冲击荷载下钢筋混凝土梁的性能及损伤评估

赵武超; 钱江; 张文娜

doi:10.11883/bzycj-2017-0288

冲击荷载下钢筋混凝土梁的性能及损伤评估

doi: 10.11883/bzycj-2017-0288

同济大学土木工程防灾国家重点实验室, 上海 200092

基金项目:

国家自然科学基金 51438010

详细信息

作者简介:
赵武超(1992-), 男, 博士研究生

通讯作者:
钱江, jqian@tongji.edu.cn

中图分类号: O342
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出版历程
- 收稿日期: 2017-08-06
- 修回日期: 2017-09-21
- 刊出日期: 2019-01-05

Performance and damage evaluation of RC beams under impact loading

State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China

摘要

摘要: 基于落锤冲击试验，通过数值模拟研究钢筋混凝土梁在冲击荷载下的抗冲击性能和损伤机理。针对冲击荷载局部效应明显和持时短暂等特点，提出基于截面损伤因子的损伤评估方法；采用参数分析方法研究了箍筋间距、边界条件、冲头形状和面积以及冲击位置对钢筋混凝土梁的动态响应和损伤程度的影响。结果表明：基于截面的损伤评估方法能够比较直观地描述梁体损伤沿长度方向的分布；端部的固支约束可以有效地改变钢筋混凝土梁的耗能机制，并能提高梁的抗冲击承载潜力；冲击位置会直接影响梁体的裂缝分布和破坏模式；碰撞接触面积和冲头形状也对梁的损伤分布具有一定的影响。
- 钢筋混凝土梁 /
- 冲击荷载 /
- 动态响应 /
- 耗能机制 /
- 损伤评估
Abstract: In this work, we investigated the impact resistance and damage mechanism of RC beams under impact loading using numerical simulation based on impact tests. We established a damage evaluation method based on the cross-sectional damage factor with the finiteness of the impact area and impact time taken into consideration, and analyzed the influence of impact parameters on the dynamic response and damage level of RC beams by conducting examination of such parameters as the stirrups pacing, boundary condition, impact or nose shape, and impact location. The results indicate that the damage assessment method proposed in this study can visually describe the damage distribution along the length of RC beams, that the end fixed constraints can effectively change the energy dissipation mechanism of RC beams and improve the impact resistance capability, that the impact location directly affects the beams' crack distribution and failure mode, and that the impact area and nose shape have a certain influence on the damage distribution of RC beams.
- RC beams /
- impact loading /
- dynamic response /
- energy dissipation mechanism /
- damage evaluation

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半穿甲导弹依靠初始动能, 侵入舰体内部爆炸, 形成内爆冲击波和高速破片, 对舰艇结构及人员设备形成联合毁伤, 对爆炸冲击波和高速破片联合作用的防护问题已成为舰船结构防护领域的研究热点。

早期针对战斗部爆炸产生的冲击波与高速破片对结构的毁伤研究, 主要是将其解耦成爆炸冲击波载荷作用下结构的破坏^[1-4]和高速破片穿甲破坏^[5]分别研究, 理由是两者在空气中的初始速度及速度衰减率不同, 多数情况下它们不同时作用于结构。近年来, 人们逐渐认识到爆炸冲击波与大量高速破片对结构的破坏具有叠加增强效应, 文献[5-6]采用带壳装药模拟半穿甲导弹战斗部进行舱内爆炸实验, 发现高速破片密集作用区各弹孔间的边界会被冲击波撕裂而相互连通, 形成长大破口; 文献[7-8]指出密集高速破片同步侵彻会使结构产生集团冲塞破口。为抵御爆炸冲击波和高速破片联合毁伤作用, 人们提出多种防护结构形式^[9-11], 其中以陶瓷、纤维增强复合材料芯层和金属面板组成的夹层结构最典型, 并认为陶瓷、纤维增强复合材料可抵御高速破片的侵彻^[12-14], 金属面板主要抵御冲击波的破坏^[9]。

本文中以陶瓷、高强聚乙烯、芳纶纤维增强复合材料为抗弹层, 船用钢为前、后面板, 制作典型夹芯复合舱壁结构模型, 采用铸装TNT和预制破片模拟战斗部近炸载荷, 开展联合作用下夹芯复合舱壁结构的毁伤特性实验。

1. 实验模型

为模拟舰船重点舱室夹芯复合舱壁结构在半穿甲导弹近炸下的变形和破坏, 设计制作了2种面密度ρ_A(分别为40、50 kg/m², 实际测试略有区别, 见表 1)共4种典型夹芯复合舱壁结构模型(见图 1)。模型均由前后面板、抗弹层及隔温层组成; 前、后面板均为1和2 mm厚Q235钢(模型2后面板为两层1 mm叠放); 抗弹层和前、后面板间为隔温层, 采用陶瓷棉或气凝胶毡(其密度分别为316和210 kg/m³), 一方面可防止爆炸高温气体对抗弹层材料产生烧灼破坏, 另一方面为前面板及抗弹层提供变形空间, 忽略其强度作用。模型芯层结构组成见表 1。

