全轻纤维混凝土的SHPB冲击强度与耗能效应_杨健辉.pdf

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2． School of Civil Engineering，Henan Polytechnic University，Jiaozuo 454000，China Abstract Taking LC30 all- lightweight shale ceramsite concrete ALWSCCas a comparison criterion，static and SHPB tests were conducted on different kinds of fiber reinforced all- lightweight concrete FRALWC ，such as polypropylene fiber reinforced all- lightweight concrete PFRALWC ，steel fiber reinforced all- lightweight concrete SFRALWC ，multi- wall carbon nanotube fiber reinforced all- lightweight concrete MCNFRALWC ，and composite fiber reinforced all- lightweight concrete CFRALWC ． Then the LS- DYNA software was used to simulate the dynamic impact responses of plain concrete and SFALWC based on the modified HJC constitutive model． The results show that ALWC not only has the strain rate effect and the corresponding critical value，but also has the strength effect and energy effect． With the increase of strain rate，the dynamic peak stress，peak strain and total energy consumption increase． The dynamic stress growth coefficient has a significant correlation with the logarithm of strain rate． The mechanical properties of FRALWC are of different kinds and PFRALWC displays the best among all the FRALWC． The more the number of fiber types participated in，the better the mechanical properties of CFRALWC． The results of numerical simulations are similar to those of the experiments，but the peak stress of specimens and the falling segment of stress- strain curves are quite different，which shows that the applicability of HJC constitutive model has certain limitation for ALWC and FRALWC． Key wordsfiber reinforced all- lightweight concrete FRALWC ;shale ceramsite;split Hopkinson pressure bar SHPBimpact;strain rate effect;finite element 混凝土材料科学发展已进入按需设计阶段， 而不 再局限于单一的材料性能设计 ［1 ］。譬如， 为了实现高 强度等级混凝土并提高其韧性， 可以采用普通骨料或 特种骨料及掺入纤维的方式来实现; 而为了降低混凝 土自重和提高其动力耗能特性， 可以采用轻骨料和纤 维的方式来实现。