朱 明,宮能平,穆朝民,蔡天宇,章 雨

(1.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院,淮南 232001;2.安徽理工大學(xué)力學(xué)與光電物理學(xué)院,淮南 232001;3.安徽理工大學(xué)安全科學(xué)與工程學(xué)院,淮南 232001)

0 引 言

自密實(shí)混凝土(self-compacting concrete, SCC)由于流動(dòng)性高、無須人工振搗、適用性強(qiáng)、密實(shí)性高等特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于機(jī)場(chǎng)、核電站與大劇院等大型建筑物[1]。與普通混凝土相比,SCC具有良好的流動(dòng)性,這一特點(diǎn)使其在拌和的過程中需要更多的水和膠凝材料,從而導(dǎo)致SCC在養(yǎng)護(hù)早期容易出現(xiàn)收縮開裂的問題。經(jīng)前人研究[2]發(fā)現(xiàn),向SCC中摻入鋼纖維可以有效減輕開裂程度。鋼纖維自密實(shí)混凝土(steel fiber reinforced self-compacting concrete, SFRSCC)融合了自密實(shí)混凝土與普通混凝土的特點(diǎn),與普通混凝土相比,SFRSCC具有更高的流動(dòng)性,與自密實(shí)混凝土相比,SFRSCC具有更高的抗裂、抗拉和抗沖擊能力[3]。在面臨火災(zāi)和火災(zāi)引起的爆炸等災(zāi)害時(shí),建筑物混凝土材料與結(jié)構(gòu)會(huì)不可避免地受到高溫和沖擊荷載的影響,這對(duì)建筑物結(jié)構(gòu)的安全性與穩(wěn)定性造成了巨大威脅[4]。對(duì)高溫后鋼纖維自密實(shí)混凝土動(dòng)、靜態(tài)力學(xué)性能進(jìn)行研究,可以為火災(zāi)后建筑結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和安全性評(píng)估、加固修復(fù)等提供參考[5]。

目前,國內(nèi)外學(xué)者的研究主要聚焦于高溫對(duì)SCC靜態(tài)力學(xué)性能的影響以及不同纖維對(duì)SCC動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響。例如,張聰?shù)萚4]利用蒸汽壓力爆裂理論預(yù)測(cè)了火災(zāi)下不同纖維SCC的高溫爆裂,發(fā)現(xiàn)細(xì)PP纖維和鋼纖維對(duì)SCC內(nèi)部蒸汽壓力下降有顯著影響;王連坤等[6]對(duì)經(jīng)過不同溫度處理后的SCC采取不同冷卻方式進(jìn)行了靜態(tài)力學(xué)研究,發(fā)現(xiàn)相同高溫下,自然冷卻的SCC具有較高的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度,而噴水冷卻的則較低;陶津等[7]對(duì)SCC、摻加聚丙烯纖維的SCC和高強(qiáng)混凝土開展了高溫爆裂試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)相對(duì)于未加纖維的SCC,添加纖維的SCC爆裂現(xiàn)象明顯改善;Ali等[8]通過研究發(fā)現(xiàn),鋼纖維可以阻止混凝土裂紋的擴(kuò)展,有助于提高爆裂剝落強(qiáng)度;Karatas等[9]研究表明,200 ℃之前,隨著溫度等級(jí)的升高,鋼纖維SCC靜態(tài)抗壓強(qiáng)度增大,與申海洋等[10]的試驗(yàn)結(jié)果基本一致;劉志恒等[11]發(fā)現(xiàn)經(jīng)過300 ℃高溫作用后,橡膠自密實(shí)混凝土在重復(fù)沖擊下的承載能力低于普通自密實(shí)混凝土。

