鋼纖維地質聚合物混凝土沖擊力學性能研究

2023-02-22 14:29:16葉建峰劉憲成顏桂云黃冠驊莊金平

振動與沖擊 2023年3期

葉建峰，劉憲成，顏桂云，黃冠驊，莊金平

(福建工程學院福建省土木工程新技術與信息化重點實驗室，福州 350118)

地質聚合物混凝土通過工業廢棄物粉煤灰、礦渣為主要原料替代普通硅酸鹽水泥，實現了廢棄資源再利用，且地質聚合物混凝土具有早強快凝、結構較密、滲透率低、耐高溫、隔熱效果好等良好的性能[1-4]，是環境友好型的綠色建筑材料，引起了許多國內外研究者的興趣，成為國內外研究非?；钴S的材料之一。

開展鋼纖維地質聚合物混凝土抗沖擊力學性能的研究對于結構安全具有重大意義。目前，各學者對于其動態力學行為進行了一定的探索。魯強等[5]研究指出同普通混凝土類似，地質聚合物混凝土的峰值應力、峰值應變及抗壓強度均有顯著的應變率強化效應；楊健輝等[6]研究指出在混凝土中摻入纖維可改善結構力學性能，具有明顯的強度及能量效應；王志坤等[7]研究發現應變率的對數同地質聚合物混凝土的DIF(dynamic increasing factor)呈明顯的線性關系，而高溫對于地質聚合物混凝土動態抗壓強度有不利作用；陶鑫等[8]研究指出鋼纖維摻量的提高會增強地質聚合物混凝土的強度、彈性模量及延性等力學性能；羅立峰[9]研究揭示了鋼纖維聚合物改性混凝土具有良好的抗沖擊性能可作為橋面鋪裝的理想復合材料；潘慧敏等[10]揭示了鋼纖維對混凝土基體脆性的改善效應，其韌性系數最大提升近基準混凝土的10倍。已有研究表明，地質聚合物混凝土相較于普通硅酸鹽混凝土而言，其脆性更為明顯，加入鋼纖維為解決其脆性等缺陷提供了可行的方法，但研究仍不充分，且缺少關于鋼纖維地質聚合物混凝凝土的抗沖擊應力-應變本構模型的研究。因此，有必要對鋼纖維地質聚合物混凝土的抗沖擊力學性能做進一步的研究。

本文通過控制粉煤灰、礦渣的用量配制不同基準強度的地質聚合物混凝土，再摻入不同體積量的鋼纖維制備出鋼纖維地質聚合物混凝土試件。采用直徑為80 mm的霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar，SHPB)對在不同沖擊氣壓(對應不同應變率)、不同體積鋼纖維摻量的地質聚合物混凝土的抗沖擊性能進行研究，探究鋼纖維對試件的破壞形態、應力應變曲線、韌性指數等力學性能的影響，并建立鋼纖維地質聚合物混凝土的動態應力-應變本構模型。

1 試驗設計

1.1 試件制備

原材料：細骨料(細度模數為2.65，表觀密度及堆積密度分別為2.65 g/cm3，1.55 g/cm3，含有少量雜質的中粗砂)；粗骨料(粒徑9～12 mm，表觀密度及堆積密度分別為2. 72 g/cm3，1.68 g/cm3，吸水率0.65%，壓碎指標為8.3%的天然碎石)；高爐礦渣(密度2.92 g/cm3，比表面積460 m2/kg，28 d活性指數大于95%，含水量小于1.0%的高爐礦渣粉)；粉煤灰(密度2.34 g/cm3，比表面積800 m2/kg，28 d活性指數大于65%，含水量小于5.0%的Ⅱ級F類粉煤灰)；鋼纖維(鍍銅微絲型鋼纖維，密度7.8 g/cm3,直徑0.2 mm，長度13 mm，如圖1所示)；堿激發劑(采用純度為99%的片狀固體氫氧化鈉(NaOH)，模數為3.4，波美度為39°Bé，氧化鈉、二氧化硅及水含量分別為7.4%，27.6%，65%的硅酸鈉水玻璃，采用自來水作為拌合水)。

