基于内聚力本构模型的UHPC湿接缝界面性能.pdf

第33卷第4期2023年12 月洛阳理工学院学报（自然科学版）Journal of Luoyang Institute of Science and Technology(Natural Science Edition)Vol.33No.4Dec.2023基于内聚力本构模型的UHPC湿接缝界面性能肖桂元，刘鹏程，何静?（1.桂林理工大学土木与建筑工程学院，广西桂林5 410 0 0；2.湖南大学土木工程学院，湖南长沙410 0 0 0)摘要：针对大节段预制拼装超高性能混凝土（UHPC）梁湿接缝受力复杂、易开裂等问题，通过轴拉与弯拉试验，研究了不同接缝形式、不同浇筑方式下对UHPC湿接缝界面开裂荷载、峰值荷载、伸长量、接缝单元抗拉强度的影响规律。基于试验数值建立有限元模型，分析了不同湿接缝接触形式下荷载位移曲线和接缝处钢筋应变的拟合情况。湿润的接缝界面相较于干燥的接缝界面，轴拉和弯拉强度都提升了10%；对于配筋接缝界面，钢筋的约束作用及UHPC的收缩极大地削弱接缝界面的粘结性能；采用内聚力本构模型所得到的试验板荷载挠度曲线在弹性段与试验值更为接近，对于接缝处凿毛效果较差的试验板在采用内聚力加摩擦的界面接触形式可以较好地模拟出混凝土与钢筋的变形协调关系。关键词：UHPC；接缝；有限元模拟D01:10.3969/j.issn.1674-5043.2023.04.007中图分类号：TU444超高性能混凝土（UHPC）材料在公路桥梁工程中的应用日益增长。截止2 0 2 0 年底，国内已超过8 0座桥梁采用UHPC 材料，超过2 0 座桥梁采用UHPC作为主体结构材料2 。在大跨径、大体积混凝土桥梁工程应用中存在着大量接缝。国内外对于 UHPC 接缝进行了大量研究3。冯4 等对 UHPC 接缝的拉伸性能展开研究，界面配筋能有效提升界面轴向拉伸强度，使得湿接缝处开裂应力以及界面拉伸强度要高于基体UHPC，同时，采用不同界面处理方式获取的接缝界面的强度存在较大差异。PENG等5 对各种形状的预制UHPC桥面板湿接缝抗弯性能进行研究，顶部和底部加宽后的菱形湿接缝具有更高的抗裂性能以及抗弯承载力。李兴6 对UHPC箱形桥梁的主梁间翼缘纵向接缝构造进行了研究，采用底部加厚的构造形式能使得接缝强度高于主梁翼缘。本文采用UHPC-UHPC湿接缝的内聚力本构，对UHPC接缝构件进行模拟，对比数值模拟结果与试验结果，以验证在UHPC接缝分析模拟中的适用性。1 UHPC-UHPC 接缝试验1.1试验设计轴拉试验可以直观地测试UHPC 的开裂性能和韧性7-8 。现有混凝土接缝界面性能的研究发现，无配筋湿接缝界面在轴拉状态下湿接缝构件接缝界面开裂后承载力迅速下降，破坏状态为脆性，无法测量其下降段数据。因此，采用直接拉伸试验难以完整地测量出湿接缝界面的受力全过程。本次试验设计了轴拉以及弯拉2 类试件，综合测试UHPC接缝的弯拉性能。将接缝定义为单元厚度，一方面通过轴拉试验确定UHPC-UHPC湿接缝构件开裂前的拉伸荷载和界面张开位移，从而获取该单元的抗拉强度和拉伸弹性模量，分别按公式（1）、公式（2）计算；另一方面通过弯拉试验的数值模拟确定该单元的极限拉应变。事实上，在试验中难以直接测量接缝的张开大小，通过测量一定标距段内混凝土的伸长量按公式（3）换算接缝界面的张开大小，即接缝单元的应变。(1)式中：8，为接缝单元的峰值应变收稿日期：2 0 2 3-0 3-2 5作者简介：肖桂元（197 6-），男，湖南衡阳人，博士，教授，主要从事防灾减灾方面的工作.E-mail：x i a o g u i y u a n g t 16 3.c o m基金项目：国家自然科学基金项目（112 0 2 12 8).文献标识码：A文章编号：16 7 4-5 0 43(2 0 2 3)0 4-0 0 36-0 9第4期式中：A为接缝界面面积，mm；本次轴拉试验接缝理论尺寸为5 0 8 0 mm，配筋湿接缝构件采用等效截面面积；Fmax为轴拉试验测得的试件破坏荷载，N；(3)式中：L、A L分别为引伸计标距长度、引伸计拉伸长度；E。、E，为UHPC材料以及接缝单元的弹性模量。轴拉试件采用外夹式哑铃型试件，中部受拉区截面尺寸为5 0 mm80mm，向两端以圆弧形曲线过度，试件总长为6 0 0 mm，弯拉试件采用40 0 mm100mm100mm的长方体，如图1所示。所有试件的接缝均设置于试件中部。肖桂元，等：基于内聚力本构模型的UHPC湿接缝界面性能8t,r=AL-Lf/E。8037FmaxA(2)100600/250接缝界面600/2（a）轴拉试验试件图1试件模型及尺寸大样图（单位：mm）本次轴拉试验采用6 0 0 kN的MTS电液伺服试验机进行连续加载，轴拉试验装置如图2（a）所示。