大尺寸CFRP約束混凝土方柱落錘動態沖擊試驗研究

單 波， 劉 波， 肖 巖,2， GIORGIO Monti ,3

(1.湖南大學 建筑安全與節能教育部重點實驗室，長沙 410082；2.南加州大學 土木系，洛杉磯 CA90089；3.羅馬第一大學 建筑學院，羅馬 00917)

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大尺寸CFRP約束混凝土方柱落錘動態沖擊試驗研究

單 波1， 劉 波1， 肖 巖1,2， GIORGIO Monti1,3

(1.湖南大學 建筑安全與節能教育部重點實驗室，長沙 410082；2.南加州大學 土木系，洛杉磯 CA90089；3.羅馬第一大學 建筑學院，羅馬 00917)

采用FRP增強的混凝土柱在使用過程中，可能受到軸向沖擊荷載作用，但目前這方面的研究基本處于空白。通過對7組21個大尺寸 CFRP約束混凝土方柱進行落錘軸向沖擊試驗，研究倒角半徑r對約束柱抗沖擊性能的影響。試驗獲取了錘頭沖擊力時程曲線、壓縮變形時程曲線、FRP表面關鍵點的應變時程曲線和整個破壞過程的高速影像等信息。試驗結果表明， CFRP約束混凝土方柱的破壞是由試件中部倒角位置處的CFRP被拉斷所導致的，試件的破壞現象與倒角半徑r有關；倒角半徑r對約束柱的沖擊性能有顯著影響，r越大，沖擊應力峰值和能量密度也越大；CFRP約束混凝土方柱的動力增大系數(DIF)隨倒角半徑比rc的增大而減小，基本成線性關系，在1.23～1.82之間。

FRP；約束混凝土柱；落錘；抗沖擊性能；動態增大系數

纖維增強塑料(FRP)作為一種高性能復合材料，具有重量輕、強度高、耐腐蝕性好、施工簡便等特性，在土木工程領域得到廣泛應用。采用FRP外包混凝土柱，可以形成約束混凝土結構，從而顯著提高混凝土柱的變形性能和承載能力[1-3]。

目前，國內外對FRP約束混凝土開展了大量研究，取得了不少的研究成果[4-8]。現有研究幾乎集中在準靜力抗壓性能方面，然而，采用FRP增強的混凝土柱在使用期內，可能要承受軸向快速荷載的作用，如地震、沖擊等。已有研究表明，當材料和結構以遠高于靜態應變速率產生變形時，其表現出來的力學性能與靜力試驗結果有較大差別[9]。一般而言，地震中產生的縱波會使結構柱產生軸向荷載變化，其應變率一般在10-3～10-2s-1，應變率效應相對較小[10-11]。但當建筑物內部發生爆炸并引起結構的連續坍塌時，應變率一般可達到10 s-1數量級，屬于工程撞擊問題，應變率效應較為顯著，結構柱要承受強烈的軸向沖擊，如“9.11”恐怖襲擊中倒塌的世茂大廈[12]。而我國規范將爆炸及碰撞等作用歸于偶然荷載，在設計時，其對建筑結構的具體影響并沒有專門考慮，而一旦發生，造成的后果非常嚴重。因此，研究FRP約束混凝土柱的軸向沖擊性能，對FRP增強混凝土結構在極端荷載作用下的加固設計和結構安全性能評估具有重要意義。

目前有關FRP約束混凝土柱的沖擊性能的研究，按照應變率的大小可以歸于3類：① 采用電液伺服試驗系統進行快速加載，張寶超等[13-14]采用這種方法對CFRP約束混凝土小試件進行了快速加載試驗，但受到試驗機的限制，其最大應變率只達到0.219 s-1。② 采用分離式霍普金森壓桿(SHPB)對FRP約束混凝土的動態力學性能進行試驗，如李勝林等[15-16]分別開展了CFRP和AFRP外包混凝土圓柱體試件的試驗，試件的平均應變率可以達到80 s-1，但由于試件的尺寸太小，試驗結果難以反映實際結構的真實性能。③ 對FRP加固RC柱進行抗爆試驗，通過全尺寸真實爆炸試驗及計算分析研究結構柱抵抗爆炸作用的能力。CRAWFORD等[17-19]在這方面開展了相應的工作。但必須注意到，這種試驗實際上是考察加固柱在橫向沖擊波作用下的壓彎性能，并非軸向沖擊性能。

