吳吉光 肖 巖 Cristoforo Demartino

(1.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院,長(zhǎng)沙 410012; 2.南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院,南京 211800)

0 引 言

土木工程結(jié)構(gòu)在其服役年限內(nèi)可能遭受各種極端荷載作用,如地震、海嘯、火災(zāi)、撞擊、爆炸等。結(jié)構(gòu)在極端荷載作用下可能發(fā)生嚴(yán)重的損壞,給生命財(cái)產(chǎn)安全帶來(lái)嚴(yán)重的威脅。近些年來(lái),在這些極端荷載中,沖擊荷載得到了越來(lái)越多的關(guān)注。沖擊荷載一方面來(lái)自自然界,如泥石流或滾石對(duì)道路防護(hù)設(shè)施的沖擊;另一方面也可能由人類自身引起,如車船等交通工具對(duì)工程結(jié)構(gòu)的撞擊。2009年4月,一輛水泥罐車與京珠高速公路湖南耒宜段一座跨線橋的橋墩相撞,導(dǎo)致橋墩被撞斷,造成2人死亡、1人受傷以及三個(gè)多月的交通阻塞,橋梁所需的維護(hù)費(fèi)用逾百萬(wàn)元。近些年來(lái),隨著交通設(shè)施的高速建設(shè)和機(jī)動(dòng)車數(shù)量的持續(xù)增加,工程結(jié)構(gòu)遭受車船等交通工具撞擊的威脅性越來(lái)越大,對(duì)工程結(jié)構(gòu)的抗沖擊安全性提出了更高的要求?？梢?jiàn),研究并提高此類結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能已經(jīng)迫在眉睫,處理好這類問(wèn)題對(duì)保證生命線工程具有十分重大的理論意義和工程價(jià)值。迄今為止,鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)依然是土木工程領(lǐng)域應(yīng)用最為廣泛的結(jié)構(gòu)形式,因此鋼筋混凝土構(gòu)件的抗沖擊研究必然是十分重要的課題。

目前眾多學(xué)者和工程師對(duì)鋼筋混凝土構(gòu)件的抗沖擊性能進(jìn)行了廣泛的研究,這些工作包括構(gòu)件抗沖擊設(shè)計(jì)方法[1-5],沖擊作用下構(gòu)件的響應(yīng)特點(diǎn)及其影響因素[6-13],構(gòu)件抗沖擊行為的簡(jiǎn)化模型[8,14-15]和數(shù)值模擬[16-23]等。研究表明,由于混凝土和鋼筋材料的應(yīng)變率效應(yīng)和在沖擊作用下的慣性力的影響,混凝土構(gòu)件在沖擊作用下的響應(yīng)與在靜力加載下的響應(yīng)存在明顯差異。但是,已有的鋼筋混凝土構(gòu)件的抗沖擊研究對(duì)象主要集中在混凝土梁上,關(guān)于鋼筋混凝土柱(尤其是圓形鋼筋混凝土懸臂柱)的試驗(yàn)研究成果尤為欠缺。

研究表明,剪切機(jī)制對(duì)混凝土梁柱構(gòu)件的抗沖擊行為有重要的影響[9]。在沖擊作用下,一些在靜態(tài)加載條件下彎曲破壞控制的混凝土梁會(huì)出現(xiàn)明顯的斜裂縫。為了了解混凝土構(gòu)件在沖擊作用下的剪切機(jī)制,同時(shí)為以后的數(shù)值模擬提供豐富的試驗(yàn)數(shù)據(jù),本文對(duì)兩種配箍率的鋼筋混凝土柱進(jìn)行了水平?jīng)_擊試驗(yàn),分析了沖擊速度和柱配箍率對(duì)混凝土柱抗沖擊行為的影響,對(duì)沖擊力時(shí)程曲線、沖擊力-位移關(guān)系、裂縫和變形的發(fā)展以及最終的破壞形態(tài)進(jìn)行了對(duì)比和分析,為深入了解混凝土柱的抗沖擊性能提供了數(shù)據(jù)支持。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)裝置

