張 茜， 王裕琳， 趙均海， 高 山

(1. 長(zhǎng)安大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 西安 710064； 2. 西安長(zhǎng)安大學(xué)工程設(shè)計(jì)研究院有限公司， 西安 710064；3. 西京學(xué)院 土木工程學(xué)院， 西安 710000； 4. 哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 哈爾濱 150090；5. 重慶大學(xué) 土木工程博士后流動(dòng)站， 重慶 400045)

鋼管混凝土(concrete-filled square steel,CFST)結(jié)構(gòu)具有承載力高、塑性好、抗震性能優(yōu)越等特點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于各類(lèi)土木工程結(jié)構(gòu)中。除了在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中所應(yīng)考慮的靜力荷載、風(fēng)荷載以及地震作用，作用時(shí)間極短、能量巨大的沖擊荷載同樣應(yīng)予以重視。沖擊荷載會(huì)引起結(jié)構(gòu)構(gòu)件的快速變形，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體倒塌。因此，鋼管混凝土構(gòu)件的抗側(cè)向沖擊性能顯得尤為重要，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了廣泛的研究，并得到了一些實(shí)用計(jì)算公式[1-5]。

由于鋼管混凝土結(jié)構(gòu)長(zhǎng)期暴露在自然環(huán)境中，鋼材的腐蝕幾乎是無(wú)法避免的，而局部腐蝕發(fā)生的概率遠(yuǎn)大于均勻腐蝕，尤其是在腐蝕液體的飛濺區(qū)或液面變動(dòng)區(qū)，極易產(chǎn)生穿透性狹長(zhǎng)腐蝕裂縫或孔洞[6]。因此，研究者們針對(duì)鋼管混凝土在局部腐蝕和均勻腐蝕下的短、長(zhǎng)期力學(xué)性能開(kāi)展了大量試驗(yàn)研究，并提出了相應(yīng)的性能預(yù)測(cè)公式[7-10]。

在實(shí)際的服役過(guò)程中，鋼管混凝土構(gòu)件所遭受的外力沖擊和局部腐蝕常常是同時(shí)發(fā)生的，并且局部腐蝕作用會(huì)對(duì)鋼管混凝土柱的抗沖擊性能帶來(lái)明顯的劣化，但目前尚未見(jiàn)局部腐蝕作用下鋼管混凝土構(gòu)件抗沖擊性能的相關(guān)研究和相應(yīng)的承載力計(jì)算方法。

為此，本文建立了方形高強(qiáng)鋼管混凝土(high-strength concrete-filled square steel,HSCFST)柱的側(cè)向沖擊模型，采用局部開(kāi)縫來(lái)模擬HSCFST柱的局部穿透腐蝕，探究沖擊髙度、沖擊面和腐蝕形態(tài)等參數(shù)對(duì)局部穿透腐蝕的HSCFST柱抗沖擊性能的影響，探索相應(yīng)的抗側(cè)向沖擊承載力計(jì)算方法，為鋼管混凝土結(jié)構(gòu)抗沖擊設(shè)計(jì)理論的完善提供基礎(chǔ)。

1 有限元模型建立與驗(yàn)證

1.1 模型設(shè)計(jì)

有限元模型尺寸采用文獻(xiàn)[11]試驗(yàn)中的試件尺寸，方鋼管混凝土構(gòu)件的截面邊長(zhǎng)D為180 mm，鋼管壁厚t=6 mm, 長(zhǎng)度L=1 700 mm，距離兩端250 mm處構(gòu)件底部設(shè)置簡(jiǎn)支約束，構(gòu)件凈跨度1 200 mm。鋼材選用S690高強(qiáng)鋼材，核心混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C100。落錘質(zhì)量m為500 kg，設(shè)計(jì)沖擊高度H分別為4 m，8 m，12 m。通過(guò)局部開(kāi)縫來(lái)模擬局部穿透腐蝕，開(kāi)縫寬度為8 mm，并在開(kāi)縫的端部采用半圓形過(guò)渡以避免應(yīng)力集中，同時(shí)設(shè)計(jì)不同的開(kāi)縫長(zhǎng)度(lc=0.5D，0.75D，D)、開(kāi)縫角度(θ=0°，45°，90°)、沖擊方向(正、背、側(cè)面)。具體的局部腐蝕參數(shù)和試件編號(hào)如表1和圖1所示。

