钢管混凝土结构在服役期间可能会遭受冲击、爆炸等持续时间较短的强动力荷载，如船只撞击桥梁桥墩、汽车撞击建筑物底层柱、飞机撞击建筑物等。结构在冲击荷载作用下，可能会产生严重的损伤或者丧失承载力，给人们的生命财产造成严重的损失。因此，在研究钢管混凝土构件抗冲击性能的同时，研究构件在冲击后的剩余承载力也显得极为重要。目前，国内学者对钢管混凝土构件在横向冲击荷载作用下的力学性能展开了研究，侯川川^[1]、王瑞峰^[2]对两端不同边界条件约束的圆钢管混凝土试件进行了横向冲击试验及多参数力学性能的有限元分析;李玉楠^[3]、章琪^[4]、于璐^[5]对不同截面钢管混凝土试件的抗冲击性能进行了分析比较;杨有福^[6]对两端嵌固的圆钢管再生混凝土试件进行了横向冲击试验，并比较了其与普通圆钢管混凝土试件力学性能的差异。对于钢管混凝土受压承载力的研究，主要集中于火灾、初始缺陷等因素^[7,8,9,10]，而对于试件在冲击荷载作用后剩余承载力的研究少有报道，章琪^[11]利用ABAQUS软件模拟得到了钢管混凝土柱受横向冲击作用后的变形及剩余承载力，并利用准静态计算方法拟合出了试件剩余承载力的计算公式;白燕^[12]、王蕊^[13]对一端固支、一端简支的H型钢进行了跨中侧向冲击试验，然后进行了试件受压承载力试验，发现试件承载力系数和柱中局部屈曲变形量呈现良好的线性关系。

　　 本文以圆形截面钢管混凝土柱为研究对象，选取试件跨中部位，首先对两端简支的12根试件进行了横向落锤冲击试验，然后利用5 000kN的微机控制液压伺服压力机对3根完好的试件和12根冲击后的受损试件进行了竖向承载力的研究。

　　 本次试验共设计了15组试件，其中3根为完好试件，12根为冲击后的受损试件，12根分为4组(YZA,YZB,YZC,YZD)，每组4根。试件参数及试验条件见表1，每个试件长度均为2m。试验采用Q235-B号钢材，钢材的力学性能参数见表2。内置核心混凝土强度分级采用C30，试验前通过制作标准立方体混凝土试块，测得混凝土试块抗压强度的平均值为31.2MPa，折算成混凝土的轴心抗压强度为25MPa。为了防止在冲击过程中柱端混凝土破碎弹出，在每根试件的两端设置10mm厚的方形端板，钢管直径159mm试件的端板尺寸为180mm×180mm，钢管直径219mm试件的端板尺寸为340mm×340mm。浇筑混凝土时，先将一端端板与钢管进行焊接，然后利用吊车的安全绳将钢管绑住竖立，并架设两层脚手架，从试件另一端开口处浇灌混凝土，每浇灌0.5m高的混凝土，采用插入式振捣棒进行振捣压实，浇灌完成后养护28d，将另一端混凝土打磨平整，并将端板与另一端钢管进行焊接处理。

　　 本试验分为2个阶段，首先采用大型落锤式冲击试验机，选取试件跨中为冲击部位，对两端简支的钢管混凝土柱进行侧向冲击试验，然后进行静力偏心抗压试验。落锤试验机装置如图1所示，该试验机高达7.8m，相应的撞击速度最高可达12.36m/s，能够满足较大范围内的撞击试验要求。落锤质量可在339～669kg范围内进行调整，本文中，落锤质量设定为339kg，可以实现大冲击能量的输入。静力偏心抗压试验采用实验室5 000kN的微机控制液压伺服压力机。加载时，上承压板固定，下承压板缓慢的上升，从而将荷载传递给试件。正式加载前，首先对试件进行了几何对中和物理对中，并进行了预加载，以确保加载装置和测量系统能够正常工作。

　　 静力偏心抗压试验量测内容包括:试件的纵向应变和横向应变、试件横向变形以及荷载-位移曲线。沿柱中部钢管壁四周布置纵、横向电阻应变片，以测得试件的纵向应变和横向应变。在距离柱下端部1/4,1/2,3/4柱高处，沿柱截面两个方向布置YHD-100型位移计，位移计一端用磁盘粘附在钢管表面，另一端用胶带固定在四周支撑处，以测得试件横向变形。荷载-位移曲线由压力试验机控制系统自动测量保存，压力机加载装置如图2所示，位移计、应变片传感器布置分别如图3和图4所示。所有应变和位移的数据均通过DH3816静态应变测量系统采集。

　　 试验采用力控制进行分级加载，在达到预估极限荷载的70%以前，每级荷载为预估极限荷载的1/15，达到预估极限荷载的70%后，每级荷载为预估极限荷载的1/30，每级荷载持续2min后再进入下一级加载，试件临近破坏时缓慢加载，同时采集数据。直至试件纵向承载力下降至极限荷载的85%以下时，认为试件基本发生破坏，终止试验。

