連續側向沖擊作用下鋼筋混凝土管動力響應試驗研究

楊金輝， 胡少偉， 葉宇霄， 婁本星， 明 攀， 王思瑤

(1. 武漢大學 水利水電學院，武漢 430070；2. 南京水利科學研究院 材料結構研究所，南京 210029; 3. 重慶大學 土木工程學院，重慶 400045)

隨著海綿城市建設的發展，我國規劃實施了大量的供水和給排水工程。考慮到施工成本和運輸安裝等多種因素，這些工程大多采用了價格低廉，施工簡單方便的鋼筋混凝土管道。在實際施工和使用過程中，山區落石、機械施工和車輛撞擊所產生的連續沖擊荷載極易引起給排水管道的開裂和破壞[1]。如：2005年4月在重慶忠縣段發生了危巖墜落造成管道破壞事故；2004年12月新疆克拉瑪依發生了挖掘機將管道鏟斷事故；2006年6月和2010年5月分別在陜西榆林和山東東營發生了挖掘機施工不當將管道鏟裂的事故；2015年和2018年分別在廣州、天津等地發生了汽車撞斷管道事故[2-3]。一旦管道破裂將造成巨大的經濟損失和社會影響。因此，對鋼筋混凝土管承受多次機械沖擊荷載作用后的損傷程度與破壞形式進行研究具有非常重要的應用價值。

關于管道與混凝土的撞擊破壞已有很多的學者[4-5]進行了大量研究。路國運等[6]采用落錘裝置對三跨連續充水壓力管進行了撞擊，研究了沖擊過程中的破壞模式、管內壓力和管體響應變化；方子帆等[7]對固支空心圓管受不同橫向沖擊速度的變形響應進行了研究。王宇等[8-9]進行了雙層鋼管混凝土組合結構連續側向撞擊試驗，研究了撞擊次數對混凝土管的累積損傷和變形變化；Wang等[10]分別對鋼管混凝土和局部填充鋼管混凝土柱進行側向沖擊耐撞性測試，研究了不同填充度下混凝土柱的抗沖擊和變形能力。

如表1所示，鋼筋混凝土管道受到的沖擊荷載主要包括落石沖擊、機械挖掘和車輛撞擊。鋼筋混凝土材料在受較大的外部荷載時，鋼筋和混凝土材料表面會發生彈塑性變形，材料內部會產生損傷裂紋。大量研究[11-14]發現，各類鋼筋混凝土結構在側向沖擊下有較大的承載力和能量吸收能力，但是由于加載荷載、速度、碰撞部位等試驗條件變化和鋼筋混凝土材料特性、結構形式的差異，鋼筋混凝土構件的沖擊破壞過程和抗沖擊性能都各不相同。目前對不同約束方式下鋼筋混凝土制成的管狀結構承受連續多次沖擊荷載的破壞機理和響應過程研究相對較少。

表1 管道受沖擊荷載類型分析Tab.1 Properties and parameters of Sensors

為此，本文利用自行設計的落錘裝置，開展了簡支和固支兩種約束形式下的鋼筋混凝土管道耐撞性試驗，詳細分析了三種沖擊高度和三次撞擊次數下試件沖擊力時程、跨中位移的動力響應，研究了多次撞擊后試件的破壞形式和抗沖擊性能變化規律。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗采用的管道試件長2 m，內徑400 mm，壁厚40 mm。分別設計了兩端固支，兩端簡支兩種端部約束形式作為管道支座。如圖1所示，簡支試件兩端由鋼筋混凝土支座支撐，支座與管道接觸弧度為180°；固支試件管道端部設置上下兩個混凝土支座進行固定支撐。

圖1 試驗裝置圖Fig.1 Test device diagram

1.2 材料力學性能

采用鋼筋混凝土管所用的混凝土料分別制作3個立方體試塊(150 mm×150 mm×150 mm)和3個圓柱體試塊(150 mm×300 mm)用來測量混凝土抗壓強度，在同一批鋼筋混凝土管道試驗期間測得混凝土立方體和圓柱體抗壓強度分別為33 MPa和24 MPa。采用同批次鋼筋混凝土管的鋼筋開展標準拉伸試驗，測得鋼材的屈服強度fy=350 MPa，彈性模量E=220 GPa，伸長率為28%。

