累計沖擊荷載作用下GFRP-混凝土組合梁動態(tài)響應(yīng)分析

楊麗輝, 周文波, 王 巖, 張浩天, 鞏勛勛

(1.北京交通大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院,北京 100044; 2.中建玖合發(fā)展集團有限公司,北京 100000;3.建研院檢測中心有限公司,北京 100013)

纖維增強復(fù)合材料(fiber reinforced polymer,FRP)作為一種新型建筑材料,與鋼材相比,具有比強度高、抗腐蝕性強、受溫度變化影響小等優(yōu)點,能夠大大減輕結(jié)構(gòu)質(zhì)量,提高結(jié)構(gòu)的耐久性,有效地減少了后期的養(yǎng)護成本。在水下工程、海洋工程等中,FRP材料有著廣闊的應(yīng)用價值及發(fā)展前景[1-6]。

純FRP造價高、彈模低、延展性差,為降低造價,充分利用FRP材料優(yōu)異抗拉性能及混凝土材料抗壓性能,科研人員開始研究FRP型材與混凝土材料的組合結(jié)構(gòu)。FRP-混凝土組合梁因其成本效益高、抗彎性能卓越、質(zhì)量輕、耐久性好等特點,成為主要的結(jié)構(gòu)形式之一。王言磊等[7]對組合界面采用粗砂黏結(jié)的FRP-混凝土組合梁進行四點彎曲試驗,發(fā)現(xiàn)采用黏結(jié)粗砂方式可有效傳遞組合界面剪力。薛偉辰等[8-9]提出了多種玻璃纖維復(fù)合材料(glass fiber reinforce plastic,GFRP)-混凝土組合梁的連接方式并對組合梁進行了彎曲試驗研究,發(fā)現(xiàn)GFRP和混凝土間采用FRP開孔板或環(huán)氧膠連接均能有效提高二者工作性能,保證剪力傳遞。El-Hachar等[10]對CFRP及Settl FRP約束的GFRP-混凝土組合梁進行了彎曲試驗,結(jié)果表明,組合梁比純GFRP梁具有更高的抗彎強度和剛度。黃海林等[11-12]將GFRP-T形型材的上翼緣內(nèi)嵌入混凝土中進行受彎性能試驗,發(fā)現(xiàn)接觸面噴砂及設(shè)置螺栓可以顯著降低GFRP型材與混凝土板界面間的滑移。黃輝等[13]對3塊 GFRP -混凝土組合連續(xù)板進行了靜載試驗,試驗表明組合板具有良好的空間受力性能及變形協(xié)調(diào)能力。上述研究表明,在擬靜力荷載作用下,FRP-混凝土組合梁具備較高的剛度、承載力等優(yōu)勢。

橋梁作為跨越山區(qū)天塹的重要結(jié)構(gòu)物,在使用期限內(nèi)因遭受到落石沖擊作用引起結(jié)構(gòu)損傷或失效的現(xiàn)象時有發(fā)生,造成了不可估量的人員傷亡及經(jīng)濟損失[14]。相較于靜力荷載,沖擊荷載加載速率高、沖擊能量大,且混凝土材料的抗壓強度、彈性模量等力學(xué)性能會表現(xiàn)出與靜力荷載作用時截然不同的特性[15-17]。因此,對極具應(yīng)用前景的FRP-混凝土組合梁進行落石沖擊荷載下的動力響應(yīng)研究顯得尤為重要。

與靜力荷載相比,沖擊荷載具有發(fā)生頻率低、應(yīng)用范圍受限、試驗危險系數(shù)高等特點;且沖擊荷載作用時間極短(通常為50 ms內(nèi)),常規(guī)試驗設(shè)備很難對結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)進行捕捉,數(shù)據(jù)獲取困難;同時科研人員對FRP-混凝土組合結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性還處于探究階段,工程實踐中應(yīng)用較少,故現(xiàn)有針對FRP-混凝土組合結(jié)構(gòu)動力抗沖擊性能研究較為有限。Chen等[18]進行了沖擊荷載作用下FRP板材與混凝土界面黏結(jié)性能試驗。試驗結(jié)果顯示:FRP板材與混凝土間的界面黏結(jié)性能隨著應(yīng)變率的提高有所提高。Wang等[19]對中空的GFRP管以及填充了混凝土的GFRP管進行了豎向沖擊試驗,發(fā)現(xiàn)增加縱向纖維約60%,減少了兩種試件的變形和破壞,空心GFRP管的沖擊荷載峰值比GFRP管約束混凝土低約80%。Oasrawi等[20-21]對GFRP管約束混凝土梁進行了豎向沖擊試驗,結(jié)果表明GFRP管的存在能夠有效地提高構(gòu)件的抗沖擊性能。Roudsari等[22]對GFRP布包裹的鋼筋混凝土梁進行沖擊試驗及有限元模擬,研究表明對反復(fù)沖擊荷載作用下的鋼筋混凝土梁進行FRP加固可以有效提高其抗動力性能,減緩損傷發(fā)展。Zhang等[23]對FRP(Carbon FRP、Basalt FRP和Glass FRP)包裹及未包裹的鋼管混凝土柱進行落錘沖擊試驗,結(jié)果表明FRP包裹可以改善其性能并提高其承載能力。何慶峰等[24-25]通過對無損RC(reinforced concrete)梁及CFRP加固沖擊后的有損RC梁進行落錘沖擊試驗。試驗結(jié)果表明,在保證CFRP與RC梁之間良好界面黏結(jié)性能下,CFRP能有效改善并增強構(gòu)件的整體受力性能。

