落錘沖擊作用下鋼筋混凝土短梁響應(yīng)及破壞試驗(yàn)研究*

杜宇翔,賈永勝,孫金山,d,姚穎康,謝全民,汪遠(yuǎn)遠(yuǎn),聶森林

(江漢大學(xué) a.精細(xì)爆破國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室;b.爆破工程湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室;c.湖北(武漢)爆炸與爆破技術(shù)研究院;d.數(shù)字建造與爆破工程學(xué)院,武漢 430056)

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)是目前最常見(jiàn)的工程結(jié)構(gòu)類型之一,在使用過(guò)程中可能遭受各種自然或人為的爆炸、沖擊動(dòng)力災(zāi)害。此外,在常見(jiàn)的爆破拆除過(guò)程中,鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)需按照拆除爆破設(shè)計(jì)要求定向倒塌和充分解體。鋼筋混凝土梁是鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)件之一,根據(jù)受力形式和承載性能可分為短梁和淺梁,《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)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(yīng)用于房建、市政、交通、水工等領(lǐng)域,例如剪力墻連梁、框支梁、箱型基礎(chǔ)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(gòu)筑物的關(guān)鍵承力構(gòu)件。因此,鋼筋混凝土短梁的沖擊動(dòng)力響應(yīng)及破壞機(jī)制研究,對(duì)于抗爆結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和拆除爆破工程設(shè)計(jì)均具有重要的理論指導(dǎo)意義。

在鋼筋混凝土短梁力學(xué)性能方面,國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了相關(guān)試驗(yàn)和理論研究,高丹盈[3]、周云等開(kāi)展了鋼筋混凝土短梁的受彎試驗(yàn)[4],研究了配筋率對(duì)梁體極限承載力的影響,提出了短梁抗彎剛度過(guò)程曲線的計(jì)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(jì)算方法,探討了加固混凝土短梁的抗剪性能。熊進(jìn)剛等通過(guò)試驗(yàn)分析了鋼筋混凝土簡(jiǎn)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(duì)鋼筋混凝土短梁受剪切力作用時(shí)跨中撓度、破壞模式的影響[8],提出了計(jì)算模型用于預(yù)測(cè)鋼筋混凝土的高溫性能。目前針對(duì)鋼筋混凝土短梁的研究主要是通過(guò)靜力學(xué)試驗(yàn)分析其承載性能及影響因素,對(duì)于動(dòng)態(tài)沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁力學(xué)響應(yīng)的研究較少。

由于材料的率敏感性和慣性效應(yīng)存在[9],沖擊荷載作用下鋼筋混凝土梁的響應(yīng)和靜力荷載作用下明顯不同。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼筋混凝土梁的沖擊動(dòng)力響應(yīng)開(kāi)展了大量的試驗(yàn)研究,Kishi等通過(guò)落錘沖擊試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)沖擊體形狀對(duì)鋼筋混凝土梁整體破壞形態(tài)影響較小[10],試驗(yàn)結(jié)論為落錘沖擊試驗(yàn)設(shè)計(jì)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(guò)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(dòng)態(tài)極限強(qiáng)度相對(duì)于靜態(tài)強(qiáng)度提升了15%～25%,同時(shí)探究了加載速率對(duì)構(gòu)件裂縫發(fā)展和分布規(guī)律的影響[11,12]。趙德博通過(guò)開(kāi)展落錘沖擊試驗(yàn)[13],記錄了沖擊力和跨中位移,分析了沖擊能量的耗散規(guī)律。Kulkarni和Shah開(kāi)展了鋼筋混凝土梁不同速率加載試驗(yàn)[14],結(jié)果表明高速加載時(shí)梁體裂縫數(shù)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(xué)者也得到了類似結(jié)論[15-23]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)試驗(yàn)研究表明,鋼筋混凝土梁動(dòng)態(tài)力學(xué)性能與靜態(tài)力學(xué)性能有較大差異,而目前試驗(yàn)研究對(duì)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(qū)別,需對(duì)鋼筋混凝土短梁動(dòng)態(tài)力學(xué)性能展開(kāi)進(jìn)一步試驗(yàn)研究,探究其在沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)及破壞機(jī)制。

