焦楚杰， 權(quán)長(zhǎng)青， 李習(xí)波， 申 博， 閆 毅

(1. 廣州大學(xué) 土木工程學(xué)院，廣州 510006； 2. 廣東石油化工學(xué)院 建筑工程學(xué)院，廣東 茂名 525000)

混凝土防護(hù)工程遭受彈體侵徹時(shí)，背爆面可能產(chǎn)生大面積的痂片區(qū)域、甚至發(fā)生碎片高速飛濺[1-3]，這是一種層裂現(xiàn)象。層裂的原因是由于入射壓縮波在結(jié)構(gòu)自由面反射為拉伸波后，在自由面附近某處形成相當(dāng)高的拉應(yīng)力σ，當(dāng)σ滿足動(dòng)態(tài)斷裂準(zhǔn)則時(shí)，該處將產(chǎn)生層裂破壞(出現(xiàn)裂縫或斷裂飛出)[4]，層裂破壞的嚴(yán)重程度，與混凝土的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度負(fù)向相關(guān)。

混凝土的拉壓比一直是工程界研究熱點(diǎn)，就素混凝土而言，隨其抗壓強(qiáng)度的提高，拉壓比減小，脆性現(xiàn)象更明顯，使材料性能不能得到充分利用。在混凝土基體內(nèi)摻入纖維可以顯著改善混凝土抗拉性能，同時(shí)摻入不同彈性模量的纖維(如鋼纖維和聚丙烯纖維)，更能各盡其善，起到增強(qiáng)增韌、降低成本的效果。Cadoni[5]通過(guò)試驗(yàn)對(duì)混凝土斷裂性能進(jìn)行應(yīng)變率的影響分析，發(fā)現(xiàn)試塊的抗拉強(qiáng)度、破壞應(yīng)變、斷裂能都隨應(yīng)變率的增加而顯著提高。Feng等[6]對(duì)聚合物混凝土進(jìn)行動(dòng)態(tài)劈裂試驗(yàn)，探討了不同混凝土抗拉強(qiáng)度的增強(qiáng)機(jī)理Brara等[7]采用霍普金森壓桿對(duì)C35級(jí)混凝土進(jìn)行層裂試驗(yàn)，獲得了層裂強(qiáng)度和斷裂能。賴建中等[8]對(duì)活性粉末混凝土進(jìn)行沖擊層裂試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨沖擊次數(shù)和應(yīng)變率的提高，材料的損傷程度、壓縮波和拉伸波衰減增加。

為探索一種新型的防護(hù)工程材料——混雜纖維高強(qiáng)混凝土(Hybrid Fiber Reinforced High Strength Concrete， HFRHSC)的抗沖擊性能，本文采用Hopkinson壓桿對(duì)鋼纖維體積率為0%～4%、聚丙烯體積率為0%～0.1%的C80級(jí)HFRHSC進(jìn)行層裂試驗(yàn)研究。

1 試驗(yàn)概況

1.1 原材料

PII52.5R普通硅酸鹽水泥、中砂、花崗巖碎石、硅灰、粉煤灰、減水劑、鋼纖維、聚丙烯纖維、自來(lái)水。鋼纖維體積率Vf為0%、2%、4%，聚丙烯纖維體積率Vp為0%、0.05%、0.1%，材料類型分別為C80V0P0、C80V2P0.05、C80V2P0.1、C80V4P0.05、C80V4P0.1。各材料類型對(duì)應(yīng)的配合比見(jiàn)表1。

1.2 試塊

HFRHSC層裂試塊尺寸為Φ70 mm×600 mm，每種配合比的混凝土制備4個(gè)試塊，試塊經(jīng)標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)后，對(duì)兩端面再進(jìn)行打磨處理，使其表面光滑以滿足試驗(yàn)要求(兩端面不平度公差≤0.2 mm，兩端面平行度公差≤0.5 mm)。同時(shí)每種配合比還制備了3個(gè)100 mm×100 mm×100 mm的試塊用以測(cè)量靜態(tài)劈裂強(qiáng)度，與層裂強(qiáng)度相比較。