弯拉试验加载设备为华龙伺服压力试验机，采用四点弯曲加载，纯弯段长10 0 mm，支座净跨径为30 0 mm。弯拉试验装置如图2（b）所示。试件加载阶段均按力控制分级加载，加载速率为10 N/s，每级加载步骤设置为2 0 0 N，每完成一级加载设置力保持状态30 s，以测定各项试验数据，循环上述步骤直至试件破坏。400/2400/21(b）弯拉试验试件SANS100接缝界面(a)轴拉试验共制作18 个接缝试件（12 个接缝轴拉试件、6 个接缝弯拉试件）、6 个整体浇筑试件（3个轴拉试件、3个弯拉试件）。接缝试件在先浇段拆模后，对接缝表面进行凿毛处理。试件采用凿毛冲击钻处理后进行蒸汽养护2 d，部分试件在后浇段浇筑前保持接缝界面的湿润。各接缝试件界面处理形式如表1所示。轴拉试件与弯拉试件界面处理后的效果如图3所示。试件浇筑方式ZL-Z整体浇筑ZL-J-GZ轴拉试件ZL-J-SRZL-J-G10(b)弯拉试验图2 试件加载图表1接缝试件界面处理分组编号分次浇筑界面处理无界面处理凿毛、干燥凿毛、湿润凿毛、湿润、配筋数量344438续表1试件弯拉试件洛阳理工学院学报（自然科学版）接缝试件界面处理分组编号浇筑方式KZ-Z整体浇筑KZ-J-GZ分次浇筑KZ-J-SR第33卷界面处理数量无界面处理3凿毛、干燥3凿毛、湿润3(a）车轴拉试件1.2试验结果接缝试件均使用同一种UHPC材料，接缝作为整个试件最薄弱的部分，所有试件均发生接缝界面的破坏，如图4所示，且均表现为脆性，开裂后裂缝迅速展开，承载力急速下降。(b)弯拉试件图3接缝试件界面处理图（a）干燥接缝轴拉试件（b）湿润接缝轴拉试件(c）接缝弯拉试件同时，从轴拉试件以及弯拉试件的破坏断面可以看出，凿毛后试件破坏后的接缝界面均有钢纤维露出。试验过程中并未听见类似整浇试件有钢纤维拔出的声音，对比接缝破坏界面与整浇试件破坏界面可以看出，接缝界面的钢纤维数量明显少于整浇试件破坏界面，且接缝界面的钢纤维难以保持直立状态，承担的桥接作用不大，试件在初裂后裂缝快速发展，承载能力也快速下降，无法出现整浇试件的应变硬化现象。本次轴拉试验采用位移传感器（LVDT）测量标距段10 mm内的试件伸长量，用以获取试件的荷载-（d）整浇弯拉试件图4轴拉以及弯拉试件图第4期试件伸长量（F-I）曲线绘制于图5（a）。弯拉试验采用千分表测量弯拉试件跨中挠度，弯拉试验的荷载-挠度（F-）曲线如图5（b）所示。同时，通过上述公式（1）公式（3）计算接缝单元的弹性模量以及抗拉强度，弯拉构件的弯拉强度按式4计算，试验部分数据与计算结果汇总于表2 表4。ZL-Z组试件无接缝，故接缝拉伸长度及接缝单元弹性模量不表示。FLPefbh2式中：P为弯拉构件的弯拉强度；b、h 分别为弯拉构件的截面宽度和高度；L为弯拉试验支座间距；F为弯拉构件的峰值荷载。30125-20-15105-000.0050.010.0150.020.0250.030.0350.04伸长量/mm(a)不配筋接缝轴拉试件荷载-伸长量曲线峰值荷载Fmax/kN编号实测值36.5ZL-Z39.338.61617.8ZL-J-GZ17.514.222.119.6ZL-J-SR1818.2编号ZL-J-G10肖桂元，等：基于内聚力本构模型的UHPC湿接缝界面性能-ZL-J-SR-1.ZLJ-SR-2A-ZLJ-SR-3-ZL-J-SR-4ZL-J-GZ-1-ZLJ-GZ-2ZLJ-GZ-3ZLJ-GZ-4图5 试验结果曲线汇总表2 不配筋轴拉试件结果汇总表接缝单元抗拉强度f,/MPa平均值实测值9.138.19.89.64.04.516.44.43.65.44.919.54.54.6表3配筋接缝轴拉试件结果汇总表开裂荷载F/kN实测值平均值10.7811.4510.9511.5539(4)25斤201510500.00（b）弯拉试件荷载-挠度曲线拉伸长度AL/mm平均值平均值9.54.34.911.18KZ-SR-1KZ-SR-2KZ-SR-3KZ-GZ-1KZ-GZ-2KZ-GZ-30.010.02挠度/mm接缝单元弹性模量E/GPa平均值0.014 212.70.019 617.8接缝单元名义开裂应力/Mpa实测值平均值2.372.522.412.540.032.460.0440由表2 表4可以看出，对于接缝界面，湿润界面相较于干燥界面轴拉强度提升18.9%，弯拉强度提升13.4%；对于配筋界面，钢筋的约束作用以及UHPC的收缩极大地削弱接缝界面的粘结性能，导致过早开裂。进行湿接缝界面有限元模拟时，选取湿润界面的试验结果进行参数计算并建立内聚力模型。2内聚力本构模型2.1内聚力模型常见的2 种内聚力模型本构关系如图6 所示，即线性损伤内聚力本构和非线性损伤内聚力本构。