BFRP筋增强海水海砂混凝土梁的抗冲击性能.pdf

振动与冲击第42 卷第14期JOURNAL OFVIBRATIONAND SHOCKVol.42 No.14 2023BFRP筋增强海水海砂混凝土梁的抗冲击性能朱德举，钟伟霖，徐振钦，刘志健，郭帅成，李安令（湖南大学土木工程学院绿色先进土木工程材料及应用技术湖南省重点实验室，长沙410 0 8 2）摘要：为研究玄武岩纤维增强复合材料（basalt fiberreinforced polymer,BFRP）筋增强海水海砂混凝土（seawatersea-sand concrete，SSC）梁的抗冲击性能，利用落锤冲击装置研究了不同冲击能量（18 18 J,2727J,3636J,4848J）作用下，不同混凝土强度（30 MPa,50MPa）和配筋率(0.2 3%,0.48%）的BSFP-SSC梁冲击响应，并测试了冲击后梁的残余承载力。结果表明，随着冲击能量的增加,BFRP-SSC梁的破坏模式由弯曲破坏转变为剪切破坏，梁的残余承载力系数逐渐降低。提高配筋率或海水海砂混凝土强度，均可有效降低梁的最大跨中位移，提升初始峰值冲击力和抗冲击性能。该研究可为BFRP筋增强海水海砂混凝土梁的抗冲击设计提供重要依据。关键词：玄武岩纤维增强复合材料（BFRP)筋；海水海砂混凝土梁（SSC)；低速冲击；动态冲击性能；冲击损伤中图分类号：TU377.9文献标志码：AD0I:10.13465/ki.jvs.2023.014.026Impact resistance of seawater sea-sand concrete beams reinforced with BFRP barsZHU Deju,ZHONG Weilin,XU Zhenqin,LIU Zhijian,GUO Shuaicheng,LI Anling(Key Laboratory for Green&Advanced Civil Engineering Materials and Application Technology of Hunan Province,College of Civil Engineering,Hunan University,Changsha 410082,China)Abstract:In order to study the impact resistance of seawater sea-sand concrete(SSC)beams reinforced with basaltfiber reinforced polymer(BFRP)bars,the impact responses of the BFRP-SSC beams with different reinforcement ratios(0.23%,0.48%)and concretes strengths(30 MPa,50 MPa)were tested by using a drop-hammer impact equipmentunder different impact energies(1 818 J,2 727 J,3 636 J,4 848 J),and the residual load-carrying capacity of thebeams was also tested after impact.The experimental results indicate that the failure mode of the BFRP-SSC beamschanges from bending failure to shear failure with the increase of impact energy,and the residual load-carrying capacityfactor decreases gradually.Increasing the reinforcement ratio or seawater sea-sand concrete strength can effectivelydecrease the maximum midspan deflection of the beams,and increase the initial peak impact force and impact resistanceperformance.The