沖擊作用下鋼筋混凝土深梁動(dòng)力性能試驗(yàn)研究

第一作者 許斌 男，博士，教授，1972年生

沖擊作用下鋼筋混凝土深梁動(dòng)力性能試驗(yàn)研究

許斌1,2，曾翔1,3

(1. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙410082；2.湖南大學(xué) 建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410082;3.海南大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，海口570228)

摘要：為了探討在沖擊荷載作用下鋼筋混凝土深梁的動(dòng)力性能，利用大型落錘試驗(yàn)機(jī)對(duì)兩組具有不同靜載破壞特性的簡(jiǎn)支鋼筋混凝土深梁進(jìn)行了不同沖擊速度下的動(dòng)力性能試驗(yàn)研究，并考慮了二次沖擊的影響。通過對(duì)高速攝像機(jī)所記錄的各試件在沖擊過程中裂縫的發(fā)生、發(fā)展直至試件破壞的全過程進(jìn)行分析和不同荷載下裂縫形態(tài)差異的對(duì)比分析，表明不同的沖擊速度下試件裂縫的發(fā)生、發(fā)展過程及裂縫形態(tài)表現(xiàn)出明顯的差異，二次沖擊下的主要裂縫基本遵循一次沖擊產(chǎn)生的裂縫路徑發(fā)展。詳細(xì)分析了沖擊力和跨中位移時(shí)程曲線以及沖擊力-跨中位移曲線的特征，發(fā)現(xiàn)沖擊力峰值與沖擊速度、最大跨中位移和跨中殘余位移與沖擊速度在不發(fā)生嚴(yán)重剪切破壞時(shí)均滿足近似線性關(guān)系。分析還表明，具有較好延性的深梁具有更好的抗沖擊性能。最后，通過對(duì)比分析沖擊力、支座反力和慣性力時(shí)程曲線，得出采用沖擊力峰值和支座反力峰值作為深梁的抗沖擊承載力均不準(zhǔn)確的結(jié)論。

關(guān)鍵詞：鋼筋混凝土深梁；抗沖擊行為；裂縫形式；裂縫發(fā)展；慣性效應(yīng)；抗沖擊承載力

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金重大研究計(jì)劃重點(diǎn)項(xiàng)目(90715033);培育項(xiàng)目(91015007)

收稿日期：2013-06-07修改稿收到日期：2014-02-20

中圖分類號(hào):TU375.1文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

Tests for dynamic behaviors of deep RC beams under impact loadings

XUBin1,2,ZENGXiang1,3(1. College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China;2. The Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficiency of Ministry of Education, Hunan University, Changsha 410082, China;3. College of Civil Engineering and Architecture, Hainan University, Haikou 570228, China)

Abstract:In order to understand the dynamic behaviors of deep reinforced concrete (RC) beams under impact loadings, falling-weight impact tests for two groups of simply-supported deep RC beams with different static behaviors were conducted and the effects of impact velocity and the second impact on the impact-resistant behavior of deep RC beams were investigated. By analyzing crack initiation, propagation and failure process of specimens recorded using a high-speed video camera and comparing crack patterns of specimens under different loadings, it was found that crack initiation, propagation, failure process and crack patterns are affected obviously by impact velocity, and the major crack development under the second impact mainly follows the crack path induced by the first impact loading. The characteristics of time histories of impact force and mid-span displacement and the impact force versus mid-span displacement curves were analyzed in details, it was shown that the maximum impact force, the maximum mid-span deflection, and the residual mid-span deflection change approximately linearly with impact velocity for specimens without serious shear failure; moreover, the specimens with better ductility have better impact-resistant behaviors. Finally, by analyzing the time histories of impact force, support reaction force and inertia force, it was concluded that taking the maximum impact force or the maximum support reaction force as the impact-resistant loading capacity is incorrect.

Key words: deep RC beams; impact-resistant behavior; crack pattern; crack propagation; inertia effect; impact-resistant loading capacity

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在服役的過程中，可能遭受各種極端動(dòng)力荷載作用如地震、沖擊和爆炸等，研究鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在沖擊等強(qiáng)動(dòng)力荷載作用下的力學(xué)行為，對(duì)極端荷載下結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì)和安全評(píng)估具有重要意義。

