冲击作用下钢筋混凝土深梁动力性能试验研究

第一作者 许斌 男，博士，教授，1972年生

冲击作用下钢筋混凝土深梁动力性能试验研究

许斌1,2，曾翔1,3

(1. 湖南大学 土木工程学院，长沙410082；2.湖南大学 建筑安全与节能教育部重点实验室，长沙410082;3.海南大学 土木建筑工程学院，海口570228)

摘要：为了探讨在冲击荷载作用下钢筋混凝土深梁的动力性能，利用大型落锤试验机对两组具有不同静载破坏特性的简支钢筋混凝土深梁进行了不同冲击速度下的动力性能试验研究，并考虑了二次冲击的影响。通过对高速摄像机所记录的各试件在冲击过程中裂缝的发生、发展直至试件破坏的全过程进行分析和不同荷载下裂缝形态差异的对比分析，表明不同的冲击速度下试件裂缝的发生、发展过程及裂缝形态表现出明显的差异，二次冲击下的主要裂缝基本遵循一次冲击产生的裂缝路径发展。详细分析了冲击力和跨中位移时程曲线以及冲击力-跨中位移曲线的特征，发现冲击力峰值与冲击速度、最大跨中位移和跨中残余位移与冲击速度在不发生严重剪切破坏时均满足近似线性关系。分析还表明，具有较好延性的深梁具有更好的抗冲击性能。最后，通过对比分析冲击力、支座反力和惯性力时程曲线，得出采用冲击力峰值和支座反力峰值作为深梁的抗冲击承载力均不准确的结论。

关键词：钢筋混凝土深梁；抗冲击行为；裂缝形式；裂缝发展；惯性效应；抗冲击承载力

基金项目：国家自然科学基金重大研究计划重点项目(90715033);培育项目(91015007)

收稿日期：2013-06-07修改稿收到日期：2014-02-20

中图分类号:TU375.1文献标志码： A

Tests for dynamic behaviors of deep RC beams under impact loadings

XUBin1,2,ZENGXiang1,3(1. College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China;2. The Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficiency of Ministry of Education, Hunan University, Changsha 410082, China;3. College of Civil Engineering and Architecture, Hainan University, Haikou 570228, China)

Abstract:In order to understand the dynamic behaviors of deep reinforced concrete (RC) beams under impact loadings, falling-weight impact tests for two groups of simply-supported deep RC beams with different static behaviors were conducted and the effects of impact velocity and the second impact on the impact-resistant behavior of deep RC beams were investigated. By analyzing crack initiation, propagation and failure process of specimens recorded using a high-speed video camera and comparing crack patterns of specimens under different loadings, it was found that crack initiation, propagation, failure process and crack patterns are affected obviously by impact velocity, and the major crack development under the second impact mainly follows the crack path induced by the first impact loading. The characteristics of time histories of impact force and mid-span displacement and the impact force versus mid-span displacement curves were analyzed in details, it was shown that the maximum impact force, the maximum mid-span deflection, and the residual mid-span deflection change approximately linearly with impact velocity for specimens without serious shear failure; moreover, the specimens with better ductility have better impact-resistant behaviors. Finally, by analyzing the time histories of impact force, support reaction force and inertia force, it was concluded that taking the maximum impact force or the maximum support reaction force as the impact-resistant loading capacity is incorrect.

Key words: deep RC beams; impact-resistant behavior; crack pattern; crack propagation; inertia effect; impact-resistant loading capacity

钢筋混凝土结构在服役的过程中，可能遭受各种极端动力荷载作用如地震、冲击和爆炸等，研究钢筋混凝土结构在冲击等强动力荷载作用下的力学行为，对极端荷载下结构的合理设计和安全评估具有重要意义。

钢筋混凝土深梁承载力大、刚度大，在各种工程结构(如核设施及防护工程结构、高层建筑结构、地铁车站顶梁及港口工程结构等)中被广泛使用。在过去几十年里，国内外对钢筋混凝土深梁的静力性能进行了广泛的研究，建立了深梁的设计方法，并编制了设计规范[1-4]。然而，目前对钢筋混凝土深梁在动力荷载下性能的研究十分欠缺，相关的研究文献屈指可数。

