水泥砂漿加固RC梁的抗沖擊性能模擬分析

廖維張， 李 淼,2， 王 波， 張 偉， 田志敏

(1.北京建筑大學(xué) 工程結(jié)構(gòu)與新材料北京市高等學(xué)校工程研究中心，北京 100044；2.中直管理局物業(yè)中心，北京 100017；3.中化方興置業(yè)(北京)有限公司，北京 100022；4.中國人民解放軍61517部隊(duì) 防爆減災(zāi)與環(huán)境控制研究中心，北京 100850)

水泥砂漿加固RC梁的抗沖擊性能模擬分析

廖維張1， 李 淼1,2， 王 波1， 張 偉3， 田志敏4

(1.北京建筑大學(xué) 工程結(jié)構(gòu)與新材料北京市高等學(xué)校工程研究中心，北京 100044；2.中直管理局物業(yè)中心，北京 100017；3.中化方興置業(yè)(北京)有限公司，北京 100022；4.中國人民解放軍61517部隊(duì) 防爆減災(zāi)與環(huán)境控制研究中心，北京 100850)

為研究高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物改性水泥砂漿(簡稱聚合物砂漿)加固鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能，在3根未加固梁和4根加固梁的落錘沖擊試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，采用顯式有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA，建立了包括混凝土梁、沖擊錘頭在內(nèi)的有限元模型，對在沖擊荷載作用下加固前、后混凝土梁的抗沖擊性能進(jìn)行了數(shù)值分析。之后，對采用不同直徑鋼絞線和不同厚度聚合物砂漿加固層的鋼筋混凝土加固梁進(jìn)行了參數(shù)分析。研究結(jié)果表明：高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿加固能顯著提高鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能；合理增加砂漿加固層厚度有利于改善梁身裂縫和破壞模式；選用恰當(dāng)直徑的鋼絞線加固鋼筋混凝土梁有助于鋼絞線承載能力的發(fā)揮；工程實(shí)際中，需合理考慮砂漿層厚度和鋼絞線直徑對加固效果的影響。

鋼筋混凝土梁；高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)；聚合物砂漿；抗沖擊性能；數(shù)值模擬

近年來，高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿加固技術(shù)成為國內(nèi)外廣受關(guān)注的混凝土構(gòu)件加固工藝，該技術(shù)由韓國愛力堅(jiān)公司研制開發(fā)，利用高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)強(qiáng)度高、耐腐蝕性強(qiáng)、自重小的優(yōu)點(diǎn)[1]，結(jié)合聚合物砂漿加固層密實(shí)度高、耐火、耐高溫、無污染、與混凝土材料間相容性、協(xié)調(diào)性、相互滲透性良好等[2-3]特性，在提升結(jié)構(gòu)整體剛度和承載能力方面有著巨大的優(yōu)勢。因此，高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿是現(xiàn)階段加固混凝土梁、板、柱等構(gòu)件及橋梁等加固工程的理想加固方式[4]。目前，國內(nèi)外研究學(xué)者對此項(xiàng)加固技術(shù)進(jìn)行了大量的理論分析和試驗(yàn)研究，金成勛等[5-6]對高強(qiáng)鋼絞線、聚合物砂漿的材料性能進(jìn)行試驗(yàn)探究，首先提出該種加固方式并得以廣泛應(yīng)用；韓繼云等[7]通過對兩種材料一系列性能指數(shù)的試驗(yàn)研究，提出了該加固方式的優(yōu)勢所在；HUANG 等[8]通過對加固梁和未加固梁的承載力試驗(yàn)探究，得到了加固后梁承載能力大幅提高的結(jié)論；黃華等[9]以某大橋?yàn)樵?，對縮尺比例的加固梁和對比梁的抗彎性能影響因素和承載能力進(jìn)行了綜合分析，提出了加固梁的抗彎承載力計(jì)算公式；邢國華等[10 ]在已有研究基礎(chǔ)上，采用換算截面法計(jì)算加固鋼筋混凝土梁屈服階段和極限階段的等效剛度，建立了采用該技術(shù)加固后鋼筋混凝土梁的彎矩一跨中撓度理論計(jì)算模型；胡舒新[11]對加固梁進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，分析討論了加固梁的疲勞壽命計(jì)算方法并提出了計(jì)算公式；黃華等[12]通過對加固梁進(jìn)行抗剪試驗(yàn)研究，對加固構(gòu)件剛度和裂縫發(fā)展的影響因素進(jìn)行了深入探究，提出考慮剪切變形的加固梁撓度計(jì)算公式和斜裂縫寬度計(jì)算公式；郭俊平等[13]對不同軸壓比下的加固RC圓柱進(jìn)行水平反復(fù)加載試驗(yàn)，獲得了加固試件位移延性系數(shù)、累積耗能、剛度等性能隨軸壓比、預(yù)應(yīng)力水平、鋼絞線間距調(diào)整時(shí)的變化規(guī)律；田軻[14]在試驗(yàn)基礎(chǔ)上，通過ANSYS有限元軟件對加固柱抗震性能進(jìn)行了深化對比研究，證實(shí)了數(shù)值計(jì)算在應(yīng)用研究中的有效性；崔俊[15]對加固和未加固梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周反復(fù)試驗(yàn)，對梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能影響因素進(jìn)行了全面分析，提出了預(yù)應(yīng)力鋼絲繩加固RC框架節(jié)點(diǎn)抗剪承載力簡化計(jì)算公式；劉琛[16]對該加固技術(shù)應(yīng)用于砌體結(jié)構(gòu)時(shí)整體結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行了全面研究分析，討論了砌體結(jié)構(gòu)破壞狀態(tài)的判別方法并給出了破壞模式的實(shí)用判別方法；張蔚等[17]分析研究了既有建筑磚墻體在低周反復(fù)試驗(yàn)荷載作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，對數(shù)據(jù)總結(jié)提出受剪承載力的計(jì)算方法； ZINEDDIN等[18]對采用鋼絞線網(wǎng)片—砂漿雙面加固的鋼筋混凝土樓板進(jìn)行跨中沖擊試驗(yàn)，討論了加固混凝土樓板抗沖擊性能。另外，該加固工藝已在多項(xiàng)加固工程中得到應(yīng)用，加固效果良好。成功加固工程有鄭成功紀(jì)念館[19]、廈門中山南音宮[20]、北京工人體育館[21]等。以上研究重點(diǎn)集中在材料性能、梁板加固后抗彎、抗剪性能、鋼筋混凝土柱加固后承載能力、抗震性能、梁柱節(jié)點(diǎn)抗震加固、磚墻體抗震性能方面，但對該加固技術(shù)在結(jié)構(gòu)抗沖擊性能方面的研究少有成果。本文在試驗(yàn)基礎(chǔ)上結(jié)合數(shù)值模擬拓展研究，對高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿加固鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能進(jìn)行了研究探討。

