軸向沖擊荷載作用下　T形截面鋼管混凝土短柱力學(xué)性能模擬

李 召，別雪夢(mèng)，劉向東，杜國(guó)鋒

（長(zhǎng)江大學(xué)　a.城市建設(shè)學(xué)院；b.結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，湖北　　荊州 434023）

軸向沖擊荷載作用下T形截面鋼管混凝土短柱力學(xué)性能模擬

李 召，別雪夢(mèng)，劉向東，杜國(guó)鋒

（長(zhǎng)江大學(xué)a.城市建設(shè)學(xué)院；b.結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，湖北荊州 434023）

為研究T形截面鋼管混凝土短柱在動(dòng)力荷載作用下的力學(xué)性能，利用有限元軟件ABAQUS對(duì)鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下的力學(xué)性能進(jìn)行數(shù)值模擬，并將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了數(shù)值模擬中建模、相關(guān)參數(shù)和單元選取的正確性。根據(jù)此數(shù)值模型對(duì)T形截面鋼管混凝土短柱的力學(xué)性能進(jìn)行模擬，繪制不同強(qiáng)度沖擊荷載作用下T形截面鋼管混凝土短柱的沖擊力時(shí)程曲線、位移時(shí)程曲線。數(shù)值模擬結(jié)果表明，T形截面鋼管混凝土短柱具有較好的抗沖擊性能，最終破壞形態(tài)為管壁屈曲破壞。

T形截面鋼管混凝土短柱；數(shù)值模擬；沖擊荷載；力學(xué)性能

鋼管混凝土具有較高的承載力、良好的塑性和韌性，廣泛應(yīng)用于高層建筑中。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)荷載作用下的力學(xué)性能進(jìn)行了大量研究，并取得了較多的成果［1-4］。由于實(shí)際工程中結(jié)構(gòu)所受荷載較為復(fù)雜，除了承受靜力荷載之外，還會(huì)承受各種形式的動(dòng)荷載。因此，研究沖擊荷載作用下鋼管混凝土結(jié)構(gòu)力學(xué)性能具有重要意義。國(guó)外學(xué)者Fujikura等［5］進(jìn)行鋼管混凝土爆炸荷載試驗(yàn)，驗(yàn)證鋼管混凝土構(gòu)件在爆炸荷載作用下具有較高的抗沖擊能力；Remennikov等［6］對(duì)鋼管混凝土試件進(jìn)行落錘實(shí)驗(yàn)，研究表明鋼管混凝土構(gòu)件具有良好的抗沖擊能力和耗能能力。國(guó)內(nèi)學(xué)者侯川川［7］利用沖擊實(shí)驗(yàn)機(jī)對(duì)圓鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行橫向沖擊，并進(jìn)行有限元模擬，研究影響鋼管混凝土構(gòu)件抗沖擊能力的主要參數(shù)。然而，對(duì)于異形截面鋼管混凝土柱在沖擊荷載作用下力學(xué)性能的研究尚未見(jiàn)報(bào)道，利用有限元軟件 ABAQUS模擬文獻(xiàn)［8］中圓鋼管混凝土在沖擊荷載作用下的力學(xué)性能，通過(guò)將試驗(yàn)結(jié)果與模擬值對(duì)比，驗(yàn)證整個(gè)模型的正確性，并根據(jù)該模型對(duì)T形截面混凝土短柱進(jìn)行數(shù)值模擬，分析T形截面鋼管混凝土短柱在不同沖擊速度下沖擊力時(shí)程曲線、位移時(shí)程曲線，并最終確定其破壞形式。

1　圓鋼管混凝土短柱數(shù)值模擬

圓鋼管混凝土短柱受到的荷載是由不同高度落下的落錘提供的［8］。為了真實(shí)地模擬鋼管混凝土在沖擊荷載作用下的力學(xué)性能，在進(jìn)行ABAQUS模擬時(shí)既考慮混凝土損傷塑性，也要考慮應(yīng)變率的影響。