綜上所述,目前FRP-混凝土組合結(jié)構(gòu)抗沖擊性能研究主要集中于FRP布/管約束混凝土結(jié)構(gòu)或加固受損構(gòu)件,而針對FRP-混凝土組合梁抗沖擊性能的研究較少;在組合結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)方面,現(xiàn)有研究多為組合結(jié)構(gòu)在單次沖擊荷載下的動力響應(yīng),對于結(jié)構(gòu)在使用年限內(nèi)可能受到的多次落石沖擊荷載卻鮮有涉及。多次沖擊的累積效應(yīng)可能會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的逐漸削弱和失效,研究結(jié)構(gòu)累計沖擊可以了解結(jié)構(gòu)在長期使用和多次沖擊下的安全性和可靠性;并確定結(jié)構(gòu)的抗沖擊能力和破壞機制。為進一步了解FRP-混凝土組合梁在累計沖擊荷載下的響應(yīng)特征,本文對1根純GFRP梁和4根GFRP-混凝土組合梁進行沖擊試驗,借助于高速攝影儀器及動態(tài)信號采集設(shè)備,獲得了不同混凝土厚度及沖擊方向下組合梁的累計沖擊損傷演化過程及動力響應(yīng)。借助于有限元分析ANSYS/LSDYNA軟件建立了GFRP-混凝土組合梁精細化累計沖擊模型,結(jié)合相應(yīng)試驗結(jié)果,對有限元模型進行了擬合修正,并基于該模型分析了沖擊錘質(zhì)量、沖擊速度及構(gòu)件截面高度比等參數(shù)對GFRP混凝土組合梁抗沖擊性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

為研究GFRP-混凝土組合梁在沖擊荷載下的動態(tài)響應(yīng),本文設(shè)計制作了1根純GFRP梁(試件B0)、1根側(cè)向沖擊GFRP-混凝土組合梁(試件BT-150)及3根豎向沖擊GFRP-混凝土組合梁(試件BV-120、BV-150、BV-180)。組合梁由下部受拉區(qū)GFRP方管和上部受壓區(qū)的混凝土層組成。GFRP與混凝土界面采用施工方便、性價高的粗砂黏結(jié)法,在環(huán)氧樹脂表面均勻黏結(jié)5～10 mm(非均勻粒徑)的小石子,石子覆蓋率為35%～45%。試件全長均為1 600 mm,凈跨1 400 mm。GFRP方管橫截面均為88.5 mm×88.5 mm?；炷粮叨确謩e為31.5 mm、61.5 mm、91.5 mm。試驗梁尺寸如表1所示。

表1 試件規(guī)格表

試件所用混凝土設(shè)計強度等級C40,在試件制作時預(yù)留了標(biāo)準(zhǔn)混凝土立方體試塊以測試混凝土抗壓強度。GFRP型材密度為1 876 kg/m3。根據(jù)GB/T 1446—2005《纖維增強塑料性能試驗方法總則》,對12個GFRP長方體試樣(300 mm×25 mm×8 mm)進行強度試驗,以測得試驗所需的GFRP力學(xué)性能。試件制作過程中,先用砂紙打磨GFRP梁上表面,并用丙酮進行擦拭;后采用A級環(huán)氧膠(厚度約為1.5 mm)將粗砂粒均勻黏結(jié)在GFRP型材表面來對GFRP-混凝土界面進行粗糙處理(圖1),操作完成后澆筑混凝土形成組合梁。材料力學(xué)性能如表2所示。

表2 材料力學(xué)性能

圖1 試驗梁橫/縱截面及界面連接方式Fig.1 Test beam cross/longitudinal section and section connection method

1.2 試驗方案

試驗加載裝置采用搖臂式落錘沖擊試驗系統(tǒng),如圖2所示。該系統(tǒng)分為:試驗鋼架、試件固定裝置、沖擊錘頭、高度調(diào)節(jié)裝置。試件固定裝置中,支座部分設(shè)置簡支約束。支座一側(cè)焊接有螺紋鋼筋、螺母及轉(zhuǎn)動舵手。轉(zhuǎn)動舵手可實現(xiàn)支座寬度的自由調(diào)節(jié),通過預(yù)緊螺母可使側(cè)邊支座對梁體施加一定的預(yù)緊力,防止組合梁在沖擊過程中跳脫。沖擊錘頭質(zhì)量M為40.18 kg。試驗中將試件的頂面跨中布置于沖擊錘下,利用動力倒鏈將沖擊錘頭調(diào)節(jié)到設(shè)定高度(H)后釋放即可對試件施加沖擊荷載。

