吴 远,王子国,孙晓晨,彭 永,孙宇雁

(1.青岛理工大学 土木工程学院, 山东 青岛 266520; 2.国防科技大学 文理学院, 长沙 410073)

0 引言

混凝土是防护工程领域普遍应用的工程材料,非战争时期防护工程主要是应对低速冲击,但混凝土固有的脆性特点导致在承受冲击荷载时极易发生脆性破坏而丧失防护效能。为提高混凝土材料的抗冲击性能,国内外学者开展了众多研究[1-6]。大量研究证实钢管混凝土具有优异的抗冲击性能[7-11],通过钢管对核心混凝土提供约束作用,使混凝土在受到轴压时即处于三向受压状态,极大地提高了构件的承载力及变形能力,有效的提高了构件整体稳定性。但是,钢管混凝土在受轴压作用初期,钢管处于弹性阶段,与混凝土间的相互作用较小,能够提供的约束作用有限,尤其是采用高强混凝土时,由于混凝土破坏前变形较小,钢管在达到峰值荷载时能提供的约束作用更小[12-13]。自应力混凝土通过化学反应使混凝土体积膨胀,在侧限约束条件下,可以增强约束效果,但提供的自应力不高且不稳定[14]。谢剑等[15]运用扭力扳手沿着混凝土圆形短柱高度方向安装不同间距的钢箍,由此对混凝土圆形短柱施加径向预应力,通过轴压实验发现,安装预应力钢箍的普通混凝土柱的轴压承载力及变形能力较未施加预应力钢箍约束的混凝土柱分别提高了107%和504%。张素梅等[13]提出了钢管约束的钢管混凝土,在传统钢管混凝土柱外侧加套一个大于原钢管直径且小于钢管混凝土柱长度的钢管,加套钢管与钢管混凝土柱之间用灌浆料填充;在受荷阶段,外侧加套钢管只对内部钢管混凝土产生横向约束作用,不承受纵向荷载。轴压试验结果表明,钢管约束的钢管混凝土较传统钢管混凝土的轴压承载力进一步增强;内部钢管混凝土的破坏模式在外侧加套钢管的约束条件下,可以由脆性破坏转变为延性破坏。为了提高钢管混凝土的钢材利用率且较简便地对混凝土施加较大预应力,王子国等[16-17]提出了一种锥台嵌挤预应力约束方法,将直径微大于约束钢环的混凝土锥台挤入与之匹配的约束钢环内,通过锥面配合契紧的方式对混凝土沿径向施加预应力,通过数值模拟证明了该方法能够较为简便地通过调节混凝土锥台的下压深度、盈差以及压入力的大小等指标控制预应力大小,且在一定范围内预应力越大,钢环约束混凝土靶的抗弹丸高速侵彻性能越好。

本文中应用王子国等提出的锥台嵌挤预应力约束方法制备预应力约束混凝土,通过落锤冲击试验,研究其抗冲击性能和破坏模式,并与素混凝土和常规钢环约束混凝土对比,同时分析不同参数对预应力约束混凝土抗冲击性能的影响规律,为后续抗高速冲击性能研究和防护工程实践应用提供参考依据。

1 预应力约束作用原理

如图1(a)所示,在室温条件下,以楔形体契紧的原理,将圆形混凝土锥台强行挤入与之锥面配合的约束钢环内,实现径向的预应力约束[16],得到圆形构件。

图1 预应力约束混凝土预应力作用原理Fig.1 Principle of pre-stressing action of the pre-stressed confined concrete

以同样的原理得到正多边形构件(图1(b))。混凝土锥台和约束环的截面设计如图1(c)所示,混凝土锥台与约束环内环的横截面形状相同,混凝土锥台与约束环内壁的锥面倾角均为α,混凝土锥台与约束环的高度均为h1,混凝土锥台上底面直径与约束环的上底面内径之差(盈差)为δ,两者在锥面接触时的顶面或者底面的高差为h。随着下压推力的增大,混凝土锥台逐渐压入约束环内,而且压入深度越大,约束环的弹性恢复力对混凝土锥台施加的径向预压应力σ0就越大,当两者的上下表面达到齐平时,钢环上底面内径扩张了Δ,如图1(d)所示[17]。

