鋼管RPC抗沖擊壓縮特性及極限強度確定方法

陳萬祥， 郭志昆， 姜 猛， 閆鳳國， 梁文光

(解放軍理工大學(xué) 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點實驗室， 南京 210007)

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鋼管RPC抗沖擊壓縮特性及極限強度確定方法

陳萬祥， 郭志昆， 姜 猛， 閆鳳國， 梁文光

(解放軍理工大學(xué) 爆炸沖擊防災(zāi)減災(zāi)國家重點實驗室， 南京 210007)

采用?74 mm分離式霍普金森壓桿(Split Hopkinson Pressure Bar，SHPB)試驗裝置，分別對20塊鋼管活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete-Filled Steel Tube，鋼管RPC)和20塊RPC試件進行了不同加載速率的沖擊壓縮試驗，得到了不同應(yīng)變率下的動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線、峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變，分析了試件的破壞特征。在鋼管混凝土靜態(tài)軸向極限承載力計算公式基礎(chǔ)上引入應(yīng)變率效應(yīng)，得到鋼管RPC極限強度確定方法。結(jié)果表明：鋼管RPC和RPC的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變均隨平均應(yīng)變率增大而增大。沖擊荷載作用下，鋼管RPC比RPC具有更高的強度，更好的延性和完整性，是一種良好的抗沖擊防護工程材料。鋼管壁厚對鋼管RPC動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系有明顯影響，一定沖擊速度下壁厚較薄的鋼管RPC出現(xiàn)了明顯的屈服平臺和應(yīng)力強化現(xiàn)象，峰值應(yīng)變也顯著增大。鋼管RPC極限強度理論計算結(jié)果與試驗結(jié)果存在一定的相對誤差，但隨著響應(yīng)應(yīng)變率增大相對誤差逐漸減小。

霍普金森壓桿；沖擊荷載；鋼管RPC；應(yīng)力-應(yīng)變曲線；動態(tài)行為

鋼管混凝土(Concrete-Filled Steel Tube，CFST)可以充分發(fā)揮鋼管的約束效應(yīng)和核心混凝土的抗屈曲作用，因而具有較高的承載力、良好的韌性和延性，被廣泛用作抗震結(jié)構(gòu)、抗爆結(jié)構(gòu)以及高聳、大跨度結(jié)構(gòu)的承重構(gòu)件[1]。近年來，為了滿足防護工程抗沖擊爆炸作用的需要，將100 MPa以上的活性粉末混凝土灌入鋼管中組成鋼管活性粉末混凝土組合結(jié)構(gòu)(Reactive Powder Concrete-Filled Steel Tube，鋼管RPC)。試驗研究表明[2-3]，鋼管RPC具有傳統(tǒng)鋼管混凝土無法比擬的承載力和抗沖擊性能，具有極為廣闊的應(yīng)用前景。

鋼管RPC主要用作承重構(gòu)件，因而研究其軸向動態(tài)強度及應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)特征對鋼管RPC構(gòu)件抗沖擊爆炸設(shè)計和安全性評估具有重要意義。目前，鋼管RPC的基本性能與應(yīng)用研究主要集中于靜力性能方面，動態(tài)力學(xué)性能的試驗和理論研究并不多。TIAN等[3]利用霍普金森壓桿裝置(Split Hopkinson Pressure Bar，SHPB)對核心RPC抗壓強度為125.5 MPa的鋼管RPC進行了抗沖擊壓縮特性試驗，給出了鋼管和核心RPC對鋼管RPC承載力的貢獻(xiàn)值，結(jié)果發(fā)現(xiàn)兩者強度貢獻(xiàn)比值為0.25≤EsAs/EcAc≤7.2，鋼管RPC動態(tài)承載力是靜態(tài)承載力的1.75倍左右。XIAO等[4]進行了鋼管混凝土與約束鋼管混凝土的SHPB和高速輕氣炮沖擊試驗。馮建文[5]采用?74 mm直錐變截面分離式霍普金森壓桿對?63×31 mm、壁厚3.5 mm的鋼管RPC和C60混凝土進行了沖擊試驗，表明鋼管約束可以改善RPC的抗沖擊性能。單建華[6]對?50×25 mm、壁厚1 mm的CFST試件和混凝土試件進行一次和多次沖擊試驗，結(jié)果表明在沖擊荷載下，鋼管能很好地約束混凝土發(fā)生橫向變形，使原來的脆性破壞變?yōu)檠有云茐?，同時混凝土能有效阻止鋼管的屈曲，提高了CFST抗沖擊能力；CFST在承受多次沖擊荷載下仍能保持其完整性。李珠等[7]對16根CFST短柱進行了軸向沖擊試驗研究。鄭秋[8]進行了CFST落錘沖擊試驗研究。HUO等[9]利用SHPB裝置對400℃下鋼管混凝土的沖擊性能進行了試驗研究，表明高溫下CFST仍具有良好的抗沖擊能力和延性。

