冲击荷载作用下含黏结界面混凝土破坏特征与应力应变分析

doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2021.343

冲击荷载作用下含黏结界面混凝土破坏特征与应力应变分析

赵洪¹^,², 谢友均¹, 龙广成^,¹, 李宁¹, 张嘉伟³, 程智清¹

1.中南大学土木工程学院,长沙410075

2.湖南工学院材料科学与工程学院,湖南衡阳 421002

3.西南交通大学牵引动力国家重点实验室,成都 610031

Mechanical Characteristics and Stress and Strain Analysis of Concrete with Bonding Interface Under Impact Load

ZHAO Hong¹^,², XIE Youjun¹, LONG Guangcheng^,¹, LI Ning¹, ZHANG Jiawei³, CHENG Zhiqing¹

1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China

2. School of Materials Science and Engineering, Hunan Institute of Technology, Hengyang 421002, Hunan, China

3. State Key Laboratory of Traction Power, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China

通讯作者: 龙广成,男,教授,博士生导师;E-mail:565410408@qq.com.

责任编辑: 王一凡

收稿日期: 2021-09-10

基金资助:

国家自然科学基金重大项目(11790283)

Received: 2021-09-10

作者简介 About authors

赵洪(1988-),男,湖南省祁阳市人,博士生,从事混凝土结构耐久性研究.

摘要

为研究冲击荷载下板式无砟轨道结构蒸养混凝土与自密实混凝土层间界面的破坏行为,利用分离式霍普金森杆(SHPB)对含黏结界面混凝土进行冲击试验,并就其破坏特征和应力应变全曲线特性以及损伤本构方程进行探讨.结果表明:含黏结界面混凝土在动态冲击荷载作用下存在界面脱黏分离和整体破碎两种失效模式.界面脱黏分离失效模式下,随着应变率的增加,含黏结界面混凝土的动态抗压强度、强度动态提高因子(DIF)、峰值应变、冲击韧性均增加,具有明显的应变率敏感性;整体破碎失效模式下,界面脱黏变形和破碎变形同时存在,随着应变率的增加,裂纹向界面区域累积、拓展,界面起到了能量缓冲的作用,此时含黏结界面混凝土动态抗压强度、DIF基本不变,而峰值应变和冲击韧性增加.所建立的基于Weibull分布的本构模型与试验结果吻合较好,尤其对峰前应力应变曲线有很好的匹配性.

关键词： 分离式霍普金森压杆试验; 层间界面; 冲击韧性; 应力应变曲线; 本构模型

Abstract

To study the dynamic mechanical characteristic of steam cured concrete and self-compacting concrete bonding interface, a split Hopkinson pressure bar (SHPB) test was used to evaluate the dynamic properties of concrete with a bonding interface. The failure pattern and the characteristics of stress-strain curves and a constitutive model of concrete with a bonding interface were discussed. The results show that the impact destructions are associated with two forms of failures, i.e., the interface separation failure and concrete crushed failure. In interface separation failure, the peak stress, dynamic increase factor (DIF), peak strain, and impact toughness of concrete with a bonding interface increase with the increase of strain rate, and the concrete with a bonding interface shows a stronger strain rate sensitivity. In concrete crushed failure, there exist debonding deformation and crush deformation exist simultaneously. With the increase of strain rate, the accumulation and development of crack at the interface could make the interface zone play an energy relieving role in concrete with a bonding interface. The peak stress and the DIF of concrete with a bonding interface remain unchanged, while the peak strain and impact toughness both increase. The calculated data by the established dynamic constitutive model are similar to the experimental results, especially before the ultimate state of strain stress curves.

Keywords： split Hopkinson pressure bar (SHPB) test; bonding interface; impact toughness; stress-strain curve; constitutive model

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本文引用格式

赵洪, 谢友均, 龙广成, 李宁, 张嘉伟, 程智清. 冲击荷载作用下含黏结界面混凝土破坏特征与应力应变分析[J]. 上海交通大学学报, 2022, 56(9): 1208-1217 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2021.343

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我国自主研发的China Rail Track System (CRTS) III 型板式无砟轨道已在高速铁路建设中得到广泛应用,该轨道结构轨下部分从上至下分别由蒸养混凝土轨道板、自密实混凝土充填层、土工布隔离层及底座板等构成^[1].轨道板与充填层之间以界面相互黏结形成复合板共同承力、传力,在其服役过程中,会遭受高速列车动载、环境条件等外部作用,因此开展蒸养混凝土与自密实混凝土复合体系层间界面的力学特性研究,对于掌握该轨道结构的服役行为具有重要意义.

