新型超高性能混凝土湿接缝连续T梁抗弯性能试验及有限元分析.pdf

第 39 卷 第 4 期2023 年 7 月森 林 工 程FOREST ENGINEERINGVol.39 No.4Jul.,2023doi:10.3969/j.issn.1006-8023.2023.04.021新型超高性能混凝土湿接缝连续 T 梁抗弯性能试验及有限元分析 帅文学 1,贾立夫2,郭东升3,贾艳敏1(1.东北林业大学 土木工程学院,哈尔滨 150040;2.东北林业大学 工程咨询设计研究院有限公司,哈尔滨 150040;3.宁波市高等级公路建设管理中心,浙江 宁波 315000)摘 要:为提高普通混凝土连续梁桥负弯矩抗裂性能,以 30 m 预应力混凝土简支转连续 T 梁为原型和设计一个 1 5的缩尺试验模型梁,对其进行抗弯试验,具体对试验梁的破坏形态、跨中荷载-挠度关系、跨中截面应变、裂缝分布、刚度折减进行分析研究。采用有限元软件 ABAQUS 建立试验梁的有限元模型,利用有限元模型分析不同湿接缝材料、预制部分混凝土强度等级、纵向钢筋配筋率和超高性能混凝土(UHPC)抗拉强度对梁抗弯性能的影响。试验结果表明,新型构造湿接缝设计具有合理性,能提高梁的整体刚度、耐久性和安全性,满足工程实际要求。超高性能混凝土的引入能够有效地减小裂缝宽度,显著提高普通混凝土(normal concrete,NC)截面的刚度;实际试验值与模型模拟值拟合程度良好,所建立的有限元模型具有一定的准确性和适用性。参数分析表明,提高配筋率能够显著提高梁的极限承载力和开裂后的刚度,但是对开裂荷载和开裂前的抗弯性能影响较小;采用 UHPC 代替普通混凝土 C30 作为湿接缝材料明显提高了梁的承载能力和刚度,验证了此设计方案的合理性;预制部分的强度等级,能够提高梁的极限承载能力,但影响较小,对梁开裂前的受弯性能影响很小,而 UHPC 抗拉强度对梁整体的承载能力、刚度和破坏挠度几乎没有影响。关键词:超高性能混凝土;简支转连续 T 梁;破坏形态;抗弯性能;有限元分析中图分类号:U448.21 文献标识码:A 文章编号:1006-8023(2023)04-0180-11Test and Finite Element Analysis on Flexural Performance of Continuous T-beams with New Type Ultra-High Performance Concrete Wet JointSHUAI Wenxue1,JIA Lifu2,GUO Dongsheng3,JIA Yanmin1(1.School of Civil Engineering,Northeast Forestry University,Harbin 150040,China;2.Engineering Consulting Design and Research Institute Co.,Ltd,Northeast Forestry University,Harbin 150040,China;3.Ningbo High-grade Highway Construction Management Centre,Ningbo 315040,China)Abstract:In order to improve the crack resistance of ordinary concrete continuous girder bridges in the negative moment,the 15 scale model girder was designed and subjected to the flexural test as a prototype of a 30 m prestressed concrete simple supported-con-tinuous T-beam.The failure mode,mid-span load-displacement relationship and strain,crack distribution,and stiffness degeneration were investigated.The finite element model of the test beam was established using the finite element software