Dynamic response of inner octagonal hollow reinforced concrete columns under lateral impact loading
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摘要: 相比于实心钢筋混凝土柱，空心钢筋混凝土柱具有自重轻和截面扩展好等优点，被广泛地用作桥墩，由此其不可避免地会受到船舶的撞击。本文中进行6根内八边形空心钢筋混凝土柱和4根内衬八边形钢管空心钢筋混凝土柱的动力响应的实验。在实验中记录了构件破坏形态、撞击力时程曲线和跨中位移时程曲线，并从撞击高度、边界条件和钢板厚度等方面分析了构件的耐撞性能。结果表明：内八边形钢筋混凝土柱和内衬八边形钢管空心钢筋混凝土柱在撞击荷载作用下的破坏形态主要分为两种破坏类型，分别为局部型破坏和整体型破坏；撞击高度越大构件破坏越严重；两端固定对构件的耐撞击性能有提升作用；钢管厚度对构件的耐撞击性能有较明显的提升作用。Abstract: By comparing with their solid reinforced concrete columns counterparts, the inner hollow reinforced concrete columns are widely used as piers because of their advantages including light weight and good section extension. These piers will inevitably be hit by ships. In this paper, dynamic response experiments of six inner octagonal hollow reinforced concrete columns with and without steel tube are carried out. The failure mode, the impact force- versus-time curves and trans-middle displacement-versus-time curves were recorded. The impact resistance of the component is obtained by analysis of the impact height, the condition of the boundary and the thickness of the steel tube The experimental results show that failure modes of inner octagonal hollow reinforced concrete columns under lateral impact load can be divided into two categories: local failure (type I) and global failure (type II). As the height of impact increases, the damage seriousness of the component increases. Fixing two endings of the component can improve its impact resistance. The thickness of the steel tube has an obvious effect on the impact resistance of the component.
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近些年来，世界范围内地震频发，汽车和列车脱轨撞击桥墩会造成重大损失。空心钢筋混凝土柱（见图1（a））相比于实心钢筋混凝土柱可以有效提高稳定性。钢管空心钢筋混凝土柱（见图1（b））既可以提高柱子的稳定性又可以提高柱子的耐撞击性能。Wang等[1]、王蕊等[2]、任够平等[3]进行了一系列钢管混凝土梁在侧向撞击下的动力响应研究。张瑞坤等[4]研究了钢筋混凝土柱在三角形脉冲荷载下的动力响应研究。冯宇等[5]研究了配筋率对混凝土柱抗侧向抗冲击性能的关系。Han等[6]通过试验并模拟了高强钢管混凝土构件横向冲击，通过参数分析并建立了钢管混凝土构件在冲击荷载作用下的抗弯承载力简化模型。朱翔等[7]对外包钢管加固RC柱进行了冲击试验研究和数值理论研究。周泽平等[8]进行了低速撞击下钢筋混凝土梁的变形和破坏的试验研究。田力等[9] 研究了钢筋混凝土柱在撞击荷载下的损伤评估和防护方法。Thilakarathna等[10]对钢筋混凝土轴压柱侧向冲击荷载下动力特性和损伤程度进行了研究。Fujikake等[11-12]对钢筋混凝土梁的抗冲击性能进行了一系列的研究。Al-Thairy等[13]对不同轴压比的钢柱在横向撞击下的试验和理论研究。Rememikov[14]、Bambach等[15-16]、Yousuf等[17]进行了不锈钢钢管混凝土构件和普通钢管混凝土构件在落锤撞击试验下的冲击性能研究。
