側(cè)向撞擊作用下空心鋼筋混凝土柱動(dòng)力響應(yīng)的參數(shù)分析*

張東杰， 王 蕊， 朱 翔， 趙 暉

(1 太原理工大學(xué)土木工程學(xué)院， 太原 030024； 2 山西大學(xué)土木工程系， 太原 030013)

0 引言

近年來，國(guó)內(nèi)外橋墩撞擊事故頻繁發(fā)生[1-2]，墩柱作為橋梁的主要承重構(gòu)件，其破壞往往會(huì)造成橋面的傾覆，甚至整個(gè)橋梁結(jié)構(gòu)的坍塌。橋梁的車船撞擊問題，引起了國(guó)內(nèi)外學(xué)者廣泛關(guān)注[3-5]。美國(guó)混凝土協(xié)會(huì)ACI[6]、歐洲標(biāo)準(zhǔn)化委員會(huì)ECS[7]以及美國(guó)公路與運(yùn)輸協(xié)會(huì)AASHTO[8]均對(duì)橋墩撞擊問題做出了相應(yīng)的規(guī)定。

空心鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)具有自重輕、用鋼量少以及截面抗彎剛度大等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用到橋墩結(jié)構(gòu)中[9-10]。目前關(guān)于空心鋼筋混凝土橋墩的靜力性能及抗震性能已有較全面的研究[11-13]。研究表明，荷載作用下，空心鋼筋混凝土柱的破壞始于內(nèi)壁混凝土的變形。為了提高構(gòu)件的延性，改善空心鋼筋混凝土內(nèi)表面容易發(fā)生脆性破壞等問題，Han等[14]提出了內(nèi)鋼管中空鋼筋混凝土(internally confined hollow reinforced concrete，ICHRC)構(gòu)件，ICHRC構(gòu)件是指在中空鋼筋混凝土(hollow reinforced concrete，HRC)構(gòu)件內(nèi)部配置鋼管而形成混凝土、鋼筋以及內(nèi)鋼管協(xié)同工作的結(jié)構(gòu)構(gòu)件，截面形式如圖1所示。

圖1 ICHRC構(gòu)件截面示意圖

Han等[15-17]對(duì)ICHRC試件靜力性能及抗火性能進(jìn)行了一系列理論與試驗(yàn)研究。結(jié)果表明，ICHRC試件有較高的強(qiáng)度與較好的延性，內(nèi)鋼管對(duì)混凝土提供了有效的約束作用。Wang等[18]為了考察FRP-混凝土-鋼管組合梁動(dòng)力性能，選用3組內(nèi)鋼管空心鋼筋混凝土梁作為參照，對(duì)其進(jìn)行落錘撞擊試驗(yàn)研究，比較了ICHRC構(gòu)件與FRP-混凝土-鋼管組合構(gòu)件在側(cè)向撞擊下動(dòng)力響應(yīng)的區(qū)別，但未對(duì)內(nèi)鋼管空心鋼筋混凝土構(gòu)件的動(dòng)力性能進(jìn)行深入分析。在撞擊荷載作用下，內(nèi)壁鋼管以及空心率等因素對(duì)此類構(gòu)件動(dòng)力性能的影響尚不明了，需開展針對(duì)性的研究。

本文利用有限元分析方法，基于文獻(xiàn)[18]內(nèi)鋼管空心鋼筋混凝土撞擊試驗(yàn)建立有限元模型，開展空心鋼筋混凝土柱在側(cè)向撞擊荷載下工作機(jī)理研究。比較了內(nèi)配鋼管與內(nèi)配鋼筋兩種內(nèi)壁形式的HRC柱的動(dòng)力響應(yīng)，并針對(duì)內(nèi)配鋼管的HRC構(gòu)件開展了內(nèi)壁鋼管與混凝土界面性能以及空心率對(duì)其動(dòng)力響應(yīng)影響的分析。

