钢-混凝土组合结构因承载力高、延性好、稳定性强及抗震性能良好等优点，被广泛应用于高层建筑、工业厂房和桥梁等结构^[1]。然而，在组合结构服役期间，钢材易发生锈蚀，导致结构承载力下降，甚至发生失效破坏。纤维增强复合材料（fiber reinforced polymer，FRP）具有自重轻、强度高、抗腐蚀性强、约束效果好等优点，可以明显改善结构工程应用中的钢材腐蚀问题。FRP主要包括玻璃纤维增强复合材料（glass fiber reinforced polymer，GFRP）、碳纤维增强复合材料、芳纶纤维增强复合材料和玄武岩纤维增强复合材料。其中，GFRP因具有抗拉强度高、价格低等优点，得到了广泛应用^[2-3]。采用纤维缠绕成型的GFRP管材与钢骨混凝土相结合，形成GFRP管-钢骨混凝土组合柱，能充分发挥各组成材料的力学性能。GFRP管的存在改善了混凝土的强度和延性；钢骨的存在提高了构件的受压、受剪和抗震性能；混凝土的存在延缓了GFRP管的局部纤维撕裂，阻止了钢骨的屈曲，提高了构件的稳定性^[4]。将GFRP管-钢骨混凝土组合构件应用于大跨度桥梁，可减轻桥梁自重，提高桥梁结构刚度，延长桥梁使用寿命，降低日常维护费用；将它应用于地质条件复杂、盐度大、湿度高及有腐蚀性物质的近海工程，结构的抗腐蚀能力显著提升。因此，GFRP管-钢骨混凝土在土木工程中具有巨大的应用潜力和广阔的发展空间。

然而，在实际工程中GFRP管-钢骨混凝土不可避免地遭受撞击等偶然荷载的作用。一旦发生撞击，结构可能发生严重损伤，甚至完全丧失承载能力，给人们的生命和财产造成巨大损失。目前，对GFRP管-钢骨混凝土组合构件的研究主要集中在轴压^[5-6]、偏压^[7-8]和抗震性能^[9-10]等方面。已有研究^[11-12]表明，含钢率是构件承载力和延性的重要影响因素之一，但是关于含钢量对构件抗冲击性能影响的研究仍很缺乏，影响机制也不明确。基于此，本文中在验证有限元模型正确的基础上，深入研究含钢率对不同长细比构件破坏模式、截面弯矩发展、冲击力以及能量耗散的影响，以期为该类组合构件的实际工程应用提供参考。

1.   有限元模型

1.1   单元选取

有限元模型由GFRP管、H型钢、混凝土和冲击块4个部分组成，如图1所示，其中L为构件长度。GFRP管采用四节点减缩积分格式的壳单元划分，H型钢和混凝土采用八节点减缩积分格式的三维实体单元划分，冲击块（横截面尺寸为40 mm×80 mm）采用四节点格式的三维刚体单元划分。GFRP管与混凝土、钢骨与混凝土，以及冲击块与GFRP管之间均采用面面接触，法向采用硬接触，切向采用罚接触，GFRP管与混凝土以及钢骨与混凝土之间的摩擦因数均设为0.6^[8]，冲击块与GFRP管之间的摩擦因数设为零^[13]。

图  1  数值模型

Figure  1.  Numerical model

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构件的边界条件为两端端面固定。网格尺寸对计算结果至关重要，综合考虑计算精度和计算耗时，对构件的冲击部位进行局部加密。通过在预定义场中为冲击块赋予初速度的方法来模拟对构件的冲击，且冲击方向为钢骨弱轴方向。

1.2   材料属性

GFRP接近理想弹性材料，其本构模型为：

式中：σ_frp、E_frp和ε_frp分别为GFRP材料的应力、弹性模量和应变。

GFRP的应变率效应不明显^[14-15]，可以不予考虑。而混凝土和钢材的强度与应变率相关，需要考虑二者的应变率效应。混凝土采用塑性损伤模型描述，其中受压模型采用Lam等^[16]提出的FRP约束混凝土应力-应变关系，受拉模型采用能量破坏准则^[17]。混凝土的应变率效应采用CEB-FIP（2010）规范^[18]中的模型：