study serves as an important reference for the impact resistance design of the BFRP-SSC beam.Key words:basalt fiber reinforced polymer(BFRP)bar;seawater sea-sand concrete(SSC);low-velocity impact;dynamic impact performance;impact damage混凝土是目前使用最广泛的人造材料，其年产量超过40 0 亿t,其在工程建设中的广泛应用造成了河砂资源短缺。采用储量丰富的海砂和海水分别替代河砂和淡水制备混凝土，可以有效解决河砂和淡水短缺问题1-2 。然而,海水和海砂中存在大量的氯离子会加速钢筋锈蚀,从而影响钢筋混凝土结构的耐久性,并缩短其服役寿命3-4)。纤维增强树脂基复合材料筋(fiber基金项目：国家自然科学基金山东联合基金项目（U1806225）；湖南省高新技术产业科技创新引领计划项目（2 0 2 0 GK2079）；山东省科技型中小企业创新能力提升工程项目（2 0 2 1TSGC1175）收稿日期：2 0 2 2-0 4-19 修改稿收到日期：2 0 2 2-11-0 8第一作者朱德举男，博士，教授,197 8 年生reinforced polymer，FR P）具有优良的力学性能和耐腐蚀性能,采用FRP筋替代钢筋可以有效避免氯离子锈蚀问题5-6 。玄武岩纤维原材料为火山喷出岩，玄武岩纤维增强树脂基复合材料（basalt fiber reinforcedpol-ymer,BFRP)筋与碳纤维增强树脂基复合材料（carbonfiber reinforced polymer，CFR P)筋相比具有较低的生产成本，与玻璃纤维增强树脂基复合材料（glass fiberrein-forcedpolymer，G FR P）筋相比具有更高的强度和弹性模量,逐渐被应用于混凝土结构。但是BFRP筋与钢筋不同力学性能方面的差异会造成构件力学响应的区别7 ,脆性较大的BFRP筋可能造成抗冲击性能的下降。混凝土结构在服役寿命期间，可能承受车辆撞击、第14期落石冲击、意外爆炸等冲击荷载的作用,其抗冲击设计成为结构设计中尤为重要的一环。钢筋混凝土梁的抗冲击行为已经得到了广泛研究,赵德博等8 研究了钢筋混凝土梁的抗冲击性能,并提出了估算受冲击时钢筋混凝土梁的最大挠度经验公式；许斌等9 对比了无腹筋梁和有腹筋梁的抗冲击性能，并提出用冲击力和支座反力评估钢梁的抗冲击承载力均不妥；朱翔等10 证明了外包钢管加固钢筋混凝土柱可以有效增强柱的抗冲击性能;王蕊等11 研究了套箍系数对钢管混凝土梁在不同冲击能量下的力学响应的影响。然而,FRP筋海水海砂混凝土梁抗冲击性能的研究较少,因此有必要针对FRP筋海水海砂混凝土梁的抗冲击性能开展研究。目前，关于FRP筋增强海水海砂混凝土（seawatersea-sand concrete，SSC)梁的研究主要集中在其抗弯性能12-13 和抗剪性能14 等方面，而对其在冲击荷载作用下力学响应的研究非常有限。Goldston 等15-16 发现GFRP筋增强混凝土梁在冲击荷载作用下的极限弯矩较其在准静态荷载作用下时平均提高了15%，提高混凝土强度和配筋率会显著降低跨中挠度，并提高开裂后抗弯刚度，但对提高抗弯承载力作用不明显；随着冲击高度的增加，梁的破坏模式从梁顶部混凝土压碎转变为CFRP 筋受拉断裂。Saleh 等17 基于 Goldston 等的试验结果进行数值模拟分析，发现随着落锤质量增加,裂缝模式由拉伸裂缝向剪切裂缝为主转变，同时跨中度和最大动应变显著增加。Saleh 等18-19 完成了GFRP筋增强高强混凝土和超高性能混凝土梁的冲击试验。结果表明,减小落锤质量能显著降低GFRP筋增强混凝土梁的跨中最大挠度和最大动应变，随着冲击速度的减小，冲击力和支座反力均显著降低，梁的局部损伤更严重，冲击后裂缝宽度增大，减小梁的箍筋间距可以减轻梁的损伤程度，降低跨中残余挠度，提高冲击后残余承载力，破坏模式由剪切失效转变为弯剪失效或弯曲失效。Huang等2 0 研究了BFRP筋增强混凝土受弯临界梁和受剪临界梁的抗冲击性能，发现受弯临界梁的破坏模式由准静态荷载下的弯曲破坏向冲击荷载下的弯剪破坏模式转变,受剪临界梁的破坏模式仍为斜剪破坏,但冲击荷载下混凝土剥落和斜裂缝更严重。