低速冲击作用下混凝土板破坏效应试验研究_古松.pdf

 振动与冲击 第 38 卷第 24 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．38 No．24 2019 基金项目四川省科技计划项目 2017GZ0372 ; 工程材料与结构冲击振动 四川省重点实验室 18kfgk07 ; 西南科技大学博士基金 13ZX7146 收稿日期2018 －09 －06修改稿收到日期2019 －01 －21 第一作者 古松 男， 博士， 教授， 硕士生导师， 1976 年生 通信作者 彭丰 男， 硕士生， 1994 年生 低速冲击作用下混凝土板破坏效应试验研究 古松1， 2，彭丰1，余志祥3，李金星1， 2， 4 1． 西南科技大学工程材料与结构冲击振动四川省重点实验室， 四川 绵阳621000; 2． 长安大学旧桥检测与 加固技术交通行业重点实验室， 西安710064; 3． 西南交通大学土木工程学院， 成都610031; 4． 成都基准方中建筑设计有限公司重庆分公司， 重庆401120 摘要为探讨混凝土板在低速冲击作用下的破坏效应， 利用落锤试验机对 6 组混凝土板进行试验研究， 分析了 不同冲击速度、 混凝土板强度和长厚比对混凝土板冲击破坏效应的影响; 采用高速摄像机记录了各个试件在冲击过程中 裂缝的发生、 发展直至破坏的全过程。试验表明 在冲击荷载下混凝土板的裂缝分布随冲击速度的提高向冲击点局部集 中有明显趋势， 在较高能量下混凝土板在冲击点附近发生冲切破坏; 并且基于试验现象推导了考虑板结构整体变形的冲 击力计算方法， 与试验结果对比可知， 该计算方法结果偏差在 25以内， 该计算方法合理。 关键词低速; 冲击力峰值; 破坏效应; 冲击试验; 变形能 中图分类号TU318文献标志码ADOI 10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 24． 015 An experimental study on the damage effects of the concrete slabs under low- velocity impact GU Song1， 2，PENG Feng1，YU Zhixiang3，LI Jinxing1， 2， 4 1． Department of Civil Engineering and Architecture，Southwest University of Science and Technology，Mianyang 621000，China; 2． Key Laboratory for Old Bridge Detection and Reinforcement Technology of Ministry of Transportation，Chang’ an University，Xi’ an 710064，China; 3． School of Civil Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031，China; 4． JiZhunFangZhong Chengdu Architectural Design Co． ，Ltd． Chongqing Branch，Chongqing 401120，China Abstract In order to investigate the damage effect of concrete slabs under low velocity impact，six groups of concrete slabs were tested by a drop hammer tester，and the effects of different impact velocities，concrete slab strength， and length- thickness ratio on the impact damage of concrete slabs were analyzed． A high- speed camera records the whole process of crack occurrence，development，and destruction