20世纪50年代末期，美国基于防护结构抵抗核袭击的考虑，伊利诺伊大学香槟分校对防护工程结构中的钢筋混凝土深梁的动力行为进行了研究，期望得到深梁在动力荷载下的合理设计方法。先后共进行了40根钢筋混凝土深梁的快速加载试验[5-8]。试验中采用的加载设备为高压气体驱动快速加载试验机，加载方式为在梁跨三分点进行两点集中加载。由于设备的加载能力限制，加载过程中的深梁的惯性力可以忽略，并且纵筋的应变率在0.7/s以下。数量级在10-4/s～10-1/s之间的材料应变率是处于地震作用范围内的应变率[9]，冲击荷载下的应变率通常在1/s～100/s，而爆炸荷载下的应变率更高，应变率>100/s[9]。因而伊利诺伊大学香槟分校的研究与初衷相去甚远，材料应变率和惯性效应均没有达到冲击爆炸作用研究的范围。

为了更好的理解钢筋混凝土深梁在动力荷载下的性能，近来，Adhikary等[10]发表了对钢筋混凝土深梁在动力荷载下的抗剪强度及性能的研究论文。试验时采用电液伺服加载系统进行位移控制加载，加载速率从4×10-4m/s(静载)～2 m/s。相比于上述研究，Adhikary等研究的应变率范围进一步提高，应变率为10-3～10/s，进入了地震作用和冲击作用的应变率范围。试验结果表明，深梁的承载力随加载速率的提高而提高，但不同的加载速率对破坏形态没有影响。采用电液伺服加载系统进行位移控制加载的一个优点是可以比较稳定的控制加载过程，在刚性试验机上还可获得荷载-位移曲线的下降段，并可降低加载过程的惯性效应，进而合理的评估率效应的影响。但该实验方法由于没有很好的考虑惯性效应，与冲击爆炸荷载的作用方式明显不同，不能真实反应深梁的在冲击和爆炸荷载下的行为。

尽管很多研究者已对钢筋混凝土浅梁进行了冲击荷载下的动力行为研究[11-17]，但还没未见对冲击荷载下深梁的动力行为进行试验研究的报道。为了进一步研究钢筋混凝土深梁在冲击荷载下的力学行为，开展了八根两组静载性能不同的钢筋混凝土深梁的抗冲击行为的试验研究，考虑了冲击速度、冲击能量及二次冲击的能量累积对构件的抗冲击性能的影响。经对静载、不同冲击速度及二次冲击下不同试件间的裂缝形态及裂缝的发生、发展过程的差异进行了对比分析，详细分析了冲击力和位移时程曲线以及冲击力-位移曲线的特征，并分析了冲击力峰值、最大跨中位移和跨中残余位移与冲击速度的关系。最后，通过对比分析冲击力、支座反力和惯性力时程特点，对深梁的抗冲击承载力进行了讨论。本研究为更深入认识钢筋混凝土深梁的抗冲击行为和破坏特点提供借鉴。

1试验概况

1.1构件设计

本试验共设计了八根两组构件开展深梁的抗冲击行为试验研究。表1给出了构件的试验参数，通过不同的落锤高度调整冲击速度以及相应的冲击能量，各次冲击锤重不变，锤重为854 kg。

深梁的设计参考美国标准ACI 318-08，跨深比为3。构件的设计详图见图1，两组构件被设计成具有不同的静载性能(分别接近弯曲破坏(试验组1)与剪切破坏(试验组2))，净跨均为1 860 mm，截面尺寸为170 mm×620 mm。为加强梁端纵向钢筋的锚固，根据ACI 318-08条文对梁端部箍筋进行加密。试验组1和试验组2的混凝土圆柱体抗压强度分别为27.3 MPa和26.4 MPa，钢筋的性能如表2所示。

表1　构件设计一览表

注：对于两次冲击的构件，其编号采取构件编号-冲击次数的方式来描述。例如1BD1-1和1BD1-2分别表示试验组1的深梁1BD1第一次冲击和第二次冲击。M为冲击质量；V为实测冲击速度；EI为冲击能量。