式中：f_d、f_s分别为动力、静力加载时混凝土的抗压强度；$\dot \varepsilon_{\mathrm{d}}$、$\dot \varepsilon_{\mathrm{s}}$分别为动力、静力加载时混凝土的压缩应变率，$\dot \varepsilon_{\mathrm{d}}$的取值范围为3×10⁻⁵～300 s⁻¹；f_td、f_ts分别为动力、静力加载时混凝土的抗拉强度；$\dot \varepsilon_{\mathrm{t}}$、$\dot \varepsilon_{\mathrm{t0}}$为动力、静力加载的拉伸应变率，$\dot \varepsilon_{\mathrm{t}}$的取值范围为10⁻⁶～300 s⁻¹。

钢材采用五段式本构模型^[1]，且采用Cowper-Symonds模型^[19]考虑应变率效应：

式中：$\dot \varepsilon$为钢材的应变率；σ_d为钢材在应变率为$\dot \varepsilon$时的应力；σ_y为钢材的初始屈服应力；D和P为材料参数，通常取D=6844 s⁻¹，P=3.91^[19]。

1.3   模型验证

本文中，从GFRP管-钢骨混凝土构件的静力性能和FRP组合构件的动力性能两方面验证模型的正确性。采用ABAQUS软件对文献[8, 20-21]中GFRP管-钢骨混凝土构件、FRP-混凝土-钢管组合柱及FRP-钢管混凝土构件的试验结果进行模拟验证。

图2显示了GFRP管-钢骨混凝土构件的荷载-位移曲线。可以看出，在弹性阶段，模拟和试验结果吻合较好，在弹塑性阶段，二者存在6%的误差，这主要是由于模拟采用的材料参数与实际材料有差异。总体上看，有限元模型能够预测GFRP管-钢骨混凝土构件的静力性能。

图  2  荷载-位移关系曲线

Figure  2.  Load-displacement curves

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图3显示了FRP-混凝土-钢管组合柱（F2H）和FRP-钢管混凝土构件（LCL1(1)）的冲击力时程曲线，其中：d、m、v分别为截面直径、冲击块质量和速度。可以看出，模拟结果与试验结果基本相同。表1对比了模拟和试验得到的构件冲击力学性能，其中：F_max为冲击力峰值，F_osc为振荡段振荡均值，Δ_max为构件L/2处位移极值。试验与模拟的最大误差为20%，这主要是由于夹具及钢板的数据不详。总体而言，模拟的准确性较好，该模型能够用于GFRP管-钢骨混凝土构件的计算分析。

图  3  冲击力时程曲线

Figure  3.  Impact-time history curves

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表  1  试件冲击力学性能

Table  1.  Impact mechanical properties of specimens

构件	Fmax				Fosc				Δmax
	模拟/kN	试验/kN	误差/%		模拟/kN	试验/kN	误差/%		模拟/mm	试验/mm	误差/%
F2H	109.0	129.4[20]	16		25	28.4[20]	12		104.5	105[20]	0
LCL1(1)	252.3	227.3[21]	11		28	32[21]	13		28.2	23[21]	20

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2.   构件模型设计

为研究含钢率α和长细比λ对GFRP管-钢骨混凝土构件抗冲击性能的影响，建立了15个不同参数的构件模型。根据JGJ 138—2016《组合结构设计规范》^[22]，H型钢的含钢率α不宜小于4%，且不宜大于15%，故本研究中模型的含钢率在4.8%～11.9%之间。构件长细比λ在8～33之间。GFRP管的内径为180 mm，厚度为4 mm，纤维缠绕角度为45°/–45°，弹性模量为41.29 GPa，极限抗拉强度为884.5 MPa^[23]，混凝土强度等级为C30，钢骨为Q235钢材。Sharma等^[24]将冲击块速度低于15 m/s、质量小于2722 kg的冲击定义为低速冲击。为了模拟低速冲击，设定冲击块的速度为8.43 m/s，质量为230 kg，模型的具体参数见表2，其中：L为长度，h、b、t₁和t₂分别为高度、翼缘宽度、腹板厚度和翼缘厚度，I_x为强轴截面惯性矩。

