侧向冲击下中空箱形钢管混凝土叠合柱动力响应的实验与有限元分析_贾志路.pdf

 振动与冲击 第 38 卷第 9 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol． 38 No． 9 2019 基金项目 国家自然科学基金 51378290 ; 山西省优秀青年基金项目 201701D211006 收稿日期 2017 －11 －24修改稿收到日期 2018 －02 －27 第一作者 贾志路 男， 硕士生， 1991 年生 通信作者 王蕊 女， 博士， 教授， 1979 年生 侧向冲击下中空箱形钢管混凝土叠合柱动力响应的 实验与有限元分析 贾志路，王蕊 太原理工大学 建筑与土木工程学院， 太原030024 摘 要 中空箱形钢管混凝土叠合柱由钢筋混凝土和钢管混凝土组成， 为研究其抗冲击性能， 利用自主研发的落 锤式试验机开展箱形叠合柱抗冲击实验， 重点研究了边界条件、 冲击高度和轴压比对冲击力时程、 跨中位移的影响。此外 在实验基础上通过 ANSYS/LS- DYNA 软件建立了有限元模型， 分析了各组件内能分配。实验结果表明 随冲击高度的增 加， 冲击力时程曲线由两段式发展为三段式， 内埋钢管混凝土作用逐渐明显; 随边界条件的改变， 两端固定时的抗变形能 力较两端简支时增强; 而轴压比对其动力响应影响不显著; 冲击能量较大时， 钢管混凝土吸收的能量达到了 1/3， 抗冲击 性明显。 关键词 钢管混凝土叠合柱; 中空箱形截面; 冲击性能; 动力响应; 有限元分析 中图分类号 TU375． 3文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 09． 022 Tests and finite element analysis for dynamic response of hollow box concrete- encased CFST columns under lateral impact JIA Zhilu，WANG Rui College of Architecture and Civil Engineering，Taiyuan University of Technology，Taiyuan 030024，China AbstractA hollow box concrete- encased CFST concrete- filled steel tube column consists of reinforced concrete and concrete- filled steel tube． Here，to study its anti- impact perance，a drop hammer test machine was used to conduct the column’ s anti- impact tests and study effects of boundary conditions， impact height and axial compression ratio on impact force’ s time history and mid- span displacement． In addition，based on tests，a finite element model was established with the software ANSYS/LS- DYNA to analyze inner energy distribution of its components． The test results showed that with increase in impact height，impact force’ s time history curve is developed from two stages to three stages， and the action of inner buried CFST is gradually obvious; with the variation of boundary conditions，the anti- deation capacity of the column with fixed ends is stronger than that of it with simply supported ends; the axial compression ratio has little influence on dynamic