1.1損傷模型與本構(gòu)關(guān)系

1.1.1混凝土損傷模型 本文在進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)選取的混凝土塑性損傷模型為ABAQUS中自帶的混凝土塑性損傷模型，該模型是在Lee等［9］提出的模型基礎(chǔ)上發(fā)展起來(lái)的，主要用于分析混凝土在循環(huán)荷載、單向荷載及動(dòng)態(tài)加載作用下的力學(xué)性能，描述混凝土在外界荷載作用下由損傷引起的不可恢復(fù)的剛度退化。

混凝土受壓時(shí)主要經(jīng)歷線彈性、彈塑性、強(qiáng)化和軟化4個(gè)階段，混凝土的非彈性應(yīng)變可利用式（1）表示，等效塑性應(yīng)變可以利用式（2）表示：

ABAQUS中混凝土損傷模型受拉有兩個(gè)階段：在失效荷載之前的稱為“彈性”階段，之后稱為“軟化”階段，開(kāi)裂應(yīng)變可表示為

拉伸等效塑性應(yīng)變可表示為

混凝土受拉、受壓應(yīng)力-應(yīng)變公式分別表示為

受拉和受壓損傷因子分別表示為

1.1.2混凝土本構(gòu)關(guān)系 混凝土受拉、受壓本構(gòu)關(guān)系采用劉威［10］提出的鋼管核心混凝土本構(gòu)關(guān)系，其計(jì)算公式如下：

受壓階段

受拉階段

鋼管混凝土在沖擊荷載作用下，由于應(yīng)變率的影響，導(dǎo)致抗壓強(qiáng)度會(huì)有所提高，在考慮應(yīng)變率對(duì)混凝土強(qiáng)度的影響時(shí)，采用的計(jì)算公式參考文獻(xiàn) ［11］。

受壓時(shí)動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度f(wàn)cd與準(zhǔn)靜態(tài)抗壓強(qiáng)度f(wàn)c之間的關(guān)系表示為

受拉時(shí)動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度f(wàn)td和靜態(tài)抗拉強(qiáng)度f(wàn)t之間的關(guān)系表示為

1.1.3鋼材本構(gòu)關(guān)系 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用5段式，公式為

其中：fp為鋼材比例極限；fy為鋼材屈服強(qiáng)度；fu為鋼材抗拉強(qiáng)度極限；Es為鋼材彈性模量；εe= 0.8fy/Es；εe1=1.5εe；εe2=10εe1；εe3=100εe1；A=0.2f/（ε-ε）；B=2Aε；C=0.8f+Aε2ye1ee1ye-Bεe。

鋼材在考慮應(yīng)變率影響時(shí)采用的是Cowper-Symonds［12］模型，該模型中鋼材動(dòng)態(tài)強(qiáng)度提高系數(shù)主要由應(yīng)變率決定，動(dòng)態(tài)屈服函數(shù)為

式中：σdy為鋼材的動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度；σy為鋼材準(zhǔn)靜態(tài)屈服強(qiáng)度；D、n為應(yīng)變率參數(shù)，取值于參考文獻(xiàn)［12］，D=40.4 s-1、n=5；ε●為鋼材動(dòng)態(tài)應(yīng)變率。

1.2數(shù)值模擬過(guò)程

1.2.1試驗(yàn)構(gòu)件參數(shù) 數(shù)值模擬主要以文獻(xiàn)［8］中模型為參考對(duì)象，對(duì)圓鋼管混凝土短柱進(jìn)行數(shù)值模擬，落錘質(zhì)量為 198.1 kg，其試件具體參數(shù)如表1所示。

表1　試件參數(shù)Table 1 Experimental specimen parameters

1.2.2建模與計(jì)算 整個(gè)數(shù)值模擬過(guò)程是瞬時(shí)的動(dòng)態(tài)過(guò)程，采用ABAQUS軟件中的顯示動(dòng)力學(xué)模塊ABAQUS/Explicit。為保證模型的真實(shí)性，采用的是整體建模方法，底部墊板采用完全固定的方式對(duì)構(gòu)件進(jìn)行約束。上下兩個(gè)端板與鋼管之間是焊接在一起的，將這兩處設(shè)置成Tie連接，認(rèn)為焊縫不發(fā)生變形，核心混凝土與鋼管壁采用接觸定義。在網(wǎng)格劃分時(shí)，為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間，將落錘的網(wǎng)格劃分相對(duì)稀疏，鋼管壁及混凝土的網(wǎng)格劃分相對(duì)密一些。