表 1 模型芯层结构组成

Table 1. Core structures of experimental models

模型	前隔温层	抗弹层	后隔温层	ρ_A/(kg·m^-2)
1	10 mm陶瓷棉	10 mm高强聚乙烯纤维(UMWPE)增强层合板	10 mm陶瓷棉	15.75
2		3 mm Al₂O₃陶瓷，9.4 mm芳纶纤维(Twaron)增强层合板	10 mm陶瓷棉	25.45
3	20 mm气凝胶毡	10 mm高强聚乙烯纤维(UMWPE)增强层合板	10 mm陶瓷棉	17.08
4	10 mm陶瓷棉	3 mm Al₂O₃陶瓷，高强聚乙烯纤维(UMWPE)增强层合板	10 mm陶瓷棉	27.42

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图 1 模型结构

Figure 1. Structures of experimental model

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Q235钢密度7.85 g/cm³、弹性模量210 GPa、泊松比0.3、屈服强度235 MPa、抗拉强度400~900 MPa、失效应变22%。Al₂O₃陶瓷材料密度3.89 g/cm³、纯度99%、抗弯强度320 MPa、弹性模量300 GPa、维氏硬度1 520 N/mm²、断裂韧性大于3.8 MPa·m^1/2。UMWPE层合板密度970 kg/m³、弹性模量30.7 GPa、拉伸强度950 MPa、压缩强度537 MPa、延伸率4.0%;芳纶层合板密度1.25 g/cm³、弹性模量18.5 GPa、抗拉强度426 MPa、压缩强度570 MPa、延伸率1.9%。

为有效模拟冲击波载荷在角隅部位的汇聚作用以及复合舱壁结构的边界条件, 模型1以纵舱壁为基础, 设置复合夹芯舱壁结构, 其结构与文献[15]中模型相同。

2. 实验方法

模型2~4采用特制夹具夹持(见图 2(a))。预制破片由2 mm厚Q235钢线切割加工而成, 单颗尺寸为5 mm×5 mm, 质量约0.35 g, 采用双面胶紧密粘贴在TNT药柱底面(见图 2(b)); 单个TNT药柱粘贴的预制破片数约90颗。单发TNT药柱重200 g, 采用3发“品”字形布置; 采用3发电雷管于装药尾端同时引爆。炸药底部距复合抗爆舱壁前面板表面中心334 mm。

图 2 实验布置及装药

Figure 2. Setup and charge photo of the experiment

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3. 实验结果及分析

3.1 联合毁伤载荷分析

爆炸初始时刻, 爆轰波和爆炸产物将驱动预制破片迅速向外飞散, 其速度可按装药驱动整体平板运动的相当速度计算^[16], 其平均速度

$v_{0}=\sqrt{2 E}\left\{\frac{1}{6}\left[1+\left(1+\frac{2 M}{W}\right)^{3}\right]\left(1+\frac{M}{W}\right)^{-1}+\frac{M}{W}\right\}^{-0.5}$

(1)

式中: 为装药的格尼系数, 对于TNT装药, =2.37 km/s; M、W分别为破片的总质量和参与驱动预制破片的炸药质量, W=ρ_MπD²h_M/12;ρ_M、h_M分别为驱动破片部分炸药的密度和高度^[16], h_M=(D/2)1+1+D/2h²^-0.5, D、h分别为装药直径和高度。

冲击波对结构的作用与作用时间t₊密切相关^[17], 由于舰船结构均为薄壁结构, 通常t₊远小于结构自身振动周期T, 即t₊≪T, 冲击波对结构的破坏作用取决于其冲量i, 结构获得的冲击动能

$k_{\mathrm{e}}=8 \frac{a b A_{\mathrm{i}}^{2}}{\rho h} Q^{4 / 3} r^{-2}$

(2)

式中:a、b、h分别为结构的长、宽、厚; ρ为结构材料的密度; A_i为与装药有关的系数, 对于TNT装药, A_i≈200~250;Q为装药量, r为距爆炸中心距离。

由冲击波的基本关系^[16]可知, 冲击波速度

$D_{\mathrm{i}}=\sqrt{\left[(k+1) \Delta P_{\mathrm{m}}(r)+2 k P_{0}\right] / 2 \rho_{0}}$

(3)

式中:k为空气的绝热指数, 一般取1.4;P₀为标准大气压; ρ₀为未扰动的空气密度; ΔP_m为冲击波峰值超压, 它是冲击波传播距离的函数, 可由经验公式得到:

$\Delta P_{\mathrm{m}}=\left\{\begin{array}{ll} \left(\frac{0.00625}{\bar{r}^{4}}-\frac{0.3572}{\bar{r}^{3}}+\frac{5.5397}{\bar{r}^{2}}+\frac{14.0717}{\bar{r}}\right) \times 10^{5} \mathrm{~Pa} & 0.05 \leqslant \bar{r} \leqslant 0.50 \\ \left(\frac{0.67}{\bar{r}^{3}}+\frac{3.01}{\bar{r}^{2}}+\frac{4.31}{\bar{r}}\right) \times 10^{5} \mathrm{~Pa} & 0.50 \lt \bar{r} \leqslant 70.9 \end{array}\right.$

(4)