Huang等2 1-2 还研究了BFRP筋增强地聚物（g e o p o l y m e r c o n c r e t e，G PC)梁在冲击荷载下的性能，发现使用螺旋箍筋的梁具有比使用传统矩形箍筋的梁更好的抗冲击性能,并基于混凝土材料KCC模型建立了地聚物梁数值模型,用于研究GPC材料强度、纵向配筋率和箍筋率对受冲击荷载作用的梁性能的影响。本文对BFRP筋增强海水海砂混凝土（BFRP-SSC)梁进行低速冲击试验,探究混凝土强度、纵向配筋朱德举等：BFRP筋增强海水海砂混凝土梁的抗冲击性能直径/弹性模量/极限抗拉断裂延长筋类型mm10BFRP纵筋7BFRP箍筋8表2海水海砂混凝土配合比Tab.2The mixture ratio of SSC海水/水泥/粗骨料/海砂/减水水灰比(kg m)(kg m-)(kgm-3)(kgm)齐0.50185.000.38174.84Tab.3Mix design of the artificial seawater成分NaCl MgCl,Na,SO4 CaCl,KCl NaHCO,H,O浓度/24.535.2004.091.160.70(g L-)1.2试件设计根据ACI440.1R-1524,，本试验设计了11根BFRP-SSC梁,试件长150 0 mm,跨度为1350 mm，截面尺寸为12 5mm300mm。试件尺寸和配筋如图1所示，试件参数如表4所示，其中梁的上部架立筋和下部纵筋均为BFRP筋。本试验对比静载试验，改变试验参数，分析了混凝土强度（C30,C50）、下部纵向配筋(27,210）和冲击能量（18 18 J,2727J,3636J,4848J)对BFRP-SSC梁的抗冲击性能的影响,其中，每种工况下试件数量为1根。本试验为缩尺试验，实际工程中其他尺寸梁的抗冲击响应可通过相似原则推导得到。221率和冲击能量对BFRP-SSC梁抗冲击力学响应的影响规律，为其抗冲击设计方法提供理论指导1试验概况1.1材料性能本文使用江苏省绿材谷新材料科技发展有限公司的BFRP筋,基体是环氧树脂,表面处理方式为缠绕式。纵筋的公称直径为7 mm和10 mm,箍筋的公称直径为8mm,纤维体积分数约为6 5%,BFRP筋的力学性能如表1所示。海水海砂混凝土的配合比如表2 所示，其中，海水为人工海水，根据ASTMD1141-98（2 0 13）2 3配备，配比如表3所示；海砂取自山东青岛；硅酸盐水泥为P.042.5；粗骨料是粒径5 2 0 mm的花岗岩；减水剂采用聚羧酸型高效减水剂。2 8 d混凝土立方体抗压强度分别为31.6 MPa和50.1MPa。表1BFRP筋的力学性能Tab.1 Mechanical properties of BFRP barsBFRP682.00460.001 159.86表3人工海水配比0.201 000GPa53.453.553.6370.001 113.00强度/MPa1 2561 2801 267597.39率/%2.322.302.35剂/%0.100.1222200%2550图1BFRP-SSC梁的尺寸和配筋设计（mm）Fig.1 Dimensions and reinforcement design of BFRP-SSCbeams(mm)表4梁试件参数及测试条件Tab.4Parameters and test conditions of the beams混凝土纵向梁编号强度/配筋纵筋高度/质量/能量/MPa率/%S-50-#1050S-50-#750S-30-#1030S-30-#7301-50-#10-0.7501-50-#10-1.05501-50-#10-1.4501-50-#10-1.75501-50-#7-0.7501-30-#10-0.7301-30-#7-0.730注：梁的编号为A-B-C-D的形式。其中：A为混凝土梁的试验类型,分为两类,其中S为静态三点弯曲试验，I为低速冲击试验;B为混凝土强度;C为纵筋直径;D为冲击高度。1.3试验装置及测量1.3.1青静载试验静态三点弯曲试验采用JAW-2000K多通道电液伺服结构加载系统,以1mm/min的加载速率单调加载,直至梁破坏,静载试验装置和测点布置如图2 所示。采用东华测试DHDAS（D o n g-H u a d a t a a n a l y s i s s y s t e m）信号测试分析系统采集荷载和位移数据，采集频率为1Hz。