PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料冲击压缩力学性能研究*

郑志豪，任辉启，龙志林，郭瑞奇，蔡 洋，黎智健

（1. 湘潭大学土木工程与力学学院，湖南 湘潭 411105；2. 军事科学院国防工程研究院，河南 洛阳 471023）

南海岛礁距离大陆较远，在南海岛礁工程建设中，面临工程建设物资匮乏、海洋环境对混凝土材料产生不利影响、工程建设周期长成本高等难题。南海区域位于低纬度地区且靠近赤道，属于热带季风气候，气候环境具有高温高盐高湿的特点。因此，用于南海岛礁工程的建筑材料，需要有较强的抗渗透能力和耐腐蚀能力。

南海岛礁区域的建筑物和构筑物受到海水的侵蚀、海浪的冲击及海风的剥蚀；若建筑物和构筑物的选址处于地震带，需要考虑地震荷载作用；若建筑物和构筑物较高，需要考虑风荷载影响；机场跑道需承受飞机降落的冲击荷载，防护堤坝需承受海浪的冲击作用。因此，用于南海岛礁工程的建筑材料，需要考虑其动态力学性能。

在南海岛礁工程建设中，使用海水制备珊瑚砂水泥基复合材料，能较大程度降低工程成本，减少对大陆资源的依赖，具有重要的工程应用价值。珊瑚质轻、多孔，强度并不高，制备的珊瑚混凝土强度较低且脆性大。如何制备高强度和高韧性的珊瑚混凝土，困扰着研究人员和工程技术人员。目前，纤维增强水泥基复合材料所使用的增强增韧纤维主要有聚丙烯纤维、聚乙烯醇纤维、钢纤维、碳纤维和玄武岩纤维等。碳纤维（carbon fiber, CF）材料具有高强度、耐高温和耐腐蚀的优点；聚丙烯纤维（polypropylene fiber, PP）材料具有高强度、耐腐蚀、拉伸应变硬化、伸长率大且在水泥砂浆中分散均匀的优点，应用范围十分广泛。单掺纤维有一定局限性，为综合改善材料的力学性能，可考虑在材料中掺加混杂纤维。

本文中，基于碳纤维和聚丙烯纤维的优良性能，混杂碳纤维和聚丙烯纤维对海水制备珊瑚砂水泥基复合材料进行改性。采用直径100 mm 分离式Hopkinson 压杆（split Hopkinson pressure bar, SHPB）对改性复合材料进行5 种应变率下的冲击压缩试验，研究碳-聚丙烯混杂纤维（PP/CF）增强珊瑚砂水泥基复合材料的冲击压缩力学性能，以期对制备高性能珊瑚砂水泥基复合材料及南海岛礁抢修抢建工程提供参考。

1 试 验

1.1 原材料和配比

原材料包括安宜特牌快硬硫铝酸盐水泥、一级粉煤灰、珊瑚砂细骨料、日本东丽牌碳纤维、湖南长沙柠祥聚丙烯纤维、人工海水和西卡牌聚羧酸减水剂。珊瑚砂细骨料的最大粒径为2.5 mm，细度模数为1.88，分类为细砂。碳纤维和聚丙烯纤维的性能参数，见表1。

表1 碳纤维和聚丙烯纤维的性能参数Table 1 Properties of carbon fiber and polypropylene fiber

PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料的原材料配比见表2。采用纤维后掺法：先将珊瑚砂细骨料、水泥和粉煤灰与2/3 用水量搅拌约2 min，再加入减水剂与1/3 用水量搅拌2 min；最后，将纤维均匀撒入珊瑚砂水泥基复合材料拌合物中，尽可能使纤维分散均匀。待搅拌均匀后，采用塌落度桶法测定材料的塌落度。

表2 PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料的配比Table 2 Proportion of carbon-polypropylene hybrid fiber reinforced coral sand cement-based composites