表2　钢筋性能

图1　深梁设计详图 Fig.1 Design details of RC deep beams

1.2冲击试验装置及数据测量

冲击试验在湖南大学土木工程学院大能量落锤冲击试验机上进行。装置见图2，锤头冲击点在跨中，锤头内置有力传感器进行冲击力时程测量。除构件2BD2外，其余构件在冲击点位置放置钢垫板(钢垫板尺寸见图1)和球铰以防止冲击点混凝土过早发生局部破坏。在梁两支座处放置力传感器用于测量冲击过程中的支座反力。两支座处梁上下表面均设置滑动铰支座，并且支座处梁顶部的铰顶施加压梁。压梁通过拉杆与固定于支座的铰相连，因而压梁对梁在支座处转动没影响。滑动铰和拉杆铰表面加工光滑，并均涂高级润滑油消除摩擦阻力。在试验前，对压梁施加一定的预紧力，使梁与支座接触紧密，以保证冲击过程中对支座力进行良好的测量。在梁跨中布置了位移计测量其冲击下的位移响应。

图2　试验装置 Fig.2 Test setup

为了分析梁在冲击过程中产生的惯性力，在梁侧沿梁长方向安装了大量程加速度传感器对梁的加速度进行测量，加速度传感器的布置如图3所示(①～⑧)。试验中通过激光触发开始数据采集，并通过激光探头经过一段小长度的反射面的信号变化所需时间和反射面的长度对锤头接触梁之前的瞬时速度进行直接测量。系统采样频率为1 MHz。在试验过程中采用高速摄像机对冲击全过程进行记录，拍摄帧率为1 000 帧/s。

图3　加速度传感器布置 Fig.3 Arrangement of accelerometers

2静载试验结果与分析

图4为静载作用下构件1BS和2BS的荷载-跨中位移曲线。两构件的荷载-跨中位移曲线在上升段类似于两折线，但折线的拐点荷载大于第一条跨中弯曲裂缝出现的荷载值。构件1BS的荷载-跨中位移曲线在临近峰值荷载(586 kN)时可见明显的屈服平台，曲线下降段前期表现较平缓，试件呈现出接近弯曲破坏的特征。当位移达到16 mm左右时(图中三角形指示)，承载力陡然下降，从339 kN下降到182 kN，此时试验中发出猛烈的崩裂声，临界斜裂缝崩溃，两根箍筋断裂，继续加载，梁保持182 kN的残余承载力，荷载-跨中位移曲线出现平台。

图4　静载下梁荷载-跨中位移曲线 Fig.4 Curves of force versus displacement for beams at mid-span under static load

试件2BS的荷载-跨中位移曲线没有屈服平台，到达峰值荷载(643 kN)后进入下降段，斜裂缝出现并发展明显，下降段表现平缓，在位移达到9.3 mm(图中三角形标示)时，临界斜裂缝崩溃，试验中同样发出猛烈的崩裂声，但承载力的下降值很小，可能是由于没有发生类似于构件1BS的箍筋断裂，但斜裂缝发展已非常之宽，表现出明显的斜截面剪切破坏的特征。此后继续加载，梁仍保持约480 kN的残余承载力。

上述荷载-跨中位移曲线特征表明，深梁形成临界斜裂缝后，其骨料咬合力、受拉纵筋与水平分布筋的销栓力以及箍筋组合体系仍能发挥较大的承载作用和耗能。

两静载构件的裂缝形成过程基本类似。最先在跨中形成第一条弯曲裂缝，随荷载增加，从跨中向支座方向依次形成新的弯曲裂缝，原有裂缝继续向上扩展，当荷载达到一定值后，跨内弯曲裂缝指向加载点方向斜向发展。构件1BS和2BS的荷载分别达到极限承载力的41%和45%时，临界斜裂缝在梁腹中出现，当荷载分别达到极限承载力的95%和92%时，裂缝的分布数量基本不再变化，临界斜裂缝已从梁腹发展至梁底和梁顶，裂缝的发展主要表现为临界斜裂缝不断加宽。

图5给出了两静载构件破坏后的裂缝形态，可见两构件的斜裂缝从腹部产生向梁上下延伸形成破坏裂缝，均为斜拉破坏。破坏裂缝位于加载板外边缘与支座承压板内边缘之间。两构件跨中弯曲裂缝发展较深，剪跨内发展了较多的弯曲裂缝。剪跨内的部分弯曲裂缝发展到一定高度后形成斜裂缝向加载点方向发展，在这些裂缝间均有较浅的弯曲裂缝形成。

图5　不同荷载形式下各构件裂缝形态 Fig.5 Crack patterns for deep beams under different loading patterns

