王禹華， 樊江， 王根會， 陳強， 宋敏， 楊曉林,5*

(1.青海大學土木工程學院， 西寧 810016； 2.甘肅省交通規(guī)劃勘察設計院股份有限公司， 蘭州 730030；3.蘭州交通大學土木工程學院， 蘭州 730070； 4.太原理工大學機械與運載工程學院應用力學研究所， 太原 030024；5.青海省建筑節(jié)能材料與工程安全重點實驗室， 西寧 810016)

鋼筋混凝土梁是工程結(jié)構(gòu)的基本構(gòu)件，具有抗彎性能優(yōu)異、承載能力高、易于澆筑裝配、施工方便的優(yōu)點。故作為承受自重、人群活載等荷載的主要受力構(gòu)件，被廣泛應用在多種結(jié)構(gòu)形式中。但在實際服役期間，結(jié)構(gòu)除承受常見的靜力荷載外，還可能遭受各種極端荷載作用，如地震、沖擊、爆炸等。作為重要承載構(gòu)件的鋼筋混凝土梁在這些極端荷載作用下可能會造成嚴重損傷，甚至發(fā)生破壞。因此，研究鋼筋混凝土梁在極端荷載作用下的力學性能具有重要意義。

國內(nèi)外學者對鋼筋混凝土構(gòu)件的抗沖擊性能進行了大量研究工作。楊艷敏等[1]采用落錘試驗結(jié)合數(shù)值模擬的方法,分析了不同沖擊能量作用下，混凝土梁的破壞特征以及變形能的耗散特征。馬志宏等[2]基于試驗測試結(jié)果分析了纖維增強復合筋混凝土梁的動態(tài)響應，給出了廣義慣性力的計算方法。李亮等[3]開展了不同鋼纖維摻量配筋混凝土梁的抗沖擊性能，分析了梁的動態(tài)損傷過程及能量耗散特征。趙武超等[4]采用驗證的數(shù)值模型建立了局部響應階段梁內(nèi)力分布的計算方法，探討了慣性力和負向支座反力影響規(guī)律。閆秋實等[5]通過裝配式鋼筋混凝土梁與現(xiàn)澆混凝土梁的對比試驗研究了拼裝位置和套筒灌漿桿飽滿度對裝配式鋼筋混凝土梁沖擊性能的影響規(guī)律。此外，Wongmatar等[6]采用試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究不同箍筋間距混凝土梁低速沖擊行為，發(fā)現(xiàn)細長的梁具有較大的位移響應和反力響應，并給出防止梁脆性斷裂的裝配箍筋方法。Huang等[7]結(jié)合試驗和數(shù)值模擬方法分析了玄武巖筋混凝土梁的動態(tài)破壞特征，發(fā)現(xiàn)隨著沖擊速度的增加，該類梁由彎曲破壞逐漸轉(zhuǎn)化為沖剪破壞。梅福林等[8]通過落錘沖擊試驗研究了不同沖擊速度下素混凝土梁和無箍筋輕鋼筋混凝土(reinforce concrete,RC)梁的破壞模式及影響因素，發(fā)現(xiàn)RC 梁的沖擊破壞模式與沖擊速度、配筋率相關(guān)，隨著沖擊速度的提高，梁的破壞模式由彎曲破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茐哪Ｊ?，當速度較高時發(fā)生沖切破壞。馬騏等[9]通過落錘沖擊試驗，研究了L形截面鋼管混凝土短柱在受到軸向沖擊荷載作用下的受力性能，試驗發(fā)現(xiàn)沖擊力隨沖擊高度的增加而增加，鋼管壁較厚的試件對應的沖擊力峰值較大，變形較小，混凝土強度等級對試件的抗沖擊性能提升不明顯，而強度較大的鋼材對構(gòu)件的抗沖擊承載能力提升顯著。崔凱等[10]基于Abaqus/Explict有限元軟件對不同沖擊能量和沖擊位置下格構(gòu)式鋼柱的動態(tài)響應進行了有限元分析，結(jié)果表明隨沖擊高度的升高，試件的殘余側(cè)移增大，抗沖擊承載力不斷下降，變形破壞由彎曲效應控制；隨著沖擊高度的增加，沖擊力峰值和沖擊力持續(xù)時間明顯增加，并造成更大的殘余變形。王銀輝等[11]對沖擊荷載下的鋼筋混凝土梁進行LS-DYNA有限元模擬，分析了沖擊初期RC梁的慣性力與內(nèi)力分布情況。

