圓形截面鋼筋混凝土懸臂柱抗沖擊性能試驗研究

吳吉光 肖 巖 Cristoforo Demartino

(1.湖南大學土木工程學院,長沙 410012; 2.南京工業大學土木工程學院,南京 211800)

0 引 言

土木工程結構在其服役年限內可能遭受各種極端荷載作用,如地震、海嘯、火災、撞擊、爆炸等。結構在極端荷載作用下可能發生嚴重的損壞,給生命財產安全帶來嚴重的威脅。近些年來,在這些極端荷載中,沖擊荷載得到了越來越多的關注。沖擊荷載一方面來自自然界,如泥石流或滾石對道路防護設施的沖擊;另一方面也可能由人類自身引起,如車船等交通工具對工程結構的撞擊。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,導致橋墩被撞斷,造成2人死亡、1人受傷以及三個多月的交通阻塞,橋梁所需的維護費用逾百萬元。近些年來,隨著交通設施的高速建設和機動車數量的持續增加,工程結構遭受車船等交通工具撞擊的威脅性越來越大,對工程結構的抗沖擊安全性提出了更高的要求。可見,研究并提高此類結構的抗沖擊性能已經迫在眉睫,處理好這類問題對保證生命線工程具有十分重大的理論意義和工程價值。迄今為止,鋼筋混凝土結構依然是土木工程領域應用最為廣泛的結構形式,因此鋼筋混凝土構件的抗沖擊研究必然是十分重要的課題。

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

研究表明,剪切機制對混凝土梁柱構件的抗沖擊行為有重要的影響[9]。在沖擊作用下,一些在靜態加載條件下彎曲破壞控制的混凝土梁會出現明顯的斜裂縫。為了了解混凝土構件在沖擊作用下的剪切機制,同時為以后的數值模擬提供豐富的試驗數據,本文對兩種配箍率的鋼筋混凝土柱進行了水平沖擊試驗,分析了沖擊速度和柱配箍率對混凝土柱抗沖擊行為的影響,對沖擊力時程曲線、沖擊力-位移關系、裂縫和變形的發展以及最終的破壞形態進行了對比和分析,為深入了解混凝土柱的抗沖擊性能提供了數據支持。

1 試驗概況

1.1 試驗裝置

本文試驗采用水平撞擊試驗機對4根鋼筋混凝土懸臂柱進行了側向沖擊試驗。該水平撞擊試驗設備位于南京工業大學碰撞試驗室,主要由試驗車輛、水平導軌、鋼索和落錘牽引裝置等組成,如圖1所示。在試驗過程中,落錘被提升至某一高度,移動試驗車輛使鋼索處于繃緊狀態,突然釋放落錘,在重力作用下落錘和試驗車輛一同做加速運動。當落錘下降到地面時,試驗車輛與鋼索自動脫離,車輛繼續向前運動,與試驗構件發生碰撞并回彈。基于能量守恒定律,車輛的沖擊速度可以由公式(1)計算得到。

(1)

式中:m1和m2分別為試驗車輛與落錘的質量;g為重力加速度,g=9.8 m/s2;h為落錘的提升高度;vi為試驗車輛與試件的沖擊速度;μ為試驗車輛與水平導軌的摩擦系數,根據已有的試驗數據計算得到,μ≈0.115。

形試驗車輛前端配置剛性錘頭,錘頭的尺寸為長×厚×高=580 mm×80 mm×200 mm。四個量程均為500 kN動態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安裝在試件附近,光纖傳感器用來觸發整個采集系統和測量車輛沖擊速度,激光位移計則用來監控試驗車輛在沖擊過程中運動情況。

圖1 水平撞擊試驗設備示意圖Fig.1 Schematic of horizontal collision facility

1.2 試件設計

本文試驗共設計了如圖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和混凝土柱兩個部分,混凝土基礎為一個立方體,長和寬均為900 mm,高度為500 mm。各個試件均采用設計強度等級為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。縱筋沿柱截面的環向均勻配置,保護層厚度為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,搭接長度為220 mm,二者箍筋間距分別為100 mm和330 mm,相應的,二者箍筋的體積配筋率分別為0.3%和0.09%。此外,在試驗過程中,使用4個預應力螺紋鋼筋將試件的基礎固定在地面上。

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,本文共進行了4次混凝土懸臂柱側向沖擊試驗。4次試驗所使用的試驗車輛的總質量均為1 582 kg。試驗車輛前方的錘頭的撞擊位置距離柱底400 mm。試驗選取兩種速度分別對兩種類型的試件進行了沖擊試驗,兩種速度分別為3.00 m/s和4.50 m/s。試件的編號由字母和數字兩部分組成,字母用來區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《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)計算得到,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。根據計算得知,在靜力作用下,箍筋間距為100 mm的類型1混凝土柱應發生彎曲破壞;而類型2混凝土的箍筋間距為330 mm,其破壞形式應為剪切破壞。

