石 巖， 李宣瑩， 張君博， 劉菲菲， 張紀剛

(1.福建工程學院土木工程學院 福州，350118) (2.青島理工大學土木工程學院 青島，266033)

(3.山東省高等學校藍色經(jīng)濟區(qū)工程建設與安全協(xié)同創(chuàng)新中心 青島，266033)

引 言

中空夾層鋼管混凝土是基于傳統(tǒng)的鋼管混凝土發(fā)展而來的，它是將內(nèi)、外兩層鋼管同心放置，往鋼管之間澆灌混凝土而形成的新型組合結構。這種構件除了具有承載能力高、耐火性能良好以及施工方便等優(yōu)點，同時因為填充混凝土分別受到外鋼管的套箍作用和內(nèi)鋼管的支撐作用，使得構件整體具有抗彎剛度大、側向變形小及自重輕的獨特優(yōu)勢。在海冰覆蓋的海洋環(huán)境中，采用中空夾層鋼管混凝土構件作為導管架海洋平臺結構中的導管腿，能夠大大增加結構遭受冰荷載作用時的可靠性與安全性[1]。

目前，中空夾層鋼管混凝土構件在沖擊荷載下的力學性能已經(jīng)有了一些進展工作。王洪欣等[2]在落錘試驗機上對4根中空夾層鋼管混凝土構件進行沖擊試驗，研究參數(shù)包括落錘高度和試件空心率。曹浩煜[3]以中空夾層鋼管混凝土柱為研究對象，利用試驗以及有限元分析側向撞擊下構件的力學性能。Wang等[4]對外包纖維增強復合材料的中空夾層鋼管混凝土組合構件的抗沖擊性能進行了試驗研究。Aghdamy等[5]采用ANSYS/LS-DYNA軟件中的顯式分析模塊模擬預加軸力的中空夾層鋼管混凝土柱的側向沖擊過程和柱的破壞模式。辜應卓[6]采用數(shù)值分析的方法，建立高強鋼和普通鋼圓套圓中空夾層鋼管混凝土構件的側向沖擊有限元模型。文獻[7-8]對高層或超高層中底層不銹鋼-混凝土-鋼管組合構件在兩端固定情況下受到橫向沖擊的力學性能進行了研究?？梢钥闯?，對構件的動力性能研究多針對同種材料和單次沖擊。

筆者提出新型中空夾層金屬管混凝土導管腿來代替原導管架式海洋平臺的空心鋼制導管腿，外管分別為Q345鋼、奧氏體304級不銹鋼和T6061鋁合金材質(zhì)，沖擊形式分別為單次沖擊和連續(xù)沖擊，研究構件受到橫向沖擊的動態(tài)響應，并與空管金屬構件進行對比。最后，基于有限元ABAQUS對單次沖擊構件的試驗數(shù)據(jù)進行了對比驗證。

1 試驗概況

1.1 構件信息及性能

本次沖擊試驗共設計了16根構件，包括11根組合構件和5根空管構件，其中，組合構件截面采用圓套圓形式，構件信息如表1、表2所示。外管徑和內(nèi)管徑分別為114和50 mm，壁厚分別為3和2.5 mm，填充混凝土為C40級，構件兩端各約束150 mm。外管材質(zhì)包含Q345鋼、奧氏體304級不銹鋼和T6061鋁合金，內(nèi)管材質(zhì)均為Q345鋼。

表1 單次沖擊構件信息表Tab.1 The components under single impact load

表2 連續(xù)沖擊構件信息表Tab.2 The components under continuous impact load

構件中所用的內(nèi)、外管的具體力學性能參數(shù)見表3，澆筑混凝土之前先將鋼管一側焊上200 mm×200 mm×10 mm的端板，澆筑過程中借助插入式振搗棒對混凝土分層振搗，振搗完畢的構件放在室外灑水養(yǎng)護28天。

表3 鋼管力學性能參數(shù)表Tab.3 Mechanical properties of steel tube

1.2 試驗裝置

沖擊試驗是利用哈爾濱工業(yè)大學的重力式落錘沖擊試驗機完成，試驗裝置如圖1所示。落錘質(zhì)量為427 kg，由控制平臺操作提升、定位與釋放，重力勢能轉化為動能對構件實現(xiàn)沖擊過程。

圖1 試驗裝置和錘頭尺寸(單位:mm)Fig.1 Test device and hammer dimensions (unit:mm)

