1. 引言

随着经济社会的快速发展，现代交通基础设施(如跨海大桥、高速铁路桥等)向大跨径和重载化方向快速发展[1] [2]。然而，作为关键承重构件的桥墩柱，频繁遭受车辆撞击、船舶撞击等突发冲击事件，传统钢筋混凝土(RC)结构在抵抗冲击荷载时面临巨大挑战。桥梁墩柱一旦受损，极易引发局部结构失稳，甚至整体坍塌，从而造成严重经济损失和社会影响。因此，提高桥梁墩柱的抗冲击性能，成为了保障交通基础设施安全的关键。

纤维增强复合材料(FRP)筋具有质量轻、抗拉强度高、耐腐蚀性好等优势，在土木工程领域具有广泛的应用前景[3]-[8]。高性能混凝土(HPC)、活性粉末混凝土(RPC)、工程水泥基复合材料(ECC)、超高性能混凝土(UHPC)等水泥基复合材料，具有较高的强度、良好的致密性以及优异的抗裂性能[9]-[12]。将FRP筋与水泥基复合材料相结合所形成的复合结构，不仅能够提供良好的耐久性和耐腐蚀性，还能显著提升承载性能，为桥梁墩柱提供更可靠的性能保障，成为学术界和工程界共同关注的研究热点。

在静力性能方面，研究人员对FRP筋增强普通混凝土(NC)柱进行了大量探索，采用轴心受压试验、低周往复荷载试验等方法，深入研究了不同类型FRP筋柱的抗压强度、协同工作性及抗震性能。研究表明：在轴压荷载下，碳纤维(CFRP)筋约束混凝土柱的极限承载力较玻璃纤维(GFRP)筋柱提升约18%，且两者均显著优于传统RC柱[13]；龚永智等[14]通过低周往复荷载试验，明确轴压比和体积配箍率是影响CFRP筋混凝土柱抗震性能的关键因素，并给出相应评价指标和模型计算方法。这些研究不仅丰富了FRP-NC结构设计规范，也验证了FRP筋对钢筋的可替代性。

然而，对于FRP增强CBC柱的静力性能研究，尽管已有一定进展，但仍不完善。研究人员通过轴压、偏压、拉拔等试验[15]-[20]，分析了长细比、配筋率、纤维类型等因素对其承载力、粘结性能的影响。如Manoharan等[15]通过轴压试验发现，GFRP筋增强HPC柱承载力比钢筋增强HPC柱高2~6个百分点；Zhao等[20]通过拉拔试验发现，ECC强度与FRP筋粘结强度成正相关，高肋FRP筋粘结强度更高。不过，FRP筋与水泥基复合材料的粘结性能研究仍是研究的薄弱环节，亟需进一步深入探讨。在抗冲击性能研究领域，对FRP-NC柱动力性能的研究为FRP增强水泥基复合材料柱的抗冲击研究奠定了基础。通过冲击试验，学者们明确了纵向配筋率、混凝土强度、轴压比等因素对FRP-NC柱的破坏模式和抗冲击能力的影响[21]-[24]。Pham等[21]的研究发现，GFRP筋-RC柱的纵向配筋率对其破坏模式和抗冲击能力有显著影响，而高强度混凝土的使用可能因脆性导致剥落破坏，反而不利于抗冲击性能的提升。同时，对于UHPFRC、UHPC等水泥基复合材料柱在低速冲击下的动力性能，也进行了大量研究，提出了一些基于能量吸收、变形特征等参数构建的抗冲击性能评价指标，并初步量化了这类材料在冲击荷载下的响应。然而，现有的结构设计方法仍较为有限，缺乏系统全面的理论体系，难以满足实际工程中多样化的设计需求。目前，FRP增强水泥基复合材料结构的抗冲击性能研究主要集中于RC结构加固领域，因其成本较高、应用范围有限。但随着桥梁墩柱碰撞风险和钢筋锈蚀问题的日益严重，传统RC结构难以满足抗冲击需求。因此，深入研究FRP筋增强水泥基复合材料柱抗冲击性能具有重要意义。本文重点研究了冲击致损后GFRP筋增强水泥基复合材料柱的残余承载性能，并通过试验和理论分析探究了其影响因素和作用机制，为实际工程提供理论与实践支持。

