大尺寸CFRP约束混凝土方柱落锤动态冲击试验研究

单 波， 刘 波， 肖 岩,2， GIORGIO Monti ,3

(1.湖南大学 建筑安全与节能教育部重点实验室，长沙 410082；2.南加州大学 土木系，洛杉矶 CA90089；3.罗马第一大学 建筑学院，罗马 00917)



大尺寸CFRP约束混凝土方柱落锤动态冲击试验研究

单 波1， 刘 波1， 肖 岩1,2， GIORGIO Monti1,3

(1.湖南大学 建筑安全与节能教育部重点实验室，长沙 410082；2.南加州大学 土木系，洛杉矶 CA90089；3.罗马第一大学 建筑学院，罗马 00917)

采用FRP增强的混凝土柱在使用过程中，可能受到轴向冲击荷载作用，但目前这方面的研究基本处于空白。通过对7组21个大尺寸 CFRP约束混凝土方柱进行落锤轴向冲击试验，研究倒角半径r对约束柱抗冲击性能的影响。试验获取了锤头冲击力时程曲线、压缩变形时程曲线、FRP表面关键点的应变时程曲线和整个破坏过程的高速影像等信息。试验结果表明， CFRP约束混凝土方柱的破坏是由试件中部倒角位置处的CFRP被拉断所导致的，试件的破坏现象与倒角半径r有关；倒角半径r对约束柱的冲击性能有显著影响，r越大，冲击应力峰值和能量密度也越大；CFRP约束混凝土方柱的动力增大系数(DIF)随倒角半径比rc的增大而减小，基本成线性关系，在1.23～1.82之间。

FRP；约束混凝土柱；落锤；抗冲击性能；动态增大系数

纤维增强塑料(FRP)作为一种高性能复合材料，具有重量轻、强度高、耐腐蚀性好、施工简便等特性，在土木工程领域得到广泛应用。采用FRP外包混凝土柱，可以形成约束混凝土结构，从而显著提高混凝土柱的变形性能和承载能力[1-3]。

目前，国内外对FRP约束混凝土开展了大量研究，取得了不少的研究成果[4-8]。现有研究几乎集中在准静力抗压性能方面，然而，采用FRP增强的混凝土柱在使用期内，可能要承受轴向快速荷载的作用，如地震、冲击等。已有研究表明，当材料和结构以远高于静态应变速率产生变形时，其表现出来的力学性能与静力试验结果有较大差别[9]。一般而言，地震中产生的纵波会使结构柱产生轴向荷载变化，其应变率一般在10-3～10-2s-1，应变率效应相对较小[10-11]。但当建筑物内部发生爆炸并引起结构的连续坍塌时，应变率一般可达到10 s-1数量级，属于工程撞击问题，应变率效应较为显著，结构柱要承受强烈的轴向冲击，如“9.11”恐怖袭击中倒塌的世茂大厦[12]。而我国规范将爆炸及碰撞等作用归于偶然荷载，在设计时，其对建筑结构的具体影响并没有专门考虑，而一旦发生，造成的后果非常严重。因此，研究FRP约束混凝土柱的轴向冲击性能，对FRP增强混凝土结构在极端荷载作用下的加固设计和结构安全性能评估具有重要意义。

目前有关FRP约束混凝土柱的冲击性能的研究，按照应变率的大小可以归于3类：① 采用电液伺服试验系统进行快速加载，张宝超等[13-14]采用这种方法对CFRP约束混凝土小试件进行了快速加载试验，但受到试验机的限制，其最大应变率只达到0.219 s-1。② 采用分离式霍普金森压杆(SHPB)对FRP约束混凝土的动态力学性能进行试验，如李胜林等[15-16]分别开展了CFRP和AFRP外包混凝土圆柱体试件的试验，试件的平均应变率可以达到80 s-1，但由于试件的尺寸太小，试验结果难以反映实际结构的真实性能。③ 对FRP加固RC柱进行抗爆试验，通过全尺寸真实爆炸试验及计算分析研究结构柱抵抗爆炸作用的能力。CRAWFORD等[17-19]在这方面开展了相应的工作。但必须注意到，这种试验实际上是考察加固柱在横向冲击波作用下的压弯性能，并非轴向冲击性能。

