吳 遠,王子國,孫曉晨,彭 永,孫宇雁

(1.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院, 山東 青島 266520; 2.國防科技大學(xué) 文理學(xué)院, 長沙 410073)

0 引言

混凝土是防護工程領(lǐng)域普遍應(yīng)用的工程材料,非戰(zhàn)爭時期防護工程主要是應(yīng)對低速沖擊,但混凝土固有的脆性特點導(dǎo)致在承受沖擊荷載時極易發(fā)生脆性破壞而喪失防護效能。為提高混凝土材料的抗沖擊性能,國內(nèi)外學(xué)者開展了眾多研究[1-6]。大量研究證實鋼管混凝土具有優(yōu)異的抗沖擊性能[7-11],通過鋼管對核心混凝土提供約束作用,使混凝土在受到軸壓時即處于三向受壓狀態(tài),極大地提高了構(gòu)件的承載力及變形能力,有效的提高了構(gòu)件整體穩(wěn)定性。但是,鋼管混凝土在受軸壓作用初期,鋼管處于彈性階段,與混凝土間的相互作用較小,能夠提供的約束作用有限,尤其是采用高強混凝土時,由于混凝土破壞前變形較小,鋼管在達到峰值荷載時能提供的約束作用更小[12-13]。自應(yīng)力混凝土通過化學(xué)反應(yīng)使混凝土體積膨脹,在側(cè)限約束條件下,可以增強約束效果,但提供的自應(yīng)力不高且不穩(wěn)定[14]。謝劍等[15]運用扭力扳手沿著混凝土圓形短柱高度方向安裝不同間距的鋼箍,由此對混凝土圓形短柱施加徑向預(yù)應(yīng)力,通過軸壓實驗發(fā)現(xiàn),安裝預(yù)應(yīng)力鋼箍的普通混凝土柱的軸壓承載力及變形能力較未施加預(yù)應(yīng)力鋼箍約束的混凝土柱分別提高了107%和504%。張素梅等[13]提出了鋼管約束的鋼管混凝土,在傳統(tǒng)鋼管混凝土柱外側(cè)加套一個大于原鋼管直徑且小于鋼管混凝土柱長度的鋼管,加套鋼管與鋼管混凝土柱之間用灌漿料填充;在受荷階段,外側(cè)加套鋼管只對內(nèi)部鋼管混凝土產(chǎn)生橫向約束作用,不承受縱向荷載。軸壓試驗結(jié)果表明,鋼管約束的鋼管混凝土較傳統(tǒng)鋼管混凝土的軸壓承載力進一步增強;內(nèi)部鋼管混凝土的破壞模式在外側(cè)加套鋼管的約束條件下,可以由脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檠有云茐?。為了提高鋼管混凝土的鋼材利用率且較簡便地對混凝土施加較大預(yù)應(yīng)力,王子國等[16-17]提出了一種錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束方法,將直徑微大于約束鋼環(huán)的混凝土錐臺擠入與之匹配的約束鋼環(huán)內(nèi),通過錐面配合契緊的方式對混凝土沿徑向施加預(yù)應(yīng)力,通過數(shù)值模擬證明了該方法能夠較為簡便地通過調(diào)節(jié)混凝土錐臺的下壓深度、盈差以及壓入力的大小等指標控制預(yù)應(yīng)力大小,且在一定范圍內(nèi)預(yù)應(yīng)力越大,鋼環(huán)約束混凝土靶的抗彈丸高速侵徹性能越好。

本文中應(yīng)用王子國等提出的錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束方法制備預(yù)應(yīng)力約束混凝土,通過落錘沖擊試驗,研究其抗沖擊性能和破壞模式,并與素混凝土和常規(guī)鋼環(huán)約束混凝土對比,同時分析不同參數(shù)對預(yù)應(yīng)力約束混凝土抗沖擊性能的影響規(guī)律,為后續(xù)抗高速沖擊性能研究和防護工程實踐應(yīng)用提供參考依據(jù)。

