落錘沖擊作用下鋼筋混凝土短梁響應及破壞試驗研究*

杜宇翔,賈永勝,孫金山,d,姚穎康,謝全民,汪遠遠,聶森林

(江漢大學 a.精細爆破國家重點實驗室;b.爆破工程湖北省重點實驗室;c.湖北(武漢)爆炸與爆破技術研究院;d.數字建造與爆破工程學院,武漢 430056)

鋼筋混凝土結構是目前最常見的工程結構類型之一,在使用過程中可能遭受各種自然或人為的爆炸、沖擊動力災害。此外,在常見的爆破拆除過程中,鋼筋混凝土結構需按照拆除爆破設計要求定向倒塌和充分解體。鋼筋混凝土梁是鋼筋混凝土結構的主要構件之一,根據受力形式和承載性能可分為短梁和淺梁,《混凝土結構設計規范》將跨高比小于5的梁定義為短梁[1],短梁以承受豎向荷載為主,廣泛應用于房建、市政、交通、水工等領域,例如剪力墻連梁、框支梁、箱型基礎箱梁、高樁碼頭橫梁等[2]。鋼筋混凝土短梁具有較大的承載力,往往是建構筑物的關鍵承力構件。因此,鋼筋混凝土短梁的沖擊動力響應及破壞機制研究,對于抗爆結構設計和拆除爆破工程設計均具有重要的理論指導意義。

在鋼筋混凝土短梁力學性能方面,國內外學者開展了相關試驗和理論研究,高丹盈[3]、周云等開展了鋼筋混凝土短梁的受彎試驗[4],研究了配筋率對梁體極限承載力的影響,提出了短梁抗彎剛度過程曲線的計算方法。李平先、Omeman等研究了鋼筋混凝土短梁受剪變形破壞特征[5,6],提出了短梁受剪承載力計算方法,探討了加固混凝土短梁的抗剪性能。熊進剛等通過試驗分析了鋼筋混凝土簡支短梁的撓度曲線特征[7],探討了鋼筋混凝土短梁的破壞模式。Fan研究了溫度對鋼筋混凝土短梁受剪切力作用時跨中撓度、破壞模式的影響[8],提出了計算模型用于預測鋼筋混凝土的高溫性能。目前針對鋼筋混凝土短梁的研究主要是通過靜力學試驗分析其承載性能及影響因素,對于動態沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁力學響應的研究較少。

由于材料的率敏感性和慣性效應存在[9],沖擊荷載作用下鋼筋混凝土梁的響應和靜力荷載作用下明顯不同。國內外學者對鋼筋混凝土梁的沖擊動力響應開展了大量的試驗研究,Kishi等通過落錘沖擊試驗研究發現沖擊體形狀對鋼筋混凝土梁整體破壞形態影響較小[10],試驗結論為落錘沖擊試驗設計提供了思路。Bentur等研究表明沖擊荷載作用下梁體變形破壞過程中慣性荷載所占比重約為2/3,Lan和Shah研究表明鋼筋混凝土梁動態極限強度相對于靜態強度提升了15%～25%,同時探究了加載速率對構件裂縫發展和分布規律的影響[11,12]。趙德博通過開展落錘沖擊試驗[13],記錄了沖擊力和跨中位移,分析了沖擊能量的耗散規律。Kulkarni和Shah開展了鋼筋混凝土梁不同速率加載試驗[14],結果表明高速加載時梁體裂縫數量減少,破壞形式為剪切破壞,不同于靜載條件下的彎曲破壞形式,其他學者也得到了類似結論[15-23]。國內外學者通過試驗研究表明,鋼筋混凝土梁動態力學性能與靜態力學性能有較大差異,而目前試驗研究對象主要以淺梁為主,鑒于短梁和淺梁的受力形式和靜力承載性能有明顯區別,需對鋼筋混凝土短梁動態力學性能展開進一步試驗研究,探究其在沖擊荷載作用下的動力響應及破壞機制。