3冲击试验结果与分析

3.1冲击下深梁裂缝形态

在冲击荷载作用下，各构件的裂缝形态如图5所示，图中阴影部分为混凝土出现剥落的区域。深梁在静载和不同的冲击能量下的裂缝形态的轮廓大体相似，跨中的受弯裂缝发展很深，扩展至接近梁顶，裂缝分布在一个三角形区域，但仍有变化，在本试验的冲击速度和冲击能量范围内，其变化没有普通钢筋混凝土梁在不同冲击能量下的裂缝形态变化明显。随冲击速度的提高，裂缝分布出现向跨中按图中箭头所示方向收拢的趋势，最外侧的裂缝倾角变小。随冲击速度的提高，冲击位置加载板外侧混凝土破坏越严重。试验组1中冲击能量最大的构件1BD3加载板下面局部破坏严重，梁顶纵筋被切断，局部混凝土大量压碎，在冲击荷载作用下形成凹形缺口。

试验组1在静载和冲击荷载下均发展了较多的弯曲裂缝，试验组2在冲击荷载下的弯曲裂缝明显比静载少。这一现象可能与构件的静载性能相关，试验组1的静载对比构件在接近峰值荷载时有明显屈服平台，因而在冲击荷载下有更好的变形能力允许受弯裂缝充分发展，而试验组2的静载对比构件则无屈服平台，承载力达到最大值即进入下降段，在冲击荷载作用下，破坏由斜裂缝控制，受弯裂缝来不及充分发展就进入承载力下降段。钢筋混凝土梁主要以塑性变形和开裂损伤方式耗能，尽管1BS静载承载力比2BS静载承载力稍低，但试验组1的裂缝数量明显比2BS多，并且1BD3与2BD3在冲击能量相当的情况下，2BD3发生严重剪切破坏，而1BD3仅是局部破坏严重，仍具备一定的耗能潜力。由此可见，荷载-位移曲线具有屈服平台的试验组1的耗能和抗冲击性能比试验组2好。

为了考虑在冲击累积能量相当的情况下，冲击次数对深梁抗冲击性能的影响，对构件1BD1与2BD1进行了二次冲击。从图5可见，第二次冲击下(1BD1-2和2BD1-2)梁基本沿第一次冲击产生的裂缝开展，并在支座承压板内边缘与加载板外边缘之间的临界斜裂缝发生破坏，与静载构件破坏裂缝位置相似。但与1BD1-2两次累计冲击能相同的一次冲击构件1BD2的裂缝形态与1BD1-2并不相同，说明在总能量一致的情况下多次冲击与一次冲击引起结构的破坏形态可能会有所不同。

3.2冲击下深梁裂缝发展过程

为展示不同冲击速度和冲击能量下深梁的裂缝发展过程，以试验组1为例，对各试件在冲击过程中的裂缝发展过程进行描述与分析。图6～图8分别表示的是1BD-1，1BD2和1BD3三个试件在破坏过程中典型时刻的高速摄像照片。由于第二次冲击下梁主要裂缝的发展基本沿第一次冲击所形成的裂缝开展，在此不进行描述。为清晰的在图中显示裂缝，在部分图中对初期开展的裂缝通过手绘进行强调显示。

3.2.11BD1-1 (854 kg, 5.42 m/s) (图6)

在1 ms时，试件跨中首先出现弯曲裂缝，左剪跨内靠跨中的腹部形成了斜裂缝，右剪跨内梁底出现弯曲裂缝并向加载点延伸形成斜裂缝。在2 ms时，原有裂缝进一步向冲击点扩展变宽，并在两剪跨内新增多条弯曲裂缝，弯剪裂缝和腹部剪切斜裂缝。8 ms时试件位移达到最大，试件的左右两个半跨较为对称地形成了4条左右较为明显的弯剪裂缝，裂缝上段均朝冲击加载点集中并接近梁顶，跨中弯曲裂缝向上发展接近梁顶。

图6　1BD1-1裂缝开展过程 Fig.6 Crack opening process of beam 1BD1-1

图7　1BD2裂缝发展过程 Fig.7 Crack opening process of beam 1BD2

3.2.21BD2 (854 kg, 7. 67 m/s) (图7)