本文試驗(yàn)采用水平撞擊試驗(yàn)機(jī)對(duì)4根鋼筋混凝土懸臂柱進(jìn)行了側(cè)向沖擊試驗(yàn)。該水平撞擊試驗(yàn)設(shè)備位于南京工業(yè)大學(xué)碰撞試驗(yàn)室,主要由試驗(yàn)車輛、水平導(dǎo)軌、鋼索和落錘牽引裝置等組成,如圖1所示。在試驗(yàn)過(guò)程中,落錘被提升至某一高度,移動(dòng)試驗(yàn)車輛使鋼索處于繃緊狀態(tài),突然釋放落錘,在重力作用下落錘和試驗(yàn)車輛一同做加速運(yùn)動(dòng)。當(dāng)落錘下降到地面時(shí),試驗(yàn)車輛與鋼索自動(dòng)脫離,車輛繼續(xù)向前運(yùn)動(dòng),與試驗(yàn)構(gòu)件發(fā)生碰撞并回彈。基于能量守恒定律,車輛的沖擊速度可以由公式(1)計(jì)算得到。

(1)

式中:m1和m2分別為試驗(yàn)車輛與落錘的質(zhì)量;g為重力加速度,g=9.8 m/s2;h為落錘的提升高度;vi為試驗(yàn)車輛與試件的沖擊速度;μ為試驗(yàn)車輛與水平導(dǎo)軌的摩擦系數(shù),根據(jù)已有的試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到,μ≈0.115。

形試驗(yàn)車輛前端配置剛性錘頭,錘頭的尺寸為長(zhǎng)×厚×高=580 mm×80 mm×200 mm。四個(gè)量程均為500 kN動(dòng)態(tài)壓力傳感器安裝在錘頭的后方。此外,光纖傳感器和激光位移計(jì)安裝在試件附近,光纖傳感器用來(lái)觸發(fā)整個(gè)采集系統(tǒng)和測(cè)量車輛沖擊速度,激光位移計(jì)則用來(lái)監(jiān)控試驗(yàn)車輛在沖擊過(guò)程中運(yùn)動(dòng)情況。

圖1 水平撞擊試驗(yàn)設(shè)備示意圖Fig.1 Schematic of horizontal collision facility

1.2 試件設(shè)計(jì)

本文試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了如圖2所示兩種不同箍筋間距的直徑為330 mm圓形截面鋼筋混凝土柱,高度為1 700 mm。其中類型1的箍筋間距為100 mm,而類型2的箍筋間距為330 mm。每種類型的試件各兩根。試件包括混凝土基礎(chǔ)和混凝土柱兩個(gè)部分,混凝土基礎(chǔ)為一個(gè)立方體,長(zhǎng)和寬均為900 mm,高度為500 mm。各個(gè)試件均采用設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30的混凝土,粗骨料的最大直徑為25 mm。柱縱筋采用16根直徑為8 mm的HRB400熱軋螺紋鋼筋;而柱箍筋采用直徑為6.5 mm的HPB300熱軋光圓鋼筋?？v筋沿柱截面的環(huán)向均勻配置,保護(hù)層厚度為26 mm,縱筋配筋率為0.94%。類型1和類型2柱采用閉合圓箍筋,搭接長(zhǎng)度為220 mm,二者箍筋間距分別為100 mm和330 mm,相應(yīng)的,二者箍筋的體積配筋率分別為0.3%和0.09%。此外,在試驗(yàn)過(guò)程中,使用4個(gè)預(yù)應(yīng)力螺紋鋼筋將試件的基礎(chǔ)固定在地面上。

圖2 鋼筋混凝土柱試件尺寸及配筋(單位:mm)Fig.2 Design details of RC column specimens (Unit:mm)