鋼筋混凝土深梁承載力大、剛度大，在各種工程結(jié)構(gòu)(如核設(shè)施及防護(hù)工程結(jié)構(gòu)、高層建筑結(jié)構(gòu)、地鐵車站頂梁及港口工程結(jié)構(gòu)等)中被廣泛使用。在過去幾十年里，國(guó)內(nèi)外對(duì)鋼筋混凝土深梁的靜力性能進(jìn)行了廣泛的研究，建立了深梁的設(shè)計(jì)方法，并編制了設(shè)計(jì)規(guī)范[1-4]。然而，目前對(duì)鋼筋混凝土深梁在動(dòng)力荷載下性能的研究十分欠缺，相關(guān)的研究文獻(xiàn)屈指可數(shù)。

20世紀(jì)50年代末期，美國(guó)基于防護(hù)結(jié)構(gòu)抵抗核襲擊的考慮，伊利諾伊大學(xué)香檳分校對(duì)防護(hù)工程結(jié)構(gòu)中的鋼筋混凝土深梁的動(dòng)力行為進(jìn)行了研究，期望得到深梁在動(dòng)力荷載下的合理設(shè)計(jì)方法。先后共進(jìn)行了40根鋼筋混凝土深梁的快速加載試驗(yàn)[5-8]。試驗(yàn)中采用的加載設(shè)備為高壓氣體驅(qū)動(dòng)快速加載試驗(yàn)機(jī)，加載方式為在梁跨三分點(diǎn)進(jìn)行兩點(diǎn)集中加載。由于設(shè)備的加載能力限制，加載過程中的深梁的慣性力可以忽略，并且縱筋的應(yīng)變率在0.7/s以下。數(shù)量級(jí)在10-4/s～10-1/s之間的材料應(yīng)變率是處于地震作用范圍內(nèi)的應(yīng)變率[9]，沖擊荷載下的應(yīng)變率通常在1/s～100/s，而爆炸荷載下的應(yīng)變率更高，應(yīng)變率>100/s[9]。因而伊利諾伊大學(xué)香檳分校的研究與初衷相去甚遠(yuǎn)，材料應(yīng)變率和慣性效應(yīng)均沒有達(dá)到?jīng)_擊爆炸作用研究的范圍。

為了更好的理解鋼筋混凝土深梁在動(dòng)力荷載下的性能，近來，Adhikary等[10]發(fā)表了對(duì)鋼筋混凝土深梁在動(dòng)力荷載下的抗剪強(qiáng)度及性能的研究論文。試驗(yàn)時(shí)采用電液伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行位移控制加載，加載速率從4×10-4m/s(靜載)～2 m/s。相比于上述研究，Adhikary等研究的應(yīng)變率范圍進(jìn)一步提高，應(yīng)變率為10-3～10/s，進(jìn)入了地震作用和沖擊作用的應(yīng)變率范圍。試驗(yàn)結(jié)果表明，深梁的承載力隨加載速率的提高而提高，但不同的加載速率對(duì)破壞形態(tài)沒有影響。采用電液伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行位移控制加載的一個(gè)優(yōu)點(diǎn)是可以比較穩(wěn)定的控制加載過程，在剛性試驗(yàn)機(jī)上還可獲得荷載-位移曲線的下降段，并可降低加載過程的慣性效應(yīng)，進(jìn)而合理的評(píng)估率效應(yīng)的影響。但該實(shí)驗(yàn)方法由于沒有很好的考慮慣性效應(yīng)，與沖擊爆炸荷載的作用方式明顯不同，不能真實(shí)反應(yīng)深梁的在沖擊和爆炸荷載下的行為。

盡管很多研究者已對(duì)鋼筋混凝土淺梁進(jìn)行了沖擊荷載下的動(dòng)力行為研究[11-17]，但還沒未見對(duì)沖擊荷載下深梁的動(dòng)力行為進(jìn)行試驗(yàn)研究的報(bào)道。為了進(jìn)一步研究鋼筋混凝土深梁在沖擊荷載下的力學(xué)行為，開展了八根兩組靜載性能不同的鋼筋混凝土深梁的抗沖擊行為的試驗(yàn)研究，考慮了沖擊速度、沖擊能量及二次沖擊的能量累積對(duì)構(gòu)件的抗沖擊性能的影響。經(jīng)對(duì)靜載、不同沖擊速度及二次沖擊下不同試件間的裂縫形態(tài)及裂縫的發(fā)生、發(fā)展過程的差異進(jìn)行了對(duì)比分析，詳細(xì)分析了沖擊力和位移時(shí)程曲線以及沖擊力-位移曲線的特征，并分析了沖擊力峰值、最大跨中位移和跨中殘余位移與沖擊速度的關(guān)系。最后，通過對(duì)比分析沖擊力、支座反力和慣性力時(shí)程特點(diǎn)，對(duì)深梁的抗沖擊承載力進(jìn)行了討論。本研究為更深入認(rèn)識(shí)鋼筋混凝土深梁的抗沖擊行為和破壞特點(diǎn)提供借鑒。