本次沖擊試驗的邊界條件均設計為兩端固定，每端設計上、下2個鋼支座，中間用4只8.8級M24的高強螺栓固定連接，下支座再與試驗底座牢固連接，保證構件不會發(fā)生滑移情況。

1.3 試驗主要測試內(nèi)容

本次沖擊試驗測試的內(nèi)容主要包括：沖擊力(F)時程曲線，通過固定在錘頭上的壓電式力傳感器進行測量；構件跨中底部殘余撓度(Δ0)，采用動態(tài)位移傳感器測量；外管表面應變(ε)時程曲線，選用電阻式應變片布置在相應測點，監(jiān)測構件外管縱向應變時程曲線；構件沖擊全過程通過Phantom V310高速攝像機進行記錄。

2 試驗結果分析

2.1 沖擊過程

圖2為高速攝像機記錄到的構件(SS-3)沖擊全過程?？梢钥吹?，從觸發(fā)落錘到?jīng)_擊結束的整個過程可以被分解為幾個階段：①落錘釋放，重力勢能轉化為動能；②落錘第1次與構件發(fā)生接觸；③構件獲得初速度與落錘一起向下運動，并且速度不斷降低；④落錘與構件速度降為零，兩者之間相對靜止，此時跨中撓度達到最大值；⑤構件開始回彈，同時與落錘以同樣的速度向上運動；⑥能量耗盡，落錘最終靜止在構件表面，代表整個沖擊過程結束。

圖2 沖擊試驗全過程Fig.2 The process of impact test

2.2 沖擊力時程曲線

2.2.1 單次沖擊的沖擊力時程曲線

以圖3(f)為例觀察沖擊力時程曲線，組合構件的整個沖擊過程分為峰值段、調(diào)整段、平臺段及卸載段等幾個階段；而空管構件的曲線走勢出現(xiàn)了極大差別，曲線變化緩慢并且沒有出現(xiàn)峰值階段?？梢哉f明：組合構件相較于空管構件，由于內(nèi)部混凝土的填充，極大地增強了構件局部變形的剛度；鋼管對混凝土的約束作用使得混凝土處于三向受力狀態(tài)，混凝土強度有所提高，組合構件耗能能力明顯優(yōu)于空管構件。

由于傳感器測量故障，導致CS-3構件數(shù)據(jù)缺失；另外HLV-3構件因沖擊能量過大外管發(fā)生撕裂，所以取前半段有效數(shù)據(jù)。觀察圖3(a)，(e)中LV-1和CS-4構件的曲線走勢并結合高速攝像機對全過程的記錄，判斷曲線中出現(xiàn)了2個平臺段：沖擊能量過大，構件在第1個平臺段結束時外管出現(xiàn)開裂損傷；沖擊力瞬間卸載后由于內(nèi)部混凝土仍能提供一定的抗沖擊能力，使得出現(xiàn)第2個平臺段來延緩構件的破壞。

圖3 不同沖擊高度下構件沖擊力時程曲線Fig.3 Time history curves of members under different impact heights

平臺段是沖擊過程中主要的耗能階段，觀察組合構件在相同的沖擊能量下，外管材質(zhì)從鋁合金到不銹鋼再到Q345鋼，平臺值越來越大，沖擊持續(xù)時間越來越短。其中，鋁合金組合構件在1 m高度作用下外管即發(fā)生破壞，相較于其他2種材質(zhì)起始高度為2.5m時沒有出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，鋁合金組合構件的整體抗沖擊性能較弱。結合圖3與表3中金屬材料力學性能參數(shù)，判斷普通鋼與不銹鋼的差異性與屈服強度有關。因為沖擊屬于瞬時荷載，變形與損傷在瞬間完成，但是不銹鋼組合構件一直承受到?jīng)_擊高度為4.5 m時依然沒有出現(xiàn)外觀損傷，良好的延伸率使其抗沖擊潛力巨大。從沖擊能量的角度，以構件外觀沒有出現(xiàn)明顯損傷為標準，判斷鋁合金、普通鋼及不銹鋼組合構件的承受極限分別為4.18 kJ以下、12.55～14.65 kJ之間以及18.83 kJ以上。

2.2.2 連續(xù)沖擊的沖擊力時程曲線

連續(xù)沖擊，即保證每次落錘質(zhì)量與高度皆不變，對構件進行多次沖擊。構件在實際工作中很小概率會因為1次大能量沖擊而受到嚴重破壞，絕大多數(shù)是遭受小能量的多次沖擊使得構件中損傷與裂紋不斷積累與擴展，小能量的多次沖擊也是判斷構件抗沖擊性能優(yōu)劣的形式之一。筆者對沖擊高度分別為2.5與3m的構件采取連續(xù)沖擊的形式，試驗加載次數(shù)根據(jù)構件破壞情況而定，加載至構件表面出現(xiàn)損傷或者產(chǎn)生嚴重變形使構件喪失承載能力[9]。連續(xù)沖擊構件實際加載次數(shù)見表4。