式中: , m/kg^1/3, 其中r为距爆炸中心距离, m;m_e为装药的TNT当量, kg。式(3)对时间积分即可得冲击波传播距离和时间的关系。冲击波对结构的作用时间

$t_{+}=1.35 \times 10^{-3} \sqrt{r} \sqrt[6]{m_{\mathrm{e}}} \;\mathrm{s}$

(5)

高速破片对结构的穿甲过程可近似认为是匀减速过程, 因此破片穿甲时间

$t_{\mathrm{d}}=2 b /\left(v_{\mathrm{i}}+v_{\mathrm{r}}\right)$

(6)

式中:b为靶板厚度, v_i、v_r分别为入射速度和剩余速度。

因此, 实验工况中破片初速v₀=1 726.0 m/s, 破片总动能E₀=157.86 kJ; 取A_i=225, 可得作用于防护结构的冲击波能k_e=37.4 kJ。由此可见, 夹芯复合舱壁结构受到的破片能约为冲击波能的4.2倍。由式(1)、(4)可知, 爆炸初始时刻冲击波速度接近装药爆轰波速, 远大于破片速度, 两者在空中相遇位置距装药约0.714 m(见图 3), 在此之前冲击波先于破片作用于结构。根据式(5)~(6), 该区域内冲击波正压作用时间t₊≪T, 但大于冲击波和破片到达的时间间隔Δt, 且有Δt+t_d≪t₊, 两者对结构的冲击作用将产生叠加效应。

图 3 冲击波及破片在空气中的传播与时间的关系

Figure 3. Propagation of blast wave and fragments in the air as a function of time

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3.2 前面板的破坏

复合抗爆舱壁前面板先受到冲击波的作用, 后受到密集破片的侵彻作用, 两者到达时间间隔为113.2 μs, 小于冲击波的正压作用时间683 μs。由于前面板的固有振动周期远大于冲击波的正压作用时间, 因而冲击波的冲量转化为前面板的动量; 前面板运动的同时压缩隔温材料, 随后密集破片对结构发生侵彻。据德玛尔公式^[16]

$v_{\mathrm{c}}=K \frac{d^{0.75} b^{0.7}}{m^{0.5} \cos \alpha}$

(7a)

$v_{\mathrm{r}}=\sqrt{\left(v_{0}^{2}-v_{\mathrm{c}}^{2}\right) 4 m \cos \alpha\left(4 m \cos \alpha+k \pi d^{2} \rho_{\mathrm{t}} b\right)^{-1}}$

(7b)

式中:v_c为极限穿透速度; K为穿甲复合系数, 通常取为67 650;d为弹丸直径; b为前面板厚度; m为单枚破片质量; v_r为穿透前面板后的剩余速度; α为入射偏角, k为系数, 通常取为0.8;ρ_t为靶板金属密度。

单颗尺寸为5 mm×5 mm、质量约0.35 g的预制破片正射下, 前面板极限穿透速度v_c=558 m/s, 剩余速度v_r=1 380.3 m/s, 对应的破片穿甲时间为0.64 μs。单颗破片穿甲传递给前面板的动能

$E_{1}=\left[m v_{0}^{2}-\left(m \cos \alpha+k \pi d^{2} \rho_{\mathrm{t}} b / 4\right) v_{\mathrm{r}}^{2}\right] / 2$

(8)

因此, 破片群穿甲通过剪切冲塞传递给前面板的总动能约16.52 kJ, 占破片总动能的10.5%, 相当于冲击波传递到面板能量的44.1%。

剪切冲塞传递的动能大部分集中于装药正下方的高速破片密集作用区(见图 4), 在半径R≈100 mm的圆形区域内穿甲破片约占总数的2/3。假设冲击波传递的动能均匀分布于前面板, 破片穿甲传递的动能仅分布于弹孔四周, 则前面板的密集作用区能量密度高达643.4 kJ/m², 速度达404.9 m/s, 而其他区域速度仅244.2 m/s。因此, 该区域不仅形成大量密集穿甲破口、集团冲塞破口, 各穿甲破口间边界还会撕裂连通形成大破口。密集作用区外, 由单个或几个高速破片分散穿甲形成的侵彻弹孔或撞击凹坑, 散布在大破口以外的整个前面板, 其形状有较大差异, 有圆形、椭圆形、方形以及2~3个弹孔叠加而成的穿孔, 尺寸约2~8 mm, 说明高速破片在侵彻前面板时的姿态有较大区别。

图 4 前面板毁伤情况

Figure 4. Damage of front plate

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穿甲传递给前面板的动能和冲击波动能叠加, 使前面板产生挠曲大变形、边界撕裂、中部密集穿甲破口间边界撕裂连通形成大破口等破坏形式, 其破坏程度随其变形空间的增大而增大。由图 4可知, 各模型前面板均发生了不同程度的大变形和撕裂破坏, 其中模型3前面板变形空间最大, 在3个边界和中部密集破口区均产生了较长的撕裂破口, 最长达262 mm; 模型1由于纵舱壁竖桁结构支撑刚度不足, 在跨中位置失稳扭曲, 复合夹芯舱壁整体发生了筒形凹陷变形, 前面板中部褶皱变形, 边界发生了3处撕裂破坏, 最长约45 mm; 模型2、4前面板变形空间较小, 整体变形较小, 仅在边界产生了塑性铰线。