落錘試驗所產生的材料應變率與工程撞擊基本處于同一范圍，是研究FRP約束混凝土柱軸向抗沖擊問題的有效手段。李湘云[20]采用落錘對19個CFRP約束混凝土小圓柱(直徑150 mm，高300 mm)進行了沖擊試驗，但由于試件少、數據離散性太大，研究成果的參考價值相當有限。目前，大尺寸FRP約束混凝土柱的軸向抗沖擊性能還是研究的盲區。結合已有靜載試驗和沖擊試驗的相關成果[21-24]，本試驗以倒角半徑作為研究參數，對7組大尺寸CFRP約束混凝土方柱進行落錘軸向沖擊試驗，以期為FRP約束混凝土的抗沖擊性能評估和設計提供基礎性成果。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

本試驗設計了7組大尺寸CFRP約束混凝土試件，標準試件的截面形式為方形，邊長b=300 mm，高度h=600 mm，每組3個試件，試驗參數為倒角半徑r。r依次變化：0 mm，15 mm，30 mm，60 mm，90 mm，120 mm和150 mm，其中，r=0 mm和r=150 mm分別代表方柱和圓柱。試件設計的混凝土強度等級為C30，配合比為：水泥∶砂∶石∶水=1∶1.90∶3.10∶0.56，標準養護條件下28 d的立方體抗壓強度為33.6 MPa。試驗用單向碳纖維布為南京生產，配套環氧樹脂為長沙生產。按照《定向纖維增強塑料拉伸性能試驗方法(GB/T 3354—1999)》[25]制作了CFRP小試件，抗拉試驗結果如表1所示。

表1 CFRP材性試驗結果

1.2 試件加工

試件采用定制的鋼模澆筑，每種規格的鋼模3個，一共21個試模。澆筑時，混凝土分3層澆搗，采用插入式振搗器分層振搗。試件完成澆筑后，在室溫下放置48 h后拆模，然后在室內放置30 d，再進行外包CFRP。

加固前，必須對試件的頂面進行修補，具體的修補方法為：首先，對試件頂面進行鑿毛和打磨；然后，采用聚合物砂漿鋪漿，鋪漿厚度約為5 mm；接下來用一塊機械拋光的鋼板壓頂，并保證鋼板在鋪漿硬化過程中保持水平；待砂漿硬化后移除鋼板，并打磨除去側面擠壓出來的水泥漿，即可進行下一步工序。

試件加固前，先清除試件表面雜物，在干燥狀態下涂刷底膠，然后再分層外包碳纖維布，每層布的搭接長度為100 mm。試件完成加固后，在室外放置30 d，然后進行落錘試驗。

1.3 試驗方案

試驗在湖南大學建筑安全與節能教育部重點實驗室的落錘沖擊試驗機上進行。該設備的主要構件有：機架、錘頭、軌道、提升系統以及控制系統，如圖1所示，其中，落錘沿導軌做自由落體運動，沖擊荷載的大小通過調整落錘配重和下落高度來調節。經過幾次預備試驗，確定本次試驗的錘頭質量為903 kg，下落高度為6 m，整個試驗過程中恒定不變。