1 試驗(yàn)介紹

文獻(xiàn)[18]設(shè)計(jì)6根相同的內(nèi)配圓鋼管空心鋼筋混凝土試件，其截面形式如圖2所示。試驗(yàn)中以撞擊速度作為變量，根據(jù)撞擊速度不同，將試件編為RL，RM，RH三組。試件長(zhǎng)1 800mm，外徑D=114mm，內(nèi)鋼管外徑Ds=48mm，鋼管壁厚ts=2.1mm,6φ6縱筋沿圓周均勻配置，箍筋采用φ4@100，混凝土保護(hù)層厚度為10mm，28d立方體抗壓強(qiáng)度fcu=48.8MPa。鋼管、縱筋和箍筋的材料性能見表1。

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。落錘總重229.8kg，通過調(diào)整落錘釋放高度實(shí)現(xiàn)不同的沖擊速度。錘頭與配重之間設(shè)置沖擊力傳感器并與數(shù)據(jù)采集儀連接，采樣率100kHz。試件的撓度通過高速攝像機(jī)記錄，觀測(cè)點(diǎn)為跨中中心。

鋼材性能 表1

圖2 試驗(yàn)裝置示意圖

2 模型建立及驗(yàn)證

2.1 模型建立

本文采用ANSYS/LS-DYNA軟件建立有限元分析模型。模型主要包括落錘、試件和支座三部分，試件由混凝土、鋼筋和鋼管組成。

(1)單元類型與網(wǎng)格劃分

混凝土、鋼管、落錘及支座均采用Solid164八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元，鋼筋采用梁?jiǎn)卧狟eam161。根據(jù)網(wǎng)格測(cè)試結(jié)果，網(wǎng)格大小取截面尺寸的1/10～1/20較為合理，混凝土、鋼筋、鋼管以及落錘的網(wǎng)格尺寸取10mm，支座取20mm。

(2)材料本構(gòu)

撞擊體采用剛體模型(Mat-Rigid)。鋼管、縱筋和箍筋采用線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型(Mat_Plastic_Kinematic)。通過Cowper-Symonds模型[19]考慮其應(yīng)變率效應(yīng)，表達(dá)式如下：

(1)

混凝土采用塑性損傷模型(Mat_Concrete_Damage_REL3)，通過該模型自帶的LCRATE選項(xiàng)卡定義混凝土應(yīng)變率增強(qiáng)曲線。強(qiáng)度放大系數(shù)DIF的計(jì)算方法由歐洲混凝土模式規(guī)范Fib model code for concrete structures 2010[21]建議的模型獲得。計(jì)算公式如下：

(2a)

(2b)

混凝土材料的失效通過Mat_Add_Erosion實(shí)現(xiàn)，定義其最大主應(yīng)力限值。

(3)接觸算法與約束條件

鋼管與混凝土、混凝土與支座之間均設(shè)置自動(dòng)面面接觸；由于模型中考慮了混凝土的損傷，故撞擊體與混凝土采用面面侵入接觸；撞擊體與鋼筋部件之間采用一般自動(dòng)接觸。鋼筋混凝土采用分離式建模[22]方法，不考慮鋼筋與混凝土的滑移。支座施加固定約束，限制其平動(dòng)及轉(zhuǎn)動(dòng)，試件與支座間摩擦系數(shù)0.3。

2.2 模型驗(yàn)證

圖3(a)與圖3(b)為文獻(xiàn)[18]試件3沖擊力時(shí)程曲線與撓度時(shí)程曲線的有限元計(jì)算結(jié)果以及試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。由圖可知，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果曲線變化趨勢(shì)基本一致。計(jì)算所得沖擊力、峰值撓度及殘余撓度均與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

圖3 沖擊力時(shí)程曲線撓度時(shí)程曲線對(duì)比

為進(jìn)一步驗(yàn)證模型的可靠性，本文還對(duì)相似構(gòu)件的撞擊試驗(yàn)進(jìn)行模擬，包括文獻(xiàn)[23]鋼筋混凝土梁落錘試驗(yàn)與文獻(xiàn)[24]新型復(fù)合鋼管混凝土試件撞擊試驗(yàn)。試件信息匯總見表2。圖4為所有試件沖擊力及撓度模擬值與試驗(yàn)值的對(duì)比，可以看出，試驗(yàn)與有限元模型吻合良好。圖5給出了文獻(xiàn)[23]中鋼筋混凝土梁在撞擊高度為0.6m的工況下試件破壞形態(tài)與有限元模型計(jì)算所得等效塑性應(yīng)變?cè)茍D對(duì)比。模型的塑性應(yīng)變分布與梁裂縫的發(fā)展基本保持一致，表明等效塑性應(yīng)變?cè)茍D可以較好地反映混凝土損傷分布。