基于上述問題,通過開展鋼筋混凝土短梁的落錘沖擊試驗,試驗變量設置為沖擊體質量、沖擊速度和沖擊能量,研究了鋼筋混凝土短梁的破壞形態、變形發展過程和跨中撓度的變化,分析了沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁變形破壞的影響因素和影響規律,探討了鋼筋混凝土短梁沖擊破壞機制。研究成果為鋼筋混凝土短梁的抗沖擊性能設計、拆除爆破工程設計提供了試驗依據和機制認識。

1 試驗概況

1.1 試件制備及試驗裝置

本次試驗所制備的鋼筋混凝土短梁截面尺寸為400 mm×400 mm,長度為1200 mm,跨度與高度之比為3,梁體共配置12根縱向鋼筋,直徑為22 mm,配筋率為2.85%;箍筋采用光圓鋼筋,直徑為8 mm,間距100 mm,縱筋保護層厚度為50 mm,混凝土標號為C30,試件尺寸及配筋如圖1所示。

圖1 試件尺寸及配筋(單位:m)Fig. 1 Specimen size and reinforcement(unit:m)

試驗采用江漢大學爆破研究院落錘沖擊試驗機DTM-2504,主錘體質量為1180 kg,單個砝碼質量為30 kg,最多可配置26個砝碼,總錘體質量為1960 kg,最大沖擊高度為2600 mm,最大沖擊速度為7.14 m/s。試驗所采用的支承條件為兩端簡支,試驗裝置如圖2所示。

圖2 試驗裝置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of test device

1.2 工況設計及測量方案

本次試驗主要研究鋼筋混凝土短梁在不同條件沖擊荷載作用下的變形破壞過程和破壞機制,共設計了9種工況,試驗變量為沖擊速度、沖擊體質量和沖擊能量,如表1所示。

試驗測量數據包括:①梁體跨中軸向應變;②梁體破裂區域動態應變;③沖擊過程高速攝影圖像;④梁體跨中撓度。梁體跨中軸向應變采用應變式傳感器結合DH8302高性能動態信號采集分析系統進行采集,梁體破裂區域應變演化過程采用高速攝影圖像結合數字圖像技術(DIC)進行分析,梁體跨中撓度采用高頻位移傳感器進行采集,梁體沖擊破壞過程采用PHANTOM高速攝像機進行記錄,試驗測量方案如圖3所示。

圖3 試驗測量方案Fig. 3 Test measurement scheme

2 試驗結果及分析

2.1 梁體破壞特征

不同工況沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁破壞形態如圖4所示,由結果分析可知:

圖4 沖擊荷載作用下短梁破壞形態Fig. 4 Failure mode of short beam under impact load

(1)沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁破壞形式表現為震坍裂縫和整體彎曲變形,裂縫延伸至支承端,梁體破壞程度與沖擊體質量、沖擊速度和沖擊能量密切相關;(2)當沖擊能量小于30 000 J時(1-1、1-2、2-1),震坍裂縫生成于梁體對稱中心兩側,形成具有一定寬度的裂縫帶,裂縫帶兩端與梁體底面夾角約為45°,并在梁體中部貫通,整體呈拱形分布,整體彎曲變形小;(3)當沖擊能量增至30 000 J時(1-3、2-2、3-1),裂縫帶仍然呈拱形分布,但裂縫帶曲率半徑有所增大,且裂縫更為密集,梁體整體彎曲變形不大;(4)當沖擊能量大于30 000 J時(2-3、3-2、3-3),裂縫帶呈“八”字形分布,沖擊部位局部變形較大,部分鋼筋裸露,整體彎曲變形較大;(5)沖擊荷載作用下短梁破壞形態受支承端影響較大,與淺梁破壞形態有明顯差異,如圖5所示。

圖5 沖擊荷載作用下淺梁破壞形態[13]Fig. 5 Failure mode of shallow beam under impact load[13]