隨著有限元數(shù)值模擬軟件技術(shù)的發(fā)展,LS-DYNA成為了目前世界上分析功能最完備的顯式動(dòng)力分析程序包,利用LS-DYNA軟件建立分離式霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar, SHPB)模型對(duì)混凝土在高應(yīng)變率下的力學(xué)行為進(jìn)行數(shù)值模擬研究正在成為一種趨勢(shì)[12]。張社榮等[13]利用LS-DYNA有限元軟件,采用Holmquist-Johnson-Cook(HJC)本構(gòu)模型對(duì)碾壓混凝土的SHPB試驗(yàn)進(jìn)行了模擬,并得到了與試驗(yàn)結(jié)果一致的力學(xué)行為;巫緒濤等[14]結(jié)合混凝土動(dòng)態(tài)力學(xué)試驗(yàn)與數(shù)值模擬對(duì)HJC本構(gòu)模型參數(shù)標(biāo)定等問題進(jìn)行了研究;Xu等[15]利用SHPB裝置對(duì)高溫后的混合纖維增強(qiáng)混凝土進(jìn)行了動(dòng)態(tài)劈裂試驗(yàn),結(jié)果表明,通過對(duì)HJC模型部分參數(shù)進(jìn)行修正,可以很好地表征劣化后高溫混凝土的力學(xué)性能狀態(tài)。然而,目前對(duì)高溫作用后的SFRSCC的動(dòng)態(tài)抗壓特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究并不十分普遍。

綜上所述,目前關(guān)于高溫及纖維對(duì)混凝土材料動(dòng)力學(xué)性能影響的研究成果頗豐,但是對(duì)利用試驗(yàn)及數(shù)值模擬手段對(duì)高溫后SFRSCC的動(dòng)力學(xué)性能影響的研究鮮有報(bào)道。為探索高溫對(duì)SFRSCC動(dòng)、靜態(tài)力學(xué)性能的影響,本文利用RMT實(shí)驗(yàn)機(jī)和SHPB裝置對(duì)常溫及不同高溫處理后的SFRSCC進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)和沖擊壓縮試驗(yàn),考察了靜態(tài)抗壓強(qiáng)度、動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度和動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長因子等力學(xué)指標(biāo)。結(jié)合試驗(yàn)和數(shù)值分析的結(jié)果,綜合分析了高溫對(duì)SFRSCC的動(dòng)力學(xué)性能的影響。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 試件制備

在本試驗(yàn)中,配制SFRSCC的水泥為楊春水泥有限公司生產(chǎn)的P·O 52.5型硅酸鹽水泥,主要化學(xué)成分見表1;粗骨料為淮河所產(chǎn)的碎石,表觀密度2.67 g/cm3;細(xì)骨料為天然河砂,表觀密度2.67 g/cm3,堆積密度1.45 g/cm3;粉煤灰產(chǎn)地為大連市華能電廠所;水為自來水;外加劑為山西飛科新材料科技有限公司生產(chǎn)的聚羧酸類減水劑(HLX標(biāo)準(zhǔn)型),減水率28%,含氣率3%;鋼纖維選用φ0.2 mm× 13 mm的直鋼纖維。參考已有的研究成果,混凝土中的鋼纖維體積率不大于2%時(shí),力學(xué)性能與經(jīng)濟(jì)效益二者最佳[16-17],故在本文的靜態(tài)壓縮試驗(yàn)與動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)中,混凝土試件的鋼纖維體積率均為2%。根據(jù)《自密實(shí)混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T 283—2012)進(jìn)行理論計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試,控制水灰比為0.4,最終確定SFRSCC配合比(見表2)。制備2種不同規(guī)格試件(φ50 mm×100 mm、φ55 mm×30 mm)分別應(yīng)用于靜態(tài)壓縮試驗(yàn)和動(dòng)態(tài)壓縮試驗(yàn),對(duì)試件進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù),養(yǎng)護(hù)周期28 d。