标定材料强度等级的试块为70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm 的立方体，冲击压缩试验的试块为∅90 mm×50 mm 的圆柱体，圆柱体试块模具为亚克力材质。模具外观如图1 所示，圆柱体试块如图2 所示。在冲击压缩试验前，需对试块端面进行打磨，试块两端面的不平度应小于0.05 mm。试块动态增强因子为试块动态抗压强度与静态抗压强度的比，其中静态抗压强度取70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm立方体龄期28 d 的静态抗压强度。

图1 圆柱体试块模具Fig. 1 Cylindrical test block mold

图2 圆柱体试块Fig. 2 Cylinder test block

1.2 静态压缩试验

试块达到7、28 d 龄期后，使用SYE-2000 型压力试验机进行静态压缩试验。静态压缩试验每种情况均有3 个试块，因珊瑚砂水泥基复合材料为非均质材料、具有离散性，将峰值压力荷载的离散性控制在15% 以内，舍弃离散性大于15%的数据。对有效数据进行处理，得到不同龄期试块的平均静态抗压强度，见表3。龄期7 d 试块的静态抗压强度可达到龄期28 d 的90%以上，表现了明显的早强性，这与使用了快硬硫铝酸盐水泥关系密切。复合材料具有明显的早强性，可用于南海岛礁抢修抢建工程中。

表3 不同龄期试块的静态抗压强度Table 3 Static compressive strengths of test blocks at different ages

在相同龄期下，随着混杂纤维掺量的不断增加，试块静态抗压强度呈现先减小后增大的趋势。与未掺加纤维的试块相比，混杂掺加5.25 kg/m碳纤维和1.82 kg/m聚丙烯纤维的7 d 试块的静态抗压强度降低了7.54%，28 d 的降低了13.67%，这说明该掺量混杂纤维在珊瑚砂水泥基复合材料内出现负混杂效应，降低了材料的强度。而混杂掺加15.75 kg/m碳纤维和1.82 kg/m聚丙烯纤维的7 d 试块的静态抗压强度提升了26.57%，28 d 的提升了18.78%，这说明该掺量混杂纤维对珊瑚砂水泥基复合材料增强作用明显。

静态压缩试验中较为典型的破坏形态，有材料严重剥落和外观较为完整，如图3～4 所示。未掺加纤维试块的静态压缩破坏形态较为严重，出现严重的材料剥落。随着混杂碳纤维和聚丙烯纤维掺量的增加，试块静态压缩破坏严重程度逐渐降低，混杂纤维在试块内部形成的纤维网络起到桥接作用，显著提升了试块的韧性。

图3 材料严重剥落Fig. 3 Severe material spalling of test block

图4 外观较为完整Fig. 4 Complete appearance of test block

1.3 SHPB 试验及波形整形

分离式 Hopkinson 压杆的直径为100 mm，入射杆长度为5 000 mm，透射杆长度为3 000 mm，子弹长度为600 mm，试验装置如图5 所示。通过控制加载气压，对材料实现不同应变率的加载。使用经典三波法处理试验数据，可得材料的应力、应变：

图5 分离式Hopkinson 压杆试验装置Fig. 5 Split Hopkinson pressure bar test device

式中：ε、ε和ε分别为入射应变、反射应变和透射应变，、和分别为压杆的横截面积、波速和弹性模量，和分别为试块的即时横截面积和即时长度。其中，=(/ρ)，ρ 为压杆密度。

SHPB 冲击压缩试验每个加载气压下均有3 个试块，因珊瑚砂水泥基复合材料为非均质材料、具有离散性，且在打磨试块端面时有人工误差，将峰值应力的离散性控制在20% 以内，舍弃离散性大于20%的数据。对有效数据进行处理，取最接近峰值应力平均值的数据为最终数据。

使用不同尺寸的橡胶实心圆进行波形整形，波形整形后的入射波应力曲线如图6 所示。改变波形整形器的直径或厚度，可得不同的入射波波形和加速度脉冲。SHPB 冲击压缩试验前，需选择合适的波形整形器材料及尺寸。试验结果发现，通过调整橡胶实心圆的厚度和直径，可得不同撞击速度下较为光滑的入射波形。为保证入射波为半正弦状且减小入射波振荡，使用直径37 mm、厚2 mm 的橡胶实心圆，作为SHPB 试验的波形整形器。