of each test piece during the impact process． The test shows that under the impact load，the crack distribution of the concrete slab has a clear trend with the impact velocity increasing to the impact point． At higher energy，the concrete slab is punched and damaged near the impact point;and the board is deduced based on the experimental phenomenon． The calculation of the impact force of the overall deation of the structure was compared with the experimental results，which shows that the error of the calculation are within 25． Key wordslow- speed;impact peak;damage effect;impact test;deable energy 落石灾害一直都是我国的研究热点［1 －7 ］。近年 来， 崩塌、 落石是山区常见的地质灾害， 山区公路、 隧 道、 桥梁遭到撞击损坏的事故日益增多， 极大地影响当 地人民的生活和生产秩序并导致巨大的损失。在我国 目前的设计规范中， 只考虑了车辆， 船舶和悬浮物对桥 梁的影响。因此， 研究低速质量体对混凝土板的冲击 破坏有助于了解这种结构在岩石碰撞作用下的破坏机 理和影响因素。研究结果对桥梁防护工程中岩石冲击 载荷的合理估算以及防护技术开发等具有重要的科学 意义和工程应用价值。 目前， 国内外学者对混凝土结构的抗冲击性能进 行的研究， 特别是对梁的试验研究相对丰富， 并取得了 一些进展。其中， Kishi 等 ［8 ］使用落锤测试机对 27 根 RC 梁进行低速冲击试验。Fujikake 等 ［9 ］也使用落锤测 试机研究 RC 梁在冲击载荷下的受力状况。许斌等 ［10 ］ 开展了简支 RC 梁落锤试验， 研究了锤重、 冲击速度等 ChaoXing 对梁体变形的影响。陈万祥等 ［11 ］研究了在低速冲击作 用下具有黏弹性支座的 RC 梁的弹性动力响应。Zined- din 等 ［12 －13 ］研究了 RC 板在冲击载荷下的动态响应， 并 对不同配筋方式的三种 RC 板进行了落锤冲击试验。 试验结果表明 试验板在冲击载荷作用下的破坏模式 主要受配筋方式和配筋率的控制。王明洋等 ［14 ］提出了 低速冲击下 RC 板局部变形的评估方法， 并给出了整体 变形的近似分析方法， 结果显示该方法较为合理。 本文对未配置钢筋的混凝土板在低速冲击载荷作 用下的破坏特征开展试验研究。结合塑性板理论， 提 出考虑落石对板类结构冲击力计算中应综合考虑构件 局部破坏和整体变形的研究思路， 探索了混凝土板的 破坏机理并对低速冲击板构件数值模拟参数优化。对 防止落石冲击的延性设计提供了技术参考和科学 依据。 1试验概况 1． 1试验设计 本试验共设计了 14 块试件， 设计试件的尺寸为边 长 500 mm， 厚度为40 mm 和80 mm 的正方形素混凝土 板。长厚比为 12． 5 ∶ 1 和 6． 25 ∶ 1; 强度等级为 C10， C20 和 C30。实测立方体抗压强度为 C10 抗压强度代 表值为 10． 6 MPa; C20 抗压强度代表值为 21． 4 MPa; C30 抗压强度代表值为 30． 5 MPa。试验分组按靶板厚 度和落锤高度分为 6 组 见表 1 。 表 1试验分组表 Tab． 1Test group 分组 试件编号 靶板厚度/mm落锤高度/m实测强度/MPa 1h4- 05- 1400． 517． 6 h4- 05- 2400． 510． 1 2h4- 1- 140122． 3 h4- 1- 24017． 6 h4- 1- 340110． 3 3h8- 05- 1800． 527． 4 h8- 05- 2800． 533． 