金 瀏， 徐建東， 張仁波， 杜修力

(北京工業(yè)大學 城市減災與防災防護教育部重點實驗室，北京 100124)

鋼筋混凝土(RC)梁作為建筑結構主要的承重構件之一，除了要考慮正常的使用荷載外，還需考慮地震、沖擊及爆炸等動力荷載的影響。此外，近幾十年來世界范圍內的爆炸沖擊危害日益加劇，對建筑物的抗沖擊性能設計提出了更高的要求。因此，對鋼筋混凝土梁在沖擊及爆炸等荷載作用下的力學性能進行研究具有重要的科學意義。

近年來，國內外學者對鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能進行了大量落錘沖擊試驗。Kishi等[1]為了建立剪切失效的鋼筋混凝土梁合理的抗沖擊設計方法，對縱筋和剪跨比不同的無箍筋鋼筋混凝土簡支梁進行了落錘沖擊加載試驗；Fujikake等[2]通過落錘試驗研究了落錘自由落體高度和縱筋配筋率對鋼筋混凝土梁抗沖擊性能的影響；許斌等[3]通過落錘試驗研究了不同沖擊錘重、沖擊速度和沖擊能量及二次沖擊下鋼筋混凝土梁的抗沖擊行為；竇國欽等[4]通過落錘試驗研究了不同沖擊落錘質量和沖擊能量下高強鋼筋混凝土梁的抗沖擊行為。

方秦等[5]研究結果表明在沖擊初始階段梁體加速度很大，此階段沖擊力主要由慣性力所抵抗，支座反力具有一定滯后性，隨著落錘沖擊速度的增加，梁的局部破壞趨于嚴重。此外，破壞截面上的剪應力有可能先于彎曲正應力達到其破壞值而使結構破壞形態(tài)由通常的彎曲破壞轉變?yōu)榧羟衅茐?。廖維張等[6]試驗工作表明：用高強鋼絞線網(wǎng)-高性能砂漿加固鋼筋混凝土梁可顯著提高其抗沖擊性能。

由于試驗設備約束及經濟限制，開展大量的物理模型試驗來探討鋼筋混凝土梁的抗沖擊力學特性及破壞機理是不現(xiàn)實的，數(shù)值模擬已成為替代物理模型試驗的一個有效途徑。近年來，很多學者借助有限元方法模擬鋼筋混凝土結構在沖擊荷載下的響應。如：Cotsovos等[7]認為結構在不同荷載速率下的應變率效應是由于慣性力的影響，而不是材料的率敏感性，進而基于這個假設對鋼筋混凝土梁的動態(tài)響應問題進行了數(shù)值仿真研究。Saatci等[8]基于應用彌散裂縫和擾動應力場模型的二維非線性有限元程序，模擬了沖擊荷載作用下RC梁的剪切行為。Trava?等[9]基于連續(xù)介質力學和熱力學不可逆理論，以彌散裂縫來考慮損傷和開裂，采用率敏感性的微平面模型，研究了素混凝土梁在落錘沖擊下的動力性能。為了將混凝土材性試驗數(shù)據(jù)更好的應用到沖擊有限元模擬中，康翔杰等[10]分析了常用混凝土本構關系中的應變率參數(shù)作用特點，提出了一種基于構件試驗結果線性插值的混凝土動態(tài)破壞面修正方法來減小構件響應計算誤差。姜華等[11-12]采用彈塑性帽蓋模型對Fujikake等的RC梁的沖擊試驗進行了數(shù)值模擬，該模型可以反映試驗中觀察到的混凝土材料的主要宏觀行為。這些數(shù)值工作促進了鋼筋混凝土梁抗沖擊性能的認識，但大多數(shù)值模型中存在如下問題：①未考慮混凝土及鋼筋的率效應；②假定鋼筋/混凝土黏結完好，不考慮界面處的黏結-滑移行為。此外，這些數(shù)值模型均為模型尺度模型，難以揭示混凝土內部細觀非均質性對鋼筋混凝土梁沖擊荷載下破壞行為的影響。

實際上，混凝土破壞行為與其細觀結構密切關聯(lián)[13]。混凝土是由砂漿及其內部隨機分布的骨料、初始缺陷等組成的非均質復合材料，其內部組成的非均質性，導致了混凝土力學性質特別是強度的隨機性和離散性。這種隨機離散性將影響混凝土中裂縫的擴展路徑和結構的破壞強度。

