鄭志豪，任輝啟，龍志林，郭瑞奇，蔡 洋，黎智健

（1. 湘潭大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院，湖南 湘潭 411105；2. 軍事科學(xué)院國(guó)防工程研究院，河南 洛陽(yáng) 471023）

南海島礁距離大陸較遠(yuǎn)，在南海島礁工程建設(shè)中，面臨工程建設(shè)物資匱乏、海洋環(huán)境對(duì)混凝土材料產(chǎn)生不利影響、工程建設(shè)周期長(zhǎng)成本高等難題。南海區(qū)域位于低緯度地區(qū)且靠近赤道，屬于熱帶季風(fēng)氣候，氣候環(huán)境具有高溫高鹽高濕的特點(diǎn)。因此，用于南海島礁工程的建筑材料，需要有較強(qiáng)的抗?jié)B透能力和耐腐蝕能力。

南海島礁區(qū)域的建筑物和構(gòu)筑物受到海水的侵蝕、海浪的沖擊及海風(fēng)的剝蝕；若建筑物和構(gòu)筑物的選址處于地震帶，需要考慮地震荷載作用；若建筑物和構(gòu)筑物較高，需要考慮風(fēng)荷載影響；機(jī)場(chǎng)跑道需承受飛機(jī)降落的沖擊荷載，防護(hù)堤壩需承受海浪的沖擊作用。因此，用于南海島礁工程的建筑材料，需要考慮其動(dòng)態(tài)力學(xué)性能。

在南海島礁工程建設(shè)中，使用海水制備珊瑚砂水泥基復(fù)合材料，能較大程度降低工程成本，減少對(duì)大陸資源的依賴(lài)，具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值。珊瑚質(zhì)輕、多孔，強(qiáng)度并不高，制備的珊瑚混凝土強(qiáng)度較低且脆性大。如何制備高強(qiáng)度和高韌性的珊瑚混凝土，困擾著研究人員和工程技術(shù)人員。目前，纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料所使用的增強(qiáng)增韌纖維主要有聚丙烯纖維、聚乙烯醇纖維、鋼纖維、碳纖維和玄武巖纖維等。碳纖維（carbon fiber, CF）材料具有高強(qiáng)度、耐高溫和耐腐蝕的優(yōu)點(diǎn)；聚丙烯纖維（polypropylene fiber, PP）材料具有高強(qiáng)度、耐腐蝕、拉伸應(yīng)變硬化、伸長(zhǎng)率大且在水泥砂漿中分散均勻的優(yōu)點(diǎn)，應(yīng)用范圍十分廣泛。單摻纖維有一定局限性，為綜合改善材料的力學(xué)性能，可考慮在材料中摻加混雜纖維。

本文中，基于碳纖維和聚丙烯纖維的優(yōu)良性能，混雜碳纖維和聚丙烯纖維對(duì)海水制備珊瑚砂水泥基復(fù)合材料進(jìn)行改性。采用直徑100 mm 分離式Hopkinson 壓桿（split Hopkinson pressure bar, SHPB）對(duì)改性復(fù)合材料進(jìn)行5 種應(yīng)變率下的沖擊壓縮試驗(yàn)，研究碳-聚丙烯混雜纖維（PP/CF）增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的沖擊壓縮力學(xué)性能，以期對(duì)制備高性能珊瑚砂水泥基復(fù)合材料及南海島礁搶修搶建工程提供參考。

1 試 驗(yàn)

1.1 原材料和配比

原材料包括安宜特牌快硬硫鋁酸鹽水泥、一級(jí)粉煤灰、珊瑚砂細(xì)骨料、日本東麗牌碳纖維、湖南長(zhǎng)沙檸祥聚丙烯纖維、人工海水和西卡牌聚羧酸減水劑。珊瑚砂細(xì)骨料的最大粒徑為2.5 mm，細(xì)度模數(shù)為1.88，分類(lèi)為細(xì)砂。碳纖維和聚丙烯纖維的性能參數(shù)，見(jiàn)表1。

表1 碳纖維和聚丙烯纖維的性能參數(shù)Table 1 Properties of carbon fiber and polypropylene fiber

PP/CF 增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的原材料配比見(jiàn)表2。采用纖維后摻法：先將珊瑚砂細(xì)骨料、水泥和粉煤灰與2/3 用水量攪拌約2 min，再加入減水劑與1/3 用水量攪拌2 min；最后，將纖維均勻撒入珊瑚砂水泥基復(fù)合材料拌合物中，盡可能使纖維分散均勻。待攪拌均勻后，采用塌落度桶法測(cè)定材料的塌落度。

