陳亮廷，王 蕊

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

近些年來，世界范圍內(nèi)地震頻發(fā)，汽車和列車脫軌撞擊橋墩會造成重大損失?？招匿摻罨炷林ㄒ妶D1（a））相比于實心鋼筋混凝土柱可以有效提高穩(wěn)定性。鋼管空心鋼筋混凝土柱（見圖1（b））既可以提高柱子的穩(wěn)定性又可以提高柱子的耐撞擊性能。Wang等[1]、王蕊等[2]、任夠平等[3]進(jìn)行了一系列鋼管混凝土梁在側(cè)向撞擊下的動力響應(yīng)研究。張瑞坤等[4]研究了鋼筋混凝土柱在三角形脈沖荷載下的動力響應(yīng)研究。馮宇等[5]研究了配筋率對混凝土柱抗側(cè)向抗沖擊性能的關(guān)系。Han等[6]通過試驗并模擬了高強(qiáng)鋼管混凝土構(gòu)件橫向沖擊，通過參數(shù)分析并建立了鋼管混凝土構(gòu)件在沖擊荷載作用下的抗彎承載力簡化模型。朱翔等[7]對外包鋼管加固RC柱進(jìn)行了沖擊試驗研究和數(shù)值理論研究。周澤平等[8]進(jìn)行了低速撞擊下鋼筋混凝土梁的變形和破壞的試驗研究。田力等[9]研究了鋼筋混凝土柱在撞擊荷載下的損傷評估和防護(hù)方法。Thilakarathna等[10]對鋼筋混凝土軸壓柱側(cè)向沖擊荷載下動力特性和損傷程度進(jìn)行了研究。Fujikake等[11-12]對鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能進(jìn)行了一系列的研究。Al-Thairy等[13]對不同軸壓比的鋼柱在橫向撞擊下的試驗和理論研究。Rememikov[14]、Bambach等[15-16]、Yousuf等[17]進(jìn)行了不銹鋼鋼管混凝土構(gòu)件和普通鋼管混凝土構(gòu)件在落錘撞擊試驗下的沖擊性能研究。

圖1 空心混凝土柱Fig. 1 Hollow concrete

1 試驗方案

1.1 試驗裝置

圖2 落錘沖擊試驗裝置Fig. 2 Drop-weight impact test setup

表1 落錘參數(shù)Table 1 Parameters of drop-weight

圖3 試驗裝置示意圖Fig. 3 Schematic illustration of testing setup

試驗在太原理工大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室自主研發(fā)的大型落錘試驗機(jī)上完成，如圖2所示。落錘試驗機(jī)主要由頂部大梁、電葫蘆吊機(jī)、脫鉤器、錘體、錘頭以及落錘防護(hù)裝置等組成，沖擊力傳感器安裝在錘體和錘頭之間，組成落錘。通過控制電葫蘆吊機(jī)控制落錘升降，通過激光測距儀來控制高度，通過脫鉤器控制落錘的釋放。通過液壓千斤頂施加軸力。落錘尺寸如表1所示，試驗裝置如圖3所示。落錘最大提升高度為5.0 m，落錘總質(zhì)量為1.15 t (國內(nèi)最大)。落錘試驗機(jī)具體操作過程：首先用鉤子吊住落錘；然后，在脫鉤器內(nèi)插入安全銷子；使用遙控器緩緩提升落錘，并在提升中使用激光測距儀控制落錘距離構(gòu)件表面的高度，等待落錘基本無晃動后，將安全銷子從脫鉤器內(nèi)拉出，再次等待落錘基本無晃動后，迅速拉動脫鉤器釋放落錘。本次試驗中落錘質(zhì)量保持不變。

1.2 試件材料

試件材料的材料參數(shù)如表2所示。

表2 試件材料幾何尺寸和性質(zhì)Table 2 Specimen geometry and material properties

1.3 試件尺寸

為了和實際工程更加接近，本次試驗的構(gòu)件設(shè)計長1 800 mm，凈跨1 200 mm，截面尺寸400 mm×400 mm，內(nèi)八邊形空心鋼筋混凝土柱構(gòu)件（圖4）箍筋間距在支座處為25 mm，支座過渡段為50 mm，在中間為100 mm;內(nèi)襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱構(gòu)件（圖5）箍筋間距在支座處為50 mm，在中間為100 mm，鋼管厚度（T）分別為2 mm和3.91 mm。

1.4 試驗過程及結(jié)果

本試驗過程中記錄了撞擊力時程曲線和跨中位移時程曲線，并觀測了構(gòu)件的最終破壞形態(tài)。其中，撞擊力時程曲線由固定在鋼錘中間的力傳感器記錄，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用NIPXIe-1006Q型號，通過LabView Signal Express軟件進(jìn)行采集；跨中位移時程曲線通過高速攝像機(jī)對沖擊過程中觀測點的追蹤進(jìn)行記錄，拍攝速度取為4 000 s-1。構(gòu)件的試驗結(jié)果記錄如表3所示。