1.3 試驗裝置

沖擊管道試驗在南京水利科學研究院開展。試驗裝置見圖1。落錘的動能由重力勢能轉化而來。綜合考慮管徑、試驗條件等因素，采用高強鋼制作直徑8 cm，高5 cm的圓柱體作為落錘錘頭。在兩側搭設鋼管架來限制落錘的下降路線，保證落錘與管道的沖擊接觸位置位于試件的跨中。

1.4 數據測量

采用東華測試DH5902N堅固型數據采集分析系統對試驗過程進行監測。傳感器如表2所示。

表2 傳感器型號與參數Tab.2 Properties and parameters of sensors

如圖2所示，在錘頭處安裝了沖擊力傳感器和速度傳感器記錄落錘沖擊力F和下降速度v。在管底外側設置了位移計(L1，L2和L3)和應變片(S1-3和S2-2)，在管頂、管腰外側布置應變片(S1-1，S2-2和S1-2)。表3為多次側向沖擊的管道響應測試數據。

圖2 試驗裝置尺寸及測點示意圖(mm)Fig.2 Sketch of setup and measuring points(mm)

表3 試件參數及試驗結果Tab.3 Parameters of specimens and test results

2 試驗結果

2.1 破壞過程

當沖擊高度為30 cm時，高速攝像機下簡支約束鋼筋混凝土管試件JZ3在第3次側向沖擊時的典型動態過程，如圖3所示?？梢钥吹诫S著時間的變化：①當t=0時，落錘在管上方，還未與管道接觸；②當t=0.015 s時，落錘與試件剛好接觸，已有裂縫開始加寬；③當t=0.030 s時，接觸部位被落錘完全穿透，混凝土完全掉落，裂縫增大，并沿縱向與橫向開始延伸，跨中位移達到最大；④當t=0.055 s時，裂縫進一步擴展，裂縫周圍出現大量的微裂縫，局部區域混凝土發生脫落；⑤當t=0.1 s時，裂縫處混凝土脫落明顯，同時落錘開始回彈；⑥當t=0.250 s時，落錘回彈后再次下落撞擊到管；⑦當t=0.4 s時，落錘再次回彈；⑧當t=0.7 s時，落錘第3次回落到試件頂部，發生微小振動直至停止。

圖3 試件JZ3-3在側向沖擊下的動態過程Fig.3 Dynamic process of specimen under lateral impact(JZ3-3)

試件JZ3和GZ3分別在第1、第2、第3次側向沖擊時的局部裂縫變化過程。在第1次沖擊時，JZ管身表面出現明顯的細裂縫，GZ管開裂不明顯；第2次沖擊時，JZ管身細裂縫寬度變大，裂縫周圍出現多條微裂紋，GZ管裂縫寬度和微裂紋數量遠小于JZ管；第3次沖擊時，JZ管和GZ管表面混凝土裂縫數量增多而裂縫寬度增加不大，前兩次沖擊造成的裂縫發生擴展，裂紋貫通性明顯增強。

圖4 多次沖擊下JZ3和GZ3的裂縫發展過程Fig.4 Crack development of specimen under multiple impacts(JZ3 and GZ3)

2.2 破壞形態

本試驗采用直徑8 cm，高5 cm的圓柱型錘頭，管道試件長2 m，內徑400 mm，壁厚40 mm。由于管外壁為環形，剛性沖擊錘頭與管道的接觸區域面積較小。在落錘沖擊力影響范圍內，錘頭大小對接觸區域的破壞會產生一定影響，但對整個鋼筋混凝土管管身裂縫開裂和破壞模式的影響較小。

