楊金輝， 胡少偉， 葉宇霄， 婁本星， 明 攀， 王思瑤

(1. 武漢大學(xué) 水利水電學(xué)院，武漢 430070；2. 南京水利科學(xué)研究院 材料結(jié)構(gòu)研究所，南京 210029; 3. 重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045)

隨著海綿城市建設(shè)的發(fā)展，我國(guó)規(guī)劃實(shí)施了大量的供水和給排水工程?？紤]到施工成本和運(yùn)輸安裝等多種因素，這些工程大多采用了價(jià)格低廉，施工簡(jiǎn)單方便的鋼筋混凝土管道。在實(shí)際施工和使用過(guò)程中，山區(qū)落石、機(jī)械施工和車(chē)輛撞擊所產(chǎn)生的連續(xù)沖擊荷載極易引起給排水管道的開(kāi)裂和破壞[1]。如：2005年4月在重慶忠縣段發(fā)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(fā)生了挖掘機(jī)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(yíng)發(fā)生了挖掘機(jī)施工不當(dāng)將管道鏟裂的事故；2015年和2018年分別在廣州、天津等地發(fā)生了汽車(chē)撞斷管道事故[2-3]。一旦管道破裂將造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失和社會(huì)影響。因此，對(duì)鋼筋混凝土管承受多次機(jī)械沖擊荷載作用后的損傷程度與破壞形式進(jìn)行研究具有非常重要的應(yīng)用價(jià)值。

關(guān)于管道與混凝土的撞擊破壞已有很多的學(xué)者[4-5]進(jìn)行了大量研究。路國(guó)運(yùn)等[6]采用落錘裝置對(duì)三跨連續(xù)充水壓力管進(jìn)行了撞擊，研究了沖擊過(guò)程中的破壞模式、管內(nèi)壓力和管體響應(yīng)變化；方子帆等[7]對(duì)固支空心圓管受不同橫向沖擊速度的變形響應(yīng)進(jìn)行了研究。王宇等[8-9]進(jìn)行了雙層鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu)連續(xù)側(cè)向撞擊試驗(yàn)，研究了撞擊次數(shù)對(duì)混凝土管的累積損傷和變形變化；Wang等[10]分別對(duì)鋼管混凝土和局部填充鋼管混凝土柱進(jìn)行側(cè)向沖擊耐撞性測(cè)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(jī)械挖掘和車(chē)輛撞擊。鋼筋混凝土材料在受較大的外部荷載時(shí)，鋼筋和混凝土材料表面會(huì)發(fā)生彈塑性變形，材料內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生損傷裂紋。大量研究[11-14]發(fā)現(xiàn)，各類鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在側(cè)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(yàn)條件變化和鋼筋混凝土材料特性、結(jié)構(gòu)形式的差異，鋼筋混凝土構(gòu)件的沖擊破壞過(guò)程和抗沖擊性能都各不相同。目前對(duì)不同約束方式下鋼筋混凝土制成的管狀結(jié)構(gòu)承受連續(xù)多次沖擊荷載的破壞機(jī)理和響應(yīng)過(guò)程研究相對(duì)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(shè)計(jì)的落錘裝置，開(kāi)展了簡(jiǎn)支和固支兩種約束形式下的鋼筋混凝土管道耐撞性試驗(yàn)，詳細(xì)分析了三種沖擊高度和三次撞擊次數(shù)下試件沖擊力時(shí)程、跨中位移的動(dòng)力響應(yīng)，研究了多次撞擊后試件的破壞形式和抗沖擊性能變化規(guī)律。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)采用的管道試件長(zhǎng)2 m，內(nèi)徑400 mm，壁厚40 mm。分別設(shè)計(jì)了兩端固支，兩端簡(jiǎn)支兩種端部約束形式作為管道支座。如圖1所示，簡(jiǎn)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(shè)置上下兩個(gè)混凝土支座進(jìn)行固定支撐。