但由于不同纤维具有不同的特定功 能， 因而在混凝土设计中应根据功能需求选用。这里 以本文所用到的几种纤维为例， 碳纳米管 CNF 能显 著提高混凝土的耐久性能 ［2 ］; 聚丙烯纤维 PPF 能显 著提高混凝土的高温抗爆裂性能［3 ］; 钢纤维 SF 对混 ChaoXing 凝土的综合改善效果较优， 但在潮湿环境下易锈蚀。 对于承受冲击荷载的混凝土结构， 不仅要考虑其 静力和耐久性能， 更要考虑其冲击韧性， 即吸能、 耗能 特性。根据本课题组近年来关于全轻混凝土的相关研 究成果 ［4 －7 ］， 全轻混凝土及其变种混凝土， 如砂轻混凝 土、 石轻混凝土、 混轻混凝土 统称为半轻混凝土 和少 陶粒混凝土， 在增强、 增韧纤维的协同作用下， 混凝土 具有优异的综合性能， 尤其是后者综合了普通混凝土 和全轻混凝土的优点。这里仅以全轻纤维混凝土的 SHPB 冲击试验为例， 研究其动态效应， 其他相关试验 与研究尚在进行中。 相关试验表明 ［8 ］， 全轻纤维混凝土也是一种应变 率敏感型材料， 且其动态抗压强度相较于静态强度增 大更为显著， 并随应变率增高， 其动态抗压强度提高幅 度更加明显。但目前关于混凝土的这类动态本构关 系， 仍然主要采用 TCK［9 －10 ］、 HJC［11 ］、 RHT［12 ］等半理论 半经验模型， 数值模拟一般采用 ANSYS / LS- DYNA 软 件。本文试验和 LS- DYNA 模拟分析表明， 全轻纤维混 凝土不仅有应变率效应和临界值， 而且还具有强度效 应和能量效应， 从而为材料设计和相关工程应用奠定 试验分析基础。 1试验概况 1． 1试验原材料及配合比 水泥采用焦作坚固水泥厂生产的 PO 42． 5R 级 早强型普通硅酸盐水泥， 满足 GB 1752007 要求; 粉 煤灰采用焦作电厂生产的Ⅱ级粉煤灰， 满足 GB/T 15962005 要求; 页岩陶粒 最大粒径 15 mm， 以下简 称陶粒 、 页岩陶砂 以下简称陶砂 均为洛阳正全实业 有限公司生产。其中， 陶粒为 700 级碎石型， 筒压强度 3． 2 MPa， 堆积密度650 kg/m3， 24 h 吸水率4． 0; 陶砂 为 900 级碎石型， 堆积密度 880 kg/m3， 24 h 吸水率 12． 5， 细度模数 3． 15， 连续级配; 减水剂为萘系高效 减水剂， 减水率 15， 掺量为胶凝材料的 1． 8。 LC30 级全轻混凝土的基准配合比及纤维掺量均 通过正交试验方法确定， 并按泵送要求配制， 如表 1 所 示。其中， 纤维分别为 PPF， SF 和 CNF 中的一种或多 种， 其性能指标见表 2; 掺合方法采用文献［ 13］ 中的干 拌法， 并采用二次投料方法和强制式搅拌机搅拌、 振动 台振动成型; 纤维种类及掺量见表 3。其中， SHPB 冲击 试验的试件规格尺寸为 Φ50 mm 25 mm， 由预制混凝 土试件通过钻孔取芯、 切割、 打磨制成， 并满足两端面 平行且不平整度不大于 0． 02 mm。 表 1 LC30 全轻混凝土最优配合比 Tab． 1 The optimal mixes of ALWC for LC30 mC/kgmFA/kgmSC/kgSp/W/BmWR/ 416152475440． 251． 6 注 mC为水泥质量， kg; mFA为粉煤灰质量， kg; m SC为陶粒质 量， kg; Sp为砂率， ; W/B 为水胶比; mWR为减水剂掺量， 。 表 2不同纤维的物理力学性能指标 Tab． 2 The inds of physical- mechanical properties for different kinds of fibers 纤维 种类 密度 ρ 103/ kgm－3 长度 l/mm 直径 d/mm 长径 比 l/d 弹性模量 Ef/GPa PPF0． 91190． 048395＞3． 5 SF7． 8200． 540200 CNF0． 182 10 －2 ＞5 10 －5 ＜400 1 ～8103 表 3 LC30 全轻纤维混凝土中的纤维种类及掺量 Tab．3 The types and amounts of fibers in FRALWCs for LC30 编号纤维种类及掺量 0 －1 PPF －2mPPF－0． 9 SF －3VSF－1． 5 CNF －4μCNF－0． 3 CNF SF －5μCNF－0． 3 VSF－2 CNF PPF －6μCNF－0． 3 mPPF－0． 9 CNF SF PPF －7μCNF－0． 