落锤试验所产生的材料应变率与工程撞击基本处于同一范围，是研究FRP约束混凝土柱轴向抗冲击问题的有效手段。李湘云[20]采用落锤对19个CFRP约束混凝土小圆柱(直径150 mm，高300 mm)进行了冲击试验，但由于试件少、数据离散性太大，研究成果的参考价值相当有限。目前，大尺寸FRP约束混凝土柱的轴向抗冲击性能还是研究的盲区。结合已有静载试验和冲击试验的相关成果[21-24]，本试验以倒角半径作为研究参数，对7组大尺寸CFRP约束混凝土方柱进行落锤轴向冲击试验，以期为FRP约束混凝土的抗冲击性能评估和设计提供基础性成果。

1 试验概况

1.1 试验设计

本试验设计了7组大尺寸CFRP约束混凝土试件，标准试件的截面形式为方形，边长b=300 mm，高度h=600 mm，每组3个试件，试验参数为倒角半径r。r依次变化：0 mm，15 mm，30 mm，60 mm，90 mm，120 mm和150 mm，其中，r=0 mm和r=150 mm分别代表方柱和圆柱。试件设计的混凝土强度等级为C30，配合比为：水泥∶砂∶石∶水=1∶1.90∶3.10∶0.56，标准养护条件下28 d的立方体抗压强度为33.6 MPa。试验用单向碳纤维布为南京生产，配套环氧树脂为长沙生产。按照《定向纤维增强塑料拉伸性能试验方法(GB/T 3354—1999)》[25]制作了CFRP小试件，抗拉试验结果如表1所示。

表1 CFRP材性试验结果

1.2 试件加工

试件采用定制的钢模浇筑，每种规格的钢模3个，一共21个试模。浇筑时，混凝土分3层浇捣，采用插入式振捣器分层振捣。试件完成浇筑后，在室温下放置48 h后拆模，然后在室内放置30 d，再进行外包CFRP。

加固前，必须对试件的顶面进行修补，具体的修补方法为：首先，对试件顶面进行凿毛和打磨；然后，采用聚合物砂浆铺浆，铺浆厚度约为5 mm；接下来用一块机械抛光的钢板压顶，并保证钢板在铺浆硬化过程中保持水平；待砂浆硬化后移除钢板，并打磨除去侧面挤压出来的水泥浆，即可进行下一步工序。

试件加固前，先清除试件表面杂物，在干燥状态下涂刷底胶，然后再分层外包碳纤维布，每层布的搭接长度为100 mm。试件完成加固后，在室外放置30 d，然后进行落锤试验。

1.3 试验方案

试验在湖南大学建筑安全与节能教育部重点实验室的落锤冲击试验机上进行。该设备的主要构件有：机架、锤头、轨道、提升系统以及控制系统，如图1所示，其中，落锤沿导轨做自由落体运动，冲击荷载的大小通过调整落锤配重和下落高度来调节。经过几次预备试验，确定本次试验的锤头质量为903 kg，下落高度为6 m，整个试验过程中恒定不变。

图1 落锤试验机Fig.1 Drop test setup

为尽量保证试件试验时处于轴向冲击状态，定制了一个专用球铰置于支座上。每次试验前，先将试件放置在底座上，将其顶面与锤头进行对中，然后下降锤头压在试件上，再检查试件底面与球铰的对中情况并进行调整，保证锤头、试件与球铰三者轴线重合，同时保证试件上下端面与锤头和球铰接触面的完全接触，确认对中后，再进行冲击试验,试件编号及主要试验结果见表2。

表2 试件编号及主要试验结果

注：第一个字母C表示CFRP；第二个数字表示纤维布层数；第三个字母R表示倒角半径，其后紧跟倒角半径的数值；最后一个数字表示同组试件的序号。如C3R60-1表示：碳纤维布的层数为3层，倒角半径为60 mm，第1个构件。另有部分试件因仪器故障未采集到数据。

