度表示的則是其最大主塑性應(yīng)變的大小，箭頭越長，塑性應(yīng)變數(shù)值越大?？梢钥闯觯^出現(xiàn)的區(qū)域集中在跨中和兩端的固支支座處，即在這三處的混凝土在撞擊荷載作用下因彎矩作用產(chǎn)生開裂裂縫，而其余部位塑性應(yīng)變很小，混凝土幾乎不發(fā)生開裂。

(a)外層混凝土

(b)內(nèi)層混凝土

從以上對鋼管和混凝土的破壞模態(tài)分析可知，兩端固支的內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件在撞擊荷載下發(fā)生了明顯的彎曲變形，跨中和兩端支座處形成了三個塑性鉸，試件其余部分基本保持為直線，變形不明顯。由于內(nèi)外層混凝土及內(nèi)鋼管的支撐作用，跨中部位外鋼管的塑性發(fā)展充分，局部凹陷并不明顯?；炷恋钠茐募性诳缰屑皟啥酥ё?，但由于內(nèi)外鋼管的保護作用及內(nèi)鋼管對外層混凝土的骨架效應(yīng)，使得內(nèi)外層混凝土不會發(fā)生嚴重的開裂和破碎。撞擊過程中，內(nèi)外鋼管和內(nèi)外層混凝土共同工作，協(xié)同變形，最終表現(xiàn)出塑性變形形態(tài)。

4 參數(shù)分析

采用以上的有限元建模方法，對影響內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管在橫向撞擊下的力學性能的主要因素進行參數(shù)分析。主要參數(shù)包括：內(nèi)外鋼管的屈服強度、混凝土強度、內(nèi)外徑的比值、外鋼管含鋼率、內(nèi)鋼管含鋼率、撞擊位置、邊界條件、沖擊能量等。力學性能主要用沖擊力時程曲線和跨中最終撓度曲線來衡量。

4.1 內(nèi)外鋼管的屈服強度(fy)

為了研究外鋼管屈服強度對內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件耐撞性能的影響，在工程常用范圍內(nèi)(fy=200～700 MPa)，選取3組不同屈服強度的鋼材進行模擬計算，分別為Q235、Q345、Q420。計算時控制其他變量值不變，僅改變外鋼管屈服強度。內(nèi)鋼管的研究方法同上。

圖9(a)所示為外鋼管的屈服強度對沖擊力時程曲線的影響?？梢钥闯?，隨著外鋼管屈服強度的提高，構(gòu)件沖擊力時程曲線的平臺值相應(yīng)增大，同時沖擊持續(xù)時間減少，而對沖擊力峰值影響不大。圖9(b)所示為內(nèi)鋼管的屈服強度對沖擊力時程曲線的影響。由圖可知，提高內(nèi)鋼管的強度與提高外鋼管的屈服強度相比，沖擊力時程曲線的變化規(guī)律一致，但對其影響不如提高外鋼管屈服強度那樣明顯。圖9(c)所示為內(nèi)外鋼管在不同屈服強度下的跨中最終撓度對比曲線?？梢钥闯觯S著內(nèi)外鋼管的屈服強度的提高，構(gòu)件的跨中最終撓度都相應(yīng)降低，且改變外鋼管的屈服強度所引起的撓度變化幅度比較大。由此可知，提高內(nèi)外鋼管的屈服強度可以改善該構(gòu)件的耐撞性能，且外鋼管的屈服強度的提高對其耐撞性能的影響更為顯著。

(a)沖擊力(F)時程曲線

(b)沖擊力(F)時程曲線

(c)跨中最終撓度(Um)

4.2 混凝土強度(fcu)

為研究混凝土強度對構(gòu)件的耐撞性能的影響，在工程常用范圍內(nèi)(fcu=20～90 MPa)，模擬了混凝土強度分別為30 MPa、50 MPa、70 MPa時的撞擊過程。圖10(a)所示為混凝土強度對沖擊力時程曲線的影響，可以看出，三條沖擊力時程曲線幾乎完全重合，說明改變混凝土強度對沖擊力平臺值及峰值影響很小。圖10(b)所示為三種混凝土強度下的跨中最終撓度曲線，由圖可知，混凝土強度對跨中最終撓度的影響也很小。由此可知，混凝土強度的變化對構(gòu)件耐撞性能的影響很小。