responses of the column; when impact energy is larger，the energy absorbed by CFST reaches 1/3，its anti- impact ability is obvious． Key wordsconcrete- encased CFST columns; hollow box- section; impact perance; dynamic response; finite element analysis 近些年来， 世界桥梁工程发展迅速， 尤其在我国的 地势险峻山区， 在城市高速连接之间以及在广阔的海 面上， 建成了一批结构新颖、 技术复杂、 技术含量高的 中空箱形钢管混凝土叠合柱高墩桥梁。 中空箱形钢管混凝土叠合柱具有自重轻、 承载力 高、 延性好以及耐火性能好等优点 ［1- 2 ］， 在大跨和 超 高层建筑的竖向承重结构中有广泛的使用前景， 此类 结构发生破坏， 将造成重大的人员和财产损伤。目前 国内外学者主要集中于钢管混凝土叠合柱静力、 抗震 以及火灾方面的研究， 赵均海等 ［3 ］对方形高强钢管混 凝土叠合柱轴压极限承载力进行了分析， 提出了方形 高强钢管混凝土叠合柱的一种新的轴压极限承载力计 算方法; 康洪震等 ［4- 5 ］进行了钢管混凝土叠合柱的轴压 试验和纯弯试验， 结果表明钢管混凝土叠合柱的轴压 强度可由钢管混凝土强度和管外钢筋混凝土强度叠合 而成， 以及叠合柱的弯曲- 曲率关系可简化为三折线， 给 出了叠合柱强度计算公式和弯曲刚度表示的三折线方 ChaoXing 程; 郭全全等 ［6 ］对长细比为 4． 67 的 13 个钢管混凝土 叠合柱试件进行偏心受压试验， 研究了柱正截面承载 力随偏心距、 钢管位置系数、纵筋配筋率等参数变化的 规律; 曹万林等 ［7- 8 ］进行了多个不同构造尺寸的矩形截 面钢管混凝土叠合柱模型的抗震实验和模拟分析， 提 出了底部加强型矩形截面钢管混凝土叠合柱正截面及 斜截面承载力计算公式， 同时证明了底部加强型矩形 截面钢管混凝土叠合柱与普通矩形截面钢管混凝土叠 合柱相比， 承载力、 延性和抗震耗能能力显著提高; 侯舒兰等 ［9- 10 ］通过有限元分析了钢管混凝土叠合柱在 火灾下的耐火性研究， 研究表明高温下外围混凝土的 强度下降， 钢管承担大部分荷载， 在升、 降温火灾下钢 管混凝土叠合柱发生了内力重分布; 徐蕾等 ［11 ］进行了 钢管混凝土叠合柱试件的耐火极限试验以及有限元分 析， 提出钢管混凝土叠合柱耐火极限的实用计算式。 我国已颁布的 钢管混凝土叠合柱结构技术规程 对一般截面叠合柱设计起到了良好了指导作用， 但还 缺乏在强动力荷载作用下中空截面结构的实验研究。 诸如地震、 爆炸、 冲击等引发的冲击强动荷载， 已成为 不可忽略的设计工况。为此， 本文以中空箱形叠合柱 为研究对象， 通过实验研究了三种边界条件、 两种冲击 高度和轴压比对冲击力时程、 跨中位移的影响以及有 限元模型分析了各组件内能分配， 而对进一步的机理 分析将在后续文章中给予讨论。 1实验概况 1． 1试件设计 实验设计了 9 根相同的箱形叠合柱， 每根质量 742． 0 kg， 试件长 1 800． 0 mm， 净跨 1 200． 0 mm， 截面 尺寸 400 mm 400 mm， 箍筋在支座处为 7． 7 50 mm， 在中间部分为 7． 7 100 mm， 上、 下层各设置 315． 6 mm 的纵筋， 中间设2 根直径15． 6 mm 纵筋; 试 件两端盖板厚20． 0 mm， 套管壁厚2 mm， 盖板和套管是 为了防止支座对混凝土的破坏影响， 垫板槽 原设计方 案为放钢板所需， 但实际操作时落锤截面增大， 垫板槽 没用 深 5． 0 mm， 宽 100 mm， 试件具体尺寸及配筋如 图 1 a ; 试件截面如图 1 b ， 钢筋保护层厚度为 20 mm， 箍筋角端为 4 根钢管混凝土， 钢管混凝土中心距 试件外边缘为 80 mm， 截面中心为空八边形钢管。 对于边界条件有 固支时箱形叠合柱两端支座分 别由两根矩形钢梁夹紧如图 2 b ， 轴压时一端固定， 一端在支座与试件之间放滑动板， 以利于轴压与冲击 过程中试件产生伸缩， 简支时将上部钢梁升起即可。 各试件轴向、 冲击荷载参数及实验结果如表 1。 a 正面图 b A- A 图 1试件尺寸和配筋 Fig． 1Dimensions and reinforcements of the specimen 表 1实验结果 Tab． 