高温后钢管混凝土短柱落锤动态冲击试验研究

任晓虎，霍静思，陈柏生

（湖南大学 建筑安全与节能教育部重点实验室，长沙 410082）

近年来，我国建筑火灾事故频繁发生，火灾导致结构承载力降低，造成了相当数量的火灾倒塌事故；而且一些重要建筑同时面临火灾和爆炸、撞击等灾害的威胁。因此，需考虑建筑结构的高温（火灾）后抗冲击和抗倒塌设计，以提高结构高温（火灾）后整体性和抗倒塌能力。然而目前国内外还未见有对建筑结构或构件在高温（火灾）后由于爆炸、撞击和坍塌等冲击荷载作用下的抗冲击性能的研究，研究结构高温后的抗冲击性能，可为增强结构高温后抗冲击性能和抗倒塌能力提供依据。国内外的学者进行了大量的混凝土和钢材在爆炸和冲击荷载作用下的力学性能研究［1－4］，但是对钢管混凝土在爆炸和冲击作用下的力学性能研究相对较少。

陈肇元等［5］利用快速加载实验机进行了钢管混凝土动态试验，Prichard和 Perry［6］用落锤实验机进行了钢管约束混凝土的冲击试验，Xiao等［7］利用SHPB装置进行了钢管混凝土及约束钢管混混凝土的冲击试验研究，Huo等［8］利用落锤试验装置对钢管混凝土短柱的冲击性能进行了试验研究；Huo等［9］利用SHPB装置对400℃下的钢管混凝土的冲击性能进行了试验研究。Bambach等［10］对三种不同尺寸完全固支的空心截面方钢管梁和方钢管混凝土梁在跨中受速度较低、质量较大的横向冲击力进行了试验和分析。上述文献试验结果表明，钢管混凝土在常温及高温下均具有良好的抗冲击性能。同时，由于组成钢管混凝土的钢管和核心混凝土之间相互贡献、协同互补、共同工作，使之具有更好的耐火性［11］。因此，钢管混凝土也必将具有较好的高温（火灾）后抗冲击和抗倒塌的力学性能。本文采用落锤冲击实验机进行了高温作用后钢管混凝土短柱抗冲击性能试验研究，可为进行合理的高温（火灾）后抗冲击设计和评估，并为设计合理的抗倒塌结构体系提供有价值的参考。

1 试验概况

1.1 试验设计

共进行了10个钢管混凝土短柱落锤冲击力学性能试验，主要试验参数为试件所经历的最高温度、冲击速度、冲击能量、含钢率和升降温全过程中轴压力水平。通过调整不同落锤下落高度来得到不同的冲击速度，不同的冲击能量则通过同时调整落锤下落高度和落锤重量来获得。参考文献［1］混凝土落锤冲击试验，本文钢管混凝土短柱冲击试验试件所采用的高径比为2。表1给出了试件设计的详细数据，其中：L为试件长度，D为试件的外直径，ts为试件的壁厚，Nud为冲击力时程曲线的峰值点，荷载No表示试件在升降温全过程试验中所受轴力的大小，n表示试件升降温全过程中所受轴压比水平（n=No/N，N为参考文献［11］算得的常温钢管混凝土的静态极限承载强度），试验测得冲击能量E是由公式mv2/2（m为落锤质量，v为试验中实际测得的速度）计算得到，计算所得冲击能量则是通过2.4小节中计算冲击力与压缩变形关系曲线所包围的面积得到。

试件采用C60混凝土，水泥采用425#普通硅酸盐水泥，粗骨料为卵石。同时对不同壁厚的钢管分别制作3个标准拉伸试件，根据文献［12，13］对混凝土和钢材进行标准材性试验。试验测得混凝土28天立方体抗压强度为73.8 MPa，4 mm和6 mm厚度的钢材的屈服强度分别为350 MPa和375 MPa，极限强度分别为467 MPa和516 MPa。