1 4h8- 1- 180123． 9 h8- 1- 280130． 1 h8- 1- 380123． 6 5h8- 2- 180231． 8 h8- 2- 280225． 8 6h8- 3- 180320． 6 h8- 3- 280331． 2 备注 h4- 1- 1 表示厚度 40 mm- 落锤高度 1 m 05 表示 0． 5 m - 第 1 个试件 由于试验所用靶板厚度较薄， 考虑到混凝土的离 散性较大， 针对每个试件单独测试强度。经回弹仪测 试发现， 有部分试件并未达到指定强度， 按实测强度进 行记录分析。 1． 2冲击试验装置以及数据测量 该试验将使用一套自行设计的简易落锤冲击装置。 如图1 所示， 装置由脚手架搭接平台， 高度和边界条件可 以调整的靶板支座、 固定滑轮、 内径为 160 mmPVC 管 滑轨、 标记刻度的拉绳、 落锤、 NOS- F306/50 t 冲击力传 感器以及合成钢冲击头等部件组成。 图 1实验原理图和冲击试验装置 Fig． 1Test schematic diagram and impact test device 落锤冲击的最大有效高度随着脚手架的平台升高 而增高， 可以满足各种低速冲击试验的要求。测试所 用落锤的重量为 40． 55 kg， 冲击头和冲击力传感器的 重量为 14． 1 kg， 冲击头为半球形锤头， 直径为 13 cm， 如图 2 所示。 图 2冲击力采集装置和冲击过程记录仪器 Fig． 2Shock acquisition device and recording instrument for impact process 冲击力采集系统由 传感器、 电荷放大器、 桥接箱 和计算机组成。除了存储波形和采集瞬态信号外， 系 统还具有波形处理和分析功能， 可以实时获取测试数 据。冲击过程记录系统 试验使用 MEMRECAM HX- 4e 高速摄像机记录碰撞全过程， 由于碰撞属于毫秒级别， 设置采集频率设置为1 kHz， 分辨率为1 280 720， 同时 输出视频 mp4 格式和图片 JPG 格式。 2试验结果与分析 2． 1试验结果 试验结果汇总如表 2 所示。 801振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 表 2试验结果汇总 Tab． 2Summary of experimental results 试件编号强度速度/ ms －1 冲击力峰值/kN h4- 05- 1C153． 1640． 1 h4- 05- 2C103． 1633． 6 h4- 1- 1C204． 4737． 71 h4- 1- 2C7． 54． 4732． 58 h4- 1- 3C104． 4733． 82 h8- 05- 1C253． 1647． 67 h8- 05- 2C303． 1643． 98 h8- 1- 1C204． 4755． 72 h8- 1- 2C304． 4764． 46 h8- 1- 3C204． 4762． 12 h8- 2- 1C306． 3283． 91 h8- 2- 2C256． 3280． 17 h8- 3- 1C207． 74122． 4 h8- 3- 2C307． 74115 2． 2冲击力时程分析 从碰撞持时的角度来看， 碰撞时间都在 10 ms 内， 如 图3 所示。由于简易的落锤装置没有设置回弹抓取功 能， 因此在回弹后发生的第二次小碰撞会致使碰撞过程 记录时间延长到 50 ms 左右。从时程曲线来看， 在相同 锤重的情况下， 最大冲击力随着落差的增大而增大， 但变 化幅度不明显; 冲击力的碰撞时间随着下降高度的增加 而增加。同时冲击力在上升段内迅速增大， 而在下降部 分则趋于平缓。 2． 3冲击力峰值影响因素 考虑冲击速度的影响 h8 组选取均选取混凝土强 度为 C30 的试件数据见表 3。 从表 3 和图 4 可以看出， 冲击力峰值随速度的增 加而增加， 在6． 32 m/s 后可以清楚地看出斜率变大， 增 长速度变快， 从 11． 81 增加到 21． 91， 增长速率达 185． 52， 冲击力峰值和速度呈非线性关系， 速度对冲 击力有很大影响。 图 3各试件冲击力时程曲线 Fig． 3The impact time history curve of models 表 3不同速度对冲击力的影响 Tab． 