4.3 鋼管內(nèi)外徑的比值(Di/Do)

保持內(nèi)鋼管的含鋼率不變，通過改變內(nèi)鋼管的直徑來改變內(nèi)外徑的比值，內(nèi)外徑之比(Di/Do)變化范圍為0.4～0.8。圖11所示為內(nèi)外徑之比對構(gòu)件的沖擊力時程曲線和跨中最終撓度曲線的影響。由圖可知，內(nèi)外徑之比的變化對沖擊力時程曲線的影響較小，而對跨中最終撓度的影響較大。具體體現(xiàn)在隨著內(nèi)外徑之比的變大，沖擊時間變短，沖擊力的平臺值和峰值有增大的趨勢，但是變化不明顯。構(gòu)件的跨中最終撓度隨內(nèi)外徑之比的變大而減小，且在內(nèi)外徑之比為0.6～0.8區(qū)間時的撓度下降的幅度比0.4～0.6區(qū)間大很多，這是因為隨著內(nèi)外徑之比的增大，內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土的內(nèi)鋼管的骨架效應(yīng)得到增強，從而使撞擊后的試件的塑性變形減小。由此可知，提高內(nèi)外徑之比可以提高耐撞性能，且在內(nèi)外徑之比為0.6～0.8時對耐撞性能的影響更為顯著。

(a)沖擊力(F)時程曲線

(b)跨中最終撓度(Um)

(a)沖擊力(F)時程曲線

(b)跨中最終撓度(Um)

4.4 外鋼管的含鋼率(αo)

保持外鋼管的外徑不變，改變外鋼管的厚度來調(diào)整外鋼管的含鋼率，在工程常用的參數(shù)范圍內(nèi)(αo=0.03～0.2)，研究外鋼管含鋼率對構(gòu)件耐撞性能的影響。選取三組外鋼管厚度值，分別為2.2 mm、4.5 mm、6.8 mm，對應(yīng)外鋼管含鋼率為0.05、0.10、0.15。由圖12(a)的沖擊力時程曲線可以看出，隨外鋼管的含鋼率的增大，沖擊力的峰值和平臺值都顯著提高，且沖擊時間明顯縮短。圖12(b)的跨中最終撓度曲線反映出隨外鋼管含鋼率的增大，構(gòu)件的跨中最終撓度明顯下降，這是由于外鋼管含鋼率的增大，外鋼管對混凝土的套箍作用增強，構(gòu)件的整體剛度得到了顯著的提高，使得試件的變形減小。由此可知，增加外鋼管含鋼率可以有效地提高構(gòu)件的耐撞性能。

(a)沖擊力(F)時程曲線

(b)跨中最終撓度(Um)

4.5 內(nèi)鋼管的含鋼率(αi)

保持內(nèi)鋼管的外徑不變，通過改變內(nèi)鋼管的厚度來改變內(nèi)鋼管的含鋼率。選取了三組內(nèi)鋼管厚度值分別為3.6 mm、5.4 mm、7.0 mm，對應(yīng)內(nèi)鋼管含鋼率為0.04、0.06、0.08。圖13所示為內(nèi)鋼管含鋼率對構(gòu)件的沖擊力時程曲線和跨中最終撓度曲線的影響。由圖可知，隨著內(nèi)鋼管含鋼率的增大，構(gòu)件沖擊力峰值和平臺值增大，沖擊時間縮短，構(gòu)件的跨中最終撓度逐漸下降，顯示出內(nèi)鋼管的含鋼率對構(gòu)件的耐撞性能有較大的影響：隨著內(nèi)鋼管含鋼率的提高，構(gòu)件的耐撞性能增強。這是由于內(nèi)鋼管的含鋼率的增加，內(nèi)鋼管對外層混凝土的支撐作用及對內(nèi)層混凝土的約束作用增強，使得構(gòu)件的整體剛度有所提高，從而提升了構(gòu)件的耐撞性能。

(a)沖擊力(F)時程曲線

(b)跨中最終撓度(Um)