1.3數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值結(jié)果對(duì)比

在文獻(xiàn)［8］中通過(guò)在試件頂部貼應(yīng)變片及加速度計(jì)，測(cè)得頂部截面的沖擊力和加速度，其試驗(yàn)結(jié)果如表2。

利用有限元軟件ABAQUS，對(duì)文獻(xiàn) ［8］中的試件進(jìn)行模擬，其模擬數(shù)據(jù)如表3。

表2　沖擊試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Impact experimental results

表3　數(shù)值模擬結(jié)果Table 3 Results of numerical simulation

對(duì)表2和表3中數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，并生成曲線圖（圖1）。分析可知，數(shù)值模擬沖擊力最大值與實(shí)測(cè)沖擊力最大值相差較小，其最大差值幅度在15%以內(nèi)。軸向位移隨著沖擊能量的增加而增加，且數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值相似，數(shù)值模擬值從沖擊高度1 m時(shí)的1.2 mm增加到?jīng)_擊高度8 m時(shí)的15 mm，相應(yīng)的試驗(yàn)值從0.5 mm增加到13 mm。數(shù)值模擬沖擊力作用時(shí)間隨沖擊能量的增加而增加，其趨勢(shì)與試驗(yàn)得到的相一致，但數(shù)值方面與試驗(yàn)值還有一定差別。

圖1　軸向位移與沖擊速度關(guān)系曲線Fig.1 Axial displacement and impact velocity curve

由數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，發(fā)現(xiàn)采用本文的建模方法、參數(shù)選取，能夠較為真實(shí)地模擬鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下的動(dòng)力特性。

2　T形截面鋼管混凝土短柱數(shù)值模擬

2.1T形截面模擬試件參數(shù)

數(shù)值模擬選取的構(gòu)件為文獻(xiàn)［13］中T形截面鋼管混凝土短柱，其試件尺寸如圖2所示?；炷翉?qiáng)度為C45，采用文獻(xiàn)中實(shí)測(cè)的28 d立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu=49.9 MPa，鋼材的力學(xué)性能見(jiàn)表4。

圖2　T形截面鋼管混凝土尺寸Fig.2 T-shaped CFST size

表4　鋼材力學(xué)性能Table 4 Mechanical properties of steel

2.2T形截面鋼管混凝土短柱建模

對(duì)T形截面鋼管混凝土短柱進(jìn)行沖擊荷載數(shù)值模擬，混凝土及鋼管均采用8節(jié)點(diǎn)減縮積分三維實(shí)體單元。因本模型中的T形截面是由兩個(gè)矩形組合起來(lái)的，組合時(shí)兩個(gè)矩形鋼管混凝土柱之間通過(guò)焊接，因此焊接部分在模擬時(shí)采用Tie連接，底部墊板采用完全固定的方式對(duì)構(gòu)件進(jìn)行約束，矩形截面的約束效應(yīng)與圓形截面的相近，因此，鋼材與混凝土的本構(gòu)關(guān)系參照本文第1節(jié)內(nèi)容，其他參數(shù)以及單元選取與前述圓鋼管混凝土短柱數(shù)值模擬相同。此外，為了保證T形截面在沖擊時(shí)保持軸向加載，模擬時(shí)落錘中心正對(duì)T形截面的形心，有限元模型如圖3所示。

圖3　有限元模型Fig.3 Finite element model

2.3T形截面鋼管混凝土模擬結(jié)果

2.3.1沖擊荷載數(shù)值模擬結(jié)果 選用ABAQUS中顯示動(dòng)力學(xué)模塊ABAQUS/Explicit對(duì)鋼管混凝土短柱進(jìn)行數(shù)值模擬，模擬時(shí)將質(zhì)量為480 kg的落錘按照真實(shí)的密度、體積進(jìn)行建模。模擬結(jié)果見(jiàn)表5。