(a) 試件尺寸

表1 試件基本參數(shù)

1.2 材料本構(gòu)

1.2.1 鋼 材

為了能較好預(yù)測(cè)S690鋼在不同應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，本文采用楊曉強(qiáng)研究中改進(jìn)的J-C模型(即M-J-C模型)，如式(1)所示。鋼材參數(shù)采用楊曉強(qiáng)研究中S690材性試驗(yàn)數(shù)據(jù)：密度為7 850 kg/m3，屈服強(qiáng)度為722 MPa，抗拉強(qiáng)度為758 MPa，彈性模量為196 GPa，泊松比為0.3，伸長(zhǎng)率15%。在ABAQUS軟件材料設(shè)置中，鋼材材料模型采用理想彈塑性模型。

(1)

1.2.2 混凝土

本文采用歐洲混凝土協(xié)會(huì)規(guī)范[12]中提供的經(jīng)驗(yàn)公式來(lái)計(jì)算混凝土抗壓和抗拉強(qiáng)度的動(dòng)力增大系數(shù)，如式(2)～式(3)所示，fcd/ftd分別為混凝土動(dòng)態(tài)抗壓/拉強(qiáng)度；fcs/fts分別為混凝土靜態(tài)抗壓/拉強(qiáng)度。

受壓

(2)

受拉

(3)

其中

核心混凝土的受壓材料本構(gòu)關(guān)系采用韓林海[13]給出的適用于ABAQUS軟件的強(qiáng)度30～120 MPa的高強(qiáng)混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，受拉材料本構(gòu)關(guān)系采用GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》附錄C.2中的混凝土受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系[14]。將經(jīng)式(2)、式(3)修正后的混凝土動(dòng)態(tài)抗壓/拉強(qiáng)度代入該材料本構(gòu)關(guān)系中即可獲得修正后的混凝土動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系。

同時(shí)采用ABAQUS軟件內(nèi)置的混凝土塑性損傷模型來(lái)描述混凝土的力學(xué)行為?；炷敛牧细鲄?shù)取自楊曉強(qiáng)的研究，混凝土強(qiáng)度為100 MPa,相應(yīng)的彈性模量為50.8 GPa，密度為2 450 kg/m3，泊松比為0.191；模型參數(shù)設(shè)置：流動(dòng)勢(shì)偏移量e=0.1，雙軸極限抗壓強(qiáng)度與單軸極限抗壓強(qiáng)度之比αf=1.16；拉伸子午面和壓縮子午面上的第二應(yīng)力不變量的比值Kc=0.666 7；黏性系數(shù)μ=0.5×10-3；膨脹角φ=30°；混凝土的受拉損傷因子dt和受壓損傷因子dc均按照文獻(xiàn)[15]中給出的方法并考慮高強(qiáng)混凝土本構(gòu)中的關(guān)鍵點(diǎn)特性進(jìn)行計(jì)算。

1.3 邊界條件及加載方式

有限元分析模型主要由方鋼管混凝土構(gòu)件、簡(jiǎn)化的落錘及支承組成，如圖2所示。沖擊位置于被沖擊試件跨中的正上方，約束落錘除沖擊方向(豎直向下)平動(dòng)以外的其他5個(gè)自由度。外鋼管與核心混凝土均采用實(shí)體單元C3D8R進(jìn)行模擬，忽略落錘與簡(jiǎn)支支承在沖擊過(guò)程中的變形，采用離散剛體單元R3D4來(lái)模擬。模型的網(wǎng)格尺寸為20 mm，在落錘沖擊位置300 mm范圍內(nèi)網(wǎng)格尺寸進(jìn)行局部加密處理，以提高模型計(jì)算的精度。對(duì)于鋼管與落錘、支座的鋼-鋼接觸面，其法線方向采用硬接觸，其切線方向設(shè)置為無(wú)摩擦；鋼管與混凝土之間的切向黏結(jié)力則采用庫(kù)倫摩擦模型來(lái)表征兩者的相對(duì)滑動(dòng)，相應(yīng)的摩擦因數(shù)取為0.6。