圖4 模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比

圖5 試件損傷對(duì)比

試件信息匯總 表2

3 機(jī)理分析

圖6 有限元模型

鋼材材料參數(shù) 表3

3.1 典型破壞形態(tài)

圖7給出了兩類試件在5m/s撞擊速度下，撞擊過程中的塑性應(yīng)變?cè)茍D。兩類試件的動(dòng)力響應(yīng)均表現(xiàn)為以下過程：t=0.6ms時(shí)，撞擊體與試件接觸，應(yīng)變自撞擊位置處向下發(fā)展；t=1.0ms時(shí)，應(yīng)變繼續(xù)向下發(fā)展，同時(shí)支座處頂部出現(xiàn)塑性應(yīng)變；t=3.4ms時(shí)，應(yīng)變從撞擊位置(跨中)向兩邊發(fā)展；當(dāng)t=33.5ms時(shí)，撞擊體與試件分離，塑性應(yīng)變的發(fā)展趨于穩(wěn)定。對(duì)比兩類試件撞擊后塑性應(yīng)變?cè)茍D(圖7(a)和圖7(b))可知，在彎剪區(qū)段內(nèi)(距離柱兩端1/4跨附近區(qū)域)，Π類試件有更明顯的應(yīng)變分布，而Ι類試件的應(yīng)變發(fā)展集中在跨中區(qū)域。鋼管的連續(xù)性使其提供更多的斜截面承載力，試件的應(yīng)變分布更為均勻。

圖7 試件撞擊過程等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

圖8為5m/s沖擊速度下t=33.5ms時(shí)兩類試件跨中橫截面等效塑性應(yīng)變分布云圖。在截面的上部?jī)?nèi)配鋼筋的試件內(nèi)表面混凝土單元失效，破壞嚴(yán)重；而在相同位置處，內(nèi)配鋼管的試件內(nèi)鋼管發(fā)生屈曲，混凝土沒有破壞。表明在撞擊體作用的局部區(qū)域，鋼管吸收了較大的能量，內(nèi)鋼管可以改善HRC構(gòu)件混凝土內(nèi)表面的裂縫發(fā)展。

圖8 跨中截面等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

3.2 沖擊力時(shí)程分析與側(cè)向撓度時(shí)程分析

圖9為內(nèi)配鋼筋(Ι類)與內(nèi)配鋼管(Π類)兩類試件沖擊力時(shí)程曲線與跨中撓度時(shí)程曲線。撓度觀測(cè)點(diǎn)的選取位置與文獻(xiàn)[18]相同，如圖2所示。由圖可見，兩類試件在相同工況下的沖擊力時(shí)程曲線較接近，而沖擊力平臺(tái)值的大小可以反映構(gòu)件的抗沖擊承載力[25]，說明將內(nèi)部鋼筋置換為相同用鋼量的鋼管，對(duì)構(gòu)件抗沖擊承載力影響不大。因?yàn)閮?nèi)部鋼筋與鋼管具有相同的用鋼量，鋼管厚度較小，容易向內(nèi)屈曲，對(duì)截面的抗彎承載力貢獻(xiàn)較小。這與文獻(xiàn)[16]中抗彎試驗(yàn)的結(jié)果相同。

圖9 沖擊力與撓度時(shí)程曲線

圖9中撓度時(shí)程曲線表明，內(nèi)配鋼管試件的峰值撓度、殘余撓度均小于內(nèi)配鋼筋的試件，這是由于配置鋼管后截面抗彎剛度的提高及鋼管對(duì)混凝土提供了支撐與約束作用。