表2 PP/CF 增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的配比Table 2 Proportion of carbon-polypropylene hybrid fiber reinforced coral sand cement-based composites

標(biāo)定材料強(qiáng)度等級(jí)的試塊為70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm 的立方體，沖擊壓縮試驗(yàn)的試塊為?90 mm×50 mm 的圓柱體，圓柱體試塊模具為亞克力材質(zhì)。模具外觀(guān)如圖1 所示，圓柱體試塊如圖2 所示。在沖擊壓縮試驗(yàn)前，需對(duì)試塊端面進(jìn)行打磨，試塊兩端面的不平度應(yīng)小于0.05 mm。試塊動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子為試塊動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與靜態(tài)抗壓強(qiáng)度的比，其中靜態(tài)抗壓強(qiáng)度取70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm立方體齡期28 d 的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度。

圖1 圓柱體試塊模具Fig. 1 Cylindrical test block mold

圖2 圓柱體試塊Fig. 2 Cylinder test block

1.2 靜態(tài)壓縮試驗(yàn)

試塊達(dá)到7、28 d 齡期后，使用SYE-2000 型壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行靜態(tài)壓縮試驗(yàn)。靜態(tài)壓縮試驗(yàn)每種情況均有3 個(gè)試塊，因珊瑚砂水泥基復(fù)合材料為非均質(zhì)材料、具有離散性，將峰值壓力荷載的離散性控制在15% 以?xún)?nèi)，舍棄離散性大于15%的數(shù)據(jù)。對(duì)有效數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到不同齡期試塊的平均靜態(tài)抗壓強(qiáng)度，見(jiàn)表3。齡期7 d 試塊的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度可達(dá)到齡期28 d 的90%以上，表現(xiàn)了明顯的早強(qiáng)性，這與使用了快硬硫鋁酸鹽水泥關(guān)系密切。復(fù)合材料具有明顯的早強(qiáng)性，可用于南海島礁搶修搶建工程中。

表3 不同齡期試塊的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度Table 3 Static compressive strengths of test blocks at different ages

在相同齡期下，隨著混雜纖維摻量的不斷增加，試塊靜態(tài)抗壓強(qiáng)度呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。與未摻加纖維的試塊相比，混雜摻加5.25 kg/m碳纖維和1.82 kg/m聚丙烯纖維的7 d 試塊的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度降低了7.54%，28 d 的降低了13.67%，這說(shuō)明該摻量混雜纖維在珊瑚砂水泥基復(fù)合材料內(nèi)出現(xiàn)負(fù)混雜效應(yīng)，降低了材料的強(qiáng)度。而混雜摻加15.75 kg/m碳纖維和1.82 kg/m聚丙烯纖維的7 d 試塊的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度提升了26.57%，28 d 的提升了18.78%，這說(shuō)明該摻量混雜纖維對(duì)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料增強(qiáng)作用明顯。

靜態(tài)壓縮試驗(yàn)中較為典型的破壞形態(tài)，有材料嚴(yán)重剝落和外觀(guān)較為完整，如圖3～4 所示。未摻加纖維試塊的靜態(tài)壓縮破壞形態(tài)較為嚴(yán)重，出現(xiàn)嚴(yán)重的材料剝落。隨著混雜碳纖維和聚丙烯纖維摻量的增加，試塊靜態(tài)壓縮破壞嚴(yán)重程度逐漸降低，混雜纖維在試塊內(nèi)部形成的纖維網(wǎng)絡(luò)起到橋接作用，顯著提升了試塊的韌性。

圖3 材料嚴(yán)重剝落Fig. 3 Severe material spalling of test block

圖4 外觀(guān)較為完整Fig. 4 Complete appearance of test block

1.3 SHPB 試驗(yàn)及波形整形

分離式 Hopkinson 壓桿的直徑為100 mm，入射桿長(zhǎng)度為5 000 mm，透射桿長(zhǎng)度為3 000 mm，子彈長(zhǎng)度為600 mm，試驗(yàn)裝置如圖5 所示。通過(guò)控制加載氣壓，對(duì)材料實(shí)現(xiàn)不同應(yīng)變率的加載。使用經(jīng)典三波法處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得材料的應(yīng)力、應(yīng)變：