1 試驗(yàn)介紹

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/p>

為了研究高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿加固對鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能影響，本文對7根鋼筋混凝土簡支梁進(jìn)行落錘沖擊試驗(yàn)研究，其中3根為未加固梁，4根為加固梁，通過控制落錘重量和自由落體高度控制沖擊能量，獲取不同沖擊能量作用下未加固梁與加固梁的動態(tài)響應(yīng)。試驗(yàn)中，對4根混凝土適筋梁采用四面圍套的方式加固。通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)的測量與分析，得到高強(qiáng)鋼絞線-聚合物砂漿加固鋼筋混凝土梁在落錘沖擊作用下的破壞形態(tài)、變形情況、裂縫開展情況。

1.2 試驗(yàn)所用材料及有關(guān)參數(shù)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了7根鋼筋混凝土簡支梁，梁截面尺寸為200 mm×400 mm，長2 800 mm，凈跨2 400 mm。梁底受拉縱筋采用2B25 HRB335級鋼筋，梁頂受壓縱筋采用2B18 HRB335級鋼筋，箍筋為HRB335級B8@100鋼筋。混凝土強(qiáng)度等級為C30，保護(hù)層厚度為30 mm。其中B-1～B-3為未加固的對比梁，B-5～B-8為采用高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿加固的鋼筋混凝土梁。高性能聚合物砂漿等級為M50，其抗壓強(qiáng)度為56.1 MPa，砂漿加固面層厚度為30 mm。高強(qiáng)鋼絞線規(guī)格為6×7+IWS鋼絞線，公稱直徑為3.2 mm和4.0 mm，縱向受拉主筋間距為30 mm，橫向套箍間距為40 mm。鋼絞線的抗拉強(qiáng)度分別為1 700 Mpa、1 800 Mpa，彈性模量為1.16×105Mpa。構(gòu)件截面形狀、配筋和加固情況如圖1和2所示?；炷僚c砂漿材料性能實(shí)測結(jié)果見表1和2。

表1 實(shí)測C30混凝土材料性能Tab.1 Properties of concrete

表2 實(shí)測高強(qiáng)聚合物砂漿性能Tab.2 Properties of high performance mortar

圖1 未加固梁構(gòu)件形式(mm)Fig.1 Sketch of beams(mm)

圖2 加固梁構(gòu)件尺寸及加固形式(mm)Fig.2 Reinforced design of beams(mm)

1.3 試驗(yàn)工況及試驗(yàn)數(shù)據(jù)量測

沖擊試驗(yàn)采用湖南大學(xué)土木工程學(xué)院的落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)裝置如圖3所示。梁兩端采用簡支約束，兩支座間距為2 400 mm。落錘自上而下沖擊梁頂面的跨中位置，通過調(diào)整砝碼的個(gè)數(shù)和落錘的高度來控制沖擊能量。為了進(jìn)行對比試驗(yàn)研究，B-2與B-5梁、B3與B7梁、B-6 與B-8梁承受的沖擊能量近似相等。在鋼筋混凝土梁底跨中和四分點(diǎn)位置布置位移傳感器，梁側(cè)面中軸線的跨中和四分點(diǎn)位置布置加速度傳感器(見圖4)，梁內(nèi)部縱筋的跨中及三分點(diǎn)預(yù)埋應(yīng)變片，鋼筋混凝土梁表面及加固梁表面同樣位置布置應(yīng)變片，用于觀測沖擊過程中梁的撓度、加速度以及內(nèi)部鋼筋和構(gòu)件表面的應(yīng)變變化及分布特點(diǎn)[22]。鋼筋混凝土梁沖擊試驗(yàn)的具體試驗(yàn)工況在表3中列明。

圖3 試驗(yàn)裝置圖Fig.3 Diagram of the experimental device

圖4 位移傳感器和加速度傳感器布置圖(mm)Fig.4 Layout of displacement gauges and accelerometers (mm)