ABAQUS,which was used to analyze the effect of different wet joint materials,concrete strength grades in the precast section,longitudinal reinforcement rates and UHPC tensile strength on the flexural performance of the beam.The test results showed that the new structural wet joint de-sign was reasonable and can improve the overall stiffness,durability and safety of the beam to meet the actual requirements of the pro-ject.The introduction of UHPC could effectively limit the crack width,significantly increase the rigidity of normal concrete(NC)sec-tions.The test values were well fitted with the model simulation values,indicating that the finite element model established had certain accuracy and applicability.The parameter analysis showed that improving the reinforcement ratio could significantly increase the ulti-mate bearing capacity and post-cracking stiffness of the beam,but had little effect on the cracking load and pre-cracking flexural prop-erties.The use of UHPC instead of plain concrete C30 as the wet joint material obviously improved the load carrying capacity and stiff-ness of the beam,which verified the reasonableness of this design scheme.The tensile strength of UHPC could improve the ultimate load carrying capacity of the beam by a small margin,and had little effect on flexural capacity before cracking.While the tensile strength of UHPC had almost no effect on the load carrying capacity,stiffness and damage deflection of the whole beam.Keywords:UHPC;simple supported-continuous T-beam;failure mode;bending performance;finite element analysis收稿日期:2022-07-30基金项目:黑龙江省自然科学基金(E2017003);宁波市交通运输科技项目(202115)第一作者简介:帅文学,硕士研究生。研究方向为道路桥梁。E-mail:2283549729 通信作者:贾艳敏,博士,教授。研究方向为道路桥梁。E-mail:yanminjia ;贾立夫,硕士,工程师。研究方向为道路与桥梁。E-mail:jialifu0 引文格式:帅文学,贾立夫,郭东升,等.新型超高性能混凝土湿接缝连续 T 梁抗弯性能试验及有限元分析J.