表  2  低速冲击模型的参数

Table  2.  Parameters for low velocity impact model

构件	L/mm	λ	H型钢				Fmax/kN	Fosc/kN	Δmax/mm
			翼缘类型	α/%	h×b×t1×t2/mm	Ix/cm4
SW	700	8	—	0	—	—	318	518	18.7
SJ1	700	8	窄	4.8	100×50×5×7	192	388	558	15.6
SJ2	700	8	窄	7.1	150×75×5×7	679	548	651	11.2
SJ3	700	8	宽	8.6	100×100×6×8	383	520	587	12.7
SJ4	700	8	宽	11.9	125×125×6.5×9	847	634	629	11.0
MW	1800	20	—	0	—	—	318	138	52.9
MJ1	1800	20	窄	4.8	100×50×5×7	192	377	174	42.0
MJ2	1800	20	窄	7.1	150×75×5×7	679	531	228	29.6
MJ3	1800	20	宽	8.6	100×100×6×8	383	478	200	34.4
MJ4	1800	20	宽	11.9	125×125×6.5×9	847	620	255	26.6
LW	3000	33	—	0	—	—	283	53	116.2
LJ1	3000	33	窄	4.8	100×50×5×7	192	367	77	81.7
LJ2	3000	33	窄	7.1	150×75×5×7	679	529	108	56.7
LJ3	3000	33	宽	8.6	100×100×6×8	383	472	97	63.8
LJ4	3000	33	宽	11.9	125×125×6.5×9	847	572	124	47.9

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3.   典型构件的受力分析

3.1   冲击全过程

图4显示了典型构件MJ3归一化处理后的力学参数，包括冲击力（F）、L/2处侧移（Δ）、冲击块速度（v）、构件速度（v₁）、GFRP管与混凝土相互作用力（F_G）以及钢骨与混凝土相互作用力（F_S）。将冲击方向的运动定义为正向运动。

图  4  MJ3的归一化力学参数时程曲线

Figure  4.  Time history curves for normalized mechanical parameters of MJ3

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从图4可以看出，构件的冲击过程可分为3个阶段：峰值段（OA）、振荡段（AB）和下降段（BC）。在O时刻，冲击开始，冲击块未接触构件表面；在A时刻，冲击力达到峰值；在B时刻，构件L/2处侧移达到最大值；在C时刻，冲击块与构件分离。在峰值段（OA），冲击块将能量传递给构件，冲击块速度减小，构件速度增大，构件未发生明显侧移；在振荡段（AB），冲击块和构件的速度均降低，且速度基本一致，构件充分变形，在B时刻侧移达到最大值；在下降段（BC），构件的弹性势能恢复，冲击块与构件反向运动，构件变形减小20%。GFRP管与混凝土相互作用力时程曲线与冲击力时程曲线的变化趋势基本一致，表明GFRP管能迅速传递冲击力至混凝土，并保持较高的刚度和响应速度。而钢骨与混凝土相互作用力时程曲线较为平缓，这是由于混凝土吸收了部分冲击能量，并延缓了冲击力传递。在正向运动过程中，当冲击块速度大于构件速度时，冲击力增大；当冲击块速度小于构件速度时，冲击力减小。冲击块速度较大时，其具有较大的动能，在冲击构件时会传递更多的能量给构件，导致两者之间的相互作用增强，冲击力增大。构件速度较大时，冲击块与构件有分离的趋势，导致两者之间的相互作用减弱，冲击力减小。

图5～7显示了特征时刻典型构件的应力云图，其中：GFRP管为环向应力云图，混凝土为构件L/2位置处冲击方向横截面的应力云图（$f'_{\mathrm{c}}$为混凝土抗压强度），钢骨为Mises应力云图。

