落石沖擊下橋墩剛柔疊層防護結構的緩沖耗能試驗研究

摘要 山區工程結構的落石沖擊災害問題顯著，耗能緩沖防護結構能有效減小沖擊災害。針對橋墩的沖擊防護，設計了型鋼?泡沫板、型鋼?混凝土和泡沫板?混凝土三種耗能緩沖結構，通過對三種防護結構在落石沖擊下的破壞模式及試驗動力響應過程分析，揭示剛柔疊層沖擊防護結構的耗能緩沖機理。試驗結果表明：利用剛性外層可將沖擊能量有效擴散至內部柔性緩沖層，充分發揮剛柔層的耗能及緩沖性能；混凝土泡沫板防護結構綜合性能最優，對比無防護結構，其可使落石沖擊鋼筋混凝土試驗板的沖擊持續時間延長9～10倍，平均沖擊力減至無防護結構的1/10以下，具有良好的耗能緩沖性能。

關鍵詞 剛柔疊層防護結構; 橋墩; 落石沖擊; 耗能緩沖; 動態沖擊試驗

1 概 述

落石災害是山地常見的一種地質災害，具有突發性強，破壞后果嚴重等特點，對生命線工程危害極大［1］。近年來，落石災害在中國發生的頻率與規模均急速大幅上升，隨著“一帶一路”國家戰略的實施，交通基礎設施的大量修建及線路橋隧比的增大，對山區橋梁工程進行落石沖擊防護已刻不容緩。橋墩作為橋梁工程的關鍵構件，遭受落石沖擊破壞后，將導致橋梁結構失效，交通生命線中斷，甚至人員傷亡。山區橋墩落石致災典型案例如圖1所示：2009年“7.25”徹底關大橋8#橋墩被崩塌落石擊中后瞬間折斷，兩跨梁體脫落，7車墜毀6死12傷；2020年“9.20”姚河壩大橋右幅橋1#橋墩被落石擊中，橋墩和兩跨T梁相繼垮塌，2#橋墩剪切破壞，致使雅西高速雙向交通及大橋下方的國道108線中斷。因此，山區橋梁沖擊防護研究的重點是橋墩防護。

隨著新型材料的出現以及各種工程防護裝置的靈活應用，工程技術人員針對防護對象開發了多種新型落石沖擊防護體系，柔性防護技術在邊坡防護領域得到廣泛應用［2?5］，基于新型緩沖材料墊層［6?10］和組合結構［11?16］的落石沖擊防護成為研究熱點。為了減輕沖擊作用對橋墩的破壞，通常采用在橋墩外包裹緩沖材料或設置防撞體系等方法，通過延長落石沖擊時間而降低沖擊效應，轉移消散沖擊能量等途徑，減輕沖擊作用對橋墩的破壞。采用防護墊層對結構遭受沖擊有一定的保護作用。然而，柔性墊層結構在落石沖擊作用下，沖擊接觸屬于點接觸，受到墊層結構厚度的限制，防護墊層結構的緩沖性能難以充分發揮。為了改善防護墊層結構的緩沖性能，可通過增加剛性防護面層使點接觸轉化為面接觸，從而有效提高緩沖材料的利用率。項目組在前期研究中發現泡沫夾心鋼筋混凝土板具有較好的抗沖擊性能，將其應用于橋墩落石沖擊防護結構，從改變或阻斷沖擊波的傳播路徑和變形耗能思想出發，即采用柔性內芯緩沖和剛性面層防護的措施，提出剛柔疊層落石沖擊防護結構。

本文針對山區橋梁墩柱等豎向構件的落石沖擊防護問題，設計幾種剛柔疊層防護結構，通過落錘沖擊試驗，對落錘內的動態加速度，沖擊平臺板板底動態支座反力及動態應變等進行分析，并與直接沖擊平臺板的破壞試驗進行對比，討論各種防護結構的緩沖耗能性能。

2 沖擊試驗設計

緩沖耗能裝置抵抗沖擊的能量吸收原則之一是，較長的行程能吸收更多的能量。而給定初始動能，沖擊作用持續時間越長，反力就越小，這就引入了“以距離換時間”的思想。考慮綜合利用型鋼的幾何大變形耗能、混凝土板的破壞耗能、泡沫板的緩沖耗能優勢，并基于提高緩沖層的利用率，提出剛柔疊層防護結構，分別設計了Ω型鋼?泡沫板、S型鋼?混凝土板和混凝土板?泡沫板三種耗能緩沖結構。