圖2 有限元模型

1.4 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證建模方法的正確性，利用課題組前期所開(kāi)展的方形高強(qiáng)CFST構(gòu)件落錘試驗(yàn)進(jìn)行了對(duì)比。選取試驗(yàn)中編號(hào)為HS7-1800的試件，其材料強(qiáng)度、試件尺寸、邊界條件均與本文建立的有限元模型相同，但加載用的落錘配重為424 kg，落錘下落高度為3 m。試件HS7-1800的撞擊力F和跨中變形U的時(shí)程曲線對(duì)比，如圖3所示?？梢钥吹接邢拊M的峰值撞擊力、最大跨中變形、平臺(tái)值的結(jié)果均與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合非常好，證明了有限元模型的可靠性。

圖3 有限元模型驗(yàn)證

2 局部穿透腐蝕HSCFST抗沖擊性能

2.1 破壞形態(tài)

2.1.1 未開(kāi)縫試件

本文中全部HSCFST試件均采用兩端簡(jiǎn)支支承，因此其在跨中側(cè)向沖擊荷載作用下主要表現(xiàn)為兩邊對(duì)稱(chēng)的整體彎曲破壞。塑性鉸區(qū)域全部集中在跨中的落錘沖擊區(qū)域，試件跨中表面與落錘接觸處出現(xiàn)了輕微的凹陷，兩側(cè)面和沖擊位置兩側(cè)由于落錘的擠壓作用出現(xiàn)了明顯的局部鼓曲現(xiàn)象，如圖4所示。

圖4 未開(kāi)縫HSCFST模型Model I-12破壞形態(tài)

2.1.2 水平開(kāi)縫模型

相比未開(kāi)縫模型，水平開(kāi)縫模型承受正面沖擊會(huì)減小裂縫寬度，落錘沖擊區(qū)域兩側(cè)的鼓曲幅度略有降低，模型兩側(cè)面的鼓曲幅度增大；由圖5可以看出，由于承受正面沖擊的水平開(kāi)縫模型發(fā)生了受彎變形，沖擊區(qū)域處的鋼管進(jìn)而產(chǎn)生壓縮變形，因此隨著沖擊能的增大，裂縫寬度在沖擊過(guò)程中出現(xiàn)逐漸縮小或者裂縫閉合的現(xiàn)象。而隨著沖擊能的提高，裂縫閉合的時(shí)間相比沖擊平臺(tái)段末端的時(shí)間相對(duì)提前。

圖5 水平開(kāi)縫HSCFST模型-正面沖擊(12 m)

承受背面沖擊會(huì)增大裂縫的寬度，落錘沖擊區(qū)域兩側(cè)的鼓曲幅度較低，模型兩側(cè)面僅在接近上頂面區(qū)域有略微鼓曲；隨著沖擊高度的增加，裂縫的寬度明顯增大，當(dāng)開(kāi)縫長(zhǎng)度和沖擊能較大時(shí)，隨著跨中撓度逐漸增大，裂縫兩端局部應(yīng)力過(guò)大鋼管出現(xiàn)屈服開(kāi)裂現(xiàn)象，破壞模式如圖6所示。

