格構(gòu)式鋼柱抗側(cè)向撞擊性能的試驗(yàn)研究

崔娟玲，郭昭勝，王 蕊

（1.太原理工大學(xué)藝術(shù)學(xué)院，太原 030024；2.太原理工大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，太原 030024）

格構(gòu)式鋼柱抗側(cè)向撞擊性能的試驗(yàn)研究

崔娟玲1，郭昭勝2，王 蕊2

（1.太原理工大學(xué)藝術(shù)學(xué)院，太原 030024；2.太原理工大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，太原 030024）

格構(gòu)式鋼柱常用于重型工業(yè)廠房的排架柱或高大的獨(dú)立支柱，此類構(gòu)件使用環(huán)境復(fù)雜性，極易遭遇側(cè)向撞擊荷載作用。為探明格構(gòu)式鋼柱的抗側(cè)向撞擊性能，利用DHR9401落錘式?jīng)_擊試驗(yàn)機(jī)完成了6根格構(gòu)式鋼柱側(cè)向撞擊試驗(yàn)。試驗(yàn)中利用動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀記錄了不同沖擊能作用下格構(gòu)式鋼柱的沖擊力時(shí)程曲線，并獲得了其殘余破壞形態(tài)和塑性變形量。結(jié)果表明：格構(gòu)式鋼柱在側(cè)向撞擊荷載的作用下表現(xiàn)出良好的延性性能和抗沖擊性能，其殘余變形主要包括整體側(cè)向彎曲變形和撞擊部位的局部屈曲變形；其殘余變形的變化與沖擊能的變化呈線性關(guān)系。

格構(gòu)式鋼柱；側(cè)向沖擊；沖擊能量；殘余變形

格構(gòu)式鋼柱常作為截面高度較大的壓彎構(gòu)件被用于重型工業(yè)廠房的框架柱或高大的獨(dú)立支柱。然而，由于工業(yè)建筑所處環(huán)境的復(fù)雜性，結(jié)構(gòu)柱類構(gòu)件在使用過程中可能遭受到各類非正常設(shè)計(jì)荷載，如廠區(qū)運(yùn)輸工具對柱子的意外碰撞、起重機(jī)起吊重物作業(yè)時(shí)對柱子的偶然撞擊等。由于格構(gòu)式鋼柱一般由若干肢件和綴板（材）組合焊接而成，一旦遭遇局部撞擊，必然引起截面各肢件內(nèi)的應(yīng)力重分布，其破壞機(jī)理相比實(shí)腹式結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜，損壞程度也將更為嚴(yán)重，極有可能造成巨大的生命財(cái)產(chǎn)損失。因此，對格構(gòu)式鋼柱受到側(cè)向沖擊荷載作用時(shí)的性能研究顯得十分重要，進(jìn)而對沖擊受損的格構(gòu)式鋼柱的殘余承載性能的研究也必將成為熱點(diǎn)。

目前，國內(nèi)外有關(guān)學(xué)者對鋼管混凝土梁柱、鋼筋混凝土梁柱、鋼－混凝土組合梁及鋼管節(jié)點(diǎn)等構(gòu)件在側(cè)向沖擊荷載作用下的動(dòng)力性能的研究已經(jīng)較為成熟［1－4］。另可見少數(shù)關(guān)于鋼梁在沖擊荷載作用下的動(dòng)力性能研究的報(bào)道。如Liu等［5－6］通過試驗(yàn)研究了鋼和鋁合金梁受到橫向沖擊荷載作用下的破壞和變形特征。試驗(yàn)中得出兩種破壞模式：拉伸撕裂破壞和剪切破壞，還發(fā)現(xiàn)在支撐點(diǎn)附近沖擊時(shí)梁的吸能能力增加，并考慮了材料應(yīng)變率的影響。Li等［7］對中碳鋼合金梁在沖擊荷載下的響應(yīng)和破壞進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得到了沖擊速度為30～110m／s時(shí)的響應(yīng)和破壞特征，并得到韌性拉伸斷裂失效到剪切帶失效的破壞模式過渡。魏薇等［8］對H型鋼在低溫下的沖擊韌性進(jìn)行了研究，主要從鋼材的生產(chǎn)工藝上分析加入某些元素對H型鋼沖擊韌性的影響?；綮o思等［9］對4根熱軋H型鋼梁進(jìn)行了落錘撞擊試驗(yàn)。崔娟玲等［10］完成了12根熱軋H型鋼在側(cè)向沖擊荷載作用下的沖擊試驗(yàn)，研究了沖擊能、沖擊物質(zhì)量、沖擊速度等參數(shù)對H型鋼構(gòu)件的動(dòng)力響應(yīng)的影響。而對于格構(gòu)式鋼柱在側(cè)向沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)尚未見相關(guān)報(bào)道。

