超高延性混凝土无筋拱静力和抗冲击性能研究*

2023-12-27余江滔黄永强杨成栋

建筑结构 2023年24期

廖桥, 余江滔, 黄永强, 张洛, 杨成栋

(1 同济大学土木工程学院，上海 200092；2 华建集团华东建筑设计研究院有限公司，上海 200002)

0 引言

随着人口年龄结构的变化,建筑业已出现劳动力老龄化问题。为此,世界各国投入了巨大的财力发展高效建造技术。由于混凝土本身具有易成型等优点,一些研究者提出了高性能混凝土无筋建造的设想[1]。

创新的建造技术需要高性能的材料来保证结构安全度,混凝土无筋建造的首要任务是提升材料的力学性能,尤其是拉伸性能。高延性纤维增强水泥基复合材料(engineered cementitious composites, ECC)是一种特殊的纤维混凝土,它具有高延性和优异的控裂能力[2]。在准静态单轴拉伸作用下,拉伸应变能力大于2%,平均裂缝宽度小于0.1mm[3-6]。基于微观力学原理,本课题组研发了以聚乙烯纤维为增强材料的超高延性混凝土(ultra-high ductile concrete, UHDC),此材料为ECC中的一种,但其拉伸应变能力可达5%～12%,与钢材的拉伸伸长率基本相当;抗压强度为20～95MPa,满足大部分工程对抗压强度的要求[7-8]。

为实现混凝土无筋建造,研究者对ECC制备的构件和结构体系进行探索性研究。余江滔等进行了UHDC无筋梁[9]和无筋柱[10]的静力试验,发现UHDC无筋梁的抗弯性能与钢筋混凝土梁(配筋率为1.5%)接近,UHDC无筋柱的承载力约为钢筋混凝土柱(配筋率为4.3%)的一半。Yang等[11]对无筋ECC板和配筋率为0.5%的砂浆板分别进行了低速落锤冲击试验,发现ECC板呈延性破坏的特点,板底有多条微细裂缝出现;与此相反,砂浆板的破坏模式为脆性断裂破坏,板角形成肉眼可见的宏观裂缝。进一步,Yu等[1]进行了UHDC无筋框架的振动台试验,发现结构在地震峰值加速度为0.105g～1.178g的3次地震中均未倒塌,可以认为在世界上大多数地区建造UHDC无筋结构是可行的。

尽管上述研究中涵盖了ECC无筋构件和结构在静力、冲击荷载和地震作用下的性能,但研究并不系统且试验均采用缩尺模型。为此,本文将以中国第十届花卉博览会花博园场馆——竹藤馆的无筋拱为原型(图1),在3D打印模板的基础上建造一座足尺的UHDC无筋拱,进行静载试验以模拟正常使用中的恒载、活载以及服役期间结构可能遭受的地震和飓风的影响;其后进行钢球撞击试验,以研究泥石流等自然灾害和人为冲击下结构的动态力学性能。最后通过有限元软件模拟无筋拱在静载作用下的响应。

图1 竹藤馆UHDC无筋拱

1 试验概况

1.1 试件设计和制作

UHDC无筋拱试件是从竹藤馆无筋拱(图1)右侧取出的一部分,其尺寸见图2。跨度和高度分别为4130、3075mm,拱的东立面预留一个尺寸为340mm×590mm的窗洞。拱脚的厚度为200mm,随高度增加拱的厚度逐渐减小至75mm。此外,在拱脚处通过设置钢筋将无筋拱与地面固结。由于无筋拱的形状不规则,采用传统的建造方式会使得施工难度增加。因此,以3D打印丙烯腈-丁二烯-苯乙烯(acrylonitrile butadiene styrene,ABS)塑料作为底模(图3),在其表面喷涂微纤维玻璃棉(保温层);然后采用喷射法建造UHDC无筋层;最后,人工抹平拱表面,并在UHDC无筋拱表面覆盖薄膜养护28d。

图2 UHDC无筋拱试件尺寸及静载试验测点布置/mm

图3 无筋拱竖向加载试验

制作UHDC无筋拱试件的同时,每个工况制作3个伴随试件,分别记作试件-1～试件-3。UHDC单轴受拉试验采用哑铃形试件,尺寸见文献[7]。单轴受压试验使用边长为100mm的立方体和尺寸为100mm×100mm×300mm的棱柱体试件。三点抗折试验采用的试件为40mm×40mm×160mm的棱柱体。试件所采用的养护制度与UHDC无筋拱的养护制度相同。