表1試件設計參數

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為試驗車輛的測量沖擊速度;Ei為試驗車輛沖擊動能

1.3 數據測量

在試驗中,落錘的質量與落錘的提升高度由公式(1)計算得到。由于某些無法控制的因素,實際測量的沖擊速度與選取速度的值有所差異,各個構件的沖擊速度列于表1。

在試驗過程中,使用多種傳感器監測混凝土柱在沖擊過程中的響應。在混凝土柱的背面高度方向布置了6個位移計,傳感器的具體位置如圖3所示。數據采集系統為NI PXIe-1062Q,并使用LabVIEW Signal Express軟件進行采集,所有傳感器信號的采樣頻率為500 kHz。此外,在試驗過程中使用高速攝像機對混凝土柱在沖擊作用下的變形進行了記錄,拍攝頻率為400幀/s。

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

2 試驗結果與分析

2.1 變形及裂縫的發展過程

試驗采用高速攝像機對混凝土柱在沖擊過程中的變形和裂縫的發展過程進行了記錄,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時刻,在柱底部附近出現了一條微小的斜裂縫,該斜裂縫從柱的底端一直延伸到沖擊部位,與水平面的夾角約為45°。此后,該裂縫不斷變寬,同時其附近出現許多微小的裂縫。試件L2在5.0 ms時刻,在同樣的位置開始出現一條微小的斜裂縫。

試件H1在5.0 ms時刻,一條斜裂縫從柱的底端延伸到到沖擊部位。7.5 ms時,該斜裂縫繼續變寬,同時附近出現另一條斜裂縫。此后,兩條斜裂縫繼續擴展,在約30 ms時,斜裂縫附近的混凝土保護層開始脫落。而試件H2在2.5 ms時刻,混凝土柱底部出現第一條斜裂縫;在5.0 ms時,出現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了眾多微小裂縫,在約10 ms,其附近的混凝土保護層開始脫落。此后,混凝土柱持續變形,混凝土保護層大量脫落。在50 ms時,試件H2的變形比試件H1明顯大得多。

由于高速攝像機分辨率的原因,圖4-圖7無法捕捉到某些非常細小的裂縫,比如沿水平方向延伸的彎曲裂縫。從斜裂縫的發展過程可以看出,較高柱配箍率的試件在沖擊作用下第一條斜裂縫出現的時間較晚,在沖擊過程中,斜裂縫的數量也較少。試驗結果顯示,增加混凝土柱配箍率可以提高柱的抗沖擊性能。

圖4 L1變形和裂縫發展過程Fig.4 Development of deformation and cracks for L1

圖5 L2變形和裂縫發展過程Fig.5 Development of deformation and cracks for L2

2.2 破壞形態

在沖擊作用下,各個試件的最終破壞形態如圖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層厚度較小造成的。

圖6 H1變形和裂縫發展過程Fig.6 Development of deformation and cracks for H1

圖7 H2裂縫和變形發展過程Fig.7 Development of deformation and cracks for H2

試件L1和L2遭受了基本相同的質量和速度的沖擊作用,兩者均產生了多條明顯的剪切斜裂縫。剪切斜裂縫從柱子底端后側與水平方向約成45°向沖擊部位延伸,到達沖擊部位最下端(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之間存在明顯的裂縫,這說明在沖擊作用下支座位置經受了較大的彎矩。在沖擊的背面,試件L1和L2沖擊高度以上的區域同樣存在水平方向的彎矩裂縫,這些裂縫在懸臂柱靜態加載狀態下并不會出現,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,兩者的破壞形態基本一致。

圖8 沖擊作用下試件最終的破壞形態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,兩者均產生了嚴重的剪切斜裂縫,斜裂縫貫穿了整個柱截面,形成了剪切破壞面。同時,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。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在沖擊作用后發生更嚴重的損傷,更多混凝土脫落,柱子變形更大,這是因為箍筋在混凝土完全開裂后箍筋繼續提供抗剪承載力,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。試驗結果顯式配置較多箍筋的混凝土柱在沖擊作用下發展了更多的彎曲裂縫,這與文獻[11]的試驗結果是一致的。

從試件的破壞形態可以看出,剪切破壞機制對試件的抗沖擊行為有重要影響。試件在沖擊作用下均出現了剪切斜裂縫為主的破壞形態。在低速沖擊下,柱配箍率對柱的抗沖擊行為的影響比較有限,這是因為此時混凝土未出現較大的斜裂縫,箍筋變形較小,柱剪力主要由混凝土部分承擔。在高速沖擊作用下,增加柱配箍率可明顯減少柱的變形和損傷程度。