圖2 落錘沖擊試驗裝置Fig.2 Falling hammer impact test equipment

試驗梁豎向和側(cè)向加載示意圖如圖3所示。

圖3 試驗梁豎向橫向沖擊示意圖(mm)Fig.3 Schematic diagram of vertical transverse impact of test beam (mm)

試驗設(shè)定加載高度H依次為5 cm、10 cm、15 cm、20 cm、30 cm及50 cm。試驗過程中測取了試驗梁所受的沖擊力、跨中撓度、混凝土及GFRP跨中應(yīng)變等數(shù)據(jù),加載裝置前側(cè)布置高速攝影儀,監(jiān)測沖擊瞬時的裂縫開展與破壞過程,采集頻率為100 fps。試驗后,拍攝并繪制了沖擊后的最終裂縫與破壞形態(tài)。

2 沖擊試驗結(jié)果及分析

2.1 裂縫發(fā)展

高速攝像機捕捉了試件從加載開始至完全結(jié)束的動態(tài)響應(yīng)過程。對B0施加不同高度下的沖擊荷載,在整個試驗過程中,純GFRP試件無明顯塑性變形及損傷,說明GFRP材料具有良好的抗沖擊性能,但隨著沖擊高度的增加,構(gòu)件的變形響應(yīng)不斷增加,撓曲現(xiàn)象明顯。

圖4為各GFRP混凝土組合梁試件最終破壞形式。對BV-120、BV-150和BV-180施加豎向沖擊荷載,組合梁均在沖擊高度為20 cm時發(fā)生損壞;對BT-150施加側(cè)向荷載,組合梁在沖擊高度為30 cm時發(fā)生損壞。通過觀察不同試驗梁在沖擊過程中的裂縫發(fā)展及破壞狀態(tài),具有以下共同特征:前三次(BT-150為前四次)沖擊中組合梁的損傷均表現(xiàn)為混凝土裂縫的產(chǎn)生與發(fā)展,此時的裂縫均屬于微裂縫,對組合梁的性能影響較小;在第四次沖擊(BT-150為第五次)中組合梁上部混凝土出現(xiàn)貫通裂縫,混凝土退出工作。但不同工況下,混凝土的開裂及剝落狀況存在較大差異,這主要與落錘局部接觸狀態(tài)以及碰撞區(qū)域混凝土剛度有關(guān)。

注:圖4中數(shù)字為試驗梁破壞時的沖擊高度。

以BV-150試驗梁不同沖擊高度下梁體破壞過程為例,如圖5(a)所示,在沖擊高度為5 cm時,混凝土未產(chǎn)生裂縫損傷。當(dāng)沖擊高度為10 cm時,混凝土跨中底部右側(cè)約10 cm位置處的剪跨區(qū)出現(xiàn)肉眼可見的輕微裂縫,裂縫高度至混凝土高約1/3處。當(dāng)沖擊高度為15 cm時,剪跨區(qū)裂縫迅速延伸,開展至混凝土梁頂部。當(dāng)沖擊高度為20 cm時,剪跨區(qū)裂縫發(fā)展成為主裂縫,混凝發(fā)生完全斷裂,素混凝土退出工作。同時,觀察梁體等位線可知,主裂縫右側(cè)混凝土發(fā)生偏移,原因是混凝土與GFRP之間脫粘,二者喪失了共同工作能力,導(dǎo)致GFRP-混凝土組合梁抗沖擊性能降低。當(dāng)沖擊高度為30 cm時,混凝土剪跨區(qū)產(chǎn)生新的貫通裂縫并伴隨著混凝土頂部大面積破碎,局部呈現(xiàn)楔形破壞;當(dāng)沖擊高度為50 cm時,跨中兩側(cè)混凝土與GFRP徹底剝離,錘頭下方混凝土由于墊板及GFRP擠壓作用繼續(xù)停留在梁體上。

為探究GFRP-混凝土組合梁在破壞荷載下的裂縫發(fā)展過程,根據(jù)高速攝影儀采集圖片,對沖擊高度為20 cm的組合梁沖擊響應(yīng)進行探究,如圖5(b)所示。選取了0～100 ms時段進行分析,各時間節(jié)點裂縫形態(tài)如圖2所示。在20 ms時,隨著沖擊錘對梁體上部混凝土進行擠壓,剪跨區(qū)微裂縫(沖擊高度為15 cm時產(chǎn)生的裂縫)得到進一步發(fā)展,混凝土產(chǎn)生破碎,伴隨有少量新微裂縫形成;同時,裂縫右側(cè)混凝土向右錯動,與GFRP發(fā)生脫粘現(xiàn)象。在40 ms時,剪跨區(qū)主裂縫已發(fā)生貫通,沖擊錘與梁體共同向上回彈,混凝土受到“慣性拉力”作用,主裂縫得到了進一步發(fā)展,混凝土繼續(xù)向右錯動,GFRP與混凝土間黏結(jié)效果大幅度降低。在60 ms時,梁體向下運動,混凝土受到“慣性擠壓”作用,主裂縫寬度發(fā)生一定程度回縮。在80～100 ms時,梁體達到平衡位置,主裂縫寬度基本保持不變。