　　 试件静力加载前和加载后的破坏形态如图5所示，最终破坏模式均为偏心破坏。1)完好试件:试验加载初期，试件横向位移发展较慢，也未见屈曲现象，试件整体均匀受压;荷载加载到极限荷载的70%～80%时，试件由于存在初始偏心的缺陷，产生二阶效应，试件横向变形开始向一侧加速发展，但整体变形仍不明显。2)受损试件:由于试件加载前跨中部位便已存在较大的初始挠度，所以在加载初期，试件的横向变形便有所发展;当荷载加载到极限荷载的70%～80%时，试件在柱中部位的横向位移开始快速增大，且发展速度与其他部位相比为最快，凹侧部位的钢管壁出现不明显的局部屈曲现象，加载过程中可以听到混凝土被压碎的轻微声音，试件整体变形呈“弓”形;荷载接近于峰值时，试件横向位移迅速发展，两端端部也出现受挤压的现象，此后试件的承载力开始缓慢下降，但横向位移仍然发展较快，最终导致试件偏心破坏。

　　 表3为试件在不同冲击高度作用与静压后的跨中残余挠度值及静压后的剩余承载力值。由表3可见，冲击能量越大，试件跨中的残余挠度值亦越大，进而导致试件在静压时的初始损伤越大，静压后的承载力越低。同时，对比不同壁厚和直径的试件，可以看出，壁厚、直径越大的试件在冲击与静压作用下变形越小、静压后的剩余承载力越大，说明选择壁厚、直径较大的试件有利于提高其变形与抗压承载力。

　　 试验测得的荷载-纵向位移关系曲线如图6所示，由图可见，无论是完好试件还是受损试件，均呈现以下特点:曲线经历了上升、峰值和下降三个阶段。加载初期，荷载与纵向位移并不呈线性增长，主要原因在于钢管切割面与核心混凝土表面有缝隙的存在，下部承压板的荷载直接施加到柱端部盖板上，使得纵向位移增长较快。此后试件的受力过程可以分为弹性阶段及弹塑性发展阶段。荷载加载到(0.7～0.8)N_u(N_u为试件所能承受的极限荷载)前，试件处于弹性阶段，纵向位移随着荷载的增大几乎呈线性增长，此时试件的纵向变形和横向变形相对较小;之后试件进入弹塑性发展阶段，荷载-纵向位移曲线逐渐变得平缓，荷载达到峰值，试件达到极限剩余轴压承载力;此后荷载开始下降，但对于不同的试件，荷载下降的速度有所差异，直至试件最终破坏。

　　 通过对比可以发现，当试件长度及钢管壁厚度一定时，约束效应系数较大的试件，荷载-纵向位移曲线显得比较离散，完好试件荷载-纵向位移曲线初始斜率最大，表明其初始刚度值最大，说明在冲击荷载作用下，试件受损程度的差异较大。随着冲击能量的增加，试件所能承受的纵向荷载值逐渐减小。相比于试件组YZA和YZB，试件组YZC和YZD荷载-纵向位移曲线后期下降段比较陡峭，极限荷载值下降速度较快，纵向变形发展迅速，也反映出试件延性较差。约束效应系数较小的试件，其抵抗弹性变形的能力较强，荷载-纵向位移曲线比较紧凑，荷载极限值相差较小，且曲线后期下降段比较平缓，试件在产生较大的塑性变形时仍具有较大的承载力。此外，由于仪器操作不当，气缸的最大上升距离设置过大，导致试件组YZC完好试件在试验中加载速率过快，数据未及时采集试件就已经被压坏，故在本文中不予分析。

　　 结果表明:当试件长度及截面尺寸一定时，不同约束效应系数的试件荷载-纵向位移曲线趋势一致，初始刚度值比较接近。但约束效应系数越大的试件，同一冲击能量下的极限荷载值越大，达到极限荷载值时所产生的纵向变形越小。

　　 试件组YZA在不同冲击高度下的荷载-横向位移曲线如图7所示，其中H/L为位移计沿试件纵向的相对位置，H为位移计离试件下承压板的距离，L为试件沿轴向的长度。由图可见，试件横向变形基本都以一定的趋势发展，最终都近乎于1/2波的正弦曲线。冲击高度对试件的横向位移有较为显著的影响，在极限承载力范围内，所加荷载愈大，挠度曲线愈加趋于1/2正弦波形。由于位移计是对称布置在柱子长度方向的四等分点上，所以最终的荷载-横向位移曲线基本呈现对称状态。对于完好试件，加载到0.9N_u前，试件横向变形较小，此后由于初始偏心的存在，试件向一侧偏移，横向位移逐渐增大，但最终侧向挠度仍然较小;对于受损试件，由于在冲击结束后，试件便已存在一定的横向变形，承载力有所下降，导致试件在静力抗压试验中更容易发生失稳。

　　 以试件组YZA为例，说明荷载-纵向应变之间的变化关系。荷载-纵向应变曲线如图8所示。荷载-纵向应变曲线总体上有以下特点:当荷载较小时，纵向应变随荷载的增大呈线性递增的趋势，此时，试件处于弹性阶段，纵向应变相对较小;当荷载继续增大，接近极限荷载时，纵向应变增长的速度要大于荷载增大的速度，试件变形显著，逐渐屈服。通过对比试件组YZA在不同冲击高度下的荷载-纵向应变曲线可以发现:1)完好试件屈服前的荷载-纵向应变曲线几乎垂直，达到屈服荷载时的最大压应变为2 620με，要大于钢材屈服时的应变，这也说明了在核心混凝土的协同作用下，钢管混凝土的抗压能力得到了充分的发挥;完好试件在整个变形过程中几乎为受压状态，各个部位的纵向应变数值十分接近，也反映了试件竖向均匀受压的过程。2)对于受损试件，在荷载加载到(0.7～0.75)N_u前，荷载-纵向应变曲线呈线性关系，此后试件进入弹塑性发展阶段，图8(a)中，柱中凹侧部位的纵向应变(应变片5粘贴位置)受压增长速度最快，柱中凸侧部位的纵向应变(应变片1粘贴位置)在加载初期为压应变，试件屈服后纵向应变发生逆转，逐渐减小为0并最终受拉，图8(b)～(d)有类似规律。

　　 试件组YZA的荷载-横向应变曲线如图9所示，对比图8的曲线可以发现，横向应变值相对纵向应变值要小。在加载初期，由于外部钢管对内部核心混凝土的约束较弱，横向应变值增长较小;随着荷载进一步增大，钢管对混凝土的约束作用加强，进入弹塑性发展阶段后，混凝土横向变形要大于钢管的横向变形，导致混凝土挤压外部钢管，应变值增长较快。除了应变片2粘贴部位由初始的受拉状态转为最终的受压状态外，其余应变片粘贴部位在整个变形过程中始终处于受拉状态，这主要是由于钢管和混凝土的变形速率不一致所致。图9(a)中，柱中凹面(应变片6粘贴位置)的横向应变值最大，这与试件纵向应变最大的位置(应变片5粘贴位置)是相同的，图9(b)～(d)有类似规律。随着冲击高度的增加，各组应变值逐渐增大，试件变形加快，直至试件最终出现偏心破坏。

　　 在撞击事故中，当冲击能量较大时，试件往往因承载力不够而无法继续承受上部荷载。但当冲击能量较小时，试件内部虽产生损伤，仍具有一定的承载力。剩余承载力主要与冲击能量、长细比、约束效应系数等参数有关，冲击能量越大，造成试件的整体变形越大。在静力加载试验中，变形大的试件会加快外部钢管对内部核心混凝土的约束效应，导致钢管过早屈服，从而降低试件的承载力。本文选取试件跨中部位，首先对两端简支的钢管混凝土柱试件进行侧向冲击试验，然后进行静力偏心抗压试验，通过将冲击能量E、长细比λ、约束效应系数ξ三个参数同时拟合，得到剩余承载力系数n_d:

　　 式中:n_d为受损试件与完好试件极限承载力的比值，即n_d=N_d/N_u，其中N_d为冲击后受损试件的轴压承载力，N_u为完好试件的轴压承载力;λ为圆钢管混凝土长细比，λ=4L'/D，其中L'为试件有效计算长度，D为试件直径;ξ为外部钢管对内部核心混凝土的约束效应系数，ξ=f_yA_s/f_cA_c，其中A_s为钢管横截面面积，f_y为钢材屈服强度，A_c为混凝土横截面面积，f_c为混凝土轴心抗压强度;E为锤头落到试件表面时的冲击能量，E=0.5mv²，其中m为锤头质量，v为冲击速度。

　　 由此，可得圆形钢管混凝土试件横向冲击后的承载力公式:

　　 式(2)可供工程参考，试验值与计算值对比如表4所示，结果表明试验值与计算值吻合较好。

　　 (1)在竖向承载力试验中，试件最终破坏模式均为偏心破坏，呈现出“弓”形的形状。凹侧部位钢管壁出现不明显的局部屈曲现象，两端端部也受到轻微挤压，试件纵向应变值要大于横向应变值。

　　 (2)试件荷载-纵向位移曲线分为上升、峰值和下降三个阶段，受力过程分为弹性阶段及弹塑性发展阶段。当试件长度及钢管壁厚度一定时，约束效应系数较大的试件极限荷载值均偏小;当试件长度及截面尺寸一定时，约束效应系数越大的试件，同一冲击能量下的极限荷载值越大。

　　 (3)通过将冲击能量E、长细比λ、约束效应系数ξ三个参数同时拟合，得到试件剩余承载力系数n_d，拟合公式对横向冲击后构件剩余承载力的判定具有参考意义。