圖4 內(nèi)八邊形空心鋼筋混凝土柱Fig. 4 Inner octagonal hollow reinforced concrete column

圖5 內(nèi)襯八邊形鋼管空心鋼筋混凝土柱Fig. 5 Inner octagonal hollow steel tube reinforced concrete column

表3 試件編號和試驗結(jié)果Table 3 Experimental results

2 試驗結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)

結(jié)合撞擊試驗后構(gòu)件破壞的形貌如圖6所示，本次試驗的破壞形態(tài)分為局部型破壞（Ⅰ型）和整體型破壞（Ⅱ型），如圖7所示。

Ⅰ型：落錘與構(gòu)件撞擊位置局部壓裂，落錘邊緣與支座之間柱腹部混凝土拉應(yīng)變達(dá)到混凝土的極限拉應(yīng)變值時，混凝土沿主壓應(yīng)力線開裂形成腹剪斜裂縫，構(gòu)件的下側(cè)混凝土在彎矩作用下產(chǎn)生豎向裂縫。

Ⅱ型：落錘與構(gòu)件撞擊位置發(fā)生嚴(yán)重壓碎，落錘能量大，落錘邊緣與支座之間柱腹部混凝土因為抗壓能力不足迅速發(fā)生斜壓破壞，混凝土剝落嚴(yán)重，鋼筋裸露，形成較寬的斜壓破壞區(qū)。構(gòu)件的下側(cè)混凝土在彎矩和剪力作用下產(chǎn)生豎向裂縫和橫向裂縫。

試件在承受某一能量E1撞擊時，試件此時的混凝土開始形成腹剪斜裂縫，試件開始喪失承載能力，E1稱為試件的撞擊開裂極限能量。試件在承受某一能量E2撞擊時，試件此時的混凝土形成大量腹剪斜裂縫，試件急劇喪失承載能力，開始出現(xiàn)斜壓破壞區(qū)，E2稱為試件的撞擊極限能量。

（1）當(dāng)撞擊高度H=2 m時，落錘的撞擊能量為22 540 J，E1＜22 540 J＜E2，試件的破壞形態(tài)為Ⅰ型；H=5 m時，落錘的撞擊能量為56 350 J，E2＜56 350 J，試件的破壞形態(tài)為Ⅱ型。

圖6 試驗后構(gòu)件破壞形態(tài)Fig. 6 Failure mode of tested specimens

圖7 構(gòu)件破壞簡化圖Fig. 7 Illustration of the failure of specimen

（2）當(dāng)撞擊高度H=5 m，邊界條件相同時，鋼管厚度越大，構(gòu)件的耐撞擊性能越好，如編號TFF-5的殘余撓度為29 mm，F(xiàn)F-5的殘余撓度為40 mm，RSS-5的殘余撓度為37 mm，SS-5的殘余撓度為52 mm。鋼管可以將構(gòu)件抗撞擊性能提高25%～28%。

（3）當(dāng)撞擊高度H=5 m，鋼管厚度，兩端固定可以明顯提高構(gòu)件的耐撞擊性能，如編號FF-5的殘余撓度為40 mm，F(xiàn)S-5的殘余撓度為50 mm，SS-5的殘余撓度為52 mm。兩端固定可以將構(gòu)件的抗撞擊性能提升20%。

2.2 撞擊力時程曲線

撞擊力時程曲線如圖8所示，從圖8中可以看出構(gòu)件的撞擊力時程曲線表現(xiàn)出相似趨勢，撞擊力在很短時間內(nèi)增長到峰值，然后又迅速降到零，之后又連續(xù)出現(xiàn)多個峰值，最后撞擊力逐漸減小為零。

構(gòu)件與落錘撞擊，構(gòu)件的撞擊部位獲得向下的速度，落錘向上彈起，兩者分離之后，構(gòu)件的速度逐漸減低，落錘在重力作用下再次撞擊構(gòu)件，撞擊力出現(xiàn)第二次峰值，循環(huán)往復(fù)撞擊力時程曲線出現(xiàn)多個峰值階段，落錘的能量逐漸消耗，撞擊力逐漸減小為零。如編號SS-2出現(xiàn)多個逐漸減小的峰值，最后逐漸減小接近為零。

當(dāng)約束條件和軸壓比相同時，撞擊高度越大，撞擊力峰值越大。如撞擊高度H=2 m時編號FF-2的撞擊力峰值達(dá)到25 558 kN，撞擊高度H=5 m時編號FF-5的撞擊力峰值達(dá)到67 001 kN。