洛阳理工学院学报（自然科学版）表4弯拉试件结果汇总表峰值荷载F/kN峰值位移L/mm编号实测值47.8KZ-Z52.754.721.5KZ-J-GZ19.417.320.2KZ-J-SR22.623.1第33卷弯拉强度Pg/MPa平均值实测值0.06551.70.0830.0780.02619.40.0270.0260.02622.00.030.031平均值0.0750.0260.029实测值4.785.275.472.151.941.732.022.262.31平均值5.171.942.20Linear Elastic Stagetn.o(ts,NonlinearDamage EvolutionLinearDamage Evolution(7)0n.0(0s.0.0.0)图6 内聚力模型本构关系Abaqus软件中有2 种方式构建内聚力模型：一种是定义内聚力材料（Cohesive Zone Material，CZM）和内聚力单元（Cohesive Element），另一种是定义内聚力接触行为（Cohesive Surface Interaction）。内聚力模型不仅能模拟两种材料之间的界面关系，并且可以反映结构的裂缝发展过程。本文采用建立内聚力接触的方式模拟接缝处混凝土界面的粘结，在线弹性阶段（Linear Elastic Stage）通过定义法线以及两个切线方向的刚度分量实现，即（Km、K s、K,）。初始损伤的判定准则采用二次应力准则（Quads Damage），如公式5 所示，即当界面法向和两个切向接触应力比的平方和8 达到1时，损伤开始发展。对于线性和非线性损伤，损伤因子D分别按公式6、公式7 来计算。(5)十0式中：为位移或应变；m.0、m，mx、8 m.，分别为接触损伤开始时、计算点处以及破坏时的位移或应变值。D(6)m,max(8m1-8m)8mm,max-Sm，exp0D=0m.,-8mmm,S0max1-exp(-)s.maxseparationn,max(6.2t.max第4期式中：为损伤指数；D为损伤因子。采用线性损伤本构，并假定接触界面的切向行为与法向行为一致，即满足式（9）和式（10）。在设置内聚力接触参数时，仅需要确定3个参数，分别是线弹性阶段的刚度Km、弹性峰值应力t、最大接触位移8%，分别用来表征上述接缝单元的拉伸弹性模量、抗拉强度以及极限拉应变。其中：Km、t均可由拉伸试验的结果得到，即上述Es、J,值。通过有限元拟合弯拉试验数据，进而反推各种内聚力本构的最大接触位移8 m，最终所得各试验组模型的内聚力参数取值如表5 所示。ABAQUS模型如图7 所示。表 5 内聚力接触参数表试验组拉伸刚度Km/CPaKZ-J-SR17.8KZ-J-GZ12.7肖桂元，等：基于内聚力本构模型的UHPC湿接缝界面性能S8,2+8.2+82Km,=Ks,=K.t=t=t抗拉强度t/MPa4.94.341M1(8)(9)(10)最大接触位移mmax/mm0.0400.036图7 弯拉试验Abaqus模型2.2有限元模型结果通过有限元模拟UHPC接缝弯拉试验，对比弯拉试件的荷载-跨中挠度曲线、UHPC底部与顶部接缝处的应变实测值与模型计算值，如图8 所示。由图8 可以看出有限元的峰值荷载挠度以及试件顶底部应变值与实验值的误差均不超过10%。试验与有限元结果如表6 所示。表 6 试验与有限元结果汇总表峰值荷载F/kN峰值挠度/mm试件编号试验值模拟值试验值模拟值21.90.032KZ-J-GZ20.518.320.2KZ-J-SR23.223.4由表6 可以看出，湿润组性能要好于干燥组，接缝处峰值荷载相较于干燥组提升10%。底部应变BOT试验值模拟值3.32410-4-1.41310-420.310.0330.032.00.027 022.70.0300.0355顶部应变&ToP试验值模拟值0.029 82.02010-43.59310*43.76.6 10-40.033 02.60810-45.54410-43.86810-43.75310-4-1.21910-4-1.0210-4-1.59710-4-1.22910-4-1.13210-4-1.08110-41.1710-4423内聚力本构模型适用性分析为了验证使用内聚力本构模型预测接缝性能的可靠性，利用Abaqus有限元软件建立试验梁的内聚力接触模型。3.1试验梁参数文献6 的UHPC接缝板试验，同时使用内聚力本构模型与传统摩擦模型进行了B1号板的有限元模型建立，由试验及模拟结果猜测试验板底部即最下层钢筋以下接缝界面凿毛效果不好，完全采用内聚力接触模拟效果会变差。