1The test results 试件 编号 轴压比 冲击 高度/mm 冲击 能量/J 力峰值/ kN 冲击力作用 时间/ms 残余 位移/mm 最大 位移/mm FF- 202 0002． 25 10411 31912． 51． 06． 98 FF- 505 0005． 63 10410 01919． 07． 815． 00 FS- 202 0002． 25 10411 17212． 31． 06． 91 FS- 505 0005． 63 10450 89518． 08． 016． 72 SS- 202 0002． 25 10414 82512． 00． 07． 28 SS- 505 0005． 63 10413 67217． 87． 116． 59 A1- 50． 15 0005． 63 10431 82718． 28． 015． 00 A2- 20． 22 0002． 25 10424 48811． 00． 07． 00 A2- 50． 25 0005． 63 10417 27619． 18． 015． 00 注 试件编号 FF、 FS、 SS 分别代表边界条件两端固支、 一端固支一端简支以及两端简支; 数字 2、 5 代表冲击高度; A1， A2 代表施加 轴力。冲击力作用时间是从落锤接触试件到第一次落锤冲击完成结束; 冲击能量为自由落体的重力势能。残余位移是以试件初 始状态为基准， 试件最终的变形量; 最大位移以试件初始状态为基准， 试件最大变形量 761第 9 期贾志路等 侧向冲击下中空箱形钢管混凝土叠合柱动力响应的实验与有限元分析 ChaoXing 1． 2试件材料 内埋钢管采用低碳钢， 钢筋采用 HRB400， 八边形 钢管采用 Q345， 材料力学性能实验在万能试验机上按 照 金属材料室温拉伸实验方法 GB/T 2282002 进行， 结果如表 2， 混凝土由商品混凝土厂配制生成， 为 了确定试件加载时钢管内外混凝土的实际强度， 同时 制作了标准立方体 150 mm 150 mm 150 mm 混凝 土试块， 测得钢管内外混凝土立方体抗压强度分别为 71． 5 MPa 和 62． 6 MPa。其中 D 为钢管外径， t 为各材 料厚度， fy为屈服强度， fu为抗拉强度。 表 2试件材料几何尺寸和性能 Tab． 2Dimension and properties of specimens 名称D/mmt/mm fy/MPafu/MPa 钢管76． 05． 8307． 0479． 0 八边形钢管- -2． 0304． 0457． 0 纵筋15． 6- -455． 5641． 6 箍筋7． 7- -475． 3670． 0 1． 3实验加载 实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。落锤试验机主要由外围钢 架、 电葫芦吊机、 脱钩器、 锤体、 锤头、 落锤防护装置和 轴力加载系统等组成， 冲击力传感器安装在锤头中部， 与锤体共同组成落锤。落锤尺寸如表 3。轴力加载系 统如图 2 c ， 每 20 片碟簧对合一次， 一共 60 片， 另外 制作8片厚碟簧片， 以便施加轴力时可以将轴力有效 a 实验装置示意图 b 实验现场 c 弹簧碟 图 2落锤冲击实验装置 Fig． 2Drop- weight impact test setup 作用在试件上， 轴力由连接在碟簧与试件之间的传感 器确定， 通过弹簧碟储存的弹性势能可有效解决在冲 击过程中由于试件挠度的产生， 使试件沿轴向方向迅 速缩短， 导致轴向力瞬间消失的情况 ［12 ］。 表 3落锤参数 Tab． 3Parameters of drop- weight 名称直径 D/mm高度 H/mm质量 m/kg 锤体490． 0486． 0719． 4 锤头顶部490． 0150． 0221． 2 冲击力传感器300． 0150． 082． 9 锤头底部450． 0100． 0124． 4 1． 4实验量测 实验中记录了冲击力和跨中侧向位移的时程曲 线。其中， 冲击力时程曲线由固定在锤头中部的力传 感器记录， 数据采集系统采用 NIPXIe- 1006Q， 通过 LabView Signal Express 软件进行采集; 跨中侧向位移时 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 帧/s。轴向力则通过在碟 簧组与试件之间的轴力传感器记录。 2实验结果分析 2． 1实验现象 以试件 FF- 5 为例， 图3 给出了冲击高度为5 m 时， 高速摄像机下箱形叠合柱在侧向冲击时的典型动态过 程 为便于展示裂缝， 部分裂缝进行了手绘 。