試件號B-1B-2B-3B-5B-6B-7B-8沖擊錘重量M/kg253253383383578383383沖擊錘下落高度h/m2.013.04.38.68.64.313沖擊速度v/(m·s-1)6.2615.969.1812.9812.989.1815.96沖擊能量E/J4958322321613932279487131613948794聚合物砂漿厚度c/mm00030303030鋼絞線直徑d/mm---3.24.03.23.2加固與否否否否是是是是加固形式---四面環(huán)繞四面環(huán)繞四面環(huán)繞四面環(huán)繞注:①B-1、B-2、B-3對比可獲得未加固梁承受不同沖擊能量時(shí)的動態(tài)響應(yīng);②B-5、B-7、B-8對比獲得同等條件加固梁承受不同沖擊能量時(shí)的動態(tài)響應(yīng);③B-2與B-5、B-3與B-7兩組分別對比獲得相同沖擊能量下未加固梁與加固梁的動態(tài)響應(yīng);④B-6與B-8對比獲得不同直徑鋼絞線加固梁承受相同沖擊能量時(shí)的動態(tài)響應(yīng)

2 試驗(yàn)撓度分析

提高結(jié)構(gòu)構(gòu)件的承載力是加固的主要目的之一，高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿通過鋼絞線與砂漿共同結(jié)合形成工作整體，加固層與原構(gòu)件高效粘結(jié)共同承載，其加固實(shí)質(zhì)為構(gòu)件體外配筋。試驗(yàn)中，通過對不同沖擊能量下加固梁和未加固梁的撓度對比獲得加固與否對鋼筋混凝土梁構(gòu)件的承載能力影響情況，表4中列出了試驗(yàn)梁峰值位移對比情況，可以看出：隨著作用于梁身的沖擊能量增加，鋼筋混凝土梁的梁身位移相應(yīng)增大；相同沖擊能量下，加固梁的梁身撓度較未加固梁明顯降低，說明加固后梁身回彈變形能力得到相應(yīng)提高，加固梁的抗沖擊性能和延性得到改善。

表4 試驗(yàn)梁位移峰值表Tab.4 Peak displacement of the beam

3 落錘沖擊試驗(yàn)的數(shù)值模擬及參數(shù)分析

3.1 有限元模型建立

為了進(jìn)一步研究加固各因素對其抗沖擊性能的影響，應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA軟件對該試驗(yàn)進(jìn)行有限元模擬分析。模型由鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)、加固層、沖擊加載裝置、構(gòu)件支撐裝置、試件基座5部分組成(見圖5)，各部分尺寸均與試驗(yàn)梁尺寸相同?；炷两Y(jié)構(gòu)、加固層、沖擊加載裝置、構(gòu)件支撐裝置、試件基座均采用三維實(shí)體單元Solid164離散，結(jié)構(gòu)單元最小尺寸為2.5 cm。鋼筋、高強(qiáng)鋼絞線采用桿單元Link160建模，假定鋼絞線與聚合物砂漿、混凝土與聚合物砂漿粘結(jié)良好，界面間無相對滑移，鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)、加固層采用Lagrange網(wǎng)格建模(見圖6)，鋼筋與混凝土、鋼絞線與砂漿之間定義共用節(jié)點(diǎn)。對有限元模型進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分時(shí)，為保證計(jì)算精度的同時(shí)兼顧計(jì)算時(shí)間，對梁體鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)和加固層網(wǎng)格劃分較密，對試驗(yàn)基座、構(gòu)件支撐裝置、沖擊加載裝置劃分較為稀疏。

圖5 落錘沖擊模擬有限元模型Fig.5 Finite element model for impact load tests

圖6 鋼筋混凝土加固梁模型網(wǎng)格Fig.6 The mesh model of the reinforced RC beams

3.2 材料本構(gòu)模型

本試驗(yàn)主要研究受低速沖擊作用下鋼筋混凝土簡支梁的動態(tài)響應(yīng)，故混凝土的選用考慮了材料的損傷、硬化的相關(guān)性，且剪切屈服面和強(qiáng)化蓋帽面之間用光滑曲面連接的混凝土連續(xù)面蓋帽材料模型 (*Mat_CSCM)，計(jì)算過程中以材料塑性應(yīng)變值控制單元失效，參照文獻(xiàn)[23-24]，定義該材料模型最大塑性應(yīng)變?yōu)?.05，塑性應(yīng)變部分超過該損傷閥值的單元即被刪除。鋼筋采用隨動硬化模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC來模擬。考慮到聚合物砂漿的力學(xué)性能與混凝土接近，故選用與混凝土相同的本構(gòu)關(guān)系[25]。鋼絞線假定為線彈性材料[26]。具體的材料模型參數(shù)見表5和6。

表5 混凝土、砂漿基本力學(xué)性能Tab.5 Material properties of concrete and mortar

表6 鋼絞線、鋼筋基本力學(xué)性能Tab.6 Material properties of reinforcement and steel wire

3.3 約束條件及計(jì)算控制

由于試驗(yàn)梁兩端采用簡支約束，數(shù)值模擬時(shí)，模擬梁的端部約束了平動自由度，釋放了梁長方向的轉(zhuǎn)動自由度。沖擊錘頭與梁上表面沖擊區(qū)的混凝土、砂漿之間定義了侵蝕單面接觸，錘頭與鋼筋、鋼絞線之間定義了自動點(diǎn)面接觸，錘頭及配重各個(gè)部分通過面面綁定接觸，鋼筋與混凝土、鋼絞線與砂漿之間不考慮相對滑移，采用共用節(jié)點(diǎn)方法建模，使各部分自由度良好耦合，從而在沖擊荷載作用下共同受力。加載過程中，對沖擊錘頭和配重施加重力荷載和沖擊速度。