圖1 鍍銅微絲型鋼纖維

試驗共設置了15組普通地質聚合物混凝土配合比，鋼纖維的摻入根據JGJ/T 221—2010《纖維混凝土應用技術規程》進行，其他材料的用量根據JGJ 55—2011《普通混凝土配合比設計規程》進行。經過合理配置獲得所需基準強度配比后，將溶膠比控制在0.55，在此基礎上，通過控制粉煤灰、礦渣用量和外摻體積率分別為0.3%，0.6%，0.9%，1.2%的鋼纖維來配制不同強度的鋼纖維地質聚合物混凝土。各組地質聚合物混凝土試件試驗配合比，如表1所示。

表1 各組地質聚合物混凝土試驗配合比

試件制作尺寸為Φ72 mm×36 mm的圓柱體沖擊試件15組，每組在3種不同沖擊氣壓作用下重復試件3個，共計試件135個。經攪拌完成后，將事先準備好的PVC(polyvinyl chloride)管進行混凝土澆筑，并置于室外進行自然養護28 d。經加工脫模后的SHPB試件，如圖2所示。

圖2 SHPB試件

1.2 試驗裝置

分離式SHPB裝置主要由試驗加載裝置、壓桿系統、數據采集及處理系統三部分組成。

(1) 加載裝置。主要由高壓氣瓶及氣壓控制系統兩部分組成。通過氣壓調節系統可控制純氮輸入量來獲得所需的沖擊壓縮氣壓值，進而可賦予撞擊桿不同的沖擊速度。

(2) 壓桿系統。由撞擊桿、入射桿、透射桿和吸收桿等部分組成，4種桿件等截面(即有相同的直徑)所用的材質相同,如圖3所示。試驗過程中入射桿桿端需貼尺寸為Φ20 mm×1 mm的黃銅片減小橫向慣性效應和波形彌散效應[11-13]。

(a) 試件放置

(3) 數據采集及處理系統。主要包括測速系統、電阻應變片、超動態應變儀等。

1.3 試驗加載

為了試件的抗沖擊性能，分別采用70 s-1，110 s-1，210 s-1作為試件的理論應變率，由文獻[14]方法，確定不同理論應變率對應的沖擊波速分別為15.3 m/s，19.9 m/s和22.9 m/s。通過測試該SHPB沖擊速度與沖擊氣壓的對應關系，最終獲得當氣壓為0.35 MPa，0.45 MPa，0.55MPa時，滿足理論應變率要求。因此，確定加載氣壓分別為0.35 MPa，0.45 MPa，0.55 MPa。

2 試驗結果及分析

2.1 鋼纖維地質聚合物混凝土試件應力-應變曲線

試件的動態抗壓強度與應力-應變曲線由采集到的脈沖信號經分析后得到。各試件典型應力-應變曲線如圖4所示，以SF20-S0-50-70 s-1-1標注為例：“SF20”為礦渣量占摻粉煤灰與礦渣總量的20%；S0為鋼纖維體積摻量為0；“50”為基準強度為C50的普通地質聚合物混凝土；“70 s-1”為試件的應變率；“1”為重復試件編號。鋼纖維地質聚合物混凝土SHPB力學特征量,如表2所示。

表2 鋼纖維地質聚合物混凝土SHPB力學特征量

(a) SF20-S0-50

2.2 應變率對鋼纖維地質聚合物混凝土動態抗壓性能的影響

試件在不同應變率下動態抗壓強度的變化，如圖5所示。由圖5可知，沖擊荷載作用下鋼纖維地質聚合物混凝土試件的動態抗壓強度均隨著應變率的增大呈現逐漸增大的趨勢。以SF20-S0.6-50為例，當應變率為65.4 s-1，100.4 s-1，218.7 s-1時，試件對應的動態抗壓強度分別為56.11 MPa，102.14 MPa，124.60 MPa。