可以看 到随着时间的变化 ①t 0 ms 时， 落锤到达试件上方， 试件处于静止; ②t 1． 5 ms 时， 落锤与试件刚好接触， 未产生裂缝; ③t 1． 8 ms 时， 试件跨中产生裂缝， 并沿 纵向与横向同时发生; ④t 4． 8 ms 时， 裂缝进一步扩 展， 底部外层混凝土有脱落迹象; ⑤t 9． 0 ms 时， 跨中 位移达到最大; ⑥t 13． 3 ms 时， 外层底部混凝土脱落 明显， 同时落锤回弹速度开始大于试件速度; ⑦t 16． 0 ms 时， 试件回弹至平衡位置上方最大值; ⑧t 20． 0 ms 时， 试件达到平衡位置， 基本静止。 2． 2冲击力时程曲线 图 4 给出了冲击力 F- t 时程曲线， 由图可以看出， 随着冲击高度的增加， 冲击力时程曲线经历了不同的 阶段。对冲击高度为 2 m 的试件， F- t 时程曲线经历了 2 个阶段 峰值阶段 0 ～ 3． 8 ms ， 在 t 2． 5 ms 时， 落 锤以较大速度接触试件的瞬间， 冲击力迅速达到峰值， 同时试件也获得了较大的速度， 随后二者向下移动; 衰 减阶段 3． 8 ～15 ms ， t 8． 5 ms 时， 试件与落锤达到 最低点， 在此过程中外部的混凝土吸收了大部分能量， 之后冲击力迅速衰减， t 15 ms 时由于落锤与试件分 离冲击力降为零。对冲击高度为 5 m 的试件， F- t 时程 曲线则经历了三个阶段 冲击力峰值阶段 0 ～5 ms 落 861振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing a t 0 ms b t 1． 5 ms c t 1． 8 ms d t 4． 8 ms e t 9． 0 ms f t 13． 3 ms g t 16． 0 ms h t 20． 0 ms 图 3试件 FF- 5 在侧向冲击下的动态过程 Fig． 3Dynamic process of specimen under lateral impact FF- 5 锤与试件接触瞬间， 试件的冲击力迅速达到峰值， 然后 又迅速衰减; 冲击力平台阶段 5 ～ 10． 8 ms 试件在经 历一定震荡后， 冲击力稳定在一定范围内， 且持续时间 较长， 除部分能量由外混凝土吸收外， 内埋的钢管混凝 土也发挥了作用， 从而使得冲击力稳定在一定范围内 并持续了一段时间， 同时剩余的冲击能主要耗散在该 阶段; 冲击力衰减阶段 10． 8 ～ 20 ms 冲击力衰减 至零。 另外， 由图 4 a 、 4 c 、 4 e 可知， 冲击高度相同 时， 不同边界条件下的冲击力时程曲线的趋势基本一 致， 如冲击高度为2 m 的试件 FF- 2、 FS- 2、 SS- 2。同时由 图 4 g 、 4 h 、 4 i 可知， 在轴压比为 0． 1、 0． 2 时， 施 加轴力与否不影响冲击力时程曲线的变化趋势。由表 1 及图 4 可得， 冲击力峰值具有离散性， 它不随边界条 件的变化或冲击能量的增大有显著的规律性变化。 2． 3位移时程曲线 图 5 为跨中位移 Δ- t 时程曲线， 图 6 为同一冲击能 量时不同边界条件对跨中最大位移的影响。由图 5 a 、 5 b 、 5 c 及表 1 可知， 随冲击能量增大， 跨中位 移相应增大， 对冲击高度为 5 m 的试件 SS- 5 较 2 m 的 试件 SS- 2， 跨中最大位移增大了 1． 2 倍， 残余位移也相 应增大。当冲击高度相同时， 不同边界条件下试件的 最大位移也有细微差异， 说明边界约束条件对试件最 大位移也有影响， 由图6可以看出 两端简支与两端固 a FF- 2 b FF- 5 c FS- 2 d FS- 5 e SS- 2 f SS- 5 g A2- 2 h A2- 5 i A1- 5 图 4冲击力时程曲线 Fig． 4The time history curve of impact force 961第 9 期贾志路等 侧向冲击下中空箱形钢管混凝土叠合柱动力响应的实验与有限元分析 ChaoXing 定相比， 当高度为 2 m 时， 试件 SS- 2 较试件 FF- 2 相比 跨中最大位移增大 4; 当高度为 5 m 时， 试件 SS- 5 较 试件 FF- 5 跨中最大位移增大 11， 这与文献［ 13］ 中对 钢管混凝土在不同边界条件时跨中最大位移研究结果 类似; 而对残余位移， 简支时试件在冲击过程中整体反 弹， 高速摄像机捕捉点会产生误差， 使得残余位移记录 偏小， 但从整体趋势分析， 2 m 高度时试件基本为弹性 变形， 5 m 时为弹塑性变形。