表1 膠凝材料的主要化學(xué)成分Table 1 Main chemical composition of cementitious materials

表2 鋼纖維自密實(shí)混凝土配合比Table 2 Mix proportion of SFRSCC

1.2 試驗(yàn)裝置與方法

利用FP311C型馬弗爐對(duì)SFRSCC試件進(jìn)行高溫處理,綜合先前的研究[18-20],高溫加熱溫度設(shè)計(jì)為200、400、600和800 ℃ 4個(gè)等級(jí)。馬弗爐以10 ℃/min的升溫速率加熱試件到預(yù)定溫度后,保持溫度恒定2 h。為保證試件受熱均勻,并避免溫差過大導(dǎo)致試件內(nèi)部產(chǎn)生缺陷,冷卻方式為利用爐腔內(nèi)的余溫冷卻。采用RMT-150C實(shí)驗(yàn)機(jī)對(duì)高溫后SFRSCC試件進(jìn)行靜態(tài)力學(xué)性能研究。

高溫后SFRSCC的沖擊壓縮試驗(yàn)采用φ75 mm的SHPB試驗(yàn)系統(tǒng),系統(tǒng)原理見圖1。其撞擊桿、入射桿、透射桿和吸收桿的材質(zhì)均為高強(qiáng)度合金鋼,基本參數(shù)如表3所示。根據(jù)一維應(yīng)力波假設(shè)和均勻性假設(shè),使用二波法[21]進(jìn)行數(shù)據(jù)處理,其主要原理如式(1)所示。

圖1 分離式霍普金森壓桿試驗(yàn)系統(tǒng)原理圖Fig.1 Schematic diagram of split Hopkinson pressure bar test system

表3 桿件基本參數(shù)Table 3 Basic parameters of bars

(1)

2 結(jié)果與討論

2.1 質(zhì)量損失

由于高溫作用,SFRSCC試件高溫前后質(zhì)量發(fā)生了變化,測(cè)量并計(jì)算加熱前后試件質(zhì)量差與加熱前的質(zhì)量比,即質(zhì)量損失率[20]。在不同溫度等級(jí)下試件的質(zhì)量損失率如圖2所示,隨著溫度等級(jí)的增加,試件質(zhì)量損失率逐漸增高。25～200 ℃時(shí),試件失重最快,質(zhì)量損失率為5.72%。一方面,試塊內(nèi)部孔隙的自由水加速蒸發(fā)。另一方面,鈣礬石脫水分解,163 ℃時(shí),二水合硫酸鈣完全失水,導(dǎo)致試件質(zhì)量損失率比較大[20]。200～600 ℃時(shí),試件失重較快,C-S-H凝膠開始脫水反應(yīng),如果還有未水化的水泥,可能發(fā)生二次水化[7,22]。600～800 ℃時(shí),試件失重最慢,質(zhì)量損失率僅由600 ℃時(shí)的10.65%增長到800 ℃時(shí)的11.69%,試件的水分基本蒸發(fā),質(zhì)量損失主要是由碳酸鈣高溫分解產(chǎn)生氧化鈣與二氧化碳引起[23]。如果氧化鈣靜置一段時(shí)間,就會(huì)水解導(dǎo)致試件體積膨脹。不同溫度等級(jí)下的試件外觀如圖3所示,600 ℃時(shí)開始產(chǎn)生裂紋,800 ℃時(shí)出現(xiàn)明顯裂紋。

圖2 不同溫度等級(jí)下SFRSCC的質(zhì)量損失率Fig.2 Mass loss rate of SFRSCC with different temperature grades

圖3 不同溫度等級(jí)下試件外觀特征Fig.3 Appearance characteristics of specimens exposed with different temperature grades

2.2 靜態(tài)壓縮試驗(yàn)結(jié)果

圖4為不同溫度等級(jí)下SFRSCC的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度,數(shù)據(jù)為相同溫度等級(jí)下3個(gè)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)結(jié)果的平均值。由圖4可以看出,隨著溫度等級(jí)的提高,靜態(tài)抗壓強(qiáng)度呈先上升后下降的趨勢(shì),并在200 ℃時(shí)達(dá)到最大值66.9 MPa,相較于常溫(25 ℃)下提升了11.3%。400、600和800 ℃時(shí),相較于常溫(25 ℃)下分別下降了25.5%、49.4%和84.7%。該趨勢(shì)和申海洋等[10]研究的輕骨料混凝土的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度與溫度的關(guān)系具有相似規(guī)律。高溫對(duì)SFRSCC的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度不僅有弱化效果還有增強(qiáng)效果,對(duì)SFRSCC的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度具有顯著影響。