3 VSF－1． 5 mPPF－0． 9 注 1纤维掺量为其在相应组别中的最佳值， 并由正交试验确 定; 2mPPF为 PPF 在1 m3混凝土中的掺量， kg， 如 mPPF－0． 9 为 1 m3混凝土中的 PPF 掺量为 0． 9 kg， 其它类同; 但 VSF为 SF 的 体积掺入率， 即 1 m3混凝土中的 SF 体积掺量为1． 5， μCNF为 碳纳米管占水泥质量的百分比/。 1． 2试验方法及原理 本试验采用变截面 SHPB 冲击试验系统。其中， 动 力输出为压缩氮气， 并通过控制气体压力值控制子弹速 度; 子弹为钢质杆， 规格尺寸为 Φ37 mm 400 mm; 钢质 入射杆的规格尺寸为 Φ50 mm 2 400 mm; 钢质透射杆 的规格尺寸为 Φ50 mm 1 200 mm; 入射杆和透射杆均 为变截面锥形杆， 变截面段长度为 170 mm， 小端面直径 为37 mm， 大端面直径为50 mm; 铝质吸收杆的规格尺寸 为 Φ37 mm 1 000 mm 相对于钢质杆， 动应变信号可 获得3 倍增益 ; 钢质杆中波速Cso 为5．19 km/s， 密度 ρ s 为7 800 kg/m 3， 弹性模量E s 为210 GPa。 入射杆的速度由气压控制 0． 2 ～0． 4 MPa ， 其实 质即为由气压控制试件的应变率。若应变率过高会导 致试样两端面的应力不均匀性［14 ］， 因此， 本试验将应变 率控制在 0 ～150 s －1。 采用 CS 型超动态电阻应变仪和 TST3406 型动态测 试分析仪进行数据采集。其中， 数据采集软件型号为 DAP3．14， 采样频率为 2 000 kHz， 采样长度为 4 K， 采样 941第 2 期杨健辉等全轻纤维混凝土的 SHPB 冲击强度与耗能效应 ChaoXing 延时为 －1 K， 触发方式为下降沿内触发， 触发电平为负 值， 值域大小为当前环境下的静电压值; 波形整形器采用 锂基润滑油 直接均匀涂覆在试件的两个端面上， 近似 于轴心抗压试验， 见表 4 和宽 15 mm、 厚0．3 mm的正方 形黄铜片。通过对称粘贴在入射杆和透射杆上的两组半 导体式应变片测量相应通道的脉冲信号。 根据一维应力波和应力均匀假设理论［15 －16 ］， 所导 出的混凝土试件平均应变率 ε 、 平均应变 ε 、 平均 应力 σ 分别如式 1～ 式 3 所示。 ε tCs lc0 ε Ⅰ － ε R － ε T 1 ε t Cs lc0∫ lco 0 ε Ⅰ － ε R － ε T dt 2 σ t As 2Ac0Es ε Ⅰ － ε R － ε T 3 式中 Ac0， lc0分别为混凝土试件 下角标 c 表示 的初始 截面积， m2、 长度， m; Es， Cs， As为分别为钢质压杆 下角标 s 表示 的弹性模量， GPa、 波速， m/s 、 横截面面积， m2; t 为脉冲信号在混凝土试件中传播的时间， ms; 下角标 I， R， T 分别为入射波信号、 反射波信号、 透射波信号。 2试验结果及分析 由于试验种类较多， 采用统一编号“ － nSi” 进行 区分。其中 ， “ ” 表示纤维种类， 即分别为 0 空白 、 PPF， SF， CNF， CNF SF， CNF PPF， CNF SF PP; n 表示试样编号， 从 1 ～6; Si表示不同应变率， i 1，2， 3， 即分别表示应变率由低到高。试验结果如表 4 所 示， 动态应力 － 应变关系如图 1 所示。 表 4单轴受压与 SHPB 冲击试验结果 Tab．4 The test results of uniaxial compression and SHPB impact 气压/ MPa 试验组别 fc， f/ MPa δ28d acε /s－1 σd， f/ MPa lg ε DIF 0．20 －1S131．240．8417．636．81．2461．178 0．2PPF －2S133．830．9019．447．931．1881．417 0．2SF －3S138．370．8421．644．961．3341．172 0．2CNF －4S135．460．8718．344．651．2621．259 0．2CNF SF －5S139．750．8725．850．431．4121．269 0．2CNF PPF －6S136．930．8424．555．181．2671．494 0．2CNF SF PPF －7S142．750．8628．357．531．3481．346 0．