本文采用太原理工大學(xué)自行研制的DHR9401落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)對6個(gè)兩端鉸接的格構(gòu)式鋼柱試件進(jìn)行了側(cè)向沖擊試驗(yàn)，側(cè)向沖擊荷載針對鋼柱的一個(gè)分肢作用，且暫不考慮鋼柱軸向力作用對鋼柱抗沖擊性能的影響，通過記錄沖擊力時(shí)程曲線、沖擊力值、柱中局部殘余變形和整體殘余變形量，研究了鋼柱在3種不同沖擊能量作用下的動(dòng)態(tài)抗沖擊力學(xué)性能。利用試驗(yàn)中沖擊受損的格構(gòu)式鋼柱試件，可以繼續(xù)開展鋼柱剩余承載性能的試驗(yàn)研究及分析工作。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

綜合考慮試驗(yàn)條件，本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了6個(gè)格構(gòu)式鋼柱試件，試件的尺寸規(guī)格完全相同，所用鋼材材質(zhì)均為Q235B，柱肢件規(guī)格為4L50×5，中間綴板采用80 mm×100 mm×5 mm，兩端綴板采用80 mm×150 mm×5 mm，鋼柱整體截面尺寸為180 mm×180 mm，鋼柱高度為1.44 m，上、下端板均采用20 mm厚方形鋼板，鋼板尺寸為220 mm×220 mm，上、下端板均與角鋼和綴板之間滿焊，角鋼和綴板之間亦為滿焊，端板上各設(shè)置4個(gè)螺栓孔（孔徑21.5 mm），便于與專用支座鉸接連接。試件的形式如圖1所示。

圖1 試件構(gòu)造示意圖Fig.1 details of specimen

本次試驗(yàn)采用鋼柱兩端鉸接的約束邊界條件，在相同邊界條件下考慮3個(gè)沖擊能量水平。試件試驗(yàn)參數(shù)如表1所示。試件編號(hào)中首字母的T表示試件，第二位數(shù)字為序號(hào)，從T－3到T－8共6個(gè)試件，每兩個(gè)試件為同一沖擊能量水平，表1中未出現(xiàn)試件T－1與T－2，該兩試件為完好對比試件，用作受側(cè)向沖擊后的鋼柱殘余豎向承載力試驗(yàn)研究，將另文報(bào)道。沖擊位置自上端板底邊算起，h為試件高度。

試驗(yàn)支座采用Q345－B鋼材制作，立板上設(shè)有4個(gè)螺栓孔，通過4個(gè)10.9級(jí)M20高強(qiáng)螺栓與試件端板相連，固定支座底板通過4個(gè)10.9級(jí)M30高強(qiáng)螺栓與試驗(yàn)剛性平臺(tái)錨固連接。

表1 試件參數(shù)表Tab.1 Parameters table of test specimen

試驗(yàn)前，按國家標(biāo)準(zhǔn)《金屬拉伸試驗(yàn)試樣》GB6937－86、《鋼材力學(xué)及工藝性能試驗(yàn)取樣規(guī)定》GB2975－82的有關(guān)規(guī)定，分別對角鋼和綴板各取兩個(gè)標(biāo)準(zhǔn)試樣，通過鋼材拉伸試驗(yàn)測定鋼材的力學(xué)性能指標(biāo)（見表2）。

表2 試件鋼材的基本力學(xué)性能參數(shù)Tab.2 Themechanical properties of steel

1.2 試驗(yàn)裝置與測試內(nèi)容

本試驗(yàn)采用太原理工大學(xué)自行研發(fā)的DHR9401落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)及試驗(yàn)裝置完成，該設(shè)備由試驗(yàn)機(jī)架、滑軌、卷揚(yáng)機(jī)、落錘、沖擊力傳感器、TDS420A數(shù)據(jù)存儲(chǔ)示波器組成等主要部分組成。落錘試驗(yàn)機(jī)最大有效落差達(dá)12.60 m，相應(yīng)的沖擊速度可達(dá)15.7 m／s，能夠滿足大范圍內(nèi)低速?zèng)_擊試驗(yàn)的要求。