图  5  A时刻应力云图

Figure  5.  Stress nephogram at moment A

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图  6  B时刻应力云图

Figure  6.  Stress nephogram at moment B

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图  7  C时刻应力云图

Figure  7.  Stress nephogram at moment C

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从图5可以看出，在A时刻，受GFRP管纤维缠绕角度的影响，冲击位置受拉区与受压区在空间上交叉分布，冲击对侧形成45°受拉区。随着力的传递，混凝土截面顶部冲击区域的压应力较高，达到192 MPa（7.9$f'_{\mathrm{c}}$），出现这种现象的原因是GFRP管的约束作用和混凝土应变率效应均提高了混凝土抗压强度。混凝土压应力由顶部向两侧逐渐降低，同时由钢骨上翼缘与腹板交接处向外呈梯度降低。冲击部位钢骨腹板的应力大于钢材在静力荷载作用下的屈服强度（235 MPa），其余部分仍处于应力弹性段，此时钢骨未发生明显变形。

从图6可以看出，在B时刻，由于GFRP管的约束作用，其环向应力呈升高趋势，最大环向拉应力升高22%，最大压应力升高21%。随着构件弯曲变形的发展，GFRP管环向受拉区域的面积增大。而钢骨与混凝土发生卸载，相较于A时刻，钢骨最大应力降低12%，钢骨整体产生明显的弯曲变形，混凝土顶部压应力降低55%。值得注意的是，由于应变率效应，在A时刻冲击部位腹板已进入静载下的应力强化段，但在B时刻此处的应力处于应力弹塑性段，应力降低。

从图7可以看出，在C时刻，撞击体与构件分离，构件回弹，GFRP管的最大环向拉应力降低41%，最大压应力降低63%。由于GFRP管约束混凝土，其部分环向拉应力仍呈升高趋势。相较于B时刻，混凝土顶部压应力降低86%，钢骨弯曲变形有所恢复。

3.2   截面弯矩发展

图8为典型时刻构件的截面弯矩。从图8(a)可以看出，在A时刻构件中部截面弯矩最大，GFRP管、混凝土和钢骨分别承担14%、31%和55%的截面弯矩，表明此时冲击力已传递至钢骨，钢骨承担截面大部分弯矩。同时，冲击力由跨中向支座端传递，使得构件产生负弯矩，但未传递至支座端，此处弯矩基本为零。

图  8  截面弯矩

Figure  8.  Bending moment of cross section

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在B时刻，构件的反弯点位置从构件2/5处移至1/4处，弯矩分布形状接近固支杆在集中荷载下的分布形状。GFRP管、混凝土和钢骨在中部截面分别承担42%、20%和38%的弯矩。GFRP管在中部截面承担的弯矩最大，说明GFRP管在振荡段既承受冲击力作用又在环向约束混凝土，发挥双重作用。

在C时刻，构件发生回弹，弹性势能恢复，钢骨与混凝土在中部截面产生了负弯矩。而GFRP管在中部截面仍然承担正弯矩，构件反弯点的位置基本未发生改变，弯矩分布形状接近固支杆在均布荷载下的分布形状。

图9为构件中部截面的弯矩时程曲线。可以看出，在冲击过程中，构件中部截面基本一直承受正弯矩，表明构件在冲击作用下发生弯曲。在峰值段（OA），由于力的传递，GFRP管、混凝土和钢骨的截面弯矩呈增长趋势。在振荡段（AB），随着构件弯曲变形的发展，GFRP管和钢骨的截面弯矩增大，GFRP管弯矩增至21.69 kN·m，对截面弯矩贡献最大。混凝土截面弯矩在此阶段出现小波动，这是冲击块与构件相互作用减弱造成的。因钢骨发生屈服，后期的截面弯矩趋于平缓。在下降段（BC），构件发生回弹，截面弯矩由正弯矩逐渐转变为负弯矩。