LVDT图2 静载试验装置Fig.2SStatic test setup1.3.2冲击试验使用湖南大学高性能落锤试验机2 5 进行低速冲击试验，试验装置如图3所示。锤头为直径2 0 0 mm的圆柱体,内置压电传感器以采集冲击过程中的冲击力。振动与冲击2010通过加减配重钢板来改变整体冲击质量，本试验冲击00%8502071252010135075冲击落锤冲击mkg0.4820100.232070.4820100.232070.4820100.700.4820101.050.4820101.400.482101.750.23270.700.4820100.700.232070.702023年第42 卷质量为2 6 5kg。支座处安装有力传感器以采集支座反力，梁顶上方布置压梁，防止冲击过程中梁脱离支座。梁跨中位置安装有位移传感器（linearvariabledifferen-tialtransformer，L V D T）以采集冲击过程中梁跨中底部位移。动态数据采集系统为PXIe-1062Q，采集频率为500kHz，试验过程通过LabviewSignal Express软件控制。采用CHRONOS2.1-HD高速摄像机对冲击过程中BFRP-SSC梁的跨中区域的变形进行采集，采集帧率为30 0 0 fps。采集区域制作有随机散斑以方便进行数J字图像相关（digital imagecorrelation，D IC）分析，后期采用VIC-2D系统对采集到的散斑图像进行处理和分析。一一2651 8182652.7272653 6362654.5452651 81826518182651 818一一为保障测量准确度，在正式测试前进行预试验，保证仪器设备正常工作，同时采用DIC分析计算得到的挠度对比并校准LVDT测量的挠度，确保试验结果的准确性。忽略冲击过程中由落锤与导轨之间的摩擦造成的能量损失，冲击能量可以等效为落锤的势能mgh,其中：m为冲击质量；g为重力加速度;h为冲击高度。基于静态试验下梁的耗能情况，选取四个冲击高度：0.7m,1.05 m,1.4m,1.75 m,详见第2 章。压梁锤头支座拉杆LVDT图3冲击试验装置Fig.3 Impact test setup2静载试验结果与分析BFRP-SSC 梁在静载作用下的荷载跨中位移曲线呈现双线性特征，如图4所示。静载试验结果如表5所示。结果表明,同时增大BFRP-SSC梁的混凝土强度和配筋率时，梁的跨中位移随之减小，而极限承载力随之增大。静载下BFRP-SSC梁的耗能根据荷载-跨中位移曲线下的封闭图形面积来计算，如图5所示。图5中：E,为混凝土压碎瞬时对应的能量;E2为梁继续承载直至破坏过程中吸收的能量。梁S-50-#10吸收的能量为2 2 2 9 J,其中,E,为18 31J。为了分析混凝土强度和配筋率对梁抗冲击性能的影响,基于梁S-50-#10吸收的能量E,确定冲击高度为0.7 m。为了考虑配重钢板导轨第14期不同冲击能量的影响,BFRP-SSC梁的冲击高度分别取0.7 m,1.05 m,1.4m,1.75 m,冲击能量(1 8 18 J,2727J,3636J,4848J）分别为其静载下耗能的0.8倍、1.2 倍、1.6 倍、2.2 倍。140S-50-#10混凝土压碎、S-50-#7120.-S-30-#10-S-30-#7100806040200图4静载下BFRP-SSC梁的荷载跨中位移曲线Fig.4Load-midspan displacement curves of the BFRP-SSCbeams under static loading25201/01x骐伴151050S-50-#10S-50-#7S-30-#10S-30-#7图5静载下BFRP-SSC梁的耗能Fig.5Energy absorption capacity of BFRP-SSCbeams under static loading表5BFRP-SSC梁的静载试验结果Tab.5Static loading test results of BFRP-SSC beams梁编号Per/kNP./kNAmx/mmE,/JS-50-#1028.4S-50-#726.4S-30-#1021.1S-30-#710.3注：Per，Pu，mx 分别为初始开裂荷载、极限承载力和最大跨中位移。3冲击试验结果与分析3.1冲击过程分析根据达朗贝尔原理，当BFRP-SSC梁承受低速冲击荷载时，试件受冲击振荡产生惯性力，冲击力等于惯性力和支座反力之和。