(a) 0鋼纖維摻量

鋼纖維參量0.6%、混凝土基準強度C50的試件在不同應變率下的破壞形態，如圖6所示。由圖6可知，隨著應變率的提高，鋼纖維地質聚合物混凝土試件的完整性逐漸變差，可知試件抗沖擊性能的應變率相關性較高，與已有文獻中對普通鋼纖維混凝土的描述相一致[15]。試件整體由最初的小塊碎屑脫落轉變為開裂成諸多碎塊，這是由于隨著應變率的提高，試件通過開展更多的裂紋或破碎成塊狀來消耗沖擊能量。

(a) 70 s-1

2.3 鋼纖維摻量對鋼纖維地質聚合物混凝土動態抗壓強度的影響

鋼纖維地質聚合物混凝土試件動態抗壓強度與鋼纖維摻量之間的關系，如圖7所示。對于C50基準強度混凝土而言，其動態抗壓強度隨著鋼纖維摻量的提高有著明顯的增大趨勢，當應變率為70 s-1時，隨著鋼纖維摻量的提高，試件動態抗壓強度由最初的45.64 MPa增長到85.62 MPa，增幅87.6%；當應變率為210s-1時，隨著鋼纖維摻量的提高，試件動態抗壓強度由最初的110.16 MPa增長到154.45 MPa，增幅40.2%。但對于C60和C70基準強度混凝土，隨著鋼纖維摻量的增大，其動態抗壓強度變化不大。表明，鋼纖維摻量對較低強度地質聚合物混凝土的動態抗壓強度影響較大，而對強度較高的地質聚合物混凝土影響不大。

(a) C50基準強度混凝土

不同鋼纖維體積摻量的試件在相同沖擊氣壓下的破壞模態，如圖8所示。由圖8可知，隨著鋼纖維摻量的提高，試件的完整性逐漸提高。這是由于鋼纖維地質聚合物混凝土試件在沖擊荷載作用下，鋼纖維可在裂縫處起到橋接作用，有效阻止裂縫進一步擴大，并通過自身的變形來消耗沖擊能量，同時由于鋼纖維與內部混凝土之間黏結力的存在，可使更多的內部混凝土參與到沖擊耗能中，避免了試件出現破壞的貫穿裂縫，從而使試件在承受相同動態荷載下的破壞形態向較為完整的方向發展。

(a) S0

2.4 混凝土基準強度對鋼纖維地質聚合物混凝土動態抗壓強度的影響

試件混凝土基準強度對動態抗壓強度的影響，如圖9所示。由圖9可知，隨著混凝土基準強度的提高，鋼纖維地質聚合物混凝土的動態抗壓強度整體呈增大的趨勢。當應變率為70 s-1，鋼纖維摻量為0.6%時，3種混凝土基準強度對應的動態抗壓強度分別為56.11 MPa，71.58 MPa，84.80 MPa，其動態抗壓強度最大提高了51.1%；當應變率為110 s-1時，3種混凝土基準強度對應的動態抗壓強度分別為102.14 MPa，85.81 MPa，124.45 MPa，其動態抗壓強度最大提高了21.8%；當應變率為210 s-1時，3種混凝土基準強度對應的動態抗壓強度分別為124.60 MPa，155.79 MPa，154.08 MPa，其動態抗壓強度最大提高了23.7%。

(a) 0鋼纖維摻量

在鋼纖維摻量0.6%、應變率70 s-1下不同混凝土基準強度試件的破壞形態，如圖10所示。由圖10可知，隨著混凝土基準強度的增加，沖擊荷載作用下試件的整體性更好，抗沖擊性能更高。主要由于隨著礦渣含量的提高(亦即混凝土基準強度的提高)，試件內部材料水化反應更為充分，大量的水化產物對結構內部薄弱區進行了填補，起到了很好的黏結作用，試件的完整性逐漸提高且力學性能得到了改善，整體的開裂碎塊減少且碎塊體積增大。