3.4 數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比

鋼筋混凝土梁承受落錘低速沖擊時(shí)，沖擊能量在極短時(shí)間釋放，在梁與錘頭接觸的局部沖擊面產(chǎn)生瞬時(shí)沖擊破壞，隨后，沖擊能量大部分傳遞給內(nèi)部的鋼絞線、混凝土和鋼筋，梁各組成材料之間共同承載，形成工作整體?？紤]到梁本身的縱向受力鋼筋具有較好的延性，能夠緩沖大部分沖擊能量，因而梁在受到平頭沖擊體沖擊時(shí)一般不會發(fā)生貫穿的局部破壞，而以梁的整體破壞為主。選取兩組典型的未加固梁與加固梁(B-2和B-5、B-3和B-7)進(jìn)行鋼筋混凝土梁破壞形態(tài)、跨中位移和梁身加速度的試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比，具體對比見圖7～圖14。

圖7 B-2梁裂縫發(fā)展過程Fig.7 Crack development process of B-2 beam

圖8 B-5梁裂縫發(fā)展過程Fig.8 Crack development process of B-5 beam

圖7～圖10分別為B-2與B-5的裂縫發(fā)展過程及最終破壞形態(tài)。由圖7可見，落錘沖擊梁身瞬間，梁頂沖擊區(qū)域混凝土被壓碎，5 ms時(shí)梁底混凝土出現(xiàn)大量沖擊裂縫，并逐漸延伸發(fā)展；到7 ms時(shí)，跨中出現(xiàn)斜剪破壞，同時(shí)，梁底面裂縫區(qū)域發(fā)展擴(kuò)大，并在整個(gè)底面延伸。從16 ms開始，梁側(cè)面混凝土明顯剝離，混凝土骨料斷裂，沖擊區(qū)受壓縱筋和箍筋暴露、變形。到36 ms時(shí)，跨中裂縫貫通成梯形裂縫，梁沖切破壞。圖8為加固后B-5的裂縫發(fā)展情況，落錘與沖擊區(qū)域接觸時(shí)，沖擊區(qū)砂漿加固層首先擊碎，而后，在沖擊區(qū)域斜向45°方向產(chǎn)生不規(guī)則斜裂縫并向梁頂面沖擊點(diǎn)延伸發(fā)展。到7 ms時(shí)，原有斜裂縫不斷發(fā)展，裂縫數(shù)量雖明顯增多但分布更加均勻，而后，梁身回彈，最終裂縫沒有貫通形成梯形裂縫，加固梁受彎破壞。

圖9(a)和圖10(a)為B-2和B-5在相同沖擊能量作用下的試驗(yàn)破壞形態(tài)，從圖中可以看出，B-2的梁頂沖擊區(qū)混凝土被嚴(yán)重壓碎，跨中1/3跨范圍內(nèi)出現(xiàn)斜剪破壞，梁身裂縫沿縱向發(fā)展匯合成梯形裂縫。沖擊區(qū)梁側(cè)面混凝土大面積剝落，骨料斷裂，上層受壓鋼筋和部分箍筋暴露且產(chǎn)生較大變形。B-5加固梁的梁頂沖擊區(qū)加固層被壓碎，沖擊區(qū)梁身斜向約45°方向出現(xiàn)大量不規(guī)則的斜裂縫，并呈現(xiàn)與B-2相同的發(fā)展規(guī)律，但相較于B-2，B-5的梁身裂縫分布更加均勻，寬度明顯減少；跨中沒有貫通形成梯形裂縫。

圖9(b)和圖10(b)為B-2和B-5在不同沖擊能量作用下的數(shù)值模擬破壞形態(tài)，對比兩圖可以發(fā)現(xiàn)，沖擊區(qū)混凝土均有明顯壓碎，梁底部產(chǎn)生斜向裂縫，沖擊區(qū)域斜向裂縫發(fā)展形成梯形裂縫群。所不同的是，B-2未加固，破壞時(shí)鋼筋發(fā)生明顯變形，沖擊區(qū)混凝土剝落、骨料斷裂，受拉區(qū)和受壓區(qū)鋼筋暴露，最終梁沖切破壞。B-5進(jìn)行加固改造后，破壞模式為受彎破壞。對比試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)，裂縫位置、混凝土剝落等趨勢吻合度較高。

圖9 B-2梁破壞形態(tài)Fig.9 Failure pattern of B-2

圖10 B-5梁破壞形態(tài)Fig.10 Failure pattern of B-5

圖11～圖14分別為B-3與B-7的裂縫發(fā)展過程及最終破壞形態(tài)。由圖11可見，B-3受沖擊能量作用初期，裂縫發(fā)展過程與B-2接近，由于沖進(jìn)能量降低，沖擊斜裂縫生成與延伸發(fā)展比B-2相應(yīng)延遲，并且嚴(yán)重程度降低。9 ms時(shí)，跨中出現(xiàn)兩條對稱斜裂縫，隨后向梁頂面發(fā)展，同時(shí)支座處產(chǎn)生斜向微裂縫。到23 ms時(shí)，裂縫數(shù)量增多和寬度增大，此時(shí)，梁已開始回彈；至42 ms時(shí)，梁回彈基本完成，最終梁頂沖擊區(qū)壓碎，跨中主裂縫貫通形成梯形裂縫群，梁彎剪破壞。圖12為加固后B-7的受沖擊時(shí)裂縫發(fā)展情況，裂縫產(chǎn)生、發(fā)展過程與B-3大致相同，裂縫形態(tài)與B-5相似，裂縫均勻分布在整個(gè)梁身。與B-5對比發(fā)現(xiàn)，B-7沖擊區(qū)砂漿加固層沒有壓碎，梁變形也明顯減少，回彈后，梁整體性比B-5更完好。