表1 钢管混凝土短柱试件一览表Tab.1 Summary of CFT test information

1.2 试验装置

高温后钢管混凝土抗冲击试验是在湖南大学高性能落锤冲击实验机基础上，同时配备高温抗压加热试验炉完成的。试件高温试验利用文献［14］所述的试验炉完成，落锤冲击试验装置如图1所示。高性能落锤实验机由落锤提升和控制系统、锤体、触发装置和激光位移计以及位移转化斜坡等组成，通过激光位移计和位移转化斜坡可以测得钢管混凝土试件在落锤冲击过程中的轴向压缩变形。

1.3 试验方法

落锤冲击试验分两个阶段进行，首先采用高温抗压试验炉进行高温试验，然后进行落锤冲击试验。高温试验时，先把试件按照表1中的升温制度进行升温和恒温，然后进行可控降温，升温和降温速度均控制为10℃/min；同时测试在升降温全过程试验中施加轴力试件的δ－t变形关系曲线，升降温过程中保持荷载恒定，直至轴向压缩变形收敛［14］。待试件冷却后，按照表1给出的落锤高度以及落锤质量对高温作用后的钢管混凝土进行冲击。

图1 落锤冲击试验装置图Fig.1 Drop-weight impact test setup

2 试验结果与分析

2.1 高温试验现象

图2给出了高温试验中施加轴力试件的高温全过程变形（δ）－升温时间（t）关系曲线（图中变形以压缩为负，膨胀为正），由于试件CL652在高温试验过程中抗压试验炉发生的故障而未得到该试件的δ－t关系曲线。从图2可以看出，对于有初始荷载作用的试件，高温全过程试验结束时试件均发生显著的残余压缩变形，且绝大部分残余变形是在降温冷却过程中产生的。由于试件所受的初始应力水平较小，在开始升温阶段，试件的高温膨胀变形大于压缩变形，在高温全过程中δ－t变形关系曲线上将出现正的伸长变形量。可能是由于变形测量机构安装问题，导致试件CL452的δ－t关系曲线在升温初始阶段并没有出现膨胀。在其他条件相同的情况下，轴压力水平越大，试件的残余变形也越大，如试件CL452R的残余变形大约是试件CL452的1.53倍；同时随着试件经历的最高温度的变大，升温阶段试件的高温膨胀变形也变大，如试件CL652R开始升温阶段的膨胀变形明显大于CL452和CL452R两个试件。

图2 高温全过程中试件的δ－t的关系曲线Fig.2 Axial deformation（δ）versus time（t）relations of specimens during high temperature exposure

2.2 试件破坏现象

图3所示为经历高温作用后的钢管混凝土短柱在落锤冲击荷载作用后的破坏模态。可见，各个试件均遭受了不同程度破坏，油漆网格脱落情况表明试件均发生了不同程度鼓起或剪切变形。虽然试件经历了很大的变形（如表1所示），但是试件仍然保持了较好的整体性。从图3（a）和图3（c）和表1数据可见，在相同的升温制度下，高温全过程没有轴力作用的试件（C450、C452、C455 和 C868、C860、C862）其轴向压缩变形随着冲击能量的增大而增大。同时从图3（a）、图3（b）和表1残余变形数据可见，对于在相同冲击能量下的试件（C452、CL452、CL452R 和 CL652、CL652R），高温全过程中试件所受轴压力水平增大，试件的残余变形有所增大，但增大不明显，且破坏程度相差不大。

为进一步了解钢管混凝土的破坏模态，试验后割开钢管以观察内部混凝土的破坏形态，如图4所示。可见，核心混凝土发生明显的斜向剪切破坏，有的试件核心混凝土因发生严重的斜向剪切破坏而分离成两块。由于外部钢管的包裹，使得混凝土还是保持一定的整体性，但此时钢管混凝土的残余承载力降低明显。

虽然高温后钢管混凝土在冲击荷载作用下遭受严重的破坏，但由于钢管的包裹保护作用，试件仍能保持较好的完整性。因此，高温后钢管混凝土在冲击荷载作用下同样能充分发挥钢管和混凝土之间的“组合效应”，即钢管起到提高混凝土强度、塑性和完整性的作用，而核心混凝土起到对钢管的支撑作用，提高其抗屈曲能力［11］。