森林工程,2023,39(4):180-190.SHUAI W X,JIA L F,GUO D S,et al.Test and finite element analysis on flexural performance of continuous T-beams with new type ultra-high performance concrete wet jointJ.Forest Engineering,2023,39(4):180-190.第 4 期帅文学,等:新型超高性能混凝土湿接缝连续 T 梁抗弯性能试验及有限元分析0 引言简支转连续梁桥是一种新型桥梁,一般是先架设预制主梁,形成简支状态,后将预制主梁在墩顶连成整体,进而形成连续梁体系1。简支转连续梁综合了简支梁桥和连续梁桥 2 种桥型,具有桥面裂缝少、整体性好、施工周期短和工程造价低等特点,使得桥梁结构的连续性能佳、整体性能好,已经在公路和市政桥梁建设中得到了广泛应用2-5。郑文海等6对不同长度墩顶现浇湿接头的四跨简支转连续 T 梁进行计算分析,发现增加湿接头的长度能够减小最大正弯矩和增加最大负弯矩。但由于这种结构桥梁在浇接处往往是用普通混凝土进行后浇筑,而普通混凝土的抗折强度低、脆性大、抗裂性能差,会使得桥梁出现横向连接破坏,严重影响整体桥梁的抗弯性能7。马广德8最早分析了简支转连续梁桥的桥面连续,根据作用在桥梁上的荷载作用,采用力素计算方法,提出了自己的设计思路和理念。陆伟9结合襄樊汉江四桥引桥施工现场,对简支转连续梁桥墩顶负弯矩束张拉参数进行研究,利用神经网络和遗传算法对负弯矩预应力束长度、数量及张拉控制应力等参数进行了优化和分析。超高性能混凝土(UHPC)是由 Richard 等10和Graybeal 11首先开发的活性粉末混凝土(RPC)和钢纤维组成的混合物,该混合物具有超高抗压强度、抗拉强度和远高于普通混凝土材料的弹性模量,目前因其优秀的力学性能和耐久性能受到越来越多的关注和研究12-14。截至目前,在中国应用 UHPC材料的桥梁已超过 200 座,已有的工程实践表明,将UHPC 应用在桥梁工程结构中能够实现结构的轻盈化,提高桥梁的承载力和耐久性,在土木工程领域具有广阔的应用前景15-18。卢姗姗19进行了 5 根不同配筋率超高性能混凝土梁的试验研究,结果表明,根据 UHPC 梁的正截面承载力试验值,基于平截面假定推导了 UHPC本构关系的下降段,给出了 UHPC 梁的正截面承载力计算公式。杨松霖等20进行了 12 根钢筋超高性能混凝土梁力学性能试验研究,结果表明加入钢纤维后梁的极限荷载和延性显著提高,在普通钢筋混凝土梁计算的基础上,提出了钢筋超高性能纤维混凝土梁的正截面极限弯矩的计算方法。一方面,因为 UHPC 与预制混凝土的结合强度较高,通常被用作桥梁连接的灌浆材料,如预制混凝土桥面板连接和连接板连接,或作为桥面应用的修复材料;另一方面,将 UHPC 材料应用于湿接缝已经成为减小简支转连续梁桥连接处病害的解决方案之一。本研究基于已有的研究提出了一种新型的 UH-PC“T”形湿接缝用于简支转连续梁桥,并基于缩尺模型和有限元模型来研究其受力性能。1 模型梁试验1.1 模型梁设计以 30 m 预应力混凝土简支转连续 T 梁为原型设计了 1 5 的缩尺模型梁,图 1 为缩尺模型梁的构造图及配筋图。图 1 模型梁构造及配筋图Fig.1 Model beam construction and reinforcement drawing 模型梁全长 6.24 m,计算跨径为 6 m,梁的高度为 0.4 m,翼缘板宽 0.4 m,翼缘板厚 80 mm,腹板宽100 mm,湿接缝长度为 1 120 mm,下缘配置 4 根直径 10 mm 的 HRB400 纵向钢筋,采用的箍筋为直径6 mm 的 HRB400 钢筋,箍筋间距为 100 mm,预应力钢绞线配置为 2 根 As12.7 mm(N1)+2 根 As12.7 mm(N2),2 根 As12.7 mm 为一束,钢绞线强度设计值 fpy=1 860 MPa,普通混凝土强度等级为 C30,普通钢筋均为 HRB400。模型梁预制部分采用 C30 混凝土材料,现浇湿接缝部分为掺有钢纤维的 UHPC181森 林 工 程第 39 卷材料。UHPC“T”形接缝翼缘沿纵向的长度为1 120 mm,厚度为 80 mm,“T”形接缝腹板沿纵向的长度为 240 mm、高度为 70 mm。对普通混凝土 C30与 UHPC 界面进行凿毛处理露出粗骨料,并设置5 mm 的粗糙面,以此来增强 UHPC 与 C30 的黏结。