圖5(a)為試件JZ3(簡支約束下鋼筋混凝土管第3次沖擊)的整體裂縫分布和破損狀態。由圖可見，邊界條件為簡支支撐形式的鋼筋混凝土管試件破壞時兩端的變形不大。在沖擊荷載作用下，試件跨中及附近部位破壞嚴重，管身受沖擊區的腰部外側出現了兩條分別長56 cm，寬0.44 cm和長67 cm，寬0.53 cm的環向裂縫和由跨中向兩端延伸的兩條長70 cm，寬0.26 cm和長86 cm，寬0.19cm的45°斜裂縫，管身局部混凝土發生片狀和塊狀脫落，混凝土碎塊產生飛濺。管道頂部外側的錘頭與管身的接觸部位被擊穿，混凝土破碎掉落，形成空洞。

圖5(b)為鋼筋混凝土管道固支試件GZ3在第3次沖擊結束后的整體破壞形態。由圖可見，邊界條件為固支支撐形式的鋼筋混凝土管試件在受到連續三次沖擊荷載的作用下，管道腰部外側產生一長約145 cm，寬約0.23 cm沿水平軸向的橫縫，一直貫穿到管身兩端。在沖擊監測斷面A處產生一條長約53 cm，寬約0.37 cm環向斜裂縫。管道頂部外側的錘頭與管身的接觸區域四周出現四個方向的裂縫，接觸區域中心有輕微的下凹。

圖5 試件整體破壞Fig.5 Global failure patterns of specimens

簡支約束的鋼筋混凝土管出現的軸向裂縫為由跨中向兩端延伸的兩條45°斜裂縫，而固支條件下試件為一整條軸向水平裂縫。這是由于簡支管道在兩端受到向上的支撐力，跨中受到向下的沖擊力，管道跨中與端部之間會產生剪應力，使管身混凝土剪切破壞，在彎—剪聯合作用下出現斜裂縫。固支管道兩端受到支座上部豎直方向的約束力，管道徑向受壓導致管身被壓潰，出現軸向水平裂縫。在跨中受到彎曲作用，在彎—壓聯合作用下出現跨中彎曲裂縫和管身橫裂縫。在相同的沖擊高度和沖擊次數下，固支支撐形式的管身的破壞程度遠小于簡支支撐形式的鋼筋混凝土管破壞程度。

2.3 沖擊力

在落錘與管身接觸區域布置的力傳感器對每一次撞擊的沖擊力F數據進行監測。如圖6所示，鋼筋混凝土管道在多次沖擊荷載作用下的沖擊力時程曲線仍可大致分為：上升、波動和下降三個階段。圖6(a)和圖6(b)分別比較了GZ3和JZ3在歷次沖擊過程中的沖擊力時程曲線。兩個試件具有相同的管道壁厚(t=40.0 mm)和管道內徑(d=400 mm)。

圖6 多次沖擊下試件沖擊力時程曲線Fig.6 Impact force time history curves for typical specimens under multiple impacts

如圖6所示，隨著沖擊次數的增加，兩種約束條件下的鋼筋混凝土管道試件GZ3和JZ3沖擊力峰值Fmax均發生了明顯的下降，GZ3沖擊力峰值Fmax從48.768 kN減少至41.901 kN，JZ3沖擊力峰值Fmax從58.64 kN減少至40.847 kN，JZ3沖擊力的下降程度更為顯著。管道在多次承受撞擊后，錘頭與管體接觸部位的鋼筋混凝土發生屈服，破損區域擴大，沖擊力峰值Fmax逐漸減小。落錘沖擊高度相同時，固支約束條件下的管道所承受的落錘沖擊力峰值明顯小于簡支約束條件下沖擊力峰值，且簡支約束沖擊力峰值的下降程度更明顯。相比于固支約束條件，管道在簡支約束下承受的沖擊荷載更大，管體的損傷與破壞更加嚴重，前兩次沖擊對管體造成嚴重損傷，在第3次沖擊荷載作用下，簡支約束下管體出現開裂破壞，造成沖擊力峰值驟降。這證明鋼筋混凝土管身在連續側向沖擊下的承載能力受到管道端部的約束形式的影響，采用固支約束的管道有更強的抗沖擊性能。