1試驗(yàn)概況

1.1構(gòu)件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了八根兩組構(gòu)件開展深梁的抗沖擊行為試驗(yàn)研究。表1給出了構(gòu)件的試驗(yàn)參數(shù)，通過不同的落錘高度調(diào)整沖擊速度以及相應(yīng)的沖擊能量，各次沖擊錘重不變，錘重為854 kg。

深梁的設(shè)計(jì)參考美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)ACI 318-08，跨深比為3。構(gòu)件的設(shè)計(jì)詳圖見圖1，兩組構(gòu)件被設(shè)計(jì)成具有不同的靜載性能(分別接近彎曲破壞(試驗(yàn)組1)與剪切破壞(試驗(yàn)組2))，凈跨均為1 860 mm，截面尺寸為170 mm×620 mm。為加強(qiáng)梁端縱向鋼筋的錨固，根據(jù)ACI 318-08條文對(duì)梁端部箍筋進(jìn)行加密。試驗(yàn)組1和試驗(yàn)組2的混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度分別為27.3 MPa和26.4 MPa，鋼筋的性能如表2所示。

表1　構(gòu)件設(shè)計(jì)一覽表

注：對(duì)于兩次沖擊的構(gòu)件，其編號(hào)采取構(gòu)件編號(hào)-沖擊次數(shù)的方式來描述。例如1BD1-1和1BD1-2分別表示試驗(yàn)組1的深梁1BD1第一次沖擊和第二次沖擊。M為沖擊質(zhì)量；V為實(shí)測(cè)沖擊速度；EI為沖擊能量。

表2　鋼筋性能

圖1　深梁設(shè)計(jì)詳圖 Fig.1 Design details of RC deep beams

1.2沖擊試驗(yàn)裝置及數(shù)據(jù)測(cè)量

沖擊試驗(yàn)在湖南大學(xué)土木工程學(xué)院大能量落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。裝置見圖2，錘頭沖擊點(diǎn)在跨中，錘頭內(nèi)置有力傳感器進(jìn)行沖擊力時(shí)程測(cè)量。除構(gòu)件2BD2外，其余構(gòu)件在沖擊點(diǎn)位置放置鋼墊板(鋼墊板尺寸見圖1)和球鉸以防止沖擊點(diǎn)混凝土過早發(fā)生局部破壞。在梁兩支座處放置力傳感器用于測(cè)量沖擊過程中的支座反力。兩支座處梁上下表面均設(shè)置滑動(dòng)鉸支座，并且支座處梁頂部的鉸頂施加壓梁。壓梁通過拉桿與固定于支座的鉸相連，因而壓梁對(duì)梁在支座處轉(zhuǎn)動(dòng)沒影響。滑動(dòng)鉸和拉桿鉸表面加工光滑，并均涂高級(jí)潤(rùn)滑油消除摩擦阻力。在試驗(yàn)前，對(duì)壓梁施加一定的預(yù)緊力，使梁與支座接觸緊密，以保證沖擊過程中對(duì)支座力進(jìn)行良好的測(cè)量。在梁跨中布置了位移計(jì)測(cè)量其沖擊下的位移響應(yīng)。

圖2　試驗(yàn)裝置 Fig.2 Test setup

為了分析梁在沖擊過程中產(chǎn)生的慣性力，在梁側(cè)沿梁長(zhǎng)方向安裝了大量程加速度傳感器對(duì)梁的加速度進(jìn)行測(cè)量，加速度傳感器的布置如圖3所示(①～⑧)。試驗(yàn)中通過激光觸發(fā)開始數(shù)據(jù)采集，并通過激光探頭經(jīng)過一段小長(zhǎng)度的反射面的信號(hào)變化所需時(shí)間和反射面的長(zhǎng)度對(duì)錘頭接觸梁之前的瞬時(shí)速度進(jìn)行直接測(cè)量。系統(tǒng)采樣頻率為1 MHz。在試驗(yàn)過程中采用高速攝像機(jī)對(duì)沖擊全過程進(jìn)行記錄，拍攝幀率為1 000 幀/s。