基于上述問(wèn)題,通過(guò)開(kāi)展鋼筋混凝土短梁的落錘沖擊試驗(yàn),試驗(yàn)變量設(shè)置為沖擊體質(zhì)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(tài)、變形發(fā)展過(guò)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(guī)律,探討了鋼筋混凝土短梁沖擊破壞機(jī)制。研究成果為鋼筋混凝土短梁的抗沖擊性能設(shè)計(jì)、拆除爆破工程設(shè)計(jì)提供了試驗(yàn)依據(jù)和機(jī)制認(rèn)識(shí)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件制備及試驗(yàn)裝置

本次試驗(yàn)所制備的鋼筋混凝土短梁截面尺寸為400 mm×400 mm,長(zhǎng)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(hù)層厚度為50 mm,混凝土標(biāo)號(hào)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(yàn)采用江漢大學(xué)爆破研究院落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)DTM-2504,主錘體質(zhì)量為1180 kg,單個(gè)砝碼質(zhì)量為30 kg,最多可配置26個(gè)砝碼,總錘體質(zhì)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(yàn)所采用的支承條件為兩端簡(jiǎn)支,試驗(yàn)裝置如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)裝置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of test device

1.2 工況設(shè)計(jì)及測(cè)量方案

本次試驗(yàn)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(guò)程和破壞機(jī)制,共設(shè)計(jì)了9種工況,試驗(yàn)變量為沖擊速度、沖擊體質(zhì)量和沖擊能量,如表1所示。

試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)包括:①梁體跨中軸向應(yīng)變;②梁體破裂區(qū)域動(dòng)態(tài)應(yīng)變;③沖擊過(guò)程高速攝影圖像;④梁體跨中撓度。梁體跨中軸向應(yīng)變采用應(yīng)變式傳感器結(jié)合DH8302高性能動(dòng)態(tài)信號(hào)采集分析系統(tǒng)進(jìn)行采集,梁體破裂區(qū)域應(yīng)變演化過(guò)程采用高速攝影圖像結(jié)合數(shù)字圖像技術(shù)(DIC)進(jìn)行分析,梁體跨中撓度采用高頻位移傳感器進(jìn)行采集,梁體沖擊破壞過(guò)程采用PHANTOM高速攝像機(jī)進(jìn)行記錄,試驗(yàn)測(cè)量方案如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)測(cè)量方案Fig. 3 Test measurement scheme

2 試驗(yàn)結(jié)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(tài)如圖4所示,由結(jié)果分析可知:

圖4 沖擊荷載作用下短梁破壞形態(tài)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(xiàn)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(zhì)量、沖擊速度和沖擊能量密切相關(guān);(2)當(dāng)沖擊能量小于30 000 J時(shí)(1-1、1-2、2-1),震坍裂縫生成于梁體對(duì)稱中心兩側(cè),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(dāng)沖擊能量增至30 000 J時(shí)(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(dāng)沖擊能量大于30 000 J時(shí)(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(tài)受支承端影響較大,與淺梁破壞形態(tài)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(tài)[13]Fig. 5 Failure mode of shallow beam under impact load[13]