1. 试验方案
1.1 试验装置
试验在太原理工大学结构实验室自主研发的大型落锤试验机上完成，如图2所示。落锤试验机主要由顶部大梁、电葫芦吊机、脱钩器、锤体、锤头以及落锤防护装置等组成，冲击力传感器安装在锤体和锤头之间，组成落锤。通过控制电葫芦吊机控制落锤升降，通过激光测距仪来控制高度，通过脱钩器控制落锤的释放。通过液压千斤顶施加轴力。落锤尺寸如表1所示，试验装置如图3所示。
表 1 落锤参数Table 1. Parameters of drop-weight名称 直径/mm 高度/mm 质量/kg 锤体 490 486 719.43 锤头顶部 490 150 221.20 冲击力传感器 300 150 82.90 锤头底部 450 100 124.37 落锤最大提升高度为5.0 m，落锤总质量为1.15 t (国内最大)。落锤试验机具体操作过程：首先用钩子吊住落锤；然后，在脱钩器内插入安全销子；使用遥控器缓缓提升落锤，并在提升中使用激光测距仪控制落锤距离构件表面的高度，等待落锤基本无晃动后，将安全销子从脱钩器内拉出，再次等待落锤基本无晃动后，迅速拉动脱钩器释放落锤。本次试验中落锤质量保持不变。
1.2 试件材料
试件材料的材料参数如表2所示。
表 2 试件材料几何尺寸和性质Table 2. Specimen geometry and material properties名称 直径/mm 屈服强度/MPa 极限强度/MPa 壁厚/mm 钢管 − 304.0 457.0 2.00 钢管 − 304.0 457.0 3.91 纵筋 15.6 455.5 641.6 − 箍筋 7.7 475.3 670.0 − 1.3 试件尺寸
为了和实际工程更加接近，本次试验的构件设计长1 800 mm，净跨1 200 mm，截面尺寸400 mm×400 mm，内八边形空心钢筋混凝土柱构件（图4）箍筋间距在支座处为25 mm，支座过渡段为50 mm，在中间为100 mm;内衬八边形钢管空心钢筋混凝土柱构件（图5）箍筋间距在支座处为50 mm，在中间为100 mm，钢管厚度（T）分别为2 mm和3.91 mm。
图 5 内衬八边形钢管空心钢筋混凝土柱Figure 5. Inner octagonal hollow steel tube reinforced concrete column1.4 试验过程及结果
本试验过程中记录了撞击力时程曲线和跨中位移时程曲线，并观测了构件的最终破坏形态。其中，撞击力时程曲线由固定在钢锤中间的力传感器记录，数据采集系统采用NIPXIe-1006Q型号，通过LabView Signal Express软件进行采集；跨中位移时程曲线通过高速摄像机对冲击过程中观测点的追踪进行记录，拍摄速度取为4 000 s−1。构件的试验结果记录如表3所示。
表 3 试件编号和试验结果Table 3. Experimental results试件编号 冲击高度/mm 冲击能量/J 力峰值/MN 残余挠度/mm 跨中底部实验前高度/mm 跨中底部实验后高度/mm FF-2 2 000 2.25×104 25.56 9 400 391 FF-5 5 001 5.63×104 67.00 40 398 358 FS-2 2 000 2.25×104 12.69 6 398 392 FS-5 4 999 5.63×104 17.82 50 394 347 SS-2 2 001 2.25×104 12.33 11 400 389 SS-5 5 002 5.63×104 31.67 52 397 345 TFF-2 2 001 2.25×104 10.53 6 398 392 TFF-5 5 000 5.63×104 16.46 29 397 368 RSS-2 2 001 2.25×104 13.06 7 397 390 RSS-5 5 000 5.63×104 29.61 37 397 360 注：FF、FS、SS 分别代表两端固定、一端固定一端简支以及两端简支；数字 2 和 5 分别表示撞击高度（H）为 2 m 和 5 m；T 和 R 分别表示钢管厚度（T）为 3.91 mm 和 2 mm；FS5 表示试件一端固定一端简支，冲击高度为 5 m 的工况；TFF5 表示两端固支，钢管厚度为 3.91 mm，冲击高度为 5 m 的工况。 2. 试验结果分析