圖3　加速度傳感器布置 Fig.3 Arrangement of accelerometers

2靜載試驗(yàn)結(jié)果與分析

圖4為靜載作用下構(gòu)件1BS和2BS的荷載-跨中位移曲線。兩構(gòu)件的荷載-跨中位移曲線在上升段類似于兩折線，但折線的拐點(diǎn)荷載大于第一條跨中彎曲裂縫出現(xiàn)的荷載值。構(gòu)件1BS的荷載-跨中位移曲線在臨近峰值荷載(586 kN)時(shí)可見明顯的屈服平臺(tái)，曲線下降段前期表現(xiàn)較平緩，試件呈現(xiàn)出接近彎曲破壞的特征。當(dāng)位移達(dá)到16 mm左右時(shí)(圖中三角形指示)，承載力陡然下降，從339 kN下降到182 kN，此時(shí)試驗(yàn)中發(fā)出猛烈的崩裂聲，臨界斜裂縫崩潰，兩根箍筋斷裂，繼續(xù)加載，梁保持182 kN的殘余承載力，荷載-跨中位移曲線出現(xiàn)平臺(tái)。

圖4　靜載下梁荷載-跨中位移曲線 Fig.4 Curves of force versus displacement for beams at mid-span under static load

試件2BS的荷載-跨中位移曲線沒有屈服平臺(tái)，到達(dá)峰值荷載(643 kN)后進(jìn)入下降段，斜裂縫出現(xiàn)并發(fā)展明顯，下降段表現(xiàn)平緩，在位移達(dá)到9.3 mm(圖中三角形標(biāo)示)時(shí)，臨界斜裂縫崩潰，試驗(yàn)中同樣發(fā)出猛烈的崩裂聲，但承載力的下降值很小，可能是由于沒有發(fā)生類似于構(gòu)件1BS的箍筋斷裂，但斜裂縫發(fā)展已非常之寬，表現(xiàn)出明顯的斜截面剪切破壞的特征。此后繼續(xù)加載，梁仍保持約480 kN的殘余承載力。

上述荷載-跨中位移曲線特征表明，深梁形成臨界斜裂縫后，其骨料咬合力、受拉縱筋與水平分布筋的銷栓力以及箍筋組合體系仍能發(fā)揮較大的承載作用和耗能。

兩靜載構(gòu)件的裂縫形成過程基本類似。最先在跨中形成第一條彎曲裂縫，隨荷載增加，從跨中向支座方向依次形成新的彎曲裂縫，原有裂縫繼續(xù)向上擴(kuò)展，當(dāng)荷載達(dá)到一定值后，跨內(nèi)彎曲裂縫指向加載點(diǎn)方向斜向發(fā)展。構(gòu)件1BS和2BS的荷載分別達(dá)到極限承載力的41%和45%時(shí)，臨界斜裂縫在梁腹中出現(xiàn)，當(dāng)荷載分別達(dá)到極限承載力的95%和92%時(shí)，裂縫的分布數(shù)量基本不再變化，臨界斜裂縫已從梁腹發(fā)展至梁底和梁頂，裂縫的發(fā)展主要表現(xiàn)為臨界斜裂縫不斷加寬。

圖5給出了兩靜載構(gòu)件破壞后的裂縫形態(tài)，可見兩構(gòu)件的斜裂縫從腹部產(chǎn)生向梁上下延伸形成破壞裂縫，均為斜拉破壞。破壞裂縫位于加載板外邊緣與支座承壓板內(nèi)邊緣之間。兩構(gòu)件跨中彎曲裂縫發(fā)展較深，剪跨內(nèi)發(fā)展了較多的彎曲裂縫。剪跨內(nèi)的部分彎曲裂縫發(fā)展到一定高度后形成斜裂縫向加載點(diǎn)方向發(fā)展，在這些裂縫間均有較淺的彎曲裂縫形成。

圖5　不同荷載形式下各構(gòu)件裂縫形態(tài) Fig.5 Crack patterns for deep beams under different loading patterns

3沖擊試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1沖擊下深梁裂縫形態(tài)

在沖擊荷載作用下，各構(gòu)件的裂縫形態(tài)如圖5所示，圖中陰影部分為混凝土出現(xiàn)剝落的區(qū)域。深梁在靜載和不同的沖擊能量下的裂縫形態(tài)的輪廓大體相似，跨中的受彎裂縫發(fā)展很深，擴(kuò)展至接近梁頂，裂縫分布在一個(gè)三角形區(qū)域，但仍有變化，在本試驗(yàn)的沖擊速度和沖擊能量范圍內(nèi)，其變化沒有普通鋼筋混凝土梁在不同沖擊能量下的裂縫形態(tài)變化明顯。隨沖擊速度的提高，裂縫分布出現(xiàn)向跨中按圖中箭頭所示方向收攏的趨勢(shì)，最外側(cè)的裂縫傾角變小。隨沖擊速度的提高，沖擊位置加載板外側(cè)混凝土破壞越嚴(yán)重。試驗(yàn)組1中沖擊能量最大的構(gòu)件1BD3加載板下面局部破壞嚴(yán)重，梁頂縱筋被切斷，局部混凝土大量壓碎，在沖擊荷載作用下形成凹形缺口。