2.2 梁體變形發(fā)展過(guò)程

試驗(yàn)監(jiān)測(cè)了梁體跨中軸向應(yīng)變,將錘頭與梁體接觸作為初始時(shí)刻,應(yīng)變時(shí)程曲線如圖6所示,結(jié)果表明:在0～2 ms,梁體跨中軸向應(yīng)變表現(xiàn)為拉應(yīng)變,應(yīng)變?cè)龃蟮椒逯岛笱杆倩謴?fù)至初始狀態(tài);在2～30 ms,梁體跨中軸向應(yīng)變表現(xiàn)為壓應(yīng)變;在30～40 ms,梁體跨中軸向應(yīng)變趨于穩(wěn)定,表現(xiàn)為殘余壓應(yīng)變。由結(jié)果分析可知:鋼筋混凝土短梁在沖擊荷載作用下發(fā)生彈塑性撓曲變形,跨中部位產(chǎn)生軸向拉應(yīng)變,沖擊荷載作用結(jié)束后,梁體彈性變形恢復(fù),跨中部位產(chǎn)生軸向壓應(yīng)變,梁體塑性變形表現(xiàn)為中部震坍破壞,形成兩個(gè)對(duì)稱傾斜塑性鉸,中部拱形震坍段相對(duì)于初始狀態(tài)彎矩減小,初始軸向拉應(yīng)力釋放,因此軸向殘余應(yīng)變表現(xiàn)為壓應(yīng)變。

圖6 梁體跨中軸向應(yīng)變時(shí)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(yīng)變和殘余應(yīng)變,峰值應(yīng)變、殘余應(yīng)變與沖擊能量的關(guān)系如圖7所示,結(jié)果表明:峰值拉應(yīng)變、殘余壓應(yīng)變隨沖擊能量增加均表現(xiàn)為先增大后減小的趨勢(shì);結(jié)合鋼筋混凝土短梁沖擊破壞形態(tài),分析原因:沖擊能量較小時(shí)(E<30 000 J),梁體撓曲變形不明顯,拱形震坍裂縫不發(fā)育,兩側(cè)未形成明顯的塑性鉸,峰值拉應(yīng)變、殘余壓應(yīng)變均較小;隨著沖擊能量增大(30 000 J40 000 J),梁體表現(xiàn)為沖剪破壞模式,塑性鉸呈“八”字形,梁體兩側(cè)與中部震塌段錯(cuò)開(kāi),中間段未發(fā)生明顯撓曲變形,因此跨中軸向峰值拉應(yīng)變、殘余壓應(yīng)變反而減小。

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

圖7 跨中軸向應(yīng)變與沖擊能量關(guān)系Fig. 7 Relationship between mid span axial strain and impact energy

為了進(jìn)一步分析沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁的變形破壞過(guò)程,揭示短梁沖擊破壞機(jī)制,通過(guò)高速DIC對(duì)3-3工況鋼筋混凝土短梁裂縫帶區(qū)域應(yīng)變發(fā)展過(guò)程進(jìn)行了測(cè)量,得到最大主應(yīng)變?cè)茍D,選取2 ms、4 ms、8 ms時(shí)刻,分別提取6個(gè)縱向截面最大主應(yīng)變,根據(jù)峰值應(yīng)變時(shí)空演變過(guò)程,繪制潛在擴(kuò)展裂縫及擴(kuò)展方向,如圖8所示,結(jié)果表明:在0～2 ms,潛在裂縫位于梁體下部,表現(xiàn)為由梁體中心向梁體兩端擴(kuò)展的趨勢(shì),裂縫呈拱形分布;在2～4 ms,拱形裂縫發(fā)展至梁體上部,由梁體兩端向梁體中心擴(kuò)展;在4～8 ms,裂縫由梁體中心和梁體兩端同時(shí)向中部擴(kuò)展匯聚,發(fā)展形成一定寬度的裂縫帶。高速DIC分析結(jié)果表明:沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁的變形破壞過(guò)程極為復(fù)雜,梁體內(nèi)裂縫的萌生和擴(kuò)展過(guò)程并不是單向的,由于應(yīng)力波在梁體內(nèi)部傳播時(shí)發(fā)生來(lái)回反射和多次疊加,以及梁體內(nèi)部鋼筋和混凝土介質(zhì)的不均勻性,導(dǎo)致梁體內(nèi)單條裂縫的形成和擴(kuò)展過(guò)程隨應(yīng)力場(chǎng)時(shí)空分布狀態(tài)而發(fā)生改變,最終在裂縫密集區(qū)域形成主裂縫帶,進(jìn)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(qū)域最大主應(yīng)變演化及裂縫擴(kuò)展過(guò)程Fig. 8 Maximum principal strain evolution and fracture propagation process in fracture zone