3.3 抗弹层的破坏

抗弹层一方面会受到密集高速破片的侵彻, 另一方面, 当前面板变形空间不足时, 会和抗弹层发生碰撞。高速破片侵彻下陶瓷层会形成锥形碎裂, 高速破片的继续侵彻会使部分碎片反向飞溅^[18]; 密集破片高速侵彻下锥形碎裂区将会相互交叠形成大面积碎裂区(见图 5); 同时产生大量反向飞溅碎片对前面板产生二次冲击, 使之产生外翻变形(图 4(b)、(d)), 其中模型2中部大破口外翻高度达47 mm。弹体在侵彻陶瓷层的同时自身也会发生变形(图 5(c)), 模型4的陶瓷粉末中可观察到大量残余高速破片, 其外形翘曲呈曲面, 部分碎裂, 表面泛蓝, 表明侵彻过程中产生了很高的温度, 致使弹材氧化。

图 5 弹体及抗弹陶瓷层毁伤情况

Figure 5. Damage of fragments and Al₂O₃ tiles

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由于爆炸高温气体和密集高速破片穿甲过程中产生的高温, 模型1中前面板密集穿甲破口正对区域, 高强聚乙烯纤维增强抗弹层迎爆面存在大面积“灼烧”熔融破坏和大量的侵彻弹痕及弹孔(图 4(a)), 熔融区已无法观察到具体纤维结构; 背面颜色泛黄, 表明也受到爆炸高温气体影响, 可观察到30处穿孔, 最大穿孔直径28 mm, 其中有12处穿孔正对背板撞击凹坑, 18处正对花瓣开裂的边沿弹痕, 在弹孔周围和弹孔之间未穿透的部分纤维已熔融破坏。模型3的抗弹层表面未见“灼烧”熔融现象, 但密集穿甲区亦存在纤维熔融破坏(图 6(b)), 和高强聚乙烯纤维增强材料的单破片穿甲现象类似, 主要由密集高速破片穿甲高温引起^[11], 表明气凝胶毡起到了较好的隔温效果。图 6中R表示半径。

图 6 纤维增强复合材料芯层毁伤情况

Figure 6. Damage of fiber reinforced core

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由于陶瓷抗弹层碎裂后, 破片和陶瓷碎片共同侵彻后续纤维增强抗弹层, 增大了侵彻面积, 作用类似于卵形弹^[18]。由图 6(a)可知, 纤维增强抗弹层迎弹面破孔尺寸均相对较大且无明显剪切断裂现象。

模型2~4层合板均发生了大挠度弯曲变形(图 6(c)~(e)); 模型2背爆面有23处穿孔, 伴随大面积分层; 模型3背面有14个穿孔, 其中3处可见嵌入破片, 背板可见2处穿孔, 模型4背面无穿孔, 但两者背面均有大面积凸包(直径200 mm以上), 表明密集作用区高速破片侵彻形成的分层区均已连通。

3.4 背板的破坏

抗弹层在抵御密集破片的过程中, 大量的侵彻动能以纤维断裂、基体开裂、分层、弯曲变形等形式吸收。此外, 部分弹体动能转化为抗弹层的运动动能。

当密集破片的速度大于抗弹层的弹道极限时, 部分破片将穿透抗弹层并作用于背板; 在后续抗弹层的碰撞挤压下背板发生大变形, 其穿甲破口和撞击凹痕极易撕裂成裂纹, 形成花瓣形大破口。由图 7(a)、6(b)可知, 模型1~2背板均形成了花瓣形大破口, 裂瓣边沿均可见间隔分布的弹孔或凹陷弹痕, 模型1、2弹痕总数分别为18和3。此外, 模型1还存在筒形弯曲大变形, 花瓣开裂破口最大直径为30 cm, 花瓣数为4, 裂瓣有不同的尺寸和翻转程度, 最大根部直径23 cm, 最大的翻转角大于90°, 底部地面上有一块从背板脱落的长约4 cm、宽约2.5 cm的大破片1块; 模型2有整体大变形, 固支边界存在明显塑性铰线, 破口最大尺寸约24 cm。

图 7 背板毁伤情况

Figure 7. Damage of back plate

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当密集破片的速度小于或接近抗弹层的弹道极限时, 破片和抗弹层以相同速度运动, 两者共同对背板产生碰撞、挤压, 背板将发生大变形。由图 7(c)~(d)可知, 模型3~4的背板均发生了大挠度凹陷变形, 最大挠度分别达68、64.5 mm。模型3中部产生了1条长约10 cm的裂纹, 裂纹尖端有2处穿甲破口和1处撞击凹痕; 模型4背板未发生弹体撞痕或穿甲破口。

3.5 防护效能对比

模型1~2有大破口和大量破片穿甲, 未实现防护目的。模型2~4在模型1基础上对隔温层和抗弹层进行了改进; 模型3接近临界破损状态; 模型4背板无破损。从单位质量防护效能看, 模型3最优。