從圖13(a)和圖14(a)可以看出B-3和B-7在不同沖擊能量作用下的試驗(yàn)破壞形態(tài)，作用于B-3的沖擊能量約為B-2的一半，其破壞模式與B-2大致相同，但裂縫數(shù)量及寬度明顯減少；沖擊區(qū)混凝土被壓碎剝落，但并未出現(xiàn)鋼筋暴露的情況，說明B-3破壞的嚴(yán)重性比B-2顯著降低；B-7在受到?jīng)_擊力作用下，梁頂沖擊區(qū)未出現(xiàn)明顯壓碎，只在梁側(cè)出現(xiàn)小面積加固層剝離，梁身裂縫數(shù)量及寬度較B-5明顯減少，且回彈性能良好。說明高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿加固層的存在耗散了大部分沖擊能量，改變了原混凝土梁的破壞形態(tài)，有效限制了裂縫的開展程度，提高了混凝土梁的抗沖擊性能。

圖13(b)和圖14(b)為B-3和B-7在不同沖擊能量作用下的數(shù)值模擬破壞形態(tài)，對比兩圖可以發(fā)現(xiàn)，B-3沖擊區(qū)混凝土局部壓碎，梁底部1/3跨范圍內(nèi)出現(xiàn)多條貫穿裂縫，裂縫數(shù)量較B-2增多但分布均勻，并且未貫通形成梯形裂縫，最終模擬梁彎剪破壞。B-7承受較低沖擊能量時(shí)，梁身裂縫數(shù)量及寬度比B-5明顯減少，沖擊區(qū)混凝土破壞更輕，最終兩個(gè)梁均保持了較高的整體性。與試驗(yàn)破壞形態(tài)比較可以看出，梁身裂縫位置與數(shù)量等吻合較好。

圖11 B-3梁裂縫發(fā)展過程Fig.11 Crack development process of B-3 beam

圖12 B-7梁裂縫發(fā)展過程Fig.12 Crack development process of B-7 beam

圖13 B-3梁破壞形態(tài)Fig.13 Failure pattern of B-3

圖14 B-7梁破壞形態(tài)Fig.14 Failure pattern of B-7

結(jié)構(gòu)在承載過程中，位移是結(jié)構(gòu)變形情況的直觀反映，通過對結(jié)構(gòu)相對位移的研究討論可以得出直接的數(shù)據(jù)探究結(jié)果，結(jié)合結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)進(jìn)行分析，能夠獲得更好的討論結(jié)果，所以，對結(jié)構(gòu)受沖擊荷載作用下梁身位移發(fā)展情況進(jìn)行監(jiān)測直觀重要。由圖15和表7可知，數(shù)值模擬與試驗(yàn)梁身位移發(fā)展趨勢基本吻合，最大位移值相差均在8%以內(nèi)，并且梁身回彈趨勢與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的合理性。

表7 試驗(yàn)梁與模擬梁位移峰值對比表Tab.7 Comparison of peak displacement

圖16將試驗(yàn)梁與模擬梁側(cè)面中軸線的跨中位置處的加速度時(shí)程變化進(jìn)行對比，通過圖16(a) 能夠看出：在約0.002 s時(shí)，B-2瞬間產(chǎn)生加速度并達(dá)到極大值，加速度在正負(fù)方向來回變化過程中，極值逐漸減小，最終趨向于零。說明沖擊錘頭作用于梁上時(shí)，瞬時(shí)傳遞給梁極大的能量，使得梁產(chǎn)生巨大的加速度，梁在震動過程中逐漸耗散沖擊能量，伴隨著加速度逐漸降低最終歸零。對比B-2、B-3、B-5、B-7可以發(fā)現(xiàn)，四者雖然在加速度極值的數(shù)值上有一定差異，但加速度整體變化趨勢非常接近，都是瞬時(shí)產(chǎn)生，而后逐漸減少，最終趨近于零。未加固梁與加固梁之間對比可以發(fā)現(xiàn)，加固后加速度極值明顯降低，說明加固梁的剛度提高，耗能能力得到顯著提高。

通過試驗(yàn)梁與模擬梁的加速度時(shí)程對比，可以看到加速度時(shí)程曲線均非常接近，說明數(shù)值模擬結(jié)果與真實(shí)試驗(yàn)吻合度很高。

綜上，通過對鋼筋混凝土梁破壞形態(tài)、跨中位移及梁身加速度的試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比可以看出，二者吻合較好，說明文中所建立的數(shù)值模型是合理的，為后續(xù)加固構(gòu)件抗沖擊性能的參數(shù)分析提供了有力佐證。