惯性力为梁单位长度质量与该单位长度上加速度乘积的积分，方向与加速度方向相朱德举等：BFRP筋增强海水海砂混凝土梁的抗冲击性能极限荷载一混凝土开裂510跨中位移/mm137.323.789.419.4126.026.387.922.1223反。BFRP-SSC 梁在冲击荷载作用下的竖向动态力平衡可以表示为Lma(x,t)dx+R(t)+R(t)-I(t)=0(1)JO式中:L为梁的长度;m为单位长度梁的质量;(x,t)为梁上某点的加速度;Ri,R为支座反力;I为冲击力。根据BFRP-SSC梁冲击过程中的时程曲线，如图6所示，可以将冲击过程分为四个阶段：（1）阶段I为局部响应阶段，锤头撞击梁顶面，冲击力迅速增大到初始峰值，然后降到波谷，形成冲击力时程曲线的第一个主波形。此时，支座反力几乎为0，根据冲击荷载作用下梁的竖向动力平衡，惯性力近似15201 8316371 62860025EE2E,/J39850358872830等于冲击力，该阶段梁的冲击力主要由惯性力平衡。（2）阶段为加载阶段，开始于落锤与梁之间的第二次冲击。支座反力出现瞬时负反力后迅速增加，梁进人整体响应阶段。支座反力初始出现负值，是因为施加在支座力传感器的预压力在惯性作用下被释放。由于落锤与梁顶面多次接触，冲击力出现几个较小波峰后出现第二个主波形。跨中位移继续增加,梁整体向下运动，直至达到最大跨中位移。（3）阶段为卸载阶段,梁发生反弹,其变形逐渐恢复,冲击力、支座反力和跨中位移均处于下降的态势,直至冲击力回归到0 附近自由振动。（4）阶段IV为自由振动阶段,落锤与梁顶面发生微小的碰撞，跨中位移和支座反力继续下降，直至落锤反弹脱离梁表面。700600500NV/40030020010000图6 冲击荷载作用下BFRP-SSC梁的冲击力、支座反力和跨中位移的典型时程曲线Fig.6 Representative time history curves of impact force,reaction force and midspan displacement forBFRP-SSC beams under impact loading3.2石破坏模式与裂缝扩展过程BFRP-SSC梁在静载和冲击荷载作用下的破坏模式如图7 所示,其中粗黑线代表主控裂缝。S-50-#10为静载下的试件，跨中产生一条弯曲裂缝并扩展至梁上部受压区域,弯曲裂缝和剪切裂缝较多,且梁顶受压区14冲击力支座反力12一跨中位移108642IL0510t/ms1520224混凝土压碎破坏,破坏模式为弯曲破坏。当冲击高度为0.7 m时，对应的冲击速度为3.7 m/s，试件I-50-#10-0.7的跨中位置同样产生一条扩展至冲击点的弯曲裂缝，斜裂缝数量较静载试件少，破坏模式为弯曲破坏,与静载作用下试验梁相比,斜裂缝的数量较少。降低混凝土强度和配筋率、提高冲击能量，梁顶落锤冲击区域会出现更为严重的混凝土压碎现象；剪切裂缝数量增多,最外侧裂缝由弯剪裂缝转变为剪切裂缝，且开裂区域更广；梁下部纵筋高度处的界面裂缝增多，梁底出现混凝土剥落的趋势这是因为BFRP筋与混凝土产生剥离破坏。随着冲击能量增大，主控裂缝从弯曲裂缝转变为剪切裂缝,破坏模式也由弯曲破坏转变为剪切破坏。试件在破坏前产生的应变集中在长条带状区域。通过DIC计算分析得到试件表面应变场，可以表征和量化裂缝的产生、扩展等。图8 为BFRPSSC梁基于DIC分析的裂缝扩展过程，最大拉应变集中区域的的裂缝为主控裂缝。梁I-50-#10-0.7的冲击能量最小，为1818J。在局部响应阶段（1 ms）,跨中形成一条弯曲裂缝。在3ms时,BFRP-SCC梁出现多条新的弯曲裂缝。在5ms时,跨中位移达到最大,弯曲裂缝向冲击点扩展形成弯剪裂缝，而剪切裂缝从跨中向支座端出现。此后进人卸载阶段，梁回弹导致裂缝出现闭合的趋势，裂缝向梁顶扩展趋于停止，直至落锤脱离梁体（19m s），冲击结束。冲击荷载作用下，梁I-50-#10-0.7的跨中垂直弯曲裂缝发展最宽（3mm）,破坏模式为弯曲破坏。冲击能量继续增大，裂缝扩展过程和梁I-50-#10-0.7的大致相同。梁I-50-#10-1.75在局部响应阶段(1 ms)同时出现多条跨中弯曲裂缝和剪切裂缝，且与梁I-50-#10-0.7相比，剪切裂缝从更靠近支座的地方指向冲击点。在3ms时,剪切裂缝向冲击点扩展，同时跨中区域新增多条弯曲裂缝。