如表1所示,本文共進(jìn)行了4次混凝土懸臂柱側(cè)向沖擊試驗(yàn)。4次試驗(yàn)所使用的試驗(yàn)車輛的總質(zhì)量均為1 582 kg。試驗(yàn)車輛前方的錘頭的撞擊位置距離柱底400 mm。試驗(yàn)選取兩種速度分別對(duì)兩種類型的試件進(jìn)行了沖擊試驗(yàn),兩種速度分別為3.00 m/s和4.50 m/s。試件的編號(hào)由字母和數(shù)字兩部分組成,字母用來(lái)區(qū)分兩種不同沖擊速度,L和H分別代表3.00 m/s和4.50 m/s;數(shù)字代表混凝土柱的類型。例如,試件H1是指箍筋間距為100 mm且沖擊速度為4.50 m/s的試件。

混凝土柱的極限抗剪承載力Vusc與極限抗彎承載力Pu根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)計(jì)算得到,如表1所示。其中,極限抗剪承載力Vusc=Vu,Vu為集中荷載作用下混凝土柱的斜截面抗剪承載力;極限抗彎承載力Pu=Mu/a,其中Mu為圓形混凝土柱的正截面抗彎承載力,a為沖擊中心位置到柱底端的距離,取值為400 mm。根據(jù)計(jì)算得知,在靜力作用下,箍筋間距為100 mm的類型1混凝土柱應(yīng)發(fā)生彎曲破壞;而類型2混凝土的箍筋間距為330 mm,其破壞形式應(yīng)為剪切破壞。

表1試件設(shè)計(jì)參數(shù)

Table 1Design parameters of specimens

注:s為試件的箍筋間距;ρsv為柱箍筋的體積配筋率;Vusc為柱極限抗剪承載力;Pu為柱極限抗彎承載力;Vi為試驗(yàn)車輛的測(cè)量沖擊速度;Ei為試驗(yàn)車輛沖擊動(dòng)能

1.3 數(shù)據(jù)測(cè)量

在試驗(yàn)中,落錘的質(zhì)量與落錘的提升高度由公式(1)計(jì)算得到。由于某些無(wú)法控制的因素,實(shí)際測(cè)量的沖擊速度與選取速度的值有所差異,各個(gè)構(gòu)件的沖擊速度列于表1。

在試驗(yàn)過(guò)程中,使用多種傳感器監(jiān)測(cè)混凝土柱在沖擊過(guò)程中的響應(yīng)。在混凝土柱的背面高度方向布置了6個(gè)位移計(jì),傳感器的具體位置如圖3所示。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)為NI PXIe-1062Q,并使用LabVIEW Signal Express軟件進(jìn)行采集,所有傳感器信號(hào)的采樣頻率為500 kHz。此外,在試驗(yàn)過(guò)程中使用高速攝像機(jī)對(duì)混凝土柱在沖擊作用下的變形進(jìn)行了記錄,拍攝頻率為400幀/s。

圖3 試驗(yàn)中傳感器的位置(單位:mm)Fig.3 Arrangement of sensors (Unit:mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 變形及裂縫的發(fā)展過(guò)程

試驗(yàn)采用高速攝像機(jī)對(duì)混凝土柱在沖擊過(guò)程中的變形和裂縫的發(fā)展過(guò)程進(jìn)行了記錄,如圖4-圖7所示。試件柱表面方格間距為50 mm。

試件L1在7.5 ms時(shí)刻,在柱底部附近出現(xiàn)了一條微小的斜裂縫,該斜裂縫從柱的底端一直延伸到?jīng)_擊部位,與水平面的夾角約為45°。此后,該裂縫不斷變寬,同時(shí)其附近出現(xiàn)許多微小的裂縫。試件L2在5.0 ms時(shí)刻,在同樣的位置開(kāi)始出現(xiàn)一條微小的斜裂縫。