图  9  L/2截面弯矩

Figure  9.  Bending moment at the L/2 cross section

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3.3   能量分析

图10显示了构件及各组成部分的能量耗散。可以看出，在峰值段（OA），能量耗散率（耗能/总能量）低于5%，此时构件尚未发生明显的变形，大部分能量耗散由混凝土承担。这是因为在冲击荷载的传递过程中，混凝土抵抗局部变形耗散较少的能量。进入振荡段（AB）后，能量耗散率直线上升。在B时刻，构件已经发生了明显的变形，其中GFRP管的能量耗散占总耗散能的25%，混凝土占27%，钢骨占48%。由此可见，钢骨是构件变形的主要承担者。在下降段（BC），构件能量耗散降低8%，这是由于弹性势能得到了一定的恢复，从而缓解了构件变形。

图  10  能量耗散

Figure  10.  Energy dissipation

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3.4   破坏模式

图11为典型构件MJ3冲击结束后构件的破坏云图，其中图11(a)为GFRP管的基体拉伸/压缩损伤云图，图11(b)为混凝土的最大主塑性应变云图，图11(c)为钢骨的等效塑性应变云图。压缩/拉伸损伤反映GFRP管基体的破坏程度，数值为1表示完全破坏。混凝土最大主塑性应变云图中箭头方向为应变方向，垂直于混凝土开裂方向，箭头越长，表明应变越大。钢骨的等效塑性应变反映钢材在加载时间内塑性应变的累加效应，其值大于零，表明钢材已经发生屈服。

图  11  破坏云图

Figure  11.  Failure nephograms

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从图11可以看出：GFRP管基体的压缩破坏程度由冲击部位及对侧两端向四周递减，破坏程度较大的区域长度占总长的41%，其中最大的破坏程度达到了77%；GFRP管基体拉伸破坏的主要区域为冲击侧两端和冲击部位对侧附近，冲击部位及冲击对侧两端的拉伸破坏呈条状，破坏程度较大的区域长度占总长45%，基体拉伸破坏区域面积大于压缩破坏，破坏程度最大达到95%。可见，冲击荷载作用下，基体拉伸破坏先于基体压缩破坏发生。冲击部位及冲击对侧的混凝土开裂最严重，钢骨翼缘附近混凝土次之。钢骨冲击侧翼缘两端的等效塑性应变最大，达到0.023；钢骨在冲击部位及两端附近屈服，而冲击部位应变较大的区域长度占总长17%，钢骨有明显的塑性变形。

综上所述，GFRP管-钢骨混凝土构件在侧向冲击作用下的破坏模式表现为构件整体弯曲破坏，且伴随着GFRP管及混凝土冲击区域局部破坏。

4.   构件抗冲击性能的影响因素

4.1   含钢率

图12为相同长细比下不同含钢率构件的冲击力时程曲线。可以看出，在相同长细比下，与未配置钢骨的构件相比，内置钢骨的构件冲击力峰值提高19%～102%，振荡段振荡均值提高7%～134%，持时略有缩短，说明内配钢骨的组合构件的抗冲击性能更优越。随着含钢率增大，构件的冲击力峰值和振荡均值基本呈增大趋势。然而，含钢率由7.1%增至8.6%时，构件的冲击力峰值和振荡均值却出现了下降，且长细比为8、20和33 等3类构件的冲击力峰值下降幅度分别为5.1%、10.0%和10.8%，振荡均值下降幅度分别为9.8%、12.3%和10.2%。这是因为含钢率为7.1%的窄翼缘型钢强轴惯性矩为679 cm⁴，含钢率为8.6%的宽翼缘型钢强轴惯性矩为383 cm⁴，前者的惯性矩比后者大77%，前者的抗弯刚度大于后者。由于构件的破坏模式为整体弯曲破坏，抗弯刚度在冲击过程中是影响构件动态响应的关键因素，因此，当含钢率相差较小而截面惯性矩相差较大时，截面抗弯刚度对构件抗冲击性能的影响大于含钢率。

图  12  相同长细比下不同含钢率构件的冲击力时程曲线

Figure  12.  Time history curves of impact force of the specimens under different steel ratios with the same slenderness ratio