1 試驗概況

1.1 RPC配合比及力學(xué)參數(shù)

試驗按照表1中配合比共制作了6塊150 mm×150 mm×150 mm的RPC立方塊，標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護28天。同時采用壁厚4 mm的鋼管制作3個標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件，按照文獻(xiàn)[10-11]方法分別對RPC和鋼材進行標(biāo)準(zhǔn)材性試驗。如表2所示，試驗測得RPC試塊28天的抗壓強度為110 MPa，壁厚4 mm 鋼材的屈服強度和極限強度分別為345 MPa和370 MPa。

表1 活性粉末混凝土配合比

表2 鋼管和RPC性能參數(shù)

1.2 試驗裝置

沖擊壓縮試驗在中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)自制的?74 mm SHPB裝置上進行(如圖1)。壓桿和子彈的材料均為高強度彈簧鋼，子彈、入射桿和透射桿直徑為74 mm，所用子彈長度為400 mm，入射桿總長3 500 mm，透射桿總長2 000 mm。

圖1 試驗裝置示意圖Fig.1 SHPB test set-up

試驗制作了20塊?70×35 mm(總直徑70 mm，長度35 mm)的RPC試件和20塊?70×35 mm(總直徑70 mm，鋼管壁厚4 mm，核心RPC直徑62 mm，長度35 mm)的鋼管RPC試件(為了便于試驗結(jié)果對比分析，其中一組試件鋼管壁厚2 mm，核心RPC直徑62 mm，長度35 mm)，標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護28天后進行SHPB試驗。由于鋼管普通混凝土的套箍系數(shù)0.4<ξ<1時，工作分彈性、彈塑性和塑性三個階段，可充分體現(xiàn)鋼管對CFST受力全過程的約束作用[12]，且鋼管的約束效果隨核心混凝土強度提高而減弱[13]，因而試驗采用比鋼管普通混凝土壁厚更大的鋼管(ξ=0.72)。試驗的試件長徑比L/D=0.5≤3(其中L為試件長度，D為試件直徑)，因而SHPB試驗中的試件端部摩擦效應(yīng)和失穩(wěn)現(xiàn)象可以忽略不計[14]。試驗前，試件在磨床上進行精磨，確保不平整度≤0.02 mm。圖2為試驗中應(yīng)變片采集到的典型電壓信號時程曲線?？梢钥闯?，反射波有一明顯的平臺段，占整個有效加載的50%左右，說明試件在整個加載過程中近似均勻受力。

圖2 電壓信號波形曲線Fig.2 Curves of voltage signal

試驗過程中，通過調(diào)整發(fā)射氣壓獲得沖擊桿的預(yù)定加載速率。試件在不同加載速率下將發(fā)生相應(yīng)不同應(yīng)變率的動態(tài)響應(yīng)?；谝痪S彈性應(yīng)力波理論和試件端面的應(yīng)力平衡、位移連續(xù)性條件，可計算得試件的應(yīng)力、應(yīng)變和應(yīng)變率[15-16]。試件的響應(yīng)應(yīng)變率是一個隨時間變化過程，我們通常用平均應(yīng)變率來表征。平均應(yīng)變率取應(yīng)變率時程曲線上升段拐點至曲線下降段與上升段拐點值相同的點這一段應(yīng)變率的平均值，即如圖3所示曲線A-B段的平均值。

圖3 平均應(yīng)變率取值Fig.3 Determination of average strain rate

1.3 試驗結(jié)果與分析

在MTS機上測得RPC標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊的靜態(tài)抗壓強度為110 MPa，鋼管RPC的靜態(tài)抗壓強度為170 MPa(參考文獻(xiàn)[3]算得的靜態(tài)極限強度)。