30 －1S231．240．8443．440．361．5841．292 0．3PPF －2S233．830．9052．750．001．6301．478 0．3SF －3S238．370．8449．749．461．5991．289 0．3CNF －4S235．460．8747．851．321．6791．447 0．3CNF SF －5S239．750．8745．755．441．6601．395 0．3CNF PPF －6S236．930．8452．865．831．7231．783 0．3CNF SF PPF －7S242．750．8659．468．061．6941．592 0．40 －1S331．240．8473．847．781．8681．529 0．4PPF －2S333．830．9079．360．271．8411．782 0．4SF －3S338．370．8472．652．571．8611．370 0．4CNF －4S335．460．8782．456．391．9161．590 0．4CNF SF －5S339．750．8774．978．261．8121．969 0．4CNF PPF －6S336．930．8477．473．571．8291．992 0．4CNF SF PPF －7S342．750．8685．771．421．8791．671 注 1δ28d ac为全轻纤维混凝土28 d 轴心抗压强度与立方体抗压强 度之比， 简称轴压比。采用锂基润滑油涂覆在立方体试件的两 个加载面所测强度与 f28d cu的比值为0．8 素混凝土， 即组号0 ～1 ， 与 δ28d ac基本相同， 并与文献［ 4］ 采用 2 层塑料布层间夹锂基润滑 油所测结果相近; 2 σd， f为纤维混凝土动态峰值应力， MPa; 3 DIF 为动态应力增长系数， 即 DIF σd， f/ fc， f。 图 1不同应变率下的 FRALWC 应力 － 应变曲线 Fig． 1 The dynamic stress- strain curves under different strain rates for FRALWCs 051振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 结合图 1 和表 4 可知， 不论是素混凝土还是纤维 混凝土， 均表现出应变率敏感性的特点， 且其峰值应力 和峰值应变均随应变率提高而提高， 但不同纤维明显 表现出差异性。 在同一应变率条件下， 纤维混凝土较素混凝土的 峰值应力和峰值应变增长明显; 双掺纤维对提高峰值 应力的效果明显优于单掺， 三掺时则效果最佳。其中， 单掺 SF 时的 DIF 最小， 其原因是裂缝会沿着钢纤维方 向产生， 从而加速试块开裂; 单掺 PPF 或者 CNF 时的 DIF 基本相当; 不同双掺组合时的 DIF 差别不大。 3数值模拟与分析 3． 1模型建立与参数选择 采用有限元软件 LS- DYNA 对试验结果进行数值 模拟。其中， 子弹、 压杆及混凝土试件采用软件中的 Solid 164 三维实体单元; 网格划分采用映射划分方法， 如图 2 所示。因杆件和试件均为圆柱体， 所以这里仅 建立了 1/4 模型， 但在对称面上通过施加对称约束来 限制节点在相应法方向上的位移。 图 2有限单元网格划分 Fig． 2 The mesh generation of finite element in LS- DYNA 对全杆系进行数值模拟时， 需要考虑子弹、 入射 杆、 试件和透射杆相互之间的接触面条件。其中， 子弹 和入射杆均假定为刚体， 选择普通面面接触条件 CONTACT_SURFACE_TO_SURFACE ; 混凝土按脆性 材料考虑， 选择侵蚀接触面条件 ERODING_SURFACE _TO_SURFACE 。 接触刚度罚函数因子 fs 取 2． 0; 子弹、 入射杆和 透射杆采用钢的线弹性模型， 其参数分别为 ρs 7 800 kg/m3， Es210 GPa， νs0． 3。 1混凝土材料状态方程 混凝土材料在较大应变、 高应变率和高压应力条 件下， 需要考虑其应变率效应和损伤演化规律， 这里采 用 HJC 本构模型 ［17 ］。对于本试验条件， 材料状态方程 采用三折线段方程， 如式 4 和图 3 所示。 