所以添加一组模型，最底层钢筋以上接缝界面采用内聚力接触，最下层钢筋以下洛阳理工学院学报（自然科学版）252520F2015KZ-SR-1KZ-SR-25KZ-SR-3-MODEL00.00 0.010.02 0.030.04 0.050.06度/mm(a)KZ-SR组荷载-跨中挠度曲线25斤20F151050-0.0002-0.00016-0.00012-0.00008-0.00004（c）K Z-SR组荷载-顶部应变曲线2520105000.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006底部平均应变（e）K Z-G Z 组荷载-下缘应变曲线图8 试验与有限元模型结果对比图第33卷KZ-SR-1KZ-SR-210KZ-SR-3-MODEL5000.0001 0.0002 0.0003 0.0004 0.0005 0.0006底部平均应变（b）K Z-SR组荷载-底部应变曲线25KZ-SR-1KZ-SR-1KZ-SR-1MODEL0顶部平均应变KZ-GZ-1KZ-GZ-2KZ-GZ-3-MODEL201510500.000.010.020.030.04 0.050.06挠度/mm(d)KZ-GZ组荷载-跨中挠度曲线252015N/10500.00020.00016 0.00012 0.00008 0.00004（f）K Z-G Z组荷载-顶部应变曲线KZ-GZ-1KZ-GZ-1KZ-GZ-1.MODELKZ-GZ-1KZ-GZ-1KZ-GZ-1-MODEL0顶部平均应变第4期接缝界面采用摩擦接触进行模拟，模型定义为内聚力+摩擦。试验板采用菱形接缝，全板长3.2 m、宽0.5m、厚0.2 m，界面采用人工凿毛的方式，构造形式及配筋图如图9所示。添加摩擦模型与内聚力模型进行对比，UHPC材料轴拉本构参考张哲提出的模型，UHPC抗压本构参考杨剑9 提出的模型，接缝摩擦参数为0.4。肖桂元，等：基于内聚力本构模型的UHPC湿接缝界面性能43176-（a）B1试验板接缝构造形式7X150158,/130,172,130/158（b）B1试验板接缝配筋图7150176（c）B1试验板有限元模型S,Mises（平均：7 5%)+7.400e+01（d）内聚力模型破坏形态150一试验曲线一内聚力模型摩擦模型内聚力+摩擦模型1001209050603000246810OL0（e）摩擦模型破坏形态15010030（f）荷载挠度曲线图试验曲线一内聚力模型摩擦模型内聚力+摩擦模型60跨中挠度/mm901201505000图9全UHPC接缝板有限元模型破坏形态、荷载挠度曲线、荷载应变曲线图如图9所示。在试验板两侧裂缝张开时，内聚力模型的顶部应力有明显的不对称，这与实际加载情况相符合。而摩擦模型的两侧裂缝和应力完全一样，与实验结果存在偏差。内聚力模型在底部纵筋屈服前的弹性段荷载挠度曲线与试验结果完全拟合，在裂缝张开之后，因底部接缝凿毛效果较差，模型会与实验值产生偏差，这时采用内聚力加摩擦的接触方式便可以很好拟合平直段荷载挠度曲线，其结果相差8%。在加载初期接缝处接缝张开较早，钢筋的应变增长较快，猜测这是由于接缝凿毛不充分，浇筑完成时接缝底部存在裂缝导致的。在钢筋与混凝土脱连之后，内聚力模型可以很好模拟钢筋应变。1000(g）#接缝钢筋应变曲线图2000左侧接缝钢筋应变3000400050006000444 结语对于有湿接缝的构件，浇筑完成后需保证界面处湿润。湿润的接缝界面相较于干燥的接缝界面，无论轴拉或者弯拉强度都提升了10%；对于配筋接缝界面，由于钢筋的约束作用以及UHPC的收缩，将极大地削弱接缝界面的粘结性能。本文采用内聚力本构和界面摩擦两种方式对参考文献的配筋湿接缝桥面板的抗弯试验进行了模拟，采用内聚力本构模型所得到的试验板荷载挠度曲线在弹性段与试验值更为接近。同时，对于接缝处凿毛效果较差的试验板在采用内聚力+摩擦的界面接触形式可以较好的模拟出混凝土与钢筋的变形协调关系。综合轴拉以及弯拉试验得出的有限元参数，在进行接缝界面的模拟计算时可以较好的对试验板的破坏形态、荷载位移曲线、钢筋应变进行预测。参考文献：1】中华人民共和国交通运输部.2 0 2 0 年交通运输行业发展统计公报J.交通财会,2 0 2 1(6）：92-97.2邵旭东，邱明红，晏班夫，等.超高性能混凝土在国内外桥梁工程中的研究与应用进展J.材料导报,2 0 17,31(2 3):33-43.3邵旭东，樊伟，黄政宇.超高性能混凝土在结构中的应用J.土木工程学报,2 0 2 1,5 4(1)：1-13.4冯，李传习，周佳乐，等.UHPC键齿湿接缝直剪试验及湿接缝直剪承载力统一公式J.