試驗(yàn)組1在靜載和沖擊荷載下均發(fā)展了較多的彎曲裂縫，試驗(yàn)組2在沖擊荷載下的彎曲裂縫明顯比靜載少。這一現(xiàn)象可能與構(gòu)件的靜載性能相關(guān)，試驗(yàn)組1的靜載對(duì)比構(gòu)件在接近峰值荷載時(shí)有明顯屈服平臺(tái)，因而在沖擊荷載下有更好的變形能力允許受彎裂縫充分發(fā)展，而試驗(yàn)組2的靜載對(duì)比構(gòu)件則無屈服平臺(tái)，承載力達(dá)到最大值即進(jìn)入下降段，在沖擊荷載作用下，破壞由斜裂縫控制，受彎裂縫來不及充分發(fā)展就進(jìn)入承載力下降段。鋼筋混凝土梁主要以塑性變形和開裂損傷方式耗能，盡管1BS靜載承載力比2BS靜載承載力稍低，但試驗(yàn)組1的裂縫數(shù)量明顯比2BS多，并且1BD3與2BD3在沖擊能量相當(dāng)?shù)那闆r下，2BD3發(fā)生嚴(yán)重剪切破壞，而1BD3僅是局部破壞嚴(yán)重，仍具備一定的耗能潛力。由此可見，荷載-位移曲線具有屈服平臺(tái)的試驗(yàn)組1的耗能和抗沖擊性能比試驗(yàn)組2好。

為了考慮在沖擊累積能量相當(dāng)?shù)那闆r下，沖擊次數(shù)對(duì)深梁抗沖擊性能的影響，對(duì)構(gòu)件1BD1與2BD1進(jìn)行了二次沖擊。從圖5可見，第二次沖擊下(1BD1-2和2BD1-2)梁基本沿第一次沖擊產(chǎn)生的裂縫開展，并在支座承壓板內(nèi)邊緣與加載板外邊緣之間的臨界斜裂縫發(fā)生破壞，與靜載構(gòu)件破壞裂縫位置相似。但與1BD1-2兩次累計(jì)沖擊能相同的一次沖擊構(gòu)件1BD2的裂縫形態(tài)與1BD1-2并不相同，說明在總能量一致的情況下多次沖擊與一次沖擊引起結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)可能會(huì)有所不同。

3.2沖擊下深梁裂縫發(fā)展過程

為展示不同沖擊速度和沖擊能量下深梁的裂縫發(fā)展過程，以試驗(yàn)組1為例，對(duì)各試件在沖擊過程中的裂縫發(fā)展過程進(jìn)行描述與分析。圖6～圖8分別表示的是1BD-1，1BD2和1BD3三個(gè)試件在破壞過程中典型時(shí)刻的高速攝像照片。由于第二次沖擊下梁主要裂縫的發(fā)展基本沿第一次沖擊所形成的裂縫開展，在此不進(jìn)行描述。為清晰的在圖中顯示裂縫，在部分圖中對(duì)初期開展的裂縫通過手繪進(jìn)行強(qiáng)調(diào)顯示。

3.2.11BD1-1 (854 kg, 5.42 m/s) (圖6)

在1 ms時(shí)，試件跨中首先出現(xiàn)彎曲裂縫，左剪跨內(nèi)靠跨中的腹部形成了斜裂縫，右剪跨內(nèi)梁底出現(xiàn)彎曲裂縫并向加載點(diǎn)延伸形成斜裂縫。在2 ms時(shí)，原有裂縫進(jìn)一步向沖擊點(diǎn)擴(kuò)展變寬，并在兩剪跨內(nèi)新增多條彎曲裂縫，彎剪裂縫和腹部剪切斜裂縫。8 ms時(shí)試件位移達(dá)到最大，試件的左右兩個(gè)半跨較為對(duì)稱地形成了4條左右較為明顯的彎剪裂縫，裂縫上段均朝沖擊加載點(diǎn)集中并接近梁頂，跨中彎曲裂縫向上發(fā)展接近梁頂。