2.3 沖擊力時程曲線

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

圖9 試件L1和L2的沖擊力時程曲線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,各個試件的沖擊力在沖擊開始后迅速增加,在1.5 ms達到最大值,然后陡然下降并形成第一個峰值,此峰值也是整個沖擊力時程曲線的最大值。對于L1和L2,二者沖擊力在0 ～ 2.5 ms時間內幾乎完全重合,第一個峰值以后,沖擊力出現微小震蕩并緩慢下降,當20 ms左右時,二者的沖擊力恢復為零。有意思的是,L1的沖擊力在45 ～ 60 ms之間又出現一個波峰(約50 KN),這意味著在該時間段內試件L1與試驗車輛之間發生了第二次碰撞。對于試件H1和H2,沖擊力在1.5 ms附近同時達到最大值,但是H2的最大沖擊力稍大。在2.5 ms時刻以后,二者的沖擊力出現較大的差異。相比試件H1,試件H2的沖擊力以一個較大的斜率迅速下降,10 ms時刻,試件H2的沖擊力幾乎為0,此時H1的沖擊力的值約為150 kN。這主要是因為,試件H2在沖擊作用下發生了更大的損傷(圖7、圖8),導致混凝土柱剛度的急劇下降。此后試件H1和H2的沖擊力開始在一個較低的水平(約70 kN)震蕩,最終分別在60 ms和80 ms左右恢復為0。

2.4 沖擊力-位移曲線

在沖擊過程中結構耗散的能量是評價其抗沖擊性能的一個重要參數。圖11展示了各個試件的沖擊力與沖擊點處位移之間的關系。沖擊力-位移曲線所包含的面積代表著混凝土柱經歷變形和損傷而耗散的能量。此處的位移由激光位移計測量得到。

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

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

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

從圖11可明顯看出,相比低速沖擊,較高速度沖擊作用下的混凝土柱所耗散的能量要大很多,試驗車輛的最大位移也較大。但是,低速沖擊作用下的沖擊力-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;對于高速沖擊,其力-位移曲線較扁平,并且存在較長的平臺。由此可以看出,高速沖擊作用后,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程中的柱變形曲線隨時間的變化情況。圖中某一柱高對應的位移由響應的位移計給出,并假設柱底端位移為零。值得注意的是,圖中曲線僅僅將相鄰的數據點連接起來,無法完全代表混凝土柱真實的變形狀況。

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,對與試件L1和L2,在沖擊的初始時刻(小于5.0 ms),柱的最大變形發生在沖擊位置附近(柱高0.4 m 附近),而柱的上部由于慣性效應而位移較小。10 ms時刻,柱的上部位移已經超過了沖擊位置附近的位移。20 ms時,試件L1和L2的沖擊作用結束,試件開始做自由振動。約30 ms時,二者的水平位移達到最大值,此后柱子開始回彈,并做往復運動直到停止。

從圖13可以看出,試件H1和H2在沖擊的初始時刻,其變形曲線與試件L1和L2相似,即柱的最大水平位移發生在沖擊位置附近。隨著沖擊時間的增長,其沖擊附近位置的變形持續增大,并在沖擊高度附近形成了一個尖角。這意味著,柱底端發生了嚴重的剪切變形。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大導致某些位置的位移計失效,因此隨后的變形曲線并未給出。

統計試件的綜合試驗結果如表2所示。其中試驗車輛的回彈速度由激光位移計的數據計算得到。從表2可以看出,對于配箍率較大的混凝土柱(試件L1和H1),試驗車輛的回彈速度、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系,而與柱的配箍率無明顯關系。

表2試驗結果

Table 2Summary of experimental results

3 結 論

本文對4根鋼筋混凝土懸臂柱側向沖擊試驗進行了詳細的描述,得到了相關的沖擊力時程曲線、柱變形曲線、試件變形及裂縫的發展過程和試件最終的破壞形態等試驗結果。通過對以上試驗結果的分析,本文對比了沖擊速度和箍筋配筋率對混凝土柱抗沖擊行為的影響,并得到以下結論:

(1) 本試驗中,所有試件均出現明顯的剪切斜裂縫,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°。同時在箍筋位置附近,試件出現沿水平方向微小的彎曲裂縫。在高速沖擊作用下,試件出現了嚴重的斜裂縫,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) 剪切機制對混凝土梁柱構件的抗沖擊行為有重要的影響。在沖擊作用下,無論在靜態加載下彎曲破壞或是剪切破壞的混凝土柱均出現嚴重的剪切斜裂縫。

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

(4) 本試驗對各個試件變形曲線進行了分析,試驗結果表明,在沖擊作用的初期,慣性力效應對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。