本次試驗(yàn)沖擊物總重為203.9 kg，由落錘和沖擊頭以及沖擊力傳感器組成。沖擊頭由硬度為64 HRC的鉻15制成，重25.5 kg，沖擊頭為平頭，形狀及尺寸如圖2所示。本次試驗(yàn)采用的沖擊加能量主要對應(yīng)于低速?zèng)_擊，沖擊速度大體與廠區(qū)內(nèi)車輛低速行駛或吊車起吊重物的運(yùn)行速度相仿。（約10～15 km／h）。

圖2 沖擊頭形狀及幾何尺寸參數(shù)Fig.2 The shape and size of pounding head

圖3為試件現(xiàn)場安裝場景，鋼柱0.5 h高度處受沖擊點(diǎn)如圖4所示。試驗(yàn)時(shí)將落錘中心的落點(diǎn)位置選擇在格構(gòu)柱柱中的柱肢與綴板結(jié)合部位，且落在柱肢角鋼的形心線上，這樣可使沖擊能量經(jīng)由綴板較為直接地傳遞至下部柱肢，使構(gòu)件同時(shí)發(fā)生相對明顯的局部變形和整體撓曲變形，可為后續(xù)研究鋼柱殘余承載力提供技術(shù)條件。試驗(yàn)觀測內(nèi)容包括：①?zèng)_擊力時(shí)程曲線和沖擊力值；②試件受沖擊部位的局部殘余變形量；③試件中部的整體殘余變形量。

本文以沖擊試驗(yàn)前、后柱肢角鋼外邊緣的相對位置變化來考察試件的殘余變形情況。具體方法為：采用高度游標(biāo)卡尺分別量測試驗(yàn)前后各肢角鋼形心線上5個(gè)測點(diǎn)距離試驗(yàn)剛性平臺(tái)的高差值（單位為mm），將沖擊試驗(yàn)前后的兩次測量值作差，即得到鋼件殘余變形量，見圖4。

圖3 鋼柱兩端鉸接約束條件下的試件安裝實(shí)景Fig.3 The assembly diagram of test site of specimens

圖4 格構(gòu)式鋼柱沖擊點(diǎn)位置Fig.4 The impact point of latticed Steel column

圖5 殘余變形量測點(diǎn)位置Fig.5 Themeasure point of residual deformation

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試件的破壞形態(tài)及殘余變形量

圖6和圖7為6個(gè)格構(gòu)式鋼柱試件殘余變形形態(tài)，其中黃色箭頭給出了沖擊方向和位置?？芍獋?cè)向沖擊作用下，試件發(fā)生了局部屈曲失穩(wěn)變形和整體撓曲變形。格構(gòu)式鋼柱試件受到落錘的側(cè)向沖擊時(shí)，角鋼1在形心處直接受到落錘的劇烈撞擊，著力點(diǎn)處發(fā)生凹陷，部分動(dòng)能瞬間轉(zhuǎn)化為變形能，角鋼肢件吸收能量后傳向綴板，綴板受力后出現(xiàn)失穩(wěn)，表現(xiàn)內(nèi)向內(nèi)側(cè)失穩(wěn)或向外側(cè)失穩(wěn)，并伴有輕度剪切變形，產(chǎn)生嚴(yán)重的平面外鼓曲（屈曲）。大部分沖擊能量在這一過程中被耗散，但仍有一部分能量通過綴板傳遞至角鋼4，導(dǎo)致試件發(fā)生一定程度的整體撓曲變形。

圖6 側(cè)向沖擊后鋼柱變形模式正視圖（受沖擊正面）Fig.6 Front view of deformationmodes of specimens （impacted frontage）

圖7 側(cè)向沖擊后鋼柱變形模式側(cè)視圖（受沖擊側(cè)面）Fig.7 Side view of deformation modes of specimens （impacted side face）

圖8為鋼柱中間截面的變形示意圖。直接受到落錘沖擊的角鋼分肢，水平肢件的肢尖相對肢根向下凹陷，綴板跟隨豎向肢件或外凸，或內(nèi)凹，角鋼由原先的直角截面變?yōu)殁g角或銳角截面。外凸或內(nèi)凹現(xiàn)象有一定的隨機(jī)性圖9（a）～圖9（c）圖分別為沖擊高度為0.5 m、0.7 m、1.1 m時(shí)，構(gòu)件的局部屈曲破壞形態(tài)，可以看出，沖擊能量越高，肢件和綴板處出現(xiàn)的局部屈曲變形就越嚴(yán)重，經(jīng)測量各試件受沖擊面及側(cè)面的最大凹凸變形量如表3所示。