2 试验概况

2.1 原材料

配制混凝土采用山铝P·O 52.5水泥,青岛电厂Ⅱ级粉煤灰,青岛中矿宏远S95级矿粉;河砂细度模数3.1,表观密度2 557 kg/m3,玄武岩粒径5～20 mm,级配良好,表观密度3 001 kg/m3;水为普通自来水;采用苏博特聚羧酸高效减水剂,减水率为35%。

约束环采用45号钢,实验[18]测得该钢材的屈服强度平均值fy=318.5 MPa,极限抗拉强度平均值fu=497 MPa,平均断裂延伸率为26%,弹性模量E=201 GPa,泊松比v=0.3。

2.2 试件准备

约束环采用钢环,加工误差为±0.03 mm,高度为63.5 mm,钢环外侧面垂直于底面,底面外直径(或正多边形外对边距)为152 mm。依据钢环形状、上底面环厚度b、锥面倾角α的大小,将钢环分为10种规格如表1所示,其中d1取自钢环上底面内径或者对边距。每种规格钢环制备2个,并在钢环外表面喷涂防锈漆,用透明胶带封底,钢环内表面涂脱模剂。

表1 约束环规格(制作精度±0.03 mm)Table 1 Specifications of the steel ferrule (production accuracy ±0.03 mm)

配制3种强度等级的混凝土,配合比见表2。将拌制好的混凝土装入上述钢环内(图2(a)),稍振动成型,同时制备尺寸为100 mm×100 mm×100 mm的抗压强度测试试块,和尺寸为150 mm×150 mm×300 mm的弹性模量测定试块,每组3块。所有试件用保鲜膜覆盖表面,在温度为20±3 ℃的实验室环境中养护1 d后脱模编号(图2(b)),然后将混凝土试块移至养护室(20±2 ℃,相对湿度70%,图2(c))养护17 d后取出,根据《混凝土物理力学性能试验方法标准》GB/T50081—2019测定编号A、B、C的混凝土18 d抗压强度分别为40.0、53.7、63.5 MPa,静力受压弹性模量分别为31.1、34.0、35.8 GPa。

表2 混凝土配合比 (kg/m3)Table 2 Mix proportion of concrete

图2 混凝土锥台的制作与养护Fig.2 Fabrication and curing of concrete frustums

利用上述混凝土锥台试块和钢环模具制作落锤冲击试验试件。经过测量得知,混凝土锥台的径向收缩量基本可以忽略。根据约束情况,将试件分为3组,分别是素混凝土(U)组、钢环约束混凝土(S)组、锥台嵌挤预应力约束混凝土(P)组。其中,U组试件是无钢环的混凝土锥台;S组试件是将混凝土锥台装入钢环内,接触面相互作用力非常小。P组试件制作过程如图3所示,采用在混凝土锥台的侧面粘贴若干层玻璃纤维布来实现不同的盈差δ。每层纤维布0.2 mm厚,裁剪成对应于不同锥面倾角的、与混凝土锥台锥面形状相吻合的弧形片(图3(a)),每片粘贴后有对接缝(图3(b)),因此可以忽略纤维布的约束作用。粘结剂采用环氧树脂。预应力的大小通过应变片测试,应变采集仪采用东华测试DH3816N型静态应变测试系统。应变片的粘贴位置为混凝土锥台上下表面的中心处(图3(c)和3(d)),并在钢环外侧面1/2高度处粘贴环向应变片以监测钢环环向应变(图3(e))。在试件的上下表面各垫一块预留沟槽的钢垫板,应变片接线穿过沟槽,以防止被压断。采用YAW-3000D型压力试验机将混凝土锥台缓慢压入钢环中(图3(e)),观察试件压入过程中采集仪的数值变化,当混凝土试件下底面应变数值高于600×10-6时,停止加压,待读数趋于稳定后,记录混凝土上下表面应变值ε,取两者平均值作为平均应变,依据胡克定律σ=Eε计算施加在混凝土上的平均预应力值,结果见表3。