落石沖擊試驗分為四組，分別為上述三種防護結構及一組無防護結構的對比試驗，以分析各種防護結構的緩沖耗能特性及綜合防護效果。

2.1 防護結構

防護結構如圖2所示。型鋼?泡沫板結構主要由Ω形鋼、XPS泡沫板、木工板組成，選用XPS泡沫板作為緩沖材料，Ω形截面的型鋼對泡沫板進行外包保護，各型鋼之間用鋼帶進行焊接連接，將整體組合結構固定于試驗平臺板上。為了減小外包鋼板局部過大的塑性變形，在XPS泡沫板與型鋼間添加一層木工板，以分散沖擊力，使內部XPS泡沫板具有更大的利用率，如圖2（a）所示；型鋼?混凝土結構主要由S形鋼、鋼筋混凝土板組成，利用S形鋼行程較長的塑性變形來消耗沖擊能量，選用鋼筋混凝土板作為剛性面層以分散沖擊力，如圖2（b）所示；混凝土?泡沫板結構主要由XPS泡沫板、混凝土板組成，選用XPS泡沫板作為緩沖材料，采用素混凝土板作為剛性面層以分散沖擊力，另外增加土墊層可用于水平構件的沖擊防護，如圖2（c）所示。

圖2中，S形鋼、Ω形鋼分別由厚度2.5 mm和3 mm的Q235薄壁鋼板冷彎制成；XPS（擠塑式聚苯乙烯）泡沫板的厚度50 mm，密度30 kg/m3；木工板厚度20 mm；土墊層厚度為200 mm（粉質黏土的天然密度1.62 g/cm3，含水率17.31%，干密度1.32 g/cm3）；C40素混凝土防護板厚度為50 mm；鋼筋混凝土防護板的尺寸為長度800 mm、寬度800 mm、厚度50 mm，其內部采用單層配筋，直徑8 mm、間距100 mm、鋼筋型號HPB300，具體配筋圖如2（b）所示。

2.2 試驗方案

考慮落石沖擊能量的大小主要由沖擊高度和落石重量決定，所以試驗時通過將100 kg的落錘提升到不同高度（6 m，12 m）后自由下落，模擬不同沖擊能量的落石。試驗工況及其基本參數如表1所示，各工況均進行3次試驗，用于排除試驗偶然性的影響；采用無防護結構作為對比試驗，即落錘直接沖擊平臺板的試驗；并以小高度試驗數據作為前四組試驗的參照。

試驗的整個沖擊過程采用記錄速度為250幀/s的高速攝像機進行拍攝記錄，配合內置于落錘中的加速度傳感器、試驗平臺板底的力傳感器和鋼筋與混凝土應變片、電荷放大器、數據采集儀及筆記本電腦得到完整的試驗數據。

2.3 試驗平臺

試驗平臺由西安理工大學張俊發教授帶領團隊于2013年設計搭建，后續經過多年地不斷完善，逐步形成為專門用于各種落石沖擊試驗的平臺。試驗平臺主要包括試驗塔架及落錘釋放系統、沖擊試驗平臺板及其支撐系統、沖擊錘、攝像機及數據采集系統，如圖3所示。試驗采用自制的鑄鋼落錘來模擬落石，落錘的實測質量為100 kg。試驗采用8742A10型加速度傳感器（KISTLER公司生產），511F08PE 型力壓電式傳感器，BX120?100AA（100X3）型箔式電阻應變片和BX120?3AA型電阻應變片（分別測混凝土應和鋼筋應變），SIRIUS多通道動態測試系統（奧地利DEWESOFT公司生產）。

3 試驗分析

3.1 沖擊過程

采用高速攝像機記錄試驗沖擊過程，幾個關鍵時刻畫面如圖4～6所示，其中圖4（a）為落錘初次接觸防護結構上表面瞬間，圖4（b）為落錘下落至最低點瞬間，圖4（c）為落錘回彈至最高點瞬間，圖4（d）為落錘再次下落至防護結構上表面瞬間。圖7～10分別為三種防護結構及其在試驗前后的照片。