1.2 试验加载及量测

对UHDC无筋拱进行的试验包括静载试验和侧向冲击加载试验。其中,静载试验包括竖向加载试验和侧向加载试验。开展试验前,设计方通过有限元软件对无筋拱进行了数值模拟,根据表1中的计算结果以及《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)和《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)的相关要求,建议了UHDC无筋拱的竖向和侧向加载幅值分别为50kN和18kN。进行试验时,为方便安装传感器和观察试验现象,工作人员拆除了大部分3D打印的ABS塑料模板,仅保留UHDC无筋拱右侧下部的模板,如图3所示。

表1 UHDC无筋拱有限元计算结果

UHDC无筋拱竖向加载试验见图3。试验加载制度采用分级加载,保载时间约为10min,前5次所加沙袋的质量为400kg,之后使用200kg的沙袋加载至5000kg,最后逐级卸载沙袋。在竖向加载试验中,通过5个位移传感器(L1～L5)测量拱的变形,其布置如图2(a)所示。

UHDC无筋拱侧向加载试验如图4所示。侧向加载试验系统由沙袋、钢管、尼龙绳、钢架、吊钩和吊篮等组成,通过叉车将沙袋运送至吊篮和吊钩处以实现加载,施加点分别作用在拱左侧1m和2.6m和拱右侧1.8m高度处。试验加载制度为分级加载,每次所加沙袋的质量均为200kg,保载时间约为10min。当加载至1800kg时,侧向加载试验结束,最后逐级卸载沙袋。试验中拱的变形采用5个位移传感器进行量测,具体位置见图2(a)。

图4 无筋拱侧向加载试验

完成静载试验后,进行钢球撞击UHDC无筋拱试验,以研究泥石流等自然灾害和人为冲击下结构的动态响应。如图5所示,侧向冲击加载试验系统主要由钢架、钢轨和钢球组成,Li等[12]曾采用该试验系统模拟泥石流对聚氨酯-钢夹层复合材料结构的冲击作用。冲击加载试验工况见表2,试验中采用了6种不同质量的钢球,质量为4～111kg的钢球对UHDC无筋拱分别撞击2次,最终质量为180kg的钢球对拱撞击6次,钢球下落高度为2.5m,水平向撞击速度为7m/s,冲击动能为98～4 410J,累计冲击动能为98～37 536J。试验中,通过DH8302动态测试系统监测冲击区域附近的加速度、位移和应变,采样频率为200kHz,传感器布置见图5。每次试验结束后,测量冲击正面凹坑的直径和深度。

表2 侧向冲击加载试验工况

图5 无筋拱侧向冲击加载试验及测点布置

2 试验结果及分析

2.1 材料试验结果

在单轴拉伸作用下,UHDC表现出明显的多缝开裂特征和良好的控裂能力,如图6所示。受拉破坏时观察到的裂缝数量为52条,平均裂缝宽度约为88.77μm。UHDC单轴受拉应力-应变曲线表现出应变硬化的特点和优异的受拉延性变形能力,拉伸应变能力可达5.77%。此外,UHDC具有较高的抗拉强度和应变能,其值分别为6.29MPa和236.26kJ/m3。

图6 UHDC单轴受拉破坏形态和应力-应变曲线

在单轴压力下,UHDC表现出良好的整体性,无剥落破坏发生,如图7所示。单轴受压试验结果表明,UHDC立方体抗压强度为34.86MPa,棱柱体轴压强度32.81MPa,相应的弹性模量为14.09GPa。由于棱柱体试件的高径比较大,试验机压头摩擦力对试件的横向约束相对较小,所以棱柱体轴压强度低于立方体抗压强度,但相比普通混凝土,UHDC的轴压强度与立方体强度比较高(约为0.94)。另一方面,UHDC轴压强度对应的应变约为0.003,比普通混凝土的高50%左右,这说明UHDC具有优异的受压延性变形能力。

图7 UHDC棱柱体单轴受压破坏形态和应力-应变曲线

UHDC三点抗折试验的荷载-跨中挠度曲线如图8所示。与普通混凝土的单裂缝脆性断裂破坏模式完全不同,UHDC跨中出现了大量的微细裂缝(约为22条),破坏模式为延性弯曲破坏。跨中挠度最大可达4mm,相应的挠跨比约为1/30,抗弯强度为18.82MPa,表明UHDC拥有较好的弯曲变形能力和弯拉强度。