3The effects on impact by different velocity 试件编号冲击速度/ ms －1 冲击力峰值/kN h8- 05- 23． 1643． 98 h8- 1- 24． 4759． 46 h8- 2- 16． 3283． 91 h8- 3- 27． 74115． 02 混凝土强度的影响 h4 和 h8 组都选用 4． 47 m/s 的试件数据见表 4。 从表 4 和图 5 中可以看出， 冲击力峰值随混凝土 强度的增大而增大， 在 h4 组增速影响呈线性关系， 而 h8 组并非线性关系; 从曲线倾斜程度来看 h4 组斜率 为 0． 43， h8 组斜率为 1． 34， 混凝土强度对冲击力峰值 的影响不大。 图 4冲击速度 － 冲击力曲线 Fig． 4Impact velocity- impact curve 901第 24 期古松等低速冲击作用下混凝土板破坏效应试验研究 ChaoXing 表 4不同强度对冲击力的影响 Tab． 4The effects on impact by different intensity 试件编号混凝土强度/MPa冲击力峰值/kN h1- 1- 122． 337． 71 h1- 1- 27． 632． 58 h1- 1- 310． 333． 82 h8- 1- 123． 955． 72 h8- 1- 230． 164． 46 h8- 1- 323． 662． 12 图 5混凝土强度 － 冲击力曲线 Fig． 5Strength- impact curve of concrete 从表 5 就可以看出， 混凝土板在相同速度相同强 度不同长厚比的条件下的冲击力差别很大， h1- 1- 1 和 h8- 1- 3 的冲击力值分别为 37． 71 kN 和 62． 12 kN， 差值 达24． 41 kN， 冲击力增大了65． 7， 很显然混凝土厚度 对冲击力峰值的影响也较大。 表 5不同长厚比影响的试验数据 Tab． 5The effects on impact by different length- to- thickness ratio 试件编号冲击力峰值/kN平均值/kN h4- 05- 1 h4- 05- 2 30． 10 33． 62 31． 86 h8- 05- 1 h8- 05- 2 47． 67 43． 98 45． 83 h4- 1- 1 h4- 1- 2 h4- 1- 3 37． 71 32． 58 33． 82 34． 70 h8- 1- 1 h8- 1- 2 h8- 1- 3 55． 72 64． 46 62． 12 60． 76 2． 4混凝土板破坏现象 对于厚度为40 mm 的混凝土板在落锤高度为0．5 m 和1 m 即速度为3．16 m/s 和4．47 m/s 的情况下都发生 相对严重的破坏。其中试件 h4- 05- 1 和 h4- 05- 2 的破坏 形态几乎完全一样， 均形成从落锤中心点像四周呈发散 状的贯穿性断裂缝， 但在靶板中心未形成明显的冲切破 坏形式。而在组 2 中 h4- 1 组的 3 个试件则在上述的基 础上， 在碰撞中心形成直径为 50 ～60 mm 的局部破坏孔 洞。对于厚度为80 mm 的靶板， 在落锤以3．16 m/s 的速 度冲击下仅在板底和面层形成较细较短的裂缝， 且剩余 大部分承载能力; 在落锤高度为 1 m 的情况下破坏稍微 明显一些， 但和高度为0．5 m 的结果并没有太大区别; 然 后将高度增加到2 m/s， 混凝土板的破坏明显更加严重， 从中心到周围形成 5 ～6 条贯穿裂缝， 但比 40 mm 混凝 土板的裂缝少了几条， 破坏状态也缓和很多， 但在中心形 成了一个非常明显的冲孔破坏小孔; 能量最高的一组， 高 度增加到3 m， 速度计算值为7．74 m/s。 由此可以发现， 这两个时间的破坏形态基本一致， 均 是中心到四周破坏， 而且在边界处也有部分破坏。混凝土 的强度对于靶板的破坏程度有一定影响， 但影响甚微。 2． 5冲击过程分析 试验通过高速摄像机设备系统， 记录了混凝土板 的整个破坏过程。仅针对 h1- 1- 1 和 h8- 1- 3 试件进行破 坏过程描述。图 6 为高速摄像机记录的试件 h4- 1- 1 和 试件 h8- 1- 3 的冲击过程。 