為更真實地描述鋼筋混凝土梁在沖擊荷載作用下復雜的破壞過程(尤其是加載局部區(qū)域的損傷破壞)，本文從細觀角度出發(fā)，考慮混凝土非均質性，認為混凝土是由骨料顆粒、砂漿基質以及界面過渡區(qū)(ITZ)組成的三相復合材料，將鋼筋“嵌入”至混凝土試件中，結合能反映材料應變率效應的本構關系模型，建立了鋼筋混凝土梁抗沖擊力學行為研究的細觀尺度數(shù)值模型。將細觀數(shù)值結果與宏觀模擬結果及Fujikake試驗[2]結果進行對比分析，驗證了提出的細觀數(shù)值模擬方法的可靠性。進而在此基礎上，研究了落錘沖擊速度對鋼筋混凝土梁的動力響應的影響。

1 試驗概況介紹

本文擬對日本國防研究所Fujikake等開展的鋼筋混凝土梁落錘沖擊試驗進行了宏/細觀有限元數(shù)值研究。Fujikake等試驗模型及概況如下：

試驗梁截面尺寸及配筋情況如圖1所示，梁體受拉側和受壓側均為2根直徑為16 mm的帶肋鋼筋，單側配筋截面積為397 mm2，屈服強度為426 MPa，箍筋直徑為10 mm，布置間距75 mm，屈服強度為295 MPa。

圖1 試件截面尺寸及配筋(mm)Fig.1 Cross-section size and rebar arrangement (mm)

試驗中采用的混凝土配合比如表1所示，試驗在試件澆注并養(yǎng)護70天后進行，測得的單軸抗壓強度為42.0 MPa。試驗中澆注4個相同尺寸和配筋的梁，供4個工況使用，各工況如表2所示。

表1 混凝土配合比

表2 鋼筋混凝土梁落錘沖擊試驗工況

采用圖2所示的沖擊試驗裝置，總質量為400 kg的落錘從不同高度(落錘高度H分別為0.15 m，0.3 m，0.6 m和1.2 m)自由落體沖擊鋼筋混凝土梁跨中位置，沖頭為直徑90 mm的半球形，材料為鋼材。試件被放置在只允許轉動而不能平動的特定支撐裝置上，其凈跨為1.4 m。采用動態(tài)力傳感器記錄鋼筋混凝土梁與落錘之間的沖擊力，激光位移傳感器采集鋼筋混凝土梁跨中位移，采樣頻率均為100 kHz。

2 鋼筋混凝土梁細觀數(shù)值模型

2.1 細觀混凝土梁有限元幾何模型建立

圖2 落錘沖擊試驗裝置(mm)Fig. 2 Drop hammer impact test setup(mm)

在細觀層次上，常將混凝土看作由骨料顆粒、砂漿基質以及兩者之間的界面過渡區(qū)(ITZ)組成的三相非均質復合材料[14-16]。參考Zhou等[17]的工作，骨料顆粒假定為球形，體積分數(shù)為30%，最小等效粒徑為10 mm，最大等效粒徑為30 mm。采用經典的“取-放”法[13]將骨料顆粒投放在砂漿基質中，并將骨料周圍的薄層設定為界面過渡區(qū)(厚度為5 mm)，生成混凝土三維細觀數(shù)值模型。將有限元網(wǎng)格投影到該骨料結構上，然后根據(jù)各相組分在網(wǎng)格中的位置判定單元類型(如：骨料單元、砂漿基質單元及界面單元)，并依單元類型賦予相應的材料特性。在此基礎上，插入鋼筋籠，生成如圖3所示的三維細觀鋼筋混凝土梁數(shù)值模型。

圖3 鋼筋混凝土梁細觀力學分析模型Fig. 3 The mesoscopic mechanics analysis model of reinforced concrete beam

對于混凝土細觀組分單元，采用8節(jié)點六面體線性單元來進行劃分網(wǎng)格，單元網(wǎng)格尺寸為5 mm，全梁共劃分510 000個實體單元；對于鋼筋網(wǎng)，采用梁單元來進行離散，以考慮鋼筋的抗彎承載力。

這里需要說明的是，界面過渡區(qū)的實際厚度約為20～50 μm，但考慮到計算量的限制，單元網(wǎng)格尺寸及界面相的尺寸設定為5 mm。

另外，由于鋼筋與混凝土相互作用力學行為的高度復雜性，目前尚未得到統(tǒng)一的理論與力學模型，且在沖擊荷載作用下，鋼筋/混凝土間界面的力學行為(黏結及滑移等非線性)將變得尤為復雜(即：存在應變率效應)。鑒于此，為簡化鋼筋與混凝土相互作用力學行為以及提高模型的計算效率，本文暫假定鋼筋與混凝土黏結完好，兩者界面間不產生分離及滑移等行為，將鋼筋“嵌入”混凝土中。