2.2 梁體變形發展過程

試驗監測了梁體跨中軸向應變,將錘頭與梁體接觸作為初始時刻,應變時程曲線如圖6所示,結果表明:在0～2 ms,梁體跨中軸向應變表現為拉應變,應變增大到峰值后迅速恢復至初始狀態;在2～30 ms,梁體跨中軸向應變表現為壓應變;在30～40 ms,梁體跨中軸向應變趨于穩定,表現為殘余壓應變。由結果分析可知:鋼筋混凝土短梁在沖擊荷載作用下發生彈塑性撓曲變形,跨中部位產生軸向拉應變,沖擊荷載作用結束后,梁體彈性變形恢復,跨中部位產生軸向壓應變,梁體塑性變形表現為中部震坍破壞,形成兩個對稱傾斜塑性鉸,中部拱形震坍段相對于初始狀態彎矩減小,初始軸向拉應力釋放,因此軸向殘余應變表現為壓應變。

圖6 梁體跨中軸向應變時程曲線Fig. 6 Time history curve of axial strain in mid span of beam

表2給出了不同工況梁體跨中軸向峰值應變和殘余應變,峰值應變、殘余應變與沖擊能量的關系如圖7所示,結果表明:峰值拉應變、殘余壓應變隨沖擊能量增加均表現為先增大后減小的趨勢;結合鋼筋混凝土短梁沖擊破壞形態,分析原因:沖擊能量較小時(E<30 000 J),梁體撓曲變形不明顯,拱形震坍裂縫不發育,兩側未形成明顯的塑性鉸,峰值拉應變、殘余壓應變均較小;隨著沖擊能量增大(30 000 J40 000 J),梁體表現為沖剪破壞模式,塑性鉸呈“八”字形,梁體兩側與中部震塌段錯開,中間段未發生明顯撓曲變形,因此跨中軸向峰值拉應變、殘余壓應變反而減小。

表2 跨中軸向峰值應變和殘余應變Table 2 Axial peak strain and residual strain in midspan

圖7 跨中軸向應變與沖擊能量關系Fig. 7 Relationship between mid span axial strain and impact energy

為了進一步分析沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁的變形破壞過程,揭示短梁沖擊破壞機制,通過高速DIC對3-3工況鋼筋混凝土短梁裂縫帶區域應變發展過程進行了測量,得到最大主應變云圖,選取2 ms、4 ms、8 ms時刻,分別提取6個縱向截面最大主應變,根據峰值應變時空演變過程,繪制潛在擴展裂縫及擴展方向,如圖8所示,結果表明:在0～2 ms,潛在裂縫位于梁體下部,表現為由梁體中心向梁體兩端擴展的趨勢,裂縫呈拱形分布;在2～4 ms,拱形裂縫發展至梁體上部,由梁體兩端向梁體中心擴展;在4～8 ms,裂縫由梁體中心和梁體兩端同時向中部擴展匯聚,發展形成一定寬度的裂縫帶。高速DIC分析結果表明:沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁的變形破壞過程極為復雜,梁體內裂縫的萌生和擴展過程并不是單向的,由于應力波在梁體內部傳播時發生來回反射和多次疊加,以及梁體內部鋼筋和混凝土介質的不均勻性,導致梁體內單條裂縫的形成和擴展過程隨應力場時空分布狀態而發生改變,最終在裂縫密集區域形成主裂縫帶,進而形成塑性鉸,鋼筋混凝土短梁失去承載能力,造成梁體的整體破壞。

圖8 裂縫帶區域最大主應變演化及裂縫擴展過程Fig. 8 Maximum principal strain evolution and fracture propagation process in fracture zone

2.3 梁體跨中撓度

試驗采用高頻位移傳感器結合動態信號采集分析系統測得鋼筋混凝土短梁跨中撓度時程曲線,如圖9所示,進一步分析得到峰值撓度和殘余撓度(表3),結果表明:(1) 在0～25 ms,梁體跨中撓度迅速增大至峰值,在25～100 ms,梁體發生回彈變形,跨中位置回彈至最高點,在100～250 ms,跨中位置跌落至穩定狀態,形成殘余撓度;(2) 梁體在沖擊荷載作用下表現為彈塑性變形,殘余撓度反映了梁體的塑性變形,峰值撓度為梁體彈性變形與塑性變形之和。