從圖4～6可以看到，①沖擊過程中落錘均有明顯的回彈、翻滾，Ω型鋼?泡沫板結構尤甚；底部試驗平臺板無明顯變化。②當落錘沖擊到Ω型鋼?泡沫板防護結構時，防護結構發生明顯的變形，且產生少量的移動。③當落錘沖擊到S型鋼?混凝土防護結構時，防護結構上層混凝土層發生明顯破碎，下層S型鋼也發生明顯的變形，且整體防護結構發生較大的反彈移動。除此之外，由于混凝土板與S型鋼之間缺少緊密地連接，混凝土板與S型鋼分離較為嚴重，S型鋼出現傾側現象，導致防護結構的整體緩沖耗能效果降低，所以在混凝土板與S型鋼之間添加適當的連接裝置有利于改善本沖擊防護結構的性能。④當落錘沖擊到混凝土?泡沫板防護結構時，防護結構上層粉質黏土出現崩飛現象，且防護結構整體出現反彈現象。

沖擊持續時間由高速攝像機的記錄速度和落錘首次回彈時刻的畫面幀數計算得出。因高速攝像機的記錄速度偏低，在沖擊持續時間很短，沖擊速度很大時，如無防護結構試驗的沖擊持續時間，則由落錘內加速度記錄判定。統計各組試驗的沖擊持續時間如表2所示。

由表2中的數據對比可知，①同種類型的防護結構在不同沖擊能量的作用下，沖擊能量越大，沖擊持續時間越短。②在相同沖擊能量作用下，設有防護結構可以顯著延長沖擊持續時間；S型鋼?混凝土結構中S型鋼的數量越多，間距越短，沖擊持續時間越長；土墊層可以明顯延長沖擊持續時間。③三種防護結構相比，施工最簡單、經濟性最佳的素混凝土?泡沫板結構沖擊持續時間最長。

3.2 試驗現象

通過對比如圖7所示的Ω型鋼?泡沫板結構試驗前后Ω型鋼、XPS泡沫板及木工板的變化情況，可見：①3組試驗的防護結構受到落錘沖擊作用后XPS泡沫板和部分Ω型鋼產生了不可恢復的變形，且Ω型鋼之間的鋼帶也產生了部分彎曲變形；②相同沖擊能量下，防護結構中的Ω型鋼受到落錘沖擊作用產生了明顯的凹陷變形，設有木工板后其凹陷半徑為16 cm，深度為8 cm，不設木工板時凹陷半徑20 cm，深度10 cm，由于木工板的存在，沖擊產生的凹陷半徑和深度都有明顯的減小；且木工板存在時，Ω型鋼內部的泡沫板受沖擊產生的變形相比沒有木工板時的變形也更為擴散，而非沒有木工板時的過于集中的大變形。試驗現象說明木工板起到了限制Ω形鋼過大凹陷變形，分散沖擊力的作用；③編號1?2?12的試驗中，防護結構中的Ω型鋼凹陷半徑為25 cm，深度為14 cm，同一類型的防護結構，隨著落錘沖擊能量的增加，其整體變形也顯著增大。④3組試驗后平臺板未發生明顯破壞，且其上、下表面混凝土也未出現肉眼可見的裂縫。

由以上分析可知：設有木工板的Ω型鋼?泡沫板結構，其外層Ω型鋼首先受到沖擊作用的影響產生不可恢復的凹陷變形。沖擊能量通過Ω型鋼的塑性變形被消耗了一部分并傳遞給下層的木工板，木工板由于自身的韌性，能有效地將沖擊力進行分散，使下層的XPS泡沫板可以整體受力而非沖擊點局部受力。XPS泡沫是中閉孔多胞材料，可以通過自身的壓縮變形延緩沖擊的時間，對沖擊能量進行再一次消耗。不設木工板結構試驗，沖擊力較為集中的從Ω型鋼傳遞至XPS泡沫板，從而Ω型鋼與XPS板的凹陷破壞更加嚴重且更為集中。