p0 Keμ， K pc /μ c， p0 ＜ pc 4a p0 p1 p1－ pc μ － μ1 / μ1 － μ c ， pc ≤ p 0 ≤ p 1 4b p0 k1μ k2μ2 k3μ3， μ μ － μ1 1 μ1 ， p0＞ p1 4c 式中 p0为静水压力， MPa; μ 为体积应变; pc ， μ c分别为 第一、 第二阶段折点通过单轴压缩试验， 在压碎时的体 积压应力MPa 和体积应变; p1 ， μ 1的意思同上; Ke为 第一阶段的直线段斜率; k1， k2， k3为常数 文献［ 11］ 拟 合常数 。 当 p0＜ pc时， 混凝土处于线弹性阶段; p c ＜ p0 ≤p 1 时， 混凝土处于过渡阶段; p0＞ p1时， 混凝土处于密实 阶段。 图 3混凝土三折线状态方程曲线 Fig． 3 The trilinear curves of status equation for concrete 2屈服面方程 考虑混凝土材料损伤和应变率效应的屈服面方程 适用于中、 低应变率 ， 如式 5 所示。 σ1 ［ A 1 － D BPN 1］ ［ 1 － Cln ε 1 ］ 5 其中， σ1 σeq/fcu， f 5a σeq 3SijSij/2 0． 5 5b P1 P/fcu， f 5c P σkk/3， k 1， 2， 3 5d ε 1 ε / ε o 5e D ∑ Δεp Δμp εpf μ pf 5f 式中 P1为相对静水压力， MPa; σeq为等效应力， MPa; Sij为应力偏张量; ε 为实际应变率， 即平均应变率， 由式 1 计算得到; ε o为参考应变率， 取1． 0 s －1 中、 低应变 率时 ; A， B， C， N 均为由试验确定的材料常数， 分别称 为黏聚力强度、 压应力强化系数、 应变率强化系数、 压 应力强化指数 文献［ 11］通过大量试验拟合得到， 即 A 0． 59， B 1． 60， C 0． 005， N 0． 61 ; D 为损伤变 量， 是指混凝土失效前， 在变形过程中的累积塑性应变 与累积塑性体积应变之和与破坏时的等效塑性应变和 塑性体积应变之和的比例。其中， Δεp， Δμp为一个计 算循环内的等效塑性应变和塑性体积应变; εp， f ， μ p， f为 破坏时的等效塑性应变和塑性体积应变。 本试验中， 全轻混凝土的材料参数分别为 ρc 1 575 kg/m3， fcu 31． 24 MPa， pc 9． 85 MPa， μc 0． 001， p10． 8 GPa， μ10． 05， D 0． 202， k185 GPa， k2 －171 GPa， k3 208 GPa， Ec 15． 24 GPa; 全轻钢 151第 2 期杨健辉等全轻纤维混凝土的 SHPB 冲击强度与耗能效应 ChaoXing 纤维混凝土的材料参数分别为 ρc， f 1 700 kg/m3， fcu， f38． 37 MPa，Ec， f17． 19 GPa。其他同上。 3． 2数值模拟结果与分析 以全轻素混凝土和全轻钢纤维混凝土为例 表 3 中组号 0 －1 和 SF －3 ， 在冲击压力分别为 0． 2 MPa， 0． 3 MPa， 0． 4 MPa 时， 其动态应力 － 应变模拟曲线如图 4 所示。 图 4素混凝土与钢纤维混凝土的动态应力 － 应变模拟曲线 Fig． 4 The dynamic stress- strain curves simulated by LS- DYNA for ALWCs and FRALWCs 比较图1 a 和图4 a 、 图 1 c 和图 4 b 可知， 二 者的变化规律相似， 但在模拟曲线中的峰值应力明显高 于试验曲线， 其提高幅度分别在 4． 65 ～ 8． 96 与 8．74 ～11．20。其原因在于试验过程中， 一维应力波 在传播时会随时间衰减， 但在数值模拟时并没有考虑衰 减 目前现有的模型中还尚不能考虑这一差异 ， 属于理 想状态。其次， 动态峰值强度增加速率随冲击压力增加 而加快， 并与试验中 DIF 增长情况完全相似。 此外， 下降段部分曲线也存在较大差别， 主要是由 于试验结束后试件碎裂所致， 但在数值模拟过程中并 没有考虑试件碎裂而造成应力波改变， 即一直假定为 弹性应力波。因此， 在进一步的本构关系建立与数值 模拟过程中， 应充分考虑这两个重要因素的影响。 虽然如此， 现有的 HJC 模型仍能较好地体现全轻 混凝土和全轻纤维混凝土在 SHPB 冲击时的变化规律。 4强度效应 结合表 4 和图 1 可知， 全轻纤维混凝土在 SHPB 冲 击条件下， 其动态抗压强度明显大于静态强度， 并随应 变率提高而增大， 这说明强度也具有应变率敏感性。 由于混凝土的静态强度与静水压力相关 ［18 ］， 而在 冲击压缩时， 围压效应又使混凝土强度进一步增大。 