目前對鋼筋混凝土梁的研究主要集中在破壞模式與能量吸收特征等方面，對滿足構(gòu)造配筋和縱筋配筋率混凝土梁的動態(tài)響應分析較少。因此，本文以沖擊高度為主要變化參數(shù)，開展了12根鋼筋混凝土梁的落錘沖擊試驗和3根梁的靜態(tài)三點彎曲試驗，對比靜動態(tài)荷載下梁試件的破壞模式?；谠囼灲Y(jié)果分析了沖擊荷載作用下的鋼筋混凝土梁的破壞形態(tài)、跨中沖擊力時程、位移時程、鋼筋應變及殘余撓度隨沖擊高度變化的規(guī)律，以期為沖擊荷載作用下鋼筋混凝土梁構(gòu)件的抗沖擊分析設計與維修加固提供理論參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗共制作15根尺寸為70 mm×120 mm×950 mm試驗梁，每根試驗梁均配置縱向受拉鋼筋、箍筋和架立鋼筋，底部受拉鋼筋跨中貼有應變片，用于試驗鋼筋應變數(shù)據(jù)的采集?？v向受拉鋼筋采用直徑為8 mm的HRB400鋼筋，架立筋和箍筋采用直徑為6 mm的HPB300鋼筋，試驗梁配筋如圖1所示?；炷敛牧系膹姸鹊燃墳镃35，其配合比如表1所列。試件成型時澆筑6個100 mm×100 mm×100 mm的混凝土試塊，與試驗梁同條件養(yǎng)護28 d，測得混凝土試塊的平均抗壓強度為38.4 MPa，滿足試驗強度。

圖1 梁尺寸及配筋截面圖Fig.1 Beam size and reinforcement section

表1 混凝土配合比Table 1 Concrete mix proportions

1.2 靜態(tài)加載試驗

圖2 靜態(tài)三點彎曲試驗Fig.2 Static three-point bending test

本試驗梁靜態(tài)加載試驗在筑邦綜合反力系統(tǒng)上，通過設置支座處的約束螺桿，將加載支座一端設置為固定鉸支座，另一端則設置為滾動支座，加載裝置如圖2所示。試驗采用三點彎曲加載方式，對3根梁試件(RC-1、RC-2、RC-3)進行線性靜力方式施加荷載。通過安裝在加載部位的應變式力傳感器和DH3818Y靜態(tài)應力應變測試分析系統(tǒng)測量加載力的大小，跨中撓度則通過Nikon-D7000數(shù)字相機并結(jié)合數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)(digital image correlation,DIC)分析得出。

1.3 落錘沖擊試驗

為探究滿足構(gòu)造配筋混凝土梁的沖擊響應過程，對12根鋼筋混凝土梁實施落錘沖擊試驗。沖擊試驗在DH1506型落錘試驗機上進行，試驗機高13.5 m，最大沖擊速度可達14 m/s以上，錘頭質(zhì)量通過調(diào)節(jié)配重塊可在10～350 kg范圍內(nèi)選取，錘頭與配重塊中間裝有力傳感器可獲取沖擊力的大小，能夠滿足較大范圍沖擊能量輸入的要求；采用Ispeed 716高速相機以5 kHz的采樣頻率采集沖擊過程，結(jié)合DIC軟件分析跨中位移，通過DH5922N型動態(tài)應變儀測定底部鋼筋軸向的應變。試驗裝置如圖3所示。沖擊試驗前先固定好剛性支座，然后將梁放置在支座上。安裝時需將試件的中部位置與平錘頭的下落位置對中，以確保落錘的錘頭沖擊在梁的跨中。試驗時可通過控制錘頭的升降高度來調(diào)節(jié)沖擊能量。本試驗所采用配重塊、壓電式力傳感器、連接螺栓和平錘頭的總質(zhì)量為40 kg，錘頭構(gòu)造如圖4所示。錘頭下降過程中忽略配重塊與導軌之間的摩擦，沖擊試驗工況如表2所列。