图 6试件 h4- 1- 1 和试件 h8- 1- 3 的冲击过程 Fig． 6Impact process for specimen h4- 1- 1 and h8- 1- 3 011振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing h4- 1- 1 冲击过程记录 落锤接触的瞬间， 靶板开始 下挠。第一条裂缝出现在 2 ms 时， 裂缝从底部向顶部 扩散。在3 ms 时， 上表面增加了两条可见裂缝， 目标继 续变形。在第9 ms 时， 挠度达到最大值， 落锤靶板开始 反弹。18 ms 落锤从目标板上分离， 落锤继续反弹。在 28 ms 时， 锤子升到最高水平并开始下降。第二次小碰 撞开始于 52 ms， 整个碰撞过程基本在 60 ms 结束。 h8- 1- 3 冲击过程记录 当锤头接触混凝土靶板时， 目标板的中心开始向下弯曲。在3 ms 时靶板的左侧开 始从顶部到底部产生裂缝。如果从板的底部观察目标 板， 则目标板是从底部展开到边界， 然后从右侧的底部 到顶部形成裂缝。在 17 ms 时， 目标的挠度达到最大 值， 然后开始反弹， 33 ms 时反弹结束， 目标开始接收第 二次小碰撞。50 ms 时二次挠度位移达到最大值， 板开 始再次反弹， 直到 80 ms 时碰撞完成。 从碰撞过程可以看出， 混凝土长厚比越大， 碰撞时 间越长， 冲击力越小。在低速冲击条件下， 混凝土板将 在背面形成发达的裂缝体系。侵彻或贯穿时消耗的能 量小于中高速冲击。如果只研究整体破坏， 混凝土板 在低速冲击下的应力应变过程可分为三个阶段 无 裂缝阶段， 裂缝发生屈服阶段和屈服后阶段。前两 阶段的边界非常模糊， 而第三阶段的标志是塑性铰线 主裂纹 和塑性大变形的发展。 2． 6混凝土板破坏机理分析 从混凝土的破坏形态上分， 板的破坏一般可以分 为四种 ［15 ］ ①整体破坏; ②局部破坏; ③屈服后的冲切 破坏; ④屈服前的冲切破坏。其中整体弯坏和局部破 坏是由于靶板接触区域的抗冲切能力远大于其抗弯承 载力。屈服后的冲切破坏实质也是弯曲破坏， 其特征 是在接触对面受拉区混凝土屈服后， 塑性变形发展， 最 终导致剪切去的混凝土变少而造成的冲切破坏［16 ］。 ④的破坏和前几种相反， 是由于靶板接触区混凝土的 抗冲切能力低于其抗弯承载力， 主要表现为接触区附 近出现明显的局部破坏现象， 破坏前几乎没有变形， 属 于典型脆性破坏。 弯曲破坏与冲切破坏存在较多不同点。冲切破坏 是一种接近于理想刚塑性的破坏形态。破坏时混凝土 主要在冲击点附近区域出现屈服， 无明显主裂缝， 破坏 前无明显预告， 挠度甚小， 在破坏前， 板的碰撞区四周 出现 环 冲 切 错 动 裂 缝， 破 坏 过 程 极 短， 为 脆 性 破 坏 ［17 －18 ］。其主要表现为接触区的混凝土瞬间被冲出， 而板的受拉区附近形成一圈圈撕开状裂痕; 而弯曲破 坏时， 板的变形较大， 受拉区屈服后， 板仍能维持一定 荷载而继续变形， 最终塑性铰线形成， 达到极限状态。 即在达到极限荷载后， 冲切锥并未形成， 荷载 － 挠度曲 线仍能维持一段时间［19 ］。 图 7试件 h4- 05- 1 破坏特征 Fig． 7Characteristics of model h4- 05- 1 图 8试件 h8- 3- 1 破坏特征 Fig． 8Characteristics of model h8- 3- 1 从图 7 可以看出， 从 0． 5 m 高自由落体冲击作用 下， 靶板主要以弯曲破坏为主， 基本没有冲切破坏现 象。而从图 8 可以发现， 虽然在 3 m 自由落体冲击作 用下， 混凝土板还是主要以弯曲破坏为主， 但是也可以 发现在靶板中心出有明显的冲切破坏特征， 形成一个 锥形体小孔， 可以推断出随着速度的增大， 冲切破坏特 征越发明显， 而且会慢慢转变成为以冲切破坏为主。 在大质量低速落石冲击作用下， 混凝土板大多发 生弯曲破坏， 速度增大后局部出现冲切破坏特征， 但并 不明显。从室内模型试验的混凝土板的破坏观察发 现， 研究的破坏形式大多为弯曲破坏， 仅在 80 mm 厚板 试验中， 3 m 高落锤的冲击作用在混凝土板中心有局部 冲切破坏特征。由前人研究成果 ［20 －23 ］和上述分析可 知 弯曲破坏实质上是一种 “转动” 破坏， 低速冲击作用 下常常为这类破坏。