圖6　1BD1-1裂縫開展過程 Fig.6 Crack opening process of beam 1BD1-1

圖7　1BD2裂縫發(fā)展過程 Fig.7 Crack opening process of beam 1BD2

3.2.21BD2 (854 kg, 7. 67 m/s) (圖7)

在1 ms時(shí)正跨中首先出現(xiàn)一條明顯的受彎裂縫，并迅速發(fā)展到1/2梁高位置，在剪跨內(nèi)梁腹部形成了2～3條大體平行的斜裂縫。2 ms時(shí)原有彎曲裂縫繼續(xù)向梁頂發(fā)展，斜裂縫繼續(xù)向梁頂和梁底部擴(kuò)展，并有新的彎曲裂縫和斜裂縫出現(xiàn)。5 ms時(shí)，最外側(cè)斜裂縫已發(fā)展至梁頂，其余在1 ms時(shí)所見的裂縫也開展較深，接近梁頂150 mm左右。12 ms時(shí)，梁達(dá)到最大位移，梁主要彎曲裂縫和斜裂縫寬度發(fā)展較均勻，而靜載構(gòu)件1BS除破壞斜裂縫很寬外，其余裂縫寬度均相對(duì)較小。此刻梁位移值為31 mm，比靜載梁在臨界斜裂縫處斷裂的位移(16 mm)大15 mm。沖擊下1BD2比1BS具有更大的撓曲變形能力。

圖8　1BD3裂縫發(fā)展過程 Fig.8 Crack opening process of beam 1BD3

3.2.31BD3 (854 kg, 10. 1 m/s) (圖8)

隨著沖擊速度進(jìn)一步的提高，1 ms時(shí)，1BD3在跨中梁腹部首先出現(xiàn)兩條可見的斜裂縫。2 ms時(shí)，在剪跨內(nèi)新增幾條斜裂縫，原有斜裂縫繼續(xù)開展，同時(shí)跨中出現(xiàn)彎曲裂縫。7 ms時(shí)裂縫進(jìn)一步擴(kuò)展，其中有兩條斜裂縫向上延伸到距梁頂約150 mm后傾角變小，橫向發(fā)展匯合成一條裂縫。右跨兩條斜裂縫已經(jīng)擴(kuò)展到梁頂加載板內(nèi)側(cè)，梁底彎曲裂縫開始增多，此時(shí)梁彎曲變形明顯，沖擊點(diǎn)混凝土有破碎現(xiàn)象。15 ms時(shí)，梁達(dá)到最大位移，梁底彎曲裂縫進(jìn)一步發(fā)展，位移值為53 mm，遠(yuǎn)大于靜載構(gòu)件在臨界斜裂縫處斷裂的位移。沖擊點(diǎn)下方大范圍混凝土破碎，這可能是由于斜裂縫發(fā)展到該區(qū)域?qū)е禄炷恋膹?qiáng)度降低，大的撓曲變形使混凝土受壓嚴(yán)重，以及此刻仍存在殘余沖擊能量共同作用的結(jié)果。梁表現(xiàn)出彎曲破壞的特征。44 ms時(shí)，圖中展示了沖擊點(diǎn)下方混凝土爆裂飛濺的情形。

由上可見，隨沖擊速度的不同，裂縫的發(fā)展及變形特征仍存一定差異。在沖擊速度為5.42 m/s時(shí)，梁1BD1-1的裂縫發(fā)展順序與靜載基本一致。1BD1進(jìn)行二次沖擊時(shí)的沖擊能與第一次沖擊能累加值與1BD2相當(dāng)，1BD1進(jìn)行二次沖擊時(shí)為剪切破壞，而1BD2則沒有發(fā)生相同的破壞模式，表現(xiàn)為較大的彎曲變形。而在10.1 m/s沖擊速度下，1BD3發(fā)生了更大的彎曲變形，腹部出現(xiàn)斜裂縫比彎曲裂縫早，外側(cè)斜裂縫不再是從承壓板內(nèi)側(cè)到加載板外側(cè)發(fā)展，而是傾角變小發(fā)展到加載板內(nèi)側(cè)，并出現(xiàn)沖擊點(diǎn)下方大范圍局部破壞。

3.3沖擊力和跨中位移時(shí)程曲線

圖9給出了沖擊力和跨中位移的時(shí)程曲線。

圖9　沖擊力和跨中位移時(shí)程曲線 Fig.9 Time histories of impact force and mid-span displacement