我国学者开展了诸多CRTS III 型板式无砟轨道关键组成材料的力学特性研究.Wang等^[2]为了进一步掌握蒸养温度对蒸养混凝土力学特性的影响,开展了蒸养混凝土水泥浆体和骨料的界面过渡区特性研究,发现随着温度的升高,其界面过渡区的显微硬度值会下降.同时,他们也系统研究了动态冲击荷载、弯曲疲劳荷载和低温环境作用下的蒸养混凝土力学特性,建立了相关的数学模型以阐释荷载和环境对其力学特性的影响^[3⇓-5].充填层自密实混凝土的性能也同样受到服役环境的影响,文献[1,6 ⇓⇓-9]表明,单因素或多因素的服役工况作用下,都会加速充填层自密实混凝土性能的劣化,而聚丙烯纤维、橡胶粉可以有效提升其耐久性.

然而,CRTS III 型板式无砟轨道结构是一个复合结构,随着运营时间的加长,轨道板与充填层之间的离缝、翘曲、脱黏等病害开始出现^[10-11],因此,我国学者利用模拟和试验的手段进一步开展了 CRTS III 型板式无砟轨道结构的力学特性研究.何燕平^[12]对列车荷载和温度荷载作用下的轨道板结构进行了疲劳寿命预测,混凝土塑性损伤(CDP)本构模型预测表明,轨道板可使用34.8 a,自密实混凝土层可使用29.8 a.Zeng等^[13]就轨道板结构在疲劳荷载下的振动加速度的演变规律开展了足尺试验研究;Zhu等^[14]建立有限元模型分析了界面损伤对轨道板结构的影响.综上可以看出,由于黏结界面的存在,复合结构受外部作用下的力学性能变化和单一材料的力学特性变化会有所差别,特别是层间界面的存在能显著影响力学特性.如前所述,轨道板结构在运营过程中主要承受列车动荷载带来的压应力和环境温度带来的翘曲应力,两者共同作用下,层间界面的黏结状态会逐渐脱黏、劣化,文献[15]表明,平台巴西圆盘试验能较好地在试件中心位置实现材料的压拉破坏效果.鉴于此,本文采用分离式霍普金森杆(SHPB)试验方法,利用平台巴西圆盘试件制备了包含无砟轨道板结构中蒸养混凝土和自密实混凝土层间界面的混凝土试件,研究了含黏结界面混凝土在冲击荷载下的力学特性及其应变率效应,为进一步掌握板式轨道结构在冲击荷载作用下的力学响应特性和规律以及合理进行相关结构的抗冲击设计提供技术支撑.

1 试验概况

1.1 试样的制备

采用定制钢制模具成型含有蒸养混凝土和自密实混凝土层间界面的混凝土试件,其具体尺寸如图1(a)所示,其中直径Φ=150 mm,厚度H=75 mm,α为平台角.由于界面强度相对于整体混凝土材料来说非常小,所以此次试验中采用一个大平台角(α=25°),将冲击应力尽可能分散在界面周围,以形成以压应力为主的试验破坏效果.

基于高速铁路CRTS III 型板式无砟轨道结构轨道板用C60蒸养混凝土(SC)、充填层用C40自密实混凝土(SCC)的原材料和配比进行蒸养混凝土和自密实混凝土的制备,原材料包括 P•O 42.5水泥、粉煤灰、矿渣粉、河砂、碎石、外加剂等,蒸养混凝土28 d实测抗压强度为60.3 MPa,自密实混凝土为43.2 MPa,具体的材料属性如表1所示.含黏结界面混凝土在成型过程中,先浇注成型并养护蒸养混凝土,至28 d龄期后浇注成型自密实混凝土,再在标准条件下养护含黏结界面混凝土28 d后,将试件置于双端面打磨机上进行打磨,使其表面的平整度符合冲击试验的要求,具体如图1(b)所示.