梁继续向下运动，横向裂缝明显增多,梁底有混凝土剥落，同时观察到梁顶冲击区域有混凝土被压碎后飞溅，裂缝继续扩展，最外侧剪切裂缝的宽度最大（5mm）。在10 ms时,梁跨中位移达到最大（2 3.5mm），最外侧剪切裂缝贯穿梁体，表现为剪切破坏模式。2 2 ms时,落锤回弹脱离梁顶面。所有的BFRP-SSC梁,在惯性力控制的局部响应阶段，梁跨中位置产生垂直的弯曲裂缝；进人整体响应阶段后，弯曲裂缝扩展形成弯剪裂缝，靠近支座位置出现剪切裂缝。图8（c）给出了梁I-30-#7-0.7的裂缝发展过程，与梁1-50-#10-0.7 相比，到达最大跨中位移所需的时间（8 ms)更长，冲击持续时间（2 5ms)更久,梁下部的界面裂缝更多。振动与冲击S-50-101-50-#10-0.71-50-#10-1.051-50-#10-1.41-50-#10-1.751-50-#10-0.71-50-#7-0.71-30-#10-0.71-30-#7-0.7图7 BFRP-SSC梁的破坏模式Fig.7Failure modes of BFRP-SSC beams3.3冲击能量对梁动力增长系数和残余承载力的影响BFRP-SSC梁的冲击力时程曲线如图9所示。表6列出了不同冲击能量、混凝土强度和配筋率下BFRP-SSC梁的冲击能量Etol、最大冲击力Fmax、最大跨中位移Smax、动力增长系数2 6】（dynamic increasefactor,DIF)动力强度与静载极限承载力之比Fa/Fu、冲击后的梁的残余承载力F，和残余承载力系数R（梁的残余承载力和其静载极限承载力的比值，即R,=F/F.）。根据以往的研究,计算动力增长系数DIF时,动力强度F.由冲击荷载剔除惯性力得到，根据达朗贝尔原理,其值为支座反力。DIF可以被用来分析BFRP-SSC梁在不同冲击能量下的动力增大效应。在不同冲击能量下，混凝土强度为50 MPa、配筋为2 10的4根BFRP-SSC梁的DIF与冲击能量关系如图10 和式(2)所示。随着冲击能量提高,DIF从1.41增加到1.7 8，增长了2 6.2%。2023年第42 卷(a)静载（b）不同冲击能量（c）不同混凝土强度和配筋率第14期ms2ms8ms19msDIF=-3.887 93 10-7 El+0.000 149 398Etol+1.146 28(2)由于本研究采用低速冲击试验，测试后BFRP-SSC梁并未完全断裂，仍然具备一定的残余承载力。为了评价BFRP-SSC梁的冲击损伤,对冲击后的梁进行静载三点弯曲试验，将冲击后梁的静载极限承载力作为其残余承载力F，并与对照组梁的极限承载力进行比较，得到残余承载力系数R，以定量分析其冲击损伤程度。如图11所示,R，随着冲击能量的增加而降低。Saleh等认为：当梁的残余承载力系数大于90%时，损伤较小；其在8 0%90%时，梁中等损伤；其低于80%时，梁严重损伤。结果表明：随着冲击能量从1818J增大到48 48 J,残余承载力系数R从0.96 减小至0.6 5，降低了32.3%。当冲击能量为36 36 J时，R为0.8 7,梁中度损伤；当冲击能量为48 48 J时，R进一步降低到0.6 5,梁严重损伤。10初始峰值89006F6000.20.40.60.81.041/ms20036912151821t/ms图9不同冲击能量下BFRP-SSC梁的冲击力时程曲线Fig.9 Time history for the impact force of BFRP-SSCbeams under different impact energies朱德举等：BFRP筋增强海水海砂混凝土梁的抗冲击性能0.00163Lagrange0.00136250.0011050.00.842.50.00580.00031250.00:0550.000207 50.000.470.02240.0190.01560.01220.006.80.005 40.002-0.0014e-10ms0.038.850.03290.026.960.0210.015 050.00910.003 150.00280.0141260.011960.009 7260.00760.005-4250.003 250.001076-0.0011(a)I-50-#10-0.7图8 基于DIC分析的BFRP-SSC 梁裂缝扩展过程Fig.8 Cracking propagation of BFRP-SSC beams based on DIC