表1 C80級(jí)HFRHSC配合比

1.3 試驗(yàn)原理及方案

采用Φ74 mm直錐變截面Hopkinson桿測(cè)量混凝土試塊的層裂強(qiáng)度，如圖1所示，對(duì)表1中各配合比HFRHSC試塊進(jìn)行應(yīng)變率為(1～10 s-1)和(20～30 s-1)層裂試驗(yàn)。采集入射波信號(hào)的8組應(yīng)變計(jì)與入射桿/試塊端面的距離分別為50 mm、80 mm、130 mm、180 mm、230 mm、280 mm、330 mm、380 mm，每個(gè)位置對(duì)稱貼兩個(gè)應(yīng)變片，將應(yīng)變上記錄的電壓信號(hào)轉(zhuǎn)化為應(yīng)變信號(hào)，再轉(zhuǎn)化為應(yīng)力信號(hào)，取平均應(yīng)力信號(hào)作為試驗(yàn)值。

因靠近試塊撞擊端有圣維南效應(yīng)[9-10]，應(yīng)變計(jì)不應(yīng)太靠近撞擊端，又考慮到應(yīng)力波初始衰減較劇烈，記錄波形的應(yīng)變計(jì)距離需較小，因此應(yīng)變片的貼片位置如圖1所示，試塊前兩個(gè)應(yīng)變計(jì)的間距為30 mm，其他應(yīng)變計(jì)的間距為50 mm。

圖1 典型層裂試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)圖Fig.1 Scheme of typical spalling experimental device

層裂的產(chǎn)生不僅與材料本身有關(guān)，應(yīng)力波的幅值和波形對(duì)層裂強(qiáng)度的影響至關(guān)重要，試驗(yàn)時(shí)采用長(zhǎng)度為70 mm的子彈，可以減小脈沖寬度，避免應(yīng)變計(jì)中入射波與反射波的疊加；短子彈易產(chǎn)生類似半周期的正弦波，可以減小波形的彌散。

為減小入射波傳播彌散對(duì)試驗(yàn)的不利影響，所有試驗(yàn)均在入射桿端加墊Ф12 mm×1 mm黃銅片作為波形整形器，通過(guò)采用波形整形器和萬(wàn)向頭技術(shù)，獲得了較好的試驗(yàn)波形，如圖2(a)；圖2(b)為加置波形整形器未加置萬(wàn)向頭的試驗(yàn)波形。圖2中A、B、C、D、E、F、G、H分別為試塊上8個(gè)截面上的應(yīng)變計(jì)所記錄的波形，從圖中可知，加置波形整形器和萬(wàn)向頭后試塊受力較為均勻，且波形上升沿陡峭，下降沿較為平緩。

本次試驗(yàn)的應(yīng)力波波峰出現(xiàn)了彼消此長(zhǎng)，這與其他學(xué)者所得的波形情況類似[11-12]，究其原因是，混凝土存有微觀孔隙，試塊各處密度、彈性模量不盡一致。因此在進(jìn)行數(shù)據(jù)處理時(shí)，本課題組取8組應(yīng)變計(jì)的平均值作為反演入射波。

(a) 加萬(wàn)向頭

(b) 未加萬(wàn)向頭圖2 應(yīng)變計(jì)波形Fig.2 Strain gauge wave form

反演入射波在自由面反射成拉伸波后，按入射波與反射波在自由端面附近相互作用的程序[13]，可以得到自由端附近的應(yīng)力分布，按試驗(yàn)后測(cè)量的層裂位置和拉伸波峰值交點(diǎn)確定層裂強(qiáng)度f(wàn)d，如圖3所示。圖中的水平軸為試塊各處位置距自由端的距離；斜直線為各拉伸波的峰值連線(即最有可能使試塊發(fā)生層裂破壞)；左起第一條豎線為試塊斷裂最靠近自由端的位置，第三條為試塊斷裂最遠(yuǎn)離自由端的位置，第二條為試塊斷裂位置距離自由端的平均值或者為斷裂最為集中位置。