圖9 梁體跨中撓度時程曲線Fig. 9 Time history curve of mid span deflection of beam

圖10給出了短梁跨中撓度與沖擊能量關系(30 000 J取工況3-1),結果表明,鋼筋混凝土短梁跨中撓度與沖擊能量大致呈正相關,但工況1-2沖擊能量大于工況2-1,跨中撓度反而小,分析原因認為:沖擊能量并非梁體變形破壞程度的決定因素。為進一步探究沖擊荷載作用下短梁變形的影響因素及程度,對工況1-3、2-2、3-1的試驗結果展開分析,給出了相同沖擊能量下(30 000 J)梁體跨中撓度隨沖擊速度、沖擊體質量的變化關系(圖11),結果表明:在試驗范圍內(v=5.53～7.13 m/s;m=1180～1960 kg),鋼筋混凝土短梁變形程度主要取決于沖擊速度,表現為相同沖擊能量下,隨著沖擊速度增加,梁體跨中峰值撓度和殘余撓度相應增大。

圖10 撓度與沖擊能量關系Fig. 10 Relationship between deflection and impact energy

圖11 相同沖擊能量下跨中撓度影響因素Fig. 11 Influencing factors of mid span deflection under the same impact energy

由試驗數據進一步分析了鋼筋混凝土短梁跨中撓度受沖擊速度、沖擊體質量的影響規律(圖12、圖13),結果表明:鋼筋混凝土短梁跨中峰值撓度和殘余撓度與沖擊速度、沖擊體質量均呈正相關;當沖擊體質量越大,隨著沖擊速度增加,梁體峰值撓度和殘余撓度增長越快;同樣,當沖擊速度越大,隨著沖擊體質量增加,梁體峰值撓度和殘余撓度增長越快。見表3。

圖12 跨中撓度與沖擊速度關系Fig. 12 Relationship between mid span deflection and impact velocity

圖13 跨中撓度與錘體質量關系Fig. 13 Relationship between mid span deflection and hammer mass

3 結論

開展了鋼筋混凝土短梁的落錘沖擊試驗研究,分析了不同工況下鋼筋混凝土短梁的破壞形態、梁體跨中軸向應變演化特征,研究了裂縫帶區域應變發展過程,分析了梁體跨中撓度的影響因素和影響規律,探討了鋼筋混凝土短梁沖擊破壞機制,主要結論如下:

(1)沖擊荷載作用下鋼筋混凝土淺梁破壞形態表現為裂縫以沖擊點為中心,呈放射狀分布,而鋼筋混凝土短梁主要表現為裂縫帶呈拱形分布,與淺梁有明顯差異;短梁整體彎曲變形程度與沖擊體質量、沖擊速度和沖擊能量密切相關。

(2)鋼筋混凝土短梁跨中軸向應變由拉應變轉為壓應變,反映了沖擊荷載作用下梁體的彈塑性變形過程,梁體兩側對稱塑性鉸的形成導致梁體跨中軸向拉應力釋放而轉為壓應變;隨著沖擊能量增加,跨中軸向峰值拉應變、殘余壓應變均先增大后減小,鋼筋混凝土短梁依次處于彈塑性撓曲變形、沖剪破壞模式階段。

(3)高速DIC測量分析結果表明沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁的裂縫萌生和擴展過程并不是單向的,由于應力波在梁體內來回反射和多次疊加,以及鋼筋混凝土介質的不均勻性,導致梁體內單條裂縫的擴展過程隨應力分布狀態發生改變,最終在裂縫密集區域形成主裂縫帶,進而形成塑性鉸,鋼筋混凝土短梁失去承載能力,造成梁體的整體破壞。

(4)鋼筋混凝土短梁跨中峰值撓度和殘余撓度反映了沖擊荷載作用下梁體的彈塑性變形程度,試驗結果表明,梁體變形程度主要取決于沖擊速度而不是沖擊能量,具體表現相同沖擊能量下,隨著沖擊速度增加,梁體跨中峰值撓度和殘余撓度相應增大。