2.2 材料組分本構關系及力學參數(shù)確定

研究發(fā)現(xiàn)[17-18]，骨料強度較高，即使在沖擊過程中一般不會發(fā)生破壞，因此骨料只考慮彈性變形，為彈性體?；炷?宏觀模型)、砂漿基質和界面相則采用Lee等[19]提出的塑性損傷模型來描述其力學行為，該本構模型的核心是假定混凝土的破壞形式是拉伸斷裂和壓縮破壞，并由各向同性的損傷變量來分別表征其拉伸斷裂和壓碎(crushing)破壞行為。關于該塑形損傷本構關系模型的詳細說明，見Du等的研究。

鋼筋材料較均勻，見Cotsovos的研究，這里采用理想彈塑性本構模型描述其力學行為。

混凝土材料及其細觀組分、鋼筋的力學參數(shù)等如表3所示，各參數(shù)的物理意義詳見Du等的研究。需要說明的是，骨料和砂漿基質的力學參數(shù)由試驗中實測數(shù)據(jù)，而對于界面過渡區(qū)的力學參數(shù)(包括材料彈性模量和強度)為反復試算獲得的選取值(這里假定，砂漿基質單軸抗壓強度為單軸拉伸強度的10倍)，其它力學數(shù)據(jù)為默認值。采用表3所示的界面力學參數(shù)時，由混凝土立方體單軸拉/壓數(shù)值試驗得知混凝土的單軸壓縮強度為41.8 MPa，與試驗實測強度42 MPa接近。說明本文通過反演法得到的混凝土細觀尺度力學分析模型中各細觀組分的力學參數(shù)取值是合理的。這些力學參數(shù)將運用于下文的關于鋼筋混凝土梁的數(shù)值模擬中。

表3 混凝土細觀組分及鋼筋力學參數(shù)

2.3 材料力學性能的率效應

大量的試驗及理論研究均表明混凝土及水泥基材料具有明顯的率敏感性[20]。相關研究[21-22]表明：相比于抗拉及抗壓強度，混凝土的其它力學參數(shù)如彈性模量、泊松比、能力耗散能力及峰值應變等率敏感性較弱。鑒于此，本文僅考慮材料強度的放大行為，即細觀組分的應變率效應用其強度的增大系數(shù)DIF(即動態(tài)強度/靜態(tài)強度)來表示。

采用CEB規(guī)范中給出的公式來表征混凝土抗壓強度的放大效應(CDIF)，即[23]：

(1)

對于混凝土拉伸強度放大行為(TDIF)，這里采用修正的CEB模型[24]來描述：

(2)

Grote等研究表明水泥基復合材料動態(tài)力學行為與混凝土類似，故而對于砂漿基質及界面過渡區(qū)，可采用耦合上述強度應變率效應的塑性損傷本構關系來描述其在沖擊荷載作用下的力學特性。

實際上，鋼筋在動態(tài)加載下必然存在應變率效應，并且縱筋會顯著影響構件的抗彎剛度，因而會影響構件在沖擊荷載作用下的位移響應[25-26]。這里，同田力和Yuen等的研究，對于鋼筋(縱筋和箍筋)采用隨動雙線性彈塑性模型，其應變率效應通過Cowper-Symonds模型[27]考慮，鋼筋的屈服應力σy為：

(3)

塑性硬化模量Ep為：

Ep=EEt/(E-Et)

(4)

式中：E為初始彈性模量；Et為塑性切線模量。

2.4 邊界/加載條件

數(shù)值模擬中，試驗梁被“綁定”在底座上，即兩者間為理想黏結，如圖3所示。

3 沖擊荷載作用下鋼筋混凝土梁破壞行為

為說明本文提出的細觀尺度數(shù)值分析方法的合理性和可靠性，基于上述建立的細觀數(shù)值方法對Fujikake等的試驗開展數(shù)值對比研究。另外，同時建立了鋼筋混凝土梁抗沖擊動態(tài)行為研究的宏觀尺度數(shù)值分析模型，即：不考慮混凝土材料內部的非均質性，為均勻體。宏觀模型中，混凝土亦采用塑性損傷本構模型來描述，參數(shù)詳見表3。