1.2 材料性试验结果在试验中采用的材料有普通混凝土 C30、超高性能 混 凝 土 UHPC、1860 级 预 应 力 钢 绞 线 和HRB400 钢筋,各材料力学性能结果见表 1。钢绞线弹性模量为 195 GPa。表 1 材料力学性能Tab.1 Mechanical properties of materials材料Materials力学性能Mechanical properties参考值Reference valueUHPC抗压强度120 MPa抗拉强度6 MPa弹性模量46 GPaHRB400屈服强度400 MPa抗拉强度570 MPa弹性模量200 GPaC30抗压强度32.4 MPa抗拉强度1.43 MPa弹性模量34.5 GPa1.3 试验加载方案试验模型梁采用五点弯曲加载,通过千斤顶配合分配梁对试验模型梁在各跨跨中位置进行对称集中分级加载。试验在模型梁各跨 1/4、跨中、3/4和 3 个支座处共放置 9 个百分表(位移计)记录试验挠度值,并且在试验梁上沿试验模型梁纵向选取了 13 个截面(AM 截面)布置混凝土弓形应变计,在模型梁内部钢筋上布置钢筋应变片。整个试验用 JM3812 数据采集处理仪自动采集数据,用精度为 0.01 mm 的裂缝宽度尺记录裂缝宽度值和裂缝开展情况。试验梁加载装置及测点布置如图 2所示。正式加载前对模型梁进行预加载,预加载大小为 40 kN,每级加载为 5 kN,通过预加载使得模型梁各部分完全接触。预加载结束后开始进入正式加载,正式加载采用分级加载方式,在模型梁开裂之前每一级加载 5 kN,开裂之后每级加载 10 kN。在拉伸钢筋屈服后,采用位移控制方法来对梁进行加载,直到试验梁破坏。每一级荷载持续 310 min,借此来测量和记录试验中的裂缝长度、宽度和梁体位移。2 试验梁有限元模型2.1 单元选择和连接作用本研究将有限元中的实体单元应用于普通混凝土、UHPC 和支座垫块,三者均为八节点六面体线性减缩积分(C3D8R)实体单元,采用映射的网格划分方法。该单元在网格尺寸及网格形状均合理的情况下具有很高的精度和较好的运算速率。钢筋由于只承受拉力而不承受弯矩,因此在模拟时采用两节点三维桁架单元(T3D2)进行模拟。另外,采用嵌入约束(Embedded)将钢筋骨架与混凝土进行连接,预应力采用降温法进行模拟。钢板支座与梁体采用绑定(Tie)约束模拟,UHPC 与普通混凝土的结合面也采用绑定约束来模拟两者结合面之间的相互作用。2.2 边界条件有限元建立的模型梁为两跨简支转连续梁,其边界条件依据实际进行设定,即 2 端支座 1 个支座约束 X、Y、Z 3 个方向的平动自由度(U1=0,U2=0,U3=0)模拟固定铰支座,另一个支座约束 Y、Z 2 个方向的平动自由度(U1=0,U2=0)模拟滑动铰支座,中间支座也约束 Y、Z 2 个方向的平动自由度(U1=0,U2=0)模拟滑动铰支座。依据实际试验装置创建参考点 RP1 和 RP2,在 2 个参考点设立边界条件将其与试验梁耦合并对其施加集中力,采用集中力加载进行数值模拟,模型梁如图 3 所示。2.3 本构关系普通钢筋本构关系包括 3 种:直线型、双折线型和三折线型。本研究中普通钢筋本构采用理想弹塑性双折线模型,如式(1)所示。s=Ess,0syfy+(s-y)fs,u-fys,u-y,0su。(1)式中:Es为钢筋的弹性模量;s为钢筋的屈服应变;fy为钢筋的屈服应力;u为钢筋的极限应变。混凝土和 UHPC 材料本构使用塑性损伤模型,混凝土塑性损伤模型可通过受拉软化来宏观模拟受拉微裂纹的形成,通过受拉应力硬化和下降段的应变软化来模拟混凝土的受压塑性。塑性损伤模型是一个基于塑性的连续介质损伤模型,可用于静态、动态和循环加载等实际试验情况。281第 4 期帅文学,等:新型超高性能混凝土湿接缝连续 T 梁抗弯性能试验及有限元分析(a)加载示意图(a)Loading diagram(b)试验梁顶部测点布置(b)Measuring points layout on top of test beam(c)试验梁侧面测点布置(c)Measuring points layout on side of test beam(d)现场实际加载(d)Actual loading on site图 2 加载装置及测点布置Fig.2 Loading device and measuring points layout381森 林 工 程第 39 卷(a)有限元模型梁梁体(a)Finite element model beam body(b)有限元模型钢筋骨架(b)Finite element model steel skeleton图 3 有限元模型梁Fig.3 Finite element model beam 本研究中所采用的混凝土试验进行测试都是按照规范进行,依据现有研究成果本文普通混凝土C30 的本构关系采用 GB 500102010 混凝土结构设计规范21建议公式,如式(2)和式(3)所示。