從圖9(a)中可以看出，沖擊力時(shí)程曲線均經(jīng)歷了兩個(gè)波，第一個(gè)波峰值遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于第二個(gè)波峰值。在開始沖擊瞬間，大約經(jīng)歷0.45～0.75 ms后沖擊力很快達(dá)到第一個(gè)峰值，然后快速下降至波谷，接著進(jìn)入第二個(gè)波形，在沖擊后4.5～5 ms達(dá)到第二個(gè)波峰。第一個(gè)波持續(xù)的時(shí)間在1.7～2.5 ms之間。除構(gòu)件2BD2在沖擊的位置未加鋼墊板外，其余構(gòu)件均在沖擊點(diǎn)放置了鋼墊板，是否施加鋼墊板對(duì)第一個(gè)波形的持續(xù)時(shí)間沒有明顯的影響。沖擊力的第二個(gè)波形的持續(xù)時(shí)間隨沖擊速度的提高而變長(zhǎng)。二次沖擊構(gòu)件的沖擊力響應(yīng)與構(gòu)件第一次沖擊有關(guān)，盡管沖擊速度與第一次沖擊相同，但由于初始的損傷，二次沖擊力峰值下降，持續(xù)時(shí)間有所增加。圖9(b)給出了各構(gòu)件的跨中位移時(shí)程，隨沖擊速度的提高，跨中最大位移和殘余變形依次增加。各試件的位移在達(dá)到峰值后均未有劇烈波動(dòng)。

圖10給出了沖擊力(不包括二次沖擊)隨沖擊速度的線性變化趨勢(shì)，但未施加鋼墊板的構(gòu)件2BD2的沖擊力明顯偏離了這個(gè)趨勢(shì)，比施加鋼墊板時(shí)的沖擊力要小，這可能是由于鋼墊板對(duì)局部剛度造成影響的緣故。

圖10　沖擊力與沖擊速度關(guān)系 Fig.10 Relation between impact force and impact velocity

圖11和圖12分別給出了各構(gòu)件在第一次沖擊下的跨中最大位移和殘余位移隨沖擊速度的變化趨勢(shì)。從圖11可見，除2BD3外，其余構(gòu)件的跨中最大位移與沖擊速度呈線性關(guān)系。圖12表明殘余位移與沖擊速度呈線性關(guān)系。2BD3的跨中最大位移值比圖11中線性關(guān)系預(yù)測(cè)值大很多，這可能與其發(fā)生較嚴(yán)重的斜裂縫破壞(見圖5(b))有關(guān)。高速影像記錄表明2BD3在臨界斜裂縫完全貫通后仍有殘余沖擊能量存在，使梁繼續(xù)變形，通過混凝土和鋼筋變形繼續(xù)耗能。圖11和圖12所示的線性關(guān)系在構(gòu)件不發(fā)生剪切破壞的情況可能會(huì)更適用。試驗(yàn)組1各一次沖擊下的構(gòu)件和試驗(yàn)組2的一次沖擊構(gòu)件2BD1-1的跨中最大位移比靜載對(duì)比構(gòu)件的臨界裂縫崩潰點(diǎn)位移(見“2”節(jié)及圖4)要大，且增大值隨沖擊速度提高而提高，但這些沖擊下的構(gòu)件沒有發(fā)生類似靜載情形下的臨界斜裂縫的破壞，沖擊下構(gòu)件表現(xiàn)更大的撓曲變形，變形能力比靜載作用下提高，構(gòu)件耗能能力隨沖擊速度提高而提高。

圖11　跨中最大位移與沖擊速度關(guān)系 Fig.11 Relation between the maximum mid-span deflection and cumulative impact energy

圖12　跨中殘余位移與沖擊速度關(guān)系 Fig.12 Relation between the residual mid-span deflection and cumulative impact energy

3.4沖擊力-位移曲線

圖13給出了沖擊力-跨中位移曲線。可見，沖擊力在達(dá)到第一個(gè)峰值時(shí)，幾乎沒有位移，位移反應(yīng)相對(duì)沖擊力滯后，沖擊力被深梁的慣性效應(yīng)所抵抗，梁處于加速運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。當(dāng)沖擊力從峰值降低到一定值時(shí)，位移開始明顯的增加，實(shí)現(xiàn)動(dòng)能向變形能的轉(zhuǎn)化，下降至波谷形成了沖擊力-位移曲線的第一個(gè)主波形，形狀接近三角形。第一個(gè)波形中的波谷值在較高的沖擊速度下保持在幾百千牛頓，而在較低的沖擊速度下波谷值基本為零。隨后，曲線進(jìn)入第二個(gè)波形，除發(fā)生斜裂縫破壞比較嚴(yán)重的構(gòu)件2BD1-2和2BD3的曲線形狀類似三角形外，其余構(gòu)件的曲線類似于四邊形。