2.4 破壞機理分析

如圖7所示，為了研究混凝土管道在撞擊下的動態響應過程和破壞機理，以試件JZ3-1為例，將沖擊力、跨中位移、管身應變的時程曲線數據繪制于同一圖中，為了表現出這些動力響應之間的關系，對其進行無量綱處理。對各時程曲線進行分析，將沖擊過程分為局部響應階段和整體響應階段。在局部響應階段，沖擊力在短時間內迅速達到最大，但跨中位移變化很小。此時，由于沖擊產生的應力波還未傳遞到兩端約束支座處，支座反力很小。在管與錘頭剛接觸時，接觸區域附近混凝土應變(S1-1)處于受壓狀態，隨著錘頭繼續向下運動，管道導致受到剪力作用，在局部應變增大，發生開裂。在這一階段，由于沖剪效應導致管身出現脆性剪切破壞，但變形很小。由于固支約束的沖擊力峰值小于簡支約束，沖剪效應導致的脆性剪切破壞在兩端簡支約束的試件中表現更為明顯。

圖7 管道動態時程響應曲線Fig.7 Time history of the pipe response

在整體響應階段，落錘沖擊動能傳遞給管道，管身向下加速運動，錘頭向下減速運行，直到兩者速度相同。沖擊力在這一過程中減小到0，跨中位移增加。沖擊應力波傳遞到兩端支座處，支座約束開始響應。管身開始減速，落錘繼續向下，兩者發生二次沖擊，沖擊力從0增加到第二個峰值。管道繼續向下運動，w達到最大，管底應變(S1-3)達到峰值，接觸部位的剪切裂縫進一步發展，跨中底部發生開裂產生彎曲裂縫。在這一階段，管身主要發生彎曲破壞。

2.5 整體彎曲變形

管道在承受撞擊后，跨中部位會產生位移，跨中位移w可以描述管體的整體彎曲變形。如圖8所示，隨著沖擊次數的增加，兩種約束條件下的鋼筋混凝土管道試件跨中位移w均發生了明顯的增大。以試件GZ3為例，首次撞擊時，鋼筋混凝土管道跨中位移w為16.264 mm，再次進行沖擊后，跨中位移w增大到21.387 mm，增加值Δw為5.123 mm，第3次沖擊后，跨中位移w達到27.659 mm，增加值Δw為6.272 mm。試件跨中位移w隨著落錘沖擊高度增大而增加。在固支約束條件下，當落錘沖擊高度從0.1 m增加到0.5 m時，試件在第1次沖擊荷載下的跨中位移w從13.379 mm增加至18.189 mm，第2次沖擊荷載下的跨中位移w從17，836 mm增加至23.780 mm，第3次沖擊荷載下的跨中位移w從23.126 mm增加至28.712 mm。當落錘高度一致時，簡支約束條件下的管道跨中位移w大于固支約束條件下的管道跨中位移w。以試件GZ5和JZ5為例，第1次沖擊時，GZ5鋼筋混凝土管道跨中位移值w為18.189 mm，JZ5的位移值w為19.151 mm；第2次沖擊時，GZ5位移w為23.780 mm，JZ5跨中位移w為27.007 mm；第3次沖擊時，GZ5位移值w為28.712 mm，JZ5位移值w為36.252 mm。固支約束條件下管道的跨中整體彎曲變形明顯較小，說明采用固支約束可有效提高混凝土管道結構的抗彎能力。在多次撞擊后，管道跨中的整體彎曲變形增加值Δw增大，說明連續沖擊荷載在一定程度上降低了管道的抗彎承載力。

圖8 多次沖擊后試件的跨中整體彎曲變形Fig.8 Global bending deformation at the mid-spanfor typical specimens after multiple impacts

3 影響因素分析

3.1 量綱分析

由Hertz碰撞接觸力理論可知，與沖擊力有關的變量因素有7個，分別為：F=沖擊力，M=撞擊物體質量，v=撞擊速度，E1=撞擊物體彈性模量，μ1=撞擊物體泊松比，E2=被撞擊物體彈性模量，μ2=被撞擊物體泊松比。

通過式(1)可將撞擊物體和被撞擊物體的相互左右的物理特性用E統一表示

(1)