表4 連續(xù)沖擊構件實際加載次數(shù)Tab.4 The times of continuous impact members

圖4為連續(xù)沖擊構件在不同沖擊高度下采集到的沖擊力時程曲線，其中SS-2.5(3)和CS-3(1)由于采集異常導致數(shù)據(jù)缺失?？展軜嫾艿絾未螞_擊即發(fā)生嚴重變形，所以為保護沖擊儀器只對空管構件進行1次沖擊作用，構件編號中的數(shù)字代表該構件所承受的沖擊次數(shù)。連續(xù)沖擊構件曲線走勢同單次沖擊。另外，CS-2.5(2)的曲線截取的是2次沖擊過程，構件在經(jīng)歷大約0.02s沖擊作用后發(fā)生卸載，但是構件依然有較強的抗沖擊能力。相較于空管構件1次卸載即沖擊結束而言，組合構件由于內(nèi)部混凝土的存在對整體的抗沖擊能力有很大的提高。圖4(a)，(b)，(d)中組合構件多次沖擊以及空管構件單次沖擊得到的沖擊力時程曲線對比發(fā)現(xiàn)，組合構件遭受多次不變能量的沖擊，平臺段沖擊力仍然高于空管構件，說明外鋼管對核心混凝土起到了很好的包裹和約束作用。混凝土可以吸收大量沖擊能，從而降低外管受撞擊后的局部屈曲，而內(nèi)鋼管又有效地對混凝土進行支持，三者協(xié)同變形共同工作，使得組合構件抗連續(xù)沖擊的承載能力優(yōu)于空管構件。圖4(c)中CS-3構件在2次沖擊后平臺段沖擊力低于空管構件，此外不銹鋼組合構件在小能量作用下能夠承受的加載次數(shù)多于普通鋼組合構件，主要是由于不銹鋼相較于普通鋼具有更為優(yōu)越的延展性和強度，對核心混凝土起到了良好的約束作用，因此不銹鋼組合構件受到小能量多次沖擊作用表現(xiàn)的性能更加優(yōu)異。

圖4 連續(xù)沖擊構件沖擊力時程曲線Fig.4 Time history curves of members under continuous loads

2.3 跨中殘余變形分析

2.3.1 單次沖擊的跨中殘余變形

圖5為部分構件第1次沖擊的跨中殘余撓度(Δ0)與沖擊高度(H)的關系曲線。可以看出，同組構件的跨中殘余撓度隨著沖擊高度的增加而不斷增加，這與基本理論相符。圖5中鋁合金組合構件在1m高度沖擊作用時跨中殘余變形達到36.36 mm，相較于另外2種材料對于沖擊荷載的承受能力略差。表5為部分構件跨中殘余變形的具體數(shù)據(jù)，通過對比HSS，SS，HCS和CS這4組構件可以得出：2種外管材質(zhì)，由空管構件變?yōu)榻M合構件，普通鋼材質(zhì)效果更加顯著；針對相同截面形式的構件，外管材質(zhì)為普通鋼的構件跨中殘余變形更小。

圖5 單次沖擊的構件跨中殘余變形Fig.5 The residual deformation of members under single load

表5 構件跨中殘余變形Tab.5 The residual deformation of members in middle span

2.3.2 連續(xù)沖擊的跨中殘余變形

圖6為2.5和3 m條件下連續(xù)沖擊構件的跨中殘余變形數(shù)據(jù)，組合構件在每次沖擊過程中形成的殘余變形等于該次沖擊后構件的最終變形減去上次沖擊后構件的最終變形。SS-2.5，SS-3的試驗數(shù)據(jù)表明，不銹鋼組合構件在每次沖擊過程中所產(chǎn)生的殘余變形逐漸減小，因為內(nèi)部混凝土受到低能量作用時產(chǎn)生的損傷并不明顯，受到的沖擊作用反而壓實了混凝土內(nèi)部的微裂縫和微空洞，使得混凝土與內(nèi)外2層鋼管之間的結合更加緊密，提高了構件的整體抗彎能力。

圖6 連續(xù)沖擊的構件跨中殘余變形Fig.6 The residual deformation of members under continuous loads