(a) RH-R-12

承受側(cè)面沖擊模型在落錘沖擊區(qū)域兩側(cè)和開(kāi)縫區(qū)域均有小幅度鼓曲，靠近沖擊面的裂縫寬度會(huì)縮小，遠(yuǎn)離沖擊面的裂縫寬度會(huì)增大，并且隨著開(kāi)縫長(zhǎng)度和沖擊能的增大，裂縫的變化幅度增大。當(dāng)開(kāi)縫長(zhǎng)度和沖擊能較大時(shí)，裂縫靠近底部一端出現(xiàn)局部應(yīng)力過(guò)大而鋼管屈服、開(kāi)裂，落錘沖擊區(qū)域兩側(cè)鼓曲幅度逐漸減小，破壞時(shí)整體裂縫呈現(xiàn)類(lèi)似“三角形”，如圖7所示。

(a) RH-S-12

2.1.3 斜向和豎向開(kāi)縫模型

在斜向和豎向開(kāi)縫的模型中，正面沖擊時(shí)跨中兩側(cè)面和沖擊位置兩側(cè)出現(xiàn)了明顯的局部鼓曲現(xiàn)象，鼓曲幅度比未開(kāi)縫模型略有增大。隨著開(kāi)縫長(zhǎng)度的增加，斜向開(kāi)縫模型在沖擊位置兩側(cè)的鼓曲幅度逐漸減小，兩側(cè)面的鼓曲幅度和鼓曲范圍都有所增大，裂縫寬度逐漸縮小但不閉合；豎向開(kāi)縫模型在沖擊位置兩側(cè)的鼓曲幅度逐漸增大，同時(shí)兩側(cè)面的鼓曲幅度和鼓曲范圍也有所增大，裂縫寬度基本保持不變，如圖8所示。

RO-F-12

背面沖擊時(shí)，斜向開(kāi)縫的模型在沖擊位置兩側(cè)的鼓曲幅度與未開(kāi)縫模型相差不大，跨中兩側(cè)面基本不會(huì)出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象，開(kāi)縫長(zhǎng)度的增加會(huì)影響裂縫寬度的增大和裂縫兩端鋼管的變形程度，并增大模型整體的彎曲程度；豎向開(kāi)縫模型在跨中兩側(cè)面和沖擊位置兩側(cè)的鼓曲幅度與未開(kāi)縫模型相差不大，開(kāi)縫長(zhǎng)度的增加會(huì)導(dǎo)致局部鼓曲的范圍擴(kuò)大，如圖9所示。

RO-R-12

側(cè)面沖擊時(shí)，斜向開(kāi)縫的模型在沖擊位置兩側(cè)和跨中兩側(cè)面的鼓曲幅度與未開(kāi)縫模型相比有所降低，開(kāi)縫長(zhǎng)度的增加會(huì)減小跨中兩側(cè)面和沖擊位置兩側(cè)的鼓曲幅度，增大跨中兩側(cè)面鼓曲面積；豎向開(kāi)縫的模型在沖擊位置兩側(cè)和跨中兩側(cè)面的鼓曲幅度與未開(kāi)縫模型相比提高較大，而開(kāi)縫長(zhǎng)度的增加會(huì)擴(kuò)大跨中兩側(cè)面的鼓曲面積，如圖10所示。

RO-S-12

2.2 沖擊力時(shí)程曲線

圖11以相同的沖擊能(m=500 kg,H=4 m)為例，分析沖擊面(F,R,S)、開(kāi)縫角度(H,O,V)以及開(kāi)縫長(zhǎng)度(0.5D,0.75D,1D)對(duì)沖擊力時(shí)程曲線的影響。從圖11(a)可以看出，承受正面/背面/側(cè)面沖擊的構(gòu)件沖擊持續(xù)時(shí)間增加幅度分別為14.5%,19.7%,9.2%；從圖11(b)可知，隨著開(kāi)縫角度的增大(H,O,V)，沖擊持續(xù)時(shí)間的增加幅度分別為14.5%,11.8%,6.6%，整體呈現(xiàn)下降趨勢(shì)；由圖11(c)可以看到開(kāi)縫長(zhǎng)度的增加會(huì)較大幅度延長(zhǎng)構(gòu)件的沖擊持續(xù)時(shí)間，開(kāi)縫長(zhǎng)度由0.5D增加至1D，沖擊持續(xù)時(shí)間增加幅度約15%～28%。