利用中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)的?74 mm SHPB試驗裝置對 A(A1～A4)、B(B1～B4)、C(C1～C4)、D(D1～D4)、E(E1～E4)5組 20塊鋼管RPC試件和F(F1～F4)、G(G1～G4)、H(H1～H4)、I(I1～I(xiàn)4)、J(J1～J4)5組20塊RPC試件進行了沖擊壓縮試驗。每組試驗的發(fā)射氣壓相同，取每組4次試驗結(jié)果的平均值作為代表值，結(jié)果見表3、表4和圖4～圖7。圖8、圖9分別為兩種試件沖擊后的破壞形態(tài)。

表3 鋼管RPC沖擊試驗結(jié)果

注：E組試件的鋼管壁厚為ts=2 mm，A～B組試件的鋼管壁厚均為ts=4 mm。

表4 RPC沖擊試驗結(jié)果

圖4 鋼管RPC和RPC峰值應(yīng)力-沖擊速度關(guān)系Fig.4 Peak stress-impact velocity curves for RPC-filled steel tube and RPC under impact loading

圖5 鋼管RPC動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.5 Stress-strain curves for RPC-filled steel tube under impact loading

圖6 RPC動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.6 Stress-strain curves for RPC under impact loading

圖7 不同壁厚鋼管RPC動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.7 Stress-strain curves for RPC-filled steel tube with different thickness of steel tube

圖8 不同沖擊速度的鋼管RPC破壞形態(tài)Fig.8 Failure modes of RPC-filled steel tube under different impact loading

圖9 不同沖擊速度的RPC破壞形態(tài)Fig.9 Failure modes for RPC under different impact loading

試驗結(jié)果表明，沖擊荷載作用下鋼管RPC比RPC具有更高的強度，更好的延性和完整性，破壞模式由RPC的脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檠有云茐?，說明鋼管RPC具有良好的抗沖擊性能。由表3、表4和圖4可知，鋼管RPC和RPC的峰值應(yīng)力隨加載速率(平均應(yīng)變率)的增大而非線性增大，均具有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。由表3、表4及圖5、圖6可以看出，沖擊荷載作用下鋼管RPC和RPC的彈性段和塑性段均有所延長，但鋼管RPC應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段保持較“豐滿”的上凸型，而RPC應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)出上凹型，說明鋼管RPC具有較好的能力吸收能力和變形性能。同時，軸壓剛度也出現(xiàn)隨加載速率增大而明顯增大的現(xiàn)象。沖擊速度小于16 m/s時，鋼管RPC的峰值應(yīng)力比RPC高15.0%～20.0%，峰值應(yīng)變比RPC高25.0%～31.6%。對比圖5和圖6可以看出，鋼管RPC的彈性段和塑性段均比RPC有所延長，且隨著加載速率的提高，鋼管RPC經(jīng)歷明顯的屈服平臺后出現(xiàn)稍明顯的強化效應(yīng)，保持較高的殘余強度，這種現(xiàn)象與鋼管普通混凝土抗沖擊壓縮特性相類似[17]。說明沖擊荷載作用下，核心RPC發(fā)生橫向膨脹并對鋼管產(chǎn)生擠壓作用，RPC芯柱受到鋼管的約束而處于三向受壓狀態(tài)，裂縫開展受到限制，因而具有較高的極限強度和良好的延性。如圖8、圖9所示，在速度小于18 m/s的沖擊荷載作用下，鋼管RPC沒有出現(xiàn)破碎現(xiàn)象，保持了較好的完整性，表現(xiàn)出良好的變形能力，而RPC在沖擊速度大于10 m/s時，裂縫貫穿整個試件，直至破碎，表現(xiàn)為明顯的脆性破壞。在沖擊速度小于16 m/s時，鋼管RPC外觀沒有明顯的變化，在沖擊速度大于18 m/s時，試件表面出現(xiàn)微裂紋，但鋼管仍能較好地約束核心RPC，整個試件未出現(xiàn)破碎現(xiàn)象；而在沖擊速度為7 m/s時，RPC表面已出現(xiàn)明顯的裂紋，當(dāng)沖擊速度提高到10～12 m/s時裂紋進一步發(fā)展，貫通整個試件，試件裂成幾塊碎塊，當(dāng)沖擊速度大于14 m/s時，RPC試件破壞至粉碎。由表3中的C組和E組以及圖7可以看出，鋼管壁厚對鋼管RPC的峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變、響應(yīng)應(yīng)變率和動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系均有較明顯的影響。在同一沖擊速度下，壁厚4 mm的鋼管RPC峰值應(yīng)變比壁厚2 mm的鋼管RPC高出11%，但峰值應(yīng)變卻減小了32%，同時響應(yīng)應(yīng)變率也明顯減小。兩種壁厚的鋼管RPC在沖擊荷載作用下均出現(xiàn)不同程度的強化效應(yīng)，但是壁厚4 mm的鋼管RPC彈性段明顯比壁厚2 mm的鋼管RPC延長，說明壁厚2 mm的鋼管RPC出現(xiàn)了明顯的屈服現(xiàn)象，鋼管與核心RPC相互作用對組合強度和變形能力的貢獻(xiàn)得以充分體現(xiàn)，而壁厚4 mm的鋼管RPC由于鋼管尚未出現(xiàn)明顯的屈服，組合剛度保持較大，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系主要以非線性彈性為主。