4. 防护机理分析

反舰武器战斗部近炸将产生2种破坏载荷, 其中高速破片属于局部集中强冲击载荷, 冲击能量密集度很高; 冲击波属于分布强冲击载荷, 随空间距离呈指数关系衰减; 两者联合作用将对结构产生严重毁伤。采用金属面板与抗弹层组成的夹芯复合舱壁结构抵御两者的联合作用, 其防护机理包括:

(1) 前面板主要用于抵御爆炸冲击波, 避免冲击波对抗弹层产生直接冲击, 冲击波能将首先转化为前面板的动能, 随后前面板变形过程中将再次转化为挠曲变形能、边界及密集穿甲区撕裂破坏能等; 前面板应避免在边界产生整体性冲剪破坏, 并有足够的变形空间, 以免对抗弹层产生撞击。

(2) 高硬度陶瓷材料、纤维增强复合材料及其组合芯层结构主要用于抵御大量高速破片的穿甲破坏, 一方面陶瓷碎裂, 破片翘曲变形、破碎, 以及纤维断裂、基体开裂、分层、弯曲变形等形式可吸收大量破片动能, 另一方面部分高速破片冲击动能转化为抗弹层整体较低速运动动能, 大大降低了其冲击能量密度。抗弹层应避免产生穿透性破坏, 以免破片对背板产生撞击或穿甲破坏。

(3) 背板应有足够的强度, 用以吸收剩余的冲击动能。背板主要以挠曲大变形进行吸能; 当背板存在撞击凹痕或穿甲破孔时, 凹痕和穿甲破孔极易成为裂纹源和扩展途径, 并导致花瓣形大破口。

5. 结论

(1) 预制破片装药近炸下, 作用于结构的破片能远大于冲击波能, 且密集作用于装药正下方, 是防护结构的主要设计载荷; (2)近炸冲击波与高速破片联合作用下, 夹芯复合舱壁前面板的变形破坏模式整体为挠曲大变形, 局部为密集穿甲破口, 包括集团破片冲塞破口、单个破片穿孔和撞击凹坑, 变形空间较大时, 边界和中部密集穿甲破口区还会发生撕裂破口; (3)密集破片侵彻下陶瓷抗弹层完全碎裂, 部分陶瓷碎片反向飞溅撞击前面板, 使前面板破口密集区进一步撕裂外翻; 纤维增强复合抗弹材料除发生纤维断裂、基体开裂等破坏外, 还产生了整体弯曲大变形, 背面产生相互连通的大面积分层与凸包破坏; 此外, 近爆高温对高强聚乙烯防弹层的烧灼熔融会大大影响其抗弹性能; (4)背板的破坏主要是挠曲大变形, 当背板存在穿甲破口或撞击凹痕时, 易产生沿穿甲弹孔撕裂形成的花瓣型大破口; (5)夹芯复合舱壁结构设计中前面板应避免在边界产生整体性冲剪破坏, 并有足够的变形空间, 以免对抗弹层产生撞击; 抗弹层应避免发生穿透性破坏, 以免破片对背板产生撞击或穿甲破坏; 背板应有足够的强度, 用以吸收剩余的冲击动能。

图 1 落锤冲击试验装置

Figure 1. Drop hammer impact test setup

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图 2 梁截面尺寸及钢筋分布(单位:mm)

Figure 2. Beam geometry with rebar arrangment(mm in unit)

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图 3 冲击试验有限元模型

Figure 3. Finite element model of impact test

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图 4 连续帽盖模型屈服面形状^[9]

Figure 4. Shape of continuous surface cap model yield surface^[9]

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图 5 不同冲击高度时RC梁的裂缝分布对比

Figure 5. Comparison of RC cracking patterns at different impact heights

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图 6 不同冲击高度下碰撞力和跨中挠度时程曲线对比

Figure 6. Comparison of impact force and midspan deflection at different impact heights

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图 7 冲击高度为1.2 m时RC梁截面损伤状态

Figure 7. Damage of RC beam section at drop height of 1.2 m

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图 8 不同碰撞时刻RC梁截面损伤因子

Figure 8. Sectional damage factors of RC beams at different impact time

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图 9 不同冲击高度时RC梁截面损伤因子

Figure 9. Sectional damage factors of RC beamsat different drop heights

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图 10 跨中挠度时程曲线

Figure 10. Midspan deflection time histories

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图 11 不同网格尺寸时截面损伤因子

Figure 11. Sectional damage factors for different mesh sizes

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图 12 不同箍筋间距下RC梁的动态损伤

Figure 12. Dynamic damage of RC beams at different spacings of stirrups

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图 13 不同箍筋间距下RC梁的截面损伤因子

Figure 13. Sectional damage factors of RC beams at different spacings of stirrups

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图 14 不同边界条件下RC梁的动态损伤

Figure 14. Dynamic damage of RC beams under different boundary conditions

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图 15 不同边界条件下RC梁的截面损伤因子

Figure 15. Sectional damage factors of RC beams under different boundary conditions

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图 16 不同边界条件下RC梁的碰撞力和跨中挠度时程曲线

Figure 16. Histories of impact force and midspan deflection of RC beams under different boundary conditions