圖1 落錘試驗機Fig.1 Drop test setup

為盡量保證試件試驗時處于軸向沖擊狀態，定制了一個專用球鉸置于支座上。每次試驗前，先將試件放置在底座上，將其頂面與錘頭進行對中，然后下降錘頭壓在試件上，再檢查試件底面與球鉸的對中情況并進行調整，保證錘頭、試件與球鉸三者軸線重合，同時保證試件上下端面與錘頭和球鉸接觸面的完全接觸，確認對中后，再進行沖擊試驗,試件編號及主要試驗結果見表2。

表2 試件編號及主要試驗結果

注：第一個字母C表示CFRP；第二個數字表示纖維布層數；第三個字母R表示倒角半徑，其后緊跟倒角半徑的數值；最后一個數字表示同組試件的序號。如C3R60-1表示：碳纖維布的層數為3層，倒角半徑為60 mm，第1個構件。另有部分試件因儀器故障未采集到數據。

1.4 數據測量

落錘試驗機配有數據采集系統，試驗過程中，當錘頭即將與試件頂面接觸時，觸動光電傳感器產生觸發信號，系統自動采集和記錄數據。本次試驗采集的數據包括：落錘的沖擊速度、錘頭加速度、錘頭沖擊力、試件表面測得的應變和沖擊過程的高速影像等。

為了測量試件在沖擊過程中的變形，沿試件軸向在上、中、下3個橫截面上布置了應變片。考慮到CFRP在角部附近會產生較為顯著的應力集中，因此在角部加密布置了應變片。對于中間截面，應變片的具體位置為：對于方柱(r=0 mm)，橫向應變片粘貼在角部的最邊緣和每條邊的中點(b/2處)，共12個，縱向應變片粘貼在b/2處，共4個；對于圓柱(r=150 mm)，橫向和縱向應變片均粘貼在圓周的4等分點處，共8個；對于其他截面形式，橫向應變片粘貼在倒角的中點(C點)、倒角的起始部位(切線處，T點)和每條邊的中點(b/2處，M點)，共16個，縱向應變片粘貼在b/2處，共4個。每種截面形式中間部位應變片的粘貼情況如圖2所示，圖中，A表示軸向。應變片編號的第一個數字表示截面位置(1、2、3分別代表上、中和下截面)，第二個字母代表部位，最后的一個或兩個數字代表其序號，例如，2T21表示中間截面第二角第一個切點處的應變片。

圖2 應變片布置Fig.2 Strain gages arrangement

2 試驗結果與分析

2.1 試件破壞過程

試件的整個沖擊過程，由高速攝影機拍攝下來，典型試件的沖擊破壞過程如圖3所示。高速攝像儀的快門速度為每秒500 幀，圖像間隔為2 ms。各組試件的破壞過程表現出一定的相似性，以CFRP約束圓柱C3R150為例(圖3(b)所示)，錘頭剛接觸試件時(0 ms)，試件沒有變化；當沖擊時間達到2 ms時，試件上部出現比較顯著的振動，接觸區域有較多細碎的混凝土飛濺出,導致上部圖形較為模糊，同時，試件中部產生可見的橫向變形，但CFRP增強層沒有出現明顯的破壞現象；當沖擊時間達到4 ms時，試件中部CFRP被核心區脹裂的混凝土拉斷，并有一些混凝土碎塊向外飛濺，同時，對比0 ms時的錘頭接觸面位置，可以看到試件已經產生可見的壓縮變形；當沖擊時間達到6 ms時，試件變形進一步發展，CFRP完全撕裂脹開成條狀；此后，試件的破壞更為嚴重，錘頭相對于接觸時刻的位置已產生明顯的降低，到22 ms時，試件已經失去完整性。

沖擊結束后，試件中間部分完全破碎，而兩端基本完好，殘留體為兩個椎體，如圖4所示，這顯然與兩端受到壓板的橫向約束有關。對于有倒角的方柱，纖維布的撕裂基本發生在倒角處，且倒角越小，撕裂口越整齊，非倒角面的纖維布的完整性越好。