圖3 層裂強(qiáng)度處理方法Fig.3 The spall strength processing method

以圖4為例，在圖3中第一條豎線為最靠近試塊自由端的破壞位置(距自由端226 mm)，第二條豎線為破壞最為集中的位置(距自由端230 mm)，第三條豎線為離試塊自由端最遠(yuǎn)的破壞位置(距自由端233 mm)。層裂強(qiáng)度為第二條豎線(黑粗線)與波峰的交點(diǎn)，即σF=11.6 MPa。

圖4 試驗(yàn)后C80V0P0-1試塊局部圖Fig.4 The local map of C80V0P0-1 specimen after experiment

名義平均應(yīng)變率，按式(1)計(jì)算

(1)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

表2為應(yīng)變率(1～10 s-1)和應(yīng)變率(20～30 s-1)下混凝土的層裂強(qiáng)度、拉伸波作用時(shí)間、應(yīng)變率的試驗(yàn)值。

表2 各類材料層裂試驗(yàn)值

圖5(a)、圖5(b)分別是應(yīng)變率(1～10 s-1)和應(yīng)變率(20～30 s-1)下混凝土的層裂強(qiáng)度與纖維體積率之間的關(guān)系，圖6是混凝土的靜態(tài)劈裂強(qiáng)度與纖維體積率之間的關(guān)系。

從圖5和圖6中可知，HFRHSC在動(dòng)態(tài)沖擊作用下的拉伸強(qiáng)度與靜態(tài)拉伸強(qiáng)度的差異很大，這與其他專家的研究結(jié)果一致[14-16]。由于混摻鋼纖維和聚丙烯纖維，出現(xiàn)了與單摻纖維不一樣的結(jié)果，如下分析。

圖5 HFRHSC層裂強(qiáng)度Fig.5 Spalling strength of HFRHSC

圖6 HFRHSC靜態(tài)劈拉強(qiáng)度Fig.6 Static tensive strength of HFRHSC

2.1 鋼纖維和聚丙烯纖維對(duì)層裂強(qiáng)度的影響

對(duì)比圖5(a)和圖5(b)知，纖維的摻入可以大幅提高HFRHSC的層裂強(qiáng)度，C80V2P0.05、C80V2P0.1、C80V4P0.05、C80V4P0.1在應(yīng)變率為1～10 s-1下比基體強(qiáng)度分別提高了87%、111%、129%、156%；在應(yīng)變率為20～30 s-1下分別提高了41.9%、59.8%、63.8%、44.5%。隨著纖維體積率的增大，HFRHSC層裂強(qiáng)度增大，但鋼纖維體積率Vf對(duì)層裂強(qiáng)度的提高幅度大于聚丙烯纖維Vp對(duì)層裂強(qiáng)度的提高幅度。

從圖5(a)中可知：①聚丙烯纖維體積率Vp=0.05%時(shí)，鋼纖維體積率Vf從2%增加到4%，層裂強(qiáng)度提高了22.2%；聚丙烯纖維體積率Vp=0.1%時(shí)，鋼纖維體積率Vf從2%增加到4%，層裂強(qiáng)度提高了21.6%。②鋼纖維體積率Vf=2%時(shí)，聚丙烯體積率Vp從0.05%增加到0.1%，層裂強(qiáng)度提高了12.7%；鋼纖維體積率Vf=4%時(shí)，聚丙烯纖維體積率Vp從0.05%增加到0.1%，層裂強(qiáng)度提高了12.1%。

從圖5(b)中可知：①聚丙烯纖維體積率Vp=0.05%時(shí)，鋼纖維體積率Vf從2%增加到4%，層裂強(qiáng)度提高了15.4%；聚丙烯纖維體積率Vp=0.1%時(shí)，鋼纖維體積率Vf從2%增加到4%，層裂強(qiáng)度下降了9.6%。②鋼纖維體積率Vf=2%時(shí)，聚丙烯纖維體積率Vp從0.05%增加到0.1%，層裂強(qiáng)度提高了12.6%；鋼纖維體積率Vf=4%時(shí)，聚丙烯纖維體積率Vp從0.05%增加到0.1%，層裂強(qiáng)度下降了11.7%。