通過對比如圖8所示的S型鋼?混凝土結構試驗前后的鋼筋混凝土板與S型鋼的變化情況及圖9所示平臺板試驗現象，對比可見：①3組試驗的防護結構鋼筋混凝土板與S型鋼都產生了不可恢復的變形與破壞，且靠近落錘沖擊點的S型鋼破壞的較為嚴重。②相同沖擊能量作用下，防護結構中的鋼筋混凝土板受到落錘沖擊作用產生破碎貫穿，上表面產生的圓形凹坑半徑為18～20 cm，下表面產生圓形發散形凹坑半徑為25～28 cm，板內鋼筋彎曲但未斷裂；防護結構中的S型鋼受到落錘沖擊作用產生了明顯的沖擊擠壓變形，試驗2?2?6較2?1?6，由于S型鋼數量多且更加密集，變形高度為由5 cm變為2 cm，S型鋼的變形高度有明顯的減小。③試驗2?2?12，防護結構的鋼筋混凝土板破碎斷裂彎折，板內鋼筋發生斷裂，防護結構的S型鋼相較試驗2?2?6中產生更大的壓縮變形，變形高度為7 cm。可見，同一類型的防護結構，隨著落錘沖擊能量的增加，其整體變形也顯著增大。④前兩組試驗后平臺板沒有發生明顯的破壞，其上、下表面未出現肉眼可見的混凝土裂縫，第三組試驗后，平臺板下表面出現細小裂縫。⑤無防護結構試驗，平臺板受到落錘直接沖擊而破壞，上表面產生了一個半徑為 5 cm 的圓形淺坑，且坑內混凝土被壓實，下表面混凝土受沖擊作用而發生崩落，產生一半徑為45 cm 的圓形破壞面，板內鋼筋露出，且明顯彎曲，但未發生斷裂。

由以上分析可知：S型鋼?混凝土結構的3組試驗中，防護結構上層的鋼筋混凝土板首先受到沖擊作用的影響產生不可恢復的破碎變形，或沖擊點貫穿或斷裂彎折，板內的鋼筋也發生彎曲及斷裂。沖擊能量通過鋼筋混凝土板的破碎被消耗了一部分，并更加分散地傳遞給下層的S型鋼，S型鋼受到沖擊作用的影響發生不可恢復的壓縮塑性變形，且靠近沖擊點的S型鋼變形最大。可見，通過S型鋼的塑性變形消耗了部分能量，使傳遞至下層沖擊平臺板的沖擊能量減小，從而保護沖擊平臺板免遭破壞。

通過對比如圖10所示的混凝土?泡沫板結構試驗前后的粉質黏土層、素混凝土板及XPS泡沫板的變化情況，可以發現：①3組試驗中粉質黏土層都產生圓形的凹陷，素混凝土板與XPS板都產生了不可恢復的破碎與擠壓破壞，當沖擊防護結構不設素混凝土板時，XPS泡沫板的擠壓破壞尤為嚴重且破壞過于集中，產生一個集中的圓形破壞圈。②在試驗3?2?6與3?2?12中，最上層的粉質黏土層都產生了直徑為20～30 cm圓形凹陷；防護結構中的素混凝土板產生開裂破壞，但并沒有產生如之前S型鋼?混凝土試驗中鋼筋混凝土板表面的圓形凹坑，試驗3?2?12較試驗3?2?6，沖擊能量增大，素混凝土板的破裂更為嚴重且裂縫更為集中，整體裂縫在沖擊點呈發散狀在板面延伸；防護結構中的XPS泡沫板產生了一定的破裂與擠壓變形，試驗3?2?6沖擊能量較小，XPS泡沫板基本呈開裂狀態，并沒有產生過多的擠壓變形，且開裂狀態基本與上層的素混凝土板保持一致，開裂的狀態也較為分散。試驗3?2?12沖擊能量較大，XPS泡沫板的破壞更為嚴重，不僅發生了開裂破壞，還產生了擠壓變形破壞，且破壞雖然呈發散狀，但相對集中。③在試驗3?1?6中，防護結構由于沒有素混凝土板，在受到落錘沖擊力的作用下，上層的粉質黏土層產生直徑為40～50 cm的圓形凹陷；相比于試驗3?2?6，下層的XPS泡沫板受到相同沖擊能量作用時破壞尤為嚴重，且破壞集中于沖擊點處；在落錘下落點產生直徑為30 cm的圓形孔洞，并且沿孔洞徑邊發散開裂。④3組試驗后平臺板均沒有發生明顯的破壞，表面未出現肉眼可見的混凝土裂縫。