3.1 破壞模式

圖4給出了鋼筋混凝土梁在沖擊加載下破壞模式(包括試驗結果、宏觀及細觀尺度模擬結果)。從圖4可以看出，在落錘沖擊作用下，混凝土梁均產生了剪切斜裂縫，斜裂縫從沖擊處向下45°方向擴展，但試件主要破壞裂縫是跨中部位沿梁高方向的垂直裂縫，因而試件以彎曲破壞為主。隨著沖擊速度的增大，剪切斜裂縫愈加明顯，構件逐漸趨于彎剪破壞。試件的局部損傷也隨著沖擊速度的增大趨于嚴重，并產生了混凝土的局部剝落。當沖擊速度較低時，混凝土裂縫較細而密，沒有產生貫通裂縫，隨著沖擊速度的增大，損傷區(qū)域的裂縫寬度增大，裂縫數(shù)量增多并產生貫通裂縫。

對比細觀與宏觀的數(shù)值模擬結果發(fā)現(xiàn)，宏觀模型裂縫較集中，并且裂縫寬度更大；細觀模型考慮了混凝土材料的非均質性，由于各組分材料力學性能的差異，損傷裂縫擴展過程中避開了強度較高的骨料區(qū)域，使得細觀模型的裂縫更加曲折和分散，裂縫擴展路徑更加復雜?？傮w來說，宏/細觀尺度數(shù)值模型均能較好的模擬鋼筋混凝土梁的破壞模式。

相對而言，與試驗結果對比知，細觀模型結果與試驗結果吻合更好，驗證了本文提出的細觀數(shù)值模擬方法的可行性和準確性。

圖5展示了最終破壞時細觀數(shù)值模型內部損傷破壞分布和鋼筋的應變云圖。其中A-A，B-B分別為距左側支座1/4跨度處與跨中處界面損傷剖面圖。由于界面過度區(qū)是最為薄弱的區(qū)域，混凝土的破壞(損傷或裂縫)一般最先出現(xiàn)在該區(qū)域，且混凝土中裂縫通常繞過高強度的骨料顆粒，沿著界面及砂漿基質擴展。從圖5(a)可以發(fā)現(xiàn)由于界面過渡區(qū)的存在，混凝土內部損傷比外部更加嚴重，而且隨著沖擊速度的提高，混凝土內部損傷區(qū)域面積增大。對比A-A與B-B剖面，可見跨中損傷更加嚴重，而且隨著沖擊速度的增加，混凝土梁沖擊點處與梁底損傷部位逐漸貫通，混凝土梁內部產生嚴重破壞。由圖5(b)所示的鋼筋應變云圖可知，隨著沖擊速度的增加，鋼筋的最終殘余應變逐漸增大，其中跨中受拉區(qū)域的鋼筋應變最大。

圖4 鋼筋混凝土梁沖擊加載下破壞模式(試驗、細觀和宏觀數(shù)值模擬結果)Fig. 4 Final failure patterns of the RC beams subjected to impact loading (Test results, meso-and macro-scale simulation results)

圖5 鋼筋混凝土梁內部破壞和鋼筋應變分布Fig. 5 Internal damage of reinforced concrete beams and strain distribution of steel bar

3.2 沖擊荷載下梁裂縫發(fā)展過程

圖6(a)給出了工況-4(即落錘高度H為1.2 m)中混凝土梁在沖擊荷載作用下的沖擊力、支座反力和跨中位移隨時間的變化過程，其中支座反力為兩端支座反力的合力。圖6(b)為各個關鍵時刻鋼筋混凝土梁的變形過程。通過圖6可以更加深入地理解混凝土梁在沖擊荷載作用下各時程曲線的對應關系和混凝土梁的裂縫的開展過程。

從圖6(a)可以看出，當落錘接觸混凝土梁的瞬間即產生接觸力，沖擊力瞬時增大，在1 ms左右達到沖擊力峰值，支座反力比沖擊力滯后大約0.5 ms，由于混凝土梁的慣性效應，混凝土梁兩端產生翹曲，從而使支座反力產生一個較小的負值，之后支座反力也迅速增加，滯后沖擊力1.5 ms達到峰值，支座反力峰值約是沖擊力峰值的3/4。跨中位移時程曲線與支座反力時程曲線起始時刻相同。對比三條曲線發(fā)現(xiàn)，在沖擊力和支座反力震蕩的過程中跨中位移持續(xù)增加，整個沖擊過程歷時約40 ms。