圖3 沖擊破壞過程Fig.3 Failure process

圖4 C3R0～C3R150的典型破壞形態Fig.4 Typical failure modes of C3R0～C3R150

2.2 沖擊力時程曲線

每組進行了3個試件的重復沖擊試驗，圖5給出了2組典型試件的沖擊力時程曲線，從圖中可以看到，同組試件的沖擊力峰值、沖擊力作用時間和時程曲線的形狀都較為接近，說明試件的力學性能和試驗結果比較穩定。從每組試驗中選取有代表性的沖擊力時程曲線，如圖5(c)所示。可以看到，所有試件的沖擊力時程曲線在接觸時間達到0.2 ms前，基本上成線性增長；在接觸時間超過 0.3 ms后，沖擊力的增長速度出現顯著降低，曲線的斜率不斷減小；大部分試件的沖擊力在接觸時間到達0.6～0.7 ms時達到峰值，而r=60 mm和r=90 mm的兩組試件，沖擊力達到峰值的時間大概在0.5 ms左右；峰值過后，對于倒角較小的試件(r≤30 mm)，沖擊力則快速下降，而對于倒角較大的試件(r>30 mm)，會出現第二個峰值，第二峰較之第一個峰平緩，且第二峰值基本隨著倒角半徑的增加而增加，但不會超過第一峰值。此后沖擊力持續降低，所有試件的下降段斜率顯著低于上升段的斜率，也就是說試件的卸載段相對平緩；絕大部分試件在沖擊作用時間超過1.7 ms后，沖擊力接近零。由此可見，r對沖擊力時程曲線的形狀有顯著影響，即隨著r的增大，沖擊力時程曲線的波峰數會逐漸由一個向兩個發展，也就是沖擊力的有效作用時間會顯著延長。

2.3 應變時程曲線

沖擊試驗過程中，試件中部截面是關鍵部位，圖6給出了3個不同倒角半徑r的試件，在中部關鍵點的應變時程曲線，其中，正值為橫向拉伸應變，負值為軸向壓縮應變。從圖中可以看到，CFRP表面上4個對稱位置的軸向應變在沖擊時間達到約0.5 ms之前曲線基本重合，說明錘頭接觸試件時，試件基本處于軸向受力狀態，試件的表面修補及球鉸設置效果良好。此后，4個測點軸向應變逐步增大，接近破壞狀態時差距顯著，這顯然與試件出現開裂所導致的偏心有關，但各點應變時程曲線的發展趨勢和形狀類似。如前所述，試件的破壞都是由外包CFRP的撕裂導致的，在圖6中，也給出了破壞點及其對稱位置的應變時程曲線。從圖中可以看到，與軸向應變時程曲線類似，CFRP的拉伸應變在沖擊時間上存在一個明顯的折點，在此之前，角部CFRP的拉伸應變水平很低，而在此之后，拉伸應變迅速發展，產生顯著的約束效應。這個折點與r密切相關，r分別為15 mm、60 mm和150 mm時，折點出現的時間約為0.7 ms、0.6 ms和0.3 ms，也就是試件的倒角半徑越大，CFRP產生顯著約束作用的時間越早。表3給出了各組試件達到沖擊力峰值和極限狀態時，CFRP角部分別所對應的平均應變值εp和εu。

圖5 沖擊力時程曲線Fig.5 Impact force-time history curves

圖6 應變時程曲線Fig.6 Strain-time history curves

2.4 動態應力-應變曲線

沖擊試驗時，在錘頭接觸板的上表面安裝了加速度傳感器，測得了沖擊過程中錘頭的加速度時程曲線，忽略錘頭和底座的彈性變形，通過兩次積分可獲得整個試件的軸向壓縮時程曲線，進而得到縱向應變時程曲線，與沖擊力時程曲線進行對應，可以獲得試件的動態應力-應變關系曲線，如圖7所示。表3給出了各組試件的平均沖擊應力峰值fcc,d′。