圖5 分離式Hopkinson 壓桿試驗(yàn)裝置Fig. 5 Split Hopkinson pressure bar test device

式中：ε、ε和ε分別為入射應(yīng)變、反射應(yīng)變和透射應(yīng)變，、和分別為壓桿的橫截面積、波速和彈性模量，和分別為試塊的即時(shí)橫截面積和即時(shí)長(zhǎng)度。其中，=(/ρ)，ρ 為壓桿密度。

SHPB 沖擊壓縮試驗(yàn)每個(gè)加載氣壓下均有3 個(gè)試塊，因珊瑚砂水泥基復(fù)合材料為非均質(zhì)材料、具有離散性，且在打磨試塊端面時(shí)有人工誤差，將峰值應(yīng)力的離散性控制在20% 以?xún)?nèi)，舍棄離散性大于20%的數(shù)據(jù)。對(duì)有效數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，取最接近峰值應(yīng)力平均值的數(shù)據(jù)為最終數(shù)據(jù)。

使用不同尺寸的橡膠實(shí)心圓進(jìn)行波形整形，波形整形后的入射波應(yīng)力曲線(xiàn)如圖6 所示。改變波形整形器的直徑或厚度，可得不同的入射波波形和加速度脈沖。SHPB 沖擊壓縮試驗(yàn)前，需選擇合適的波形整形器材料及尺寸。試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，通過(guò)調(diào)整橡膠實(shí)心圓的厚度和直徑，可得不同撞擊速度下較為光滑的入射波形。為保證入射波為半正弦狀且減小入射波振蕩，使用直徑37 mm、厚2 mm 的橡膠實(shí)心圓，作為SHPB 試驗(yàn)的波形整形器。

圖6 入射波應(yīng)力曲線(xiàn)Fig. 6 Stress curves of incident waves

2 SHPB 試驗(yàn)結(jié)果

將試驗(yàn)的電壓信號(hào)換算成應(yīng)變，初始應(yīng)變波如圖7 所示。處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)前，先進(jìn)行應(yīng)力平衡驗(yàn)證，驗(yàn)證試驗(yàn)數(shù)據(jù)是否滿(mǎn)足SHPB 試驗(yàn)的應(yīng)力平衡假定。若入射波和反射波疊加后接近透射波，則認(rèn)為試塊達(dá)到了應(yīng)力平衡狀態(tài)。應(yīng)變率為79.86 s時(shí)，試塊的應(yīng)力平衡驗(yàn)證如圖8 所示。

圖7 初始應(yīng)變波Fig. 7 Initial strain waves

圖8 應(yīng)力平衡驗(yàn)證Fig. 8 Verification of stress balance

應(yīng)力波在試塊內(nèi)來(lái)回反射4 次可保證應(yīng)力均勻，在峰值點(diǎn)前半段，應(yīng)力波來(lái)回反射次數(shù)可滿(mǎn)足應(yīng)力均勻要求，應(yīng)力平衡狀態(tài)較為理想。在峰值點(diǎn)后半段，試塊已出現(xiàn)不同程度的破壞，應(yīng)力波來(lái)回反射次數(shù)無(wú)法滿(mǎn)足應(yīng)力均勻要求，應(yīng)力平衡效果稍差。在高應(yīng)變率下，峰值點(diǎn)后半段應(yīng)力不平衡現(xiàn)象更加明顯。

2.1 試塊破壞形態(tài)

不同應(yīng)變率下，試塊呈現(xiàn)不同的破壞形態(tài)，破壞形態(tài)可大致分為大碎塊、小碎塊和粉碎。在應(yīng)變率70 s附近，隨著混雜纖維摻量的逐漸增加，試塊的破壞程度逐漸降低，破壞碎塊逐漸變大且碎塊數(shù)量逐漸減少，材料抗沖擊性能顯著提升。在應(yīng)變率220 s附近，沖擊荷載帶來(lái)的巨大能量遠(yuǎn)大于材料的極限承載力，隨著混雜纖維摻量的不斷增加，試塊的破壞形態(tài)無(wú)明顯差異，破壞形態(tài)均為粉碎。