由以上分析可知：3組試驗中，防護結構上層的粉質黏土層首先受到沖擊作用的影響產生如落錘形狀般的破壞孔洞，沖擊能量通過粉質黏土層的緩沖作用消耗了一部分并傳遞給下層的素混凝土板，素混凝土板受到沖擊作用發生開裂破壞消耗了少量的沖擊能量，更重要的是作為剛性面層起到了分散沖擊力的作用，使沖擊力更均勻地分散并傳遞給下層的XPS泡沫板。傳遞至XPS泡沫板的沖擊力不再是之前的點沖擊，而形成了一個面沖擊，再通過XPS泡沫板的破裂及擠壓破壞消耗一部分沖擊能量后，最終傳遞到最下層的沖擊平臺板的沖擊能量很小，保護了沖擊平臺板。

3.3 加速度

落錘加速度由落錘內部加速度傳感器采集得到，對應加速度時程曲線如圖11所示。

由圖11可見：①從落錘接觸Ω型鋼?泡沫板結構的Ω型鋼表面開始，加速度快速增加，過程中Ω型鋼發生塑性變形被壓縮，沖擊力通過木板傳遞到下層的XPS泡沫板上，閉孔多胞的XPS泡沫板受到沖擊作用以相對緩慢的速率逐漸壓實，此間段加速度平緩遞增，泡沫板被壓實后加速度快速減小至零。木板的存在，加速度峰值增大。②從落錘接觸S型鋼?混凝土結構的鋼筋混凝土板表面開始，加速度瞬間增加至峰值，混凝土板開裂破碎，加速度又極速減小，之后沖擊力通過鋼筋混凝土板傳遞到下層的S型鋼，S型鋼受到沖擊作用產生塑性形變，此間段加速度逐漸減小。③試驗3?1?6沒有素混凝土板，加速度基本經歷兩個階段，從落錘接觸上層粉質黏土層開始到穿過粉質黏土層與XPS泡沫板，加速度緩慢增加，此為第一階段；當落錘沖擊作用傳遞到沖擊平臺板上后，加速度則迅速從峰值下降至平穩，此為第二階段；試驗3?2?6有素混凝土板，整個過程可分為三個階段：首先，沖擊能量經過粉質黏土層，加速度平緩上升，此為第一階段。當沖擊力接觸中間層的素混凝土層時，加速度開始迅速增大并到達峰值，然后由于混凝土開裂耗能加速度峰值迅速減小，此為第二階段。從沖擊力穿過混凝土板到XPS板壓縮變形，加速度逐漸減小到平穩，此為第三階段。對比3?1?6與3?2?6可以明顯看出，由于素混凝土板的存在，加速度的峰值較前一組試驗小，且加速度變化相對平緩。試驗3?2?12與試驗3?2?6加速度變化趨勢基本相同，且當泡沫板被壓實后加速度快速增大，出現第二峰值且大于第一峰值。

三種防護結構沖擊試驗的落錘加速度分析數據如表3所示。分析時，首先將落錘視為剛體，則落錘沖擊力可按其質量與加速度的乘積計算。其次通過在沖擊時間內將落錘加速度進行數值積分能夠得到此時間范圍內落錘的沖擊速度，繼而求得平均沖擊力以及沖量，相應計算公式如下：

式中 F為落錘的最大沖擊力或沖擊作用下平臺板產生的最大沖擊反力，kN；d為平臺板厚度，m；E為落錘的沖擊能量，kJ。

表3中沖擊持續時間按落錘加速度過程判定，沖擊速度由落錘加速度數據積分而得，對比可見：表3中沖擊速度與表1中由落錘高度計算的沖擊速度吻合較好，證明測試及采集系統所測加速度數據可信。