1 預(yù)應(yīng)力約束作用原理

如圖1(a)所示,在室溫條件下,以楔形體契緊的原理,將圓形混凝土錐臺強行擠入與之錐面配合的約束鋼環(huán)內(nèi),實現(xiàn)徑向的預(yù)應(yīng)力約束[16],得到圓形構(gòu)件。

圖1 預(yù)應(yīng)力約束混凝土預(yù)應(yīng)力作用原理Fig.1 Principle of pre-stressing action of the pre-stressed confined concrete

以同樣的原理得到正多邊形構(gòu)件(圖1(b))?；炷铃F臺和約束環(huán)的截面設(shè)計如圖1(c)所示,混凝土錐臺與約束環(huán)內(nèi)環(huán)的橫截面形狀相同,混凝土錐臺與約束環(huán)內(nèi)壁的錐面傾角均為α,混凝土錐臺與約束環(huán)的高度均為h1,混凝土錐臺上底面直徑與約束環(huán)的上底面內(nèi)徑之差(盈差)為δ,兩者在錐面接觸時的頂面或者底面的高差為h。隨著下壓推力的增大,混凝土錐臺逐漸壓入約束環(huán)內(nèi),而且壓入深度越大,約束環(huán)的彈性恢復(fù)力對混凝土錐臺施加的徑向預(yù)壓應(yīng)力σ0就越大,當兩者的上下表面達到齊平時,鋼環(huán)上底面內(nèi)徑擴張了Δ,如圖1(d)所示[17]。

2 試驗概況

2.1 原材料

配制混凝土采用山鋁P·O 52.5水泥,青島電廠Ⅱ級粉煤灰,青島中礦宏遠S95級礦粉;河砂細度模數(shù)3.1,表觀密度2 557 kg/m3,玄武巖粒徑5～20 mm,級配良好,表觀密度3 001 kg/m3;水為普通自來水;采用蘇博特聚羧酸高效減水劑,減水率為35%。

約束環(huán)采用45號鋼,實驗[18]測得該鋼材的屈服強度平均值fy=318.5 MPa,極限抗拉強度平均值fu=497 MPa,平均斷裂延伸率為26%,彈性模量E=201 GPa,泊松比v=0.3。

2.2 試件準備

約束環(huán)采用鋼環(huán),加工誤差為±0.03 mm,高度為63.5 mm,鋼環(huán)外側(cè)面垂直于底面,底面外直徑(或正多邊形外對邊距)為152 mm。依據(jù)鋼環(huán)形狀、上底面環(huán)厚度b、錐面傾角α的大小,將鋼環(huán)分為10種規(guī)格如表1所示,其中d1取自鋼環(huán)上底面內(nèi)徑或者對邊距。每種規(guī)格鋼環(huán)制備2個,并在鋼環(huán)外表面噴涂防銹漆,用透明膠帶封底,鋼環(huán)內(nèi)表面涂脫模劑。

表1 約束環(huán)規(guī)格(制作精度±0.03 mm)Table 1 Specifications of the steel ferrule (production accuracy ±0.03 mm)

配制3種強度等級的混凝土,配合比見表2。將拌制好的混凝土裝入上述鋼環(huán)內(nèi)(圖2(a)),稍振動成型,同時制備尺寸為100 mm×100 mm×100 mm的抗壓強度測試試塊,和尺寸為150 mm×150 mm×300 mm的彈性模量測定試塊,每組3塊。所有試件用保鮮膜覆蓋表面,在溫度為20±3 ℃的實驗室環(huán)境中養(yǎng)護1 d后脫模編號(圖2(b)),然后將混凝土試塊移至養(yǎng)護室(20±2 ℃,相對濕度70%,圖2(c))養(yǎng)護17 d后取出,根據(jù)《混凝土物理力學(xué)性能試驗方法標準》GB/T50081—2019測定編號A、B、C的混凝土18 d抗壓強度分別為40.0、53.7、63.5 MPa,靜力受壓彈性模量分別為31.1、34.0、35.8 GPa。