1.4 数据测量

落锤试验机配有数据采集系统，试验过程中，当锤头即将与试件顶面接触时，触动光电传感器产生触发信号，系统自动采集和记录数据。本次试验采集的数据包括：落锤的冲击速度、锤头加速度、锤头冲击力、试件表面测得的应变和冲击过程的高速影像等。

为了测量试件在冲击过程中的变形，沿试件轴向在上、中、下3个横截面上布置了应变片。考虑到CFRP在角部附近会产生较为显著的应力集中，因此在角部加密布置了应变片。对于中间截面，应变片的具体位置为：对于方柱(r=0 mm)，横向应变片粘贴在角部的最边缘和每条边的中点(b/2处)，共12个，纵向应变片粘贴在b/2处，共4个；对于圆柱(r=150 mm)，横向和纵向应变片均粘贴在圆周的4等分点处，共8个；对于其他截面形式，横向应变片粘贴在倒角的中点(C点)、倒角的起始部位(切线处，T点)和每条边的中点(b/2处，M点)，共16个，纵向应变片粘贴在b/2处，共4个。每种截面形式中间部位应变片的粘贴情况如图2所示，图中，A表示轴向。应变片编号的第一个数字表示截面位置(1、2、3分别代表上、中和下截面)，第二个字母代表部位，最后的一个或两个数字代表其序号，例如，2T21表示中间截面第二角第一个切点处的应变片。

图2 应变片布置Fig.2 Strain gages arrangement

2 试验结果与分析

2.1 试件破坏过程

试件的整个冲击过程，由高速摄影机拍摄下来，典型试件的冲击破坏过程如图3所示。高速摄像仪的快门速度为每秒500 帧，图像间隔为2 ms。各组试件的破坏过程表现出一定的相似性，以CFRP约束圆柱C3R150为例(图3(b)所示)，锤头刚接触试件时(0 ms)，试件没有变化；当冲击时间达到2 ms时，试件上部出现比较显著的振动，接触区域有较多细碎的混凝土飞溅出,导致上部图形较为模糊，同时，试件中部产生可见的横向变形，但CFRP增强层没有出现明显的破坏现象；当冲击时间达到4 ms时，试件中部CFRP被核心区胀裂的混凝土拉断，并有一些混凝土碎块向外飞溅，同时，对比0 ms时的锤头接触面位置，可以看到试件已经产生可见的压缩变形；当冲击时间达到6 ms时，试件变形进一步发展，CFRP完全撕裂胀开成条状；此后，试件的破坏更为严重，锤头相对于接触时刻的位置已产生明显的降低，到22 ms时，试件已经失去完整性。

冲击结束后，试件中间部分完全破碎，而两端基本完好，残留体为两个椎体，如图4所示，这显然与两端受到压板的横向约束有关。对于有倒角的方柱，纤维布的撕裂基本发生在倒角处，且倒角越小，撕裂口越整齐，非倒角面的纤维布的完整性越好。

图3 冲击破坏过程Fig.3 Failure process

图4 C3R0～C3R150的典型破坏形态Fig.4 Typical failure modes of C3R0～C3R150

2.2 冲击力时程曲线

每组进行了3个试件的重复冲击试验，图5给出了2组典型试件的冲击力时程曲线，从图中可以看到，同组试件的冲击力峰值、冲击力作用时间和时程曲线的形状都较为接近，说明试件的力学性能和试验结果比较稳定。从每组试验中选取有代表性的冲击力时程曲线，如图5(c)所示。可以看到，所有试件的冲击力时程曲线在接触时间达到0.2 ms前，基本上成线性增长；在接触时间超过 0.3 ms后，冲击力的增长速度出现显著降低，曲线的斜率不断减小；大部分试件的冲击力在接触时间到达0.6～0.7 ms时达到峰值，而r=60 mm和r=90 mm的两组试件，冲击力达到峰值的时间大概在0.5 ms左右；峰值过后，对于倒角较小的试件(r≤30 mm)，冲击力则快速下降，而对于倒角较大的试件(r>30 mm)，会出现第二个峰值，第二峰较之第一个峰平缓，且第二峰值基本随着倒角半径的增加而增加，但不会超过第一峰值。此后冲击力持续降低，所有试件的下降段斜率显著低于上升段的斜率，也就是说试件的卸载段相对平缓；绝大部分试件在冲击作用时间超过1.7 ms后，冲击力接近零。由此可见，r对冲击力时程曲线的形状有显著影响，即随着r的增大，冲击力时程曲线的波峰数会逐渐由一个向两个发展，也就是冲击力的有效作用时间会显著延长。