觀察沖擊荷載下組合梁裂縫寬度、長度、增長速度等不難發(fā)現(xiàn):在沖擊荷載下,混凝土從彈性階段到破壞階段所需時間較短;且隨著沖擊高度升高,梁體所受沖擊能量增大,混凝土應(yīng)變率隨之提高,宏觀表現(xiàn)為裂縫的長度與寬度開展。從梁體破壞狀態(tài)來看,組合梁最終破壞表現(xiàn)為素混凝土斷裂,裂縫右側(cè)混凝土偏移,GFRP與混凝土剝離。因此,確保GFRP與混凝土間良好的黏結(jié)作用時二者共同工作的基礎(chǔ)。

2.2 撓度時程曲線

為方便對比研究5根試驗梁在整個沖擊過程中梁體跨中位移變化,將各工況試驗梁沖擊撓度進行匯總(剔除加載間隙的準(zhǔn)備時間),形成試驗梁的跨中撓度時程曲線,如圖6、圖7所示。(注:圖中數(shù)字表示沖擊的加載次序)。

圖6 不同混凝土厚度下梁體跨中位移時程曲線Fig.6 Time-distance curves of beam span displacement at different concrete heights

圖7 不同加載方向下梁體跨中位移時程曲線Fig.7 Time-course curve of beam span displacement under different loading methods

圖6為不同混凝土厚度下梁體跨中位移時程曲線。從各工況曲線可知,試驗梁在沖擊荷載作用下,會經(jīng)歷多次錘體沖擊與自身回彈,且隨著沖擊能量的增大,梁體最大位移值逐漸提高。純GFRP與組合梁相比,在相同沖擊高度下,純GFRP跨中撓度明顯大于組合梁跨中撓度,其原因是GFRP材料的彈性模量及剛度較低,相同荷載作用下變形比組合梁大。BV-120、BV-150、BV-180相比,雖然三者損傷能量相同,但隨著混凝土增厚,梁體剛度增大,并且在應(yīng)力波的傳播、衰減與反射過程中,混凝土吸收的沖擊能量增多,使GFRP受到的沖擊作用減小,故組合梁跨中撓度降低、自平衡能力更強。對比BV-120和BV-150在30 cm、50 cm沖擊高度下的跨中撓度值,發(fā)現(xiàn)在同一沖擊高度下兩者撓度峰值相差不大,說明此時組合梁上部的混凝土均已退出工作,錘體沖擊幾乎全為下部GFRP承擔(dān),故將裂縫貫通作為組合梁破壞的標(biāo)志是準(zhǔn)確的。

圖7為不同加載方向下梁體跨中位移時程曲線。當(dāng)GFRP-混凝組合梁橫向布置時,梁體高度相較于豎向布置更小,且GFRP對于剛度貢獻程度更大,故側(cè)向布置時剛度較小,在相同的沖擊條件下BT-150的變形響應(yīng)大于BV-150的變形響應(yīng)。相反,由于GFRP參與梁體工作程度較高,側(cè)向布置能夠更大程度發(fā)揮GFRP自身優(yōu)異的抗沖擊性能,因此試件側(cè)向布置耗散沖擊能量的能力優(yōu)于其豎向布置。

表3為各試驗梁撓度響應(yīng)匯總表。綜合各試驗梁破壞特征、撓度時程曲線及表3特征值可知:①純GFRP本身具有優(yōu)異的抗沖擊性能,其剛度卻遠遠小于各組合梁,在20 cm沖擊高度下,撓跨比就已達到1/88.4;②混凝土厚度增大,能提高梁體剛度,同時在應(yīng)力波的傳播、衰減及反射過程中,混凝土吸收的較多的沖擊能量,大大降低梁體跨中撓度(BV-120、BV-150、BV-180撓度降低程度分別為41.18%、51.99%、59.25%);BT-150耗散的沖擊能量(315.04 J)比PBVS-150提高了60%,但其撓度降低程度遠小于PBV-150,僅為26.91%;③各組合梁沖擊過程可分為彈性階段、裂縫產(chǎn)生、發(fā)展及貫通四階段;破壞類型均為主裂縫貫通,GFRP與混凝土界面發(fā)生剝離。因此,在實際工程應(yīng)用中,應(yīng)特別注重GFRP-混凝土之間的黏結(jié)性能。