表3 锥台嵌挤预应力约束混凝土(P)组试件实测预应力值(MPa)Table 3 Measured pre-stress value (MPa) of pre-stressed confined concrete (P) specimens

图3 预应力约束混凝土试件制备Fig.3 Preparation of pre-stressed confined concrete specimens

2.3 落锤冲击试验

自制落锤装置如图4,落锤呈圆柱状,底面直径63.5 mm,质量5 kg,冲击高度6 m。采用竖直的、直径为110 mm的PVC管作为落锤的导轨。为实现集中荷载作用,将直径为63.5 mm的实心钢球放在试件上表面的中心位置,用直径略大于钢球直径的限位套环框住钢球,以限制钢球在受冲击时的移动。试件的下部为钢垫板,采用45号钢制作,厚度为20 mm。每次冲击时,落锤自由下落,不受PVC管阻碍,直接冲击钢球。记录试件出现初始裂缝时的落锤冲击次数为初裂冲击次数N1,记录试件破坏时对应的冲击次数为终裂冲击次数N2。试件破坏的表征为:试件冲击面出现一条贯穿裂缝;或有至少3条裂缝从试件冲击面的中心发展到边缘;或试件底面出现裂缝。按式(1)计算冲击耗能。试件破坏情况的量测方法如图5所示,即测量试件破坏后的冲击面凹坑的最长直径和其垂直方向的直径大小,取两者的平均值作为凹坑直径的代表值D;量取凹坑最深处距表面的深度作为坑深H(精确到1 mm)。

图4 落锤装置Fig.4 Drop weight test device

图5 试件破坏情况的测量Fig.5 Measurement of specimen damage

W=N2×mgh

(1)

式中:W为落锤冲击的能量,J;m为落锤的质量,5 kg;g为重力加速度,取9.8 m/s2;h为下落的高度,6 m。

3 试验结果

落锤冲击试验的结果如表4和表5所示,试件的破坏形态如图6—图9所示。

表4 素混凝土(U)组与钢环约束混凝土(S)组冲击试验数据(表中所有试件N1=1)Table 4 Experimental data of plain concrete (U) group and steel ferrule confined concrete (S) group (N1=1)

表5 锥台嵌挤预应力约束混凝土(P)组冲击试验数据Table 5 Experimental data of pre-stressed confined concrete (P) group

图6 首次落锤冲击后,试件的破损情况(白色线标识裂缝)Fig.6 States of the specimens after the first impact (the white lines show the cracks)

如表4所示,在落锤首次冲击后,素混凝土(U)组的所有试件均破碎成多个碎块,即N1=N2=1,大部分碎块占原试件体积的1/5～1/2,如图6(a)—(d)所示;钢环约束混凝土(S)组的全部试件均在冲击面上出现初始裂缝,即N1=1,但除了编号为Sa-3的一个试件外,其他试件均未达到破坏状态,如图6(e)—(h)所示,此时试件仍然可以继续承受落锤冲击,直至破坏。Sb-0组由于脱模较困难,其中一个试件养护1d后在脱模过程中损坏,无试验数据。

随着落锤冲击次数增加,S组试件冲击面上的裂缝发展迅速,多个试件的底部出现了裂缝,平均N2值为2～5。如图7所示,由于钢环的环箍作用,S组试件破坏后整体性良好,均未发生碎块分散的现象。

图7 S组试件破坏状态(白色线标识裂缝)Fig.7 Failure states of Group S specimens (the white lines show the cracks)