图3 高温后钢管混凝土冲击破坏模态Fig.3 Typical failure modes of concrete － filled steel tubular stub columns subjected to high temperature and impact loading

图7 ts=6 mm，T=800℃试件冲击力时程曲线Fig.7 Impact force versus time history curves of specimens with ts=6 mm and T=800℃

2.3 冲击力时程曲线

图5－图7给出了各个试件的冲击力时程曲线的比较情况。可见，冲击力在上升段迅速增加，达到极限承载力大约在0.3 ms－0.8 ms左右，下降段则相对平缓，冲击力作用时间在6 ms到10 ms之间变化。从脉冲的形状上看，壁厚为4 mm试件近似于三角脉冲，壁厚为6 mm的试件则近似于矩形脉冲。

如图5（a）和图7所示，在相同锤重的情况下，最大冲击力随下落高度即冲击能量的增加有所增加，但增加幅度并不明显；但是随着下落高度的增加冲击力作用的时间要相对的延长，说明试件经历了更大的变形。在相同的冲击能量下，试件的最大冲击力随着高温全过程中所受轴压比的增大而减小，但是减小幅度不是很明显，但冲击力作用的时间随着高温全过程中所受轴压比的增大而相对短一些具体情况见图5（b），图6所示。

图中各个试件的冲击力时程曲线的最大值，即极限承载力Nu见表1。

2.4 冲击力－压缩变形关系曲线

图8－图10给出了各个的试件在冲击力（F）－压缩变形（δ）关系曲线。可见，初始时冲击力随着变形的增加几乎是成线性关系，达到峰值荷载后，冲击力下降变缓，随后进入卸载阶段，试件的弹性变形有所恢复。从图中可以看出大多数试件卸载刚度跟初始刚度趋势基本一致，大致呈平行，并没有出现很大的退化。

如图8（a）和图10所示，随着冲击速度（冲击能量）的增大，最大冲击力有所增加，但是增大幅度不是很大（如表1所示），变形却有显著增长，表明试件主要通过发生更大的塑性变形来耗散冲击能量。如图8（b）和图9所示，对于在高温全过程中承受轴力的试件，增大轴压力水平降低了试件的最大冲击力，但是降低幅度不大，同时试件残余变形却有所增大，如表1所示。壁厚6 mm试件的增大幅度没有壁厚4 mm试件明显，主要是由于壁厚6 mm试件的轴压比相差不大（CL652，n=0.2；CL652R，n=0.23）。由于试件的冲击能量一致，因此试件的冲击力与压缩关系曲线所围面积即计算所得能量相差不大，具体数值见表1。

本文参考采用文献［15］的数值方法确定对应不同升温制度的高温后钢管混凝土轴压静力理论变形关系曲线，由于材料应变率效应的影响，高温后钢管混凝土冲击荷载作用下的荷载－变形关系曲线与静力情况相比区别显著，主要体现在：动态荷载－变形关系曲线的弹性段和弹塑性段与静态相比，明显有所延长，且弹性阶段刚度基本相同；动态冲击极限承载力明显增大，且增大程度与受高温作用的程度有关，随着受高温作用程度提高，动态承载力提高幅度明显降低；钢管混凝土在静力荷载作用下表现出很好的延性，而动态荷载－变形关系曲线下阶段则有明显变陡，延性明显降低；虽然试件在冲击荷载作用下经历了很大的压缩变形，但试件仍保持很好的完整性，说明钢管混凝土在冲击荷载作用下具有较好的塑性变形能力，且有一定的残余承载能力。

图10 ts=6 mm，T=800℃试件冲击力与压缩变形关系曲线Fig.10 Impact force versus compressive deformation curves of specimens with ts=6 mm，T=800℃

本次各个试件的荷载与位移曲线所围得面积为表1给出的计算所得的冲击能量，由于试件与基座以及基础与地面会存在一定的空隙等原因导致激光位移传感器测得的位移比真实位移要偏大，因此计算所得的冲击能量会大于实际冲击能量。