表3 試驗梁撓度響應(yīng)匯總

2.3 沖擊力時程曲線

各試驗梁在不同沖擊高度下的沖擊力時程曲線如圖8所示。

圖8 試驗梁沖擊力時程曲線Fig.8 Time course curve of test beam impact force

所有試件的沖擊力時程曲線呈現(xiàn)相同的規(guī)律:梁體所受沖擊近似為三角形脈沖,且在一次沖擊試驗中受到多次錘體撞擊。首次接觸后沖擊力快速上升,在t=5 ms左右沖擊力達到首個峰值,隨后沖擊力迅速衰減;在t=30 ms左右時衰減到0,并維持一段時間的穩(wěn)定,表明此階段內(nèi)沖擊錘與梁體分離。之后錘體再次沖擊梁體跨中,由于沖擊錘能量在第一次沖擊時被梁體大量耗散,故第二次沖擊時梁體所受沖擊力相對較小。對于同一試驗梁,沖擊高度越低,沖擊錘回彈時速度越小,梁體所受到的沖擊間隔時間越短;對于不同混凝土厚度的試驗梁,混凝土厚度越大,梁體所受到的沖擊時間間隔越短。對比裂縫開展時間可知,沖擊峰值持時短,在主裂縫形成后衰減到零,此時梁體已產(chǎn)生不可修復(fù)的損傷,隨后梁體的自身振蕩進一步加劇了自身損傷。對比梁體跨中位移時程曲線來看,跨中位移峰值相較于沖擊力峰值有一定的延遲,其原因是梁體在沖擊荷載衰減后由于慣性作用撓度仍持續(xù)增大。

圖9為試驗梁沖擊力峰值隨沖擊高度變化曲線。從圖9中可知沖擊峰值隨沖擊高度上升總體呈增大趨勢,但不同混凝土厚度及沖擊方式下,梁體沖擊力峰值呈現(xiàn)較大的離散性,這主要與沖擊角度、梁體剛度及二者的接觸狀態(tài)有關(guān)。

圖9 試驗梁沖擊力峰值隨沖擊高度變化曲線Fig.9 Peak impact force curve of test beam with impact height

2.4 應(yīng)變時程曲線

試驗過程中將應(yīng)變片布置于混凝土跨中頂部及FRP跨中底部,通過DASP(data acquisition &signal processing)動態(tài)采集系統(tǒng)以采集頻率1 024 Hz測取沖擊過程中材料應(yīng)變發(fā)展?fàn)顩r。各組合梁的應(yīng)變分布規(guī)律大體相同,以BV-150試驗梁為例對組合梁的應(yīng)變進行分析。

圖10為試件BV-150在不同沖擊高度下跨中應(yīng)變時程曲線。從圖10中可知,沖擊產(chǎn)生的應(yīng)力波在材料中傳播非常迅速,混凝土最大壓應(yīng)變與GFRP最大拉應(yīng)變發(fā)生時刻極其接近。相較于沖擊力峰值,在沖擊錘與組合梁首次接觸后,梁體跨中應(yīng)變峰值時刻有一定滯后,但與撓度峰值時刻近似相同。梁體自身震蕩進一步導(dǎo)致混凝土與GFRP在拉壓應(yīng)力之間反復(fù)轉(zhuǎn)換,應(yīng)變數(shù)值及性質(zhì)不斷變化,隨著梁體趨于穩(wěn)定,最終在0附近上下波動。結(jié)合BV-150試驗梁破壞狀態(tài)來看,在沖擊高度10 cm時,主裂縫得到了產(chǎn)生和發(fā)展,混凝土剛度降低,致使下部GFRP所受沖擊力占比增大,最大拉應(yīng)變得到大幅度提升(εG5=6 283.17 με,εG10=10 197.61 με,提升程度62.3%),在沖擊高度20 cm時,混凝土裂縫貫通,此時混凝土極限應(yīng)變約為6 427.58 με。比較混凝土及GFRP應(yīng)變峰值可知,隨著沖擊能量的增大,GFRP應(yīng)變峰值εG與混凝土應(yīng)變峰值εC得到顯著提高,且差值ΔC-G逐漸增大,這意味著組合梁破壞前中性軸位置不斷上移,此應(yīng)力分布情況對于發(fā)揮GFRP優(yōu)秀的抗拉性能十分有利。(注:εG、εC分別為GFRP、混凝土峰值應(yīng)變)。

注:圖10中數(shù)字為最大應(yīng)變值;當(dāng)沖擊高度為30 cm、50 cm時,混凝土裂縫貫通,頂部應(yīng)變片損壞,故不做考慮。

3 GFRP混凝土組合梁抗沖擊數(shù)值模擬研究

3.1 有限元模型

使用顯示動力分析軟件ANSYS/LS-DYNA,以BV-120試驗梁為原型,建立GFRP-混凝土組合梁累計沖擊模型,材料參數(shù)如表4所示?；炷敛捎梅蔷€性塑性隨動強化模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC),該模型利用Cowper-Symonds模型,將屈服應(yīng)力與因子進行比例縮放,以此來考慮混凝土應(yīng)變率的影響[26]。GFRP型材在有限元中采用正交各向異性線彈性模型(*MAT_OPTIONTROPIC_ELASTIC),由于FRP材料在高應(yīng)變率下沒有表現(xiàn)出強度增強,故不考慮應(yīng)變率效應(yīng)[27]。沖擊錘選用剛體模型(*MAT_RIGID)?；炷?、GFRP型材,沖擊錘單元類型均為八節(jié)點六面實體單元(*SOLID164),單元尺寸為10 mm。

表4 有限元材料參數(shù)