如表5和图6(i)—(p)所示,锥台嵌挤预应力约束混凝土(P)组在经受落锤首次冲击后,除了编号为Pc-7-4的2个试件出现了可见裂缝,其他试件均表现为:只在冲击点处留有落痕,并无肉眼可见的裂缝。随着冲击次数的增加,落痕逐渐明显,并成为浅坑,如图8所示,有的试件表面开始出现非常细小的裂缝,平均N1值为2～20。

图8 P组试件初裂状态(白色线标识裂缝)Fig.8 Incipient crack of Group P specimens (the white lines show the cracks)

编号Pb-3的试件是P组试件中首先进行落锤冲击试验的试件,当冲击次数达到40次时,依然没有出现破坏表征,即表面没有出现贯穿裂缝、没有3条及以上的裂缝发展至钢环处,也没有出现底部裂缝,仅在表面成坑,如图9(a)和图9(b)所示。由于落锤冲击后采用人力提升方式复位,为了节省人力和时间,从P组的第二组试件开始,以20次落锤冲击作为终点进行冲击试验。在此过程中,当试件出现破坏表征时,冲击停止,记录冲击次数N2;当每组第二个试件的冲击次数与第一个试件相同时,测量试件破损程度H和D。从表5可以看出,当纤维布层数为1且钢环锥面倾角较小(α≤3°)时,落锤冲击20次后,试件并没有达到破坏状态,如图9(c)—(g)所示,试件表面产生浅坑、极少可见细裂纹、整体性良好、底面无裂缝。当倾角较大(α>3°),或纤维布层数大于1,或试件形状为正四角形时,试件平均N2值为4～20,如图9(h)—(n)所示,试件破坏时冲击面上出现3条及以上裂缝或贯穿裂缝,底部均无可见裂缝;相比S组试件的破坏形态,P组试件破坏时裂缝更细,整体性更好。

图9 P组试件破坏状态(白色线标识裂缝)Fig.9 Damage states of Group P specimens (the white lines show the cracks)

4 分析与讨论

4.1 约束形式的影响

由图10可知,U组与S组试件产生初始可见裂缝时,落锤冲击能量(次数)相同,但当试件破坏时,S组试件的落锤冲击能量是U组试件的2～5倍。其原因可以解释为,在S组试件受到落锤冲击之前,钢环与混凝土仅是接触,当冲击荷载作用在试件上时,混凝土表面受冲击挤压,冲击部位发生损伤破坏并沿横向发生膨胀变形,推动周围邻近的混凝土向外扩容,其外围钢管则限制这种扩容行为而产生约束力(被动约束),但是由于混凝土的极限拉伸应变非常小,还未等到钢管提供足够大的侧限约束时,混凝土已经产生初始裂缝;随着冲击次数的增加,混凝土沿横向继续扩容,钢环的侧限约束作用也增大,限制了混凝土裂缝发展,降低了碎裂风险,有效延缓了冲击破坏进程。

图10 U、S、P三组试件初裂和破坏时的冲击能量Fig.10 Impact energy of Groups U,S and P at initial crack and failure

如图10所示,当P组试件采用锥台嵌挤预应力约束形式,且平均预应力大于1 MPa(见表3)时,产生初始可见裂缝时的冲击能量是U组和S组试件的4～20倍;试件破坏时,P组试件对应的落锤冲击能量远高于U组和S组试件,甚至超过40倍。其原因可以解释为,通过锥台嵌挤形式对混凝土施加预应力约束,可以使混凝土在受到冲击作用之前即处于径向受压的应力状态(主动约束),由此,在围压作用下,混凝土内部的孔隙率降低,强度得到提高,在竖向冲击作用下,混凝土在预应力和钢环约束的联合作用下,局部破坏区域的横向膨胀很难推动邻近混凝土向外扩容,故混凝土主要以开坑破碎而非生成裂缝的形式耗散大部分冲击能量。因此,锥台嵌挤预应力约束混凝土形成初始可见裂缝所需的能量要比普通混凝土和无预应力钢环约束混凝土大得多,且裂缝发展缓慢,破坏时裂缝宽度小于钢环约束混凝土,从而体现为抗冲击破坏能力显著提高。