2.3 跨中位移時程曲線

跨中位移時程曲線如圖9所示，從圖9中可以看出跨中位移在撞擊后迅速增大，隨著能量的消耗，曲線的斜率逐漸減小，當(dāng)斜率減小為零時，跨中位移達(dá)到最大值。構(gòu)件逐漸恢復(fù)變形，最終在殘余位移值附近自由震動。

（1）當(dāng)撞擊高度H=2 m，鋼管厚度為零時，一端固定一端簡支相比兩端簡支，可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。如一端固定一端簡支條件下(試樣FS-2)的殘余撓度為6 mm；兩端簡支條件下(試樣SS-2)的殘余撓度為11 mm。

（2）當(dāng)撞擊高度H=5 m，兩端的約束條件相同時，鋼管的厚度可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。如兩端固定條件下，鋼管厚度為零時（試樣FF-5）的殘余撓度為40 mm；在兩端固定條件下，鋼管厚度為3.91 mm（試樣TFF-5）的殘余撓度為29 mm。

圖8 撞擊力時程曲線Fig. 8 Force versus time curves in impacts

（3）當(dāng)撞擊高度H=5 m，鋼管厚度為零時，兩端固定與一端固定一端簡支以及兩端簡支相比，兩端固定可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。如兩端固定條件下（試樣FF-5）的最大跨中位移為35.9 mm；一端固定一端簡支條件下（試樣FS-5）的最大跨中位移為41.9 mm；兩端簡支條件下（試樣SS-5）的最大跨中位移為37.9 mm。

沖擊能量對構(gòu)件的影響可參見柱狀圖(圖10)，從圖10中可以顯著的得到看出撞擊高度和邊界條件對構(gòu)件耐撞擊性能的影響十分顯著。

圖9 跨中位移時程曲線Fig. 9 Trans-middle displacement versus time curves

圖10 沖擊能量對位移的影響Fig. 10 Influence of impact energy on displacement

（1）當(dāng)鋼管厚度T=0時，構(gòu)件撞擊高度由2 m上升到5 m時，能量增大1.5倍，構(gòu)件的跨中位移增大3.1倍。如一端固定一端簡支，撞擊高度為2 m (FS-2的最大跨中位移為10.2 mm；一端固定一端簡支，撞擊高度為5 m（FS-5）的最大跨中位移為41.9 mm。當(dāng)鋼管厚度T≠0時，構(gòu)件撞擊高度由2 m上升到5 m，能量增大1.5倍，構(gòu)件的跨中位移增大1.8倍。如兩端固定條件下，撞擊高度為2 m，鋼管厚度為3.91 mm（試樣TFF-2）的最大跨中位移為9 mm；兩端固定，撞擊高度為5 m，鋼管厚度為3.91 mm（試樣TFF-5）的最大跨中位移為25 mm。

（2）當(dāng)撞擊高度H=2 m，鋼管厚度為零時，兩端固支可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。一端固定一端簡支條件下(試樣FS-2）的殘余撓度為6 mm；兩端簡支條件下（試樣SS-2）的殘余撓度為11 mm。當(dāng)撞擊高度H=5 m，鋼管厚度為零時，兩端固定可以提高構(gòu)件的耐撞擊性能。如兩端固定條件下（試樣FF-5）的最大跨中位移為35.9 mm，一端固定一端簡支條件下（試樣FS-5）的最大跨中位移為41.9 mm，兩端簡支條件下（試樣SS-5）的最大跨中位移為37.6 mm。

（3）當(dāng)撞擊高度H=5 m，兩端固支時，鋼管厚度的增加可以構(gòu)件的抗撞擊性能。如兩端固定條件下，鋼管厚度為零 時（試樣FF-5）的殘余撓度為40 mm；兩端固定條件下，鋼管厚度為3.91 mm（試樣TFF-5）的殘余撓度為29 mm。

3 結(jié) 論

在本次試驗研究范圍內(nèi)，得出如下主要結(jié)論：

（1）當(dāng)撞擊高度H=2 m時，構(gòu)件的破壞形態(tài)為Ⅰ型；當(dāng)撞擊高度H=5 m時，構(gòu)件的破壞形態(tài)為Ⅱ型。

（2）當(dāng)邊界條件和鋼管厚度相同時，隨著撞擊高度的增大，構(gòu)件的跨中位移增大，內(nèi)八邊形空心鋼筋混凝土柱的破壞越嚴(yán)重。

（3）當(dāng)撞擊高度為5 m，鋼管厚度為零時，兩端固定與一端固定一端簡支以及兩端簡支相比，兩端固定條件下構(gòu)件的抗撞擊性能可以提高20%。

（4）當(dāng)撞擊高度為5 m，兩端的約束條件相同時，構(gòu)件中含鋼管和不含鋼管相比，構(gòu)件中含鋼管構(gòu)件的抗撞擊性能提升25%～28%。