另外， 对图 5 b 中试件 FF- 5 和图 5 c 中试件 A1- 5、 A2- 5 位移时程曲线对比 可知， 在施加了轴力后最大位移和残余位移与不加轴 力时相比变化很小， 说明轴压比为 0． 1、 0． 2 对箱形叠 合柱的跨中位移影响较小。 a 冲击高度 2 m b 冲击高度 5 m c 施加轴力 图 5位移时程曲线 Fig． 5The time history curve of displacement 图 6边界条件对跨中最大位移的影响 Fig． 6Influence of boundary conditions on maximum deation 3有限元模型的建立 3． 1模型描述 为进一步了解箱形叠合柱在冲击荷载下的性能， 基于 ANSYS/LS- DYNA 有限元软件， 主要对两端固定 箱形叠合柱在 5 m 冲击高度时情况进行了有限元模型 验证， 其中钢管和内外混凝土采用 8 节点实体单元 solid164 ， 钢筋采用杆单元 link160 ， 为记录冲击力 落锤锤头同样采用实体单元 solid164 。支座简化为 图7 a 所示， 通过中空矩形夹住试件， 接触面设为面面 接触。模拟过程中， 通过分析知还原落锤真实尺寸结 果更加准确; 不考虑钢筋、 钢管与混凝土的滑移 ［14 ］ ， 网 格划分模型如图 7， 试件单元尺寸为 10 mm。 3． 2材料模型 钢管 内 外 混 凝 土 采 用 塑 性 损 伤 模 型 MAT _ CONCRETE_DAMAGE_REL3 ， 考虑了试件材料损伤模 型， 该模型绝大多数参数均与材料强度相关， 另外用户 需要输入质量密度 RO 、 无约束混凝土的抗压强度 f’ c 、 长度单位转换系数 RSIZE 、 应力单位转换系数 UCF ， 其余参数在计算过程中由 LS- DYNA 自动生 成。利用该功能， 根据实验取混凝土密度均为 2． 4 10 －3 g/mm3， 内外混凝土的强度分别折算为圆柱体抗 压强度输入 61． 56 MPa 和 52． 1 MPa， 长度单位转换系 数和应力单位转换系数为固定值; 并设置了混凝土失 效参数。 a 试件网格 b 钢筋模型 图 7模型网格划分 Fig． 7model and mesh 钢管、 钢板、 纵筋和箍筋、 落锤锤头均采用随动强 化双线性弹塑性模型 MAT_PLASTIC_KINEMATIC ， 其应变率通过 Cowper- Symonds 模型考虑 ［15 ］。落锤锤 体及支座采用刚性材料 MAT_RIGID 。 3． 3有限元模型验证 如表 4， 其中 H 为落锤冲击高度， E0为冲击能量 即落锤自由落体的重力势能 ， Fstab为冲击力平台值， 071振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing Δ 为试件跨中截面最大位移， Ratio 为模拟值与实验值的比值。 表 4结果信息表 Tab． 4The ination of the results 编号H/mm E0/kJ Fstab/kN Δ/mm 实验模拟Ratio实验模拟Ratio FF5 00056． 31． 30 1031． 35 1031． 0315． 0015． 281． 02 SS5 00056． 31． 03 1031． 12 1031． 0816． 6015． 190． 94 图 8 和图 9 分别给出了实验与模拟的冲击力时程 曲线和侧向跨中位移时程曲线， 由表 4 及图 8 可以看 出， 实验较模拟的冲击力曲线， 存在较多波动， 如 FF 工 况下的第二个峰值， 是因为在实验过程中， 落锤质量过 a FF b SS 图 8冲击力时程曲线 Fig． 8Impact force versus time history curves a FF b SS 图 9侧向跨中挠度时程曲线 Fig． 9Lateral mid- span deflections versus time curves 大， 冲击过程中产生振荡以及电信号受到扰动所致， 但 其整体趋势较为吻合， 冲击力在冲击后迅速达到峰值 之后的一段时间内所形成的的平台值与模拟平台值比 值基本保持在 1． 0 左右; 并且从图 9 进一步看出， 在 FF 和 SS 边界条件下， 侧向位移峰值之前计算结果和实验 结果吻合较好， 只是下降段具有一定的误差。该误差 主要源自于数值模拟中锤体的刚性假设、 材料变形的 零热耗散假设以及理想化的约束边界条件， 模型的这 些简化忽略了撞击体的变形能和构件的变形产生的热 能， 导致模拟的构件产生更多的变形来消耗撞击体的 动能， 从而低估了构件的回弹变形; 但从整体效果看模 型能够较好的模拟箱形叠合柱的冲击响应。 