0 引言

　　 自美国“9.11”事件以来, 国际恐怖主义活动愈发频繁, 提高建筑结构的抗冲击性能具有重要的实际工程意义。钢管混凝土结构在近年来的学术研究和工程应用中展现出很高的静承载力和良好的延性^[1,2]。部分学者已开始研究钢管混凝土结构在单次冲击、爆炸等极限荷载作用下的动力响应^[3,4,5,6]。本文通过落锤试验进一步研究了钢管混凝土构件在受到两次侧向冲击下的动力响应, 分析了钢管混凝土结构的抗冲击性能, 为其在抗冲击结构中的应用提供了有力依据。

　　 本试验包含3个钢管混凝土试件和3个空钢管试件, 试件编号、尺寸以及材料性能等如表1所示。其中, CFT代表钢管混凝土试件, HST代表空钢管试件;D, t分别为钢管的外直径和壁厚, f_y为钢管的屈服强度。本试验中钢管里填充的是一种新型轻质材料, 称为ULCC (Ultra Lightweight Cement Composite) ^[7]。ULCC具有很高的抗压强度 (f_c>60 MPa) , 而其平均密度ρ_c约为1 460kg/m³, 仅是普通混凝土密度的60%左右 (表1) , 这有效降低了结构自重。此外, 由于不含粗骨料, ULCC具有良好的和易性, 使得该组合结构的浇筑质量得到了很好的保证, 更有利于钢-混凝土之间组合作用的发挥。表1还列出了钢管混凝土试件的套箍系数θ, 其定义为^[8]:

　　 $\theta =\frac{A{}_{\text{s}}f{}_{\text{y}}}{A{}_{\text{c}}f{}_{\text{c}}}(1)$

　　 式中:A_s, A_c分别为钢管混凝土构件中钢管和混凝土的截面面积;f_s, f_c分别为钢和混凝土的材料强度。由于3个钢管混凝土试件的钢管外直径相同, 材料强度近似, 3个试件的套箍系数随钢管壁厚增加而增加 (表1) 。

　　 本研究中采用的落锤冲击试验系统由高7.5m的钢架、重1 350kg的落锤以及通过高强螺栓固定在地面的刚性基座组成 (图1) 。冲击试验中, 通过电动绞盘将落锤提升至预定的冲击高度后释放 (本试验中除HST-3外所有试件的冲击高度H均为3.4m, 仅试件HST-3的冲击高度为1.0m) 。落锤两侧的滑轮在钢架导轨的限制下作竖向垂直运动, 保证了落锤的冲头能够垂直冲击到试件的跨中位置。落锤的冲头由高强钢制成, 尺寸如图1所示。冲头内安装了力传感器用来记录冲击力数据。冲击试验中, 落锤滑轮与钢架导轨间存在摩擦, 本试验在贴近试件上表面处布置激光系统, 以准确测量冲击速度V。试件两端简支在马鞍式支座上, 在冲击力作用下试件可以自由地绕支座转动, 所有试件的长度均为2m, 净跨度为1.8m, 如图1所示。

　　 钢管混凝土试件在两次侧向冲击作用下的试验结果如表2所示。试件编号中括号里的数字表示该试件所承受的是第几次冲击, 3个钢管混凝土试件都承受了2次侧向冲击, 而3个空钢管试件由于在单次冲击下已出现较大变形, 为避免损坏位移计等试验仪器, 对这3个空钢管试件只进行1次侧向冲击。表2中的冲击速度V是由试验装置中的激光系统测定, 冲击能量E可根据动能定理求出。除了试件HST-3, 所有试件的冲击高度均为3.4m, 考虑到摩擦等能量损失, 平均冲击速度在7.5m/s左右, 如表2所示。对于薄壁空钢管HST-3 (t=5.0mm) , 为避免过大的冲击能量损坏试验仪器, 冲击高度降低至1m, 冲击速度为4.23m/s。表2中w_t, w_g分别表示试件在受到冲击后跨中的残余总变形和残余整体弯曲变形, 即试件上表面和下表面的变形 (图2) , 是在每次冲击后测量得到的;δ代表试件在受到冲击后跨中的凹陷变形, 即残余总变形与残余整体弯曲变形之差:

　　 $\delta =w{}_{\text{t}}-w{}_{\text{g}}(2)$

　　 钢管混凝土试件CFT-2和空钢管试件HST-2在历次冲击后的变形 (侧视图和俯视图) 如图2所示。试件CFT-2, HST-2具有相同的钢管壁厚 (t=6.3mm) , 在近似的冲击速度下空钢管HST-2发生了严重的整体弯曲变形和凹陷变形。相比之下, 钢管混凝土试件CFT-2在经历第一次冲击后整体弯曲变形和凹陷变形都明显较小, 且凹陷变形集中发生在被冲击位置, 即跨中处。在第二次侧向冲击下, 试件CFT-2的整体弯曲变形和凹陷变形也在增大 (图2) , 这是由于第二次冲击加剧了钢管混凝土结构的破坏。但即使在承受2次冲击作用后, 试件CFT-2的整体弯曲变形和凹陷变形仍明显小于空钢管HST-2 (表2和图2) , 这体现了钢管混凝土结构优秀的抗冲击性能。图2还显示了试件端部在侧向冲击力作用下的转动, 整体弯曲变形越大, 试件端部的转动越明显, 端部转角ϕ的具体数值如表2所示。

　　 落锤冲头中的力传感器可以记录冲击过程中的冲击力P, 钢管混凝土试件和空钢管试件在两次冲击下的冲击力时程曲线如图3所示。钢管混凝土试件在两次冲击下的冲击力时程曲线均可分为三个阶段:波动阶段、平台阶段和下降阶段。其中, 平台阶段的冲击力能够较好地反映结构的抗冲击能力。当钢管混凝土试件和空钢管试件具有相同的钢管壁厚时, 即使遭受两次冲击, 钢管混凝土试件的平台段冲击力仍远高于空钢管试件, 如图3所示。随着钢管壁厚的减薄, 两种试件的冲击力都明显降低, 这体现了钢管壁厚对钢管混凝土结构抗冲击能力具有直接影响。在遭受第二次冲击时, 钢管屈服区域扩大且混凝土破坏加重, 导致钢管混凝土试件的冲击力有所降低, 而冲击力的降低幅度在钢管壁厚较小的试件中较为明显 (图3) , 说明增加钢管壁厚可以提高钢管混凝土结构的抗冲击能力。

　　 两次冲击后试件下表面的残余变形被定义为结构的整体弯曲变形w_g。试件在两次冲击后跨中的残余整体弯曲变形数据如表2和图4所示。当具有相同的钢管壁厚和近似的冲击能量时, 遭受一次冲击后钢管混凝土试件的跨中残余整体弯曲变形明显小于空钢管试件, 这体现了钢-混凝土组合截面作为一个整体工作时可有效提高结构的抗弯能力。在遭受第二次冲击后, 钢管和混凝土材料的破坏加重, 而两种材料之间的组合作用也随之降低, 进而导致试件残余整体弯曲变形的加剧。随着钢管壁厚的减薄, 结构的抗弯能力随之降低, 第二次冲击后跨中残余整体弯曲变形也出现显著增加 (图4) 。由于空钢管试件HST-3所遭受的冲击能量远低于钢管混凝土试件CFT-3 (表2) , 故其跨中残余整体弯曲变形小于试件CFT-3, 如图4所示。

　　 对于钢管混凝土试件, 某一次冲击过程中所形成的整体弯曲变形等于该次冲击后试件的整体弯曲变形减去上一次冲击后试件的整体弯曲变形, 即

　　 $\text{Δ}w{}_{\text{g},i}=w{}_{\text{g},i}-w{}_{\text{g},i-1}(3)$

　　 式中:Δw_{g, i}表示第i次冲击过程中试件形成的跨中整体弯曲变形。w_{g, i}和 w_{g, i-1}分别表示第 i次和第i-1次冲击后试件的跨中残余整体弯曲变形。在本次试验中, i=1, 2。由表2试验结果可以看出, 3个钢管混凝土试件在第二次冲击过程中所形成的跨中整体弯曲变形都大于第一次冲击过程中所形成的整体弯曲变形。这体现了结构的整体抗弯能力的下降。

　　 本文式 (1) 定义了管状结构在每一次冲击作用后的凹陷变形δ。试件在每一次冲击后的跨中凹陷变形数据如表2和图5所示。在钢管的有效约束作用下, 钢管混凝土结构中的混凝土具有很高的抗压强度, 能够有效提高结构的局部抗压能力, 限制结构凹陷变形的发展。因此, 钢管混凝土试件在两次冲击后的跨中凹陷变形仍明显小于空钢管试件 (图5) , 且凹陷变形集中在试件跨中遭受冲击处, 而空钢管的凹陷变形则向试件两端迅速发展, 如图6所示。钢管壁厚的增加会在一定程度上提高钢管混凝土结构的局部承载能力, 降低结构在两次冲击后的跨中凹陷变形。钢管混凝土试件的凹陷变形明显小于其整体弯曲变形 (表2) , 这说明钢-混凝土组合截面形成一个整体来共同抵抗侧向冲击作用, 通过整体弯曲变形而不是凹陷变形来消耗大部分冲击能量。

　　 类似于整体弯曲变形, 对于钢管混凝土试件, 某一次冲击过程中所形成的凹陷变形等于该次冲击后试件的凹陷变形减去上一次冲击后试件的凹陷变形, 即:

　　 $\text{Δ}\delta {}_i=\delta {}_i-\delta {}_{i-1}(4)$

　　 式中:Δδ_i为第i次冲击过程中试件形成的跨中凹陷变形;δ_i, δ_i-1分别表示第i次和第 i-1 次冲击后试件的跨中凹陷变形。在本次试验中i=1, 2。与跨中整体弯曲变形不同的是, 3个钢管混凝土试件在第二次冲击过程中形成的跨中凹陷变形小于其在第一次冲击过程中所形成的凹陷变形 (表2) 。在第二次冲击下, 钢管内的混凝土很难被进一步压缩, 混凝土在钢管的约束作用下仍具有很高的局部抗压承载力。因此, 在第二次冲击过程中, 钢管混凝土结构更倾向于通过整体弯曲变形消耗掉绝大部分的冲击能量, 导致第二次冲击过程中形成的跨中凹陷变形反而减小。

　　 文献[9]中提出了用一个无量纲量——吸能系数EAC (Energy absorption capacity) 来量化评价结构在冲击力作用下的吸能能力。在冲击作用下, 结构的吸能系数EAC的定义为:

　　 $EAC=\frac{E{}_{\text{a}}}{G\cdot \text{Δ}w{}_{\text{t}}}(5)$

　　 式中E_a为在冲击荷载作用下结构吸收的冲击能量。

　　 文献[10]中利用有限元分析结果证实了在当前的试验条件下, 整个冲击过程中的能量损失 (包括落锤冲击后的反弹能量, 冲击产生的热能和声能等) 在5%以内。因此, 本文忽略冲击能量的损失, 认为试件吸收的能量等于落锤冲击前的动能, 即E (表2) 。G代表试件的总重量, Δw_t表示试件在每一次冲击过程中试件的跨中总变形, 如表2所示。Travanca和Hao在最近的数值研究中证明在侧向冲击力作用下管状结构吸收的能量 (E_a) 几乎随着其在冲击力下受压面的最大变形 (即w_t) 线性增长, 而与管状结构的变形模式;边界条件以及冲击物和管状结构之间的作用不存在太多相关^[11]。因此, 吸能系数EAC能够合理地体现冲击作用下管状结构自身的吸能能力^[9]。

　　 所有试件在两次冲击作用下的吸能系数EAC如表2和图7所示。在第一次冲击下, 钢管混凝土试件的吸能系数都明显高于空钢管试件。在第二次冲击过程中, 钢管出现了屈服, 混凝土出现了压坏和裂缝, 导致钢管混凝土试件的吸能系数有所下降, 但相比空钢管试件仍显示了较高的吸能系数。这充分说明了钢管混凝土结构优秀的吸能能力和抗冲击性能。随着钢管壁厚的增加, 钢管混凝土试件的吸能能力逐渐提高。

　　 本文利用落锤试验, 研究了钢管混凝土组合结构在两次冲击作用下的抗冲击性能, 通过与空钢管的比较分析, 得出了以下结论:

　　 (1) 相比于空钢管, 钢管混凝土组合结构表现出更加优秀的抗侧向冲击性能和更合理的变形模式, 能够有效地利用钢和混凝土两种材料的性能。钢管内的混凝土能够有效地将凹陷变形限制在冲击部位周边较小的范围内。钢管及其壁厚对结构整体的抗冲击能力和弯曲变形有着很大的影响。

　　 (2) 相比于第一次冲击, 在第二次冲击过程中, 钢管混凝土结构的抗冲击能力和吸能能力出现降低, 整体弯曲变形和凹陷变形也在增大, 但仍表现出显著优于空钢管结构 (仅受到单次冲击) 的抗冲击性能。这充分说明钢管混凝土结构在两次冲击作用下仍具有良好的抗冲击性能, 可用于防冲撞结构中。实际工程中可通过适当增加钢管壁厚和混凝土强度来分别提高结构抵抗整体弯曲和局部凹陷变形的能力。

　　 (3) 吸能系数EAC能够量化评价钢管混凝土结构在两次冲击作用下的吸能能力。