c=fc2c0-(c0)2,0 c 0fc,0 c。(2)t=fttct,0 t tc0,tc t。(3)针对 UHPC 材料本构的研究目前已有不少成果,根据已有的研究成果可知,本研究中的 UHPC材料的受拉本构关系采取张哲等22提出的 UHPC的受拉本构关系,针对 UHPC 开展了大量的试验研究;另外本研究中 UHPC 受压本构采取杨剑等23提出的 UHPC 受压本构关系,如式(4)和式(5)所示,其中 UHPC 拉伸本构关系如图 4 所示。塑性损伤模型定义时,有几个参数需要输入,第 1 个参数为膨胀角,第 2 个参数为偏心率,第 3 个参数为双轴抗压屈服应力与单轴抗压屈服强度的比值(fb0/fc0),一般取值 1.16;第 4 个参数为抗压子午线常应力比值K,应变取值 2/3 即 0.666 7;第 5 个参数为黏性系数,一般取值 0.005。t=n-21+(n-2)fc,0 c 0+2(-2)2 fc,0 c。(4)式中:fc为 UHPC 圆柱体抗压强度;应变比 =0;n=E0Es,本试验取 n=1.16,0=0.003 5;E0和 Es分别为初始弹性模量和应力峰值点的切割模量。本试验取 E0=46 GPa。()=fctca,0 cafct,ca pc。(5)式中:fct为基体抗拉强度;ca为线偏离初裂应变;pc为极限应变。试验 fct取 6 MPa,ca=0.000 192,pc=0.004。应变硬化阶段fctcapc图 4 文献23中 UHPC 拉伸本构关系Fig.4 Stress-strain relationship of UHPC in literature 23钢绞线采用三折线模型,如式(6)所示。p=Epp,p 0.10.1+Ep(p-0.1),0.1 s 0.20.1+Ep(p-0.1),0.2 s up。(6)式中:0.1和 0.1分别为预应力钢绞线的极限弹性应变和极限弹性强度;0.2和 0.2分别为预应力钢绞线的条件屈服应变和条件屈服强度;up为预应力钢绞线的极限应变。本研究中弹性模量 Ep=195 GPa。2.4 荷载-挠度分析图 5 给出了试验模型梁和有限元模型的荷载-跨中挠度曲线,其中图 5 中的挠度值为模型梁的两跨跨中挠度平均值。由图 5 可以看出,试验梁在整个试验过程的受力状态抗压分为 3 个阶段:第 1 阶段为弹性阶段(OA 段),此阶段梁体未出现可见裂缝,模型梁挠度481第 4 期帅文学,等:新型超高性能混凝土湿接缝连续 T 梁抗弯性能试验及有限元分析随着荷载的增加呈线性变化,刚度基本不变,模型梁保持良好的受力状态;第 2 阶段为弹塑性阶段(AB 段),此阶段曲线斜率下降,试验梁开始出现微裂缝,刚度开始降低,裂缝数量不断增加,裂缝宽度增长不明显,这是由于试验梁开裂混凝土退出工作而钢筋承担荷载,梁体截面裂缝发展导致试验梁承载能力下降;第 3 阶段为塑性破坏阶段(BC 段),此阶段随着荷载继续增大,曲线趋于水平,两跨跨中挠度急速增大。模拟值试验值跨中挠度/mmMid-span?deflection荷载/kNLoad550500450400350300250200150100500-50AOBC0?4?8?12?16?20?24?28?32图 5 荷载-跨中挠度曲线Fig.5 Load-middle span deflection curve 由图 5 可以发现,有限元模拟的结果曲线与实际试验结果曲线很接近,拟合效果良好,两者均存在 2 个转折点(A 点和 B 点)。第 1 阶段中 A 点代表普通混凝土 C30 开裂,其纵坐标值对应于试验梁的开裂荷载,在开裂前整个试验梁处于弹性阶段,跨中挠度值随着荷载的增加表现为线性增长;第 2 阶段中 B 点代表钢筋屈服,其纵坐标值对应于试验梁的屈服荷载,随着荷载的增大,裂缝宽度逐渐增加,曲线斜率减小,代表梁的刚度逐渐减小。转折点处和模型梁破坏时的试验值和有限元模拟计算值对比结果见表 2。