4.2 锥面倾角的影响

由表3可知,P组编号b-1到b-6的试件的平均预应力值随着钢环锥面倾角的增加,出现先增加后减小的趋势,其中,当锥面倾角为2°和3°时,平均预应力值最大,当锥面倾角为6°和8°时,钢环提供的平均预应力值急剧减小。从图10也可以看出相似的规律,即随着Pb组圆形钢环锥面倾角的增加,混凝土形成初始可见裂缝所需的能量先增大后减小,当锥面倾角为6°和8°时,所需能量最小;当钢环锥面倾角大于3°时,混凝土破坏时所需的冲击能量远小于锥面倾角≤3°的试件。其原因在于,受锥面倾角的影响,当混凝土锥台压入钢环时,其受到下压推力、与锥面垂直接触压力和与锥面平行的摩擦力,处于受力平衡状态。当撤除下压推力后,混凝土锥台如果要保持平衡,则垂直混凝土锥面的接触压力的向上分力需要小于摩擦力的向下分力,否则混凝土锥台将会反向滑出。因此锥面倾角过大时,当撤除下压推力后,锥台反向滑出,预应力显著减小,导致抗冲击性能明显下降。为了使试件具有更好的抗冲击性,锥面倾角不宜大于3°。

4.3 钢环厚度和盈差的影响

P组编号c-7的试件比c-3试件的钢环厚度增加,由表3可知,两者的平均预应力测定值相差不大,但Pc-3试件的钢环应力已超过屈服强度,而Pc-7试件钢环未发生屈服。试验结果显示,当落锤冲击20次时,Pc-7和Pc-3试件均未发生破坏,图11说明,Pc-7试件的坑深和坑直径均小于Pc-3试件。这说明增加钢环厚度,将增加试件的被动约束作用,从而提高混凝土的抗冲击性能。

图11 P组试件的坑深H和坑直径D(如无标注,冲击次数n=20)Fig.11 Crater depth H and crater diameter D of Group P specimens (if not marked,the number of impact n=20)

由表3和表5可知,从编号c-7到编号c-7-4的试件,随着纤维布层数的增加,平均预应力测定值反而减小。从图11发现,当落锤冲击20次时,Pc-7-2试件的坑深和坑直径均小于Pc-7试件;Pc-7-4试件破坏时对应的冲击次数最少,试件的坑深和坑直径最大。这可能是由于,随着纤维布层数增加,试件在预应力加载过程中锥面摩阻力也相应增大,当超过粘结剂的粘结强度时,纤维布层可能脱粘并向上滑动(图6(n)—(p))。当纤维布层数为4层时(图6(p)),移动的纤维布在锥面上缘累积,导致表层混凝土盈差和预应力过大、可能产生微损伤积累,试件初裂和破坏时对应的落锤冲击次数也相应减少。因此,通过增加纤维布的层数来达到提高预应力的目的并不可靠。在本试验中,当纤维布层数为1时,并没有出现纤维布脱粘或移动的现象(见图6、图8、图9),因此对纤维布层数为1的试件,各参数对预应力的影响结果是可靠的,在下一步的研究中将通过改变混凝土的浇筑尺寸调节盈差,增加可靠性。

4.4 钢环形状的影响

由图12可知,相比无约束和常规钢环约束形式,锥台嵌挤预应力约束形式可以显著提高圆、正四角、正六角形混凝土试件的抗冲击能力。

图12 不同形状试件破坏时的冲击能量Fig.12 Impact energy of specimens with different shapes at the time of failure