表2 混凝土配合比 (kg/m3)Table 2 Mix proportion of concrete

圖2 混凝土錐臺的制作與養(yǎng)護Fig.2 Fabrication and curing of concrete frustums

利用上述混凝土錐臺試塊和鋼環(huán)模具制作落錘沖擊試驗試件。經(jīng)過測量得知,混凝土錐臺的徑向收縮量基本可以忽略。根據(jù)約束情況,將試件分為3組,分別是素混凝土(U)組、鋼環(huán)約束混凝土(S)組、錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土(P)組。其中,U組試件是無鋼環(huán)的混凝土錐臺;S組試件是將混凝土錐臺裝入鋼環(huán)內(nèi),接觸面相互作用力非常小。P組試件制作過程如圖3所示,采用在混凝土錐臺的側(cè)面粘貼若干層玻璃纖維布來實現(xiàn)不同的盈差δ。每層纖維布0.2 mm厚,裁剪成對應(yīng)于不同錐面傾角的、與混凝土錐臺錐面形狀相吻合的弧形片(圖3(a)),每片粘貼后有對接縫(圖3(b)),因此可以忽略纖維布的約束作用。粘結(jié)劑采用環(huán)氧樹脂。預(yù)應(yīng)力的大小通過應(yīng)變片測試,應(yīng)變采集儀采用東華測試DH3816N型靜態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng)。應(yīng)變片的粘貼位置為混凝土錐臺上下表面的中心處(圖3(c)和3(d)),并在鋼環(huán)外側(cè)面1/2高度處粘貼環(huán)向應(yīng)變片以監(jiān)測鋼環(huán)環(huán)向應(yīng)變(圖3(e))。在試件的上下表面各墊一塊預(yù)留溝槽的鋼墊板,應(yīng)變片接線穿過溝槽,以防止被壓斷。采用YAW-3000D型壓力試驗機將混凝土錐臺緩慢壓入鋼環(huán)中(圖3(e)),觀察試件壓入過程中采集儀的數(shù)值變化,當混凝土試件下底面應(yīng)變數(shù)值高于600×10-6時,停止加壓,待讀數(shù)趨于穩(wěn)定后,記錄混凝土上下表面應(yīng)變值ε,取兩者平均值作為平均應(yīng)變,依據(jù)胡克定律σ=Eε計算施加在混凝土上的平均預(yù)應(yīng)力值,結(jié)果見表3。

表3 錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土(P)組試件實測預(yù)應(yīng)力值(MPa)Table 3 Measured pre-stress value (MPa) of pre-stressed confined concrete (P) specimens

圖3 預(yù)應(yīng)力約束混凝土試件制備Fig.3 Preparation of pre-stressed confined concrete specimens

2.3 落錘沖擊試驗

自制落錘裝置如圖4,落錘呈圓柱狀,底面直徑63.5 mm,質(zhì)量5 kg,沖擊高度6 m。采用豎直的、直徑為110 mm的PVC管作為落錘的導(dǎo)軌。為實現(xiàn)集中荷載作用,將直徑為63.5 mm的實心鋼球放在試件上表面的中心位置,用直徑略大于鋼球直徑的限位套環(huán)框住鋼球,以限制鋼球在受沖擊時的移動。試件的下部為鋼墊板,采用45號鋼制作,厚度為20 mm。每次沖擊時,落錘自由下落,不受PVC管阻礙,直接沖擊鋼球。記錄試件出現(xiàn)初始裂縫時的落錘沖擊次數(shù)為初裂沖擊次數(shù)N1,記錄試件破壞時對應(yīng)的沖擊次數(shù)為終裂沖擊次數(shù)N2。試件破壞的表征為:試件沖擊面出現(xiàn)一條貫穿裂縫;或有至少3條裂縫從試件沖擊面的中心發(fā)展到邊緣;或試件底面出現(xiàn)裂縫。按式(1)計算沖擊耗能。試件破壞情況的量測方法如圖5所示,即測量試件破壞后的沖擊面凹坑的最長直徑和其垂直方向的直徑大小,取兩者的平均值作為凹坑直徑的代表值D;量取凹坑最深處距表面的深度作為坑深H(精確到1 mm)。

圖4 落錘裝置Fig.4 Drop weight test device

圖5 試件破壞情況的測量Fig.5 Measurement of specimen damage

W=N2×mgh

(1)