圖8 試件中截面殘余變形示意圖Fig.8 Sketch map of residual deformation on specimensmiddle Section

圖9 試件局部殘余變形Fig.9 Local residual deformation of specimens

表3給出了沖擊試驗(yàn)前后各肢件形心線中間測點(diǎn)下?lián)狭浚ㄏ鄬υ囼?yàn)剛性平臺(tái)而言）?？芍嗤瑳_擊能量作用下的兩個(gè)試件的測點(diǎn)下?lián)铣潭然鞠喈?dāng)；沖擊能量越大，測點(diǎn)下?lián)狭烤驮酱?。以?數(shù)據(jù)為例：1 000J對應(yīng)的測點(diǎn)平均下?lián)现禐?0.08 mm，1 400J對應(yīng)的測點(diǎn)平均下?lián)现禐?3.67 mm，2 200J對應(yīng)的測點(diǎn)平均下?lián)现禐?4 mm，基本呈線性增長。

格構(gòu)柱的四個(gè)肢件中，直接受到?jīng)_擊的肢1的下?lián)现底畲?，其下部的?的下?lián)现荡沃s為肢1的45%，另外兩肢的數(shù)據(jù)則相對很小，絕對值在0.28～2.06 mm之間，且個(gè)別測點(diǎn)為上拱情況。這表明由于沖擊點(diǎn)偏離構(gòu)件截面形心線75.4 mm（見圖4），造成構(gòu)件在沖擊荷載作用下出現(xiàn)了輕微的截面扭曲現(xiàn)象，四個(gè)分肢在抵抗沖擊作用時(shí)發(fā)揮的作用大小不同。

試件T－5和T－8的沖擊能量最小，二者受撞擊處局部最大凹陷量分別為11.5 mm和11.5 mm。試件T－3和T－6的沖擊能量稍大，二者受撞擊處局部最大凹陷量分別為15.5mm和16.5mm。試件T－4和T－7的沖擊能量最大，二者受撞擊處局部最大凹陷量分別為27.5 mm和25.5 mm?？煽闯鼍植堪枷葑冃瘟侩S沖擊能量的增大在增加，且同樣能量大小作用下的兩個(gè)試件的凹陷變形量基本相當(dāng)，說明試驗(yàn)具有較好的重復(fù)性。

表3 中間測點(diǎn)下?lián)狭縏ab.3 M easuring deflection under intermediate point

圖10給出了T－3、T－5、T－7肢件1形心上各測點(diǎn)在受到?jīng)_擊后的相對變形量，可知三種沖擊能量作用下，沖擊能量越大，相對變形量越大。試件均為跨中受沖擊部位下?lián)狭孔畲?，兩端受到支座的約束，變形值接近于0，不同能量下試件上測點(diǎn)2和測點(diǎn)4的下?lián)狭肯嗖钶^小，表明構(gòu)件的變形損傷分布在一定長度范圍內(nèi)。

圖10 肢件1上測點(diǎn)的相對變形量Fig.10 The relative deformation ofmeasuring points on limb

綜上所述，沖擊高度對試件的殘余變形影響很大，沖擊高度越高，沖擊能量越大，試件的局部殘余變形和整體殘余變形就越大，并伴有輕微的截面扭曲現(xiàn)象，沖擊能量和變形的關(guān)系基本呈線性。應(yīng)注意到，同樣能量下的試件變形數(shù)據(jù)存在差異，究其原因，包括測量誤差、落錘的實(shí)際沖擊位置不嚴(yán)格落在標(biāo)記的中心線上，試件本身的材質(zhì)不均勻和試件本身的加工制作誤差等。

2.2 沖擊力時(shí)程曲線

圖給出了沖擊試驗(yàn)獲得的試件沖擊力時(shí)程曲線。各試件的沖擊力時(shí)程曲線沿時(shí)間軸基本上都表現(xiàn)為5個(gè)階段，即：第一峰值段、第一下降段、峰值段、平臺(tái)段、下降段，具有較明顯的特征，但在不同沖擊能量的作用下，曲線在各階段表現(xiàn)出不同的特點(diǎn)。

第一峰值段：在開始階段，落錘與試件突然接觸，二者之間的接觸力瞬間上升并達(dá)到?jīng)_擊力峰值，這一點(diǎn)對于不同沖擊能量作用下的試件都是一致的。