圖4 不同溫度等級(jí)下SFRSCC的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度Fig.4 Static compressive strength of SFRSCC with different temperature grades

2.3 動(dòng)態(tài)壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線

經(jīng)歷不同溫度后的SFRSCC在不同平均沖擊速度(6.7、9.6、11.0、12.5 m/s)下的動(dòng)態(tài)壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5所示,為了便于敘述,本文中平均沖擊速度均簡稱為沖擊速度。圖5表明,經(jīng)高溫處理后SFRSCC的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線變化規(guī)律與常溫(25 ℃)下SFRSCC動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線具有相似的發(fā)展趨勢(shì),大致可以劃分為4個(gè)階段:1)壓密階段,曲線呈上凹形,試件內(nèi)部細(xì)微裂縫在外力作用下閉合;2)彈性變形階段,曲線近似為一條直線;3)塑性發(fā)展階段,此階段隨著應(yīng)變不斷增加,應(yīng)力的增長速率不斷減小,達(dá)到峰值應(yīng)力時(shí),曲線的斜率為0;4)破壞階段,該階段對(duì)應(yīng)峰值應(yīng)力后迅速下降曲線,此時(shí)曲線斜率為負(fù),試件發(fā)生破壞。

圖5 高溫后不同沖擊速度下SFRSCC的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Dynamic stress-strain curves of SFRSCC after high temperature under different impact velocities

2.4 動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度

混凝土動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)力為動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線中的最大應(yīng)力值,當(dāng)混凝土發(fā)生破壞時(shí),動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度值與動(dòng)態(tài)壓縮峰值應(yīng)力相等,當(dāng)混凝土未發(fā)生破壞時(shí),動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度值大于動(dòng)態(tài)壓縮峰值應(yīng)力[24]。在本文所涉及的動(dòng)態(tài)力學(xué)試驗(yàn)中,SFRSCC試件均在沖擊壓縮下發(fā)生破壞,故SFRSCC的動(dòng)態(tài)壓縮峰值應(yīng)力可視作動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度值。不同沖擊速度下,SFRSCC動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與溫度等級(jí)的關(guān)系如圖6所示,在相同沖擊速度下,隨溫度等級(jí)的提高試件的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度呈先增大后減小的趨勢(shì),當(dāng)溫度等級(jí)為200 ℃時(shí),動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度達(dá)到最大值,當(dāng)溫度大于200 ℃時(shí),試件的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度減小。為進(jìn)一步研究應(yīng)變率與溫度對(duì)SFRSCC動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度的影響,根據(jù)式(2)[25]擬合得到不同溫度等級(jí)下動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與應(yīng)變率的擬合結(jié)果關(guān)系如圖7所示,試件的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與應(yīng)變率呈明顯的線性相關(guān)。在不同溫度等級(jí)(25～800 ℃)下,試件的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與應(yīng)變率呈正線性相關(guān)。

圖6 不同沖擊速度下SFRSCC動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與溫度等級(jí)的關(guān)系Fig.6 Relationship between dynamic compressive strength and temperature grade of SFRSCC at different impact velocities

圖7 不同溫度等級(jí)下SFRSCC動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與應(yīng)變率擬合結(jié)果Fig.7 Fitting results of dynamic compressive strength and strain rate of SFRSCC at different temperature grades

(2)

表4 式(2)的擬合參數(shù)結(jié)果Table 4 Fitting results of parameters in Eq.(2)