(a) C50

2.5 鋼纖維地質聚合物混凝土的變形性能

采用ASTM C1018能量比值法獲取鋼纖維地質聚合物混凝土韌性指數，并探究混凝土基準強度、鋼纖維摻量及應變率與韌性指數之間的關系。標準的ASTM C1018能量比值法體系示意圖，如圖11所示。εcr為0.85倍峰值應力對應的應變，用其表示試件初裂時的應變；I1為當應變為3εcr時對應的曲線包裹面積與當應變為εcr時對應曲線包裹面積的比值；I2為當應變為5εcr時對應的曲線包裹面積與當應變為εcr時對應曲線包裹面積的比值；I3為當應變為15.5εcr時對應的曲線包裹面積與當應變為εcr時對應曲線包裹面積的比值，計算公式如式(1)所示。

圖11 ASTM C1018韌性指數評價法

(1)

采用式I1計算獲得各組試件的韌性指數，韌性指數與鋼纖維摻量、應變率及混凝土基準強度之間的關系，如圖12所示。由圖12可知，在相同應變率與混凝土基準強度下，隨著鋼纖維摻量的增加，試件的韌性指數整體呈現增大的趨勢，說明鋼纖維改善了試件的韌性性能。主要原因為：當鋼纖維摻入地質聚合物混凝土試件后，鋼纖維被結構內部的水化產物及砂漿充分包裹，在試件內部礦渣、粉煤灰等膠凝材料與骨料形成的界面過渡區及裂縫處起到了橋接作用，有效地阻止了試件內部裂縫發展，降低了試件內部裂縫數量，對試件的韌性起到了改善作用。

(a) SF20-C50

試件在相同混凝土基準強度與鋼纖維摻量時，沖擊荷載作用下的韌性指數隨著應變率的增大而逐漸增大，以SF20-S0.3-50為例，當應變率為62.6 s-1，102.1 s-1，211.7 s-1時，其韌性指數分別為2.72，3.35，4.35。主要原因是由于試件在沖擊荷載作用下，應變率越高，試件內部的裂縫開展來不及發展，試件在沖擊荷載作用下表現出的動態抗壓強度就越高，從而試件的韌性指數就越高。

在相同應變率下，隨著混凝土基準強度的提高，各試件的韌性指數逐漸增大。以鋼纖維摻量為0.6%為例，當應變率為70 s-1時，3種基準強度混凝土對應的韌性指數分別為2.94，4.19，4.98，其韌性指數最大提高了69.4%；當應變率為110 s-1時，3種基準強度混凝土對應的動態抗壓強度分別為3.13，4.72，5.45，其韌性指數最大提高了74.1%；當應變率為210 s-1時，3種基準強度混凝土對應的韌性指數分別為4.33，5.39，6.17，其韌性指數最大提高了42.5%。同時也表明，試件的韌性指數也具有明顯的應變率效應。

3 ABAQUS軟件數值分析與驗證

采用ABAQUS軟件對鋼纖維地質聚合物混凝土試件進行了SHPB數值模擬，與試驗結果進行對比分析與驗證。

3.1 有限元模型的建立

為了實現鋼纖維三維的隨機分布，采用 Python 編寫了隨機纖維分布模型代碼子程序。采用蒙特卡洛方法，使用Python語言中的random命令，生成區間在(0,1)上的偽隨機數，采用Truss單元作為鋼纖維，進行部分體積的替代，Python編寫的鋼纖維隨機分布三維圖形，如圖13所示。