(a) 沖擊面的影響

2.3 沖擊力平臺(tái)值

采用文獻(xiàn)[16]中的峰后平均力方法作為沖擊力平臺(tái)值Fp來(lái)表示平臺(tái)階段的沖擊力值

(4)

式中：F(t)為沖擊力；t0和t2分別為沖擊力達(dá)到峰值的時(shí)刻和跨中位移達(dá)到峰值的時(shí)刻。

由圖12(a)可知，對(duì)于水平開(kāi)縫構(gòu)件，沖擊力平臺(tái)值隨著沖擊面(正面F、側(cè)面S、背面R)的改變總體呈下降趨勢(shì)，隨著沖擊能的提高，側(cè)面和背面沖擊的構(gòu)件沖擊平臺(tái)值逐漸降低，正面沖擊的構(gòu)件的沖擊平臺(tái)值略有提高且相對(duì)穩(wěn)定?？梢?jiàn)正面沖擊對(duì)沖擊平臺(tái)值的影響較小，背面和側(cè)面沖擊的構(gòu)件的沖擊平臺(tái)值的降低幅度較大，而開(kāi)縫長(zhǎng)度的增加主要影響平臺(tái)段振蕩幅度，同時(shí)對(duì)構(gòu)件沖擊平臺(tái)值的影響不明顯。相比未開(kāi)縫構(gòu)件，承受正/背/側(cè)面沖擊的構(gòu)件的沖擊平臺(tái)值降低幅度基本約在15%，51%和26%。總體而言，水平開(kāi)縫的構(gòu)件在承受正面沖擊荷載下，沖擊平臺(tái)值較穩(wěn)定，沖擊持續(xù)時(shí)間較短，表現(xiàn)出較好的抗沖擊性能。

由圖12(b)可知，相比未開(kāi)縫構(gòu)件，斜向開(kāi)縫構(gòu)件在承受正面沖擊的構(gòu)件沖擊平臺(tái)值變化幅度非常小，基本上接近未開(kāi)縫構(gòu)件的平臺(tái)值；承受背面沖擊的構(gòu)件沖擊平臺(tái)值降低幅度在沖擊高度4 m,8 m,12 m下分別為24%,43%,50%；承受側(cè)面沖擊的構(gòu)件沖擊平臺(tái)值降低幅度在沖擊高度4 m,8 m,12 m下分別為7%,16%,26%。總體而言，相比水平開(kāi)縫的構(gòu)件，開(kāi)縫長(zhǎng)度和沖擊能對(duì)斜向開(kāi)縫構(gòu)件的影響有所減小，而在沖擊面的影響中，承受正面沖擊的構(gòu)件仍表現(xiàn)出較好的抗沖擊性能。由圖12(c)可知，相比未開(kāi)縫構(gòu)件，豎向開(kāi)縫構(gòu)件沖擊力平臺(tái)值整體表現(xiàn)相對(duì)穩(wěn)定，平臺(tái)值變化幅度基本在3%～10%內(nèi)?？傮w而言，豎向開(kāi)縫構(gòu)件隨著開(kāi)縫長(zhǎng)度的改變，構(gòu)件沖擊性能基本沒(méi)有影響；僅承受背面沖擊的構(gòu)件對(duì)沖擊持續(xù)時(shí)間有影響，正面和側(cè)面則影響不大；沖擊能的增大僅對(duì)于背面沖擊的構(gòu)件有影響。相比水平和斜向開(kāi)縫的構(gòu)件，豎向開(kāi)縫構(gòu)件平臺(tái)值較穩(wěn)定，整體抗沖擊性能更好。