如表4所示，此時只有4個變量，可以將其定義為主要量綱M,L和T的函數。

表4 與沖擊力F相關的物理量Tab.4 Physical quantity related to impact force F

根據π定理可認為F與E1/3，M2/3，v4/3存在一定的函數關系，因此根據撞擊速度的變化引起的比例因子的變化規律，得出如下沖擊力峰值預測表達式為

F=aE1/3M2/3v4/3+b

(2)

取落錘彈性模量E1=2.06×105MPa，泊松比=0.2，混凝土管道彈性模量E2=3.25×104MPa，泊松比=0.3，E通過式(1)計算得到，落錘質量M=300 kg，沖擊速度v通過速度傳感器測量得到。a和b是未知參數，需要進行擬合求解獲得。

根據Aghdamy等[15]提出的鋼筋混凝土梁跨中變形經驗公式，提出如下管道跨中位移預測公式

wmax=αEi/(Pusd×L)+c

(3)

式中，Ei為沖擊能量，可由動能定理Ei=0.5Mv2求得。故式(3)可改寫為

wmax=αMv2/(Pusd×L)+c

(4)

管道長度L=2 m，wmax為跨中位移峰值，Pusd為靜態極限承載力，查閱GB/T 11836—2009《混凝土和鋼筋混凝土排水管規范》，得到此管的靜態極限承載力(破壞荷載)Pusd=41 kN/m，α和c為擬合數據得到的參數，需要進行擬合求解獲得。wmax和落錘速度v2的成比例關系。

3.2 沖擊速度的影響

落錘速度是影響撞擊接觸荷載和沖擊能量的主要因素。圖9和圖10分別給出了沖擊力峰值Fmax、跨中位移峰值wmax與下落速度的實測與擬合值。由圖9中的擬合函數可知，沖擊力峰值Fmax和落錘速度v4/3的變化表現為明顯線性關系，隨沖擊速度的提高而增大。沖擊力峰值Fmax擬合曲線斜率較大，沖擊力峰值變化隨沖擊速度變化顯著?？缰形灰品逯祑max和落錘速度v2為線性關系。沖擊速度對鋼筋混凝土管的破壞影響很大，更大的沖擊速度導致更嚴重的管壁損傷。

圖9 沖擊速度對沖擊力峰值影響Fig.9 Influences of impact speed on the impact force

圖10 沖擊速度對跨中位移峰值影響Fig.10 Influences of impact speed on the displacement

3.3 端部約束的影響

由圖9可知，在沖擊速度小于2.5 m/s時，簡支管道的沖擊力峰值Fmax均大于固支管道的沖擊力峰值Fmax，在GZ1-1和JZ1-1的測試中，GZ1-1沖擊力峰值Fmax僅為JZ1-1測試沖擊力峰值Fmax的77.9%。當沖擊速度為2.92 m/s時，簡支管道試件的跨中位移值隨著沖擊次數的增加急劇增大，固支管道的跨中位移值w為簡支管道試件的跨中位移值的79.2%。除了沖擊速度為1.32 m/s時的第1次沖擊，其余固支管道的跨中位移值均小于簡支管道。這說明加強端部約束顯著提高了鋼筋混凝土管道的抗沖擊變形能力。

3.4 沖擊次數的影響

圖11分別將落錘沖擊力峰值Fmax和跨中位移變形w與沖擊次數進行擬合。沖擊力峰值Fmax隨著沖擊次數的增加而減小。以擬合斜率最大的JZ5三次沖擊測試進行分析，在進行首次沖擊時，落錘對管道的沖擊力峰值Fmax最大，第2次撞擊時產生的沖擊力峰值Fmax比第1次下降了大約7.4%；相比于第1次，第3次撞擊的沖擊力峰值Fmax下降了大約33.2%。這說明鋼筋混凝土管道在前兩次沖擊荷載下看，管道結構發生了變形，受到一定破壞，但結構仍然保持穩定，在進行第3次沖擊后，管身變形增大，有的甚至發生破壞，結構失穩，導致沖擊力峰值降低。跨中位移在不同的沖擊次數下變化最為顯著。隨著沖擊次數的增多，歷次沖擊后跨中位移變形w也隨之變大。擬合斜率最大的JZ5試件在第2次撞擊時產生的跨中位移變形w比第1次增加了大約7.857 mm；第3次撞擊時產生的跨中位移變形w比第1次增加了大約17.102 mm。對結構進行連續撞擊，造成管道逐漸破損，整體抗彎能力降低，因此每次撞擊造成的管道跨中變形會不斷增大。