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图13为相同长细比下不同含钢率构件在L/2处的侧移时程曲线。可以看出，在相同长细比下，与未配置钢骨的构件相比，内置钢骨的构件的侧移极值下降17%～59%，残余侧移下降13%～68%，说明内配钢骨可以减小组合构件的侧向位移，提高抗冲击性能。随着含钢率增大，构件侧移极值和残余侧移基本呈下降趋势。然而，当含钢率由7.1%增至8.6%时，侧移极值和残余侧移略有增长，这与构件的抗弯刚度有关。当含钢率由7.1%增至11.9%时，长细比为8、20和33 等3类构件的侧移极值下降幅度分别为1.8%、10.1%和15.5%，残余侧移的下降幅度分别为5.2%、15.5%和22.7%。这表明：当长细比较小时（λ≤8），钢骨的强轴惯性矩较大，含钢率和强轴惯性矩同时增加对构件侧移的影响较小；当长细比较大时（λ≥20），含钢率和钢骨强轴惯性矩同时增加对构件侧移的影响显著。

图  13  相同长细比下不同含钢率构件的L/2处侧移时程曲线

Figure  13.  Time history curves of lateral deflection of the specimens at L/2 under the different steel ratios with the same slenderness ratio

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4.2   长细比

图14(a)显示了相同含钢率下不同长细比构件的冲击力峰值（F_max）和振荡段振荡均值（F_osc），图14(b)显示了其L/2处侧移极值（Δ_max）和L/2处残余侧移（Δ_res）。从图14(a)可以看出，相同含钢率下不同长细比构件的冲击力峰值差值均在10%以内，这是因为冲击力第一峰值主要与构件冲击速度及接触刚度有关^[25]，构件抗弯刚度对其影响较小。长细比为8、20和33 等3类构件的振荡均值差值较大，长细比为20的构件较长细比为8的构件的振荡均值降低59%～69%，长细比为33的构件较长细比为8的构件的振荡均值降低80%～86%。较大长细比的构件的抗弯刚度较小，且在峰值段后受到较小的相互作用力，振荡段的动态响应较弱，振荡均值较小。从图14(b)可以看出，长细比为20和33的构件的侧移极值分别为长细比为8的构件的2.5和5.0倍，振荡段构件充分变形，随着长细比增加，构件弯曲变形增大，抗冲击性能下降。

图  14  长细比对冲击力和L/2处侧移的影响

Figure  14.  Influence of slenderness ratio on impact force and lateral deflection

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图15为相同含钢率下不同长细比构件的各阶段持时。从图15可以看出：各构件峰值段的持时基本相同，振荡段和下降段的持时均随长细比增加而增加。这是因为随着构件长细比的增大，弯曲变形增大，相互作用时间延长，应力向周围传递所需的时间增长，因此构件振荡段和下降段的持时增长。

图  15  相同含钢率下不同长细比构件的各阶段持时

Figure  15.  Duration time of specimens with different slenderness ratios under the same steel ratio

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5.   耗能分析

构件冲击过程中的总耗能为：

式中：E_P为塑性总耗能，E_E为弹性应变能，E_CD为黏弹性或蠕变过程的能量耗散，E_A为伪应变能。若伪应变能小于总耗能的10%，则模型正确。本研究中无黏弹性或者蠕变过程的能量耗散，伪应变能约为总耗能的5%。

表3列出了冲击过程中构件的耗能，其中：E_IC为混凝土耗能，E_IS为钢骨耗能，E_PS为钢骨塑性耗能。

表  3  构件耗能

Table  3.  Energy consumption of members

构件	EI/kJ	EIC/kJ	EIS/kJ	EE/kJ	EP/kJ	EPS//kJ
SW	6.46	4.10		2.94	3.38
SJ1	6.66	2.95	1.95	2.15	4.20	1.86
SJ2	6.81	2.41	3.06	1.79	4.79	2.93
SJ3	6.46	2.53	2.34	1.97	4.14	2.24
SJ4	6.47	2.08	2.93	1.77	4.41	2.80
MW	7.42	4.04		4.16	3.16
MJ1	7.33	2.88	2.24	2.66	4.36	2.17
MJ2	7.32	2.22	3.95	1.82	5.34	3.82
MJ3	7.07	2.13	3.38	2.00	4.84	3.31
MJ4	6.90	1.60	4.47	1.19	5.50	4.39
LW	7.60	4.02		4.23	3.25
LJ1	7.55	3.00	2.50	2.77	4.58	2.39
LJ2	7.50	2.29	4.12	1.78	5.56	4.01
LJ3	7.30	2.25	3.56	2.42	4.64	3.37
LJ4	7.09	1.81	4.52	1.25	5.60	4.37