与弯曲破坏不同， 板的冲切破坏 是以相对错动为主而导致的破坏， 多发生于中高速冲 击情况。 3低速撞击混凝土板冲击力探究 通过高速摄影机的技术手段可以清晰的观测 到， 在落锤冲击混凝土板的过程中， 靶板有明显的弯 曲变形特征， 整体响应明显， 这类碰撞并不是一个完 全的刚性碰撞。现有落石冲击力计算方法没有考虑 板类构件的整体变形， 为得到更精确的冲击力取值 范围， 本文推导了考虑结构整体变形的落石冲击力 计算方法。 为了便于研究， 将岩石简化为半径为 R 的均匀球 体， 并以速度 v 与混凝土板碰撞， 碰撞位置位于目标板 的中心 见图 9 。 111第 24 期古松等低速冲击作用下混凝土板破坏效应试验研究 ChaoXing 图 9落石撞击混凝土板示意图 Fig． 9 The schematic diagram of rockfall impacting concrete slab 假定混凝土板和落石符合 Hertz 的基本条件， 在完 全弹性接触条件下的法向变形和接触压力之间的关系是 Pe 4 3 ER 1 2δ 3 2 1 式中Pe为接触压力;δ 为法向方向的压缩量;E 为等 效弹性模量;R 为等效半径。 1 E 1 － ν21 E1 1 － ν22 E2 2 式中ν1， E1 ， ν 2， E2分别为混凝土板和落石的泊松比和 弹性模量。 1 R 1 R1 1 R2 3 式中R2， R1分别为混凝土板和落石的半径， 板的半径 可视为无限大， 那么 R R1。 在弹性范围内 假定混凝土板被质量为 m 的落石 以速度 V 撞击， 并处于完全弹性状态， 研究显示 ［24 －25 ］， 在冲击过程中， 以应力波等形式耗散的能量仅占输入 总能量的 1 ～2， 这种能量在计算中可以忽略不计。 忽略其他如混凝土板裂缝开展所耗散的冲击能量损 失， 视落石动能全部转变为混凝土板整体弯曲变形能 和接触区的局部弹性变形能。 板的抗弯刚度 D E2h3 12 1 － ν22 根据弹性力学知识能够推出在集中力 P 作用下四 边简支矩形板的弯曲变形能 Ew 24P2 1 － ν2 2 π4E2h3ab 1 a2 1 b 2 4 式中h， b， a 分别为矩形板的高宽长， 其余符号同前。 依据能量守恒 1 2 mν 2 ∫ δ 0Pe δ dδ Ew 8 15ER 1 2δ 5 2 24P2 e 1 － ν 2 2 π4E2h3ab 1 a2 1 b 2 5 进一步整理得 1 2 mν 2 8 15ER 1 2δ 5 2 128 1 － ν22 E 2 Rδ 3 3π 4E 2h 3ab1 a2 1 b 2 6 式 6 中仅有 δ 是未知量， 求解后代入式 1 可求 得冲击力 Pe。 在弹塑性条件下， 当变形深度达到初始屈服压入 深度时， 冲击力将导致接触材料产生塑性变形， 则冲击 能量由三部分构成 混凝土板整体弯曲的变形能; 塑性 接触产生的塑性功; 弹性接触产生的局部弹性能。 接触面积与法向变形量之间有如下关系 d R 槡δ 7 式中d 为接触半径; 其它符号意义同前。 采用 Thornton 假设， 将材料看成忽略材料的塑性 硬化或塑性软化特性的理想弹塑性， 材料屈服后， 塑性 区内的接触压应力保持不变， 为 py。 当最大接触应力超过材料的屈服强度时， 在强度 较低的接触处就会产生塑性变形区， 初始屈服接触半 径与初始区分应力满足 py 2Edy πR 8 式中dy为初始屈服半径。 假定材料满足 von Mises 屈服准则条件下， 得到初 始屈服应力的计算公式 py CνY 9 式中Cν1． 134 1． 156ν，ν 为接触材料的泊松比;Y 为接触材料的屈服强度。 根据式 7～ 式 9 式可以求出初始屈服压入 量 δy。 Thornton 在假定接触材料为理想弹塑性的情况下， 忽略材料塑性硬化或者塑性软化特性， 推导出弹塑性 法向压缩量与法向压力之间的关系 Pep Py 2Rπpy δ － δy 10 根据能量守恒得 1 2 mν 2 ∫ δy 0Py δ dδ ∫ δmax δy Pep δ dδ 24P2 1 － ν2 π4Eh3ab 1 a2 1 b 2 11 式中δmax为法向最大压入深度;δy为初始屈服压入深 度量;Py 4 3 ER 1 2δ 3 2 y ;Py为初始屈服压力。 由式 11 可以求得 δmax，代入式 10 可求得最大 冲击力 Pmax。 