圖3 落錘沖擊試驗Fig.3 Falling weight impact test

圖4 錘頭構(gòu)造圖Fig.4 Hammer structure drawing

表2 沖擊試驗加載方案Table 2 Loading scheme of impact test

試驗共設置4組不同的沖擊高度，每組沖擊高度下進行3根鋼筋混凝土梁的落錘沖擊試驗，試驗保持整個過程的連續(xù)性，確保實驗儀器工作狀態(tài)良好。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 靜態(tài)加載試驗結(jié)果

圖5為破壞后的鋼筋混凝土梁，梁的下部裂縫主要集中在跨中，均勻且大多垂直于中性軸，因此可以判斷靜態(tài)加載下的鋼筋混凝土梁為純彎破壞。

圖5 RC-1試件梁靜態(tài)加載破壞圖Fig.5 Static failure diagram of RC-1 specimen beam

圖6 RC-1典型荷載-位移曲線Fig.6 Force-displacement curve of typical specimen RC-1

圖7 RC-1不同階段跨中破壞形態(tài)圖Fig.7 Diagram of RC-1 mid-span failure pattern at different stages

觀察圖6所示RC-1典型荷載-位移曲線以及圖7 RC-1梁試件不同階段的跨中破壞形態(tài)圖。發(fā)現(xiàn)加載過程大致可分為四個階段：①從開始加載到鋼筋混凝土梁開裂階段：此時梁下部受拉區(qū)的混凝土還未開裂，梁基本處在彈性工作階段，荷載-位移曲線基本為直線；②鋼筋混凝土梁帶裂縫工作階段：當試件梁開裂后，荷載-位移曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，此時曲線上出現(xiàn)許多毛刺，意味著多條裂縫的展開；③鋼筋屈服至梁破壞階段：隨著鋼筋的屈服，荷載位移曲線出現(xiàn)很大的拐點，此階段荷載增長緩慢，位移增速加快；④鋼筋混凝土梁破壞階段：此階段荷載-位移曲線呈一條下降的直線，跨中力逐漸減小的同時位移急劇增大。

2.2 沖擊破壞形態(tài)

圖8 不同沖擊高度下鋼筋混凝土梁典型沖擊破壞形態(tài)Fig.8 Typical impact failure modes of reinforced concrete beams at different impact heights

圖8給出了不同沖擊高度下的鋼筋混凝土梁試件受沖擊產(chǎn)生最大變形時刻的典型破壞形態(tài)?？傮w上看，梁的破壞主要表現(xiàn)為彎曲/彎剪破壞，發(fā)生破壞的部位主要集中在梁試件的跨中。裂縫大多數(shù)為斜彎裂縫、垂直與斜彎復合裂縫。從圖8中可以看出，試件裂縫的出現(xiàn)形態(tài)與沖擊高度有一定關(guān)系，當沖擊高度較小時(h=400 mm，h=600 mm)，試件主要出現(xiàn)斜彎裂縫，裂縫尚未貫穿至梁頂部；當沖擊高度較大時(h=800 mm，h=1 000 mm)，試件跨中區(qū)域同時出現(xiàn)垂直和斜彎復合裂縫，主裂縫擴展至梁頂部壓碎區(qū)域，裂縫形狀呈“八字形”。