對比表3中設各種防護結構與無防護結構，可得：①由試驗1?2?12與試驗4?1?12對比可知，在同等沖擊能量條件下，設有型鋼?泡沫板組合結構的落錘加速度峰值和最大沖擊力約為直接沖擊平臺板的1/6，平均沖擊力也減小到1/4～1/5，沖擊持續時間增大了4～5倍。②由試驗2?2?12與試驗4?1?12對比可知，落錘沖擊設有型鋼?混凝土組合結構的平臺板，其落錘加速度峰值與最大沖擊力約為直接沖擊平臺板時的1/4，平均沖擊力約減小至直接沖擊平臺板時的1/3，沖擊持續時間增大2～3倍。③由試驗3?2?12與試驗4?1?12對比可知，在同等沖擊能量條件下，設有混凝土?泡沫板組合結構的加速度峰值與最大沖擊力只有無防護時的8％到9％，沖擊持續時間提高9～10倍，平均沖擊力減至8％左右，沖擊能比系數降低80％到90％。

對比表3中設有各種防護結構的第2組和第3組試驗數據可得，隨著沖擊能量的增大，落錘沖擊過程中產生的沖量遞增，落錘加速度峰值和落錘產生的最大沖擊力亦增大，而落錘的沖擊持續時間卻縮短。由表3中各種防護結構試驗的第1組和第2組試驗數據可以看出，第2組數據的沖擊持續時間均有效增長，說明剛性層對沖擊力的分散作用可有效發揮柔性層的緩沖性能。

由表3可知，沖擊力能比系數能夠在一定程度上反映防護結構的緩沖效果。對于小高度的無防護結構落錘沖擊試驗，因落錘與平臺板間近似發生彈性碰撞，耗能比率最小，λ最大；對于大高度無防護結構的落錘沖擊試驗，因落錘與平臺板間發生彈塑性碰撞，板底混凝土崩落，耗能比率較小，λ較大。對于設有防護結構情形，落錘沖擊防護結構時有防護結構吸能，耗能比率最大，延長沖擊持續時間，λ最小。由各種防護結構試驗的第1組和第2組數據對比可知，第2組數據的沖擊沖擊能比系數均顯著減小，證明剛性層對沖擊力的分散作用可增強防護結構緩沖效果。

3.4 支座反力

支座反力由平臺板底四角支座處的反力傳感器測得，動態反力時程如圖12所示。圖中1?1?6?1?1表示Ω型鋼泡沫板結構?未設木工板?落錘高度6 m?第1次試驗?1號支座動態反力。反力沖量由反力對沖擊時間積分求得，其合沖量的計算公式為：

PS=P1+P2+P3+P4 （5）

式中 P1，P2，P3，P4為每組試驗的四個支座反力沖量值。支座反力幅值及相關數據的計算結果如表4所示。

由圖12可知：①由于試驗存在一定的誤差，落錘的下落點不一定在沖擊平臺板的中心點，所以四個支座反力的大小、幅值及沖擊持續時間等不完全相等，不過反力時程曲線的大致趨勢相同。②Ω型鋼泡沫板結構：從落錘下落接觸防護結構Ω型鋼表面時，Ω型鋼發生塑性變形被壓縮，導致反力快速增加并達到峰值，之后沖擊力通過木板傳遞到下層的XPS泡沫板上，閉孔多胞的XPS泡沫板受到沖擊作用以相對緩慢的速率壓實，這段時間反力開始平緩遞減，最后沖擊力傳遞到平臺板上，反力迅速減小。③S型鋼混凝土結構：落錘沖擊作用首先使鋼筋混凝土破碎，相應消耗部分沖擊能量，與此同時也將沖擊力更加均衡地傳遞給下層的S型鋼，又經過S型鋼的塑性變形，消耗大量能量后傳遞到沖擊平臺板上。整個過程中，經過多次的耗能緩沖消耗作用，傳遞到平臺板上的沖擊作用力也就減小了很多。所以整個動態反力的變化趨勢是先增加到一個波峰，再減小到最終的平穩狀態。④混凝土泡沫板結構：由動態反力的變化趨勢可以明顯地看出整體結構受到落錘沖擊的過程出現兩次波峰。當落錘穿過粉質黏土層沖擊素混凝土板時，反力產生一個峰值后開始減小，然后沖擊力產生的彈塑性波到達下層的XPS泡沫板，反力停止減小，隨后到達并沖擊平臺板，反力又開始增大到另一個波峰，再減小至平穩。試驗3?2?12較試驗3?2?6的反力幅值稍大，可見設有此緩沖耗能防護結構后，在一定的沖擊能量范圍內，沖擊能量的變化對支座的反力幅值的大小影響不明顯。3?1?6試驗的動態反力的變化趨勢與前兩組有所不同的是第一階段產生的波峰是沖擊力通過粉質黏土層與XPS泡沫板后所產生的，所以波峰較為平緩。當沖擊力到達沖擊平臺板時產生第二個波峰峰值，對應的反力幅值相比于前兩組試驗更大。