(a) 水平開(kāi)縫

2.4 跨中峰值位移

不同參數(shù)對(duì)跨中最大撓度值的影響，如圖13所示。隨著沖擊能的提高和開(kāi)縫長(zhǎng)度的增大，構(gòu)件的跨中最大撓度逐漸增大，而隨著開(kāi)縫角度的增大，構(gòu)件跨中最大撓度相比未開(kāi)縫構(gòu)件的變化幅度逐漸減小。3個(gè)沖擊面中，背面沖擊構(gòu)件跨中撓度最大，而正面沖擊構(gòu)件跨中撓度最小，且受開(kāi)縫長(zhǎng)度的影響較小。承受正面沖擊的豎向開(kāi)縫構(gòu)件的跨中撓度曲線總體表現(xiàn)明顯優(yōu)于側(cè)面和背面沖擊以及水平和斜向開(kāi)縫的構(gòu)件，并且豎向開(kāi)縫構(gòu)件的跨中撓度達(dá)到最大值后，構(gòu)件的反彈力度較大，表現(xiàn)出較好的抗沖擊穩(wěn)定性。

(a) 水平開(kāi)縫

2.5 能量吸收率

本文忽略了摩擦造成的能量損失，采用落錘自由落體運(yùn)動(dòng)的總重力勢(shì)能作為整個(gè)系統(tǒng)的沖擊能，即Ei=mgH。典型的沖擊力-跨中位移曲線，如圖14所示。將各個(gè)試件的沖擊力-跨中位移曲線所包絡(luò)的面積進(jìn)行數(shù)學(xué)積分計(jì)算，即可求得各試件由整體彎曲變形所吸收的能量值Eg。由此，可以得到整體變形的能量吸收率(energy absorption ratio，EAR)，即EAR=Eg/Ei。

圖14 典型沖擊力-跨中位移曲線(RH-F-4)

各因素(沖擊面、開(kāi)縫長(zhǎng)度、開(kāi)縫角度)對(duì)構(gòu)件EAR的影響，如圖15所示。由于存在可恢復(fù)彈性變形，因此曲線中存在“返回”現(xiàn)象，即彈性能部分，不計(jì)入在構(gòu)件吸收能量之內(nèi)?？傮w上，構(gòu)件的EAR一般與開(kāi)縫角度的增大成反比，與開(kāi)縫長(zhǎng)度的增大成正比。沖擊面影響中，正面沖擊構(gòu)件的能量吸收率最低，且基本低于未開(kāi)縫的構(gòu)件；背面沖擊構(gòu)件能量吸收率最高，但不穩(wěn)定，受開(kāi)縫角度和開(kāi)縫長(zhǎng)度的影響較大；而側(cè)面沖擊的構(gòu)件能量吸收率一般在背面沖擊構(gòu)件之下，在豎向開(kāi)縫時(shí)EAR略低于未開(kāi)縫構(gòu)件，但受開(kāi)縫角度和開(kāi)縫長(zhǎng)度的影響較小，整體吸收率保持在90%以上，整體來(lái)看，側(cè)面沖擊構(gòu)件能量吸收率相較正面和背面沖擊構(gòu)件表現(xiàn)更為穩(wěn)定。

(a) 落錘下落高度4 m

3 動(dòng)力抗彎承載力分析

3.1 動(dòng)力抗彎強(qiáng)度影響系數(shù)

為便于分析，定義構(gòu)件動(dòng)力抗彎強(qiáng)度影響系數(shù)Rd如式(5)所示。

式中：Md是構(gòu)件在沖擊荷載作用下的動(dòng)態(tài)塑性彎矩[17]；L為構(gòu)件有效長(zhǎng)度；Ep為塑性應(yīng)變能，由軟件直接輸出；U為跨中最終撓度，由撓度時(shí)程曲線獲得；Msu為構(gòu)件在靜力加載下的抗彎強(qiáng)度值；抗彎強(qiáng)度承載力計(jì)算系數(shù)γm=1.04+0.48ln(ξ+0.1)；約束效應(yīng)系數(shù)ξ=As·fy/Ac·fc；As，Ac分別為鋼管和混凝土的橫截面面積；構(gòu)件截面抗彎模量Wscm=B3/6，B為構(gòu)件截面邊長(zhǎng)，構(gòu)件軸壓強(qiáng)度承載力指標(biāo)fscy=(1.18+0.85ξ)fc。