3.3 撞擊全過程分析

圖10為v=10m/s內(nèi)配鋼管空心鋼筋混凝土試件標(biāo)準(zhǔn)化撞擊全過程曲線。圖中，F(xiàn)表示沖擊力，N表示內(nèi)鋼管與混凝土接觸力，Δ為跨中撓度。為了便于比較，將每個(gè)變量做歸一化處理得到F/Fpeak，N/Npeak以及Δ/Δpeak時(shí)程曲線，其中Fpeak，Npeak，Δpeak分別為沖擊力、內(nèi)鋼管與混凝土接觸力以及跨中撓度的最大值。

圖10 標(biāo)準(zhǔn)化撞擊全過程曲線

撞擊過程可以分為以下幾個(gè)部分：撞擊開始后，沖擊力與接觸力迅速達(dá)到峰值，此時(shí)撓度還沒有發(fā)展，沖擊力主要提供試件的加速度(AB段)；第二階段沖擊力迅速下降至一個(gè)較穩(wěn)定的平臺(tái)值(139kN)，鋼管與混凝土接觸力先迅速下降，隨后緩慢上升至一個(gè)穩(wěn)定值(58.2kN)，該階段撓度以穩(wěn)定速度發(fā)展(BC段)；第三階段沖擊力與接觸力均維持在一個(gè)恒定值，撓度繼續(xù)發(fā)展(CD段)；撓度到達(dá)峰值后，沖擊力與接觸力均開始下降，變形相對(duì)滯后于沖擊力(DEF段)。結(jié)果表明：在試件受力及變形發(fā)展的全過程內(nèi)，鋼管對(duì)混凝土提供了有效的支撐，混凝土始終處于受約束狀態(tài)。

4 影響ICHRC構(gòu)件耐撞性因素分析

本文進(jìn)一步研究了界面性能以及空心率對(duì)內(nèi)配鋼管空心鋼筋混凝土(ICHRC)構(gòu)件抗撞擊性能的影響，具體參數(shù)設(shè)置見表4。

算例參數(shù) 表4

4.1 界面性能

已有文獻(xiàn)[26-27]表明，鋼與混凝土結(jié)合部位界面粘結(jié)性能對(duì)型鋼混凝土以及鋼管混凝土構(gòu)件的力學(xué)性能均有較大影響。本文比較了內(nèi)鋼管與混凝土在兩種連接方式下的動(dòng)力響應(yīng)，探究?jī)?nèi)鋼管與混凝土粘結(jié)性能對(duì)ICHRC構(gòu)件的影響。第一種情況鋼管與混凝土設(shè)置自動(dòng)面面接觸(硬接觸)，法向無粘結(jié)力，切向摩擦系數(shù)0.3；第二種情況鋼管與混凝土采用共節(jié)點(diǎn)的方式連接，認(rèn)為兩者粘結(jié)良好，不會(huì)發(fā)生切向的滑移與法向的分離。界面性能對(duì)撓度的影響見圖11。以撞擊速度為15m/s為例，鋼管與混凝土采用共節(jié)點(diǎn)方式連接的試件，峰值撓度與殘余撓度分別為56.9mm與41.32mm；而設(shè)置自動(dòng)面面接觸的試件，相應(yīng)的撓度值分別為64.98mm與48.96mm。當(dāng)鋼管與混凝土粘結(jié)較好時(shí)，相對(duì)共節(jié)點(diǎn)方式連接的試件，自動(dòng)面面接觸的試件峰值撓度減小12.4%，殘余撓度減小15.6%，撓度發(fā)展有明顯的改善。

圖11 界面性能對(duì)撓度的影響

4.2 空心率

圖12給出了不同徑厚比條件下空心率對(duì)ICHRC構(gòu)件在沖擊荷載下沖擊力值與撓度值的影響。其中，空心率的取值為0.25～0.75；內(nèi)鋼管厚度δ取值為6，4，3mm，對(duì)應(yīng)徑厚比(d/δ)分別為30，45，60。