第 1 阶段两曲线几乎重合,但在 A 点之后的第 2 阶段,两曲线拟合效果差异明显,这是因为开裂后斜裂缝的出现导致试验梁各跨跨中挠度增大速率加大;另外本研究在建立有限元模型中没有添加钢纤维材料参数,而是采用已有研究中 UHPC 包含钢纤维的 UHPC本构关系,而 UHPC 中实际钢纤维的存在使得有限元模型中选取的本构与试验中实际本构有一定的差别。总体上可以看出有限元结果曲线与试验曲线吻合程度较高,说明了建立的有限元模型具有一定的准确性和适用性。表 2 试验值与模拟值对比Tab.2 The comparison between the value and testing and simulating类别Kinds转折点 ATurning pointA荷载/kNLoad位移/mmDisplacement转折点 BTurning point B荷载/kNLoad位移/mmDisplacement点 CPoint C荷载/kNLoad位移/mmDisplacement模拟值Calculate value1080.7148216.0650928.4试验值Test value800.6246014.6348323.83试验值/计算值(%)Test value/Calculate value74.187.395.491.194.983.92.5 破坏形态分析模型梁的破坏过程可分为 3 个阶段。第 1 阶段为弹性阶段,模型梁没有出现裂缝,在加载中梁体挠度保持线性增长。第 2 阶段为弹塑性阶段,当荷载达到 80 kN 时,第 1 条可见裂缝高度约为 100 mm,位于试验模型梁左跨加载点的梁底区域。当荷载达到 240 kN 时,UHPC 与 C30 混凝土后浇界面分别出现第 1 条裂缝,然后在 UHPC 后浇区域陆续出现更多裂缝,裂缝数量高度增加发展到翼缘板底部。在 446 kN 荷载时主裂缝和后浇段裂缝宽度迅速发展,跨中支座负弯矩区出现斜裂缝并呈“八”字形连通。最后的阶段为塑性破坏阶段,当荷载达到460 kN时,梁底部钢筋屈服,此间的裂缝高度和宽度迅速发展,中支座截面形成塑性铰。在荷载达到 483 kN时,模型梁两跨跨中截面底面主裂缝宽度迅速增大,中支座负弯矩区混凝土被压碎,梁体发生大位移,梁体破坏。裂缝分布和破坏形态如图 6 和图 7所示。由裂缝发展情况能够看出,随着荷载的增加,由于 UHPC 较高的抗拉强度,普通混凝土比 UHPC 更早出现裂缝,UHPC 在 200 kN 时湿接缝段才出现可见裂缝。随着载荷的增加,UHPC 与钢筋的协同工作特581森 林 工 程第 39 卷性以及材料中的钢纤维都对裂缝的发展起到了重要的约束作用,较大程度提高了结构的可靠性。图 6 裂缝分布图Fig.6 Distribution of cracks图 7 破坏形态图Fig.7 Failure mode2.6 跨中界面应变分析图 8 为跨中截面(C 截面)应变分析图,由图 8可以看出,在开裂前,梁处于弹性阶段,中性轴位置基本不变,混凝土的应变沿梁高方向呈线性变化,这说明 T 形梁符合平面截面的假设。而在梁开裂后,其中性轴的位置逐渐上升。此外,一些测量点的突然变化主要是由于该位置的裂缝造成的。应变/Strain高度/mmHigh500450400350300250200150100500-2?000?-1?500?-1?000?-500?0?500?1?000?1?500?2?000?2?500?3?000?3?500?4?0000?kN10?kN20?kN30?kN40?kN50?kN60?kN70?kN80?kN90?kN100?kN110?kN120?kN130?kN140?kN150?kN160?kN170?kN180?kN190?kN200?kN220?kN240?kN260?kN280?kN300?kN320?kN340?kN360?kN380?kN400?kN430?kN462?kN图 8 跨中截面应变分布Fig.8 Strain distribution along the beam height 图 9 和图 10 分别为跨中截面混凝土测点布置图和翼缘板应变横向分布图。