在組合梁X軸向100 mm、1 500 mm處分別約束XY、YZ方向以實現(xiàn)簡支約束,同時約束支座間(100～1 500 mm)GFRP與混凝土的側(cè)向(Z)移動。為實現(xiàn)對試驗梁的累次沖擊,建立6個相同的沖擊錘模型,沖擊質(zhì)量均為40.18 kg。沖擊錘與混凝土的接觸面積為88.5 mm×88.5 mm,并限定其只能于Y方向上運動,以確保加載方向及加載點不變。混凝土與GFRP間通過共用節(jié)點進行黏結(jié)?；炷?、GFRP型材及沖擊錘間接觸類型均為自動面面接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE)。各沖擊錘之間不定義接觸,以免沖擊錘運動過程中彼此產(chǎn)生影響。計算模型如圖11所示。

圖11 GFRP-混凝土組合梁沖擊計算模型Fig.11 Calculation model of GFRP-concrete laminated beam under impact loading

模型中的荷載主要為重力荷載,荷載的施加可以分為兩部分:①模擬計算全過程中對梁體施加重力荷載;②對沖擊錘分階段施加重力荷載。重力施加流程如圖12所示。

注:每次沖擊前,可認為梁體已達到平衡狀態(tài);當(dāng)超過設(shè)定沖擊時間時,沖擊錘會立即失去重力,并沿Y軸向上移動。

3.2 數(shù)值分析結(jié)果討論

數(shù)值仿真模型得到的BV-120試驗梁結(jié)構(gòu)損傷過程如圖13(a)所示,可發(fā)現(xiàn)其具有以下特征:在5 cm、10 cm沖擊后,試驗梁無裂縫發(fā)展及損傷;15 cm沖擊后,梁體出現(xiàn)明顯塑性損傷,跨中附近出現(xiàn)兩條豎向裂縫,但此時并未貫通;20 cm沖擊后,跨中主豎向裂縫貫通,GFRP與混凝土界面出現(xiàn)剝離,上部混凝土開始向兩側(cè)擴展;30 cm的沖擊后,跨中混凝土出現(xiàn)新的裂縫,GFRP與混凝土界面出現(xiàn)大面積剝離;50 cm的沖擊后,梁體跨中處出現(xiàn)嚴重的塑性損傷分布,混凝土大面積剝落,構(gòu)件完全破壞。通過與BV-120試驗梁試驗損傷過程(圖13(b))比較可知,不論是裂縫發(fā)展特征,或是構(gòu)件各沖擊高度下?lián)p傷分布,數(shù)值仿真結(jié)果均與實際相符,說明利用LS-DYNA建立的GFRP-混凝土組合梁累計沖擊模型能夠較為準(zhǔn)確反應(yīng)BV-120試驗梁在沖擊過程中的裂縫發(fā)展及損傷狀況。

圖13 BV-120試件沖擊試驗及數(shù)值模擬破壞過程Fig.13 BV-120 specimen failure process of impact test and numerical simulation

圖14給出了采用有限元模型計算得到的BV-120梁在不同沖擊高度下的跨中撓度最大值,對比BV-120試驗中各沖擊高度下的跨中最大撓度值可發(fā)現(xiàn),數(shù)值模擬結(jié)果同試驗結(jié)果非常接近。不同沖擊高度下,試驗與數(shù)值模擬跨中撓度峰值誤差率|R|多為在10%左右,且15 cm沖擊和50 cm沖擊時跨中撓度峰值的誤差率|R|僅為2.9%和3.5%。這表明本文所建立的GFRP-混凝土組合梁累計沖擊計算模型能夠較好地反映試驗梁在沖擊荷載過程中的撓度響應(yīng)。

注:誤差率R=[模擬值S-試驗值T)/試驗值T]×100%。

圖15為BV-120試驗梁破壞前不同沖擊高度下數(shù)值模擬與試驗沖擊力峰值對比圖。從圖15中可知,雖然數(shù)值模擬計算得到的沖擊力峰值均高于試驗過程中得到的沖擊力峰值,但考慮到試驗誤差,且在沖擊高度為5 cm、15 cm、20 cm時,數(shù)值模擬與試驗沖擊力峰值誤差率|R|(計算公式同撓度峰值誤差率)均在10%附近,可認為采用LS-DYNA建立的GFRP混凝土組合梁累計沖擊計算模型可以較為準(zhǔn)確地模擬出梁體所受的沖擊荷載。

圖15 BV-120模擬及試驗沖擊力結(jié)果對比Fig.15 BV-120 simulation and test impact force results comparison

綜合對比BV-120試驗與有限元模型中裂縫發(fā)展?fàn)顩r、結(jié)構(gòu)損傷分布、跨中撓度及沖擊力結(jié)果可知,本文建立的GFRP-混凝土組合梁累計沖擊計算模型能夠較好地反應(yīng)組合梁的動力沖擊響應(yīng)。

4 GFRP-混凝土組合梁沖擊響應(yīng)影響參數(shù)分析

4.1 沖擊物質(zhì)量

沖擊物質(zhì)量是影響構(gòu)件沖擊響應(yīng)的重要參數(shù),在山區(qū)落石沖擊事件中,沖擊物質(zhì)量往往很大,為研究沖擊物質(zhì)量對GFRP-混凝土組合梁沖擊響應(yīng)的影響,在GFRP-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)尺寸(圖16(a))和沖擊速度(5 m/s)保持不變的前提下,通過有限元模型(圖16(b))模擬了沖擊物質(zhì)量為10 kg、50 kg、100kg、300 kg、500 kg、700 kg和1 000 kg情況下GFRP-混凝土組合梁的動態(tài)響應(yīng)(見圖17(a),表5)。