在1 ms时正跨中首先出现一条明显的受弯裂缝，并迅速发展到1/2梁高位置，在剪跨内梁腹部形成了2～3条大体平行的斜裂缝。2 ms时原有弯曲裂缝继续向梁顶发展，斜裂缝继续向梁顶和梁底部扩展，并有新的弯曲裂缝和斜裂缝出现。5 ms时，最外侧斜裂缝已发展至梁顶，其余在1 ms时所见的裂缝也开展较深，接近梁顶150 mm左右。12 ms时，梁达到最大位移，梁主要弯曲裂缝和斜裂缝宽度发展较均匀，而静载构件1BS除破坏斜裂缝很宽外，其余裂缝宽度均相对较小。此刻梁位移值为31 mm，比静载梁在临界斜裂缝处断裂的位移(16 mm)大15 mm。冲击下1BD2比1BS具有更大的挠曲变形能力。

图8　1BD3裂缝发展过程 Fig.8 Crack opening process of beam 1BD3

3.2.31BD3 (854 kg, 10. 1 m/s) (图8)

随着冲击速度进一步的提高，1 ms时，1BD3在跨中梁腹部首先出现两条可见的斜裂缝。2 ms时，在剪跨内新增几条斜裂缝，原有斜裂缝继续开展，同时跨中出现弯曲裂缝。7 ms时裂缝进一步扩展，其中有两条斜裂缝向上延伸到距梁顶约150 mm后倾角变小，横向发展汇合成一条裂缝。右跨两条斜裂缝已经扩展到梁顶加载板内侧，梁底弯曲裂缝开始增多，此时梁弯曲变形明显，冲击点混凝土有破碎现象。15 ms时，梁达到最大位移，梁底弯曲裂缝进一步发展，位移值为53 mm，远大于静载构件在临界斜裂缝处断裂的位移。冲击点下方大范围混凝土破碎，这可能是由于斜裂缝发展到该区域导致混凝土的强度降低，大的挠曲变形使混凝土受压严重，以及此刻仍存在残余冲击能量共同作用的结果。梁表现出弯曲破坏的特征。44 ms时，图中展示了冲击点下方混凝土爆裂飞溅的情形。

由上可见，随冲击速度的不同，裂缝的发展及变形特征仍存一定差异。在冲击速度为5.42 m/s时，梁1BD1-1的裂缝发展顺序与静载基本一致。1BD1进行二次冲击时的冲击能与第一次冲击能累加值与1BD2相当，1BD1进行二次冲击时为剪切破坏，而1BD2则没有发生相同的破坏模式，表现为较大的弯曲变形。而在10.1 m/s冲击速度下，1BD3发生了更大的弯曲变形，腹部出现斜裂缝比弯曲裂缝早，外侧斜裂缝不再是从承压板内侧到加载板外侧发展，而是倾角变小发展到加载板内侧，并出现冲击点下方大范围局部破坏。

3.3冲击力和跨中位移时程曲线

图9给出了冲击力和跨中位移的时程曲线。

图9　冲击力和跨中位移时程曲线 Fig.9 Time histories of impact force and mid-span displacement

从图9(a)中可以看出，冲击力时程曲线均经历了两个波，第一个波峰值远远大于第二个波峰值。在开始冲击瞬间，大约经历0.45～0.75 ms后冲击力很快达到第一个峰值，然后快速下降至波谷，接着进入第二个波形，在冲击后4.5～5 ms达到第二个波峰。第一个波持续的时间在1.7～2.5 ms之间。除构件2BD2在冲击的位置未加钢垫板外，其余构件均在冲击点放置了钢垫板，是否施加钢垫板对第一个波形的持续时间没有明显的影响。冲击力的第二个波形的持续时间随冲击速度的提高而变长。二次冲击构件的冲击力响应与构件第一次冲击有关，尽管冲击速度与第一次冲击相同，但由于初始的损伤，二次冲击力峰值下降，持续时间有所增加。图9(b)给出了各构件的跨中位移时程，随冲击速度的提高，跨中最大位移和残余变形依次增加。各试件的位移在达到峰值后均未有剧烈波动。

图10给出了冲击力(不包括二次冲击)随冲击速度的线性变化趋势，但未施加钢垫板的构件2BD2的冲击力明显偏离了这个趋势，比施加钢垫板时的冲击力要小，这可能是由于钢垫板对局部刚度造成影响的缘故。