analysisR2-0.990.41.71.61.51.4图10不同冲击能量下的DIF值Fig.10DIF value under different impact energies1.21.00.80.60.40.20L0-01#-0S-11-50-#10-0.7-I-50#10-1.05:-1-50-#10-1.41-50#10-1.75225Lagrange2x-Ims0.0077Lagrange0.006.481 250.006 262.50.004 043750.0028250.001606.250.000 38750.00831250.002.053ms0.03340.028 1250.022860.0175750.01230.007 0250.001760.0036260.0088Lagrange0.07150.06106250.0506250.040 18750.029750.019.312：50.008750.00156250.01222ms0.04960.042.062.50.0346250.027 18750.019 750.01231250.0048750.002.56250.01(b)1-50-#10-1.751.91.8DIF=3.8879310-Eol+0.000 149 398Eta+1.1462820253035404550冲击能量10 2/J习残余承载力系数SO1-OI#-OS-1+1-01#-0S-1图11BRP-SSC梁的残余承载力系数Fig.11The residual load-carrying capacity factorof BFRP-SSC beams3.4混凝土强度和配筋率对梁抗冲击性能的影响冲击荷载作用下,LVDT记录的数据易出现误差。将LVDT和DIC测得的位移时程曲线进行对比，如图12所示,发现两曲线的趋势基本一致,LVDT和DIC 分析得到的最大跨中位移分别为8.7 mm和8.8 mm,两1ms2ms8ms25ms0.002.840.0023350.000 1830.003250.00820.003150.000 190.00.695Lagrange70.03760.032.5750.027560.0225250.01750.012.4750.007 450.002.4250.002.6Lagrange0.090.078 1050.066250.060 750.04250.030.6350.018750.008750.0050.0218nge0.03873750.0756750.012612.50.006.550.006.41750.003 4250.000382.50.0027(c)I-30-#7-0.7DIF拟合sLT-0I#-OS-1L#-0S-101#-05-1L#-05-1226者误差仅1.1%，但是LVDT和DIC测得的残余位移有较大的不同,因此最终采用DIC分析结果校准梁的跨中位移。图13给出了不同混凝土强度和配筋率BFRPSSC梁的冲击力和位移时程曲线。在相同的冲击速度下，随着配筋率和混凝土强度提高，初始峰值冲击力更大，冲击力作用时间更短。1210F86420上05101520253303540t/ms图12BFRP-SSC梁的跨中位移时程典型曲线对比Fig.12Comparison of midspan displacement time-historytypical curves of BFRP-SSC beams7006005004003002001000121086420图13不同混凝土强度和配筋率BFRP-SSC梁的冲击力和跨中位移时程曲线Fig.13 Impact force and midspan displacement time-historycurves of BFRP-SSC beams with different concretestrengths and reinforcement ratios提高配筋率和混凝土强度可以控制BFRP-SSC梁的跨中位移。提高配筋率可以有限地减小梁的跨中位移,混凝土强度高的梁，减小跨中位移的效果更明显。配筋率从0.2 3%增加到0.48%，混凝土强度为30MPa时，跨中位移从9.4mm减小到8.8 mm,降低了振动与冲击6.4%；混凝土强度为50 MPa时，跨中位移从10.7 mm减小到10 mm,降低了7.4%这是因为BFRP-SSC梁的抗弯刚度随着配筋率增大而提升，裂缝发展受到抑制。