2. 试验方案

2.1. 试件设计

为了研究GFRP筋增强水泥基复合材料(CBC)柱冲击致损后的残余侧向承载性能，本文对8个冲击致损复合柱进行了原位侧向静力加载试验，以冲击角度与混凝土类型为变量，分别包括4根GFRP增强普通混凝土柱(GFRP-NC)和4根GFRP增强水泥基复合材料柱(GFRP-CBC)。各试件的具体参数见表1，表中字母G表示GFRP筋；字母N和C分别表示普通混凝土和水泥基复合材料；数字0、30、45和75分别表示不同的冲击角度(0˚为纯静力侧向单调加载)；字母M表示该试件开展了重复冲击试验，30M-1表示每次摆锤提升角度均为30˚，冲击次数为1次，其最大撞击次数为7次；例如试件G-C-30表示GFRP筋增强水泥基复合材料柱试件，先遭受30˚冲击角度的摆锤侧向冲击，然后进行原位残余侧向静力加载。

RC方柱的总高度为1000 mm，截面边长为200 mm，纵筋保护层厚度为20 mm，如图1所示。试件的基体材料采用两种类型：普通混凝土(强度等级为C40)和水泥基复合材料(由湖南固力工程新材料有限责任公司提供)。每根试件中均匀布置4根直径16 mm的GFRP筋，配筋率为1.15%；箍筋采用直径为6 mm的GFRP筋，间距为100 mm，配箍率为0.28%。柱端部设置相邻箍筋，间距为20 mm，以防止柱端部处GFRP筋与混凝土发生滑移脱离。本文所使用的普通混凝土和水泥基复合材料混凝土的实测立方体抗压强度平均值分别为35、56 MPa。16 mm直径GFRP筋的极限强度和拉伸弹性模量分别为793.7 MPa和44.3 GPa，6 mm直径GFRP筋的极限强度和拉伸弹性模量分别为978 MPa和42.1 GPa。

2.2. 加载及测量方案

由于桥梁墩柱底部的边界条件可视为固支，而顶部未设置盖梁的桥墩其长细比较大，上部结构对柱顶的约束条件较弱，故可视为悬臂结构。此外，考虑到桥墩柱受到上部结构的轴力一般较小，且在冲击

Table 1. Details of RC column specimens

表1. RC柱试件参数

Figure 1. Dimension and reinforcement details of RC column specimens (Unit: mm)

图1. RC柱试件尺寸及配筋详图(单位：mm)

过程中轴力施加与维持恒定的操作难度较大，同时受试验场地与条件的限制，本文试验未在柱顶施加轴力。试验中采用大型刚性摆锤实验装置进行侧向冲击试验，如图2(a)所示。该装置由刚性摆杆、冲击锤头、旋转轴承、刚性反力架以及斜撑组成。摆锤通过卷扬机提升至既定高度，形成一定的提升角度，即冲击角度。冲击锤头内嵌力传感器，用于量测冲击力，锤头的冲击面是一个约为15˚的圆弧面，宽度为200 mm。当摆锤降落至最低点时，冲击面正面与RC柱接触，初始冲击能量可以通过调整摆锤的初始提升角度来改变。摆锤锤头冲击时的中心高度与夹具顶面的距离为250 mm，形成的小剪跨比约为1.4。

Figure 2. Test setup

图2. 试验装置图

冲击试验结束后，本文采用侧向静力加载装置对冲击致损的试件进行原位残余侧向静力加载试验，如图2(b)所示。该装置主要由液压千斤顶、力传感器、加载板以及平衡杠杆装置组合而成。为确保侧向力的水平加载精度，加载板与力传感器之间以及液压千斤顶与反力墙连接板之间均通过平面铰连接；同时，通过平衡杠杆及配重块对水平加载装置的自重进行平衡，从而保证千斤顶在整个加载过程中始终保持水平加载状态。试验采用位移控制模式进行水平单调加载，通过液压千斤顶对试件施加水平侧向荷载，直至试件发生破坏。