2.1 破坏形态
结合撞击试验后构件破坏的形貌如图6所示，本次试验的破坏形态分为局部型破坏（Ⅰ型）和整体型破坏（Ⅱ型），如图7所示。
Ⅰ型：落锤与构件撞击位置局部压裂，落锤边缘与支座之间柱腹部混凝土拉应变达到混凝土的极限拉应变值时，混凝土沿主压应力线开裂形成腹剪斜裂缝，构件的下侧混凝土在弯矩作用下产生竖向裂缝。
Ⅱ型：落锤与构件撞击位置发生严重压碎，落锤能量大，落锤边缘与支座之间柱腹部混凝土因为抗压能力不足迅速发生斜压破坏，混凝土剥落严重，钢筋裸露，形成较宽的斜压破坏区。构件的下侧混凝土在弯矩和剪力作用下产生竖向裂缝和横向裂缝。
试件在承受某一能量E1撞击时，试件此时的混凝土开始形成腹剪斜裂缝，试件开始丧失承载能力，E1称为试件的撞击开裂极限能量。试件在承受某一能量E2撞击时，试件此时的混凝土形成大量腹剪斜裂缝，试件急剧丧失承载能力，开始出现斜压破坏区，E2称为试件的撞击极限能量。
（1）当撞击高度H=2 m时，落锤的撞击能量为22 540 J，E1＜22 540 J＜E2，试件的破坏形态为Ⅰ型；H=5 m时，落锤的撞击能量为56 350 J，E2＜56 350 J，试件的破坏形态为Ⅱ型。
（2）当撞击高度H=5 m，边界条件相同时，钢管厚度越大，构件的耐撞击性能越好，如编号TFF-5的残余挠度为29 mm，FF-5的残余挠度为40 mm，RSS-5的残余挠度为37 mm，SS-5的残余挠度为52 mm。钢管可以将构件抗撞击性能提高25%～28%。
（3）当撞击高度H=5 m，钢管厚度，两端固定可以明显提高构件的耐撞击性能，如编号FF-5的残余挠度为40 mm，FS-5的残余挠度为50 mm，SS-5的残余挠度为52 mm。两端固定可以将构件的抗撞击性能提升20%。
2.2 撞击力时程曲线
撞击力时程曲线如图8所示，从图8中可以看出构件的撞击力时程曲线表现出相似趋势，撞击力在很短时间内增长到峰值，然后又迅速降到零，之后又连续出现多个峰值，最后撞击力逐渐减小为零。
构件与落锤撞击，构件的撞击部位获得向下的速度，落锤向上弹起，两者分离之后，构件的速度逐渐减低，落锤在重力作用下再次撞击构件，撞击力出现第二次峰值，循环往复撞击力时程曲线出现多个峰值阶段，落锤的能量逐渐消耗，撞击力逐渐减小为零。如编号SS-2出现多个逐渐减小的峰值，最后逐渐减小接近为零。
当约束条件和轴压比相同时，撞击高度越大，撞击力峰值越大。如撞击高度H=2 m时编号FF-2的撞击力峰值达到25 558 kN，撞击高度H=5 m时编号FF-5的撞击力峰值达到67 001 kN。
2.3 跨中位移时程曲线
跨中位移时程曲线如图9所示，从图9中可以看出跨中位移在撞击后迅速增大，随着能量的消耗，曲线的斜率逐渐减小，当斜率减小为零时，跨中位移达到最大值。构件逐渐恢复变形，最终在残余位移值附近自由震动。
（1）当撞击高度H=2 m，钢管厚度为零时，一端固定一端简支相比两端简支，可以提高构件的耐撞击性能。如一端固定一端简支条件下(试样FS-2)的残余挠度为6 mm；两端简支条件下(试样SS-2)的残余挠度为11 mm。
（2）当撞击高度H=5 m，两端的约束条件相同时，钢管的厚度可以提高构件的耐撞击性能。如两端固定条件下，钢管厚度为零时（试样FF-5）的残余挠度为40 mm；在两端固定条件下，钢管厚度为3.91 mm（试样TFF-5）的残余挠度为29 mm。
（3）当撞击高度H=5 m，钢管厚度为零时，两端固定与一端固定一端简支以及两端简支相比，两端固定可以提高构件的耐撞击性能。如两端固定条件下（试样FF-5）的最大跨中位移为35.9 mm；一端固定一端简支条件下（试样FS-5）的最大跨中位移为41.9 mm；两端简支条件下（试样SS-5）的最大跨中位移为37.9 mm。
冲击能量对构件的影响可参见柱状图(图10)，从图10中可以显著的得到看出撞击高度和边界条件对构件耐撞击性能的影响十分显著。
（1）当钢管厚度T=0时，构件撞击高度由2 m上升到5 m时，能量增大1.5倍，构件的跨中位移增大3.1倍。如一端固定一端简支，撞击高度为2 m (FS-2的最大跨中位移为10.2 mm；一端固定一端简支，撞击高度为5 m（FS-5）的最大跨中位移为41.9 mm。当钢管厚度T≠0时，构件撞击高度由2 m上升到5 m，能量增大1.5倍，构件的跨中位移增大1.8倍。如两端固定条件下，撞击高度为2 m，钢管厚度为3.91 mm（试样TFF-2）的最大跨中位移为9 mm；两端固定，撞击高度为5 m，钢管厚度为3.91 mm（试样TFF-5）的最大跨中位移为25 mm。