試件H1在5.0 ms時(shí)刻,一條斜裂縫從柱的底端延伸到到?jīng)_擊部位。7.5 ms時(shí),該斜裂縫繼續(xù)變寬,同時(shí)附近出現(xiàn)另一條斜裂縫。此后,兩條斜裂縫繼續(xù)擴(kuò)展,在約30 ms時(shí),斜裂縫附近的混凝土保護(hù)層開(kāi)始脫落。而試件H2在2.5 ms時(shí)刻,混凝土柱底部出現(xiàn)第一條斜裂縫;在5.0 ms時(shí),出現(xiàn)了與第一條裂縫平行的新裂縫,此后,在兩條斜裂縫之間出現(xiàn)了眾多微小裂縫,在約10 ms,其附近的混凝土保護(hù)層開(kāi)始脫落。此后,混凝土柱持續(xù)變形,混凝土保護(hù)層大量脫落。在50 ms時(shí),試件H2的變形比試件H1明顯大得多。

由于高速攝像機(jī)分辨率的原因,圖4-圖7無(wú)法捕捉到某些非常細(xì)小的裂縫,比如沿水平方向延伸的彎曲裂縫。從斜裂縫的發(fā)展過(guò)程可以看出,較高柱配箍率的試件在沖擊作用下第一條斜裂縫出現(xiàn)的時(shí)間較晚,在沖擊過(guò)程中,斜裂縫的數(shù)量也較少。試驗(yàn)結(jié)果顯示,增加混凝土柱配箍率可以提高柱的抗沖擊性能。

圖4 L1變形和裂縫發(fā)展過(guò)程Fig.4 Development of deformation and cracks for L1

圖5 L2變形和裂縫發(fā)展過(guò)程Fig.5 Development of deformation and cracks for L2

2.2 破壞形態(tài)

在沖擊作用下,各個(gè)試件的最終破壞形態(tài)如圖8所示。在所有的試件中均存在明顯的剪切斜裂縫,這種裂縫位于沖擊位置和柱子底部之間。除此之外,試件表面還存在一些微小的沿水平方向開(kāi)展的彎曲裂縫,這些微小的裂縫大部位于柱子箍筋的位置,這可能是由于箍筋的保護(hù)層厚度較小造成的。

圖6 H1變形和裂縫發(fā)展過(guò)程Fig.6 Development of deformation and cracks for H1

圖7 H2裂縫和變形發(fā)展過(guò)程Fig.7 Development of deformation and cracks for H2

試件L1和L2遭受了基本相同的質(zhì)量和速度的沖擊作用,兩者均產(chǎn)生了多條明顯的剪切斜裂縫。剪切斜裂縫從柱子底端后側(cè)與水平方向約成45°向沖擊部位延伸,到達(dá)沖擊部位最下端(距離柱底300 mm)位置。在沖擊面,試件L1和L2沖擊高度以下區(qū)域存在水平方向的彎曲裂縫,這些裂縫基本與箍筋的位置一致;尤其是柱底端與基礎(chǔ)之間存在明顯的裂縫,這說(shuō)明在沖擊作用下支座位置經(jīng)受了較大的彎矩。在沖擊的背面,試件L1和L2沖擊高度以上的區(qū)域同樣存在水平方向的彎矩裂縫,這些裂縫在懸臂柱靜態(tài)加載狀態(tài)下并不會(huì)出現(xiàn),這些裂縫是由于柱沖擊高度以上部分的慣性造成的。試件L1和L2在約3.0 m/s沖擊作用后損傷較小,沒(méi)有混凝土塊脫落。雖然試件L1和L2的箍筋間距不同,但是除了一些微小的裂縫,兩者的破壞形態(tài)基本一致。

圖8 沖擊作用下試件最終的破壞形態(tài)Fig.8 Final damage patterns of specimens subjected to impact loading