圖7 動態應力-應變曲線Fig.7 Curves of dynamic stress-strain relationship

試件組次εp×10-6εu×10-6fcc,d'/MPaρv/(kJ·m-3)C3R03341405464.64590.7C3R153674640770.16666.2C3R303921778172.48679.9C3R6041081088375.40730.6C3R9044301107482.13749.2C3R12052791182487.37773.5C3R15056701215793.10897.2

從圖7可知，對于各組約束柱，在軸向應變到達約500 με之前，動態應力-應變曲線差別很小，與r的關系不顯著，這表明核心區混凝土沒有發生顯著開裂，外包CFRP增強層的約束水平很低，這與已有的靜力試驗結果基本一致。隨著應變的增大，動態應力-應變曲線出現明顯差異，隨著r的增大，試件的上升段越陡，其應力峰值fcc,d′越高。r對應力-應變曲線的下降段也有影響，r增大則試件的下降段越平緩，特別是r較大(r≥60 mm)時，曲線在峰值后有一個比較明顯的平臺段。

3 試驗參數分析

3.1 倒角半徑對沖擊性能的影響

當倒角半徑r變化時，CFRP發揮的側向效應不同，導致試件抗沖性能的不同。圖8給出了試件中間截面角部CFRP的峰值應力所對應的應變εp和極限應變εu與r的相關關系。從圖中可以看出，εp和εu都隨r的增大而增大，說明CFRP對試件抗沖擊承載力和延性的增強效應也在增大。值得注意的是，r的影響存在一個明顯的折點，當r<60 mm時，不僅εp和εu小，而且εp/εu也較小，表明小倒角半徑下，CFRP對沖擊性能的貢獻及材料利用水平都較低。當r≥60 mm時，CFRP的εp和εu增長顯著變緩，CFRP對于試件的角部約束作用趨于穩定。

圖8 εp和εu破與r的關系Fig.8 εp and εu versus r

圖9 fcc,d′和ρv與r的關系Fig.9 fcc,d′ and ρv versus r

表3圖9分別給出了沖擊應力峰值fcc,d′和能量密度ρv的數值及其與r的相關關系，其中，ρv定義為計算沖擊能量E與試件體積V的比值。從圖中可以看出試件的動態抗壓強度fcc,d′隨r的增加幾乎成線性增長，這顯然與圖8的分析結果相一致，r的增加有效改善了角部的應力集中，使得CFRP增強層對核心區混凝土的側向約束更均勻、更有效。

能量密度ρv可以看作在沖擊過程中，單位體積所吸收的沖擊能，這個指標與沖擊荷載峰值fcc,d′和試件變形能力都有關，是試件抗沖擊性能的綜合體現。如前所述，r的增大可以有效提高fcc,d′，試件的荷載-變形曲線也更加飽滿。因此，ρv會隨著r的增加而增大，但在r接近方柱和接近圓柱時變化幅度更大，其總的變化趨勢與fcc,d′與r的關系相類似。

3.2 動態增大系數

課題組進行了相同尺寸試件的靜力抗壓試驗，試驗測得了混凝土圓柱體試件(直徑150 mm，高度300 mm)的軸壓強度fck、無約束凝土柱的軸壓強度fco′(足尺試件)和CFRP約束混凝土柱的軸壓強度fcc′，試驗結果如表4所示。試驗表明，fco′/fck與倒角半徑r關系很小，7組試件的平均值為0.86。因此，將本試驗中測得的同條件養護圓柱體試件抗壓強度(fck,d=40.0 MPa)直接乘以0.86，即換算為對應的大試件抗壓強度(fco,d′=34.4 MPa)。為便于分析，定義倒角徑比rc=2r/b，也就是倒角半徑與試件邊長的一半之比。