（2）当撞击高度H=2 m，钢管厚度为零时，两端固支可以提高构件的耐撞击性能。一端固定一端简支条件下(试样FS-2）的残余挠度为6 mm；两端简支条件下（试样SS-2）的残余挠度为11 mm。当撞击高度H=5 m，钢管厚度为零时，两端固定可以提高构件的耐撞击性能。如两端固定条件下（试样FF-5）的最大跨中位移为35.9 mm，一端固定一端简支条件下（试样FS-5）的最大跨中位移为41.9 mm，两端简支条件下（试样SS-5）的最大跨中位移为37.6 mm。
（3）当撞击高度H=5 m，两端固支时，钢管厚度的增加可以构件的抗撞击性能。如两端固定条件下，钢管厚度为零 时（试样FF-5）的残余挠度为40 mm；两端固定条件下，钢管厚度为3.91 mm（试样TFF-5）的残余挠度为29 mm。
3. 结 论
在本次试验研究范围内，得出如下主要结论：
（1）当撞击高度H=2 m时，构件的破坏形态为Ⅰ型；当撞击高度H=5 m时，构件的破坏形态为Ⅱ型。
（2）当边界条件和钢管厚度相同时，随着撞击高度的增大，构件的跨中位移增大，内八边形空心钢筋混凝土柱的破坏越严重。
（3）当撞击高度为5 m，钢管厚度为零时，两端固定与一端固定一端简支以及两端简支相比，两端固定条件下构件的抗撞击性能可以提高20%。
（4）当撞击高度为5 m，两端的约束条件相同时，构件中含钢管和不含钢管相比，构件中含钢管构件的抗撞击性能提升25%～28%。
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图 5 内衬八边形钢管空心钢筋混凝土柱
Figure 5. Inner octagonal hollow steel tube reinforced concrete column
表 1 落锤参数
Table 1. Parameters of drop-weight
名称 直径/mm 高度/mm 质量/kg 锤体 490 486 719.43 锤头顶部 490 150 221.20 冲击力传感器 300 150 82.90 锤头底部 450 100 124.37 
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表 2 试件材料几何尺寸和性质
Table 2. Specimen geometry and material properties
名称 直径/mm 屈服强度/MPa 极限强度/MPa 壁厚/mm 钢管 − 304.0 457.0 2.00 钢管 − 304.0 457.0 3.91 纵筋 15.6 455.5 641.6 − 箍筋 7.7 475.3 670.0 −
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表 3 试件编号和试验结果
Table 3. Experimental results
试件编号 冲击高度/mm 冲击能量/J 力峰值/MN 残余挠度/mm 跨中底部实验前高度/mm 跨中底部实验后高度/mm FF-2 2 000 2.25×104 25.56 9 400 391 FF-5 5 001 5.63×104 67.00 40 398 358 FS-2 2 000 2.25×104 12.69 6 398 392 FS-5 4 999 5.63×104 17.82 50 394 347 SS-2 2 001 2.25×104 12.33 11 400 389 SS-5 5 002 5.63×104 31.67 52 397 345 TFF-2 2 001 2.25×104 10.53 6 398 392 TFF-5 5 000 5.63×104 16.46 29 397 368 RSS-2 2 001 2.25×104 13.06 7 397 390 RSS-5 5 000 5.63×104 29.61 37 397 360 注：FF、FS、SS 分别代表两端固定、一端固定一端简支以及两端简支；数字 2 和 5 分别表示撞击高度（H）为 2 m 和 5 m；T 和 R 分别表示钢管厚度（T）为 3.91 mm 和 2 mm；FS5 表示试件一端固定一端简支，冲击高度为 5 m 的工况；TFF5 表示两端固支，钢管厚度为 3.91 mm，冲击高度为 5 m 的工况。
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