图6 入射波应力曲线Fig. 6 Stress curves of incident waves

2 SHPB 试验结果

将试验的电压信号换算成应变，初始应变波如图7 所示。处理试验数据前，先进行应力平衡验证，验证试验数据是否满足SHPB 试验的应力平衡假定。若入射波和反射波叠加后接近透射波，则认为试块达到了应力平衡状态。应变率为79.86 s时，试块的应力平衡验证如图8 所示。

图7 初始应变波Fig. 7 Initial strain waves

图8 应力平衡验证Fig. 8 Verification of stress balance

应力波在试块内来回反射4 次可保证应力均匀，在峰值点前半段，应力波来回反射次数可满足应力均匀要求，应力平衡状态较为理想。在峰值点后半段，试块已出现不同程度的破坏，应力波来回反射次数无法满足应力均匀要求，应力平衡效果稍差。在高应变率下，峰值点后半段应力不平衡现象更加明显。

2.1 试块破坏形态

不同应变率下，试块呈现不同的破坏形态，破坏形态可大致分为大碎块、小碎块和粉碎。在应变率70 s附近，随着混杂纤维掺量的逐渐增加，试块的破坏程度逐渐降低，破坏碎块逐渐变大且碎块数量逐渐减少，材料抗冲击性能显著提升。在应变率220 s附近，冲击荷载带来的巨大能量远大于材料的极限承载力，随着混杂纤维掺量的不断增加，试块的破坏形态无明显差异，破坏形态均为粉碎。

对混杂10.50 kg/m碳纤维和1.82 kg/m聚丙烯纤维的试块，当应变率为75.90 s时，试块的破坏碎块较大且碎块数量较少。随着应变率的不断增加，破坏程度趋于严重，破坏产生的碎块逐渐变小。当应变率达到220.31 s时，试块的破坏形态为粉碎。这是因为，受高应变率冲击荷载所携带的巨大能量作用，试块从受力较为薄弱截面开始发生破坏，随后分区域整体来抵抗冲击荷载的影响，直至耗散尽冲击荷载所释放的巨大能量，最终呈现粉碎破坏状态。试验结果表明，随着应变率的逐渐增大，试块所承受的动态荷载迅速增加，发生变形的时间极短，裂纹来不及扩展，试块迅速达到破坏状态，破坏形态趋于严重。

水泥基复合材料性脆，其破坏形态为典型的脆性破坏。在珊瑚砂水泥基复合材料内混杂掺加碳纤维和聚丙烯纤维后形成纤维网络，纤维网络在试块内产生约束作用，从而提升了试块的变形能力。在相同冲击荷载作用下，混杂碳纤维和聚丙烯纤维试块的破坏程度较轻，具有更好的抗冲击性能，混杂纤维对珊瑚砂水泥基复合材料有明显的增韧作用。

2.2 应力-应变曲线

在冲击压缩荷载作用下，试块的冲击压缩应力-应变曲线可分为上升段、平台段和下降段。上升段近似为线弹性阶段，当冲击荷载达到试块的破坏临界峰值，材料应力-应变曲线进入平台段，因高应变率下材料变形时间极短，平台段并不明显。试块达到峰值应力后处于卸载状态，应力-应变曲线进入下降段。PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料的冲击压缩应力-应变曲线，如图9 所示。

图9 应力-应变曲线Fig. 9 Stress-strain curves

试验结果表明，随着应变率的逐渐增大，相同材料的峰值应力不断增大，应力-应变曲线下降段面积逐渐增大，平台段无明显变化。而混杂10.50 kg/m碳纤维和维1.82 kg/m聚丙烯纤的试块，当应变率为220.31 s时，冲击压缩应力-应变曲线呈现明显平台段。随着碳纤维和聚丙烯纤维混杂掺量的增加，应力下降速率变慢，这说明：混杂纤维与水泥基耦合良好，混杂纤维在试块内部形成的纤维网络起到了桥接作用，在一定程度上提升了材料的变形能力。