由表4可知：①由支座反力計算的沖擊力能比系數與前面由加速度計算的沖擊力能比系數所得結論一致。②由各工況第1組與第3組試驗對比可知，平臺板受到的反力隨著沖擊能量的增大而增大，反力產生的沖量亦增大，沖擊力能比系數呈遞增趨勢。③對比試驗4?1?12，試驗1?2?12設有型鋼?泡沫板組合防護結構的支座反力幅值只達到直接沖擊平臺板的1/2～1/3，合沖量也只有破壞試驗的70％左右，沖擊力能比系數減小為50％左右。與加速度的對比相比，支座反力的數據相差較小，但是也能看出防護結構對整體耗能的影響。④對比試驗4?1?12，試驗2?2?12設有型鋼?混凝土組合防護結構的支座反力幅值只達到直接沖擊平臺板的1/9左右，合沖量也只有破壞試驗的30％左右，沖擊力能比系數減小到25％左右。可以得出以下結論，該防護結構可以有效地分散落錘沖擊力，減小落錘沖擊作用下支座反力的大小。⑤對比試驗4?1?12，試驗3?2?12設有型鋼?混凝土組合防護結構的支座反力幅值只達到直接沖擊平臺板的1/8～1/7，合沖量也只有破壞試驗的60％左右，沖擊力能比系數減小到30％左右。可以看出，該防護結構對于沖擊力的分散作用強于型鋼?泡沫板組合結構，稍弱于型鋼?混凝土組合結構。⑥對比三種防護結構可知，混凝土板對于落錘沖擊力可以起到有效的分散作用，使得落錘沖擊作用下的平臺板的支座反力大大減小。而鋼筋混凝土板與素混凝土板相比，分散沖擊力的效果更佳。

3.5 應變及應變率

試驗通過沖擊平臺板底所粘貼的鋼筋與混凝土應變片所采集的應變的動態變化判斷沖擊平臺板受到沖擊作用的破壞程度，相應的應變時程曲線如圖13所示。如圖13（b）中1?1?6?1?1?2的編號“2”是指第2個應變片。

圖13 中工況1?1?6?1?4， 3?1?6?1?4混凝土應變片由于所受應力過大被破壞，其余工況應變發生了往復波動。

假設在沖擊過程中基礎板內鋼筋僅發生彈性變形，則可計算出鋼筋的最大應力，計算公式為：

σmax=E?εmax（6）

式中 E為鋼筋的彈性模量，取為2.0×105 MPa；εmax為沖擊作用下基礎板內鋼筋的最大應變。

鋼筋與混凝土的最大應變速率計算公式為：

式中 εi為鋼筋和混凝土應變片在某一時間點的應變大小；ti為鋼筋與混凝土應變片產生應變所對應的時間。1～3組試驗的鋼筋與混凝土應變數據如表5所示。

試驗中混凝土的最大應變是由應變片實測所得，最大應力則不能根據式（6）計算，故未在表5中列出。工況4?1?12為破壞試驗，鋼筋與混凝土應變片在沖擊過程中均被破壞，無法確定它們的最大應變和最大應力，故表中亦未列出，僅列出相應的最大應變率。混凝土泡沫板結構試驗第1組、第3組由應變換算所得鋼筋應力均大于其屈服強度，故在表中亦未列出。