圖1 試驗(yàn)裝置圖Fig.1 Test device diagram

1.2 材料力學(xué)性能

采用鋼筋混凝土管所用的混凝土料分別制作3個(gè)立方體試塊(150 mm×150 mm×150 mm)和3個(gè)圓柱體試塊(150 mm×300 mm)用來(lái)測(cè)量混凝土抗壓強(qiáng)度，在同一批鋼筋混凝土管道試驗(yàn)期間測(cè)得混凝土立方體和圓柱體抗壓強(qiáng)度分別為33 MPa和24 MPa。采用同批次鋼筋混凝土管的鋼筋開(kāi)展標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)，測(cè)得鋼材的屈服強(qiáng)度f(wàn)y=350 MPa，彈性模量E=220 GPa，伸長(zhǎng)率為28%。

1.3 試驗(yàn)裝置

沖擊管道試驗(yàn)在南京水利科學(xué)研究院開(kāi)展。試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖1。落錘的動(dòng)能由重力勢(shì)能轉(zhuǎn)化而來(lái)。綜合考慮管徑、試驗(yàn)條件等因素，采用高強(qiáng)鋼制作直徑8 cm，高5 cm的圓柱體作為落錘錘頭。在兩側(cè)搭設(shè)鋼管架來(lái)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(shù)據(jù)測(cè)量

采用東華測(cè)試DH5902N堅(jiān)固型數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng)對(duì)試驗(yàn)過(guò)程進(jìn)行監(jiān)測(cè)。傳感器如表2所示。

表2 傳感器型號(hào)與參數(shù)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(cè)設(shè)置了位移計(jì)(L1，L2和L3)和應(yīng)變片(S1-3和S2-2)，在管頂、管腰外側(cè)布置應(yīng)變片(S1-1，S2-2和S1-2)。表3為多次側(cè)向沖擊的管道響應(yīng)測(cè)試數(shù)據(jù)。

圖2 試驗(yàn)裝置尺寸及測(cè)點(diǎn)示意圖(mm)Fig.2 Sketch of setup and measuring points(mm)

表3 試件參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Parameters of specimens and test results

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 破壞過(guò)程

當(dāng)沖擊高度為30 cm時(shí)，高速攝像機(jī)下簡(jiǎn)支約束鋼筋混凝土管試件JZ3在第3次側(cè)向沖擊時(shí)的典型動(dòng)態(tài)過(guò)程，如圖3所示?？梢钥吹诫S著時(shí)間的變化：①當(dāng)t=0時(shí)，落錘在管上方，還未與管道接觸；②當(dāng)t=0.015 s時(shí)，落錘與試件剛好接觸，已有裂縫開(kāi)始加寬；③當(dāng)t=0.030 s時(shí)，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(kāi)始延伸，跨中位移達(dá)到最大；④當(dāng)t=0.055 s時(shí)，裂縫進(jìn)一步擴(kuò)展，裂縫周?chē)霈F(xiàn)大量的微裂縫，局部區(qū)域混凝土發(fā)生脫落；⑤當(dāng)t=0.1 s時(shí)，裂縫處混凝土脫落明顯，同時(shí)落錘開(kāi)始回彈；⑥當(dāng)t=0.250 s時(shí)，落錘回彈后再次下落撞擊到管；⑦當(dāng)t=0.4 s時(shí)，落錘再次回彈；⑧當(dāng)t=0.7 s時(shí)，落錘第3次回落到試件頂部，發(fā)生微小振動(dòng)直至停止。

圖3 試件JZ3-3在側(cè)向沖擊下的動(dòng)態(tài)過(guò)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(cè)向沖擊時(shí)的局部裂縫變化過(guò)程。在第1次沖擊時(shí)，JZ管身表面出現(xiàn)明顯的細(xì)裂縫，GZ管開(kāi)裂不明顯；第2次沖擊時(shí)，JZ管身細(xì)裂縫寬度變大，裂縫周?chē)霈F(xiàn)多條微裂紋，GZ管裂縫寬度和微裂紋數(shù)量遠(yuǎn)小于JZ管；第3次沖擊時(shí)，JZ管和GZ管表面混凝土裂縫數(shù)量增多而裂縫寬度增加不大，前兩次沖擊造成的裂縫發(fā)生擴(kuò)展，裂紋貫通性明顯增強(qiáng)。

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

2.2 破壞形態(tài)