式中:W為落錘沖擊的能量,J;m為落錘的質(zhì)量,5 kg;g為重力加速度,取9.8 m/s2;h為下落的高度,6 m。

3 試驗結(jié)果

落錘沖擊試驗的結(jié)果如表4和表5所示,試件的破壞形態(tài)如圖6—圖9所示。

表4 素混凝土(U)組與鋼環(huán)約束混凝土(S)組沖擊試驗數(shù)據(jù)(表中所有試件N1=1)Table 4 Experimental data of plain concrete (U) group and steel ferrule confined concrete (S) group (N1=1)

表5 錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土(P)組沖擊試驗數(shù)據(jù)Table 5 Experimental data of pre-stressed confined concrete (P) group

圖6 首次落錘沖擊后,試件的破損情況(白色線標識裂縫)Fig.6 States of the specimens after the first impact (the white lines show the cracks)

如表4所示,在落錘首次沖擊后,素混凝土(U)組的所有試件均破碎成多個碎塊,即N1=N2=1,大部分碎塊占原試件體積的1/5～1/2,如圖6(a)—(d)所示;鋼環(huán)約束混凝土(S)組的全部試件均在沖擊面上出現(xiàn)初始裂縫,即N1=1,但除了編號為Sa-3的一個試件外,其他試件均未達到破壞狀態(tài),如圖6(e)—(h)所示,此時試件仍然可以繼續(xù)承受落錘沖擊,直至破壞。Sb-0組由于脫模較困難,其中一個試件養(yǎng)護1d后在脫模過程中損壞,無試驗數(shù)據(jù)。

隨著落錘沖擊次數(shù)增加,S組試件沖擊面上的裂縫發(fā)展迅速,多個試件的底部出現(xiàn)了裂縫,平均N2值為2～5。如圖7所示,由于鋼環(huán)的環(huán)箍作用,S組試件破壞后整體性良好,均未發(fā)生碎塊分散的現(xiàn)象。

圖7 S組試件破壞狀態(tài)(白色線標識裂縫)Fig.7 Failure states of Group S specimens (the white lines show the cracks)

如表5和圖6(i)—(p)所示,錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土(P)組在經(jīng)受落錘首次沖擊后,除了編號為Pc-7-4的2個試件出現(xiàn)了可見裂縫,其他試件均表現(xiàn)為:只在沖擊點處留有落痕,并無肉眼可見的裂縫。隨著沖擊次數(shù)的增加,落痕逐漸明顯,并成為淺坑,如圖8所示,有的試件表面開始出現(xiàn)非常細小的裂縫,平均N1值為2～20。

圖8 P組試件初裂狀態(tài)(白色線標識裂縫)Fig.8 Incipient crack of Group P specimens (the white lines show the cracks)

編號Pb-3的試件是P組試件中首先進行落錘沖擊試驗的試件,當沖擊次數(shù)達到40次時,依然沒有出現(xiàn)破壞表征,即表面沒有出現(xiàn)貫穿裂縫、沒有3條及以上的裂縫發(fā)展至鋼環(huán)處,也沒有出現(xiàn)底部裂縫,僅在表面成坑,如圖9(a)和圖9(b)所示。由于落錘沖擊后采用人力提升方式復(fù)位,為了節(jié)省人力和時間,從P組的第二組試件開始,以20次落錘沖擊作為終點進行沖擊試驗。在此過程中,當試件出現(xiàn)破壞表征時,沖擊停止,記錄沖擊次數(shù)N2;當每組第二個試件的沖擊次數(shù)與第一個試件相同時,測量試件破損程度H和D。從表5可以看出,當纖維布層數(shù)為1且鋼環(huán)錐面傾角較小(α≤3°)時,落錘沖擊20次后,試件并沒有達到破壞狀態(tài),如圖9(c)—(g)所示,試件表面產(chǎn)生淺坑、極少可見細裂紋、整體性良好、底面無裂縫。當傾角較大(α>3°),或纖維布層數(shù)大于1,或試件形狀為正四角形時,試件平均N2值為4～20,如圖9(h)—(n)所示,試件破壞時沖擊面上出現(xiàn)3條及以上裂縫或貫穿裂縫,底部均無可見裂縫;相比S組試件的破壞形態(tài),P組試件破壞時裂縫更細,整體性更好。