为验证理论计算方法的准确性， 将理论计算的结 果与室内模型试验结果来进行比较。 由图 10 可看出， 理论计算结果和试验结果的曲线 趋势基本一致。在试件 11、 试件 12、 试件 13、 试件 14 速度从4． 47 m/s 增到6． 32 m/s 再增至7． 74 m/s， 冲击 力值的增幅最为明显， 而如试件 3、 试件 4、 试件 5 中只 是混凝土强度有变化， 冲击力波动并不明显， 混凝土强 度变化对冲击力值的影响不大， 则可以推断出速度对 冲击力的影响最大而强度影响较小。 211振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 图 10理论计算结果和试验结果对比 Fig． 10Comparison of the theoretical calculation impact results and test results 由表 6 可看出理论计算结果和试验结果总体相 符。值得注意的是， 当靶板材料强度低于 C20 时， 计算 偏差较大约为 20 ～ 25， 当靶板材料强度高于 C25 时， 计算偏差约为 15左右， 具有较高精度。说明在靶 板材料强度偏低时能量耗散更明显， 应适当调整材料 的弹性模量等参数。 表 6理论计算结果与试验结果 Tab． 6The theoretical calculation results and test results 试件靶板强度 接触速度/ ms －1 试验值/ kN 计算值/ kN 计算偏差 1C153． 1630． 1123． 30－22． 62 2C103． 1633． 6322． 65－32． 65 3C204． 4737． 712 233． 56－11． 01 4C7． 54． 4732． 5831． 16－4． 36 5C104． 4733． 8232． 03－5． 29 6C253． 1647． 6836． 50－23． 45 7C303． 1643． 9936． 57－16． 87 8C204． 4755． 7249． 03－12． 01 9C304． 4764． 4654． 18－15． 95 10C204． 4762． 1249． 03－21． 07 11C306． 3283． 9176． 62－8． 69 12C256． 3280． 1773． 00－8． 94 13C207． 74122． 4597． 87－20． 07 14C307． 74115． 02100． 94－12． 24 4结论 1通过试验可知， 混凝土板在低速度大质量体 的冲击作用下产生两种破坏形式， 一种是弯曲破坏， 另 一种是冲切破坏， 速度越大冲切破坏的局部现象越 明显。 2通过靶板的破坏过程记录可知， 混凝土板的 长厚比对冲击力的影响较大。 3在试验现象的基础上， 基于 Hertz 接触理论和 Thornton 理想弹塑性接触理论， 并结合了混凝土板在落 石冲击荷载作用下的弯曲变形等特性， 推导出了一种 考虑混凝土板整体变形的落石冲击力计算方法。 4经比对可知理论计算结果与试验结果以及数 值模拟结果均接近， 靶板强度较低时应适当提高弹性 模量等参数以控制计算偏差值， 靶板强度高于 C25 后， 计算误差保持在 15以内， 本文计算方法合理。 参 考 文 献 ［1］ 胡厚田． 崩塌落石研究［ J］ ． 铁道工程报， 2005 增刊 1 387 －390． HU Houtian． Research on the collapse and falling stone［ J］ ． Journal of Railway Engineering Society，2005 Sup 1 387 －390． ［2］ 沈均，何思明，吴永． 滚石灾害研究现状及发展趋势［ J］ ． 灾害学， 2008， 23 4 225 －231． SHENJun， HESiming， WUYong．Researchon standardization of earthquake field data sharing and its standards drafting［ J］ ． Journal of Catastrophology，2008， 23 4 225 －231． ［3］ 张路青，杨志法，许兵． 滚石与滚石灾害［J］ ． 