图10　冲击力与冲击速度关系 Fig.10 Relation between impact force and impact velocity

图11和图12分别给出了各构件在第一次冲击下的跨中最大位移和残余位移随冲击速度的变化趋势。从图11可见，除2BD3外，其余构件的跨中最大位移与冲击速度呈线性关系。图12表明残余位移与冲击速度呈线性关系。2BD3的跨中最大位移值比图11中线性关系预测值大很多，这可能与其发生较严重的斜裂缝破坏(见图5(b))有关。高速影像记录表明2BD3在临界斜裂缝完全贯通后仍有残余冲击能量存在，使梁继续变形，通过混凝土和钢筋变形继续耗能。图11和图12所示的线性关系在构件不发生剪切破坏的情况可能会更适用。试验组1各一次冲击下的构件和试验组2的一次冲击构件2BD1-1的跨中最大位移比静载对比构件的临界裂缝崩溃点位移(见“2”节及图4)要大，且增大值随冲击速度提高而提高，但这些冲击下的构件没有发生类似静载情形下的临界斜裂缝的破坏，冲击下构件表现更大的挠曲变形，变形能力比静载作用下提高，构件耗能能力随冲击速度提高而提高。

图11　跨中最大位移与冲击速度关系 Fig.11 Relation between the maximum mid-span deflection and cumulative impact energy

图12　跨中残余位移与冲击速度关系 Fig.12 Relation between the residual mid-span deflection and cumulative impact energy

3.4冲击力-位移曲线

图13给出了冲击力-跨中位移曲线。可见，冲击力在达到第一个峰值时，几乎没有位移，位移反应相对冲击力滞后，冲击力被深梁的惯性效应所抵抗，梁处于加速运动状态。当冲击力从峰值降低到一定值时，位移开始明显的增加，实现动能向变形能的转化，下降至波谷形成了冲击力-位移曲线的第一个主波形，形状接近三角形。第一个波形中的波谷值在较高的冲击速度下保持在几百千牛顿，而在较低的冲击速度下波谷值基本为零。随后，曲线进入第二个波形，除发生斜裂缝破坏比较严重的构件2BD1-2和2BD3的曲线形状类似三角形外，其余构件的曲线类似于四边形。

3.5惯性效应及抗冲击承载力分析

以构件2BD1-1为例，对深梁在冲击作用下的惯性效应及抗冲击承载力进行分析。图14给出了典型的冲击力、支座反力和惯性力时程曲线的比较，图中冲击力的正值代表方向向下，而惯性力和支座反力的正值代表方向向上，其中惯性力的计算根据沿梁长方向布置的加速度测量值近似确定。

根据达朗贝尔原理(d'Alembert principle)，深梁所受冲击力、惯性力与支座反力是一组平衡力。从图14可知，冲击力的第一个主波形基本与惯性力平衡，支座反力基本为零，说明了第一波形的冲击荷载主要使梁产生加速运动。在支座反力达到峰值时，惯性力处于负向峰值，支座反力很大部分被较大的惯性力所平衡。因而，冲击力峰值和支座反力峰值均不能反映构件的抗冲击承载力。

图13　冲击力-跨中位移曲线 Fig.13 Hysteretic loops of impact force vs. mid-span displacement

图14　冲击力、支座反力和惯性力时程比较(2BD1-1) Fig.14 Comparison between time histories of impact force, support reaction and inertia force (2BD1-1)

4结论

本文进行了两组共六根钢筋混凝土深梁的抗冲击试验，并进行了两根深梁的静力试验对比研究。通过对静载试验结果和不同冲击速度及二次冲击下钢筋混凝土深梁的裂缝形式、裂缝发展过程、冲击力、支座反力以及位移和惯性力的分析，得到以下结论：

(1) 本试验中两静载对比构件分别表现出不同的性能，1BS在达到峰值荷载时出现荷载-位移曲线的屈服平台，而2BS的荷载随位移增加近似两折线的达到峰值后即进入下降段。两构件在临界斜裂缝破坏后，仍具有一定残余承载力，并存在荷载-位移曲线平台。

(2) 随冲击速度的提高，裂缝分布出现向跨中方向收拢的趋势。在冲击速度较低时，深梁的裂缝的发展顺序与静载情形接近，随冲击速度的提高，裂缝发展顺序发生变化，跨中腹部很早就出现了斜裂缝，并且斜裂缝的发展先于弯曲裂缝。

(3) 静载行为不同的两组构件在冲击荷载下的行为表现出差异，从构件的裂缝数量、变形及破坏特征可见，具有荷载-位移屈服平台的构件抗冲击性能更好。

(4) 在试验中对深梁进行第二次冲击时，主要裂缝基本遵循第一次冲击产生的裂缝进一步扩展，二次冲击的耗能主要通过原有裂缝扩展和进一步的塑性变形实现。相同的总冲击能，多次冲击与一次冲击产生的破坏形式可能不相同。

