高温作用下钢管混凝土抗冲击性能试验研究

高温作用下钢管混凝土抗冲击性能试验研究

近年来，中国建筑火灾频繁发生，火灾导致结构复杂的减少，导致相当数量的火灾坍塌。此外，一些重要建筑同时面临火灾、爆炸和袭击等威胁。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,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。陈肇元等利用快速加载实验机进行了钢管混凝土动态试验,Prichard和Perry用落锤实验机进行了钢管约束混凝土的冲击试验,Xiao等利用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。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试验总结1.1试验构件的参数共进行了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73.8MPa,4mm和6mm厚度的钢材的屈服强度分别为350MPa和375MPa,极限强度分别为467MPa和516MPa。1.2试验炉未充放电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试验过程及测试控制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。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。2试验结果与分析2.1高温过程试件残余变形的变化图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。2.2钢管混凝土破坏模态图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。2.3轴压比对最大冲击力的影响图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0.3ms-0.8ms左右,下降段则相对平缓,冲击力作用时间在6ms到10ms之间变化。从脉冲的形状上看,壁厚为4mm试件近似于三角脉冲,壁厚为6mm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钢管混凝土冲击荷载作用特性图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6mm试件的增大幅度没有壁厚4mm试件明显,主要是由于壁厚6mm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。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试验件极限荷载试验图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=3032kJ,CL452RNud=2972kJ)极限荷载较试件C452(Nud=2864kJ)提高了5.5%和3.8%。其主要是因为文献: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以及文献结论一致。4钢管混凝土dif模型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,本文参考文献提出了高温后的钢管混凝土的动态增大系数。DΙF=n∑i=1fcdi(Τ)Aci+fyd(Τ)Asn∑i=1fci(Τ)Aci+fy(Τ)As(1)DIF=∑i=1nfcdi(T)Aci+fyd(T)As∑i=1nfci(T)Aci+fy(T)As(1)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提出的式子(4)和Malver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)。fc(T)=0.79×fcu/(1+2.4(Tmax-20)6×10-17)(2)fy(Τmax)={fyΤmax≤400℃fy[1+2.23×10-4×(Τmax-20)-5.88×10-7×(Τmax-20)2]Τmax＞400℃(3)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。DΙFconcrete={fcd/fcs=(˙ε/˙εs)1.026αs˙ε≤30-1fcd/fcs=γs(˙ε/˙εs)1/3˙ε≥30-1(4)式子(