2.3.2沖 擊力時(shí)程曲線 通過(guò)分析有限元模擬結(jié)果，不同高度下沖擊力時(shí)程曲線走勢(shì)基本相同，因此，沖擊力時(shí)程曲線選擇最大沖擊力時(shí)的沖擊力時(shí)程曲線（即落錘的下落高度為8 m時(shí)），其沖擊力時(shí)程曲線如圖4。

通過(guò)觀察沖擊力時(shí)程曲線可以發(fā)現(xiàn)，試件在受到落錘沖擊后，受到的沖擊荷載可以分為3個(gè)階段，分別為沖擊力峰值、平穩(wěn)、下降階段。

2.3.3位移時(shí)程曲線 試件在不同高度沖擊荷載作用下軸向變形隨時(shí)間變化的過(guò)程如圖5所示。當(dāng)落錘與試件接觸產(chǎn)生沖擊力開(kāi)始，到落錘脫離試件，沖擊力變?yōu)榱?。在這個(gè)過(guò)程中，由于落錘與試件接觸時(shí)間的不同，產(chǎn)生的沖擊力大小不同，試件產(chǎn)生的軸向變形也會(huì)不同。

圖5　位移時(shí)程曲線Fig.5 Displacement-time curve

可以看出，試件軸向變形是隨著時(shí)間的增加而增大，到達(dá)最大值后減小，最后趨于穩(wěn)定，這是由于落錘在向上反彈時(shí)，試件由于卸載產(chǎn)生的變形恢復(fù)。同時(shí)，對(duì)比觀察得到，沖擊高度越高，試件的軸向變形也越大。而隨著沖擊能量增大，沖擊力最大值存在一定的離散性，且大小相差不多，說(shuō)明T形截面鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下，通過(guò)構(gòu)件的變形耗散大部分的沖擊能量，T形截面鋼管混凝土變形性能較好，因而具有較好的抗沖擊能力。

2.3.4破壞機(jī)理分析 為分析T形鋼管混凝土的破壞機(jī)理，本文選擇了落錘高度為8 m時(shí)構(gòu)件在模擬過(guò)程中的應(yīng)力云圖，鋼管壁以及對(duì)應(yīng)時(shí)刻核心混凝土在沖擊過(guò)程中的應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D（圖6）。

T形截面鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下，對(duì)于鋼管壁來(lái)講，在t=0.416 ms時(shí)，此時(shí)落錘剛接觸試件，頂部產(chǎn)生一定的局部變形，鋼管壁應(yīng)力最大值也出現(xiàn)在試件的頂部，其他部位應(yīng)力值很??；t=0.448 ms時(shí)，隨著沖擊能量向下傳遞，可以明顯的觀察到鋼管壁中應(yīng)力值向下部傳遞，但應(yīng)力最大值依舊在頂部，還在不斷增加；t= 0.512 ms時(shí)，沖擊能量傳遞到底部，應(yīng)力最大值出現(xiàn)在頂部及底部，構(gòu)件變形較?。浑S著沖擊力作用時(shí)間的增加，t=1.89 ms時(shí)，鋼管壁開(kāi)始出現(xiàn)比較明顯的變形，變形較大處其相應(yīng)的應(yīng)力值也較大，應(yīng)力最大值及變形出現(xiàn)在構(gòu)件上部、中部和下部；t=3.28 ms時(shí)，在前面應(yīng)力最大值處，鋼管壁的變形在不斷發(fā)展；t=4 ms時(shí)，鋼管壁變形達(dá)到最大值，此時(shí)應(yīng)力最大值和變形最大值均出現(xiàn)在構(gòu)件上部、中部和下部；在4 ms以后，試件開(kāi)始進(jìn)入變形恢復(fù)階段，鋼管壁變形也得到一定的恢復(fù)，最終保留一定的殘余變形。對(duì)于核心混凝土來(lái)講，在t=0.512 ms之前，核心混凝土內(nèi)部應(yīng)力最大值出現(xiàn)位置及傳遞方式和外部鋼管壁相同。但是，從圖6中可以觀察到核心混凝土中應(yīng)力最大值及傳遞速度明顯小于鋼管壁中的；t=1.89 ms時(shí)，此時(shí)構(gòu)件發(fā)生較大的變形，核心混凝土由于變形過(guò)大進(jìn)入塑性狀態(tài)，混凝土應(yīng)力降低。隨著沖擊作用時(shí)間的增加，變形越來(lái)越大，外部鋼管壁對(duì)核心混凝土約束增加，使核心混凝土處于三向受壓狀態(tài)，其內(nèi)部應(yīng)力隨時(shí)間變化增大，最終，構(gòu)件由于外部鋼管壁的屈曲而發(fā)生破壞。