本文試驗結(jié)果和現(xiàn)象表明，鋼管RPC可以充分發(fā)揮鋼管對RPC的約束作用，提高核心RPC的強度和延性，同時核心RPC為鋼管提供了支撐作用，二者結(jié)合共同抵抗沖擊荷載作用。機理分析表明[13]，鋼管與混凝土相互作用是一個變化過程，兩者不同受力階段的泊松比對約束效應(yīng)有顯著影響。對于鋼管高強混凝土(如鋼管RPC、鋼管HSC等)，荷載作用初期鋼管與核心混凝土相互作用不大，而極限荷載過后核心混凝土的脆性爆裂明顯，鋼管約束作用較鋼管普通混凝土弱，因而鋼管與核心混凝土的相互作用對鋼管高強混凝土受力過程影響顯著[18]。軸向沖擊荷載作用初期，核心RPC的泊松比υc小于鋼管的泊松比υs，即鋼管徑向膨脹速度大于核心RPC，鋼管的約束效應(yīng)尚未體現(xiàn)。如果鋼管和核心RPC粘結(jié)在一起，則鋼管出現(xiàn)環(huán)向拉應(yīng)力，而核心RPC出現(xiàn)環(huán)向壓應(yīng)力；否則，鋼管和核心RPC均出現(xiàn)環(huán)向拉應(yīng)力。由于RPC屬于超高強混凝土，彈性模量較高，但脆性明顯，因而在軸向荷載作用初期鋼管RPC表現(xiàn)為明顯的線彈性，彈性段達(dá)到彈塑性段的90%以上[2]。由于荷載作用初期鋼管與核心混凝土結(jié)合不十分緊密，鋼管的約束效應(yīng)較弱，鋼管混凝土的彈性剛度和強度也會有所降低。因此，往往導(dǎo)致鋼管高強混凝土(混凝土強度>100 MPa)在軸向荷載作用初期出現(xiàn)類似高強裸混凝土的脆性破壞，甚至出現(xiàn)早期屈曲失效現(xiàn)象[18]。隨著軸向沖擊荷載增加，核心RPC發(fā)生塑性變形，在廣義剪應(yīng)力作用下裂縫開始萌發(fā)、擴展和貫通，并出現(xiàn)體積膨脹(即剪脹現(xiàn)象)。很快核心RPC的橫向變形追趕上鋼管的橫向變形(υc>υs≈0.3[3])，鋼管的約束作用逐漸發(fā)揮，鋼管出現(xiàn)環(huán)向拉應(yīng)力，而核心RPC處于三向受壓狀態(tài)，結(jié)果導(dǎo)致鋼管RPC的組合極限承載力大大提高。隨著軸向沖擊荷載進一步增大，鋼管出現(xiàn)軸向塑性變形，鋼管與核心RPC之間不再產(chǎn)生相對位移，黏結(jié)強度的影響逐漸消失，最終達(dá)到極限狀態(tài)?？梢?，在軸向沖擊荷載作用下鋼管RPC經(jīng)歷“彈性段-彈塑性段-屈服平臺-強化段”四個受力階段，只要鋼管壁厚足夠大及沖擊荷載足夠高，其約束作用就會更加明顯，鋼管RPC彈塑性段將明顯延長，并出現(xiàn)后期的強化效應(yīng)，達(dá)到提高鋼管混凝土強度和延性的目的[17]。