圖9 P組試件破壞狀態(tài)(白色線標識裂縫)Fig.9 Damage states of Group P specimens (the white lines show the cracks)

4 分析與討論

4.1 約束形式的影響

由圖10可知,U組與S組試件產(chǎn)生初始可見裂縫時,落錘沖擊能量(次數(shù))相同,但當試件破壞時,S組試件的落錘沖擊能量是U組試件的2～5倍。其原因可以解釋為,在S組試件受到落錘沖擊之前,鋼環(huán)與混凝土僅是接觸,當沖擊荷載作用在試件上時,混凝土表面受沖擊擠壓,沖擊部位發(fā)生損傷破壞并沿橫向發(fā)生膨脹變形,推動周圍鄰近的混凝土向外擴容,其外圍鋼管則限制這種擴容行為而產(chǎn)生約束力(被動約束),但是由于混凝土的極限拉伸應(yīng)變非常小,還未等到鋼管提供足夠大的側(cè)限約束時,混凝土已經(jīng)產(chǎn)生初始裂縫;隨著沖擊次數(shù)的增加,混凝土沿橫向繼續(xù)擴容,鋼環(huán)的側(cè)限約束作用也增大,限制了混凝土裂縫發(fā)展,降低了碎裂風險,有效延緩了沖擊破壞進程。

圖10 U、S、P三組試件初裂和破壞時的沖擊能量Fig.10 Impact energy of Groups U,S and P at initial crack and failure

如圖10所示,當P組試件采用錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束形式,且平均預(yù)應(yīng)力大于1 MPa(見表3)時,產(chǎn)生初始可見裂縫時的沖擊能量是U組和S組試件的4～20倍;試件破壞時,P組試件對應(yīng)的落錘沖擊能量遠高于U組和S組試件,甚至超過40倍。其原因可以解釋為,通過錐臺嵌擠形式對混凝土施加預(yù)應(yīng)力約束,可以使混凝土在受到?jīng)_擊作用之前即處于徑向受壓的應(yīng)力狀態(tài)(主動約束),由此,在圍壓作用下,混凝土內(nèi)部的孔隙率降低,強度得到提高,在豎向沖擊作用下,混凝土在預(yù)應(yīng)力和鋼環(huán)約束的聯(lián)合作用下,局部破壞區(qū)域的橫向膨脹很難推動鄰近混凝土向外擴容,故混凝土主要以開坑破碎而非生成裂縫的形式耗散大部分沖擊能量。因此,錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土形成初始可見裂縫所需的能量要比普通混凝土和無預(yù)應(yīng)力鋼環(huán)約束混凝土大得多,且裂縫發(fā)展緩慢,破壞時裂縫寬度小于鋼環(huán)約束混凝土,從而體現(xiàn)為抗沖擊破壞能力顯著提高。

4.2 錐面傾角的影響

由表3可知,P組編號b-1到b-6的試件的平均預(yù)應(yīng)力值隨著鋼環(huán)錐面傾角的增加,出現(xiàn)先增加后減小的趨勢,其中,當錐面傾角為2°和3°時,平均預(yù)應(yīng)力值最大,當錐面傾角為6°和8°時,鋼環(huán)提供的平均預(yù)應(yīng)力值急劇減小。從圖10也可以看出相似的規(guī)律,即隨著Pb組圓形鋼環(huán)錐面傾角的增加,混凝土形成初始可見裂縫所需的能量先增大后減小,當錐面傾角為6°和8°時,所需能量最小;當鋼環(huán)錐面傾角大于3°時,混凝土破壞時所需的沖擊能量遠小于錐面傾角≤3°的試件。其原因在于,受錐面傾角的影響,當混凝土錐臺壓入鋼環(huán)時,其受到下壓推力、與錐面垂直接觸壓力和與錐面平行的摩擦力,處于受力平衡狀態(tài)。當撤除下壓推力后,混凝土錐臺如果要保持平衡,則垂直混凝土錐面的接觸壓力的向上分力需要小于摩擦力的向下分力,否則混凝土錐臺將會反向滑出。因此錐面傾角過大時,當撤除下壓推力后,錐臺反向滑出,預(yù)應(yīng)力顯著減小,導(dǎo)致抗沖擊性能明顯下降。為了使試件具有更好的抗沖擊性,錐面傾角不宜大于3°。