3　結(jié) 論

利用有限元軟件ABAQUS模擬圓鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下力學(xué)性能，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了有限元模型建模、參數(shù)及單元選取的正確性。在此基礎(chǔ)上，模擬T形截面鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下的力學(xué)性能，研究取得以下主要結(jié)論：

圖6　應(yīng)力、應(yīng)變?cè)茍DFig.6 Stress and strain clouds

（1）將圓鋼管混凝土短柱沖擊試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比，發(fā)現(xiàn)隨著沖擊能量的增加，不同沖擊高度下沖擊力最大值具有一定的離散性，而沖擊力作用時(shí)間及軸向變形隨著沖擊能量的增加而增大，總體來(lái)講數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果是吻合的。

（2）從位移時(shí)程曲線得到，鋼管混凝土軸向變形隨著時(shí)間的增加先增加后減小，最后趨于平穩(wěn)，T形截面鋼管混凝土短柱變形耗散大部分沖擊能量，具有良好的抗沖擊性能。

（3）分析T形截面鋼管混凝土沖擊荷載作用下的應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D可以發(fā)現(xiàn)，構(gòu)件的應(yīng)力是從頂部向底部傳遞，鋼管壁應(yīng)力傳遞速度明顯快于核心混凝土。同時(shí)，對(duì)構(gòu)件的變形分析可以發(fā)現(xiàn)，鋼管混凝土柱最終的破壞形式是鋼管壁發(fā)生屈曲破壞。

（4）本文采用的建模方法、參數(shù)及單元選取對(duì)同類研究具有一定借鑒意義，同時(shí)為日后對(duì)T形截面鋼管混凝土短柱在沖擊荷載作用下受力性能模擬和承載力研究提供參考依據(jù)。

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Mechanical properties simulation of concrete-filled T-shaped steel tube short column under axial impact load

LI Zhao，BIE Xue-meng，LIU Xiang-dong，DU Guo-feng
（a.School of Urban Construction；b.Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction，Yangtze University，Jingzhou 434023，China）

In order to study the mechanical properties of concrete T-shaped steel tube short column under dynamic loads，using the finite element software ABAQUS，the impact behavior of concrete T-shaped steel tube short column under dynamic load is studied.Compared with the numerical simulation results with the experimental results，the correctness of the model，the parameters and selection of model unit are verified.The impact-time and deformation-time history curves under different impact loads were recorded according to the simulation results.The simulation results show that concrete T-shaped steel tube short column has good impact resistance，and the final failure mode is due to buckling failure.

concrete T-shaped steel tube short column；numerical simulation；impact load；mechanical properties

TU375.3

A

1674-9057（2016）03-0500-07

10.3969/j.issn.1674-9057.2016.03.013

2016-04-20

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51378077）；湖北省自然科學(xué)基金（創(chuàng)新群體）項(xiàng)目（2015CFA029）；湖北省高等學(xué)校優(yōu)秀中青年科技創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)項(xiàng)目（T201303）

李 召 （1991—），男，碩士研究生，結(jié)構(gòu)工程專業(yè)，1048091592@qq.com。

杜國(guó)鋒，博士，教授，gfd_1125@126.com。

引文格式：李召，別雪夢(mèng)，劉向東，等.軸向沖擊荷載作用下T形截面鋼管混凝土短柱力學(xué)性能模擬［J］.桂林理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2016，36（3）：500-506.