表5 不同沖擊物質(zhì)量下梁體動態(tài)響應(yīng)峰值

圖16 GFRP-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)尺寸及有限元模型Fig.16 Structural dimensions and finite element model of GFRP concrete composite beam

注:圖17中,上邊圖為梁體跨中沖擊力時程曲線,下邊圖為梁體跨中撓度時程曲線。

從組合梁沖擊力時程曲線可知,隨著沖擊錘質(zhì)量增大,沖擊力峰值明顯增大,且沖擊持時有一定程度延長。在10～500 kg沖擊物質(zhì)量下,沖擊力時程曲線表現(xiàn)為“單峰型”,而在700～1 000 kg沖擊物質(zhì)量下,沖擊力時程曲線表現(xiàn)為“雙峰型”。原因為隨著沖擊物質(zhì)量增大,錘體和梁體之間更趨向于完全非彈性碰撞,沖擊物在沖擊過程中會損失更多動量。當(dāng)沖擊物與梁體分離時刻,質(zhì)量大的沖擊物速度小于質(zhì)量小的沖擊物速度,并在自質(zhì)量的作用下迅速下落,與混凝土產(chǎn)生二次碰撞,由此產(chǎn)生“第二個峰值”。觀察組合梁撓度時程曲線可知,不同沖擊物質(zhì)量下,組合梁跨中撓度變化趨勢相同。隨著沖擊質(zhì)量的增大,峰值撓度也相應(yīng)增大;同時,沖擊物與梁體接觸時的瞬間速度增大,構(gòu)件需花費更多變形時間來消耗沖擊能量,即撓度峰值點時刻延后。利用多項式曲線對組合梁沖擊力峰值、跨中撓度峰值與沖擊物質(zhì)量關(guān)系進行擬合,得到?jīng)_擊力峰值與沖擊物質(zhì)量滿足上凸二階曲線關(guān)系,跨中撓度峰值與沖擊物質(zhì)量滿足一階線性關(guān)系(見圖18(a))。沖擊物質(zhì)量增加,組合梁沖擊力峰值增速減緩,但跨中位移峰值仍保持一定的線性增加。因此,在組合梁設(shè)計時,應(yīng)充分考慮大質(zhì)量沖擊導(dǎo)致結(jié)構(gòu)產(chǎn)生大撓度的工況,通過合理的截面設(shè)計與材料類型選擇,減少大質(zhì)量沖擊下構(gòu)件的變形響應(yīng)。

注:擬合函數(shù)中,m、v、λ分別為沖擊物質(zhì)量、沖擊物速度、截面高度比。

4.2 沖擊速度

為研究沖擊速度對GFRP-混凝土組合梁沖擊響應(yīng)的影響規(guī)律,保持組合梁結(jié)構(gòu)尺寸及沖擊質(zhì)量(500 kg)不變,對沖擊速度為1 m/s、5 m/s、10 m/s、15 m/s、20 m/s、25 m/s和30 m/s工況下梁體沖擊響應(yīng)進行了分析(見圖17(b),表6)。

從組合梁沖擊力時程曲線可知,不同沖擊速度下組合梁沖擊力時程曲線的趨勢基本一致,沖擊力作用時間約6 ms。組合梁沖擊力峰值隨沖擊速度的增加而增加,增幅穩(wěn)定。觀察組合梁撓度時程曲線可知,沖擊速度增大,跨中撓度峰值也相應(yīng)增大,但跨中撓度峰值出現(xiàn)時刻逐漸延后。利用多項式函數(shù)對組合梁沖擊力峰值、跨中撓度峰值與沖擊速度關(guān)系進行擬合,可知沖擊速度對組合梁沖擊力峰值及跨中撓度峰值的影響均呈線性(見圖18(b))。

4.3 截面高度比

截面高度比(混凝土與GFRP高度比)是影響GFRP-混凝土組合梁沖擊響應(yīng)的重要因素。在沖擊質(zhì)量(500 kg),沖擊速度(5 m/s)不變的前提下,研究了構(gòu)件截面高度比為0.1、0.2、0.3、0.4和0.5的工況下組合梁動態(tài)響應(yīng)。通過調(diào)節(jié)沖擊高度,統(tǒng)計了各工況下混凝土首次產(chǎn)生貫穿裂縫,即組合梁發(fā)生破壞時的耗散能量(見圖17(c)及表7)。觀察梁體沖擊力時程曲線可知,結(jié)構(gòu)的沖擊力峰值隨著截面高度比地增加而增加,但增幅逐漸減小。觀察跨中撓度時程曲線可得,構(gòu)件的跨中撓度峰值隨著截面高度比地增加而減小,降幅穩(wěn)定。利用多項式函數(shù)對沖擊力峰值、跨中撓度峰值與截面高度比關(guān)系進行擬合,得到?jīng)_擊力峰值與截面高度比間滿足二階曲線關(guān)系,跨中撓度峰值與截面高度比滿足線性關(guān)系(見圖18(c))。