試件H1和H2遭受了約4.50 m/s沖擊作用,兩者均產(chǎn)生了嚴(yán)重的剪切斜裂縫,斜裂縫貫穿了整個(gè)柱截面,形成了剪切破壞面。同時(shí),斜裂縫附近的混凝土塊大量脫落,沖擊位置的縱筋變形明顯并且裸露出來(lái)。在沖擊部位以下試件H1有3根箍筋,而試件H2只有1根。從圖4中可以看出,相比試件H1,試件H2在沖擊作用后發(fā)生更嚴(yán)重的損傷,更多混凝土脫落,柱子變形更大,這是因?yàn)楣拷钤诨炷镣耆_(kāi)裂后箍筋繼續(xù)提供抗剪承載力,較多的箍筋可以顯著提高柱的抗剪承載力。值得注意的是,相比試件H2,試件H1表面的水平方向彎曲裂縫更多且更寬。試驗(yàn)結(jié)果顯式配置較多箍筋的混凝土柱在沖擊作用下發(fā)展了更多的彎曲裂縫,這與文獻(xiàn)[11]的試驗(yàn)結(jié)果是一致的。

從試件的破壞形態(tài)可以看出,剪切破壞機(jī)制對(duì)試件的抗沖擊行為有重要影響。試件在沖擊作用下均出現(xiàn)了剪切斜裂縫為主的破壞形態(tài)。在低速?zèng)_擊下,柱配箍率對(duì)柱的抗沖擊行為的影響比較有限,這是因?yàn)榇藭r(shí)混凝土未出現(xiàn)較大的斜裂縫,箍筋變形較小,柱剪力主要由混凝土部分承擔(dān)。在高速?zèng)_擊作用下,增加柱配箍率可明顯減少柱的變形和損傷程度。

2.3 沖擊力時(shí)程曲線

本文采用低通濾波技術(shù)對(duì)沖擊力時(shí)程進(jìn)行了處理,其截止頻率為800 Hz。截止頻率的選取考慮了兩個(gè)方面的限制:一方面,高頻噪音信號(hào)需要被剔除;另一方面,試件在沖擊作用下的響應(yīng)信號(hào)需要被保留。各個(gè)試件的沖擊力時(shí)程曲線如圖9、圖10所示。

圖9 試件L1和L2的沖擊力時(shí)程曲線Fig.9 Time history curves of L1 and L2 impact force

圖10 試件H1和H2的沖擊力時(shí)程曲線Fig.10 Time history curves of H1 and H2 impact force

從圖9、圖 10可以看出,各個(gè)試件的沖擊力在沖擊開(kāi)始后迅速增加,在1.5 ms達(dá)到最大值,然后陡然下降并形成第一個(gè)峰值,此峰值也是整個(gè)沖擊力時(shí)程曲線的最大值。對(duì)于L1和L2,二者沖擊力在0 ～ 2.5 ms時(shí)間內(nèi)幾乎完全重合,第一個(gè)峰值以后,沖擊力出現(xiàn)微小震蕩并緩慢下降,當(dāng)20 ms左右時(shí),二者的沖擊力恢復(fù)為零。有意思的是,L1的沖擊力在45 ～ 60 ms之間又出現(xiàn)一個(gè)波峰(約50 KN),這意味著在該時(shí)間段內(nèi)試件L1與試驗(yàn)車輛之間發(fā)生了第二次碰撞。對(duì)于試件H1和H2,沖擊力在1.5 ms附近同時(shí)達(dá)到最大值,但是H2的最大沖擊力稍大。在2.5 ms時(shí)刻以后,二者的沖擊力出現(xiàn)較大的差異。相比試件H1,試件H2的沖擊力以一個(gè)較大的斜率迅速下降,10 ms時(shí)刻,試件H2的沖擊力幾乎為0,此時(shí)H1的沖擊力的值約為150 kN。這主要是因?yàn)?試件H2在沖擊作用下發(fā)生了更大的損傷(圖7、圖8),導(dǎo)致混凝土柱剛度的急劇下降。此后試件H1和H2的沖擊力開(kāi)始在一個(gè)較低的水平(約70 kN)震蕩,最終分別在60 ms和80 ms左右恢復(fù)為0。