(a)B-2梁位移對比圖

(b)B-3梁位移對比圖

(c)B-5梁位移對比圖

(d)B-7梁位移對比圖

(a)B-2梁加速度對比圖

(b)B-3梁加速度對比圖

(c)B-5梁加速度對比圖

(d)B-7梁加速度對比圖

3.5 加固梁抗沖擊性能影響參數(shù)分析

3.5.1 不同厚度砂漿加固鋼筋混凝土梁的破壞形態(tài)與現(xiàn)象分析

砂漿層是沖擊能量直接作用的部分，為分析不同厚度砂漿加固鋼筋混凝土梁受沖擊荷載作用下的動力響應(yīng)，選用3.0 mm直徑的鋼絞線加固的鋼筋混凝土梁在受到32 279 J沖擊能量作用下，分別涂抹20 mm、25 mm、30 mm、35 mm、40mm、45 mm厚砂漿加固層時(shí)的6根加固梁進(jìn)行落錘有限元分析，具體損傷云圖見圖17。

由圖17可以看出，在涂抹20 mm厚砂漿加固層的情況下，梁的受沖擊面和背沖擊面砂漿加固層均出現(xiàn)不同程度的剝離脫落，沖擊區(qū)混凝土發(fā)生明顯的局部破壞，背沖擊區(qū)由于受到?jīng)_擊壓力，出現(xiàn)明顯的受拉破壞現(xiàn)象；由于加固層剝離影響了能量傳遞，加固梁表現(xiàn)為受彎破壞。

圖17 不同厚度砂漿加固梁沖擊模擬損傷云圖Fig.17 Damage behavior of RC beams under impact loadwith different thickness of mortar layer

當(dāng)加固層厚度增加至35 mm時(shí)，可以看到加固梁的破壞形態(tài)從整體受彎破壞變?yōu)榱丝缰芯植渴軓澠茐模瑳_擊區(qū)加固層發(fā)生局部沖擊破碎消耗掉了部分沖擊能量，使得傳遞到梁整體的沖擊能量減少，大量的裂縫出現(xiàn)在梁1/3跨區(qū)域內(nèi)，并貫通形成梯形裂縫群；此時(shí)，加固層受沖擊破壞從大面積剝落變?yōu)榫植科扑閯冸x，降低了梁身破壞的嚴(yán)重性。這說明，隨著加固層厚度增加，聚合物砂漿加固層吸收耗散了更多的沖擊能量，限制了梁身裂縫發(fā)展與延伸，提高了梁的剛度和整體性，抗沖擊性能大幅提高。

加固層厚度小于35 mm時(shí)，梁的破壞形態(tài)以整體受彎破壞為主；厚度達(dá)到35 mm時(shí)，梁的破壞形態(tài)由整體受彎破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榫植渴軓澠茐摹Ｈ欢?，砂漿層厚度的過多增大會使得加固層自重增加，進(jìn)而削弱砂漿層與混凝土的粘結(jié)作用，當(dāng)梁受到較大局部沖擊時(shí)，沖擊區(qū)加固層被擊碎，背沖擊面受到局部沖擊產(chǎn)生的負(fù)壓，加固層局部發(fā)生部分剝落。綜合可得，在一定范圍內(nèi)，增大加固層厚度有助于提高混凝土梁的沖擊承載力和延性；當(dāng)加固層厚度超過一定范圍后，加固層自重增加可能削弱加固層與混凝土界面的粘結(jié)作用，沖擊區(qū)局部砂漿加固層容易發(fā)生剝離。

圖18為選用不同厚度砂漿加固簡支梁的跨中位移時(shí)程曲線，落錘與梁頂面接觸的瞬間，跨中撓度瞬時(shí)產(chǎn)生，并在極短時(shí)間內(nèi)達(dá)到最大值，隨后，梁身承受的沖擊能量逐漸耗散，梁整體緩慢回彈，并最終穩(wěn)定在一個(gè)定值。圖19和表8為跨中位移峰值和位移終值對比圖和對比表，由表8可以看出，砂漿層厚度為20 mm時(shí)，梁跨中最大位移為47.38 mm，隨后梁整體回彈，回彈位移為14.54 mm，加固梁的最終位移為32.84 mm，當(dāng)加固層厚度增加時(shí)，梁跨中位移峰值和位移終值均相應(yīng)降低，梁身的回彈位移雖有上下波動，但基本穩(wěn)定在15 mm。砂漿層厚度增加到45 mm時(shí)，通過對跨中位移峰值及終值對比表的分析可以看出，此時(shí)梁跨中最大位移為35.75 mm，穩(wěn)定后最終位移為22.27 mm，回彈位移為13.48 mm，這說明，增加加固層厚度對降低梁跨中位移起到了明顯的效果，梁抵抗變形的能力有顯著提高，表明增加砂漿加固層厚度有助于提升梁的抗沖擊性能和整體性。通過圖19可以直觀看出，砂漿層厚度從20 mm增加到45 mm的過程中，加固梁跨中位移峰值基本呈線性規(guī)律降低；梁回彈位移先增大后減少，當(dāng)厚度為30 mm時(shí)，梁回彈位移最大；厚度超過30 mm后，梁回彈后位移終值變化曲線曲率趨于平緩，此時(shí)繼續(xù)增加砂漿層厚度對梁位移終值的降低效果趨于穩(wěn)定。

圖18 跨中位移時(shí)程曲線Fig.18 The displacement history curves of mid-span

圖19 跨中位移峰值及終值變化圖Fig.19 Comparison of peak and final displacement

砂漿層厚度20mm25mm30mm35mm40mm45mm位移峰值47.3845.3542.7139.7137.6235.75位移終值32.8429.0625.3224.3623.7222.27回彈位移14.5416.3017.3915.3513.9013.48