本試驗(yàn)采用直徑8 cm，高5 cm的圓柱型錘頭，管道試件長(zhǎng)2 m，內(nèi)徑400 mm，壁厚40 mm。由于管外壁為環(huán)形，剛性沖擊錘頭與管道的接觸區(qū)域面積較小。在落錘沖擊力影響范圍內(nèi)，錘頭大小對(duì)接觸區(qū)域的破壞會(huì)產(chǎn)生一定影響，但對(duì)整個(gè)鋼筋混凝土管管身裂縫開(kāi)裂和破壞模式的影響較小。

圖5(a)為試件JZ3(簡(jiǎn)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(tài)。由圖可見(jiàn)，邊界條件為簡(jiǎn)支支撐形式的鋼筋混凝土管試件破壞時(shí)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(yán)重，管身受沖擊區(qū)的腰部外側(cè)出現(xiàn)了兩條分別長(zhǎng)56 cm，寬0.44 cm和長(zhǎng)67 cm，寬0.53 cm的環(huán)向裂縫和由跨中向兩端延伸的兩條長(zhǎng)70 cm，寬0.26 cm和長(zhǎng)86 cm，寬0.19cm的45°斜裂縫，管身局部混凝土發(fā)生片狀和塊狀脫落，混凝土碎塊產(chǎn)生飛濺。管道頂部外側(cè)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(jié)束后的整體破壞形態(tài)。由圖可見(jiàn)，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(xù)三次沖擊荷載的作用下，管道腰部外側(cè)產(chǎn)生一長(zhǎng)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(jiān)測(cè)斷面A處產(chǎn)生一條長(zhǎng)約53 cm，寬約0.37 cm環(huán)向斜裂縫。管道頂部外側(cè)的錘頭與管身的接觸區(qū)域四周出現(xiàn)四個(gè)方向的裂縫，接觸區(qū)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(jiǎn)支約束的鋼筋混凝土管出現(xiàn)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(jiǎn)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(huì)產(chǎn)生剪應(yīng)力，使管身混凝土剪切破壞，在彎—剪聯(lián)合作用下出現(xiàn)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(dǎo)致管身被壓潰，出現(xiàn)軸向水平裂縫。在跨中受到彎曲作用，在彎—壓聯(lián)合作用下出現(xiàn)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(shù)下，固支支撐形式的管身的破壞程度遠(yuǎn)小于簡(jiǎn)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(qū)域布置的力傳感器對(duì)每一次撞擊的沖擊力F數(shù)據(jù)進(jìn)行監(jiān)測(cè)。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(shí)程曲線仍可大致分為：上升、波動(dòng)和下降三個(gè)階段。圖6(a)和圖6(b)分別比較了GZ3和JZ3在歷次沖擊過(guò)程中的沖擊力時(shí)程曲線。兩個(gè)試件具有相同的管道壁厚(t=40.0 mm)和管道內(nèi)徑(d=400 mm)。

圖6 多次沖擊下試件沖擊力時(shí)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(shù)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(fā)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(fā)生屈服，破損區(qū)域擴(kuò)大，沖擊力峰值Fmax逐漸減小。落錘沖擊高度相同時(shí)，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(jiǎn)支約束條件下沖擊力峰值，且簡(jiǎn)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(jiǎn)支約束下承受的沖擊荷載更大，管體的損傷與破壞更加嚴(yán)重，前兩次沖擊對(duì)管體造成嚴(yán)重?fù)p傷，在第3次沖擊荷載作用下，簡(jiǎn)支約束下管體出現(xiàn)開(kāi)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(xù)側(cè)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(qiáng)的抗沖擊性能。

2.4 破壞機(jī)理分析

如圖7所示，為了研究混凝土管道在撞擊下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程和破壞機(jī)理，以試件JZ3-1為例，將沖擊力、跨中位移、管身應(yīng)變的時(shí)程曲線數(shù)據(jù)繪制于同一圖中，為了表現(xiàn)出這些動(dòng)力響應(yīng)之間的關(guān)系，對(duì)其進(jìn)行無(wú)量綱處理。對(duì)各時(shí)程曲線進(jìn)行分析，將沖擊過(guò)程分為局部響應(yīng)階段和整體響應(yīng)階段。在局部響應(yīng)階段，沖擊力在短時(shí)間內(nèi)迅速達(dá)到最大，但跨中位移變化很小。此時(shí)，由于沖擊產(chǎn)生的應(yīng)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(shí)，接觸區(qū)域附近混凝土應(yīng)變(S1-1)處于受壓狀態(tài)，隨著錘頭繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，管道導(dǎo)致受到剪力作用，在局部應(yīng)變?cè)龃?，發(fā)生開(kāi)裂。在這一階段，由于沖剪效應(yīng)導(dǎo)致管身出現(xiàn)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(jiǎn)支約束，沖剪效應(yīng)導(dǎo)致的脆性剪切破壞在兩端簡(jiǎn)支約束的試件中表現(xiàn)更為明顯。