對(duì)混雜10.50 kg/m碳纖維和1.82 kg/m聚丙烯纖維的試塊，當(dāng)應(yīng)變率為75.90 s時(shí)，試塊的破壞碎塊較大且碎塊數(shù)量較少。隨著應(yīng)變率的不斷增加，破壞程度趨于嚴(yán)重，破壞產(chǎn)生的碎塊逐漸變小。當(dāng)應(yīng)變率達(dá)到220.31 s時(shí)，試塊的破壞形態(tài)為粉碎。這是因?yàn)?，受高?yīng)變率沖擊荷載所攜帶的巨大能量作用，試塊從受力較為薄弱截面開(kāi)始發(fā)生破壞，隨后分區(qū)域整體來(lái)抵抗沖擊荷載的影響，直至耗散盡沖擊荷載所釋放的巨大能量，最終呈現(xiàn)粉碎破壞狀態(tài)。試驗(yàn)結(jié)果表明，隨著應(yīng)變率的逐漸增大，試塊所承受的動(dòng)態(tài)荷載迅速增加，發(fā)生變形的時(shí)間極短，裂紋來(lái)不及擴(kuò)展，試塊迅速達(dá)到破壞狀態(tài)，破壞形態(tài)趨于嚴(yán)重。

水泥基復(fù)合材料性脆，其破壞形態(tài)為典型的脆性破壞。在珊瑚砂水泥基復(fù)合材料內(nèi)混雜摻加碳纖維和聚丙烯纖維后形成纖維網(wǎng)絡(luò)，纖維網(wǎng)絡(luò)在試塊內(nèi)產(chǎn)生約束作用，從而提升了試塊的變形能力。在相同沖擊荷載作用下，混雜碳纖維和聚丙烯纖維試塊的破壞程度較輕，具有更好的抗沖擊性能，混雜纖維對(duì)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料有明顯的增韌作用。

2.2 應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)

在沖擊壓縮荷載作用下，試塊的沖擊壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)可分為上升段、平臺(tái)段和下降段。上升段近似為線(xiàn)彈性階段，當(dāng)沖擊荷載達(dá)到試塊的破壞臨界峰值，材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)進(jìn)入平臺(tái)段，因高應(yīng)變率下材料變形時(shí)間極短，平臺(tái)段并不明顯。試塊達(dá)到峰值應(yīng)力后處于卸載狀態(tài)，應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)進(jìn)入下降段。PP/CF 增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的沖擊壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)，如圖9 所示。

圖9 應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)Fig. 9 Stress-strain curves

試驗(yàn)結(jié)果表明，隨著應(yīng)變率的逐漸增大，相同材料的峰值應(yīng)力不斷增大，應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)下降段面積逐漸增大，平臺(tái)段無(wú)明顯變化。而混雜10.50 kg/m碳纖維和維1.82 kg/m聚丙烯纖的試塊，當(dāng)應(yīng)變率為220.31 s時(shí)，沖擊壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)呈現(xiàn)明顯平臺(tái)段。隨著碳纖維和聚丙烯纖維混雜摻量的增加，應(yīng)力下降速率變慢，這說(shuō)明：混雜纖維與水泥基耦合良好，混雜纖維在試塊內(nèi)部形成的纖維網(wǎng)絡(luò)起到了橋接作用，在一定程度上提升了材料的變形能力。

混凝土材料內(nèi)骨料級(jí)配、粒徑及表面結(jié)構(gòu)，對(duì)材料動(dòng)態(tài)響應(yīng)影響較大。基于南海島礁建設(shè)的工程背景，本試驗(yàn)中細(xì)骨料為珊瑚砂，其粒徑均小于2.5 mm，珊瑚砂骨料的使用致使試塊內(nèi)微裂紋和微空洞等缺陷較多。在珊瑚砂水泥基復(fù)合材料內(nèi)混雜摻加碳纖維和聚丙烯纖維后，試塊的沖擊抗壓強(qiáng)度的提升有限，而抗沖擊韌性顯著提升。

2.3 應(yīng)變率效應(yīng)

PP/CF 增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的峰值應(yīng)力與應(yīng)變率的關(guān)系，如圖10 所示。可見(jiàn)，隨著應(yīng)變率的逐漸增加，試塊的峰值應(yīng)力呈增大趨勢(shì)，這說(shuō)明材料峰值應(yīng)力有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。PP/CF 增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子與應(yīng)變率的關(guān)系，如圖11 所示?？梢?jiàn)，動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子呈現(xiàn)應(yīng)變率敏感性特征。

圖10 峰值應(yīng)力與應(yīng)變率的關(guān)系Fig. 10 Relations between peak stress and strain rate

圖11 動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子與應(yīng)變率的關(guān)系Fig. 11 Relations between dynamic increase factor and strain rate