由图 9 可知,在整个加载过程中,试验模型梁并未明显偏载,由图 10 可知,在荷载达到开裂荷载之前,翼缘板顶部应变沿横向分布均匀;超过开裂荷载后,顶部压应变沿横向图 9 跨中截面混凝土测点布置Fig.9 Arrangement of concrete measurement points for the mid-span section位置/mmLocation应变/Strain0-200-400-600-800-1?000-1?200-1?400-1?600-1?80012100?150?200?250?30030?kN30?kN60?kN90?kN120?kN150?kN180?kN190?kN200?kN220?kN240?kN260?kN280?kN300?kN320?kN340?kN360?kN380?kN400?kN430?kN460?kN487?kN图 10 跨中截面翼缘板应变横向分布Fig.10 Transverse distribution of strains in flange plates at mid-span section681第 4 期帅文学,等:新型超高性能混凝土湿接缝连续 T 梁抗弯性能试验及有限元分析逐渐产生剪力滞现象,翼缘板两侧应变出现差值,说明在弹性阶段时,翼缘板顶部剪力滞效应不明显,临近破坏阶段,存在明显剪力滞效应。ABAQUS 软件模拟得到的模型梁的应力云图如图 11 所示。由应力云图11 可以发现,混凝土在两跨跨中的顶部承受了较大的应力,同时钢筋在梁底部承受最大应力,准确地反映了中间支撑存在潜在塑性铰区域,验证了有限元模拟与实验现象的一致性。（a）有限元模型梁体应力云图（a）Stress?nephogram?of?finite?element?model?beam?body（b）有限元模型钢筋骨架应力云图（b）Stress?nephogram?of?finite?element?model?steel?skeleton单位：MPaUnit:?MPa+2.591e+01+2.377e+01+2.163e+01+1.950e+01+1.736e+01+1.522e+01+1.308e+01+1.095e+01+8.811e+00+6.673e+00+4.536e+00+2.399e+00+2.618e-01S,Mises（平均：75%）+4.269e+02+3.913e+02+3.558e+02+3.202e+02+2.849e+02+2.491e+02+2.135e+02+1.779e+02+1.424e+02+1.068e+02+7.122e+01+3.565e+01+8.200e-02S,Mises（平均：75%）图 11 模型梁应力云图Fig.11 Stress nephogram of model beam 2.7 刚度分析图 12 中纵坐标 Kcr为切线刚度退化系数,横坐标为荷载,采用的是文献24的切线刚度法,如式(7)所示。Kcr=BtanB0。(7)式中:Btan、B0分别为荷载-挠度曲线的切线刚度、初始刚度;Kcr为刚度退化系数。C/M 截面对应于 NC(normal concrete C30)预制部分,G/J 截面对应于负弯矩区湿接缝构造引入UHPC 部分。由图 12 可以看出,在弹性阶段两者的刚度退化曲线重合,刚度相等,开裂后裂缝的出现和发展使得梁体刚度下降,C/M 截面刚度迅速下降,在100200 kN 刚度折减约 86%,随着荷载进一步增大,当荷载达到 509 kN 时试验梁破坏,破坏时普通混凝土截面(C/M 截面)刚度仅为初始刚度的 5%。G/J 截面虽然在梁体开裂后刚度也下降但出现了缓和阶段,在荷载为 100110 kN 出现了第 1 个拐点,对应于 NC 开裂,在 200240 kN 出现第 2 个拐点,对应于 UHPC 开裂,这与试验中的裂缝分布负弯矩区 UHPC 段出现可见裂缝相对应,后期再次出现平缓平台,由于 UHPC 已经开裂,此时主要是受压区 NC 和钢筋决定 G/J 截面的刚度。在梁最后破坏时 G/J 截面刚度仅仅留有初始刚度的 15%。通过对比可以发现,G/J 截面刚度下降速率远小于C/M 截面,且破坏时的刚度也大于 C/M 截面,说明UHPC 的应用使得截面在开裂后的刚度提高,其截面刚度退化系数提高了 35 倍,同时减缓了截面刚度降低的速率。荷载/kNLoad刚度退化系数 KcrStiffness?discount?factor1.21.00.80.60.40.20.00?100?200?300?400?500?600C/M 截面G/J 截面图 12 刚度退化曲线Fig.12 Curves of stiffness degeneration3 有限元参数分析3.1 参数确定以上分析已经证明了所建立的有限元模型对实际试验模拟的准确性和适用性,见表 3。