3 试验参数影响分析

图11和图12分别给出了钢管混凝土试件的极限荷载与冲击速度及冲击能量的关系，其极限承载力Nud的具体数值见表1。从图11可见，最大冲击力随着冲击速度的增大而增大；在相同的冲击能量下，高温全过程中所受轴力试件的极限荷载大于高温全过程中没有受到轴力作用的试件，但是提高幅度不大，这跟文献［14］所述钢管混凝土高温全过程静力试验结果一致，如试件 CL452，CL452R（CL452Nud=3 032 kJ，CL452RNud=2 972 kJ）极限荷载较试件C452（Nud=2 864 kJ）提高了5.5%和3.8%。其主要是因为文献［16－18］：在初始应力作用下，截面压应力的先期作用有效地约束了混凝土在升温过程中的自由膨胀变形，限制了垂直于应力方向的裂缝发展，同时，由于有初始应力作用，使得试件在高温作用的全过程中，产生了数值很大的瞬态热应变，导致了混凝土内部应力的松弛和释放，缓解了水泥浆和骨料间的粘结力破坏，缩减了高温下骨料晶体化和水泥水化生成物脱水所发生的体积膨胀。如图11和图12可见，在相同的冲击速度或者冲击能量下，随着含钢率的增大，试件的最大冲击力也越大，说明增大试件的含钢率能很好的提高试件的承载能力。

图13给出了试件的残余变形与冲击速度的关系，从图13可见，试件的残余变形随着冲击速度的增大而增大，在相同的冲击速度下，试件的残余变形随着试件的轴压比增大，主要是由于随着试件的轴压比增大，混凝土以及钢材材料劣化更明显，但是从图13中可以看出试件的残余变形增大幅度不大，这跟图11以及文献［14］结论一致。

4 高温后钢管混凝土动态承载力简化评估方法探讨

图11 极限荷载与冲击速度的关系Fig.11 Ultimate load carrying capacity（Nu）versus impact velocity relations

图12 极限荷载与冲击能量的关系Fig.12 Ultimate load carrying capacity（Nu）versus impact energy relations

图13 试件的残余变形与冲击速度的关系Fig.13 Residual deformation versus impact velocity relations

通常用动力增大系数（DIF），即动态强度与准静态强度之比，来描述材料强度随应变率增大而提高的现象。文献［19］给出了不考虑钢管与混凝土之间约束作用常温下钢管混凝土的动力增大系数（DIF）的计算方法，本文参考文献［19］提出了高温后的钢管混凝土的动态增大系数。

对于DIF求解时把混凝土划分成有一定厚度的n个圆环单元，钢材取整个钢管圆形截面，Aci和As分别为核心混凝土第i个圆环的截面面积和钢管截面面积，fci（T）和fy（T）为混凝土第i个圆环截面所经历最高温度时的圆柱体抗压强度和钢材截面所经历最高温度时的屈服强度，混凝土第i个圆环截面和钢管截面所经历的最高温度可以通过文献［14］给出的模型算得温度场取得，同时取温度时应该把第i个圆环截面的温度看成是均匀的。文献［11］给出了混凝土高温后圆柱体抗压强度和钢材高温后的屈服强度的式子，具体表达式见式（2）和式（3）。由于无高温后混凝土以及钢材的动力增大系数DIF相关文献，本文对高温后混凝土以及钢材的材料动力增大系数DIF均采用常温的材料动力增大系数DIF，即分别通过 CEB［20］提出的式子（4）和Malver［21］提出的式子（5）计算得到的DIF算得混凝土高温作用后的动态强度fcid（T）和钢材高温作用后的屈服强度fyd（T）。