圖12 不同空心率ICHRC試件沖擊響應(yīng)圖

圖12(a)為撞擊位置處試件底部撓度，反映試件的整體變形。由圖可知，隨著空心率由0.35增大到0.75，試件峰值撓度與殘余撓度均減小，表明增大空心率可以減小試件的整體變形。因?yàn)殡S著鋼管半徑增大，截面的抗彎剛度得以提高；另一方面，增大空心率后，沖擊能量更多由局部變形吸收，試件局部變形增大，整體變形減小。圖12(b)為不同空心率下試件撞擊位置處頂部撓度，反映試件的局部變形。由圖可知，隨著空心率的增大，試件局部變形整體呈增大趨勢(shì)；空心率在0.25～0.45之間，試件局部變形變化增幅較?。淮笥?.5之后，空心率的增大會(huì)引起局部撓度的驟然增加。圖12(c)反映出相同的規(guī)律，空心率在0.25～0.45之間，對(duì)沖擊力值的影響不大；當(dāng)空心率大于0.45時(shí)，空心率的增加會(huì)引起沖擊力值(即試件承載力)的大幅減小。

圖13為空心率0.75，t=33.5ms時(shí)(沖擊已完成)試件跨中截面等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。截面頂部撞擊位置處有較大的塑性應(yīng)變且內(nèi)部已經(jīng)發(fā)生破壞，而截面底部應(yīng)變?nèi)蕴幱谳^小的值。雖然增大空心率能減小試件整體變形，但過大的空心率也會(huì)造成試件局部耗能過大，產(chǎn)生較大的局部變形和破壞。

圖13 ICHRC試件等效塑性應(yīng)變?cè)茍D(空心率0.75，t=33.5ms)

由圖12(a)～(c)可知，在相同空心率的條件下，不同徑厚比試件的撓度及沖擊力值接近，表明徑厚比對(duì)試件抗沖擊性能的影響有限。

綜上所述，當(dāng)空心率取值在0.25～0.45之間時(shí)，空心率的提高可以在減小試件整體撓度的同時(shí)使局部變形保持在一個(gè)較小的范圍內(nèi)；當(dāng)空心率大于0.45，增大空心率會(huì)造成局部變形過大，對(duì)試件抗撞擊性能產(chǎn)生不利影響。為了保證局部變形在一個(gè)較小的范圍內(nèi)，同時(shí)獲得最大的抗彎剛度，本文研究范圍內(nèi)建議空心率取0.45～0.5。該結(jié)論與空心率對(duì)中空夾層鋼管混凝土構(gòu)件抗彎性能影響規(guī)律相似[28]。

5 結(jié)論

本文基于ANSYS/LS-DYNA有限元分析軟件建立空心鋼筋混凝土柱落錘撞擊有限元分析模型，通過計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較，驗(yàn)證了模型的可靠性，對(duì)比了內(nèi)配鋼筋(Ι類)與內(nèi)配鋼管(Π類)兩種內(nèi)壁形式空心鋼筋混凝土構(gòu)件的動(dòng)力響應(yīng)差別，并進(jìn)一步研究了界面性能與空心率對(duì)內(nèi)配鋼管構(gòu)件抗沖擊性能的影響，主要結(jié)論如下：

(1)在相同工況下，相較于內(nèi)配鋼筋的空心鋼筋混凝土試件，內(nèi)配鋼管的試件表現(xiàn)出更好的抗沖擊性能。在受力與變形的全過程，內(nèi)鋼管提供了有效的支撐和約束作用，有效減小試件的撓度發(fā)展，增加試件的延性，改善內(nèi)表面混凝土的裂縫發(fā)展。

(2)界面性能對(duì)內(nèi)鋼管空心鋼筋混凝土構(gòu)件的抗沖擊性能有較大影響，提高內(nèi)鋼管與混凝土的粘結(jié)性能可以提高試件的剛度。

(3)空心率對(duì)內(nèi)鋼管空心鋼筋混凝土柱在沖擊下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)影響顯著。在一定范圍內(nèi)，增大空心率可以提高試件的抗彎剛度，減小撓度的發(fā)展；但過大的空心率也會(huì)導(dǎo)致試件抗沖擊承載力降低和局部變形過大。徑厚比對(duì)空心率取值影響較小。