4.3 鋼環(huán)厚度和盈差的影響

P組編號c-7的試件比c-3試件的鋼環(huán)厚度增加,由表3可知,兩者的平均預(yù)應(yīng)力測定值相差不大,但Pc-3試件的鋼環(huán)應(yīng)力已超過屈服強度,而Pc-7試件鋼環(huán)未發(fā)生屈服。試驗結(jié)果顯示,當落錘沖擊20次時,Pc-7和Pc-3試件均未發(fā)生破壞,圖11說明,Pc-7試件的坑深和坑直徑均小于Pc-3試件。這說明增加鋼環(huán)厚度,將增加試件的被動約束作用,從而提高混凝土的抗沖擊性能。

圖11 P組試件的坑深H和坑直徑D(如無標注,沖擊次數(shù)n=20)Fig.11 Crater depth H and crater diameter D of Group P specimens (if not marked,the number of impact n=20)

由表3和表5可知,從編號c-7到編號c-7-4的試件,隨著纖維布層數(shù)的增加,平均預(yù)應(yīng)力測定值反而減小。從圖11發(fā)現(xiàn),當落錘沖擊20次時,Pc-7-2試件的坑深和坑直徑均小于Pc-7試件;Pc-7-4試件破壞時對應(yīng)的沖擊次數(shù)最少,試件的坑深和坑直徑最大。這可能是由于,隨著纖維布層數(shù)增加,試件在預(yù)應(yīng)力加載過程中錐面摩阻力也相應(yīng)增大,當超過粘結(jié)劑的粘結(jié)強度時,纖維布層可能脫粘并向上滑動(圖6(n)—(p))。當纖維布層數(shù)為4層時(圖6(p)),移動的纖維布在錐面上緣累積,導(dǎo)致表層混凝土盈差和預(yù)應(yīng)力過大、可能產(chǎn)生微損傷積累,試件初裂和破壞時對應(yīng)的落錘沖擊次數(shù)也相應(yīng)減少。因此,通過增加纖維布的層數(shù)來達到提高預(yù)應(yīng)力的目的并不可靠。在本試驗中,當纖維布層數(shù)為1時,并沒有出現(xiàn)纖維布脫粘或移動的現(xiàn)象(見圖6、圖8、圖9),因此對纖維布層數(shù)為1的試件,各參數(shù)對預(yù)應(yīng)力的影響結(jié)果是可靠的,在下一步的研究中將通過改變混凝土的澆筑尺寸調(diào)節(jié)盈差,增加可靠性。

4.4 鋼環(huán)形狀的影響

由圖12可知,相比無約束和常規(guī)鋼環(huán)約束形式,錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束形式可以顯著提高圓、正四角、正六角形混凝土試件的抗沖擊能力。

圖12 不同形狀試件破壞時的沖擊能量Fig.12 Impact energy of specimens with different shapes at the time of failure

在S組試件中,正六角鋼環(huán)約束混凝土破壞時所需的沖擊能量大于圓形和正四角鋼環(huán)約束混凝土;在P組試件中,圓形和正六角錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土破壞時所需的沖擊能量大于正四角錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土,且由表5可知,在所有沖擊次數(shù)不少于20次的試件中,正六角錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土試件的坑深最小。其原因可以解釋為,當落錘沖擊預(yù)應(yīng)力約束混凝土時,應(yīng)力波在混凝土中傳播,在混凝土和鋼環(huán)界面上發(fā)生反射,界面處混凝土受壓,且鋼環(huán)對角線附近形成壓力波疊加區(qū),增加了對混凝土的約束效應(yīng)。由此可知,鋼環(huán)對角線間距減小有利于增加鋼環(huán)對混凝土的約束作用,故圓形和正六角鋼環(huán)對混凝土的約束作用大于正四角鋼環(huán)。但同時,圓形鋼環(huán)主要產(chǎn)生環(huán)向拉伸變形,而正六角和正四角鋼環(huán)除了產(chǎn)生環(huán)內(nèi)拉伸變形,各直邊中部也產(chǎn)生一定的彎曲變形(變圓趨勢),以抵消或者減小鋼環(huán)角部對角線位移,由此可知,鋼環(huán)直邊邊數(shù)的增加有利于在一定程度上提高耗能能力。因此,綜合以上因素,在3種不同形狀的錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土中,正六角形的抗沖擊性能較好,正四角形的抗沖擊性能最差。