圖7 管道動(dòng)態(tài)時(shí)程響應(yīng)曲線Fig.7 Time history of the pipe response

在整體響應(yīng)階段，落錘沖擊動(dòng)能傳遞給管道，管身向下加速運(yùn)動(dòng)，錘頭向下減速運(yùn)行，直到兩者速度相同。沖擊力在這一過(guò)程中減小到0，跨中位移增加。沖擊應(yīng)力波傳遞到兩端支座處，支座約束開(kāi)始響應(yīng)。管身開(kāi)始減速，落錘繼續(xù)向下，兩者發(fā)生二次沖擊，沖擊力從0增加到第二個(gè)峰值。管道繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，w達(dá)到最大，管底應(yīng)變(S1-3)達(dá)到峰值，接觸部位的剪切裂縫進(jìn)一步發(fā)展，跨中底部發(fā)生開(kāi)裂產(chǎn)生彎曲裂縫。在這一階段，管身主要發(fā)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(huì)產(chǎn)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(shù)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(fā)生了明顯的增大。以試件GZ3為例，首次撞擊時(shí)，鋼筋混凝土管道跨中位移w為16.264 mm，再次進(jìn)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(dá)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(dāng)落錘沖擊高度從0.1 m增加到0.5 m時(shí)，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(dāng)落錘高度一致時(shí)，簡(jiǎn)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(shí)，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(shí)，GZ5位移w為23.780 mm，JZ5跨中位移w為27.007 mm；第3次沖擊時(shí)，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(shuō)明采用固支約束可有效提高混凝土管道結(jié)構(gòu)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(shuō)明連續(xù)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(guān)的變量因素有7個(gè)，分別為：F=沖擊力，M=撞擊物體質(zhì)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(guò)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(tǒng)一表示

(1)

如表4所示，此時(shí)只有4個(gè)變量，可以將其定義為主要量綱M,L和T的函數(shù)。

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

根據(jù)π定理可認(rèn)為F與E1/3，M2/3，v4/3存在一定的函數(shù)關(guān)系，因此根據(jù)撞擊速度的變化引起的比例因子的變化規(guī)律，得出如下沖擊力峰值預(yù)測(cè)表達(dá)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(guò)式(1)計(jì)算得到，落錘質(zhì)量M=300 kg，沖擊速度v通過(guò)速度傳感器測(cè)量得到。a和b是未知參數(shù)，需要進(jìn)行擬合求解獲得。

根據(jù)Aghdamy等[15]提出的鋼筋混凝土梁跨中變形經(jīng)驗(yàn)公式，提出如下管道跨中位移預(yù)測(cè)公式

wmax=αEi/(Pusd×L)+c

(3)

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

wmax=αMv2/(Pusd×L)+c

(4)

管道長(zhǎng)度L=2 m，wmax為跨中位移峰值，Pusd為靜態(tài)極限承載力，查閱GB/T 11836—2009《混凝土和鋼筋混凝土排水管規(guī)范》，得到此管的靜態(tài)極限承載力(破壞荷載)Pusd=41 kN/m，α和c為擬合數(shù)據(jù)得到的參數(shù)，需要進(jìn)行擬合求解獲得。wmax和落錘速度v2的成比例關(guān)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(shí)測(cè)與擬合值。由圖9中的擬合函數(shù)可知，沖擊力峰值Fmax和落錘速度v4/3的變化表現(xiàn)為明顯線性關(guān)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(guān)系。沖擊速度對(duì)鋼筋混凝土管的破壞影響很大，更大的沖擊速度導(dǎo)致更嚴(yán)重的管壁損傷。