在S组试件中,正六角钢环约束混凝土破坏时所需的冲击能量大于圆形和正四角钢环约束混凝土;在P组试件中,圆形和正六角锥台嵌挤预应力约束混凝土破坏时所需的冲击能量大于正四角锥台嵌挤预应力约束混凝土,且由表5可知,在所有冲击次数不少于20次的试件中,正六角锥台嵌挤预应力约束混凝土试件的坑深最小。其原因可以解释为,当落锤冲击预应力约束混凝土时,应力波在混凝土中传播,在混凝土和钢环界面上发生反射,界面处混凝土受压,且钢环对角线附近形成压力波叠加区,增加了对混凝土的约束效应。由此可知,钢环对角线间距减小有利于增加钢环对混凝土的约束作用,故圆形和正六角钢环对混凝土的约束作用大于正四角钢环。但同时,圆形钢环主要产生环向拉伸变形,而正六角和正四角钢环除了产生环内拉伸变形,各直边中部也产生一定的弯曲变形(变圆趋势),以抵消或者减小钢环角部对角线位移,由此可知,钢环直边边数的增加有利于在一定程度上提高耗能能力。因此,综合以上因素,在3种不同形状的锥台嵌挤预应力约束混凝土中,正六角形的抗冲击性能较好,正四角形的抗冲击性能最差。

4.5 混凝土强度的影响

从图13可以看出,提高混凝土强度后,素混凝土组试件的抗冲击性能没有提高,钢环约束混凝土组试件的抗冲击性能略有提高,但影响不大,锥台嵌挤预应力约束混凝土组Pa-3、Pb-3和Pc-3试件在冲击20次后均未发生破坏,但试件初裂时的冲击能量显著提高。究其原因,高强混凝土破坏前变形较小,导致常规约束时,钢环能提供的约束作用降低,而预应力约束形式充分发挥了钢环的约束作用,将高强混凝土的优势体现出来。这说明,当采用高强混凝土以提高构件的抗冲击性能时,锥台嵌挤预应力约束形式相比常规环箍约束形式更适用。

图13 不同强度混凝土Fig.13 Concrete of different strengths

5 结论

利用锥台嵌挤的方法,制备了预应力约束混凝土,通过落锤冲击试验,比较了锥台嵌挤预应力约束混凝土与素混凝土和常规钢环约束混凝土的抗冲击性能,分析了钢环锥面倾角、钢环厚度和盈差、钢环形状以及混凝土强度等参数对预应力约束混凝土抗冲击性能的影响,根据试验结果和分析,可以得到以下主要结论:

1) 在落锤冲击作用下,当锥台嵌挤预应力约束混凝土试件的平均预应力大于1 MPa时,其产生初始可见裂缝时的冲击能量是素混凝土组和钢环约束混凝土组试件的4～20倍;同时,其破坏时的冲击能量远高于素混凝土组和钢环约束混凝土组试件,甚至超过40倍。相比钢环约束混凝土组试件的破坏形态,锥台嵌挤预应力约束混凝土组试件破坏时裂缝更细,整体性更好。

2) 锥面倾角通过影响预应力大小而影响混凝土的抗冲击性能,随着锥面倾角的增加,平均预应力测定值出现先增加后减小的趋势。当钢环锥面倾角大于3°时,混凝土破坏时所需的冲击能量远小于锥面倾角≤3°的试件。因此,为了提高混凝土的抗冲击性能,钢环的锥面倾角不宜大于3°。

3) 增加钢环厚度有利于提高被动约束作用和主动约束潜力,从而提高混凝土的抗冲击性能。盈差过大时,可能导致混凝土在被压入钢环的过程中内部产生较多微裂缝,抗冲击性能降低。

4) 钢环形状对约束混凝土抗冲击性能有较大的影响,相比3种不同形状的锥台嵌挤预应力约束混凝土,正六角形的抗冲击性能优于圆形和正四角形,正四角形的抗冲击性能最差。

5) 与常规钢环约束方式相比,锥台嵌挤预应力约束形式可以更显著的提高高强混凝土的抗冲击性能。

因此,采用锥台嵌挤方式,可以较为简便地对混凝土施加预应力,显著提高混凝土抵抗多次冲击的能力,未来其有希望用于制备装配整体式防护结构,提高防御工事及人防工程等的防护效能。