其中式（2），（3）中Tmax表示的是混凝土以及钢材降温前曾达到的最高温度。

式子（4）中fcs、fcd分别为静态压缩强度和动态强度：

表2给出了简化方法得到的钢管混凝土DIF和试验方法所得DIF的比较。表中测量DIFCFT=Nud/Nus，其中Nus为采用文献［22］提出的方法所得到的不同升温制度下钢管混凝土静力极限强度。DIF在简化计算时，混凝土圆环总数取n=10计算。表2中应变率是通过试验测得钢管混凝土的应变时程曲线计算得到，即应变率（=ε/t，ε为通过应变片测得钢管表面的最大应变，t为最大应变所对应的时间）。

表2 简化方法得的钢管混凝土DIF与试验所得DIF比较Tab.2 Comparisons of simplified DIF coefficients with experimentally measured DIF

从表2可以看出，由式（1）简化计算得到的DIF与实际测得的DIF结果符合良好，虽然试件计算所得的DIF要小于实际测得的DIF，同时从表2可以算出其最大的误差为19.2%，其主要原因是在推导高温后钢管混凝土动力增大系数时没有考虑钢管对混凝土的约束作用。忽略上述因素，式子（1）能够较好的预测高温后钢管混凝土试件的极限承载力。通过表2给出的理论DIF可以求得没有考虑钢管对混凝土约束作用下的钢管混凝土极限承载能力，与表2给出的试验测得钢管混凝土动态极限承载能力的大小比较，可以进一步的看出钢管起到提高混凝土强度、塑性和完整性的作用，而核心混凝土起到对钢管的支撑作用，提高其抗屈曲能力，即起到了1+1＞2的效果。

本文研究成果可以为经历火灾（高温）作用后的钢管混凝土结构抗冲击评估提供参考，但要更精确地对其高温后抗冲击性能进行评估，尚需对高温后混凝土和钢材在高应变率下的动态效应以及钢管对核心混凝土约束效应影响做进一步的研究。

5 结论

通过本文高温后钢管混凝土短柱落锤冲击试验研究，在本文试验参数范围内，可得到如下结论：

（1）两种不同含钢率的钢管混凝土短柱试件在不同冲击工况下的破坏形态主要以斜向的剪切破坏和钢管局部鼓起为主。虽然钢管混凝土试件在冲击荷载作用下发生了明显的鼓曲或剪切破坏，且剥开钢管后混凝土已发生明显的剪切破坏，但是试件仍能保持很好的完整性。因此，高温后钢管混凝土仍具有良好的抵抗冲击荷载的能力。

（2）试验结果表明，试件所经历的最高温度、冲击速度、冲击能量和含钢率等试验参数均对高温作用后钢管混凝土的动态力学性能有显著的影响，而升降温全过程中轴压力水平的影响较小。

（3）试件的最大冲击力随冲击能量和冲击速度的增大而有所增加，但增幅并不明显；但试件的残余变形却有较大幅度的增长，这导致冲击力－变形关系曲线所围的面积增加，即试件通过更大的变形来耗散了更多的冲击能量。同时，在相同的冲击能量下，随着含钢率的增大，试件的残余变形显著减小，说明增大试件的含钢率能大大减小试件的变形。

（4）在相同的冲击速度下，在高温全过程中承受轴力的试件，随轴压比的增大试件的残余变形有所增大，但是增大的幅度不大。同时，在相同的冲击能量下，高温全过程中所受轴力试件的极限荷载大于没有承受轴力的试件，但是提高幅度不大，这跟文献［14］所述钢管混凝土高温全过程作用后静力试验结果一致，说明高温全过程轴压比的大小对试验结果影响不显著。

（5）在不考虑钢管和混凝土的相互接触作用的前提下，本文提出了高温后钢管混凝土简化的DIF计算方法，通过与试验所得到的DIF对比发现简化方法得到的DIF与试验所得的DIF相差不大，说明该方法能较好的预测高温后钢管混凝土试件的极限承载能力。本文研究成果可以为经历火灾（高温）作用后的钢管混凝土结构抗冲击评估提供参考，但要更精确地对其高温后抗冲击性能进行评估，尚需对高温后混凝土和钢材在高应变率下的动态效应以及钢管对核心混凝土约束效应影响做进一步的研究。

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