图8 UHDC三点抗折的荷载-跨中挠度曲线

2.2 静载试验结果及分析

2.2.1 竖向加载

UHDC无筋拱的竖向加载幅值为50kN。竖向加载试验中,UHDC无筋拱表面没有发现肉眼可见的裂缝。图9显示了拱在竖向荷载作用下的荷载-位移曲线。相同荷载作用下,位移传感器L2的位移比L1的大,L5的位移比L2的大。换言之,随高度增加,无筋拱两侧的位移逐渐变大。试验中所测得的最大位移约为2.8mm,其与跨度之比小于1/1 400,与拱高度之比小于1/1 000。结构在竖向荷载作用下的变形小,完全能承受50kN的竖向荷载。

图9 竖向荷载作用下无筋拱的荷载-位移曲线

2.2.2 侧向加载

对无筋拱进行分级加载,最大荷载约为18kN(略高于中震作用)。试验发现,UHDC无筋拱表面没有出现肉眼可见的裂缝。无筋拱在侧向荷载作用下的荷载-位移曲线如图10所示。侧向加载的作用力方向向左,使得无筋拱整体向左变形,故位移传感器L1、L2和L4的位移为正值,L5的位移为负值。位移传感器L5的位移明显大于L1和L2,即拱右侧的位移量大于拱左侧。此外,位移传感器L3的位移为正值,表明拱顶发生向上的位移。在第8次施加侧向荷载后,位移增加幅度略微加大(尤其是拱顶),但位移与荷载基本呈线性关系,试验中所测得的最大位移约为5mm,其与跨度之比小于1/800,与拱高度之比小于1/600,说明结构具有足够的抗侧向能力,且基本处于弹性状态。试验结果表明无筋拱侧向承载力能满足要求。

图10 侧向荷载作用下无筋拱的荷载-位移曲线

2.3 侧向冲击加载试验结果及分析

2.3.1 冲击过程

如图11所示,随着钢球冲击动能的增大,钢球的回弹幅度也同步减小,UHDC无筋拱的非线性变形逐渐增大。值得注意的是,在工况G-6-3(冲击动能很大)中,可以看到拱体先发生明显的弯曲变形,然后结构大幅度回弹。

图11 UHDC无筋拱的冲击过程照片

从工况G-1-1到工况G-2-2,冲击正面无肉眼可见的裂缝和凹坑出现。在工况G-3-1之后,受冲击正面首次出现凹坑,其深度为1mm左右。当该钢球再次撞击拱时,凹坑的深度发展为2mm,直径约为36mm,并且伴有竖向微细裂缝形成。随着冲击动能的增加,冲击正面凹坑的深度和直径逐渐变大。在工况G-6-4之后,冲击正面形成了深度为15mm和直径为183mm的凹坑,且拱脚向冲击方向整体移动了10mm左右。侧向冲击加载试验结束后,冲击正面的凹坑深度为22mm,直径为206mm左右,凹坑深度与拱厚度之比约为0.29。

2.3.2 破坏形态

在钢球的高速冲击中,受冲击区的厚度方向受到压缩应力波和拉伸应力波的交替作用,且拱体发生剧烈的自由振动。图12为UHDC无筋拱的最终破坏形态。冲击背面的UHDC主要处于受拉应力状态,而冲击正面的UHDC则主要处于受压应力状态,受冲击区域的正面和背面形成大量的微细裂缝。冲击正面的裂缝以钢球冲击点为中心呈环状向外扩散,这些裂缝的宽度不超过0.2mm。冲击背面的裂缝则以钢球冲击点为中心呈放射状向外发展,最终形成了一条宽度约为15mm的关键裂缝(未贯通),其余裂缝的宽度均不超过0.2mm。冲击背面的损伤大于冲击正面。UHDC的受撞击点压缩变形严重,以至于出现“褶皱”现象,但是并没有剥落破坏发生,说明UHDC具有优异的受压延性。更重要的是,UHDC无筋拱呈整体受弯的破坏形态,局部破坏现象(如冲切破坏)不明显,是因为UHDC材料可以通过多缝开裂来耗散输入的冲击动能,而处于开裂状态的UHDC仍可为结构提供抗力[13],这得益于UHDC材料优异的受拉变形能力和强大的耗能能力。

图12 UHDC无筋拱侧向冲击加载后的破坏形态

2.3.3 位移、应变和加速度分析

每次冲击加载前,均将LVDT、加速度计和应变片的读数清零。由于最后3个工况的冲击动能很大,导致冲击背面的传感器松脱,故未得到这3个工况下的动力响应。

图13显示了最大位移与累计冲击动能的关系曲线。由于位移传感器L2处于冲击区域的中心位置,所以该处的位移基本最大。随着累计冲击动能的增加,测得的最大位移可达12.1mm,与拱厚度之比约为1/6,表明UHDC无筋拱在侧向冲击作用下的变形能力很强。