圖13 鋼纖維隨機分布三維圖

ABAQUS軟件數值模型，如圖14所示。圖14中從左到右依次為入射桿、鋼纖維地質聚合物混凝土試件和透射桿。在SHPB有限元模擬過程中，包含了兩個接觸條件，即入射桿與試件前表面的接觸，透射桿與試件后表面的接觸。在整個試驗過程中，這兩個接觸面都均勻的涂滿了凡士林，以減小試件與SHPB之間摩擦力的影響。因此，在有限元建模中，將這兩對接觸均定義為面面接觸，法向接觸定義為硬接觸，切向接觸則采用罰函數來定義摩擦，取摩擦因數為0.01。鋼纖維地質聚合物混凝土的損傷演變采用混凝土損傷塑性模型。壓桿系統在試驗中呈彈性，定義壓桿材料為各項同性，彈性模量為220 GPa，泊松比為0.20，密度為7 800 kg/m3。采用動力顯式分析(Dynamic，Explicit)算法，總時間為0.000 6 s。所建立模型中各部件的尺寸信息、單元類型及各個部件單元個數如表3所示。

(a) SHPB有限元模型圖

表3 模型各部件基本信息

由于在實際試驗過程中，撞擊桿(子彈)在整個試驗過程中起到的作用為產生入射應力波，所以在有限元建模過程中省略了對撞擊桿(子彈)的模擬，進而采用在實際試驗過程中采集到的入射應力波，將其換算為力-時間曲線，作為均布荷載直接加載于入射桿的前端表面，典型的入射應力波如圖15所示。

圖15 SHPB入射波典型波形圖

3.2 數值結果與分析

試件SF25-S0.6-60在210 s-1應變率沖擊下的模擬破壞模態與實際試驗破壞對比圖，如圖16所示。由圖16可知，試件從邊緣開始破壞，再逐步擴散至試件的中心，這與試驗中得到的現象一致，試件的單元大多在320～500 μs內開始失效破壞，接著試件開始產生徑向的膨脹，單元也逐漸開始剝離。

(a) t=200 μs

試件SF25-S0.6-60在210 s-1應變率下數值模擬應力應變曲線與試驗應力應變曲線對比，如圖17所示。由圖17可知，數值模擬的應力應變曲線上升段及峰值應力與試驗應力應變曲線吻合較好，而下降段應變的模擬與試驗結果有一定的差異，主要是由于沖擊試驗的應力應變曲線下降段存在較大的離散型?？傮w而言，有限元分析結果與試驗結果吻合較好，驗證了結果的可靠性。

圖17 試驗與數值模擬應力應變曲線對比

4 鋼纖維地質聚合物混凝土沖擊應力-應變本構模型

鋼纖維地質聚合物混凝土動態抗壓應力-應變曲線關系采用過鎮海[16]提出的分段式本構模型，如式(2)～式(4)所示。根據試驗數據，通過數學手段進行統計回歸，最終提出參數a，b、應變率θ與鋼纖維體積摻量γ的關系如下

x=ε/εc

y=σ/fc

(2)

上升段

y=ax+(3-2a)x2+(a-2)x3

(3)

下降段

y=x/[b(x-1)x2+x]

(4)

式中：a=1+0.016 8θ;b=2e-0.35γ(1+0.001 2γ);fc=FDI-σ-σ·fc′，FDI-σ為應力動態增長因子,fc′為鋼纖維地質聚合物混凝土棱柱體的靜態軸心抗壓強度；εc=FDI-ε-ε·εc′，FDI-ε為應變動態增長因子,εc′為峰值應變；θ為應變率;γ為鋼纖維體積摻量。

為驗證該沖擊應力-應變本構模型的準確性，計算獲得不同基準強度的鋼纖維地質聚合物混凝土的應力-應變曲線，并與試驗結果進行對比，結果如圖18所示。由圖18可知，本構計算曲線與試驗曲線總體吻合良好，可預測沖擊荷載下鋼纖維地質聚合物混凝土的力學性能。