對于RC-A型梁，在0.4 m高度的落錘沖擊作用下，破壞模式跟靜態(tài)三點彎曲試驗很像，以彎曲裂縫為主。試件受到?jīng)_擊后剝落的程度不太嚴重，受壓區(qū)混凝土未出現(xiàn)大量飛濺碎片。對于RC-B型梁，在0.6 m高度的落錘沖擊作用下，可以明顯看到剪切裂紋，通過高速相機可以看到前期的裂紋發(fā)展速度要快于0.4 m的落錘沖擊。對于RC-C型梁，隨著落錘高度的增加，試件底部受拉區(qū)裂紋數(shù)量明顯增多，裂紋寬度也有明顯增大。對于RC-D型梁，在1 m高度的落錘沖擊作用下，可以看到明顯的“八字形”沖切破壞，試件跨中及附近部位破壞嚴重，在試驗現(xiàn)場出現(xiàn)試件嚴重破壞，碎片飛散的現(xiàn)象。試件由受拉區(qū)發(fā)展至受壓區(qū)通長裂縫數(shù)量較多，跨中有主裂縫貫通梁截面。通過觀察裂縫發(fā)展云圖，可以發(fā)現(xiàn)當落錘接觸到試件梁時，梁跨中首先出現(xiàn)一條主裂縫，隨著沖擊作用的繼續(xù)，試件梁其他部位再出現(xiàn)一些斜裂縫。

圖9為沖擊試驗過程中，鋼筋混凝土梁(B2試件)表面混凝土水平向應變εx的變化情況。從圖9中可以看出B2試件在加載過程中表面混凝土應變逐漸增大，裂縫由梁的底部逐漸向上部擴展，33.8 ms時刻試件開始回彈，但在回彈過程中混凝土裂縫并未發(fā)生明顯的閉合，其表面應變?nèi)砸岳瓚優(yōu)橹鳌６摻钤诨貜椀倪^程中起了較大的作用，因此B2試件產(chǎn)生了有限的塑性變形。

圖9 不同時刻RC-B2梁試件跨中表面混凝土應變云圖Fig.9 Cloud diagram of concrete strain on mid-span surface of RC-B2 beam at different time

2.3 沖擊力時程曲線

圖10為鋼筋混凝土梁在不同沖擊高度作用下的平均沖擊力時程曲線。由圖10可知，沖擊力時程曲線形態(tài)基本一致，沖擊力作用過程大致可分為急劇加載、快速卸載和低幅值震蕩三個階段。隨著沖擊高度的增加，沖擊力峰值顯著增大，且明顯高于靜態(tài)加載下的荷載。如沖擊高度為400 mm時的沖擊力峰值為120.4 kN，而靜態(tài)加載時的極限荷載為25～29 kN。在沖擊荷載作用下，急劇加載和快速卸載階段的作用時長大致持續(xù)0.25 ms,低幅震蕩約持續(xù)1 ms。比較圖10的沖擊力作用時長與圖11的位移響應時長，可以發(fā)現(xiàn)沖擊力作用時間明顯小于沖擊位移作用時長，沖擊力作用時長大致在2 ms以內(nèi)，而沖擊位移的響應時長在40 ms以上。因此，可將鋼筋混凝土梁在沖擊荷載作用下的沖擊力響應過程分為加載激勵和自由振動兩個階段。

2.4 沖擊位移時程分析

試件在沖擊高度為400、600、800、1 000 mm時的梁試件平均跨中位移時程曲線如圖11所示。試驗時采用Ispeed 716高速相機以5 kHz的采樣頻率采集跨中噴涂散斑區(qū)域的數(shù)字圖像，經(jīng)數(shù)字圖像分析軟件分析后可得梁跨中的平均位移時程曲線。觀察曲線可將梁的位移變化分為加載與恢復兩個階段；在加載階段，梁的平均跨中位移在30～45 ms的時長范圍內(nèi)由0增加至最大位移，隨著沖擊高度的增加，位移響應時間變長；在恢復階段，梁與錘頭向上方運動并逐漸分離，該階段持續(xù)時間約80 ms，梁跨中的位移由最大值恢復至殘余位移(不可恢復變形)。圖11中曲線表明，鋼筋混凝土梁的平均跨中最大位移隨著沖擊高度的增加而增加。在落錘高度為400、600、800、1 000 mm時，梁試件的平均跨中最大響應位移分別為14.76、18.16、24.89、38.64 mm,均顯著大于靜態(tài)加載時峰值荷載對應的位移(平均10.52 mm)；恢復階段末期，曲線呈水平直線狀，此時各沖擊高度對應的平均殘余位移分別為0.43、2.08、11.51、20.04 mm。由此可見，隨著沖擊高度的增加，平均跨中殘余位移逐級增大，當沖擊高度較低時，跨中殘余位移增長不明顯，而沖擊高度較高時，跨中殘余位移增長幅度較大，這跟鋼筋發(fā)生塑性變形的程度有關(guān)。