由表5可知：①設有Ω型鋼+泡沫板結構和S型鋼+混凝土結構的試驗中平臺板內鋼筋（HRB400）的實測屈服強度為480 MPa，由所測應變換算的鋼筋應力均沒有達到其屈服強度，且隨著鋼筋最大應變的減小，防護結構緩沖性能增強。②設有混凝土+泡沫板結構的試驗中，鋼筋最大應變率的量級為 10-1～102 s-1。未設素混凝土板的防護結構受沖擊后鋼筋的最大應變率比設有素混凝土板的高出兩個量級，同一類型不同沖擊能量下的鋼筋最大應變率相差三個量級，沖擊能量越大，最大應變率越大。相比之下，混凝土的最大應變率的數量級相差較小，為10-1～10 s-1，但也呈同樣趨勢，未設素混凝土板的沖擊防護結構最大應變率較大。③工況4?1?12為未設防護結構的對比試驗，鋼筋與混凝土的最大應變率量級都達到了105 s-1，屬于高速動態應變率（應變率為103～105 s-1）。④設有防護結構的試驗對比，工況1?2?12，2?2?12和3?2?12中鋼筋與混凝土的最大應變率的量級分別為10-2～10-1，10-2～100，10-1～102 s-1，均比破壞試驗的105 s-1數量級要小很多，都沒有達到高速動態應變率的范圍。可見，三種防護結構均有效地防止了平臺板的破壞。雖然在混凝土?泡沫板組合結構試驗的過程中，應變記錄顯示鋼筋到達屈服狀態且基礎板底面出現細小裂紋，但防護結構還是保證了基礎板整體性免受沖擊破壞，基礎板的混凝土并沒有出現崩落的情況，所以防護效果可以接受。

4 結 論

根據剛柔疊層防護思路，設計了Ω型鋼?泡沫板、S型鋼?混凝土板和混凝土板?泡沫板三種耗能緩沖結構，并通過落錘沖擊試驗的研究結果與沖擊動力學的基礎知識相結合，得到以下結論：

（1）型鋼?泡沫板結構主要通過閉孔多胞結構XPS泡沫板的延時緩沖和Ω型鋼的塑性變形來消耗大部分沖擊能量，并通過木工板分散沖擊力，減小Ω型鋼的局部凹陷變形，同時達到減小沖擊力、延長沖擊持續時間的目的，同步實現延時緩沖及變形耗能的特性，保護了平臺板。與不設防護結構相比，設有該防護結構時沖擊持續時間延長了4～5倍，最大沖擊力約降至1/7，平均沖擊力減至1/5～1/4，鋼筋與混凝土的最大應變率量級由105 s-1降至10-1～10-2 s-1。

（2）型鋼?混凝土結構主要通過兩個階段進行緩沖耗能，首先通過防護結構上層的鋼筋混凝土層的破碎進行能量消耗，并將沖擊力分散，傳遞給下層的S型鋼，S型鋼擁有較大的變形空間，通過自身的壓縮變形再次消耗一部分沖擊能量。與不設防護結構相比，設有該防護結構時沖擊持續時間延長了2～3倍，最大沖擊力約降至1/4，平均沖擊力約減至1/3，鋼筋與混凝土的最大應變率量級由105 s-1降至10-2～100 s-1。

（3）混凝土?泡沫板結構的緩沖耗能首先通過最上層的粉質黏土層，粉質黏土由于土顆粒之間天然形成孔隙，在沖擊力壓縮的過程中延長了整個沖擊過程的行駛路徑及沖擊持續時間，起到了良好的緩沖作用。當沖擊能量穿過上層的粉質黏土層到達中層的素混凝土板時，素混凝土板發生的破裂破壞帶走一部分能量，并將較為集中的沖擊力進行了分散，使其更均勻地傳遞給下層的XPS泡沫板，從而使XPS泡沫板在進行緩沖耗能作用時不再因過于集中的受力形式而整體利用面積率低下。在相對均勻的沖擊力作用下，XPS泡沫板的利用率大大提升，有效提高了結構的緩沖耗能防護效果。與不設防護結構相比，設有該防護結構時最大沖擊力只有無防護的8％～9％，沖擊持續時間延長9～10倍，平均沖擊力減至8％左右，沖擊能比系數降低80％～90％，具有良好的緩沖耗能性能。

（4）三種防護結構均不同程度地保護了沖擊平臺板的大范圍破壞。對比三種防護結構，可知作為柔性層的XPS泡沫板具有良好的緩沖作用，通過自身的壓縮變形增加了落錘沖擊的行程，延長了沖擊持續時間，而作為剛性層的混凝土板能夠有效分散沖擊力，進而充分發揮柔性層的緩沖性能，增強防護結構整體緩沖效果。

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