從約束增強效應來看,相對于未增強試件，無論是靜態增強效應還是動態增強效應，都隨著倒角半徑比rc的增大而增大，如圖10所示。動態增大系數(DIF)是指動態強度與準靜態強度之比，用來描述強度隨應變率增大而提高的效應。考慮到本文所進行的沖擊試驗試件與靜力試驗試件并不是同批次澆筑，養護條件和試驗齡期也存在一定差別，因此，混凝土的基準強度存在差異，直接采用表4中的數據計算fcc,d′/fcc′顯然不合理，因此，本文定義動力增大系數DIF為增強效應之比，計算如下：

DIF=(fcc,d′/fco,d′)/(fcc′/fco′)

(1)

從圖10中可以看到，DIF隨rc的增大而減小，在1.23～1.82之間，表明CFRP約束柱的動力增大效應隨著CFRP約束作用增強而降低，顯然這與約束柱的靜力抗壓強度fcc′有密切關系，rc增大相應的fcc′越大，則DIF減小。從圖中看，DIF與rc大致呈線性關系，通過回歸分析，可以得到相關關系式如下：

DIF=1.84-0.69rc

(2)

圖10 動力增大系數與倒角半徑比的關系Fig.10 Curves of DIF-rc relationship

由于試驗數據很有限，式(2)適用的范圍是試件尺寸、約束程度與本文類似的CFRP約混凝土試件，且應變率在10 s-1數量級范圍內。對于試件尺寸、約束材料性能及應變率變化較大的情況，式(2)的參數需要進一步的研究。

表4 約束效應系數和動態增大系數

4 結 論

通過對7組大尺寸CFRP約束混凝土方柱進行相同沖擊能量的落錘沖擊試驗，可得到如下結論：

(1)在遭受大于臨界沖擊能量的落錘沖擊時，CFRP約束混凝土方柱的破壞是由試件中部倒角位置處的增強層被拉斷所導致的，試件的中間部分完全破碎，兩端由于受到摩擦力的約束作用而基本完好，倒角半徑r對破壞現象有顯著影響，r越大，試件的殘留體也越大。

(2)倒角半徑r對CFRP約束柱的沖擊過程有顯著影響。r越大，沖擊力作用時間增大，且外包CFRP產生顯著約束作用所需的時間越短，沖擊應力峰值和CFRP的極限應變也越大。

(3)CFRP約束混凝土柱的動力增大系數DIF隨倒角半徑比rc的增大而減小，基本成線性關系，在1.23～1.82之間。

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Experimental research on large-scale square columns confined with wrapped CFRP under drop hammer impact load

SHAN Bo1, LIU Bo1, XIAO Yan1,2, GIORGIO Monti1,3

(1. China Ministry of Education Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficiency, Hunan University, Changsha 410082,China; 2.Department of Civil Engineering, University of Southern California, Los Angeles CA90089, USA; 3. School of Architecture, University of Rome Sapienza, Rome 00197, Italy)

Concrete column confined with wrapped FRP may be suffered from axial impact loading, but the mechanical performance under axial impact of this composite structure is a blank research field. In this paper, seven groups of CFRP confined large-scale square columns with different corner radius, three specimens in each group, were conducted drop hammer axial impact tests. Corner radiusris the main test parameter. The impact force-time history curves, compressive deformation-time history curves, strain-time history curves of key points on CFRP jacket and the high-speed photography during failure process were obtained in the tests. The test results show that the fracture of CFRP jacket in the chamfer zone leads to failure of test columns and the failure characteristics of specimens is related to corner radiusr. Impact strength and energy density of confined columns obviously increase with corner radiusr. The relationship between dynamic increase factor (DIF) and corner radius ratiorcalmost presents a linear decrease relationship and the value varies from 1.23 to 1.82.

fiber reinforced polymer (FRP); confined concrete columns; drop test; impact resistance; dynamic increase factor

國家重點基礎研究發展計劃(973計劃)( 2012CB026204);中央高校基本科研業務費項目聯合資助

2015-06-02 修改稿收到日期：2015-10-20

單波 男，博士，副教授，1976年生

E-mail: supershanb@hnu.edu.cn

TU375.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.20.015