試驗(yàn)結(jié)果表明：(1) 當(dāng)應(yīng)變率小于200 s時(shí)，未摻加纖維的試塊呈現(xiàn)更大的峰值應(yīng)力和動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子，這是因摻加的混雜纖維起了負(fù)混雜作用，纖維負(fù)混雜作用占優(yōu)勢(shì)并降低了試塊的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度；當(dāng)應(yīng)變率大于200 s時(shí)，混雜纖維的試塊呈現(xiàn)更大的峰值應(yīng)力和動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子，混雜纖維對(duì)試塊增韌作用加強(qiáng)。(2) 當(dāng)應(yīng)變率臨界值為200 s、應(yīng)變率大于200 s時(shí)，混雜纖維對(duì)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料起了增強(qiáng)增韌作用。(3) 隨著應(yīng)變率的增加，動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子逐漸增大，最大為2.60，動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子與靜態(tài)抗壓強(qiáng)度關(guān)系密切。

2.4 能量耗散

分析混雜纖維增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料能量耗散問(wèn)題，可參考巖石耗散能量分析方法。耗散能量為：

式中：為試塊耗散的能量，為入射波能量，為反射波能量，為透射波能量。

入射波能量與應(yīng)變率的關(guān)系如圖12 所示，耗散能量與應(yīng)變率的關(guān)系如圖13 所示。在相近應(yīng)變率下，入射撞擊產(chǎn)生的能量基本相同，入射波能量最大值為2 795.22 J。當(dāng)應(yīng)變率小于200 s時(shí)，未摻加纖維的試塊耗散能量較多，而混雜纖維產(chǎn)生的負(fù)混雜效應(yīng)大于纖維正向橋接作用。當(dāng)應(yīng)變率大于200 s后，摻加混雜纖維的試塊耗散能量較多，此時(shí)混雜纖維形成的纖維網(wǎng)絡(luò)對(duì)試塊增韌作用加強(qiáng)，增強(qiáng)了材料的延性、耗散了更多的能量。

圖12 入射波能量與應(yīng)變率的關(guān)系Fig. 12 Relations between incident wave energy and strain rate

圖13 耗散能量與應(yīng)變率的關(guān)系Fig. 13 Relations between energy dissipation and strain rate

耗散能量與入射波能量的關(guān)系如圖14 所示。當(dāng)應(yīng)變率大于200 s后，即入射波能量大于2 300 J后，與未摻加纖維試塊相比，摻加混雜纖維試塊的耗散能量更多，混雜纖維對(duì)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料起了增強(qiáng)增韌作用?；祀s纖維形成的纖維網(wǎng)絡(luò)增強(qiáng)了試塊的延性，導(dǎo)致試塊表面產(chǎn)生更多的裂紋，最終形成更多的破裂面、更多的耗散能量。

圖14 耗散能量與入射波能量的關(guān)系Fig. 14 Relations between energy dissipation and incident wave energy

3 數(shù)值模擬

Holmquist-Johnson-Cook（HJC）本構(gòu)模型常用于混凝土等非均質(zhì)材料在爆炸沖擊下的數(shù)值模擬。HJC 強(qiáng)度模型的特征化等效應(yīng)力為：

本文中，基于HJC 本構(gòu)模型，采用LS-DYNA，對(duì)SHPB 沖擊試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬。

3.1 模型

采用LS-PrePost 建立簡(jiǎn)化模型，入射桿長(zhǎng)度為5 000 mm，透射桿長(zhǎng)度為3 000 mm，桿直徑為100 mm，圓柱體試塊直徑為90 mm、長(zhǎng)度為50 mm。采用Solid 164 八節(jié)點(diǎn)六面體單元，入射桿和透射桿均采用線(xiàn)彈性模型，其中密度為7 800 kg/m，彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3，桿件與試塊之間為侵蝕面面接觸，參照文獻(xiàn)[25]取罰參數(shù)因子為2.0。模型中未引入額外的失效準(zhǔn)則來(lái)控制單元失效，而采用HJC 本構(gòu)模型自帶的失效類(lèi)型參數(shù)作為單元的破壞準(zhǔn)則，即=0.002?；炷林?，碳纖維和聚丙烯纖維融入砂漿中并均勻分布。SHPB 有限元模型如圖15所示。