同时， 端面摩擦效应对混凝土的动态抗冲击性能也会 产生较大影响， 尤其是当摩擦因数大于 0． 3 时， 其对 DIF 影响更为显著。此时， 单轴动态抗压强度模型应修 正为两段式非线性公式 ［19 －20 ］。其中， 当应变率小于临 界值时， DIF 随应变率的对数增长而呈线性增长; 当应 变率超过临界值后， DIF 随应变率的对数增长而呈曲线 增长。 结合表 4 和图 4 可知， 全轻纤维混凝土的应变率 临界值为 19． 93 s －1。当应变率小于或等于 19． 93 s－1 时， DIF 随 lg ε 的变化较小; 当应变率大于19． 93 s－1时， DIF 随 lg ε 的变化较大。因本试验设计原因， 小于应变 率临界值的样本只有 3 个， 这里不予考虑， 仅考虑大于 该值的样本。因此， 单轴动态抗压强度修正模型仅考 虑曲线段， 而不再考虑线性段， 如式 6 所示。其中， 待 定系数的拟合参数如表 5 所示; 具体表达式如式 6a 所示; 其相互关系如图 5 所示。 DIF a0 a1lg ε a2 lg ε 2 6 式中 a0， a1， a2为拟合常数。 表 5 DIF 拟合式 6 中的参数和相关系数 Tab． 5 The fitting parameters and correlation coefficients for Eq． 6 a0R02a1R12a2R22 0 －12．3590．947 8－1．9250．899 10．7990．920 1 PPF －25．1160．966 1－5．4840．901 21．9950．908 9 SF －30．0470．921 01．1780．916 3－0．2510．911 5 CNF －41．1840．912 6－0．2350．938 40．2330．930 3 CNF SF －519．7030．901 4－24．592 0．931 78．1710．907 5 CNF PPF －65．8880．941 9－6．4840．920 32．3810．917 6 CNF SF PPF －7－0．8340．930 62．3380．917 7－0．5350．923 1 DIF 2． 78 － 2． 4 lg ε 0． 98 lg ε 2 ε ≥ 19． 93 s－1， S2 0． 916 4 6a 图 5 DIF 和 lg ε 的相互关系 Fig． 5 The relationship between DIF and lg ε for FRALWCs 251振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 5能量效应 混凝土的抗冲击韧性与混凝土种类、 强度、 变形能 力和应变率等因素有关。为了综合反映全轻纤维混凝 土的抗冲击变形能力， 这里以总能量 Et 作为耗能效 应判定指标， 以指导抗冲击混凝土设计。结合表 4 和 图 1， 对上述不同纤维混凝土在三种不同应变率下的总 能量进行比较分析， 结果如图 6 所示。 由图 6 可知， 对同一种类全轻纤维混凝土， 随着应 变率提高其总能耗不断增大; 应变率增大幅度越高， 其 吸收能量也就越多。但对于素混凝土， 其能耗增幅则 较为缓慢; 对于不同纤维混凝土， 表现为不同的能耗增 幅。其中， 随着应变率提高， 单掺时以 PPF 混凝土的耗 能增幅最快; 双掺时， 不同组合时的耗能增幅无明显差 别; 三掺时， 耗能增幅越来越大。 图 6总能量与应变率关系 Fig． 6 The relationships between total energy and strain rates 可见， 纤维掺入方式对全轻混凝土抗冲击能力具 有明显影响， 且应变率越高， 其影响越明显， 并以混掺 较单掺时的效果要好。这就为混凝土差异化功能设 计， 提供了试验与理论依据。 6结论 以 LC30 全轻混凝土为基准， 通过 PPF、 SF 和 CNF 的不同组合掺入方式， 进行了静力和 SHPB 冲击试验与 数值模拟分析， 结果表明 1全轻纤维混凝土不仅具有应变率效应和临界 值， 而且还有强度效应和能量效应; 并随应变率提高， 其相应效应表现越明显。 2纤维能显著提高全轻混凝土的 SHPB 冲击效 应， 但具有明显差异性。其中， 单掺时， 以 PPF 为最好; 双掺时， 不同组合方式时的差异不大; 三掺时效果为 最好。 3全轻素混凝土与全轻钢纤维混凝土的动态应 力 － 应变模拟曲线与试验曲线类似， 但峰值应力偏高 和下降段偏差较大。