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5.1   含钢率对耗能的影响

图16显示了相同长细比下不同含钢率构件的耗能。由图16和表3可知：GFRP管-钢骨混凝土构件的耗能与含钢率有关；当含钢率较低（α=4.8%）时，对相同长细比的构件，混凝土耗能较GFRP管耗能增加46%～68%，较钢骨耗能增加20%～51%，长细比越小，混凝土的耗能越多；当含钢率较高（α≥7.1%）时，对于λ=8的构件，混凝土和钢骨的耗能基本相同，GFRP管的耗能约占总能耗20%；对于λ≥20的构件，钢骨耗能较混凝土耗能增加58%～179%，较GFRP管耗能增加117%～498%，即λ≥20的构件耗能主要依靠钢骨的塑性耗能，即抵抗变形所消耗的能量。

图  16  不同含钢率下相同长细比构件的耗能

Figure  16.  Energy consumption of specimens under the different steel ratios with the same slenderness ratio

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图17为钢骨塑性耗散能时程曲线。可以看出：在峰值段，钢骨塑性耗能较少，钢骨未发生明显变形；在振荡段，钢骨塑性耗能呈线性增长，钢骨变形发展充分；在下降段，钢骨塑性耗能基本不变。内置同类型（窄翼缘或宽翼缘）钢骨时，随着含钢率增加，钢骨塑性耗能增加；内置不同类型钢骨时，钢骨的强轴惯性矩越大，钢骨塑性耗能越大。

图  17  钢骨塑性耗散能时程曲线

Figure  17.  Time history curves of encased steel plastic dissipation energy

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5.2   长细比对耗能的影响

图18显示了相同含钢率下不同长细比构件的耗能。由表3和图18可知：当含钢率较低（α=4.8%）时，λ≥20的构件的GFRP管耗能、混凝土耗能和钢骨耗能均大于λ=8的构件，各材料的耗能较为均匀，占总耗能的1/3；当含钢率较高（α≥7.1%）时，λ≥20的构件的GFRP管耗能和混凝土耗能小于λ=8的构件，钢骨耗能则大于λ=8的构件。各材料的耗能随着构件长细比的增大呈非线性变化，钢骨耗能明显大于混凝土和GFRP管的耗能，冲击后期构件变形消耗的能量主要由钢骨承担。随着构件长细比的增大，构件耗能增加。

图  18  相同含钢率下不同长细比构件耗能对比

Figure  18.  Energy consumption of specimens with different slenderness ratios under the same steel ratio

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6.   结　论

对侧向冲击荷载作用下GFRP管-钢骨混凝土组合构件的动态响应进行了数值模拟，研究了含钢率对不同长细比构件抗冲击性能的影响，主要结论如下：

(1) 内置钢骨能够提高组合构件的抗冲击性能，减小构件的侧移；

(2) 组合构件在侧向冲击荷载作用下的破坏模式表现为构件整体受弯破坏，以及GFRP管和混凝土冲击区域局部破坏，受力全过程可分为峰值段、振荡段、下降段3个阶段；

(3) 对于以弯曲破坏为主的构件，截面抗弯刚度是影响构件抗冲击性能的主要因素之一；在含钢率相差不多（1.5%）的情况下，宜配置惯性矩大的窄翼缘型钢；

(4) 在冲击振荡段，GFRP管不仅承受冲击力作用，而且环向约束混凝土，发挥双重作用；

(5) 组合构件的塑性耗能随含钢率和长细比增加而增加，对于λ≥20的构件，抵抗弯曲变形所消耗的能量大部分由钢骨承担。