3 有限元模擬

3.1 模型的建立

本研究中不銹鋼的本構模型采用Rasmussen全局應力-應變曲線，同時采用Cowper-Symonds本構模型來考慮沖擊荷載下材料應變強化的問題。本研究應變率較低，其計算公式如式(1)所示

(1)

鋁合金的本構關系采用Ramberg-Osgood模型，利用10n=f0.2表達式進行描述。因為落錘沖擊的應變率范圍對于鋁合金強度的提高影響不大，所以在鋁合金的本構中未考慮應變強化。普通鋼的本構模型采用韓林海[10]提出的5段式應力-應變關系曲線，并且也考慮了應變率強化效應，模型及相關參數(shù)取值同不銹鋼材料。

混凝土的本構采用動力分析中收斂性較好的塑性損傷模型，單軸應力-應變關系采用韓林海[10]提供的模型，該模型考慮了組合構件中外管對于混凝土的約束作用?；炷潦艿?jīng)_擊作用時同樣應變強化明顯，筆者僅考慮了受壓時強度的提高，如式(2)所示

(2)

與抗壓強度相對應的峰值壓應變采用式(3)進行計算

(3)

其中：εcd和εcs分別為混凝土在動力加載與靜力加載時的峰值應變。

筆者采用ABAQUS中Explicit模塊分析沖擊過程，為了保證計算速度與模型的收斂，內(nèi)、外管采用三維殼單元(S4R)，填充混凝土并固支支座，端板采用三維實體單元(C3D8R)，落錘在沖擊過程中變形很小，視作剛體，用剛體殼單元(R3D4)模擬。模型中存在的所有接觸面均采用通用接觸，即法線方向設為硬接觸，切線方向采用庫倫摩擦因數(shù)，其中外管外表面與落錘界面、不銹鋼內(nèi)表面與混凝土界面、鋁合金內(nèi)表面與混凝土界面、Q345鋼與混凝土界面、不銹鋼外表面與支座界面、Q345鋼外表面與支座界面、鋁合金外表面與支座界面庫倫摩擦因數(shù)[11-16]依次取為0，0.3，0.6，0.25，0.1，0.15和0.05，有限元模型如圖7所示。

圖7 有限元模型Fig.7 The finite element model

3.2 有限元模型驗證

為判斷模型的可靠性，筆者通過計算得到的沖擊力時程曲線、跨中殘余變形與單次沖擊構件試驗結果作對比。限于篇幅，僅給出部分構件的沖擊力時程曲線模擬與試驗對比。由圖8(a，b)可以看出，兩者曲線走勢基本一致，但是計算結果與試驗結果存在的偏差較大，這是由于沖擊過程中夾具與空管構件之間的空隙會逐漸變大，并且空管構件對于自身初始缺陷敏感性較大。圖8(c，d)為部分組合構件的沖擊力時程曲線模擬與試驗對比，總體上曲線變化趨勢是一致的，但試驗卸載開始時間相對于計算結果提前，這是因為模型中沒有考慮外管的開裂和混凝土的裂縫擴展問題。表6為組合構件的沖擊力峰值(Fs)、沖擊力平臺值(Fm)、沖擊持續(xù)時間(t)以及跨中殘余撓度(Δ0)試驗和模擬結果的比較，可以看出Fs,s/Fs,e的平均值和標準差分別為1.07和0.09，F(xiàn)m,s/Fm,e的平均值和標準差分別為1.00和0.06，ts/te的平均值和標準差分別為1.08和0.08，Δ0,s/Δ0,e的平均值和標準差分別為1.08和0.04?？梢姡傮w上模擬與試驗結果基本吻合。

表6 組合構件模擬結果與試驗結果比較Tab.6 The comparison of simulation and experimental impact results

圖8 沖擊力時程曲線對比圖Fig.8 The comparison of time-history curves of impact force

4 結 論

1) 中空夾層金屬管混凝土組合構件的抗沖擊能力要明顯優(yōu)于空管構件。

2) 鋁合金組合構件相較于普通鋼及不銹鋼組合構件，整體抗彎能力較差，在單次沖擊作用下鋁合金、普通鋼及不銹鋼組合構件的極限承受能量分別為4.18 kJ以下、12.55～14.65 kJ之間和18.83 kJ以上。

3) 連續(xù)沖擊作用下，不銹鋼組合構件承受加載的次數(shù)最多，對于抵抗小能量多次沖擊加載更有優(yōu)勢。

4) 利用有限元ABAQUS軟件建模得到的計算結果與試驗結果基本吻合。