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

圖10 沖擊速度對(duì)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(shí)，簡(jiǎn)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(cè)試中，GZ1-1沖擊力峰值Fmax僅為JZ1-1測(cè)試沖擊力峰值Fmax的77.9%。當(dāng)沖擊速度為2.92 m/s時(shí)，簡(jiǎn)支管道試件的跨中位移值隨著沖擊次數(shù)的增加急劇增大，固支管道的跨中位移值w為簡(jiǎn)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(shí)的第1次沖擊，其余固支管道的跨中位移值均小于簡(jiǎn)支管道。這說(shuō)明加強(qiáng)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(shù)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(shù)進(jìn)行擬合。沖擊力峰值Fmax隨著沖擊次數(shù)的增加而減小。以擬合斜率最大的JZ5三次沖擊測(cè)試進(jìn)行分析，在進(jìn)行首次沖擊時(shí)，落錘對(duì)管道的沖擊力峰值Fmax最大，第2次撞擊時(shí)產(chǎn)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(shuō)明鋼筋混凝土管道在前兩次沖擊荷載下看，管道結(jié)構(gòu)發(fā)生了變形，受到一定破壞，但結(jié)構(gòu)仍然保持穩(wěn)定，在進(jìn)行第3次沖擊后，管身變形增大，有的甚至發(fā)生破壞，結(jié)構(gòu)失穩(wěn)，導(dǎo)致沖擊力峰值降低。跨中位移在不同的沖擊次數(shù)下變化最為顯著。隨著沖擊次數(shù)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(shí)產(chǎn)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(shí)產(chǎn)生的跨中位移變形w比第1次增加了大約17.102 mm。對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行連續(xù)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(huì)不斷增大。

圖11 沖擊次數(shù)的影響Fig.11 Influences of impact time

3.5 吸能能力

在沖擊過(guò)程中，落錘動(dòng)能大部分由鋼筋混凝土管吸收后轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)的彈性應(yīng)變能和開(kāi)裂、摩擦塑形變形等不可恢復(fù)的能量?？苫謴?fù)性的彈性應(yīng)變能作為動(dòng)能消耗在結(jié)構(gòu)的震動(dòng)上，在震動(dòng)過(guò)程中又轉(zhuǎn)化為非恢復(fù)性的彎曲變形能成為結(jié)構(gòu)吸收的能量[16-17]。因此，鋼筋混凝土管結(jié)構(gòu)在沖擊過(guò)程中吸收的能量和吸能能力對(duì)管的變形破壞有重要影響[18]。

為定量評(píng)估鋼筋混凝土管道結(jié)構(gòu)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(guān)關(guān)系，引入吸能系數(shù)k，見(jiàn)式(5)。

k=Ea/Ei

(5)

沖擊能量Ei即為落錘動(dòng)能，采用動(dòng)能公式計(jì)算。吸收能量Ea由力-位移曲線積分，見(jiàn)式(6)。

(6)

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

表5 吸能系數(shù)k的計(jì)算結(jié)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(jiǎn)支約束下的吸能系數(shù)k與沖擊次數(shù)進(jìn)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(shù)均隨沖擊次數(shù)的增加而增大。與簡(jiǎn)支約束相比，固支條件下吸能系數(shù)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(shù)比簡(jiǎn)支條件要小8.4%。這說(shuō)明固支約束的混凝土管結(jié)構(gòu)在沖擊過(guò)程中吸能能力弱，能更有效地保護(hù)管的變形，防止管道發(fā)生破壞。

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

4 結(jié) 論

本文采用自制落錘裝置開(kāi)展了鋼筋混凝土管連續(xù)側(cè)向沖擊試驗(yàn)，研究了不同約束形式下混凝土管的沖擊動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，得出主要結(jié)論如下：

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

(2)吸能系數(shù)k能定量評(píng)價(jià)多次沖擊下鋼筋混凝土管的吸能能力。

(3)在承受多次側(cè)向撞擊之后，彎曲變形和管道吸能系數(shù)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(chǎn)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(shù)分別增大了7.38%和15.81%。在連續(xù)沖擊作用下，由于管身混凝土開(kāi)裂，彎曲變形增大導(dǎo)致吸能系數(shù)顯著增加。

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