2.4 沖擊力-位移曲線

在沖擊過(guò)程中結(jié)構(gòu)耗散的能量是評(píng)價(jià)其抗沖擊性能的一個(gè)重要參數(shù)。圖11展示了各個(gè)試件的沖擊力與沖擊點(diǎn)處位移之間的關(guān)系。沖擊力-位移曲線所包含的面積代表著混凝土柱經(jīng)歷變形和損傷而耗散的能量。此處的位移由激光位移計(jì)測(cè)量得到。

由圖11可知,對(duì)于試件L1和L2,當(dāng)位移較小時(shí),沖擊力隨著位移線性增加,其增長(zhǎng)的斜率均相同。當(dāng)位移增加到3.5 mm左右時(shí),二者沖擊力達(dá)到最大值;此后,隨著位移的增加,沖擊力迅速下降。試件L1的位移達(dá)到最大值時(shí),沖擊力約80 kN左右;對(duì)于試件L2,當(dāng)其位移達(dá)到最大值18.3 mm時(shí),沖擊力的值為150 kN左右。隨后,試驗(yàn)車輛回彈,沖擊力隨位移的減少迅速降低為0。值得一提的是,試驗(yàn)車輛在回彈過(guò)程中與試件L1發(fā)生了第二次碰撞。

圖11沖擊力-位移關(guān)系曲線Fig.11 Relationship between impact force and displacement

對(duì)于試件H1和H2,其在沖擊過(guò)程中耗散的能量明顯大于試件L1和L2。當(dāng)位移較小,沖擊力隨位移的增長(zhǎng)率與試件L1和L2幾乎相同。當(dāng)位移增加到5.0 mm左右時(shí),兩者的沖擊力達(dá)到最大值;此后,隨著試驗(yàn)車輛位移的增加,沖擊力逐漸下降,但下降的斜率逐漸減少。當(dāng)位移達(dá)到40 mm以后,二者沖擊力趨于一個(gè)固定值(約70 kN)。對(duì)于試件H1,試驗(yàn)車輛位移達(dá)到70 mm左右后回彈。對(duì)于試件H2,試驗(yàn)車輛的最大位移約80 mm。

從圖11可明顯看出,相比低速?zèng)_擊,較高速度沖擊作用下的混凝土柱所耗散的能量要大很多,試驗(yàn)車輛的最大位移也較大。但是,低速?zèng)_擊作用下的沖擊力-位移曲線非常飽滿,這意味著在沖擊作用后,混凝土柱仍有較大的剛度和承載力;對(duì)于高速?zèng)_擊,其力-位移曲線較扁平,并且存在較長(zhǎng)的平臺(tái)。由此可以看出,高速?zèng)_擊作用后,柱子遭受較大的損傷,殘余剛度和承載力較低。

2.5 混凝土柱變形圖

圖12、圖13給出了試件在沖擊過(guò)程中的柱變形曲線隨時(shí)間的變化情況。圖中某一柱高對(duì)應(yīng)的位移由響應(yīng)的位移計(jì)給出,并假設(shè)柱底端位移為零。值得注意的是,圖中曲線僅僅將相鄰的數(shù)據(jù)點(diǎn)連接起來(lái),無(wú)法完全代表混凝土柱真實(shí)的變形狀況。

圖12 試件L1和L2的變形圖Fig.12 Deformed shape of L1 and L2

圖13 試件H1和H2的水平位移圖Fig.13 Lateral displacement of H1 and H2

從圖12可以看出,對(duì)與試件L1和L2,在沖擊的初始時(shí)刻(小于5.0 ms),柱的最大變形發(fā)生在沖擊位置附近(柱高0.4 m 附近),而柱的上部由于慣性效應(yīng)而位移較小。10 ms時(shí)刻,柱的上部位移已經(jīng)超過(guò)了沖擊位置附近的位移。20 ms時(shí),試件L1和L2的沖擊作用結(jié)束,試件開(kāi)始做自由振動(dòng)。約30 ms時(shí),二者的水平位移達(dá)到最大值,此后柱子開(kāi)始回彈,并做往復(fù)運(yùn)動(dòng)直到停止。