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图 17 不同边界条件下RC梁各部分材料的能量耗散

Figure 17. Energy dissipation of the different parts under different boundary conditions

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图 18 不同冲头形状的落锤

Figure 18. Drop hammers with different impact noses

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图 19 不同冲击体下RC梁的碰撞力和跨中挠度时程曲线

Figure 19. Histories of impact force and midspan deflection of RC beams with different impactors

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图 20 不同冲击体下RC梁的碰撞力和跨中挠度时程曲线

Figure 20. Histories of impact force and midspan deflection of RC beams with different impactors

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图 21 不同撞击位置下RC梁的动态损伤

Figure 21. Dynamic damage of RC beams with different impact positions

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图 22 不同碰撞位置下RC梁的截面损伤因子

Figure 22. Sectional damage factors of RC beams with different impact positions

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参考文献(13)

[1]	LOEDOLFF M J. The behaviour of reinforced concrete cantilever columns under lateral impact load[D]. Stellenbosch: Stellenbosch University, 1989.
[2]	FUJIKAKE K, LI B, SOEUN S. Impact response of reinforced concrete beam and its analytical evaluation[J]. Journal of Structural Engineering, 2009, 135(8):938-950. doi: 10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0000039
[3]	SAATCI S, VECCHIO F J. Effects of shear mechanisms on impact behavior of reinforced concrete beams[J]. ACI structural Journal, 2009, 106(1):78-86.
[4]	赵德博, 易伟建.钢筋混凝土梁抗冲击性能和设计方法研究[J].振动与冲击, 2015, 34(11):139-145. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/zdycj201511025 ZHAO Debo, YI Weijian. Anti-impact behavior and design method for RC beams[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(11):139-145. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/zdycj201511025
[5]	许斌, 曾翔.冲击荷载作用下钢筋混凝土梁性能试验研究[J].土木工程学报, 2014, 47(2):41-51. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10532-1016253853.htm XU Bin, ZENG Xiang. Experimental study on the behaviours of reinforced concrete beams under impact loading[J]. China Civil Engineering Journal, 2014, 47(2):41-51. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10532-1016253853.htm
[6]	刘飞, 罗旗帜, 蒋志刚.低速冲击下RC梁的动态响应和破坏机理研究[J].工程力学, 2015, 32(5):155-161. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GCLX201505020.htm LIU Fei, LUO Qizhi, JIANG Zhigang. Dynamic response and failure mechanism of RC beams to low velocity impact[J]. Engineering Mechanics, 2015, 32(5):155-161. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GCLX201505020.htm
[7]	姜华, 贺拴海, 王君杰.钢筋混凝土梁冲击试验数值模拟研究[J].振动与冲击, 2012, 31(15):140-145. doi: 10.3969/j.issn.1000-3835.2012.15.027 JIANG Hua, HE Shuanhai, WANG Junjie. Numerical simulation of the imapct test of reinforced concrete beams[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(15):140-145. doi: 10.3969/j.issn.1000-3835.2012.15.027
[8]	HALLQUIST J O. LS-DYNA keyword user's manual[M]. California:Livermore Software Technology Corporation, 2007.
[9]	MURRAY Y D. Users manual for LS-DYNA concrete material model 159: FHWA-HRT-05-062[R]. Federal Highway Adminstration, 2007.
[10]	JONES N. Structural impact[M]. Cambridge:Cambridge University Press, 2011.
[11]	田力, 朱聪.碰撞冲击荷载作用下钢筋混凝土柱的损伤评估及防护技术[J].工程力学, 2013, 30(9):144-150. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GCLX201309023.htm TIAN Li, ZHU Cong. Damage evaluation and protection technique of RC columns unser impulsive load[J]. Engineering Mechanics, 2013, 30(9):144-150. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GCLX201309023.htm
[12]	SHI Y C, HAO H, LI Z X. Numerical derivation of pressure-impulse diagrams for prediction of RC column damage to blast loads[J]. International Journal of Impact Engineering, 2008, 35(11):1213-1227. doi: 10.1016/j.ijimpeng.2007.09.001
[13]	CHEN F, YU T. Analysis of large deflection dynamic response of rigid-plastic beams[J]. Journal of Engineering Mechanics, 1993, 119(6):1293-1301. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9399(1993)119:6(1293)

施引文献

期刊类型引用(50)