2 鋼管RPC動態(tài)極限強度確定方法

Nsc,u=(1+ηc)Acfcp+Asfy

(1)

鋼管混凝土的組合極限強度由下式確定：

fsc,u=Nsc,u/(Ac+As)

(2)

值得注意的是，以上計算中鋼管和RPC均采用動態(tài)強度，具體方法是將靜態(tài)強度乘以動力提高系數(shù)(Dynamic Increase Factor，DIF)，即材料動態(tài)極限強度與靜態(tài)極限強度之比值。鋼材的動態(tài)拉伸和壓縮強度可以用Cowpere-Symonds應(yīng)變率模型進行描述[24]，其DIF可表示為：

(3)

歐洲規(guī)范(CEB，1988)[25]給出了沖擊荷載和脈沖荷載作用下混凝土材料動態(tài)抗壓強度確定方法，不同應(yīng)變率范圍的DIF為：

(4)

由于鋼管的約束作用，鋼管混凝土的峰值應(yīng)變也有所增大。試驗表明[2,26]，由于裂縫表面骨料咬合作用不同，鋼管RPC與鋼管普通混凝土和高強混凝土在變形性能方面存在較大差異。此外，鋼管RPC應(yīng)力-應(yīng)變曲線的彈性段達(dá)到極限強度的90%以上[2]。作為一種近似，本文將鋼管RPC的峰值應(yīng)變定義為峰值應(yīng)力與組合彈性模量之比，即：

εsc,u=fsc,u/Esc

(5)

式中：組合彈性模量可由下式確定[27]：

(6)

(7a)

(7b)

式中:

(8)

(9)

式中，Ec、Es分別為核心混凝土和鋼管單軸受壓時的彈性模量；υc、υs分別為核心混凝土和鋼管泊松比；ts為鋼管壁厚；D為鋼管混凝土直徑。

3 結(jié)果對比分析

為了驗證式(2)、式(5)的正確性，本文將理論計算結(jié)果與A組～E組鋼管RPC的SHPB試驗數(shù)據(jù)進行了對比，結(jié)果如表5所示。計算時，由式(3)和式(4)計算得到不同應(yīng)變率下的鋼管及RPC強度提高系數(shù)，進一步得到?jīng)_擊荷載作用下的動態(tài)強度。將鋼管和RPC的動態(tài)強度分別代入式(2)和式(5)即可獲得沖擊荷載作用下的組合極限強度和極限應(yīng)變。

表5 計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)比較

由表5可以看出，沖擊荷載作用下，鋼管RPC組合極限強度的理論計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)存在一定誤差，最大相對誤差在30%左右(與靜態(tài)理論計算結(jié)果的相對誤差相當(dāng)[13])，隨著試件響應(yīng)應(yīng)變率增大相對誤差逐漸減小，當(dāng)平均應(yīng)變率為125 s-1(即D組試件)時，相對誤差只有16左右。此外，當(dāng)壁厚為2 mm時，鋼管RPC的組合極限強度理論計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好，相對誤差在10%左右，原因是壁厚較小的鋼管RPC在較大沖擊荷載作用下出現(xiàn)了明顯的屈服，因而試驗得到的峰值應(yīng)力與理論峰值應(yīng)力較為接近。峰值應(yīng)變的理論計算結(jié)果略大于試驗數(shù)據(jù)，其主要原因是理論計算得到的峰值應(yīng)力大于試驗數(shù)據(jù)，因而導(dǎo)致利用式(5)計算得到的峰值應(yīng)力偏高。

圖10為壁厚4 mm的鋼管RPC在平均應(yīng)變率為60～130 s-1沖擊荷載作用下組合極限強度的理論計算結(jié)果?？梢钥闯?，總體上理論計算結(jié)果比試驗結(jié)果偏大，但相對誤差隨響應(yīng)應(yīng)變率增大而減小。說明在高應(yīng)變率荷載作用下，鋼管的約束效應(yīng)充分發(fā)揮，鋼管和核心RPC均接近極限狀態(tài)，因而理論計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)的差距逐漸縮小。

圖10 不同沖擊荷載作用下鋼管RPC極限強度Fig.10 Ultimate strength of RPC-filled steel tube under different impact loading

4 結(jié) 論

本文采用SHPB試驗系統(tǒng)對20塊鋼管RPC和20塊RPC試件進行了不同加載速率的沖擊壓縮特性試驗，并將組合極限強度的理論計算結(jié)果與試驗結(jié)果進行了對比，主要結(jié)論如下：

(1) 沖擊荷載作用下鋼管RPC比RPC具有更高的強度，更好的延性和完整性，破壞模式由RPC的脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檠有云茐?，說明鋼管RPC具有良好的抗沖擊性能。鋼管RPC的彈性段和塑性段均有所延長，且隨著加載速率的提高，經(jīng)歷明顯的屈服平臺后出現(xiàn)稍明顯的強化效應(yīng)，保持較高的殘余強度。

(2) 鋼管壁厚對鋼管RPC的峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變、響應(yīng)應(yīng)變率和動態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系均有較明顯的影響。在同一沖擊速度下，壁厚4 mm的鋼管RPC峰值應(yīng)變比壁厚2 mm的鋼管RPC高出11%，但峰值應(yīng)變卻減小了32%，同時響應(yīng)應(yīng)變率也明顯減小。兩種壁厚的鋼管RPC在沖擊荷載作用下均出現(xiàn)不同程度的強化效應(yīng)，但壁厚2 mm的鋼管RPC出現(xiàn)了明顯的屈服現(xiàn)象，鋼管與核心RPC相互作用對組合強度和變形能力的貢獻(xiàn)得以充分體現(xiàn)。

(3) 沖擊荷載作用下，鋼管RPC組合極限強度的理論計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)存在一定誤差，最大相對誤差在30%左右，隨著試件響應(yīng)應(yīng)變率增大相對誤差逐漸減小。峰值應(yīng)變的理論計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好。

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Dynamic behaviors and ultimate strengths of RPC-Filled Steel Tubes under impact loading

CHEN Wanxiang, GUO Zhikun, JIANG Meng, YAN Fengguo, LIANG Wenguang

(State Key Laboratory of Disaster Prevention & Mitigation of Explosion & Impact, PLA University of Science and Technology, Nanjing 210007, China)

Dynamic behaviors of 20 reactive powder concrete-filled steel tube (RPC-filled steel tube) specimens and 20 reactive powder concrete (RPC) specimens under different impact loading were measured by using 74 mm-split Hopkinson pressure bar (SHPB), respectively. The stress-strain relationships, peak stress and peak strain of specimens in condition of different average strain rates were derived. The failure modes of specimens were also discussed. The prediction method of ultimate strength for RPC-filled steel tube under impact loading was presented by means of introducing dynamic increase factor (DIF) into the ultimate strength formula of RPC-filled steel tube under static axial loading. It indicates that the peak stress and peak strain of both RPC-filled steel tube and RPC increase with average strain rates. RPC-filled steel tubes have higher strength, better ductility, and integrity than RPC under impact loading. And the results show that RPC-filled steel tube is good material to resist to impact loads in protective engineering. The thickness of steel tube has obvious influence on the dynamic behaviors of RPC-filled steel tube. Yielding state and stress hardening process can be observed in the specimens with smaller thickness, and the peak strain also increases slightly. There are some deviations between analytical results and experimental data, but the relative errors are reduced as the strain rates of RPC-filled steel tubes increase.

split Hopkinson pressure bar (SHPB); impact loading; RPC-filled steel tube; stress-strain curve; dynamic behavior

國家自然科學(xué)基金項目(51378498;51578541;51321064)；江蘇省自然科學(xué)基金項目(BK20141066)

2015-08-19 修改稿收到日期：2015-10-14

陳萬祥 男，副教授，1977年生

郭志昆 男，教授，1963年生

E-mail:gzkemail@sina.com

TU398；TU317.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.20.026