由圖16(a)可知，在構(gòu)件不開(kāi)縫時(shí)，沖擊能的提高使Rd整體呈降低趨勢(shì)，表明構(gòu)件抗彎強(qiáng)度提高幅度在逐漸減小。當(dāng)沖擊高度由4 m增加至8 m，12 m時(shí)，塑性應(yīng)變能Ep分別增加13.1%，40.5%，跨中最終撓度則分別增加112.6%，267.4%?？梢?jiàn)構(gòu)件跨中最終撓度值基本上成倍數(shù)增漲，在材料的應(yīng)變率效應(yīng)帶來(lái)的強(qiáng)度提高差別不大的情況下，強(qiáng)度提高的相對(duì)值降低。圖16(b)～圖16(d)為不同影響因素下Rd的變化情況，總體上，減小開(kāi)縫角度、增大開(kāi)縫長(zhǎng)度均會(huì)降低構(gòu)件的Rd值。隨著沖擊高度的增加，背面沖擊構(gòu)件的整體變化幅度比正面和側(cè)面沖擊的構(gòu)件更為明顯，隨著開(kāi)縫角度的減小和開(kāi)縫長(zhǎng)度的增大，構(gòu)件動(dòng)力抗彎承載力下降幅度增大。在沖擊高度H=4 m時(shí)，承受側(cè)面沖擊的構(gòu)件在水平開(kāi)縫并且開(kāi)縫長(zhǎng)度最大的情況下Rd值降低幅度較大，但仍高出正面沖擊構(gòu)件約13%，高出背面沖擊構(gòu)件約78%，整體Rd仍高于其他兩種類(lèi)型；當(dāng)沖擊高度達(dá)到12 m時(shí)，承受正面沖擊的構(gòu)件隨著開(kāi)縫角度和長(zhǎng)度的變化，Rd最大降低幅度為9%；而承受背面和側(cè)面沖擊的構(gòu)件Rd值相比未開(kāi)縫構(gòu)件分別降低了62.1%和41.8%，表明承受側(cè)面沖擊的構(gòu)件表現(xiàn)出更為穩(wěn)定的動(dòng)力抗彎性能。

(a) 500-4/8/12

3.2 動(dòng)力抗彎強(qiáng)度實(shí)用計(jì)算方法

本文在大量算例的基礎(chǔ)上，選取模擬結(jié)果分析中影響動(dòng)力抗彎承載力影響系數(shù)的關(guān)鍵因素，包括開(kāi)縫長(zhǎng)度(lc)、開(kāi)縫角度(θ)、沖擊面(F,R,S)和沖擊能(Ei)。通過(guò)回歸分析得到了方鋼管混凝土構(gòu)件截面動(dòng)力抗彎承載力影響系數(shù)Rd的實(shí)用計(jì)算公式式(8)、式(9)

Rd=3.127 34·f(n)·f(Ei)·f(β)，θ=[0°,90°)

(8)

式中

f(n)=-1.186 62+3.080 75n-1.397 65n2，

f(Ei)=2.789 83-0.074 49Ei+6.196 59×

f(β)=2.235 06+0.496 47β-1.276 6β2，

Rd=1.898 7·f(lc)·f(Ei)·f(β)，θ=90°

(9)

其中

f(Ei)=1.226 17-0.033 08Ei+2.806 29×

f(β)=0.656 56+0.057 64β-0.072 9β2

式中：n為局部腐蝕后的鋼管橫截面積與未腐蝕鋼管橫截面積之比，腐蝕面積取其水平投影面積，n=(A-t·lc·cosθ)/A，A為未腐蝕鋼管橫截面積，t為鋼管壁厚；β為沖擊方位因子，是落錘沖擊方向與腐蝕面法線方向所形成的夾角，理論上其夾角范圍為0° ～180°，但基于本研究研究結(jié)果，歸一化后正面沖擊(0°)取β=0，側(cè)面沖擊(90°)取β=0.5，背面沖擊(180°)取β=1，其余角度仍有待研究。