第一下降段：各試件受到落錘的沖擊后，被沖擊區(qū)瞬間發(fā)生塑性擠壓變形，這一點(diǎn)可從肢件1著力點(diǎn)處的沖擊壓痕看出，該集中受力區(qū)域的金屬材料在極短的時(shí)間內(nèi)屈服－強(qiáng)化－流塑，剛度下降，消耗了一小部分動(dòng)能，落錘沖擊力最低衰減為第一次峰值的約25%～35%。該階段的時(shí)間很短，約1.0～2.0ms

第二峰值段：在前一階段的局部金屬受沖壓變形后，此時(shí)還有大部分的動(dòng)能未被耗散，試件以肢件和綴板的局部屈曲變形和整體撓曲變形來耗散這部分能量，在此過程中出現(xiàn)了第二次峰值。兩次峰值大小相近，但對沖擊能量小的試件，該峰值略高于第一次峰值，如試件T－5、T－8，對沖擊能量大的試件，該峰值略低于第一次峰值，如試件T－4、T－7，

平臺(tái)段與下降段：經(jīng)歷過第二次峰值后，肢件及綴板發(fā)生大變形消耗沖擊能量的同時(shí)，落錘與試件速度逐漸降低，沖擊力經(jīng)歷短暫的平臺(tái)值后持續(xù)降低，這與試件發(fā)生嚴(yán)重的屈曲變形有關(guān)。對沖擊能量小的試件，平臺(tái)段不很明顯，如試件T－5、T－8，對沖擊能量大的試件，平臺(tái)段相對明顯，如試件T－4、T－7?？傮w大約經(jīng)過15～25 ms，沖擊力進(jìn)入卸載階段，最后落錘與試件的速度降低直到靜止，沖擊力最終下降到零點(diǎn)，完成整個(gè)沖擊過程。

本文沖擊力時(shí)程曲線的變化規(guī)律與Fujikake等［11］試驗(yàn)得的曲線變化規(guī)律基本一致，證明了本試驗(yàn)的有效性。

表4 試件的沖擊力測量結(jié)果Tab.4 Themeasured results of specimens

表4給出了試件在不同沖擊能量下的試驗(yàn)結(jié)果。在側(cè)向沖擊下，沖擊高度對沖擊力峰值有直接影響，沖擊高度越大，沖擊力峰值越大，各試件的沖擊力峰值有一定的差異，但差異不很明顯。試件的沖擊時(shí)間最小為16.67 ms，最大為23.51 ms，沖擊時(shí)間的總體趨勢是隨著沖擊高度的升高逐漸延長，同一沖擊高度的沖擊時(shí)間相差并不大。由于6個(gè)格構(gòu)式鋼柱試件的幾何參數(shù)、構(gòu)造形式及約束邊界一致，故其沖擊力平臺(tái)值變化不大，穩(wěn)定在52.44～57.18 kN之間。

圖11 試件在側(cè)向沖擊下的沖擊力時(shí)程曲線Fig.11 The time history curves of impact force for specimens

2.3 側(cè)向沖擊作用下格構(gòu)柱抗沖擊性能初步分析

由表4試驗(yàn)結(jié)果可知，不同沖擊能量作用下，相同邊界條件下的試件具有較穩(wěn)定的沖擊力平臺(tái)值，沖擊力峰值變化幅度也不大，由此可知：一旦當(dāng)各個(gè)試件的截面、長度、受約束情況均確定時(shí)，試件抵抗沖擊荷載的能力并不因沖擊能量的不同而改變。根據(jù)構(gòu)件變形損傷可知，沖擊能量主要由肢件1和肢件4及兩肢件之間的豎向綴板的變形消耗。將鋼柱視為兩端鉸接的簡支梁，并分別將沖擊力平臺(tái)值的平均值54.27 kN和沖擊力峰值的平均值94.96 kN作為跨中集中荷載按靜載形式加到格構(gòu)式試件上時(shí)，可分別求得靜載作用下截面邊緣的應(yīng)力為298.3 MPa和521.9 MPa。此計(jì)算用到的截面慣性矩I取肢件1和肢件4及兩肢件之間的豎向綴板的組合截面繞中軸的慣性矩?？芍獩_擊力平臺(tái)值對應(yīng)的截面邊緣應(yīng)力298.3 MPa約等于表2中的鋼材屈服強(qiáng)度試驗(yàn)值，而沖擊力峰值對應(yīng)的截面邊緣應(yīng)力521.9 MPa已明顯超過表2中的鋼材抗拉（壓）強(qiáng)度試驗(yàn)值，這就說明了本次試驗(yàn)所采用的沖擊能量下，受沖擊部位的構(gòu)件鋼材出現(xiàn)屈服、流塑，局部材料瞬間強(qiáng)化，并達(dá)到極限抗拉（壓）強(qiáng)度，表現(xiàn)為沖擊點(diǎn)處的局部變形和整體彎曲變形的耦合。因此，對于沖擊荷載作用下的鋼柱試件，由于所施加的沖擊能量和沖擊速度不同，需要各自以不同的沖擊作用響應(yīng)來保持平衡狀態(tài)，從而避免發(fā)生破壞，鋼柱雖經(jīng)歷了很大的變形，但焊縫和肢（板）件均保持完好，未發(fā)生撕裂破壞，試件端部保持完好且未產(chǎn)生明顯局部變形。在本文試驗(yàn)參數(shù)范圍內(nèi)，格構(gòu)式鋼柱均表現(xiàn)出良好的抗沖擊性能。