试验中，摆锤的冲击力与静力试验中施加的荷载分别通过安装在锤头上的应变式力传感器(量程200 t、采集频率为51.2 kHz)进行测量。为了全面记录冲击过程，使用了高速摄像机(帧率为1000帧/秒)对冲击过程进行拍摄。此外，试验还采用Imetrum非接触式位移测量系统导出位移与速度数据，Chen等[25]通过与位移计数据的对比验证了此套测量系统的有效性。

3. 试验结果

3.1. 摆锤侧向冲击试验结果

3.1.1. 损伤特征和失效模式

图3为冲击结束后各试件的最终损伤模式。通过对损伤状态的观察与对比分析，发现GFRP-NC柱与GFRP-CBC柱呈现出不同的损伤特征。对于GFRP-NC柱，G-N-30试件主要表现为弯剪损伤，随着冲击速度的增加，G-N-45和G-N-75试件逐渐呈现明显的剪切损伤，最终导致GFRP箍筋断裂并发生剪切破坏。同时，主斜裂缝顶部高度随冲击速度上升而增加，最终达到200 mm。特别是G-N-75试件，在冲击点高度以上的柱身出现对称斜裂缝，表明在高速冲击下，悬臂端受到较大的惯性力作用，边界条件近似于固支状态。此外，G-N-45试件出现了竖向裂缝，而G-N-75试件的混凝土保护层严重剥落，这表明GFRP筋与普通混凝土粘结性能随冲击速度增加而降低，尤其是在高速冲击下，粘结滑移现象更加明显，破坏模式逐渐转变为以粘结破坏为主。

对于GFRP-CBC柱，G-C-30试件同样主要表现为弯剪损伤，而G-C-45和G-C-75试件则表现为剪切损伤，损伤模式随冲击速度的增加逐渐转向剪切损伤。然而，CBC柱表现出更强的动态抗剪能力，其箍筋仅出现纤维撕裂，未完全断裂，主斜裂缝顶部的高度最终达到250 mm。与NC柱相比，G-C-45试件未出现竖向裂缝和明显的粘结滑移现象，表明GFRP筋与CBC粘结性能更好。然而，当冲击能量超过抗冲击极限时，粘结失效现象依然发生，G-C-75试件主要表现为粘结破坏。

总体而言，在相同冲击速度下，CBC柱能够承受更大的冲击力，尽管裂缝数量较多，但主斜裂缝宽度较小，表现出更强的裂缝发展控制能力。然而，当冲击速度过大时，CBC柱与GFRP筋之间的粘结失效表现出更明显的脆性特征，且混凝土保护层的剥落更为严重。

Figure 3. Final failure modes of the columns after impacts

图3. 冲击后的最终损伤模式

3.1.2. 摆锤冲击力时程

图4给出了各试件的摆锤冲击力时程曲线。对于NC柱，3个试件冲击力时程曲线呈现出相似的三阶段特征：首先迅速从零增加至第一峰值后立即下降，随后回升至第二峰值再下降，最后进入震荡阶段并逐渐归零。试验结果表明，摆锤提升角度对第一峰值具有显著影响：G-N-30柱的第一峰值为199.3 kN，而G-N-45和G-N-75分别增至304.5 kN和685.4 kN，增幅分别达到52%和244%；相比之下，摆锤提升角度对第二峰值影响较小，三个试件的第二峰值分别为112.2 kN、189.5 kN和245.0 kN，增幅分别为69%和118%。在冲击初始阶段(0~2 ms内)，G-N-30柱出现明显裂缝，G-N-45柱主斜裂缝开始出现并扩展，G-N-75柱的主斜裂缝显著扩展，而此时3个柱试件冲击力均已完成第一阶段的变化，说明第一峰值对GFRP-NC柱裂缝影响较大。

对于CBC柱，冲击力时程曲线同样出现三阶段特征，但其响应特性与NC柱存在明显差异。摆锤提升角度对第一峰值影响表现为：G-C-30M-1柱的第一峰值304.7 kN，G-C-45和G-C-75柱分别增至523.5 kN和727.4 kN，增幅分别为72%和139%，整体增幅小于NC柱；对与第二峰值，G-C-30M-1柱为131.8 kN，G-C-45和G-C-75分别提升至199.2 kN和221.4 kN，增幅分别是51%和68%，同样小于NC柱的增幅。这表明，NC柱的冲击力峰值对冲击速度变化更为敏感。在0~2 ms的初始冲击阶段，G-C-45及G-C-75柱的主斜裂缝开始开展，3个柱的冲击力均已完成第一阶段的变化。然而，由于操作失误，导致G-C-30M试件的高帧视频数据丢失，无法获取其损伤发展信息，这在一定程度上限制了对该试件损伤演化过程的深入分析。