混凝土材料内骨料级配、粒径及表面结构，对材料动态响应影响较大。基于南海岛礁建设的工程背景，本试验中细骨料为珊瑚砂，其粒径均小于2.5 mm，珊瑚砂骨料的使用致使试块内微裂纹和微空洞等缺陷较多。在珊瑚砂水泥基复合材料内混杂掺加碳纤维和聚丙烯纤维后，试块的冲击抗压强度的提升有限，而抗冲击韧性显著提升。

2.3 应变率效应

PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料的峰值应力与应变率的关系，如图10 所示。可见，随着应变率的逐渐增加，试块的峰值应力呈增大趋势，这说明材料峰值应力有明显的应变率效应。PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料的动态增强因子与应变率的关系，如图11 所示。可见，动态增强因子呈现应变率敏感性特征。

图10 峰值应力与应变率的关系Fig. 10 Relations between peak stress and strain rate

图11 动态增强因子与应变率的关系Fig. 11 Relations between dynamic increase factor and strain rate

试验结果表明：(1) 当应变率小于200 s时，未掺加纤维的试块呈现更大的峰值应力和动态增强因子，这是因掺加的混杂纤维起了负混杂作用，纤维负混杂作用占优势并降低了试块的动态抗压强度；当应变率大于200 s时，混杂纤维的试块呈现更大的峰值应力和动态增强因子，混杂纤维对试块增韧作用加强。(2) 当应变率临界值为200 s、应变率大于200 s时，混杂纤维对珊瑚砂水泥基复合材料起了增强增韧作用。(3) 随着应变率的增加，动态增强因子逐渐增大，最大为2.60，动态增强因子与静态抗压强度关系密切。

2.4 能量耗散

分析混杂纤维增强珊瑚砂水泥基复合材料能量耗散问题，可参考岩石耗散能量分析方法。耗散能量为：

式中：为试块耗散的能量，为入射波能量，为反射波能量，为透射波能量。

入射波能量与应变率的关系如图12 所示，耗散能量与应变率的关系如图13 所示。在相近应变率下，入射撞击产生的能量基本相同，入射波能量最大值为2 795.22 J。当应变率小于200 s时，未掺加纤维的试块耗散能量较多，而混杂纤维产生的负混杂效应大于纤维正向桥接作用。当应变率大于200 s后，掺加混杂纤维的试块耗散能量较多，此时混杂纤维形成的纤维网络对试块增韧作用加强，增强了材料的延性、耗散了更多的能量。

图12 入射波能量与应变率的关系Fig. 12 Relations between incident wave energy and strain rate

图13 耗散能量与应变率的关系Fig. 13 Relations between energy dissipation and strain rate

耗散能量与入射波能量的关系如图14 所示。当应变率大于200 s后，即入射波能量大于2 300 J后，与未掺加纤维试块相比，掺加混杂纤维试块的耗散能量更多，混杂纤维对珊瑚砂水泥基复合材料起了增强增韧作用。混杂纤维形成的纤维网络增强了试块的延性，导致试块表面产生更多的裂纹，最终形成更多的破裂面、更多的耗散能量。

图14 耗散能量与入射波能量的关系Fig. 14 Relations between energy dissipation and incident wave energy

3 数值模拟

Holmquist-Johnson-Cook（HJC）本构模型常用于混凝土等非均质材料在爆炸冲击下的数值模拟。HJC 强度模型的特征化等效应力为：

本文中，基于HJC 本构模型，采用LS-DYNA，对SHPB 冲击试验进行数值模拟。

3.1 模型

采用LS-PrePost 建立简化模型，入射杆长度为5 000 mm，透射杆长度为3 000 mm，杆直径为100 mm，圆柱体试块直径为90 mm、长度为50 mm。采用Solid 164 八节点六面体单元，入射杆和透射杆均采用线弹性模型，其中密度为7 800 kg/m，弹性模量为200 GPa，泊松比为0.3，杆件与试块之间为侵蚀面面接触，参照文献[25]取罚参数因子为2.0。模型中未引入额外的失效准则来控制单元失效，而采用HJC 本构模型自带的失效类型参数作为单元的破坏准则，即=0.002。混凝土中，碳纤维和聚丙烯纤维融入砂浆中并均匀分布。SHPB 有限元模型如图15所示。