工程地质 学报， 2004， 12 3 225 －231． ZHANG Luqing， YANG Zhifa， XU Bing． Rock falls and rock fallhazards［J］ ． Journal of Engineering Geology，2004， 12 3 225 －231． ［4］ 何思明，沈均，吴永． 滚石冲击荷载下棚洞结构动力响应 ［ J］ ． 岩土力学， 2011， 32 3 781 －788． HE Siming，SHEN Jun，WU Yong．Rock shed dynamic response toimpactofrock- fall ［J］ ．RockandSoil Mechanics， 2011， 32 3 781 －788． ［5］ 袁进科． 斜坡震裂岩体结构特征与震后崩塌识别体系研 究［ D］ ． 成都 成都理工大学， 2012． ［6］ 李金星． 落石低速冲击混凝土板破坏效应研究［D］ ． 绵 阳西南科技大学， 2017． ［7］ 余志祥， 许浒， 吕蕾， 等． 落石冲击对山区桥梁墩柱破坏的 影响［ J］ ． 四川大学学报， 2012， 44 6 86 －91． YU Zhixiang，XU Hu，L Lei，et al． Influence of rockfall impact on bridge pier failure in mountainous area［ J］ ． Journal of Sichuan University， 2012， 44 6 86 －91． ［8］ KISHI N，MIKAMI H，MATSUOKA K G，et al． Impact behavior of shear- failure- type RC beams without shear rebar ［ J］ ． International Journal of Impact Engineering，2002， 27 9 955 －968． ［9］ FUJIKAKE K， LI B， SOEUN S．Impact response of reinforced concrete beam and its analytical uation［J］ ． Journal of Structural Engineering， 2009， 135 8 938 －950． ［ 10］ 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． XU Bin，ZENG Xiang． Experimental study on the behaviors of reinforced concrete beams under impact loadings［J］ ． China Civil Engineering Journal， 2014， 47 2 41 －51． ［ 11］ 陈万祥，郭志昆． 粘弹性支座 RC 梁在低速冲击下的弹性 响应分析［ J］ ． 工程力学， 2010， 27 2 186 －192． CHEN Wanxiang，GUO Zhikun．Elastic responses of RC beams with viscous- spring supports subjected to low velocity 311第 24 期古松等低速冲击作用下混凝土板破坏效应试验研究 ChaoXing impact ［J］ ．EngineeringMechanics， 2010，27 2 186 －192． ［ 12］ ZINEDDIN M． Simulation of reinforced concrete slab behavior under impact loading［ C］/ /Proceedings of AEI Conference on Building Intergration Solutions． DenverAEI， 2008． ［ 13］ ZINEDDIN M，KRAUTHAMMER T． Dynamic response and behavior of reinforced concrete slabs under impact loading ［ J］ ． International Journal of I