(a) 沖擊力、支座反力和跨中位移時程曲線

(b) 沖擊荷載下混凝土梁應變發(fā)展過程圖6 混凝土梁沖擊荷載動力響應(工況4)Fig. 6 Dynamic response of concrete beam (test 4)

從圖6(b)混凝土梁的破壞過程可以發(fā)現(xiàn)：①在沖擊力達到峰值以前混凝土梁受沖擊部位即產生第一條沿梁高方向的貫通裂縫，該裂縫起始于混凝土受拉側，向混凝土梁沖擊部位發(fā)展；②當沖擊力達到峰值時，混凝土梁在沖擊部位產生許多剪切斜裂縫，該裂縫從沖擊部位向梁底面擴展，同時開始出現(xiàn)多條新的彎曲裂縫；③當支座反力達到峰值時混凝土梁的破壞模式基本形成，呈現(xiàn)明顯的彎剪破壞，此時支座處混凝土也產生局部壓碎；④當跨中位移達到峰值時，混凝土梁裂縫進一步開展，其微小裂縫聯(lián)通，使裂縫加寬加深。支座處混凝土破壞嚴重，產生貫通裂縫；⑤當沖擊力消失時，混凝土裂縫區(qū)域輕微增大，梁跨中變形減?。虎拊嚰耆茐臅r混凝土裂縫分布基本形成，彈性變形恢復，僅剩下殘余變形。

3.3 沖擊力時程反應

從圖7給出的各個試件的沖擊力時程曲線中可以看出，沖擊力在很短的時間內達到一個明顯的峰值，然后迅速下降，形成一個明顯的主峰，之后產生一系列震蕩形成若干小波峰，最后趨近與零。在沖擊力達到峰值以前，數(shù)值模擬結果與試驗吻合較好，在達到峰值以后的震蕩階段，模擬值與試驗結果產生一定誤差。比較不同落錘速度下的沖擊力時程曲線發(fā)現(xiàn)，當沖擊質量一定的情況下，沖擊力的峰值隨著沖擊速度的提高而增大，沖擊力持續(xù)時間也隨著沖擊速度的提高而增加。對比試驗結果不難發(fā)現(xiàn)：在低速加載作用下，細觀數(shù)值模型獲得的沖擊力的持續(xù)時間與試驗結果存在一定誤差，而當落錘沖擊速度提高以后，沖擊力持續(xù)時間與試驗結果吻合較好。

圖7 沖擊力時程曲線對比(試驗、細觀和宏觀數(shù)值模擬結果)Fig. 7 Comparison of impact force time history curves (Test results, meso-and macro-scale simulation results)

3.4 跨中位移反應

從圖8中可知，跨中位移峰值和殘余位移均隨沖擊速度的增大而增加。宏觀和細觀數(shù)值分析模型均可以大致地反映鋼筋混凝土梁的跨中變形過程。總體來說，跨中變形的起始階段與試驗結果吻合較好，獲得的跨中位移峰值與試驗結果均接近。

從圖8還可以看出，未考慮鋼筋應變率效應 (細觀結果2和宏觀結果2)時，數(shù)值模擬獲得的跨中位移存在一定的滯后性(尤其對于落錘高度為1.2 m工況)，且落錘高度越大，初始沖擊速度越大，鋼筋的率效應影響更為明顯。而考慮鋼筋應變率效應(細觀結果1和宏觀結果1)時獲得的跨中位移時程曲線則與試驗結果吻合良好(如圖8所示)，且相比于宏觀模型模擬結果，細觀數(shù)值模擬結果與試驗結果更為吻合。簡言之，沖擊行為數(shù)值計算中應考慮鋼筋的率效應行為。

圖8 跨中位移時程曲線對比(試驗、細觀和宏觀數(shù)值模擬結果)Fig. 8 Comparison of Mid-span displacement time history curves (Test results, meso-and macro-scale simulation results)

縱使如此，不管對于宏觀或細觀模型，即使考慮鋼筋材料的應變率效應時，數(shù)值模擬獲得的殘余變形均較試驗結果依然略微偏大。造成該結果偏大的可能原因包括：①本文混凝土材料采用的塑性損傷模型實際上為一維本構關系模型，將其簡單的擴展運用到復雜的梁抗沖擊行為模擬中時，其是否能合理真實地描述混凝土材料復雜的塑性變形能力還需進一步深入探討；②未考慮鋼筋/混凝土界面的非線性黏結-滑移行為，亦可能是導致數(shù)值計算獲得的殘余變形偏大的另一原因。