綜合圖6和圖7可以看出,高溫后SFRSCC的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度是應(yīng)變率效應(yīng)和溫度效應(yīng)耦合作用的結(jié)果。進(jìn)一步對(duì)比分析應(yīng)變率效應(yīng)與溫度效應(yīng)對(duì)SFRSCC動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度的影響大小,圖8為不同高溫處理后SFRSCC動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度變化率(相較于常溫)。當(dāng)溫度等級(jí)為200 ℃時(shí),不同沖擊速度下的SFRSCC較常溫強(qiáng)度變化率均為負(fù)值,說明SFRSCC不僅有溫度軟化效應(yīng),還有溫度強(qiáng)化效應(yīng);當(dāng)溫度等級(jí)為800 ℃時(shí),SFRSCC強(qiáng)度變化率隨著沖擊速度的增大(即應(yīng)變率的增大)而逐漸減小,說明在800 ℃、6.7～12.5 m/s的沖擊速度下,應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)較溫度軟化效應(yīng)對(duì)SFRSCC動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度的影響更大,占主導(dǎo)地位;當(dāng)溫度等級(jí)為400 ℃、沖擊速度為11.0～12.5 m/s時(shí),SFRSCC強(qiáng)度變化率增大,溫度軟化效應(yīng)占據(jù)主導(dǎo)地位。綜上可知,應(yīng)變率效應(yīng)和溫度效應(yīng)對(duì)高溫后SFRSCC的動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度影響程度隨著應(yīng)變率的不同和溫度的不同而不斷變化。

圖8 不同高溫處理后SFRSCC動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度變化率Fig.8 Dynamic compressive strength change rate of SFRSCC after different high temperature treatments

2.5 動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長因子

動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長因子(dynamic intensity growth factor, DIF)通常被用來量化應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)混凝土動(dòng)態(tài)強(qiáng)度的影響,是動(dòng)態(tài)強(qiáng)度與靜態(tài)強(qiáng)度的比值[26],計(jì)算公式如式(3)所示。

DIF=fd/fs

(3)

式中:fd為動(dòng)態(tài)強(qiáng)度,fs為靜態(tài)強(qiáng)度。

不同沖擊速度下DIF值隨溫度變化曲線如圖9所示,在相同溫度等級(jí)下,SFRSCC試件DIF值隨著沖擊速度的提升而增大。在同一沖擊速度下,600與800 ℃時(shí)曲線的斜率有明顯提升,即SFRSCC試件DIF值在800 ℃時(shí)出現(xiàn)明顯增大。除800 ℃外,溫度等級(jí)的提升對(duì)SFRSCC試件的DIF值影響無顯著規(guī)律。

圖9 不同沖擊速度下DIF值與溫度的關(guān)系Fig.9 Relationship between DIF value and temperature at different impact velocities

普通混凝土動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長因子與應(yīng)變率的關(guān)系計(jì)算現(xiàn)階段已有很多經(jīng)驗(yàn)公式,本文采用的計(jì)算方法如式(4)[26]所示。

(4)

按照式(3)和式(4)計(jì)算SFRSCC與普通混凝土的DIF值如圖10所示,溫度等級(jí)為25～600 ℃時(shí),試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)分布在CEB-FIP曲線兩側(cè),說明SFRSCC的應(yīng)變率敏感性和普通混凝土比較接近。當(dāng)應(yīng)變率低于350 s-1時(shí),試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)均在CEB-FIP曲線下方。當(dāng)應(yīng)變率高于350 s-1時(shí),試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)大多在CEB-FIP曲線上方。800 ℃時(shí),SFRSCC數(shù)據(jù)點(diǎn)均在CEB-FIP曲線上方,說明800 ℃高溫處理后SFRSCC的應(yīng)變率敏感性大于普通混凝土,當(dāng)應(yīng)變率為497.16 s-1時(shí),800 ℃時(shí)SFRSCC的DIF值是常溫下普通混凝土的3.6倍。

圖10 不同溫度下DIF值與應(yīng)變率的關(guān)系Fig.10 Relationship between DIF value and strain rate at different temperatures

為進(jìn)一步研究應(yīng)變率對(duì)DIF值的影響,采用廣泛使用的擬合公式[27],如式(5)所示。

(5)

式中:a、b均為擬合參數(shù),擬合參數(shù)結(jié)果如表5所示。

表5 式(5)的擬合參數(shù)結(jié)果Table 5 Fitting results of parameters in Eq.(5)

擬合結(jié)果如圖11所示,經(jīng)不同溫度處理后,SFRSCC的DIF值都隨著應(yīng)變率的增大而增大。溫度等級(jí)為25～600 ℃時(shí),DIF值為1.1～4.2,4條擬合曲線基本接近,而800 ℃的擬合曲線斜率則明顯高于其他溫度等級(jí)。

圖11 不同溫度下DIF值與應(yīng)變率的擬合結(jié)果Fig.11 Fitting results of DIF value and strain rate at different temperatures

為進(jìn)一步研究溫度與應(yīng)變率對(duì)DIF值的影響規(guī)律,對(duì)應(yīng)變率求導(dǎo)可得式(6)。

(6)

式中:a為擬合參數(shù)。

3 沖擊壓縮數(shù)值模擬

3.1 模型建立與參數(shù)選取

利用LS-DYNA前處理模塊建立SHPB與試件的有限元模型,模型尺寸與真實(shí)尺寸一致,模型的單位制是t-mm-s(噸-毫米-秒)。模型由撞擊桿、入射桿、試件和透射桿四個(gè)部分依次組成(見圖12),單元選用Solid164。參考文獻(xiàn)[15,27]的介紹方法,選擇編號(hào)為001,關(guān)鍵字為“*MAT_ELASTIC”設(shè)置撞擊桿、入射桿、透射桿模型,基本參數(shù)見表3。選擇編號(hào)111#的“*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRET”設(shè)置試件模型。通過修改關(guān)鍵字“*INITIAL_VELOCITY_GENRATION”來改變撞擊桿的初始速度。

圖12 混凝土SHPB試驗(yàn)的數(shù)值模型Fig.12 Numerical model of concrete SHPB test

HJC本構(gòu)模型是Holmquist等[28]基于大應(yīng)變、高應(yīng)變率、高壓力的混凝土所提出的基本計(jì)算模型,主要由3個(gè)部分構(gòu)成:強(qiáng)度方程、損傷演化方程和狀態(tài)方程。HJC模型有21個(gè)不同的參數(shù),按照性質(zhì)可分為:基本物理力學(xué)參數(shù)、強(qiáng)度參數(shù)、損傷參數(shù)和壓力參數(shù)。SFRSCC基本物理力學(xué)參數(shù)參照前文已知部分參數(shù)(見表6),最大拉伸強(qiáng)度T和彈性模量E采用文獻(xiàn)[29]中方法計(jì)算,其余參數(shù)借鑒文獻(xiàn)[13,15,27]中所介紹的“試算-調(diào)整-驗(yàn)證”方法,基于SFRSCC試件動(dòng)、靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定(見表7)。

表6 試件主要物理力學(xué)參數(shù)Table 6 Main physical and mechanical parameters of specimens

表7 混凝土HJC模型參數(shù)[14]Table 7 HJC model parameters of concrete[14]

3.2 模擬結(jié)果

SFRSCC動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖13和圖14所示。由圖13可以看出,在相同溫度等級(jí)(25 ℃)下,模擬曲線與試驗(yàn)曲線吻合度較好,并且表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。在相同的沖擊速度下,模擬與試驗(yàn)兩者曲線在上升階段無明顯差距,但在沖擊速度等級(jí)為12.5 m/s時(shí),試驗(yàn)所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線與模擬所得曲線有一定差異,原因可能是混凝土試塊不均勻。誤差的產(chǎn)生主要來自兩個(gè)方面:一方面,數(shù)值模擬設(shè)置的試件為均勻材質(zhì),而試驗(yàn)試件的均勻性無法達(dá)到模擬的水準(zhǔn);另一方面,HJC模型參數(shù)的選取也會(huì)影響模擬值[13]。

圖13 不同沖擊速度下常溫SFRSCC的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.13 Dynamic stress-strain curves of SFRSCC at room temperature under different impact velocities

圖14 9.6 m/s沖擊速度下不同溫度處理后SFRSCC動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.14 Dynamic stress-strain curves of SFRSCC at 9.6 m/s impact velocity after different temperature treatment

相同的沖擊速度(9.6 m/s)下SFRSCC沖擊壓縮試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比如圖14所示,在25與200 ℃溫度等級(jí)下,SFRSCC模擬應(yīng)力-應(yīng)變曲線與試驗(yàn)曲線相差不大,曲線上升階段基本相同;而在400、600、800 ℃溫度等級(jí)下,模擬應(yīng)力-應(yīng)變曲線與試驗(yàn)曲線在上升階段吻合度不高。當(dāng)應(yīng)變小于峰值應(yīng)變二分之一時(shí),模擬曲線均小于試驗(yàn)曲線的應(yīng)力;當(dāng)應(yīng)變?cè)诜逯祽?yīng)變的二分之一至快達(dá)到峰值應(yīng)變時(shí),模擬曲線均大于試驗(yàn)曲線的應(yīng)力;600與800 ℃處理后的SFRSCC沖擊壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)應(yīng)變硬化型,模擬曲線呈應(yīng)變軟化型。

為揭示高溫對(duì)SFRSCC在沖擊荷載下的影響,以沖擊速度為9.6 m/s的SFRSCC試件為例,選取其在5個(gè)溫度等級(jí)下的試件破壞圖(見圖15),模擬試件先從其邊緣破壞脫落,再向中間逐漸發(fā)生破壞,并向內(nèi)部塌陷。在25和200 ℃時(shí),試件出現(xiàn)“留芯”現(xiàn)象[13]。在400、600、800 ℃時(shí),隨著溫度等級(jí)的逐漸提高,試件的破壞程度加劇,試件“留芯”現(xiàn)象減弱,與試驗(yàn)中SFRSCC試件的破壞規(guī)律具有一致性。數(shù)值研究表明,利用LS-DYNA建立SHPB與試件的有限元模型,在SFRSCC靜態(tài)力學(xué)試驗(yàn)和動(dòng)態(tài)力學(xué)試驗(yàn)的基礎(chǔ)上確定HJC參數(shù),模擬SFRSCC在沖擊荷載下的破壞過程和破壞形態(tài)并進(jìn)行定性分析是可行的。

圖15 不同溫度等級(jí)下SFRSCC的試驗(yàn)與模擬破壞狀態(tài)Fig.15 Experimental and simulated failure states of SFRSCC at different temperature grades

4 結(jié) 論

1)高溫(200～800 ℃)后SFRSCC試件動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的變化與其常溫(25 ℃)下應(yīng)力應(yīng)變曲線的變化規(guī)律大致相同,可分為壓密階段、彈性變形、塑性發(fā)展和破壞階段。

2)在相同沖擊速度下,隨溫度等級(jí)逐漸增加,SFRSCC試件動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度先增大后減小,200 ℃時(shí)動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度最大;動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長因子在25～600 ℃時(shí)差距不大,800 ℃時(shí)最大。

3)在同一溫度等級(jí)下,SFRSCC試件動(dòng)態(tài)抗壓強(qiáng)度與應(yīng)變率呈線性增長關(guān)系,200 ℃時(shí)增長速率最大;動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長因子與應(yīng)變率呈對(duì)數(shù)增長關(guān)系,溫度等級(jí)越高,增長速率越大。

4)模擬所得SFRSCC試件動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線與試驗(yàn)結(jié)果基本一致,沖擊壓縮破壞形態(tài)具有相似性,直觀地表現(xiàn)了試件的破壞過程。