表9 梁身加速度峰值對比表Tab.9 Comparison of peak acceleration m/s2

加固梁在受到?jīng)_擊荷載作用時(shí)，砂漿加固層首先耗散沖擊能量，當(dāng)砂漿較薄時(shí)，沖擊能量由砂漿傳遞給結(jié)構(gòu)整體的時(shí)間明顯降低，此時(shí)慣性力對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的影響較大，結(jié)構(gòu)加速度峰值相對更高，說明結(jié)構(gòu)的動態(tài)損傷更大。采用不同厚度砂漿加固混凝土梁時(shí)的加速度峰值對比曲線可以通過圖20看到，隨著砂漿加固層厚度增加，加固梁的正負(fù)雙向加速度峰值均明顯降低，且正負(fù)雙向加速度峰值差也相應(yīng)變小，說明慣性力對結(jié)構(gòu)影響程度減輕，結(jié)構(gòu)動態(tài)損傷明顯降低，加固梁的抗沖擊性能得到大幅提高。砂漿層厚度大于35 mm時(shí)，雙向加速度峰值降低趨勢明顯減緩，結(jié)合與位移發(fā)展趨勢的對比分析，可以得到在實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)根據(jù)需要選擇合理的砂漿層厚度的結(jié)論。

圖20 梁身加速度峰值變化圖Fig.20 Comparison of peak acceleration

3.5.2 不同直徑鋼絞線加固鋼筋混凝土梁的破壞形態(tài)與現(xiàn)象分析

鋼絞線作為加固結(jié)構(gòu)中的主要承載材料，其工況的變化對加固效果的影響是必須考慮的一部分，為分析不同直徑鋼絞線對加固結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響情況，采用30 mm厚的聚合物砂漿加固的鋼筋混凝土梁在受到32 279 J沖擊能量作用下，分別使用直徑3.0 mm、3.6 mm、4.2 mm、4.8 mm、5.4 mm、6.0 mm的鋼絞線加固鋼筋混凝土梁，圖21為不同梁的破壞形態(tài)。由圖21可以看出，所有加固梁的最終破壞形態(tài)均為受彎破壞，梁下部形成一層或多層梯形非貫通的裂縫群，主裂縫分布在最外層的梯形區(qū)域內(nèi)；所不同的是，當(dāng)使用3.0 mm直徑的鋼絞線加固時(shí)，沖擊區(qū)加固層的破壞明顯比采用6.0 mm直徑的鋼絞線加固時(shí)嚴(yán)重，跨中裂縫貫穿相對明顯且跨中位移也更大。顯然，在相同沖擊能量下，采用直徑大的鋼絞線能提高原結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能，在實(shí)際工程中，應(yīng)根據(jù)需要選擇適宜直徑的鋼絞線。

圖21 不同直徑鋼絞線加固梁沖擊模擬損傷云圖Fig.21 Damage behavior of RC beams under impact loadwith diverse steel wire diameter

在3.5.1節(jié)中，通過對不同厚度砂漿加固鋼筋混凝土梁的數(shù)值模擬分析表明，在鋼絞線直徑一定的前提下，增加砂漿加固層厚度能夠限制梁身裂縫開展與延伸，提高加固梁的抗沖擊性能。當(dāng)砂漿加固層厚度一定，通過改變加固選用的鋼絞線直徑可以獲得鋼絞線在整個(gè)加固層中對加固梁性能影響的過程響應(yīng)。通過圖22的位移時(shí)程曲線和表10的位移峰值和終值對比表，可以明顯看出，選用3.0 mm鋼絞線時(shí)，跨中最大位移為42.71 mm，回彈后最終位移為25.32 mm，說明梁的整體性較好，梁具有不錯的變形能力；砂漿層厚度保持不變，增大加固梁選用的鋼絞線直徑，跨中最大位移相應(yīng)減少，梁回彈后，最終位移也有所降低。

通過圖23可以看出，當(dāng)鋼絞線直徑從3.0mm增大到6.0 mm的過程中，梁跨中位移峰值降低幅度逐漸減緩，梁身回彈量也有一定程度降低；鋼絲繩直徑由3.6 mm增至4.2 mm時(shí)，梁位移終值由24.88 mm降低為20.91 mm，降低幅度較之前更為明顯；直徑增至4.8 mm時(shí)，梁位移終值停留在21 mm附近，數(shù)值趨于平穩(wěn)；而后，增大直徑至5.4 mm、6.0 mm時(shí)，梁位移終值雖再次降低，但梁身回彈位移比直徑為4.2 mm時(shí)小，說明此時(shí)梁回彈能力提升有限，不利于鋼絲繩承載能力充分發(fā)揮。綜合上述對比說明，在相同加固條件下，增加鋼絞線的直徑對于提高加固梁的抗沖擊性能和延性有明顯作用，但隨鋼絞線直徑增大，對加固梁抗沖擊性能的提升效果逐漸趨于平穩(wěn)。

同時(shí)，對比表8中的跨中位移峰值和位移終值可以發(fā)現(xiàn)，增加鋼絞線直徑的方式可以更大幅度地降低梁身位移，更宜在工程應(yīng)用中選用。