3.5 支座反力反應

Fujikake等試驗中未給出試驗過程中的支座反力，這里僅對宏細觀數(shù)值模擬結果的支座反力進行對比分析，如圖9所示。宏細觀數(shù)值模型獲得的支座反力基本重合，支座反力峰值接近，只是由于材料的不均勻性，細觀數(shù)值模型中的支座反力時程曲線更加曲折。從圖中可以看出在沖擊開始瞬間，各試件的支座反力均出現(xiàn)瞬時向下的較小的負值，且這個負值的絕對值隨著沖擊速度的提高而增大。當支座力達到負向峰值后，隨即迅速增大到正向峰值，隨后支座反力的時程曲線表現(xiàn)出波動現(xiàn)象，當沖擊力消失后，支座反力由于結構的自由振動而產生一系列幅值相同的震蕩。隨著沖擊速度的提高，支座反力的峰值逐漸增大，支座反力的持續(xù)時間也在增加。支座反力時程曲線變化規(guī)律與許斌等的研究相似，因此也驗證了本文細觀數(shù)值模擬結果的可靠性。

圖9 宏觀與細觀模型支座反力的時程曲線對比Fig. 9 Comparison of support reaction time history curves of macroscopic and mesoscopic model

4 細觀尺度數(shù)值方法的討論

上文建立了鋼筋混凝土構件沖擊力學行為模擬的細觀尺度數(shù)值模擬方法，這里將對該方法進行討論分析。

相比于宏觀模型，細觀尺度分析模型需要對骨料、界面及砂漿基質進行網(wǎng)格劃分，因而將占據(jù)更多的計算資源；另外細觀組分材料力學參數(shù)的確定實際上亦增加了模型的復雜性。

雖然如此，混凝土宏觀力學性能的非線性本質上根源于其細觀組成的非均質性。相比于宏觀尺度分析模型，細觀尺度分析模型真實的展示了混凝土內部的微-細觀結構組成，能更真實、更細致的描述外荷載作用下混凝土內部的損傷破壞過程，因而可以從本質上揭示動態(tài)沖擊荷載作用下混凝土的破壞機制。

正如上文所述，對比本文宏觀及細觀尺度模型的數(shù)值模擬結果(圖4,7～9)，可以看出，細觀尺度數(shù)值模擬結果與試驗結果吻合更好，尤其是在梁破壞模式及跨中殘余變形特性的模擬方面。

需要說明的是，本文建立的混凝土細觀尺度數(shù)值模型中，骨料的形狀設定為球形體，亦沒有考慮動態(tài)沖擊荷載作用下骨料的斷裂破壞行為。因此，后續(xù)工作中依然需要對其進行深入的研究，如可借助于CT圖像掃描方法[14, 29]來建立混凝土構件。

5 結 論

本文以Fujikake等試驗中的鋼筋混凝土梁為研究對象，考慮了混凝土材料的非均質性和應變率效應，建立了鋼筋混凝土梁抗沖擊力學性能研究的細觀尺度數(shù)值分析模型與方法，進而研究了落錘速度對鋼筋混凝土梁抗撞擊力學性能的影響規(guī)律。此外，還將本文的細觀數(shù)值模擬結果與宏觀模型和試驗結果進行了對比分析，驗證了細觀尺度數(shù)值方法的合理性和優(yōu)越性。根據(jù)數(shù)值模擬結果，可得到如下結論：

(1) 建立的細觀尺度數(shù)值分析模型，不僅能很好地描述鋼筋混凝土梁的破壞模式，還可以很好的反映梁的沖擊力、跨中變形及支座反力等。

(2) 與宏觀力學分析模型相比，三維細觀尺度力學分析模型能充分體現(xiàn)混凝土材料的非均質性，能夠細致地描述鋼筋混凝土梁的裂縫發(fā)展及破壞過程，且獲得的模擬結果與試驗結果更為吻合。

(3) 在落錘質量一定的情況下，隨著沖擊速度的提高，沖擊力峰值、最大跨中位移和支座反力峰值都有明顯的提高。

需要說明的是，針對動態(tài)加載下鋼筋/混凝土相互作用問題，本文暫未考慮鋼筋與混凝土之間黏結、滑移與分離等非線性力學行為。這種簡單粗糙的處理方法，勢必將會對鋼筋混凝鋼筋混凝土梁抗沖擊行為產生影響。因此，后續(xù)的研究工作中將繼續(xù)完善本文的數(shù)值分析模型與方法。

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