2.3 梁體跨中撓度

試驗(yàn)采用高頻位移傳感器結(jié)合動(dòng)態(tài)信號(hào)采集分析系統(tǒng)測(cè)得鋼筋混凝土短梁跨中撓度時(shí)程曲線,如圖9所示,進(jìn)一步分析得到峰值撓度和殘余撓度(表3),結(jié)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(fā)生回彈變形,跨中位置回彈至最高點(diǎn),在100～250 ms,跨中位置跌落至穩(wěn)定狀態(tài),形成殘余撓度;(2) 梁體在沖擊荷載作用下表現(xiàn)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(shí)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(guān)系(30 000 J取工況3-1),結(jié)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(guān),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(rèn)為:沖擊能量并非梁體變形破壞程度的決定因素。為進(jìn)一步探究沖擊荷載作用下短梁變形的影響因素及程度,對(duì)工況1-3、2-2、3-1的試驗(yàn)結(jié)果展開(kāi)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(zhì)量的變化關(guān)系(圖11),結(jié)果表明:在試驗(yàn)范圍內(nèi)(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(xiàn)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(yīng)增大。

圖10 撓度與沖擊能量關(guān)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(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)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(zhì)量的影響規(guī)律(圖12、圖13),結(jié)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(zhì)量均呈正相關(guān);當(dāng)沖擊體質(zhì)量越大,隨著沖擊速度增加,梁體峰值撓度和殘余撓度增長(zhǎng)越快;同樣,當(dāng)沖擊速度越大,隨著沖擊體質(zhì)量增加,梁體峰值撓度和殘余撓度增長(zhǎng)越快。見(jiàn)表3。

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

圖13 跨中撓度與錘體質(zhì)量關(guān)系Fig. 13 Relationship between mid span deflection and hammer mass

3 結(jié)論

開(kāi)展了鋼筋混凝土短梁的落錘沖擊試驗(yàn)研究,分析了不同工況下鋼筋混凝土短梁的破壞形態(tài)、梁體跨中軸向應(yīng)變演化特征,研究了裂縫帶區(qū)域應(yīng)變發(fā)展過(guò)程,分析了梁體跨中撓度的影響因素和影響規(guī)律,探討了鋼筋混凝土短梁沖擊破壞機(jī)制,主要結(jié)論如下:

(1)沖擊荷載作用下鋼筋混凝土淺梁破壞形態(tài)表現(xiàn)為裂縫以沖擊點(diǎn)為中心,呈放射狀分布,而鋼筋混凝土短梁主要表現(xiàn)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(zhì)量、沖擊速度和沖擊能量密切相關(guān)。

(2)鋼筋混凝土短梁跨中軸向應(yīng)變由拉應(yīng)變轉(zhuǎn)為壓應(yīng)變,反映了沖擊荷載作用下梁體的彈塑性變形過(guò)程,梁體兩側(cè)對(duì)稱塑性鉸的形成導(dǎo)致梁體跨中軸向拉應(yīng)力釋放而轉(zhuǎn)為壓應(yīng)變;隨著沖擊能量增加,跨中軸向峰值拉應(yīng)變、殘余壓應(yīng)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(cè)量分析結(jié)果表明沖擊荷載作用下鋼筋混凝土短梁的裂縫萌生和擴(kuò)展過(guò)程并不是單向的,由于應(yīng)力波在梁體內(nèi)來(lái)回反射和多次疊加,以及鋼筋混凝土介質(zhì)的不均勻性,導(dǎo)致梁體內(nèi)單條裂縫的擴(kuò)展過(guò)程隨應(yīng)力分布狀態(tài)發(fā)生改變,最終在裂縫密集區(qū)域形成主裂縫帶,進(jìn)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(yàn)結(jié)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(xiàn)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(yīng)增大。