(5) 本试验所得的第一次冲击的冲击力峰值(除冲击点未加钢垫板的构件2BD2外)与冲击速度成线性关系。冲击点未施加钢垫板时冲击力峰值比施加钢垫板的情形小，但对本试验冲击力时程第一波形持续时间影响不明显。除发生较严重的斜裂缝破坏的构件2BD3外，其余构件的跨中最大位移、跨中残余位移与冲击速度成线性关系。

(6) 采用冲击力最大值和支座反力最大值描述深梁的抗冲击承载力均不准确。

参 考 文 献

[1] GB 50010-2010 混凝土结构设计规范[S]. 北京：中国建筑工业出版社，2010.

[2] ACI Committee 318. Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI318-08) and Commentary (ACI 318R-08) [S]. Detroit: American Concrete Institute, 2008.

[3] British Standard Institute. BS EN1992-1-1: 2004 Eurocode 2: Design of Concrete Structures-Part 1-1: General Rules and Rules for Buildings [S]. London: British Standard Institute, 2004.

[4] CSA Technical Committee on reinforced concrete design, A23.3-04. Design of concrete structures [S].Ontario, Canada: Canadian Standards Association, 2004.

[5] Austin W J, Egger W, Untrauer R E, et al. An investigation of the behavior of deep members of reinforced concrete and steel [R]. Civil Engineering Studies SRS-187.Urbana: University of Illinois at Urbana-Champaign, 1960.

[6] Untrauer R E. Behavior and design of deep structural members part 4: dynamic tests of reinforced concrete deep beams [R]. Civil Engineering Studies SRS-195.Urbana: University of Illinois at Urbana-Champaign, 1960.

[7] Untrauer R E, Siess C P. Strength and behavior in flexure of deep reinforced concrete beams under static and dynamic loading [R].Urbana: University of Illinois at Urbana-Champaign, 1961.

[8] DePaiva H A R, Siess C P. Strength and behavior in shear of deep reinforced concrete beams under static and dynamic loading Vol. 2: strength and behavior in shear [R]. Civil Engineering Studies SRS-231.Urbana: University of Illinois at Urbana-Champaign, 1961.

[9] 林皋, 闫东明, 肖诗云, 等. 应变速率对混凝土特性及工程结构地震响应的影响[J]. 土木工程学报, 2005, 38(11): 1-8.

LIN Gao, YAN Dong-ming, XIAO Shi-yun, et al. Strain rate effects on the behavior of concrete and the seismic response of concrete structures [J].China Civil Engineering Journal, 2005, 38(11): 1-8.

[10] Adhikary S D, Li B, Fujikake K. Strength and behavior in shear of reinforced concrete deep beams under dynamic loading conditions [J]. Nuclear Engineering and Design, 2013, 259: 14-23.

[11] 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): 1-12.

XU Bin, ZENG Xiang.Experimental study on the behaviors of reinforced concrete beams under impact loadings [J]. China Civil Engineering Journal, 2014, 47(2): 1-12.

[12] 曾翔, 许斌. 无腹筋钢筋混凝土梁抗冲击行为试验研究[J]. 土木工程学报, 2012, 45(9): 63-73.

ZENG Xiang, XU Bin. Experimental study on the impact-resistant behavior of RC beams without shear-resistant rebar [J].China Civil Engineering Journal, 2012, 45(9): 63-73.

[13] Saatci S, Vecchio F. Effects of shear mechanisms on impact behavior of reinforced concrete beams [J]. ACI Structural Journal, 2009, 106(1): 78-86.

[14] Chen Y，May I M. Reinforced concrete members under drop-weight impacts[J]. Structures and Buildings, 2009, 162(1): 45-62.

[15] Kishi N, Mikami H, Matsuoka K G, Ando T. Impact behavior of shear-failure-type RC beams without shear rebar[J]. International Journal of Impact Engineering, 2002, 27(9):655-968.

[16] Kishi N, Nakano O, Matsuoka K G, et al.Experimental study on ultimate strength of flexural-failure-type RC beams under impact loading [C]//Transactions of 16th International Conference on Structural Mechanics in Reactor Techology, Washton DC, 2001.

[17] Mylrea T D. Effect of impact on reinforced concrete beams [J]. ACI Journal Proceedings, 1940, 36(6): 58-59.