圖11 沖擊次數的影響Fig.11 Influences of impact time

3.5 吸能能力

在沖擊過程中，落錘動能大部分由鋼筋混凝土管吸收后轉化為結構的彈性應變能和開裂、摩擦塑形變形等不可恢復的能量?？苫謴托缘膹椥詰兡茏鳛閯幽芟脑诮Y構的震動上，在震動過程中又轉化為非恢復性的彎曲變形能成為結構吸收的能量[16-17]。因此，鋼筋混凝土管結構在沖擊過程中吸收的能量和吸能能力對管的變形破壞有重要影響[18]。

為定量評估鋼筋混凝土管道結構吸能能力，本文參考王瀟宇等的研究，假定沖擊能量Ei和吸收能量Ea之間存在線性相關關系，引入吸能系數k，見式(5)。

k=Ea/Ei

(5)

沖擊能量Ei即為落錘動能，采用動能公式計算。吸收能量Ea由力-位移曲線積分，見式(6)。

(6)

GZ3和JZ3試件的力-位移曲線如圖12所示。再由式(1)計算得到k，其計算值見表5。

表5 吸能系數k的計算結果Tab.5 Results of energy absorption coefficient k

圖12 JZ3和GZ3管沖擊力-位移曲線圖Fig.12 Impact force-displacement curve of JZ3 and GZ3

圖13分別將固支約束和簡支約束下的吸能系數k與沖擊次數進行了擬合。從圖11擬合曲線可看出兩種約束條件下的混凝土管吸能系數均隨沖擊次數的增加而增大。與簡支約束相比，固支條件下吸能系數的斜率大。在同樣沖擊高度條件下，固支管平均吸能值與吸能系數比簡支條件要小8.4%。這說明固支約束的混凝土管結構在沖擊過程中吸能能力弱，能更有效地保護管的變形，防止管道發生破壞。

圖13 多次沖擊后試件的吸能系數Fig.13 Energy absorption coefficient k for typical specimens after multiple impacts

4 結 論

本文采用自制落錘裝置開展了鋼筋混凝土管連續側向沖擊試驗，研究了不同約束形式下混凝土管的沖擊動力響應規律，得出主要結論如下：

(1)沖擊力形成的彎矩在管道內部產生的沿管軸向的拉應力和管周環向剪應力。固支管道試件腰部外側出現水平軸向裂縫，跨中底部出現一條環向裂縫。簡支管道試件跨中底部出現兩條環向裂縫，跨中腰部外側出現兩條45°斜裂縫。由于拉伸、剪切和彎曲作用在跨中腰部外側部位的應力疊加，破壞裂縫最先出現在試件跨中腰部外側和頂部沖擊位置。

(2)吸能系數k能定量評價多次沖擊下鋼筋混凝土管的吸能能力。

(3)在承受多次側向撞擊之后，彎曲變形和管道吸能系數增加，沖擊力峰值和抗沖擊變形能力明顯下降。與首次撞擊相比，第2次和第3次撞擊產生的沖擊力峰值降低了8.02%和20.79%，管道彎曲變形分別增大了37.10%和77.90%。吸能系數分別增大了7.38%和15.81%。在連續沖擊作用下，由于管身混凝土開裂，彎曲變形增大導致吸能系數顯著增加。

(4)固支約束能顯著提升管道的抗沖擊性能。在進行三次沖擊測試后，固支約束條件下的鋼筋混凝土管道裂縫長度、寬度、沖擊力峰值與彎曲變形均明顯小于簡支約束。固支約束的混凝土管結構在沖擊過程中吸能能力弱，平均吸能值與吸能系數比簡支條件要小8.4%，能更有效地減小管的開裂和變形，防止管道破壞。