3.2 结果比对由图 13(a)可知,比较梁 B-0 和梁 SB,梁 SB为湿接缝为普通混凝土 C30 的模型梁,而梁 B-0 为湿接缝为 UHPC 的模型梁,发现梁 B-0 与梁 SB 的781森 林 工 程第 39 卷表 3 有限元模型参数表Tab.3 Parameter list of FEM模型编号Model number湿接缝材料Wet jointing materials预制部分混凝土强度等级Strength class of concrete for precast sections钢筋直径/mmDiameter of reinforcing steelUHPC 抗拉强度/MPaUHPC tensile strengthB-0UHPCC30106CB-40UHPCC40106CB-40UHPCC50106SBC30C30106 DB-12UHPCC30126DB-14UHPCC30146DB-16UHPCC30166DB-20UHPCC30206LB-8UHPCC30108LB-10UHPCC301010LB-12UHPCC301012LB-14UHPCC301014荷载/kNLoad挠度/mmDeflection6005004003002001000SBB-0SBCB-40CB-50DB-12DB-14DB-16DB-20LB-8LB-10LB-12LB-14荷载/kNLoad荷载/kNLoad荷载/kNLoad挠度/mmDeflection（a）不同湿接缝材料（a）Different?wet?jointing?materials挠度/mmDeflection挠度/mmDeflection（b）不同湿接缝材料（b）Different?wet?jointing?materials（c）不同钢筋直径（c）Different?diameter?of?reinforcing?steel（d）不同 UHPC 抗拉强度（d）Different?UHPC?tensile?strength700600500400300200100080070060050040030020010001?1001?0009008007006005004003002001000-100-5?0?5?10?15?20?25?30?35?40?45?50-5?0?5?10?15?20?25?30?350?4?8?12?16?20?24?28?32?36-10?0?10?20?30?40?50?60?70?80?90图 13 有限元模型跨中截面荷载-挠度曲线Fig.13 Load-span deflection curve of FEM at mid-span section881第 4 期帅文学,等:新型超高性能混凝土湿接缝连续 T 梁抗弯性能试验及有限元分析开裂荷载相差在 2%以内,而开裂后梁 B-0 的刚度大于梁 SB 的刚度,且在相同荷载下 B-0 梁的挠度小于梁 SB,乃至最后破坏时挠度也是小于梁 SB。这验证了湿接缝设计的合理性,能够满足工程实际要求,能提高梁的整体刚度、耐久性和安全性,同时与全 UHPC 梁相比,此方案也具有经济性。由图 13(b)和图 13(c)可以看出,梁的极限承载力和开裂后的刚度随着配筋率的增加而显著增大,而配筋率对开裂荷载和开裂前的抗弯性能影响较小,这是由于梁开裂主要取决于预制段普通混凝土的强度。同时可以发现提高预制部分的强度等级,能够提高梁的极限承载能力,但影响较小,预制部分强度等级对梁开裂前的受弯性能影响很小。最后从图 13(d)能够发现湿接缝 UHPC 的抗拉强度对梁整体的承载能力、刚度和破坏挠度几乎没有影响。4 结论本研究设计了 15的缩尺模型对其进行抗弯试验,同时利用有限元软件 ABAQUS 数值模拟的方法进行模拟,并进行参数分析,得到以下结论。1)1 5缩尺模型抗弯试验结果表明,试验梁的中性轴逐渐向翼缘板移动,跨中截面沿梁高方向的应变能够满足平截面假设,最终钢筋屈服,最后因中支座普通混凝土压碎、梁体发生大位移导致试验梁破坏。2)试验结果表明,此研究中 UHPC 的应用使得刚度退化系数提高 35 倍。3)对比有限元计算结果和试验结果,荷载-挠度曲线吻合较好,说明了有限元模型具有一定的准确性和适用性。研究模拟了采用 C30 作为湿接缝的模型梁