表7 不同截面高度比下梁體動態(tài)響應(yīng)峰值

對梁體動態(tài)響應(yīng)峰值進行無量綱化處理(見圖19)。綜合考慮構(gòu)沖擊力峰值、撓度峰值及耗散能量,當(dāng)截面高度比為0.3～0.5時組合梁沖擊力峰值增長較緩且跨中撓度峰值較小,并具有良好的耗散沖擊能量的能力。在實際應(yīng)用過程中,需保證組合梁中性軸位于GFRP上,利用彈性分析換算截面法求得此構(gòu)件的截面高度比應(yīng)小于0.375。由此可知,GFRP-混凝土組合梁截面高度比的合理取值范圍為0.300～0.375。

圖19 沖擊力峰值、跨中撓度峰值、耗散能量值隨截面高度比變化的曲線Fig.19 Curves of peak impact force, peak mid-span deflection,and dissipated energy values with section height ratio

換算截面法計算步驟如下。GFRP-混凝土組合梁橫截面參數(shù)如表8所示。

表8 GFRP-混凝土組合梁橫截面參數(shù)

在組合梁截面的彈性分析中,采用如下假設(shè):①GFRP和混凝土材料均為理想的線彈性體;②GFRP與混凝土翼板之間連接可靠,滑移可以忽略不計,符合平截面變形假定;③有效寬度范圍內(nèi)的混凝土翼板按實際面積計算,不扣除其中受拉開裂的部分。

首先根據(jù)合力不變及應(yīng)變相同條件,把混凝土換算成GFRP材料。

彈性模量比

EC/EG=1/αG

(1)

等價的換算截面面積

AG2=ACEC/EG

(2)

為保證組合截面形心高度即合力位置換算前后保持不變,換算時固定混凝土厚度而只改變其寬度,如圖20所示。

圖20 組合梁換算前后橫截面Fig.20 Cross section of the combined beam before and after conversion

中性軸位置

y=(AGyG+AG2yC)/(AG+AG2)

(3)

當(dāng)y≥h3時,求解可得

h2/h3≤0.375

(4)

式中:EC、EG分別為混凝土、GFRP彈性模量;AC、AG分別為橫截面混凝土、GFRP面積;AC=bh2、AG=2bh3+2(b-2t)h3;yC、yG分別為橫截面混凝土、GFRP中心位置。

5 結(jié) 論

本文采用搖臂式落錘沖擊試驗系統(tǒng)對純GFRP梁及GFRP-混凝土組合梁進行了累計沖擊試驗,獲取了多次落石沖擊荷載下試驗梁的動態(tài)響應(yīng)數(shù)據(jù),深入分析了沖擊過程中組合梁損傷分布及動態(tài)響應(yīng)特征,基于顯式有限元分析方法對GFRP-混凝土組合梁累計沖擊過程進行了仿真及影響因素分析。研究結(jié)果表明:

(1)本試驗中,純GFRP試件在豎向沖擊荷載下無明顯損傷及塑性變形,表明GFRP試件具有良好的抗沖擊性能,但易產(chǎn)生較大變形?；炷粮叨鹊卦黾?組合梁剛度增大,同時在應(yīng)力波地傳播、衰減及反射過程中,混凝土吸收的沖擊能量增多,GFRP受到的沖擊能量降低,進而組合梁的變形響應(yīng)減小。

(2)豎向沖擊荷載下,不同混凝土厚度的GFRP-混凝土試驗梁破壞高度均為20 cm,其破壞過程可分為彈性階段、裂縫產(chǎn)生、發(fā)展及主裂縫貫通4個階段,最終破壞特征均為混凝土主裂縫貫通,GFRP與混凝土發(fā)生剝離,二者良好的黏結(jié)能力對GFRP-混凝土組合梁抗沖擊性能至關(guān)重要。

(3)側(cè)向沖擊和豎向沖擊相比,在主裂縫貫通前,試驗梁抵抗側(cè)向沖擊性能優(yōu)于其抗豎向沖擊,但試驗梁受側(cè)向沖擊時變形較大。

(4)綜合對比試驗與有限元法組合梁裂縫發(fā)展?fàn)顩r、結(jié)構(gòu)損傷分布、跨中撓度及沖擊力試驗結(jié)果,可知通過分階段施加重力荷載能夠較為準(zhǔn)確地模擬GFRP-混凝土試驗梁在累計沖擊過程的結(jié)構(gòu)損傷與動態(tài)響應(yīng)。

(5)在GFRP-混凝土組合梁的彎曲破壞條件下,當(dāng)沖擊物質(zhì)量、速度等非構(gòu)件因素及截面撓度比等構(gòu)件因素發(fā)生變化時,梁體所受沖擊力峰值和跨中撓度峰值呈現(xiàn)二階曲線或線性變化趨勢。進行組合梁設(shè)計時,混凝土與GFRP最優(yōu)的高度比為0.300～0.375,并應(yīng)充分考慮結(jié)構(gòu)面臨大質(zhì)量沖擊時的工況。