圖15 SHPB 有限元模型Fig. 15 A finite element model of the SHPB

3.2 參數(shù)和結(jié)果

由材料的靜態(tài)試驗(yàn)，可得ρ、、和；設(shè)壓縮損傷因子與材料強(qiáng)度無(wú)關(guān)，由文獻(xiàn)[26]取原始值，=0.04,=1.0, ε=0.01,=/3；由文獻(xiàn)[27]取原始值，=85 GPa,=171 GPa,=208 GPa。參照文獻(xiàn)[28]，調(diào)試參數(shù)、、和?；祀s摻加碳纖維15.75 kg/m和聚丙烯纖維1.82 kg/m的珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的HJC 模型參數(shù)，見(jiàn)表4。

表4 PP/CF 增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的HJC 模型參數(shù)Table 4 HJC model parameters of the carbon-polypropylene hybrid fiber reinforced coral sand cement-based composites

為保證數(shù)值模擬真實(shí)的試驗(yàn)，采用試驗(yàn)的入射波數(shù)據(jù)為數(shù)值模擬的加載曲線(xiàn)。當(dāng)應(yīng)變率分別為113.03、157.88、200.39 和222.74 s時(shí)，混雜摻加15.75 kg/m碳纖維和1.82 kg/m聚丙烯纖維試塊的沖擊壓縮試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)如圖16 所示。數(shù)值模擬結(jié)果的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)上升段與試驗(yàn)結(jié)果擬合較好，但下降段偏差較大。

圖16 PP/CF 增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)Fig. 16 Stress-strain curves of the carbon-polypropylene hybrid fiber reinforced coral sand cement-based composites

數(shù)值模擬的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)下降段與試驗(yàn)的偏差較大，主要因試驗(yàn)過(guò)程中有壓碎、重組和壓實(shí)所致，而有限元數(shù)值模擬無(wú)法準(zhǔn)確模擬沖擊壓縮破壞過(guò)程。

3.3 有效性驗(yàn)證

數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的數(shù)據(jù)比較，見(jiàn)表5。在4 個(gè)應(yīng)變率下，數(shù)值模擬的峰值應(yīng)力與試驗(yàn)結(jié)果的誤差為0.67%～5.97%，數(shù)值模擬的峰值應(yīng)變與試驗(yàn)結(jié)果的誤差為1.47%～15.90%。這說(shuō)明，參數(shù)調(diào)試后的HJC 模型能較好地適用于PP/CF 增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料。

表5 數(shù)值模擬結(jié)果有效性驗(yàn)證Table 5 A validation of numerical simulation results

4 結(jié) 論

(1) 隨著混雜碳纖維和與聚丙烯纖維摻量的增加，混雜纖維增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度先減小、后增大?；祀s摻加15.75 kg/m碳纖維和1.82 kg/m聚丙烯纖維的珊瑚砂水泥基復(fù)合材料與未摻加纖維的相比，齡期7 d 的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度增加了26.57%，28 d 的增加了18.78 %。

(2) 使用珊瑚砂細(xì)骨料，導(dǎo)致試塊內(nèi)微裂紋和微空洞等缺陷較多?；祀s摻加碳纖維和聚丙烯纖維后，珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的抗壓強(qiáng)度提升有限、抗沖擊韌性提升較明顯。

(3) 在相同沖擊荷載下，混雜碳纖維和聚丙烯纖維珊瑚砂水泥基復(fù)合材料的破壞程度比未摻加纖維的輕。應(yīng)變率大于200 s后，混雜纖維形成的纖維網(wǎng)絡(luò)對(duì)試塊的增韌作用加強(qiáng)，試塊耗散能量更多，呈現(xiàn)更好的沖擊韌性。

(4) PP/CF 增強(qiáng)珊瑚砂水泥基復(fù)合材料峰值應(yīng)力具有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)，且材料動(dòng)態(tài)增強(qiáng)因子對(duì)應(yīng)變率的敏感度較高。

(5) 基于HJC 模型，采用LS-DYNA 對(duì)混雜15.75 kg/m碳纖維和1.82 kg/m聚丙烯纖維的珊瑚砂水泥基復(fù)合材料進(jìn)行沖擊壓縮試驗(yàn)過(guò)程的數(shù)值模擬，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)和參數(shù)調(diào)試確定HJC 模型參數(shù)。峰值應(yīng)力數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的誤差為0.67%～5.97%，參數(shù)調(diào)試后的HJC 模型適用性較好。

在進(jìn)一步研究中，將建立考慮纖維隨機(jī)分布的纖維混凝土細(xì)觀(guān)模型，利用數(shù)值計(jì)算拓展試驗(yàn)結(jié)果，再優(yōu)化碳纖維和聚丙烯纖維的摻量。