在中等应变率条件下， 动态应力 增长系数与应变率的对数具有显著相关性。 结合纤维混凝土在不同环境条件下的静力性能、 耐久性能和动力性能， 能够为其差异化功能设计提供 合理的判断依据。但限于目前研究局限性， 在混凝土 投料数值模拟和 SHPB 冲击等数值模拟时， 现有的本构 模型中还尚难于准确体现纤维参数， 因而本文没有对 另两种纤维混凝土进行数值模拟 本文中的单掺钢纤 维影响是按直接作用于基体混凝土考虑的 。 对于动态应力增长系数的计算方法， 理论上应采 用轴心抗压强度才能与动态抗压强度相一致。虽然通 过涂覆锂基润滑油后的强度与轴心抗压强度相近， 但 不同组别的轴压比波动较大， 从而造成采用轴心抗压 强度时， 式 6a 的相关系数降低。因此， 本文采用了动 态峰值应力与 28d 立方体抗压强度的比值来计算。 因陶粒、 陶砂的多孔性， 以及砂浆强度高于陶粒的 筒压强度等特性， 也应在损伤模型中得到正确反映。 此外， 因数值模拟过程中的相对理想性， 因而在动态本 构模型中还必须考虑到应力波的衰减和变化等因素影 响。因此， 为了使 HJC 模型适于全轻混凝土及其纤维 混凝土， 尚应对相关材料参数和模型进行修正。 参 考 文 献 ［1］ ABRISHAMBAF A，PIMENTEL M，NUNES S． Influence of fiber orientationonthetensilebehaviourofultra- high perance fibre reinforced cementitious composites ［J］ ． Cement and Concrete Research， 2017， 97 10 28 －40． ［2］ 李燕飞． 碳纳米管喷射混凝土的物理力学性能试验研究 ［ D］ ． 焦作河南理工大学， 2013． ［3］ 文豪． 低温与高温及单轴应力条件下全轻混凝土静力与 受压疲劳性能研究［ D］ ． 焦作河南理工大学， 2017． ［4］ 陈静． 页岩陶粒混凝土的单轴和二轴受压试验研究［ D］ ． 焦作河南理工大学， 2013． ［5］ 徐璐． 全轻页岩陶粒纤维混凝土的物理力学性能试验研 究［ D］ ． 焦作河南理工大学， 2014． ［6］ 樊晓． 全轻页岩陶粒钢筋混凝土梁柱构件的静力性能试 验研究［ D］ ． 焦作河南理工大学， 2014． ［7］ 吕芹． 全轻纤维混凝土的 SHPB 试验研究［ D］ ． 焦作河 南理工大学， 2016． ［8］ LU S，XU J Y，BAI E L，et al． Preparation and dynamic perance of basalt fiber- reinforced lightweight concrete confined by brass strip ［J］ ． Journal of Materials in Civil Engineering， 2017， 29 134 －147． ［9］ TAYLOR L M，CHEN E P，KUSZMAUL J S． Micro- crack induced damage accumulation in brittle rock under dynamic loading ［J］ ． Computer s in Applied Mechanics and Engineering， 1986， 55 301 －320． ［ 10］ CHEN E P． Simulation of concrete perforation based on a continuum damage model ［C］ ∥ International Union of Theological ＆ Applied Mechanisms Symposium on Size- Scale EffectsintheFailureMechanismsofMaterialsand Structures． Torino ［ s． n． ］ ， 1994． 下转第 177 页 351第 2 期杨健辉等全轻纤维混凝土的 SHPB 冲击强度与耗能效应 ChaoXing Birmingham， 1995． ［ 31］ 沈怀至，金峰，张楚汉． 基于性能的重力坝 － 地基系统地 震易损性分析［ J］ ． 工程力学， 2008， 25 12 86 －91． SHEN Huaizhi，JIN Feng，ZHANG Chuhan． Perance- based seismic fragility analysis of conc