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

3.2 参数和结果

由材料的静态试验，可得ρ、、和；设压缩损伤因子与材料强度无关，由文献[26]取原始值，=0.04,=1.0, ε=0.01,=/3；由文献[27]取原始值，=85 GPa,=171 GPa,=208 GPa。参照文献[28]，调试参数、、和。混杂掺加碳纤维15.75 kg/m和聚丙烯纤维1.82 kg/m的珊瑚砂水泥基复合材料的HJC 模型参数，见表4。

表4 PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料的HJC 模型参数Table 4 HJC model parameters of the carbon-polypropylene hybrid fiber reinforced coral sand cement-based composites

为保证数值模拟真实的试验，采用试验的入射波数据为数值模拟的加载曲线。当应变率分别为113.03、157.88、200.39 和222.74 s时，混杂掺加15.75 kg/m碳纤维和1.82 kg/m聚丙烯纤维试块的冲击压缩试验的应力-应变曲线如图16 所示。数值模拟结果的应力-应变曲线上升段与试验结果拟合较好，但下降段偏差较大。

图16 PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料的应力-应变曲线Fig. 16 Stress-strain curves of the carbon-polypropylene hybrid fiber reinforced coral sand cement-based composites

数值模拟的应力-应变曲线下降段与试验的偏差较大，主要因试验过程中有压碎、重组和压实所致，而有限元数值模拟无法准确模拟冲击压缩破坏过程。

3.3 有效性验证

数值模拟与试验结果的数据比较，见表5。在4 个应变率下，数值模拟的峰值应力与试验结果的误差为0.67%～5.97%，数值模拟的峰值应变与试验结果的误差为1.47%～15.90%。这说明，参数调试后的HJC 模型能较好地适用于PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料。

表5 数值模拟结果有效性验证Table 5 A validation of numerical simulation results

4 结 论

(1) 随着混杂碳纤维和与聚丙烯纤维掺量的增加，混杂纤维增强珊瑚砂水泥基复合材料的静态抗压强度先减小、后增大。混杂掺加15.75 kg/m碳纤维和1.82 kg/m聚丙烯纤维的珊瑚砂水泥基复合材料与未掺加纤维的相比，龄期7 d 的静态抗压强度增加了26.57%，28 d 的增加了18.78 %。

(2) 使用珊瑚砂细骨料，导致试块内微裂纹和微空洞等缺陷较多。混杂掺加碳纤维和聚丙烯纤维后，珊瑚砂水泥基复合材料的抗压强度提升有限、抗冲击韧性提升较明显。

(3) 在相同冲击荷载下，混杂碳纤维和聚丙烯纤维珊瑚砂水泥基复合材料的破坏程度比未掺加纤维的轻。应变率大于200 s后，混杂纤维形成的纤维网络对试块的增韧作用加强，试块耗散能量更多，呈现更好的冲击韧性。

(4) PP/CF 增强珊瑚砂水泥基复合材料峰值应力具有明显的应变率效应，且材料动态增强因子对应变率的敏感度较高。

(5) 基于HJC 模型，采用LS-DYNA 对混杂15.75 kg/m碳纤维和1.82 kg/m聚丙烯纤维的珊瑚砂水泥基复合材料进行冲击压缩试验过程的数值模拟，根据试验数据和参数调试确定HJC 模型参数。峰值应力数值模拟与试验结果的误差为0.67%～5.97%，参数调试后的HJC 模型适用性较好。

在进一步研究中，将建立考虑纤维随机分布的纤维混凝土细观模型，利用数值计算拓展试验结果，再优化碳纤维和聚丙烯纤维的掺量。