Figure 4. Impact force time histories for each specimen under impact loading

图4. 各试件在冲击加载下的冲击力时程曲线

3.1.3. 位移时程分析

图5展示了各试件的冲击点高度位移时程曲线。试验结果表明，对于NC柱，随着冲击速度的提升，柱的峰值位移和残余位移呈现同步增长趋势。具体而言，G-N-30柱的峰值位移为6.4 mm，而G-N-45与G-N-75柱分别增至12.0 mm和56.6 mm，增幅分别达到87%和784%。对于CBC柱，G-C-30M-1柱因操作失误导致测点位移数据缺失，G-C-75试件则因冲击速度过高致使测点脱落，造成后期数据部分缺失。尽管如此，现有数据仍能反映出CBC柱的位移响应规律。随着冲击速度的增加，CBC柱冲击点高度的峰值位移和残余位移同样呈现上升趋势，其中G-C-45试件的位移峰值为7.8 mm，G-C-75试件则达到37.5 mm，增幅为381%，这一增幅与NC柱在相同条件下372%的增幅基本相当。在重复冲击实验中，虽然G-C-30M试件的部分数据缺失，但仍可观察到，随着总输入能量的增加，试件的峰值位移和残余位移逐渐上升。值得注意的是，当总输入能量接近75˚摆锤直接输入的能量时，与G-C-75试件相比，G-C-30M试件的峰值位移和残余位移分别下降了70%和90%，这表明在相同能量条件下，重复冲击造成的位移变形更小，柱体损伤主要集中在局部区域。

通过对比分析可以发现，在不同冲击速度下，CBC柱冲击点高度的位移响应均显著优于NC柱。具体表现为：在45˚和75˚冲击加载条件下，CBC柱的峰值位移分别降低了35%和34%，且在75˚冲击时的残余位移也更小。这些数据充分证明，GFRP-CBC柱具有更强的抵抗冲击位移变形能力。此外，随着冲击速度的增加，CBC柱在减少残余位移方面的效果更为显著，同时其完成位移周期的时间更短，表现出更大的刚度特性。

Figure 5. Displacement time histories of the height of each specimen at the impact point

图5. 各试件冲击点高度位移时程曲线

3.2. 静力加载试验结果

3.2.1. 水平侧向力–位移曲线

图6展现了5根试件在静力加载条件下的荷载-位移曲线。由图可知，对于NC试件，随着初始冲击损伤程度的加剧，试件的侧向刚度与侧向静态承载力呈现明显的下降趋势。在纯静力加载条件下，NC柱的峰值荷载为135 kN，而在经过30˚和45˚冲击加载后，其峰值荷载分别降至122.4 kN和118.3 kN，降幅分别为9%和12%。其中，G-N-45试件的峰值荷载较G-N-30试件进一步降低了3%，且侧向刚度也有所减小。值得注意的是，只进行纯静力试验的柱G-N-0在达到峰值荷载后，仍维持了短暂的承载阶段，并继续加载约10 mm位移，表现出延性破坏特性。由此可见，随着冲击速度的提升，GFRP增强NC柱的侧向刚度和残余承载力逐渐减弱。

对于CBC试件，由于试验过程中G-C-45试件的加载速率控制失误，导致其在加载后期出现荷载快速上升现象。从图6中可以看出，在相同位移条件下，CBC柱的承载能力显著高于NC柱，表明CBC柱具有更大的侧向刚度。然而，在遭受45˚冲击加载后，其初始侧向刚度明显下降，静力承载力从纯静力加载下的193.3 kN降至138.2 kN，降幅为28%。这表明，尽管CBC材料具有较高的初始刚度，但其对冲击损伤的敏感性较强，抗冲击性能相对较弱。