圖10 平均沖擊力時程曲線Fig.10 Time history curve of mean impact force

圖11 平均跨中位移時程曲線Fig.11 Time history curve of mean mid-span displacement

2.5 鋼筋應變時程分析

圖12 鋼筋應變時程曲線Fig.12 Time history curve of steel strain

圖12給出的鋼筋混凝土梁底部跨中受拉鋼筋平均應變時程曲線，可從鋼筋變形的方面給出殘余位移隨沖擊位移顯著增加的原因。在落錘高度為400 mm和600 mm時，RC-A與RC-B梁試件跨中縱筋平均最大應變?yōu)?.034%和0.09%，小于0.2%的屈服應變，這表明在400 mm和600 mm高度沖擊時，梁底縱向受拉鋼筋并未進入屈服階段，可認為梁整個鋼筋骨架部分尚處于彈性變形階段，因此梁試件的最終殘余位移很?。浑S著沖擊高度的增加，梁底部鋼筋逐漸進入屈服階段，如在800 mm高度沖擊荷載作用下，平均最大鋼筋應變?yōu)?.239%，表明跨中鋼筋進入屈服階段，但維持屈服階段的時長較小，因此發(fā)生了一定的塑性變形，此時梁試件的殘余位移顯著提高；當沖擊高度為1 000 mm時，平均最大鋼筋應變0.44%，此時鋼筋應變遠超過0.2%的屈服應變，并較長時間處于屈服流動狀態(tài)，可認為鋼筋骨架發(fā)生了明顯的塑性變形，梁試件發(fā)生明顯的不可恢復性破壞，而此時的跨中殘余位移達到20.04 mm，達到400 mm沖擊高度下產(chǎn)生的殘余位移的46倍。

3 結(jié)論

通過分析鋼筋混凝土梁在落錘沖擊作用下的破壞形態(tài)、沖擊力、沖擊位移和鋼筋應變等情況，得出以下結(jié)論。

(1)鋼筋混凝土梁的動態(tài)破壞形態(tài)表現(xiàn)為彎剪型破壞，不同于靜態(tài)加載條件下的彎曲型破壞特征，且隨著沖擊高度的增加鋼筋混凝土梁愈加具有剪切型的破壞特征；混凝土的破壞表現(xiàn)為第一主應變控制的拉伸開裂；基于高速圖像采集的應變場分析表明，混凝土裂縫沿著產(chǎn)生最大應變的軌跡從梁底部向梁頂部發(fā)展，應變場并未隨錘頭與梁的脫離而消除。

(2)在錘頭與梁作用后的大約2.0 ms的時長內(nèi)，沖擊力完成了急劇加載、快速卸載和低幅值震蕩三個階段，并逐漸消除，而此時梁整體并未產(chǎn)生明顯的位移響應；沖擊力峰值明顯大于靜態(tài)加載的承載力峰值，且在恒定沖擊質(zhì)量的條件下與沖擊高度正相關(guān)。

(3)沖擊荷載作用下普通鋼筋混凝土梁的位移響應可近似分為沖擊加載與撓曲變形兩個階段，沖擊加載階段梁未發(fā)生明顯的豎向位移，而撓曲變形所持續(xù)的時長約為沖擊力作用時長的40～60倍；鋼筋是否進入屈服階段以及維持屈服的時長顯著影響鋼筋混凝土梁的最大位移響應以及響應的殘余位移大小。