提高混凝土强度同样可以降低梁的跨中位移。混凝土强度从30 MPa增加到50 MPa，当配筋率为0.2 3%时，跨中位移降低了12%，配筋率为0.48%时，降低了13%。-LVDTDIC1-50-#10-0.71-50-#71-30-#101-30-#736t/ms（a）冲击力时程曲线1-50-#10-0.71-50-#7-0.71-30-#10-0.7-1-30-#7-0.7153045t/ms（b）跨中位移时程曲线2023年第42 卷不同混凝土强度和配筋率试验梁的残余承载力，如表6 所示。由表6 可以看出，混凝土强度对残余承载力的影响不明显，提高配筋率能显著提升梁的残余承载力。当配筋率从0.2 3%增长到0.48%时，混凝土强度为50 MPa的梁残余承载力系数R，从0.8 7 0 增加到0.9 6 0,增长了10.3%；混凝土强度为30 MPa的梁残余承载力系数R从0.8 30 增加到0.9 56，增长了15.2%，这表明提高配筋率能显著提高梁的抗冲击性能。表6 BFRP-SSC梁的冲击试验结果Tab.6Impact test results of BFRP-SSC beamsFmax/0mx/梁编号Etol/J1-50-#10-0.71818603.6I-50-#10-1.052.727625.714.91-50-#10-1.43 636738.320.31-50-#10-1.754848875.023.591260F./kNmm8.8131.80.961.41121.80.891.51119.20.871.6588.80.651.7815187590RfkN1-50-#7-0.71818430.41I-30-#10-0.71818395.710.0120.50.961.791-30-#7-0.71818307.510.7注：Eol，Fma x，O ma x，F,，R t，D IF分别为冲击能量、最大冲击荷载、最大跨中位移、残余承载力、残余承载力系数、动力增长系数。4冲击过程中的能量传递因为选取的冲击能量较小，落锤会发生回弹而发生多次冲击，所以能量传递分析仅涉及第一次冲击。在冲击过程中,初始的冲击能量转化为传递到梁中的能量、落锤的残余动能和碰撞时的阻尼耗能等。传递到混凝土梁中被其消耗的能量W，会转换成梁冲击损伤过程的耗能（变形能W）和动能Wk。参考Fujikake等2 7 的方法,冲击过程中不考虑梁体阻尼。根据能量守恒定律，冲击过程中BFRP-SSC梁的耗能等于冲击力对梁所做的功,因此,采用冲击力与跨中位移曲线下的封闭面积来计算混凝土梁耗能。本试验采用文献2 8-2 9 中计算梁的整体变形耗能的方法：通过支座反力跨中位移曲线下的封闭图形面积计算梁的整体变形能。DIF9.477.8 0.872.0373.00.832.03第14期根据图14给出的冲击力位移和支座反力位移曲线计算梁冲击过程中的混凝土梁耗能和变形能，结果如图15所示。混凝土梁耗能随着冲击能量的提高而逐渐增加。由于较低的混凝土强度和较低的配筋率可能导致更严重的弯曲破坏,在梁I-30-#7中观察到略大的混凝土梁耗能。在混凝土强度为50 MPa时,配筋率从0.2 3%提升到0.48%，整体变形能占混凝土梁101-50-#10-0.78-1-50-#10-1.05-1-50-#10-1.4.61-50-#10-1.7542（a）不同冲击能量下梁的冲击力-跨中位移曲线Fig.14 Impact force-midspan displacement curves and reaction force-midspan displacement curves of BFRP-SSC beams4320L0-01#-0S-1图15冲击荷载作用下BFRP-SSC梁的耗能Fig.15Absorbed energies of BFRP-SSC beamsunder impact loading5结 论通过低速冲击试验研究了不同混凝土强度、配筋率和冲击能量对BFRP筋增强海水海砂混凝土(BFRP-SSC）梁抗冲击性能的影响，得出以下主要结论：（1）BFR P-SSC 梁的破坏模式会随着冲击能量的变化而改变。随着冲击能量从18 18 J增大到48 48 J，BFRP-SSC梁的主控裂缝由弯曲裂缝转变为剪切裂缝,而梁的破坏模式由弯曲破坏转变为剪切破坏。（2）随着冲击能量从18 18 J增大到48 48 J，BFRP-S