3 殘余變形與沖擊能量的關(guān)系

圖12給出了試件受沖擊肢的局部殘余變形（局部凹陷量）與整體殘余變形（整體下?lián)狭浚┡c沖擊能量的相關(guān)關(guān)系直方圖，局部凹陷量和整體下?lián)狭咳⊥粵_擊能量下兩個(gè)試件的試驗(yàn)平均值?？梢钥闯?，鋼柱殘余變形均隨著沖擊能量的增大而增大，且基本呈線性增大規(guī)律。

圖12 殘余變形與沖擊能的關(guān)系Fig.12 The relationship between residual deformation and impact energy

4 結(jié) 論

本文進(jìn)行了6根兩端鉸接格構(gòu)式鋼柱試件，在3種不同沖擊能作用下的側(cè)向撞擊試驗(yàn)，在本文研究的參數(shù)范圍內(nèi)得到了以下一些結(jié)論：

（1）在側(cè)向撞擊荷載作用下，格構(gòu)式鋼柱試件除了產(chǎn)生明顯的局部殘余變形，還產(chǎn)生了一定量整體側(cè)向彎曲殘余變形；受撞擊區(qū)域的角鋼水平肢件出現(xiàn)了嚴(yán)重的局部凹陷（屈曲），豎向肢件也發(fā)生了嚴(yán)重的局部凹陷或凸出，部分沖擊能量在沖擊區(qū)域附近被耗散，部分沖擊能量以試件整體變形被耗散。格構(gòu)式鋼柱試件表現(xiàn)出較好的延性和抗撞性能，沒有出現(xiàn)焊口處的脆斷現(xiàn)象。

（2）格構(gòu)式鋼柱試件具有較穩(wěn)定的沖擊力平臺(tái)值，沖擊能的變化對其平臺(tái)值的影響較小。但沖擊力峰值與沖擊的時(shí)間隨著沖擊能量的增大而增加。

（3）本試驗(yàn)工況下，沖擊能對構(gòu)件殘余變形影響顯著。其局部殘余變形和整體彎曲殘余變形均隨著沖擊能量增大，且成線性關(guān)系。

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Tests for dynam ic behavior of a latticed steel column under lateral im pacts

CUIJuan-ling1，GUO Zhao-sheng2，WANGRui2
（1.College of Arts，Tai Yuan University of Technology，Tai Yuan 030024，China；2.College of Architecture and Civil Engineering，Tai Yuan University of Technology，Tai Yuan 030024，China）

Lattice steel column is commonly used in tall detached columns or bent frame columns of heavy industrial workshop building，it is easy to bear lateral impacts under complex environments.In order to study the performance of a latticed steel column's anti-lateral impact，six latticed steel column specimens were tested under lateral impact with a DHR9401-Drop-Weight-Impact-Tester.Their impact force time-histories and residual deformations were recorded during test courses.With the test data，the dynamic behaviors of the steel columnswere analyzed and discussed.The results showed that the latticed steel columns have good anti-impact ability and ductility under lateral impacts；their residual deformations include the overall lateral bending deformation and the local buckling deformation at the impacted position；the variation of their residual deformationswith impact energy reveals a linear relation.

latticed steel column；lateral impact；impact energy；residual deformation

TU392.1；V216.5+5

A

10.13465／j.cnki.jvs.2015.21.023

太原理工大學(xué)2013年校青年基金（2013Z038）；國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51408395）

2015－02－06 修改稿收到日期：2015－05－06

崔娟玲女，碩士，講師，1978年生

王蕊女，副教授，1979年生