4.6 撞擊位置

改變落錘在構(gòu)件上的撞擊位置，研究其對構(gòu)件耐撞性能的影響。s表示撞擊部位與跨中的距離，選取了s分別為0、1/8L、1/4L,對應(yīng)撞擊位置為跨中，距離跨中1/8L處，距離跨中1/4L處。圖14所示為在這三處位置發(fā)生撞擊時構(gòu)件的沖擊力時程曲線和跨中撓度曲線。由圖14(a)可知，隨著撞擊部位遠離跨中，沖擊力峰值變化不大，而沖擊力平臺值明顯提高，沖擊時間縮短?？缰凶罱K撓度也隨之下降，且下降有加快的趨勢。由此可知，跨中部位是遭受撞擊最不利部位，且隨著撞擊部位與跨中的距離越遠，耐撞性能的提升越顯著。

4.7 撞擊能量(E)

保持落錘質(zhì)量不變，改變落錘下落高度來控制撞擊能量的大小，撞擊能量的變化范圍為15～60 kJ。圖15(a)所示為撞擊能量對兩端固支的構(gòu)件的沖擊力時程曲線的影響?？梢钥闯觯矒裟芰吭酱?，沖擊力峰值增大，沖擊時間增加，沖擊力平臺值有所提高。由圖15(c)可見，在三種邊界條件下，構(gòu)件的跨中撓度都隨著撞擊能量的增大而顯著增大，而且兩者之間成線性關(guān)系，這是因為隨著撞擊能量的增大，構(gòu)件的塑性變形所需要消耗的能量增大，使得塑性變形增大，且根據(jù)能量守恒定律可以得出，跨中最終撓度與落錘的下落高度成正比例關(guān)系。

(a)沖擊力(F)時程曲線

(b)跨中最終撓度(Um)

4.8 邊界條件

改變構(gòu)件兩端的約束類型，研究構(gòu)件在兩端固支(FF)、固簡支(FS)、兩端簡支(SS)三種邊界條件下的耐撞性能的變化。圖15(b)所示為三種邊界條件下構(gòu)件的沖擊力時程曲線的對比。由圖可知，隨著邊界條件的增強，沖擊力的峰值略有提高，沖擊力平臺值隨之增大，沖擊時間則隨之減小。由圖15(c)可以看出，跨中最終撓度隨著邊界條件的增強而減小。由此可知，隨著構(gòu)件的邊界條件增強，構(gòu)件的耐撞性能增強。這是由于邊界條件增強，構(gòu)件可以在固支端形成塑性鉸，從而提高了構(gòu)件的耐撞性能。

5 結(jié) 論

通過本文的研究，對于內(nèi)配圓鋼管的鋼管混凝土構(gòu)件的撞擊性能分析，可初步得到以下結(jié)論：

(1)用ABAQUS建立內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件在橫向撞擊下的有限元分析模型，采用已有的相關(guān)試驗數(shù)據(jù)對模型進行驗證，表明本文模型可用于內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件耐撞性能分析。

(2)整體來看內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件的撞擊過程分為四個階段：峰值段、振蕩段、平臺段、卸載段，且平臺段是構(gòu)件塑性發(fā)展的主要階段。構(gòu)件在撞擊荷載作用下的主要耗能機制是內(nèi)外鋼管和內(nèi)外層混凝土的塑性變形，其中外鋼管的塑性變形是主要的耗能部位，而內(nèi)層混凝土的耗能最少。

(3)兩端固支的內(nèi)配圓鋼管的圓鋼管混凝土構(gòu)件在撞擊荷載下發(fā)生了明顯的彎曲變形，跨中和兩端支座處形成了三個塑性鉸，試件其余部分基本保持為直線，變形不明顯。撞擊過程中內(nèi)外鋼管和內(nèi)外層混凝土共同工作，協(xié)同變形，最終表現(xiàn)出塑性變形形態(tài)。

(4)參數(shù)分析表明，提高外鋼管的屈服強度及外鋼管含鋼率可以有效地改善該構(gòu)件的耐撞性能，而混凝土強度的變化對構(gòu)件耐撞性能的影響很小；增強構(gòu)件兩端的支座約束可增強構(gòu)件耐撞性能；構(gòu)件的內(nèi)外鋼管直徑之比為0.6～0.8時，具有較好的耐撞性能。

(a)沖擊力(F)時程曲線

(b)沖擊力(F)時程曲線

(b)跨中最終撓度(Um)