2.3 应变时程曲线

冲击试验过程中，试件中部截面是关键部位，图6给出了3个不同倒角半径r的试件，在中部关键点的应变时程曲线，其中，正值为横向拉伸应变，负值为轴向压缩应变。从图中可以看到，CFRP表面上4个对称位置的轴向应变在冲击时间达到约0.5 ms之前曲线基本重合，说明锤头接触试件时，试件基本处于轴向受力状态，试件的表面修补及球铰设置效果良好。此后，4个测点轴向应变逐步增大，接近破坏状态时差距显著，这显然与试件出现开裂所导致的偏心有关，但各点应变时程曲线的发展趋势和形状类似。如前所述，试件的破坏都是由外包CFRP的撕裂导致的，在图6中，也给出了破坏点及其对称位置的应变时程曲线。从图中可以看到，与轴向应变时程曲线类似，CFRP的拉伸应变在冲击时间上存在一个明显的折点，在此之前，角部CFRP的拉伸应变水平很低，而在此之后，拉伸应变迅速发展，产生显著的约束效应。这个折点与r密切相关，r分别为15 mm、60 mm和150 mm时，折点出现的时间约为0.7 ms、0.6 ms和0.3 ms，也就是试件的倒角半径越大，CFRP产生显著约束作用的时间越早。表3给出了各组试件达到冲击力峰值和极限状态时，CFRP角部分别所对应的平均应变值εp和εu。

图5 冲击力时程曲线Fig.5 Impact force-time history curves

图6 应变时程曲线Fig.6 Strain-time history curves

2.4 动态应力-应变曲线

冲击试验时，在锤头接触板的上表面安装了加速度传感器，测得了冲击过程中锤头的加速度时程曲线，忽略锤头和底座的弹性变形，通过两次积分可获得整个试件的轴向压缩时程曲线，进而得到纵向应变时程曲线，与冲击力时程曲线进行对应，可以获得试件的动态应力-应变关系曲线，如图7所示。表3给出了各组试件的平均冲击应力峰值fcc,d′。

图7 动态应力-应变曲线Fig.7 Curves of dynamic stress-strain relationship

试件组次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

从图7可知，对于各组约束柱，在轴向应变到达约500 με之前，动态应力-应变曲线差别很小，与r的关系不显著，这表明核心区混凝土没有发生显著开裂，外包CFRP增强层的约束水平很低，这与已有的静力试验结果基本一致。随着应变的增大，动态应力-应变曲线出现明显差异，随着r的增大，试件的上升段越陡，其应力峰值fcc,d′越高。r对应力-应变曲线的下降段也有影响，r增大则试件的下降段越平缓，特别是r较大(r≥60 mm)时，曲线在峰值后有一个比较明显的平台段。

3 试验参数分析

3.1 倒角半径对冲击性能的影响

当倒角半径r变化时，CFRP发挥的侧向效应不同，导致试件抗冲性能的不同。图8给出了试件中间截面角部CFRP的峰值应力所对应的应变εp和极限应变εu与r的相关关系。从图中可以看出，εp和εu都随r的增大而增大，说明CFRP对试件抗冲击承载力和延性的增强效应也在增大。值得注意的是，r的影响存在一个明显的折点，当r<60 mm时，不仅εp和εu小，而且εp/εu也较小，表明小倒角半径下，CFRP对冲击性能的贡献及材料利用水平都较低。当r≥60 mm时，CFRP的εp和εu增长显著变缓，CFRP对于试件的角部约束作用趋于稳定。