3． 4内能分布 冲击能量为 56． 3 kJ 时， 两端固支和两端简支箱形 叠合柱在冲击荷载下， 内部各组件的内能随时间变化 曲线如图 10， 各组件内能分配如图 11。由图 10 可知， 不同边界条件对各组件吸收能量无影响; 其中 A 表示 钢管内混凝土， B 表示钢管， C 表示钢管外混凝土， D 表 示八边形钢管， E 和 F 分别表示纵筋和箍筋。通过分 析， 冲击能量较大时由图 11 知， 外部混凝土吸收的冲 击能量占总内能的 43， 其次是钢管混凝土共占 31， 其余占 26， 因此， 外部混凝土与钢管混凝土共 同作用抵抗冲击， 有效提高了叠合柱的抗冲击能力。 4结论 在本次实验研究范围内， 得出如下主要结论 1 在不同的冲击能量作用下， 冲击力时程曲线表 现出不同的阶段。当冲击高度为 2 m 时， 冲击能量大 部分被外层的钢筋混凝土所吸收， 此时冲击力时程曲 线可分为两个阶段， 峰值阶段及衰减阶段; 当冲击高度 为 5 m 时， 内部钢管混凝土也将吸收更多能量， 从而冲 击力时程曲线类似钢管混凝土， 分为三段式， 即峰值阶 段， 稳定阶段和衰减阶段。 2 随着冲击高度的增大， 边界条件的影响更加明 显。两端简支与两端固定相比， 高度从 2 m 升到 5 m 时， 位移由增大 4 变为 11， 表明两端固定叠合柱与 两端简支叠合柱相比具有更好的抗变形能力。 3 冲击高度为2 m时试件为弹性变形， 冲击高度 为 5 m 时试件表现为弹塑性变形。 171第 9 期贾志路等 侧向冲击下中空箱形钢管混凝土叠合柱动力响应的实验与有限元分析 ChaoXing a FF b SS 图 10内能- 时间曲线 Fig． 10Internal energy versus time curves 图 11内能分配图 Fig． 11Internal energy distribution diagram 4 在轴压比为 0． 2 时， 轴力对箱形叠合柱的影响 不大， 冲击力时程和残余变形都与不加轴力的工况 类似。 5 基于实验建立的有限元模型能铰好的模拟箱 形叠合柱在落锤冲击实验中的力学性能; 而且在冲击 能量较大时箱形叠合柱各组件内能分配合理， 内部钢 管混凝土的抗冲击作用明显。 参 考 文 献 ［1］ 钢管混凝土叠合柱结构技术规程 CECS 188［ S］ ． 北京 中 国计划出版社， 2005． ［2］ 韩林海， 陶忠， 王文达． 现代组合结构和混合结构 试 验、 理论和方法［ M］ ． 北京 科学出版社， 2009 103- 105． ［3］ 赵均海， 侯玉林， 张常光． 方形高强钢管混凝土叠合柱轴压 极限承载力分析［ J］ ． 土木建筑与环境工程， 2016， 38 5 20- 26． ZHAO Junhai， HOU Yulin， ZHANG Changguang． Ultimate bearing capacity of square steel tube- reinforced high strength concrete column under axial compression［ J］ ． Journal of Civil， Architectural and Environmental Engineering， 2016， 38 5 20- 26． ［4］ 康洪震， 钱稼茹． 钢管混凝土叠合柱轴压强度试验研究 ［ J］ ． 建筑结构学报， 2006， 36 增刊 1 22- 25． KANG Hongzhen， QIAN Jiaru． An experiment study of axial compressive strength of concrete filled steel tube composite columns［J］ ． Journal of Building Structures， 2006， 36 Sup 1 22- 25． ［5］ 王刚， 钱稼茹， 林立岩． 钢管混凝土叠合构件受弯性能分析 ［ J］ ． 工业建筑， 2006 2 68- 71． WANG Gang，QIAN Jiaru，LIN Liyan． Study on bending behavior of steel reinforced concrete members［J］ ． Industrial Construction， 2006， 36 2 68- 71． ［6］ 郭全全， 赵羽西， 李芊， 等． 钢管混凝土叠合柱偏心受压性 能试验研究［ J］ ． 