1.	罗家元，陈哲伦，李世岳，高聪. 典型防护材料空爆载荷作用下动态响应及抗冲击设计研究现状. 复合材料科学与工程. 2024(10): 150-160 . 百度学术
2.	沈超，张磊，周章涛，刘建湖. 水下近距和接触爆炸载荷作用下板架结构动态响应机理. 兵工学报. 2023(04): 1050-1061 . 百度学术
3.	李述涛，魏万里，陈叶青，陈龙明. 基于体积填充法的弹体侵爆一体毁伤效应研究. 振动与冲击. 2023(12): 194-204 . 百度学术
4.	刘彦，王百川，闫俊伯，闫子辰，时振清，黄风雷. 侵彻作用下负泊松比蜂窝夹芯结构动态响应. 兵工学报. 2023(07): 1938-1953 . 百度学术
5.	张之凡，李海龙，张桂勇，宗智，姜宜辰. 聚能装药水下爆炸冲击波和侵彻体载荷作用时序研究. 爆炸与冲击. 2023(10): 3-14 . 本站查看
6.	韩佳彤，王昕，张磊，李振，王鹏飞，赵振宇，卢天健. 泡沫子弹冲击下预制圆孔Q235钢板的动态响应与破坏机理. 兵工学报. 2023(12): 3654-3666 . 百度学术
7.	赵伟成，翟红波，毛伯永. 协同爆炸时冲击波毁伤效应研究综述. 兵器装备工程学报. 2023(12): 123-132 . 百度学术
8.	王璐，王志军，马武伟，贾子健. 钢/陶瓷/PE/钢结构抗破片侵彻研究. 兵器材料科学与工程. 2022(01): 103-108 . 百度学术
9.	郑羽，李茂，李永清，侯海量，刘雨佳. UHMWPE夹芯式复合装甲抗大质量柱形弹侵彻性能试验研究. 船舶力学. 2022(03): 426-436 . 百度学术
10.	赵中南，韩宾，李朗，张钱城，卢天健. 蜂窝点阵-陶瓷复合装甲在联合载荷下的动态力学行为. 振动与冲击. 2022(09): 227-236 . 百度学术
11.	赵著杰，侯海量，李典. 填充多胞元抗冲击防护结构动力学特性及防护性能研究进展. 中国舰船研究. 2021(03): 96-111 . 百度学术
12.	Wei Li，Peng Wang，Gao-peng Feng，Yong-gang Lu，Jun-zheng Yue，Hui-min Li. The deformation and failure mechanism of cylindrical shell and square plate with pre-formed holes under blast loading. Defence Technology. 2021(04): 1143-1159 . 必应学术
13.	程远胜，谢杰克，李哲，刘均，张攀. 冲击波和破片群联合作用下高强聚乙烯/泡沫铝夹芯复合结构毁伤响应特性. 兵工学报. 2021(08): 1753-1762 . 百度学术
14.	任宪奔，江鹏，李营，方岱宁. 舰船结构舱内爆炸毁伤与防护研究进展. 中国科学:物理学力学天文学. 2021(12): 7-26 . 百度学术
15.	夏冰寒，王金相，周楠，陈兴旺，卢孚嘉. 柱状装药预制破片缩比战斗部爆炸冲击波和破片的作用时序. 高压物理学报. 2020(01): 95-101 . 百度学术
16.	杨帅，赵太勇，张晓东，成乐乐，李帅，孟凡高，江帅. 杀爆战斗部相关作用场的毁伤效能研究. 爆破器材. 2020(02): 40-45 . 百度学术
17.	邱晓清，唐柏鉴，任鹏，张晓锋. 冲击波和破片对超高分子量聚乙烯板联合作用的仿真模拟. 江苏科技大学学报(自然科学版). 2020(03): 6-13 . 百度学术
18.	李茂，高圣智，侯海量，李典，李永清，朱锡. 空爆冲击波与破片群联合作用下聚脲涂覆陶瓷复合装甲结构毁伤特性. 爆炸与冲击. 2020(11): 51-63 . 本站查看
19.	李典，侯海量，朱锡，陈长海，李茂. 战斗部近距爆炸下夹芯复合舱壁结构防护能力的理论评估模型. 爆炸与冲击. 2019(02): 13-21 . 本站查看
20.	田力，胡建伟. Ⅰ-Ⅴ型夹芯板在近爆冲击波和破片群联合作用下防爆性能研究. 湖南大学学报(自然科学版). 2019(01): 32-46 . 百度学术
21.	田力，张浩. 冲击波和预制破片联合作用下H型钢柱抗爆设计. 中南大学学报(自然科学版). 2019(01): 146-157 . 百度学术
22.	吴震，金湖庭，杜志鹏，李营. 破片与冲击波对舰船板架的耦合毁伤效应试验研究. 船舶力学. 2019(02): 211-217 . 百度学术
23.	肖肯，李德聪，戴文喜，张弩，吴国民，贺双元. 基于TRIZ理论的舰船防护舱壁结构型式生成研究. 中国舰船研究. 2019(02): 36-44 . 百度学术
24.	郑红伟，陈长海，侯海量，朱锡，黄晓明，李茂. 爆炸冲击波和高速破片载荷的复合作用特性及判据研究. 振动与冲击. 2019(03): 24-31+38 . 百度学术
25.	李茂，侯海量，李典，陈鹏宇，李永清，朱锡. 动态爆炸战斗部对舰船舱壁的破片载荷特性研究. 兵工学报. 2019(09): 1804-1818 . 百度学术
26.	李勇，肖伟，程远胜，刘均，张攀. 冲击波与破片对波纹杂交夹层板的联合毁伤数值研究. 爆炸与冲击. 2018(02): 279-288 . 本站查看
27.	朱子旭，朱锡，李永清，陈悦. 复合材料夹芯结构研究现状及其在船舶工程的应用. 舰船科学技术. 2018(03): 1-7 . 百度学术
28.	李德聪，段宏，吴国民，周心桃，杨雄辉. 船内爆炸载荷特性及对舰船结构毁伤研究综述. 中国舰船研究. 2018(01): 7-16 . 百度学术
29.	田力，胡建伟，朱运华. 近爆冲击波和破片联合作用下钢筋混凝土剪力墙的动态响应及参数分析. 天津大学学报(自然科学与工程技术版). 2018(03): 241-248 . 百度学术
30.	苗润，王伟力，吴世永，刘宏杰. 小型舰艇复合防护结构加筋板抗侵彻能力分析. 兵器装备工程学报. 2018(10): 1-5 . 百度学术
31.	苗润，王伟力，刘宏杰，吴世永，曾亮. 冲击波效应对舰船上下舱毁伤的数值模拟研究. 系统仿真学报. 2018(12): 4778-4785 . 百度学术
32.	田力，胡建伟. 近爆冲击波和破片群联合作用下I-V型夹芯板的防护性能研究. 中南大学学报(自然科学版). 2018(11): 2831-2842 . 百度学术
33.	苗润，王伟力，吴世永，杜茂华. 半穿甲战斗部对带有复合装甲舱室的毁伤分析. 中国测试. 2018(12): 19-27 . 百度学术
34.	马志刚，苗润，王伟力，杜茂华，谭波. 船用复合结构加筋板侵彻过程的数值模拟研究. 中国测试. 2018(12): 75-79 . 百度学术
35.	李典，侯海量，戴文喜，朱锡，李茂，陈长海. 爆炸冲击波和破片联合作用下玻璃纤维夹芯复合结构毁伤特性实验研究. 兵工学报. 2017(05): 877-885 . 百度学术
36.	李茂，侯海量，朱锡，黄晓明，李典，陈长海，胡年明. 结构间隙对芳纶纤维增强复合装甲结构抗侵彻性能的影响. 兵工学报. 2017(09): 1797-1805 . 百度学术
37.	刘贵兵，侯海量，朱锡，张国栋. 液滴对爆炸冲击波的衰减作用. 爆炸与冲击. 2017(05): 844-852 . 本站查看
38.	李茂，朱锡，侯海量，李典，陈长海，郑红伟，徐伟. 冲击波和高速破片联合作用下固支方板毁伤效应数值模拟. 国防科技大学学报. 2017(06): 64-70 . 百度学术
39.	郑盼，朱锡，李永清，朱子旭. 纳米SIO_2气凝胶毡与高强聚乙烯复合抗弹结构隔热性能研究. 舰船科学技术. 2017(05): 41-45+48 . 百度学术
40.	尹群，李舒，王珂. 冲击毁伤载荷作用下新型舰船舱壁结构型式研究. 舰船科学技术. 2017(11): 6-11 . 百度学术
41.	何翔，朱锡，李永清，郑盼. 复合抗弹结构设计及隔热性能验证. 舰船科学技术. 2017(09): 42-46+70 . 百度学术
42.	郑盼，李永清，朱锡，熊虎. 新型水面舰艇防护结构模型制作工艺及装舰可行性分析. 中国舰船研究. 2017(03): 51-57 . 百度学术
43.	田力，朱运华. 冲击波和破片联合作用下RC柱的损伤分析. 建筑科学与工程学报. 2017(02): 64-70 . 百度学术
44.	刘贵兵，侯海量，朱锡. 冲击波与液滴相互作用特性研究. 振动与冲击. 2017(13): 45-52 . 百度学术
45.	李典，朱锡，侯海量，李茂，陈长海. 近距爆炸破片作用下芳纶纤维夹芯复合舱壁结构毁伤特性实验研究. 兵工学报. 2016(08): 1436-1442 . 百度学术
46.	徐功慧，李家波，赵红光，邵建军. 水中兵器毁伤效能评估现状及发展. 工程爆破. 2016(02): 38-42 . 百度学术
47.	张健，尹群，张克勇，王珂. 冲击波作用下舰船新型双层舱壁抗爆性能比较. 江苏科技大学学报(自然科学版). 2016(04): 309-315 . 百度学术
48.	郑盼，朱锡，李永清. SIO_2气凝胶毡/陶瓷棉/高强聚乙烯多层复合抗弹结构隔热性能试验. 中国舰船研究. 2016(05): 78-83+99 . 百度学术
49.	尹群，施绍刚，王珂，王海. 破片侵彻X型夹芯双层舱壁结构的数值分析. 舰船科学技术. 2015(S1): 27-34 . 百度学术
50.	李茂，朱锡，侯海量，陈长海，李典，胡年明. 冲击波和高速破片对固支方板的联合作用数值模拟. 中国舰船研究. 2015(06): 60-67 . 百度学术

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1. 实验模型
2. 实验方法
3. 实验结果及分析
3.1 联合毁伤载荷分析
3.2 前面板的破坏
3.3 抗弹层的破坏
3.4 背板的破坏
3.5 防护效能对比
4. 防护机理分析
5. 结论

冲击荷载下钢筋混凝土梁的性能及损伤评估

doi: 10.11883/bzycj-2017-0288

作者简介: 赵武超(1992-), 男, 博士研究生

通讯作者: 钱江, jqian@tongji.edu.cn

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