Page 171 - 《爆炸与冲击》2026年第3期
P. 171
第 46 卷 樊元帅，等： 压弯与撞击耦合作用后圆端形钢管混凝土柱的剩余力学性能 第 7 期
3 有限元模拟
3.1 有限元模型的建立
基于 ABAQUS 软件中的 Explicit 模块建立了圆端形钢管混凝土柱侧向撞击模型和剩余承载力模
型。由于圆端形截面的特殊性，其外钢管对核心混凝土的约束作用与传统方形和圆形钢管混凝土存在
差别，因此对混凝土采用 Zhao 等 [16] 提出的考虑圆端钢管约束影响的应力-应变关系：
2x− x 2 x≤1 (l/w) ( f ′ 0.1
0.5
)
y = x β 0 = √ c ，η = 1.6+1.5/x (1)
η x＞1 1.2 1+ξ
β 0 (x−1) + x
2 −6 ′ )×10 ；σ 和 c ε 为混凝土当前时刻的静态应力
−6
c
c0
c0
c
0
c
0
0
式中：y=σ /σ ；x=ε /ε ；ε =ε +800ξ ×10 ；ε =(1 300+12.5 f c
′
和应变，σ 和 0 ε 分别为混凝土的峰值应力和应变；ε 为无约束混凝土单轴受压时的峰值应变；f 为混凝
0
0
c
c
土圆柱体的抗压强度；ξ 为钢管对混凝土的约束效应系数。
钢管对混凝土的约束效应系数 ξ 采用 GB/T 51446－2021 [17] 中的方法计算：
A s f y
ξ = (2)
A c f ck
式中：A 和 s A 分别为钢管和钢管内混凝土的截面面积，f 为混凝土轴心抗压强度的标准值。
c
k
c
钢材采用韩林海等 [18] 提出的二次塑流五段式应力（σ）-应变（ε）关系：
E s ε ε≤ε 1
2
−Aε + Bε+C
ε 1 ＜ ε≤ε 2
σ = f y ε 2 ＜ε≤ε 3 (3)
Å ã
ε−ε 3
f y 1+0.6 ε 3 ＜ ε≤ε 4
ε 4 −ε 3
1.6 f y ε＞ε 4
2
式中：A=0.2f /(ε −ε ) ，B=2Aε ，C=Aε −Bε +0.8f ，ε =0.8f /E ，ε =1.5ε , ε =10ε ，ε =100ε ，ε 、ε 、ε 和 3 ε 分别
2
4
y
4
y
1
s
1
3
1
1
2
1
2
1
y
2
1
2
1
为弹性阶段上限应变、屈服起点的应变、屈服平台终点的应变和强化段的最终应变。
分别采用 CEB-FIP 模型 [19] 和 Cowper-Symonds 模型 [20] 表征撞击作用下应变率效应对混凝土和钢材
材料强度的提高：
® 1.026a −1
(˙ε con,d /˙ε con,sta ) ˙ ε con,d ≤30 s
σ con,d /σ con,sta = (4)
γ(˙ε con,d /˙ε con,sta ) 1/3 ˙ ε con,d ＞30 s −1
σ steel,d /σ steel,sta = 1+(˙ε steel,d /D) 1/p (5)
式中：σ con, d 和 σ con,st a 分别为混凝土的动态与静态抗压强度； ˙ ε con,d 和 ˙ ε con,sta 分别为混凝土的动态和静态应变
率；σ d 和 σ a ˙ ε steel,d 为钢材的动态应变率；当参数 D 和 p 分别取
steel, steel,st 分别为钢材的动态与静态屈服强度；
6 844 s 和 3.91 时，Cowper-Symonds 模型可较好地模拟普通碳素钢管在撞击作用下应变率增强效应 [21-24] 。
−1
撞击模型如图 8(a) 所示，其中 u 、u 、u 和 z r 、r 、r 分别为试件两端沿 x、y、z 方向的平动位移及绕 x、
z
x
y
y
x
y、z 轴的转动自由度。对核心混凝土和钢管均采用 C3D8R 实体单元模拟，对落锤采用 S4R 壳单元模拟。
通过平板铰 [13-14, 25] 实现简支边界条件，采用弹簧单元通过“耦合”约束对试件施加轴向荷载 [26-28] 。在
相互作用属性中定义钢管和混凝土分别为主面和从面，钢管与混凝土之间采用面面接触。通过设置落锤
质量并赋予其初始速度以施加撞击荷载，落锤与试件钢管外表面之间的切向库仑摩擦因数设定为 0，法
向为硬接触。此外，钢管混凝土中钢材与混凝土界面的切向库仑摩擦因数通常取为 0.57～0.65 [29] ，因此
选取 0.6 作为钢管内表面与混凝土之间的切向库仑摩擦因数，其法向接触同样采用硬接触 [14, 30] 。图 8(b)
给出了撞击后剩余承载力模型，将撞击后的计算结果通过“预定义场”导入剩余承载力模型中，在端板
中心处设置参考点并采用位移加载的方式施加轴力。对模型网格进行了收敛性分析，并根据结果确定
了沿横截面与纵向的网格尺寸分别为试件长度的 1/150 和 1/75。
073901-6