建筑结构学报， 2013， 34 12 103- 111． GUO Quanquan， ZHAO Yuxi，LI Qian，et al． Experimental study oneccentriccompressivepropertyofsteeltube- reinforcedconcretecolumns ［J］ ．JournalofBuilding Structures， 2013， 34 12 103- 111． ［7］ 曹万林， 惠存， 董宏英， 等． 底部加强型矩形截面钢管混凝 土叠合柱抗震性能研究［ J］ ． 世界地震工程， 2013， 29 3 14- 21． CAO Wanlin， HUI Cun， DONG Hongying，et al． Study on seismic behavior of bottom strengthened rectangular steel tube reinforcedconcretecolumns ［J］ ．WorldEarthquake Engineering， 2013， 29 3 14- 21． ［8］ 惠存， 曹万林， 王元清， 等． 底部加强矩形钢管混凝土柱抗 震性能优化分析［ J］ ． 振动与冲击， 2016， 35 2 ; 141- 145． HUI Cun， CAO WanLin， WANG Yuanqing et al． Numerical analysis for the seismic perance of bottom strengthened retangular concrete filled steel tube columns［J］ ． Journal of Vibration and Shock， 2016， 35 2 141- 145． ［9］ 侯舒兰， 韩林海， 宋天诣． 钢管混凝土叠合柱耐火性能分析 ［ J］ ． 工程力学， 2014， 31 增刊 109- 114． HOU Shulan，HANLinhai，SONGTianyi． Analysison concrete- encased CFST columns under fire［J］ ． Engineering Mechanics， 2014， 31 Supl 109- 114． ［ 10］ 韩林海， 宋天诣． 钢- 混凝土组合结构抗火设计原理［M］ ． 北京 科学出版社， 2012 5- 112． ［ 11］ 徐蕾， 刘玉彬． 钢管混凝土叠合柱耐火性能研究［ J］ ． 建筑 结构学报， 2014， 35 6 33- 41． XU Lei， LIU Yubin． Research on fire resistance of CFSTRC columns subjected to fire［ J］ ． Journal of Building Structures， 2014， 35 6 33- 41． ［ 12］ 王蕊． 钢管混凝土结构构件在侧向撞击下动力响应及其损 伤破坏的研究［ D］ ． 太原 太原理工大学， 2008． ［ 13］ WANG Rui， HAN Linhai， ZHAO Xiaoling， et al． Experimental behavior of concrete filled double steel tubular CFDST members under low velocity drop weight impact［J］ ． Thin- Walled Structures， 2015， 97 279- 295． ［ 14］ 程小卫， 李易， 陆新征， 等． 撞击荷载下钢筋混凝土柱动力 响应的数值研究［ J］ ． 工程力学， 2015， 32 2 53- 63． CHENG Xiaowei，LI Yi，LU Xinzheng，et al． Numerical investigation on dynamic reponses of reinforced concrete columnssubjectedtoimpactloading ［J］ ． Engineering Mechanics， 2015， 32 2 53- 63． ［ 15］ HALLQUIST J O． LS- DYNA keyword user’ s manual［M］ ． California Livermore Software Technology Corporation， 2012 311- 317． 271振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing