張亞芳，段莉斌，盧娟，霍永杰

廣州大學(xué)土木工程學(xué)院，廣東廣州 510006

碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（carbon fiber reinforced plastics，CFRP）因輕質(zhì)、高強(qiáng)和易于施工等優(yōu)點(diǎn)，在工程結(jié)構(gòu)加固中應(yīng)用廣泛［1-2］．目前，在靜荷載下，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量CFRP加固鋼筋混凝土（reinforced concrete，RC）梁的理論和試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)不同CFRP加固形式下加固梁的抗彎和抗剪強(qiáng)度均有所提高［3-6］，并提出了相應(yīng)的強(qiáng)度計(jì)算公式［7-8］．亦有學(xué)者發(fā)現(xiàn)加固梁的受彎破壞主要有CFRP布拉斷-剝離和受壓區(qū)混凝土壓碎-CFRP布剝離兩種破壞模式［9］，并給出了CFRP受彎剝離承載力的計(jì)算方法［10］．在實(shí)際工程中，建筑結(jié)構(gòu)往往還會(huì)遭受沖擊作用，而鋼筋和混凝土材料在沖擊荷載下具有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)［11］，導(dǎo)致建筑結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能與靜載作用下有很大區(qū)別，因此，CFRP加固梁的靜態(tài)理論在沖擊作用下并不適用［12-13］．文獻(xiàn)［14-16］發(fā)現(xiàn)黏貼纖維復(fù)合材料可以提高RC梁的抗沖擊能力和殘余剛度，顯著降低梁的撓度，減小梁體損傷．CANTWELL等［17］進(jìn)行了不同厚度CFRP加固小尺寸梁的沖擊試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)CFRP黏貼厚度的增加可以使沖擊力有一定程度的增大．PHAM等［18］研究發(fā)現(xiàn)FRP加固梁的破壞模式由靜載下的延性彎曲破壞變?yōu)闆_擊荷載下的脆性剪切破壞，并且沖擊作用下FRP的脫黏應(yīng)變低于靜載作用下.目前對(duì)沖擊作用下CFRP加固RC梁動(dòng)態(tài)性能的研究相對(duì)較少，且現(xiàn)有研究主要從表象探討加固前后梁的性能變化，缺乏對(duì)CFRP加固梁的沖擊破壞規(guī)律和損傷機(jī)制的深入認(rèn)識(shí)．鑒于此，本研究對(duì)4根CFRP加固的RC梁進(jìn)行落錘試驗(yàn)，通過分析不同沖擊速度下加固梁的破壞模式、裂縫擴(kuò)展規(guī)律、動(dòng)態(tài)時(shí)程響應(yīng)和能量耗散，得到了沖擊速度對(duì)加固梁動(dòng)態(tài)性能的影響規(guī)律，為更深入認(rèn)識(shí)CFRP加固RC梁的抗沖擊行為提供了參考.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)并制作了4根矩形截面RC梁，梁長2000 mm，截面尺寸為150×300 mm，凈跨為1750 mm．混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，保護(hù)層厚度為20 mm．梁體縱筋均為HRB400級(jí)鋼筋，梁底部配置2根Φ18 mm鋼筋，頂部配置2根Φ10 mm鋼筋，箍筋的間距為140 mm，直徑為8 mm，強(qiáng)度等級(jí)為HPB300.

分別在4根梁的底部跨中位置黏貼1層CFRP布，CFRP的黏貼長度為1000 mm，黏貼寬度為150 mm．CFRP采用南京海拓公司生產(chǎn)的高性能碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料，公稱厚度為0.167 mm，抗拉強(qiáng)度為3585.6 MPa，彈性模量為230 GPa，伸長率為1.7%．試驗(yàn)研究落錘沖擊速度對(duì)CFRP加固RC梁抗沖擊性能的影響規(guī)律，各試件的基本參數(shù)見表1.

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of Specimens

1.2 試驗(yàn)裝置和數(shù)據(jù)測量

試驗(yàn)裝置采用圖1所示的高速落錘試驗(yàn)機(jī)，錘頭為圓柱體，直徑為200 mm，落錘質(zhì)量為575 kg．落錘作用于梁跨中位置，兩端支座為鉸支座.

圖1 落錘試驗(yàn)裝置Fig.1(Color online)Drop hammer device.

采用錘頭內(nèi)置的沖擊力傳感器記錄沖擊力響應(yīng)，采用拉桿式位移計(jì)記錄梁跨中位置的位移響應(yīng)，數(shù)據(jù)采樣頻率設(shè)定為50 kHz，采用高速攝影系統(tǒng)記錄沖擊破壞過程，拍攝幀率選擇5000幀/s.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 沖擊破壞模式

4個(gè)試件的沖擊破壞模式如圖2，其中的數(shù)值為各試件的裂縫擴(kuò)展寬度．由圖2可見，在沖擊作用下，各試件均產(chǎn)生了豎向和斜向兩種類型的裂縫，以沖擊處為中心形成了明顯的楔形損傷區(qū)域．文獻(xiàn)［19-20］的試驗(yàn)表明，沖擊作用下當(dāng)梁上部未配置縱筋時(shí)，支座附近頂部混凝土均產(chǎn)生豎向彎曲裂縫．而本試驗(yàn)在梁上部配置了足夠的縱向鋼筋，使梁具有抵抗負(fù)彎矩作用的能力，因此支座附近梁頂部未產(chǎn)生豎向彎曲裂縫.

試件D1.4跨中附近區(qū)域梁底形成3條主要彎曲裂縫，跨中至支座間左右各發(fā)展出3條主要斜裂縫，斜裂縫分布較為均勻，兩端斜裂縫傾角最大且起始位置靠近支座邊緣，靠近跨中位置斜裂縫傾角逐漸減?。S著沖擊速度的增大，試件D1.8的跨中附近區(qū)域彎曲裂縫增多，跨中至支座間斜裂縫數(shù)量和傾角均減小，梁底部混凝土出現(xiàn)碎裂并掉落．試件D2.2出現(xiàn)以剪切破壞為主的破壞模式，跨中至支座間左右僅各發(fā)展出一條斜裂縫，跨中附近區(qū)域裂縫開展密集，形成寬度較大的主斜裂縫．試件D2.6的破壞最為嚴(yán)重，跨中區(qū)域頂部混凝土被壓碎的范圍最大，梁身產(chǎn)生較多雜亂的次生裂縫，底部混凝土被橫向裂縫切斷并從梁底掉落，兩端斜裂縫起始位置遠(yuǎn)離支座邊緣，整體裂縫分布向跨中區(qū)域聚攏.

由圖2可知，試件D1.4、D1.8、D2.2和D2.6的跨中區(qū)域主彎曲裂縫寬度依次為4.05、5.81、4.61和3.03 mm，跨中區(qū)域主斜裂縫寬度依次為1.52、3.78和6.02 mm（D2.6裂縫寬度過大超出測量范圍）．可見，隨著沖擊速度的增加，各試件的跨中區(qū)域主彎曲裂縫寬度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，跨中區(qū)域主斜裂縫寬度則一直增大．該現(xiàn)象表明，隨著沖擊速度的增加，加固梁的主要破壞截面由跨中豎向截面逐漸向跨中兩側(cè)斜截面轉(zhuǎn)移，即加固梁的破壞模式由以彎曲破壞為主向以剪切破壞為主轉(zhuǎn)變．本研究加固梁的破壞規(guī)律與文獻(xiàn)［21-22］中的試驗(yàn)結(jié)果是一致的.

圖2 不同試件的破壞模式（圖中數(shù)值為裂縫寬度，單位：mm）（a）D1.4；（b）D1.8；（c）D2.2；（d）D2.6Fig.2(Color online)Failure patterns of(a)D1.4,(b)D1.8,(c)D2.2,and(d)D2.6.The value in the figure is the width of the corresponding crack with unit mm.

4個(gè)試件中的CFRP均發(fā)生如圖3（a）所示的剝離破壞．落錘沖擊開始后，梁底部CFRP并未第一時(shí)間剝離，而是隨著梁身裂縫的發(fā)展和撓度的增大，梁底部混凝土開裂并向外凸起導(dǎo)致CFRP剝離．由于混凝土為非均質(zhì)材料，導(dǎo)致梁底左右兩側(cè)混凝土的開裂程度不同，因此CFRP的剝離在梁底一側(cè)優(yōu)先發(fā)生．試驗(yàn)完成后對(duì)剝離下來的CFRP進(jìn)行觀察，如圖3（b），發(fā)現(xiàn)CFRP上黏有從梁底剝離下來的大塊混凝土以及少量碎屑，說明CFRP與RC梁之間具有良好的黏接效果.

圖3 CFRP的破壞模式（a）CFRP從梁底一側(cè)剝離；（b）混凝土骨料剝離Fig.3(Color online)Failure patterns of CFRP.(a)Stripped from the bottom side of the beam and(b)the stripped concrete aggregate.

2.2 沖擊力和跨中位移時(shí)程曲線

圖4 （a）為4個(gè)試件的沖擊力時(shí)程曲線．為了便于觀察峰值沖擊力的變化規(guī)律，放大0～3.0 ms內(nèi)的沖擊力時(shí)程曲線，如圖4（b）．從圖4可見，隨著沖擊速度的增大，4個(gè)試件的沖擊力依次在1.40、1.16、0.86和0.60 ms達(dá)到峰值，然后沖擊力迅速下降至0，形成第1個(gè)呈倒三角形的主波形，4個(gè)試件的第1個(gè)波形持續(xù)時(shí)間均為1.5 ms左右．文獻(xiàn)［20］發(fā)現(xiàn)，RC梁在沖擊作用下的第1個(gè)波形持續(xù)時(shí)間與沖擊速度無關(guān)，這與本研究試驗(yàn)結(jié)果吻合，說明黏貼CFRP不會(huì)改變梁的沖擊力變化規(guī)律．之后沖擊力迅速達(dá)到第2個(gè)峰值，經(jīng)過多次循環(huán)震蕩逐步降低至0．整個(gè)沖擊力響應(yīng)過程的持續(xù)時(shí)間為25～35 ms.

圖4 不同試件的（a）沖擊力時(shí)程曲線及（b）0～3.0 ms內(nèi)的沖擊力時(shí)程曲線Fig.4(Color online)(a)Time history curves of impact force and(b)time history curves of impact force from 0 to 3.0 ms of different specimens.

圖5 為4個(gè)試件峰值沖擊力與沖擊速度的關(guān)系曲線．由圖5可知，試件D1.4、D1.8、D2.2和D2.6的峰值沖擊力依次為610.2、701.5、846.5和1022.1 kN，沖擊力的大小受沖擊速度的影響顯著．對(duì)峰值沖擊力進(jìn)行擬合發(fā)現(xiàn)，隨著沖擊速度的增大，峰值沖擊力近似呈線性增長，相較于前一個(gè)試件，后一個(gè)試件的增長幅度依次為15.0%、20.7%和20.7%.

圖5 不同試件峰值沖擊力與沖擊速度關(guān)系Fig.5 Relation between peak impact force and impact velocity of different specimens.Solid diamonds are experimental data and solid line is the fitting line.

圖6為4個(gè)試件的位移時(shí)程曲線．由圖6可知，試件D1.4、D1.8、D2.2和D2.6的跨中位移峰值依次為43.3、49.6、60.9和69.6 mm，跨中殘余位移依次為28.6、39.8、49.9和58.4 mm．結(jié)合圖4和圖6分析可知，位移響應(yīng)相對(duì)于沖擊力響應(yīng)具有滯后性．在沖擊初期OA段（0＜t≤3.5 ms），沖擊力主要位于第1個(gè)波形階段，此時(shí)跨中位移呈線性增長，并且4個(gè)試件的增長曲線幾乎重合．在AB段（3.5＜t≤20.0 ms），沖擊力進(jìn)入第2個(gè)波形階段．由于梁自身變形恢復(fù)所產(chǎn)生的力逐漸大于沖擊力，使梁的變形速度降低，從而使位移曲線由線性向非線性轉(zhuǎn)變．隨后沖擊力開始進(jìn)入平穩(wěn)震蕩階段，在此階段，沖擊速度越大，位移增長速度越快，各試件的位移曲線開始產(chǎn)生分離．在BC段（20.0＜t≤35.0 ms），沖擊力下降，位移曲線達(dá)到最大值，此時(shí)試件的變形在自身剛度的作用下有所回彈，位移曲線開始下降．至t=35.0 ms以后，沖擊力作用結(jié)束，位移曲線開始保持穩(wěn)定．由此可見，整個(gè)沖擊過程中，跨中位移經(jīng)歷了線性增長、非線性增長、回彈和保持平穩(wěn)4個(gè)階段.

圖6 不同試件的位移時(shí)程曲線Fig.6(Color online)Time history curves of displacement of different specimens.

圖7 為4個(gè)試件的跨中峰值位移與沖擊速度關(guān)系擬合曲線．由圖7可知，各試件的跨中峰值位移與沖擊速度呈線性關(guān)系，這與許斌等［23］試驗(yàn)中得出的曲線變化關(guān)系一致.

圖7 不同試件的跨中峰值位移與沖擊速度關(guān)系Fig.7 Relation between mid-span peak displacement and impact velocity of different specimens.Solid diamonds are experimental data and solid line is the fitting line.

除峰值位移和殘余位移外，加固梁沖擊后的變形恢復(fù)能力也是評(píng)價(jià)其抗沖擊性能的重要標(biāo)準(zhǔn)．撓度恢復(fù)率Q指梁在變形后恢復(fù)的位移與最大位移的比值［24］，可作為加固梁變形恢復(fù)能力的重要評(píng)價(jià)指標(biāo)．Q越大，代表加固梁沖擊后的變形恢復(fù)能力越強(qiáng)，

其中，Dresidual為殘余位移；Dmax為峰值位移.

通過計(jì)算可知，試件D1.4、D1.8、D2.2和D2.6的撓度恢復(fù)率依次為34.0%、19.7%、18.1%和16.1%，可見，沖擊速度的增加將會(huì)導(dǎo)致加固梁的變形恢復(fù)能力下降.

2.3 能量耗散

靜荷載作用下，施加外力所產(chǎn)生的能量絕大部分被梁體變形所耗散．沖擊作用下，初始動(dòng)能（E）有一部分通過梁體損傷、開裂和變形耗散，這部分能量稱為梁的能量耗散（Ea），另一部分以碰撞產(chǎn)生的動(dòng)能、熱能等形式耗散．王路明等［25］指出Ea可以通過對(duì)沖擊力-跨中位移曲線進(jìn)行積分得到．對(duì)本試驗(yàn)得到的沖擊力-跨中位移曲線積分，并計(jì)算耗能能力Ea/E，計(jì)算結(jié)果如圖8.

從圖8可見，試件D1.4、D1.8、D2.2和D2.6的能量耗散依次為4840、7523、9704和11464 J，耗能能力依次為61.4%、74.2%、78.3%和78.4%，均隨初始動(dòng)能E的增加而增大．耗能能力可以視為評(píng)價(jià)梁體損傷程度的有效指標(biāo)，當(dāng)初始動(dòng)能相同時(shí)，耗能能力越大，梁的變形開裂損傷越嚴(yán)重．試件D1.4的耗能能力為61.4%，說明在此工況下，約2/5的沖擊能量被梁以變形恢復(fù)等形式轉(zhuǎn)化成動(dòng)能或其他形式的能量而消耗．相較于D1.4，試件D1.8的耗能能力增加了12.8%，表明隨著初始動(dòng)能的增加，造成梁體損傷的能量占比增大．試件D2.2和D2.6的耗能能力增長分別為4.1%和0.1%，增長幅度愈發(fā)減?。鲜霈F(xiàn)象表明，沖擊作用下梁體耗能能力的增長是非線性的，初始動(dòng)能越大，耗能能力增長越緩慢，并最終趨向于一個(gè)特定值，即初始動(dòng)能無法全部由梁體損傷耗散.

圖8 各試件的能量耗散及耗能能力Fig.8(Color online)Energy dissipation,initial kinetic energy(left axis)and energy consumption capacity(right axis)of different specimens.

4 結(jié)論

對(duì)CFRP加固RC梁進(jìn)行落錘試驗(yàn)研究，通過分析不同沖擊速度下梁的破壞模式、裂縫擴(kuò)展規(guī)律、動(dòng)態(tài)時(shí)程響應(yīng)和能量耗散，可知：

1）隨著沖擊速度的增加，加固梁的跨中主彎曲裂縫寬度先增大后減小，主斜裂縫寬度則一直增大，整體裂縫分布向跨中區(qū)域聚攏，破壞模式由以彎曲破壞為主向以剪切破壞為主轉(zhuǎn)變.

2）在沖擊荷載作用下，加固梁的沖擊力峰值大小隨沖擊速度的增加呈線性增長趨勢；不同沖擊速度下沖擊力時(shí)程曲線的第1個(gè)波形持續(xù)時(shí)間均為1.5 ms左右，不受沖擊速度的影響.

3）整個(gè)沖擊過程中，跨中位移的發(fā)展經(jīng)歷了線性增長、非線性增長、回彈和平穩(wěn)發(fā)展階段；初始沖擊速度越大，加固梁的變形恢復(fù)能力越小.

4）隨著沖擊速度的增加，加固梁的耗能能力呈非線性增長，沖擊速度越大，耗能能力增長越緩慢.