各構(gòu)件利用有限元模擬與簡(jiǎn)化公式計(jì)算得到的動(dòng)力抗彎承載力影響系數(shù)Rd的比較結(jié)果，如圖17所示。兩者相對(duì)誤差基本在10%以內(nèi)，表明擬合公式的計(jì)算結(jié)果同有限元結(jié)果吻合較好。

(a) θ=0°～45°

4 結(jié) 論

本研究利用局部切口開(kāi)縫來(lái)模擬局部穿透腐蝕并建立了84個(gè)方形高強(qiáng)鋼管混凝土構(gòu)件的側(cè)向沖擊模型，分析了開(kāi)縫長(zhǎng)度、開(kāi)縫角度、沖擊面以及沖擊能等參數(shù)對(duì)構(gòu)件的局部與整體變形、沖擊力平臺(tái)值、跨中最大撓度、整體能量吸收以及跨中截面抗彎承載力等關(guān)鍵性能指標(biāo)的影響，得到如下結(jié)論：

(1) 開(kāi)縫角度和長(zhǎng)度的改變會(huì)對(duì)方形高強(qiáng)鋼管混凝土構(gòu)件受到橫向沖擊時(shí)的局部鼓曲幅度和范圍造成一定影響，構(gòu)件承受背面沖擊會(huì)加大裂縫寬度；水平開(kāi)縫構(gòu)件在正面沖擊下裂縫會(huì)出現(xiàn)閉合現(xiàn)象，隨著沖擊能的提高裂縫的閉合時(shí)間會(huì)提前；水平開(kāi)縫的側(cè)面沖擊構(gòu)件破壞時(shí)裂縫呈現(xiàn)“三角形”形態(tài)，底部裂縫寬度擴(kuò)大并且鋼管出現(xiàn)受拉破壞。

(2) 構(gòu)件跨中撓度一般與沖擊高度和開(kāi)縫長(zhǎng)度的增大成正比，與開(kāi)縫角度的增大成反比，并且構(gòu)件承受正面沖擊的跨中撓度要小于承受側(cè)面和背面沖擊構(gòu)件的跨中撓度。減小開(kāi)縫角度、增加開(kāi)縫長(zhǎng)度和增大沖擊能都會(huì)降低構(gòu)件的沖擊力平臺(tái)值，同時(shí)，構(gòu)件承受背面沖擊會(huì)加大沖擊力平臺(tái)值的降低幅度，增加沖擊持續(xù)時(shí)間，對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響。

(3) 構(gòu)件在承受沖擊過(guò)程中的沖擊能主要由整體彎曲變形來(lái)吸收，構(gòu)件的能量吸收率EAR一般與開(kāi)縫角度的增大成反比，與開(kāi)縫長(zhǎng)度的增大成正比。正面沖擊會(huì)降低構(gòu)件的能量吸收率，相比正面和背面沖擊的構(gòu)件，側(cè)面沖擊更有利，吸收率較穩(wěn)定并基本保持在90%以上。

(4) 構(gòu)件截面動(dòng)力抗彎承載力影響系數(shù)Rd一般與開(kāi)縫角度的增大成正比，與開(kāi)縫長(zhǎng)度的增加成反比?；趨?shù)分析結(jié)果，提出了局部穿透腐蝕作用下方形高強(qiáng)鋼管混凝土構(gòu)件截面動(dòng)力抗彎承載力影響系數(shù)Rd的實(shí)用計(jì)算公式。與有限元結(jié)果的對(duì)比表明，實(shí)用計(jì)算公式具有較好的計(jì)算精度。