综上所述，GFRP-NC复合柱的力学性能退化与冲击累积损伤密切相关，而CBC材料虽然具有更高的初始刚度，但其抗冲击损伤能力较差。

3.2.2. 试件最终破坏形态

纯静力和残余侧向静力单调加载试验结束后，各试件从锚固区夹具移出后的最终整体破坏形态如图7所示。由图可知，GFRP-NC柱在纯静力加载、冲击加载以及冲击后静力加载三种模式下，其最终破坏模式具有一定的相似性，均表现为整体剪切破坏，主斜裂缝位于柱加载面右侧面左侧200 mm高度与右下角之间，且在150 mm高度处，GFRP箍筋断裂。然而，随着冲击速度变化，破坏模式表现出明现的差异：在纯静力或低速度冲击后静力加载条件下，试件仅表现为单一的剪切破坏；而在高速度冲击后静力

Figure 6. Load-displacement curves of each specimen under static loading

图6. 各试件在静力加载下的荷载–位移曲线

Figure 7. The final failure mode of each specimen

图7. 各试件最终破坏模式

加载或高速度直接冲击加载条件下，除出现明显的剪切破坏以及主要剪切裂缝宽度增加外，还伴随混凝土保护层严重剥落和粘结破坏，且粘结失效呈脆性。这表明，冲击速度的增加会导致GFRP筋与普通混凝土之间粘结性能下降，破坏模式从单一剪切破坏转变为剪切与粘结破坏的复合模式。

对于GFRP-CBC柱，在三种加载模式下的最终破坏模式同样表现出相似性，即以整体剪切破坏为主并伴随明显的粘结破坏，主斜裂缝分布于柱加载面右侧面左侧250 mm高度处，且向右下角延展。值得注意的是，在纯静力加载条件下，CBC柱破坏时未出现箍筋纤维束大量撕裂或断裂的现象，这与NC柱的破坏特征存在明显的差异。在45˚冲击后静力加载下，试件静态抗剪能力下降，粘结破坏时箍筋部分纤维撕裂；而在75˚直接冲击后，箍筋出现大量纤维撕裂，抗剪能力几乎完全丧失。对于遭受低能量重复冲击的CBC柱，当总输入能量接近75˚时的直接冲击能量时，主要表现为冲击区域局部严重损伤，而未出现明显的剪切或粘结破坏。

总体而言，冲击速度的增加导致GFRP-CBC柱静态抗剪能力下降，但由于其具有较高的侧向残余承载力，在静力加载下的最终破坏模式表现为伴随粘结破坏的剪切破坏，且剪切破坏程度相对较轻。另一方面，从柱身整体损伤情况来看，被夹具夹持的柱底部区域出现少量小宽度水平和斜向裂缝。

4. 结论

本研究通过摆锤侧向冲击试验和原位残余侧向静载荷试验，系统地研究了冲击致损后GFRP筋增强水泥基复合材料柱(GFRP-CBC)的动力响应、冲击损伤和残余横向承载能力。主要结论如下：

1) 与GFRP-NC柱相比，GFRP-CBC柱具有更优异的抗冲击性能，表现为更大的刚度、更强的动态抗弯和抗剪能力以及更好的裂缝控制能力。CBC柱能够降低约35%的峰值位移，并在高速冲击下更有效地降低残余位移。此外，CBC与GFRP筋之间的粘结性能在冲击荷载下表现更优，但在高速冲击时仍会逐渐下降。

2) 随着冲击速度的增加，GFRP-NC和GFRP-CBC柱的损伤模式从弯剪损伤向剪切损伤转变，并在高速冲击下伴随GFRP筋的粘结破坏。低能量重复冲击主要引发局部损伤，整体损伤与位移变形较单次冲击在相同总能量下更小，表明能量输入方式对损伤模式具有显著影响。

3) 在静力加载条件下，GFRP-CBC柱表现出更大的侧向刚度和承载力，其静态承载力较GFRP-NC柱提升了43%。然而，冲击致损后，GFRP-CBC柱的侧向残余承载力出现显著下降，主要原因是冲击作用下GFRP筋与CBC之间的粘结性能退化速度较快。

基金项目

湖南省自然科学基金项目(2024JJ9066, 2023JJ70006)。

NOTES

^*通讯作者。

参考文献