表3給出了圖5(a)和圖5(b)的分析結(jié)果。

表3 1～30 s-1應(yīng)變率下層裂強(qiáng)度的增長(zhǎng)幅度

當(dāng)鋼纖維體積率Vf為2%保持一定時(shí)，聚丙烯纖維可以提高HFRHSC的層裂強(qiáng)度，但隨聚丙烯纖維體積率Vp的提高反而降低：Vp為0.1%時(shí)，層裂強(qiáng)度反而低于0.05%時(shí)的層裂強(qiáng)度；產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是，鋼纖維的體積率Vf為2%左右時(shí)，鋼纖維在混凝土振搗均勻，能有效發(fā)揮其增強(qiáng)增韌性能；而Vf達(dá)4%時(shí)，HFRHSC的和易性降低，鋼纖維難以均勻地分布在基體中，有纖維成團(tuán)和蜂窩現(xiàn)象，基體內(nèi)部孔隙增大增多、缺陷增多，層裂強(qiáng)度有提高較小和降低的可能。層裂過(guò)程先經(jīng)歷沖擊壓縮，孔隙易被壓縮，產(chǎn)生損傷累積，甚至出現(xiàn)微裂縫，隨著應(yīng)變率的提高，損傷累積越大，這就可以較好地解釋圖5(a)和圖5(b)中層裂強(qiáng)度隨鋼纖維體積率Vf的增大，提升幅度減小、降低的現(xiàn)象。

2.2 應(yīng)變率對(duì)層裂強(qiáng)度的影響

表4給出了應(yīng)變率(1～10 s-1)和應(yīng)變率(20～30 s-1)水平下HFRHSC各組材料類型的強(qiáng)度值。

表4 1～30 s-1應(yīng)變率下各類材料試驗(yàn)值

如表4所示，在應(yīng)變率為1～10 s-1水平下，層裂強(qiáng)度與劈裂強(qiáng)度的比值從1.64增加到2.45；在應(yīng)變率為20～30 s-1水平下，層裂強(qiáng)度與劈裂強(qiáng)度的比值從3.03增加到4.20。可見(jiàn)在動(dòng)態(tài)沖擊作用下，混凝土的層裂強(qiáng)度遠(yuǎn)大于靜態(tài)劈裂拉伸強(qiáng)度。

比較圖5(a)和圖6，在1～10 s-1應(yīng)變率水平下，未摻纖維的層裂強(qiáng)度較之于靜態(tài)抗拉強(qiáng)度提高較小，摻入纖維后，強(qiáng)度得到了較大提升，C80V0P0、C80V2P0.05、C80V2P0.1、C80V4P0.05、C80V4P0.1的提高幅度分別為64%、119%、145%、114%、137%；對(duì)比圖5(b)和圖6，在20～30 s-1應(yīng)變率水平下，C80V0P0、C80V2P0.05、C80V2P0.1、C80V4P0.05、C80V4P0.1的提高幅度分別為273%、276%、320%、148%、203%。

由于鋼纖維對(duì)層裂強(qiáng)度的增強(qiáng)效應(yīng)較為顯著，而且層裂強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增長(zhǎng)，呈線性提高。考慮該因素后，做出了圖7所示的，應(yīng)變率在1～30 s-1水平下HFRHSC的層裂強(qiáng)度，從圖中可以看到，在應(yīng)變率為1～10 s-1水平下，層裂強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增加而提高；在應(yīng)變率為20～30 s-1水平下，層裂強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增加而上下波動(dòng)?？偟膩?lái)說(shuō)，應(yīng)變率水平為20～30 s-1的層裂強(qiáng)度大于應(yīng)變率水平為1～10 s-1的層裂強(qiáng)度，這體現(xiàn)出了HFRHSC層裂強(qiáng)度的應(yīng)變率敏感性，應(yīng)變率敏感值為10 s-1左右。