图8 εp和εu破与r的关系Fig.8 εp and εu versus r

图9 fcc,d′和ρv与r的关系Fig.9 fcc,d′ and ρv versus r

表3图9分别给出了冲击应力峰值fcc,d′和能量密度ρv的数值及其与r的相关关系，其中，ρv定义为计算冲击能量E与试件体积V的比值。从图中可以看出试件的动态抗压强度fcc,d′随r的增加几乎成线性增长，这显然与图8的分析结果相一致，r的增加有效改善了角部的应力集中，使得CFRP增强层对核心区混凝土的侧向约束更均匀、更有效。

能量密度ρv可以看作在冲击过程中，单位体积所吸收的冲击能，这个指标与冲击荷载峰值fcc,d′和试件变形能力都有关，是试件抗冲击性能的综合体现。如前所述，r的增大可以有效提高fcc,d′，试件的荷载-变形曲线也更加饱满。因此，ρv会随着r的增加而增大，但在r接近方柱和接近圆柱时变化幅度更大，其总的变化趋势与fcc,d′与r的关系相类似。

3.2 动态增大系数

课题组进行了相同尺寸试件的静力抗压试验，试验测得了混凝土圆柱体试件(直径150 mm，高度300 mm)的轴压强度fck、无约束凝土柱的轴压强度fco′(足尺试件)和CFRP约束混凝土柱的轴压强度fcc′，试验结果如表4所示。试验表明，fco′/fck与倒角半径r关系很小，7组试件的平均值为0.86。因此，将本试验中测得的同条件养护圆柱体试件抗压强度(fck,d=40.0 MPa)直接乘以0.86，即换算为对应的大试件抗压强度(fco,d′=34.4 MPa)。为便于分析，定义倒角径比rc=2r/b，也就是倒角半径与试件边长的一半之比。

从约束增强效应来看,相对于未增强试件，无论是静态增强效应还是动态增强效应，都随着倒角半径比rc的增大而增大，如图10所示。动态增大系数(DIF)是指动态强度与准静态强度之比，用来描述强度随应变率增大而提高的效应。考虑到本文所进行的冲击试验试件与静力试验试件并不是同批次浇筑，养护条件和试验龄期也存在一定差别，因此，混凝土的基准强度存在差异，直接采用表4中的数据计算fcc,d′/fcc′显然不合理，因此，本文定义动力增大系数DIF为增强效应之比，计算如下：

DIF=(fcc,d′/fco,d′)/(fcc′/fco′)

(1)

从图10中可以看到，DIF随rc的增大而减小，在1.23～1.82之间，表明CFRP约束柱的动力增大效应随着CFRP约束作用增强而降低，显然这与约束柱的静力抗压强度fcc′有密切关系，rc增大相应的fcc′越大，则DIF减小。从图中看，DIF与rc大致呈线性关系，通过回归分析，可以得到相关关系式如下：

DIF=1.84-0.69rc

(2)

图10 动力增大系数与倒角半径比的关系Fig.10 Curves of DIF-rc relationship

由于试验数据很有限，式(2)适用的范围是试件尺寸、约束程度与本文类似的CFRP约混凝土试件，且应变率在10 s-1数量级范围内。对于试件尺寸、约束材料性能及应变率变化较大的情况，式(2)的参数需要进一步的研究。

表4 约束效应系数和动态增大系数

4 结 论

通过对7组大尺寸CFRP约束混凝土方柱进行相同冲击能量的落锤冲击试验，可得到如下结论：

(1)在遭受大于临界冲击能量的落锤冲击时，CFRP约束混凝土方柱的破坏是由试件中部倒角位置处的增强层被拉断所导致的，试件的中间部分完全破碎，两端由于受到摩擦力的约束作用而基本完好，倒角半径r对破坏现象有显著影响，r越大，试件的残留体也越大。

(2)倒角半径r对CFRP约束柱的冲击过程有显著影响。r越大，冲击力作用时间增大，且外包CFRP产生显著约束作用所需的时间越短，冲击应力峰值和CFRP的极限应变也越大。

(3)CFRP约束混凝土柱的动力增大系数DIF随倒角半径比rc的增大而减小，基本成线性关系，在1.23～1.82之间。

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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

国家重点基础研究发展计划(973计划)( 2012CB026204);中央高校基本科研业务费项目联合资助

2015-06-02 修改稿收到日期：2015-10-20

单波 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