從圖13可以看出,試件H1和H2在沖擊的初始時(shí)刻,其變形曲線與試件L1和L2相似,即柱的最大水平位移發(fā)生在沖擊位置附近。隨著沖擊時(shí)間的增長(zhǎng),其沖擊附近位置的變形持續(xù)增大,并在沖擊高度附近形成了一個(gè)尖角。這意味著,柱底端發(fā)生了嚴(yán)重的剪切變形。相比于試件H1,試件H2的水平位移更大,表明遭受了更多的損傷。10 ms 以后,由于試件的水平位移過(guò)大導(dǎo)致某些位置的位移計(jì)失效,因此隨后的變形曲線并未給出。

統(tǒng)計(jì)試件的綜合試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。其中試驗(yàn)車輛的回彈速度由激光位移計(jì)的數(shù)據(jù)計(jì)算得到。從表2可以看出,對(duì)于配箍率較大的混凝土柱(試件L1和H1),試驗(yàn)車輛的回彈速度、沖擊力的沖量、柱耗散能和沖擊力均值也較大,而試驗(yàn)車輛的最大位移較小。這里再一次表明了,提高混凝土柱的配箍率可提高其抗沖擊性能。最大沖擊力與沖擊速度有顯著的關(guān)系,而與柱的配箍率無(wú)明顯關(guān)系。

表2試驗(yàn)結(jié)果

Table 2Summary of experimental results

3 結(jié) 論

本文對(duì)4根鋼筋混凝土懸臂柱側(cè)向沖擊試驗(yàn)進(jìn)行了詳細(xì)的描述,得到了相關(guān)的沖擊力時(shí)程曲線、柱變形曲線、試件變形及裂縫的發(fā)展過(guò)程和試件最終的破壞形態(tài)等試驗(yàn)結(jié)果。通過(guò)對(duì)以上試驗(yàn)結(jié)果的分析,本文對(duì)比了沖擊速度和箍筋配筋率對(duì)混凝土柱抗沖擊行為的影響,并得到以下結(jié)論:

(1) 本試驗(yàn)中,所有試件均出現(xiàn)明顯的剪切斜裂縫,該斜裂縫位于混凝土柱底部與沖擊部位之間,與水平方向約成45°。同時(shí)在箍筋位置附近,試件出現(xiàn)沿水平方向微小的彎曲裂縫。在高速?zèng)_擊作用下,試件出現(xiàn)了嚴(yán)重的斜裂縫,斜裂縫附近的混凝土大量脫落,受沖擊部位混凝土被壓碎。

(2) 剪切機(jī)制對(duì)混凝土梁柱構(gòu)件的抗沖擊行為有重要的影響。在沖擊作用下,無(wú)論在靜態(tài)加載下彎曲破壞或是剪切破壞的混凝土柱均出現(xiàn)嚴(yán)重的剪切斜裂縫。

(3) 提高混凝土柱的配箍率可提高其抗沖擊性能。在低速?zèng)_擊作用下,混凝土柱的剪力主要由混凝土承擔(dān),配箍率對(duì)混凝土柱在沖擊作用下的響應(yīng)影響不大。但是在高速?zèng)_擊作用下,增加配箍率可顯著提高柱的變形能力并減少?zèng)_擊對(duì)混凝土柱的損傷。

(4) 本試驗(yàn)對(duì)各個(gè)試件變形曲線進(jìn)行了分析,試驗(yàn)結(jié)果表明,在沖擊作用的初期,慣性力效應(yīng)對(duì)混凝土柱的變形有較大影響。由于慣性力的存在,混凝土柱上部的水平位移在沖擊的初期較小。