圖7 HFRHSC層裂強(qiáng)度Fig.7 Spalling strength of HFRHSC

2.3 層裂破壞形態(tài)分析

圖8和圖9給出了C80V2P0.05、C80V2P0.1在不同應(yīng)變率水平下的層裂破壞形態(tài)，左端為試塊自由端面，從上到下應(yīng)變率逐漸增大，各類材料的具體破壞情況如表5所示。

圖8 C80V2P0.05類型層裂破壞Fig.8 Spall fracture of C80V2P0.05

圖9 C80V2P0.1類型層裂破壞Fig.9 Spall fracture of C80V2P0.1

表5 各類材料破壞形態(tài)

從圖9、圖10和表5分析可知，相同應(yīng)變率水平下，未摻纖維的高強(qiáng)混凝土試塊破損嚴(yán)重，一些小碎片飛離母體；摻有鋼纖維和聚丙烯纖維的高強(qiáng)混凝土在層裂破壞后，能保持原來(lái)的整體性。從試塊斷面觀察到，鋼纖維都是拔離出基體而并沒(méi)有拉斷，說(shuō)明鋼纖維的抗拉強(qiáng)度大于鋼纖維與基體之間的粘結(jié)強(qiáng)度；HFRHSC破裂面凸凹不平，素混凝土破裂面比較平齊，這是由于混凝土的不均勻性和難以密實(shí)性，加之有纖維的摻入，致使HFRHSC內(nèi)部各處抗拉伸極限強(qiáng)度不盡一致，因此在遭受沖擊加載時(shí)，極限抗拉強(qiáng)度較小的位置先破壞出現(xiàn)裂縫，然后各裂縫迅速向周?chē)鷶U(kuò)散，最終連成一斷面脫離整體，該斷面難以與自由端面平行，因此出現(xiàn)了裂縫走向雜亂的現(xiàn)象，圖10給出了部分試塊的層裂斷面圖。

圖10 HFRHSC層裂破壞斷面圖Fig.10 Spall fracture section of HFRHSC

通過(guò)破壞形態(tài)可知：①層裂破壞位置與試塊自由端的距離隨應(yīng)變率的提高而減??；②層裂次數(shù)隨應(yīng)變率的提高而增多；③理論上應(yīng)與自由端面平行，而HFRHSC試塊破壞結(jié)果為裂縫的走向趨勢(shì)雜亂，基本不與自由端面平行，原因在于混凝土內(nèi)部材料的不均勻性和不密實(shí)，纖維起到了阻裂、耗能作用。

3 結(jié) 論

(1) 采取波形整形器技術(shù)和萬(wàn)向頭技術(shù)，得到了適合試驗(yàn)的理想入射波形。波形上升沿陡峭，下降沿較為平緩，且在此類波形的作用下，HFRHSC試塊內(nèi)部受力相對(duì)比較均勻。

(2) 鋼纖維和聚丙烯纖維在HFRHSC基體內(nèi)起到了阻裂、耗能作用；隨著纖維體積率的增大，HFRHSC層裂強(qiáng)度增大，鋼纖維體積率Vf對(duì)層裂強(qiáng)度的提高幅度大于聚丙烯纖維Vp對(duì)層裂強(qiáng)度的提高幅度。

(3) 未摻纖維的層裂強(qiáng)度較之于靜態(tài)抗拉強(qiáng)度增幅較小，摻入纖維后，強(qiáng)度得到了較大提升；隨著應(yīng)變率的提高，HFRHSC層裂強(qiáng)度的提升幅度有了較大的提高，表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率敏感性。

(4) 素混凝土試塊的斷裂面相對(duì)平整，與素混凝土不同的是，HFRHSC試塊斷裂面凸凹不平、裂縫發(fā)展趨勢(shì)無(wú)規(guī)律；層裂破壞位置與試塊自由端的距離隨應(yīng)變率的提高而減?。粚恿汛螖?shù)隨應(yīng)變率的提高而增多。

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