4.5 混凝土強度的影響

從圖13可以看出,提高混凝土強度后,素混凝土組試件的抗沖擊性能沒有提高,鋼環(huán)約束混凝土組試件的抗沖擊性能略有提高,但影響不大,錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土組Pa-3、Pb-3和Pc-3試件在沖擊20次后均未發(fā)生破壞,但試件初裂時的沖擊能量顯著提高。究其原因,高強混凝土破壞前變形較小,導(dǎo)致常規(guī)約束時,鋼環(huán)能提供的約束作用降低,而預(yù)應(yīng)力約束形式充分發(fā)揮了鋼環(huán)的約束作用,將高強混凝土的優(yōu)勢體現(xiàn)出來。這說明,當采用高強混凝土以提高構(gòu)件的抗沖擊性能時,錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束形式相比常規(guī)環(huán)箍約束形式更適用。

圖13 不同強度混凝土Fig.13 Concrete of different strengths

5 結(jié)論

利用錐臺嵌擠的方法,制備了預(yù)應(yīng)力約束混凝土,通過落錘沖擊試驗,比較了錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土與素混凝土和常規(guī)鋼環(huán)約束混凝土的抗沖擊性能,分析了鋼環(huán)錐面傾角、鋼環(huán)厚度和盈差、鋼環(huán)形狀以及混凝土強度等參數(shù)對預(yù)應(yīng)力約束混凝土抗沖擊性能的影響,根據(jù)試驗結(jié)果和分析,可以得到以下主要結(jié)論:

1) 在落錘沖擊作用下,當錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土試件的平均預(yù)應(yīng)力大于1 MPa時,其產(chǎn)生初始可見裂縫時的沖擊能量是素混凝土組和鋼環(huán)約束混凝土組試件的4～20倍;同時,其破壞時的沖擊能量遠高于素混凝土組和鋼環(huán)約束混凝土組試件,甚至超過40倍。相比鋼環(huán)約束混凝土組試件的破壞形態(tài),錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土組試件破壞時裂縫更細,整體性更好。

2) 錐面傾角通過影響預(yù)應(yīng)力大小而影響混凝土的抗沖擊性能,隨著錐面傾角的增加,平均預(yù)應(yīng)力測定值出現(xiàn)先增加后減小的趨勢。當鋼環(huán)錐面傾角大于3°時,混凝土破壞時所需的沖擊能量遠小于錐面傾角≤3°的試件。因此,為了提高混凝土的抗沖擊性能,鋼環(huán)的錐面傾角不宜大于3°。

3) 增加鋼環(huán)厚度有利于提高被動約束作用和主動約束潛力,從而提高混凝土的抗沖擊性能。盈差過大時,可能導(dǎo)致混凝土在被壓入鋼環(huán)的過程中內(nèi)部產(chǎn)生較多微裂縫,抗沖擊性能降低。

4) 鋼環(huán)形狀對約束混凝土抗沖擊性能有較大的影響,相比3種不同形狀的錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束混凝土,正六角形的抗沖擊性能優(yōu)于圓形和正四角形,正四角形的抗沖擊性能最差。

5) 與常規(guī)鋼環(huán)約束方式相比,錐臺嵌擠預(yù)應(yīng)力約束形式可以更顯著的提高高強混凝土的抗沖擊性能。

因此,采用錐臺嵌擠方式,可以較為簡便地對混凝土施加預(yù)應(yīng)力,顯著提高混凝土抵抗多次沖擊的能力,未來其有希望用于制備裝配整體式防護結(jié)構(gòu),提高防御工事及人防工程等的防護效能。