表10 跨中位移峰值及終值對比表 Tab.10 Comparison of peak and final displacement mm

圖22 跨中位移時(shí)程曲線Fig.22 The displacement history curves of mid-span

圖23 跨中位移峰值及終值變化圖Fig.23 Comparison of peak and final displacement

圖24和表11為加固條件相同時(shí)，以鋼絞線直徑變化為控制變量進(jìn)行落錘沖擊模擬獲得的加固梁加速度峰值對比曲線和峰值對比表。隨著鋼絞線直徑增加，加固梁的正負(fù)雙向加速度峰值規(guī)律性降低，加速度峰值差對應(yīng)相應(yīng)減小，說明鋼絞線耗散了大量砂漿加固層傳遞來的沖擊能量，使得慣性力對結(jié)構(gòu)影響的時(shí)間縮短，結(jié)構(gòu)的動態(tài)損傷降低。通過分析加速度峰值對比曲線，可以看出，選用鋼絞線直徑為4.2 mm時(shí)，雙向加速度峰值差減少明顯，說明此時(shí)梁身回彈能力提升顯著；繼續(xù)增大鋼絞線直徑，正向加速度雖持續(xù)降低，但負(fù)向加速度降低卻不明顯，說明梁在向下沖擊力作用下，先向下振動的趨勢仍比較明顯，當(dāng)沖擊能量被構(gòu)件耗散后，向上的回彈加速度則得到控制。

對比表9中正負(fù)雙向加速度峰值差可知，增加鋼絞線直徑的方式在減緩結(jié)構(gòu)動態(tài)損傷性能方面比增加砂漿加固層厚度更有效。綜上所述，在加固構(gòu)造相同時(shí)，適當(dāng)增加鋼絞線的直徑能夠更有效提升加固梁耗散沖擊能量的作用，促進(jìn)鋼絞線承載能力的發(fā)揮，更加深化加固效果，提高加固梁的抗沖擊能力。

表11 梁身加速度峰值對比表Tab.11 Comparison of peak acceleration m/s2

圖24 梁身加速度峰值變化圖Fig.24 Comparison of peak acceleration

4 結(jié) 論

通過本文的數(shù)值模擬分析，可以得到以下結(jié)論：

(1)采用高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)-聚合物砂漿加固能有效地提高鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能，減小鋼筋混凝土梁在沖擊荷載作用下的破壞范圍和破壞程度，從而提高構(gòu)件的剛度和抗沖擊整體性。

(2)當(dāng)以砂漿加固層厚度為控制變量時(shí)，砂漿加固層厚度增加能夠顯著限制梁身裂縫產(chǎn)生和延伸，改變加固梁的破壞模式，提升加固梁抵抗變形的能力。工程實(shí)際中，應(yīng)綜合破壞形態(tài)、跨中位移發(fā)展和加速度變化情況，選擇合理的砂漿層厚度。

(3)當(dāng)以鋼絞線直徑為控制變量時(shí)，適當(dāng)提升鋼絞線直徑能夠增強(qiáng)加固梁耗散沖擊能量的能力，深化加固效果，提升梁的抗沖擊性能和整體性；同時(shí)，采用相同加固構(gòu)造時(shí)，增加鋼絞線直徑的方式較增大砂漿加固層厚度的方式可以更有效提升加固梁耗散沖擊能量的作用，深化加固效果，提高加固梁的抗沖擊能力。通過數(shù)值模擬分析可知，選用恰當(dāng)直徑的鋼絞線加固鋼筋混凝土梁有助于鋼絞線承載能力的發(fā)揮。

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Numerical simulation of impact behavior of RC beams strengthened with high strength steel wire mesh and polymer mortar

LIAO Weizhang1, LI Miao1,2, WANG Bo1, ZHANG Wei3, TIAN Zhimin4

(1. Beijing Higher Institution Engineering Research Center of Civil Engineering Structure and Renewable Material,Beijing University of Civil Engineering and Architecture, Beijing 100044,China；2. Administrative Bureau of the Central Committee of the Communist Party, Beijing 100017,China；3. Franshion Properties(China) Limited, Beijing 100022, China；4. The Research Center of Blast-resistant Structures and Disaster Reduction, 61517 Troops of the P.L.A.，Beijing 100850, China)

To evaluate the impact resistant performance of reinforced concrete (RC) beams strengthened with the High Strength Steel Wire Mesh and Polymer Mortar (HSSWM-PM), on the basis of experiments on three un-retrofitted RC beams and four retrofitted RC beams in drop-weight impact tests, a finite element model was established by using ANSYS/LS-DYNA code to simulate and predict the impact resistant behavior of RC beams specimens. Then the process parameters of reinforcement, such as the diameter of steel wire and mortar layer thickness of cement mortar were studied. The results show that the impact resistance performance of RC beams retrofitted with HSSWM-PM is greatly improved; The thickness of cement mortar and the diameter of steel wire have obvious advantages on the improvement of impact resistance performance, and increasing the thickness of mortar layer and diameter of steel wire appropriately is beneficial to alleviate cracks on beam and change the failure mode. It is essential to consider the effect of the thickness of mortar layer and the diameter of steel wire on the impact resistant behavior properly in practical engineering.

reinforced concrete beam; high strength steel wire mesh; polymer mortar; impact resistant performance; numerical simulation

國家自然科學(xué)基金面上項(xiàng)目資助(51378045；51278490；50908010)；北京市屬高等學(xué)校人才強(qiáng)教資助項(xiàng)目(067135300100)；北京市屬高等學(xué)校高層次人才引進(jìn)與培養(yǎng)計(jì)劃項(xiàng)目資助；北京節(jié)能減排關(guān)鍵技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心(2011計(jì)劃)資助

2015-10-08 修改稿收到日期：2016-01-27

廖維張 男，副教授，碩士生導(dǎo)師，1978年生

李淼 女，碩士，1989年生

TU375.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.06.010