图13 最大位移与累计冲击动能的关系

最大应变与累计冲击动能的关系曲线见图14。

图14 最大应变与累计冲击动能的关系

位于冲击背面的S1和S2处应变为正,即该处的UHDC处于受拉应力状态,这是因为钢球撞击会在冲击背面形成拉伸应力波。由于S3位于有压缩应力波的冲击正面,所以该处的应变为负,即UHDC处于受压应力状态。随累计冲击动能增加,最大应变也增加。值得注意的是,UHDC受压应变低于1 200με(0.12%)。另一方面,UHDC动态压缩的试验研究表明[14],压缩应变率为59s-1时,材料抗压强度对应的应变约为0.8%。这表明冲击正面的UHDC在工况G-6-4之前还未完全发生破坏。

UHDC无筋拱的典型加速度-时间曲线见图15,最大加速度-累计冲击动能曲线如图16所示。由于A2最靠近冲击区域的中心,所以测得的加速度值通常最大。在累计冲击动能小于2.5kJ时(即工况G-4-1之前),加速度变化不大,A2处的最大加速度保持为700m/s2左右。当累计冲击动能大于2.5kJ时,加速度随累计冲击动量增加而明显变大。在累计冲击动能达到24.31kJ时(即工况G-6-3),A2处的最大加速度约为4038m/s2。值得注意的是,在工况G-6-3之前,未出现加速度减小的情况。

图15 无筋拱在侧向冲击作用下的典型加速度-时间曲线

图16 最大加速度-累计冲击动能曲线

结构在冲击作用下的响应可以采用等效单自由度体系来分析[15]。UHDC无筋拱的理想化抗力-位移曲线见图17。其中,结构的最大抗力为Ru,刚度为Ke,最大弹性位移为Xe,最大允许位移为Xmax。与普通混凝土结构相比,UHDC结构具有较小的Ke和较大的Xmax。在侧向冲击作用下,UHDC无筋拱所吸收的能量可表示为:

图17 冲击作用下无筋拱的理想化抗力-位移曲线

(1)

式中Xm为结构体系达到的最大位移。

另一方面,无筋拱的能量吸收能力为:

(2)

在工况G-6-3时(即累计冲击动能为24.31kJ),结构的加速度未减小(图16),并伴有明显的塑性变形,但是还没有完全破坏失效。表明此时虽然已达到了UHDC无筋拱的最大抗力Ru,但E

3 有限元模拟

3.1 分析模型及材料本构

通过ABAQUS软件对无筋拱的静力试验进行模拟。采用壳单元模拟UHDC,四边形网格尺寸约为100mm×100mm。此外,选用混凝土塑性损伤(concrete damaged plasticity,CDP)模型来模拟UHDC的非弹性行为和断裂过程中发生的不可逆连续介质损伤。

3.2 有限元分析结果及比较

3.2.1 竖向加载分析

无筋拱竖向荷载-位移曲线的有限元计算结果与试验结果对比如图18所示,有限元模拟结果与试验结果吻合较好。变形模式均为结构两侧向内变形,拱顶向上变形,顶部位移几乎一致(约为0.5mm)。由图19可知,目标竖向荷载下无筋拱最大拉应力为1.4MPa,小于其抗拉强度设计值,表明UHDC无筋拱仍处于弹性阶段。

图18 有限元计算结果与试验结果对比(竖向加载)

图19 目标竖向荷载下无筋拱拉应力云图/MPa

3.2.2 侧向加载分析

无筋拱侧向加载的有限元计算结果与试验结果对比如图20所示。最大水平位移约为5mm,发生在位移传感器L5处。除L4误差较大外,其余各点位移模拟结果和试验变形趋势一致,有限元模拟结果与试验结果吻合较好。从图21可知,UHDC无筋拱底部位置局部进入塑性,但塑性应变仅为2.7×104。

图20 有限元计算结果与试验结果对比(侧向加载)

图21 目标侧向荷载下无筋拱塑性应变云图

4 工程应用简述

试验及有限元分析结果均表明,UHDC无筋拱能承受设计方要求的恒、活载以及服役期间结构可能遭受的地震和飓风影响,同时在模拟泥石流等自然灾害和人为冲击下的动态力学行为良好,从而证实了UHDC无筋拱的可靠性。鉴于此,实际工程中依然采用喷射法建造UHDC无筋拱,具体建造过程详见文献[18]。已经完成建造的UHDC无筋拱如图22所示。