3.5慣性效應(yīng)及抗沖擊承載力分析

以構(gòu)件2BD1-1為例，對(duì)深梁在沖擊作用下的慣性效應(yīng)及抗沖擊承載力進(jìn)行分析。圖14給出了典型的沖擊力、支座反力和慣性力時(shí)程曲線的比較，圖中沖擊力的正值代表方向向下，而慣性力和支座反力的正值代表方向向上，其中慣性力的計(jì)算根據(jù)沿梁長(zhǎng)方向布置的加速度測(cè)量值近似確定。

根據(jù)達(dá)朗貝爾原理(d'Alembert principle)，深梁所受沖擊力、慣性力與支座反力是一組平衡力。從圖14可知，沖擊力的第一個(gè)主波形基本與慣性力平衡，支座反力基本為零，說明了第一波形的沖擊荷載主要使梁產(chǎn)生加速運(yùn)動(dòng)。在支座反力達(dá)到峰值時(shí)，慣性力處于負(fù)向峰值，支座反力很大部分被較大的慣性力所平衡。因而，沖擊力峰值和支座反力峰值均不能反映構(gòu)件的抗沖擊承載力。

圖13　沖擊力-跨中位移曲線 Fig.13 Hysteretic loops of impact force vs. mid-span displacement

圖14　沖擊力、支座反力和慣性力時(shí)程比較(2BD1-1) Fig.14 Comparison between time histories of impact force, support reaction and inertia force (2BD1-1)

4結(jié)論

本文進(jìn)行了兩組共六根鋼筋混凝土深梁的抗沖擊試驗(yàn)，并進(jìn)行了兩根深梁的靜力試驗(yàn)對(duì)比研究。通過對(duì)靜載試驗(yàn)結(jié)果和不同沖擊速度及二次沖擊下鋼筋混凝土深梁的裂縫形式、裂縫發(fā)展過程、沖擊力、支座反力以及位移和慣性力的分析，得到以下結(jié)論：

(1) 本試驗(yàn)中兩靜載對(duì)比構(gòu)件分別表現(xiàn)出不同的性能，1BS在達(dá)到峰值荷載時(shí)出現(xiàn)荷載-位移曲線的屈服平臺(tái)，而2BS的荷載隨位移增加近似兩折線的達(dá)到峰值后即進(jìn)入下降段。兩構(gòu)件在臨界斜裂縫破壞后，仍具有一定殘余承載力，并存在荷載-位移曲線平臺(tái)。

(2) 隨沖擊速度的提高，裂縫分布出現(xiàn)向跨中方向收攏的趨勢(shì)。在沖擊速度較低時(shí)，深梁的裂縫的發(fā)展順序與靜載情形接近，隨沖擊速度的提高，裂縫發(fā)展順序發(fā)生變化，跨中腹部很早就出現(xiàn)了斜裂縫，并且斜裂縫的發(fā)展先于彎曲裂縫。

(3) 靜載行為不同的兩組構(gòu)件在沖擊荷載下的行為表現(xiàn)出差異，從構(gòu)件的裂縫數(shù)量、變形及破壞特征可見，具有荷載-位移屈服平臺(tái)的構(gòu)件抗沖擊性能更好。

(4) 在試驗(yàn)中對(duì)深梁進(jìn)行第二次沖擊時(shí)，主要裂縫基本遵循第一次沖擊產(chǎn)生的裂縫進(jìn)一步擴(kuò)展，二次沖擊的耗能主要通過原有裂縫擴(kuò)展和進(jìn)一步的塑性變形實(shí)現(xiàn)。相同的總沖擊能，多次沖擊與一次沖擊產(chǎn)生的破壞形式可能不相同。

(5) 本試驗(yàn)所得的第一次沖擊的沖擊力峰值(除沖擊點(diǎn)未加鋼墊板的構(gòu)件2BD2外)與沖擊速度成線性關(guān)系。沖擊點(diǎn)未施加鋼墊板時(shí)沖擊力峰值比施加鋼墊板的情形小，但對(duì)本試驗(yàn)沖擊力時(shí)程第一波形持續(xù)時(shí)間影響不明顯。除發(fā)生較嚴(yán)重的斜裂縫破壞的構(gòu)件2BD3外，其余構(gòu)件的跨中最大位移、跨中殘余位移與沖擊速度成線性關(guān)系。

(6) 采用沖擊力最大值和支座反力最大值描述深梁的抗沖擊承載力均不準(zhǔn)確。

參 考 文 獻(xiàn)

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