土木工程学报，2 0 2 2,5 5（6)：7 9-91.5 PENG K K.Experimental study of the flexural behaviour of ultra-high-performance concrete beam with wet joint J.Magazine ofConcrete Research,2022,74(2):70-80.6李兴.节段预制拼装UHPC箱梁接缝构造形式及力学性能研究D.长沙：湖南大学，2 0 2 1:2 4-8 0.7】李笑，胡志坚，贺岩.PC梁桥负弯矩区UHPC-NC结构的抗裂性能J.华南理工大学学报（自然科学版），2 0 2 2,5 0（11)：35-43.8张哲，邵旭东，李文光，等.超高性能混凝土轴拉性能试验J.中国公路学报，2 0 15,2 8（8)：5 0-5 8.9杨剑,方志.超高性能混凝土单轴受压应力-应变关系研究J.混凝土,2 0 0 8(7):11-15.(1.College of Civil Engineering and Architecture,Guilin University of Technology,Guilin,541000,China;Abstract:Aiming at the problems of complex stress and easy cracking of wet joints of large-segment prefabricated UHPC beams,the in-fluence of UHPC wet joint interface cracking load,peak load,elongation and tensile strength of joint element under dfferent joint formsand different pouring methods was studied through shaft tension and bending pull specimen tests.Based on the test values,the finite el-ement simulation parameters were established,and the fit of the load displacement curve and the strain of the stel bar at the joint un-der different wet joint contact forms was analyzed.The results show that,compared with the dry seam interface,the shaft tension orbending tension strength of the wet joint interface is increased by 10%.For the reinforcement joint interface,due to the restrainingeffect of the steel bar and the shrinkage of UHPC,the bonding performance of the joint interface will be greatly weakened.The load de-flection curve of the bread board obtained by using the cohesive constitutive model is closer to the experimental value in the elastic sec-tion,and the deformation coordination relationship between concrete and steel bar can be better simulated in the form of interfacial con-tact with cohesion and friction for the bread board with poor gouging effect at the joint.Keywords:UHPC;seam;finite element simulation洛阳理工学院学报（自然科学版）Study on Interface Properties of UHPC Wet Seams Based on Cohesive Constitutive ModelXIAO Guiyuan,LIU Pengcheng,HE Jing?2.School of Civil Engineering,Hunan University,Changsha 410000,China)第33卷（责任编辑：黄广霞）