表1 蒸养混凝土和自密实混凝土的材料参数

Tab.1 Material parameters of SC and SCC

材料	动弹性模量E_d/GPa	抗压强度/MPa
蒸养混凝土	51.2	60.3
自密实混凝土	40.6	43.2

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图1

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图1 含黏结界面混凝土

Fig.1 Concrete with a bonding interface

1.2 试样的测试

1.2.1 静态试验

静态测试在Instron电液伺服压力机上进行,如图2所示.具体过程为:设置为位移控制,速度0.05 mm/min,应变率为10^-5 s^-1量级.

图2

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图2 静态压缩试验装置

Fig.2 Quasi-static compression test device

1.2.2 SHPB冲击试验

采用直径为75 mm的SHPB进行冲击试验测试,如图3所示.子弹经预设的气压加速撞击入射杆,在入射杆内产生压缩波并经过试件扩展至透射杆.不同应变率的加载通过氮气调压阀门来实现.在压杆上布置应变片来捕获入射杆应变片1的入射应变波 $ε_{i} (x_{1}, t)$ 、反射应变波 $ε_{r} (x_{1}, t)$ 和透射杆应变片2的透射应变波 $ε_{t} (x_{2}, t),$ 根据SHPB装置的均匀化条件,可以求得试样的平均应力 $σ 、应变 ε 和应变率 \overset{\cdot}{ε} 随时间 t$ 的变化^[16-17]:

图3

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图3 SHPB冲击试验

Fig.3 SHPB test

(1)

σ (t) = \frac{E A}{2 A_{s}} (ε_{i} (x_{1}, t) + ε_{r} (x_{1}, t) + ε_{t} (x_{2}, t))

(2)

ε (t) = - \frac{C_{0}}{l_{s}} \int_{0}^{t} (ε_{i} (x_{1}, t) + ε_{r} (x_{1}, t) + ε_{t} (x_{2}, t)) d t

(3)

\overset{\cdot}{ε} (t) = - \frac{C_{0}}{l_{s}} (ε_{i} (x_{1}, t) + ε_{r} (x_{1}, t) + ε_{t} (x_{2}, t))

式中: A、E和C₀ 分别为压杆的横截面积、弹性模量和弹性波波速;A_s 和l_s分别是试件的横截面积和原始长度.

图4为超动态应变仪所记录到的含黏结界面混凝土在冲击荷载下的入射杆、透射杆典型电信号图,图中U为电压.通过数据处理,可以得到两端入射杆和透射杆中的应力 $σ 随时间 t$ 的分布情况,如图5所示.其中,入射杆端的应力为入射波和反射波应力的叠加,而透射杆端则为透射波的应力,二者信号在经过混凝土内部的来回反射后,重合性较好,表面试样两端的应力达到平衡,试验达到了应力均匀状态.

图4

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图4 SHPB试验测试时获得的入射波、反射波和透射波

Fig.4 Incident, reflected, and transmitted waves of SHPB test

图5

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图5 试验均匀性检验

Fig.5 Stress uniformity of the experiment

2 试验结果与分析

2.1 破坏形态及过程

图6为采用SHPB试验测得的不同应变率条件下含黏结界面混凝土的破坏形态.图7为含黏结界面混凝土的破坏形态示意图.由图6和图7可以看出,含黏结界面混凝土在冲击荷载作用下的破坏沿着层间界面方向进行,并将混凝土一分为二.主要呈现出界面分离破坏和整体碎裂破坏两种失效模式.应变率 $\overset{\cdot}{ε}$ ≤20.8 s^-1,单一混凝土应变率响应较低,层间界面为结构的薄弱处,最先表现出失稳扩展、合并失效的破坏现象,导致含黏结界面混凝土沿着层间界面一分为二;应变率 $\overset{\cdot}{ε}$ >20.8 s^-1,冲击应力增加幅度大,单一混凝土的受力时间缩短,层间界面处的裂纹和单一混凝土中的裂纹几乎同时发生拓展、生长、合并、失效,致使含黏结界面混凝土沿着平台区域碎裂.应变率继续增大,含黏结界面混凝土的破碎是以层间界面为中心,形成一个正倒相连的八字形破碎区域.进一步观察破碎区域, 可以看到,整个混凝土的加载端部的三角破碎区域和破碎程度并没有随应变率的增加而发生太大变化.这是因为随应变率增加,层间界面处吸收能量,说明含黏结界面混凝土在整体破坏失效模式下不是以细碎混凝土作为能量释放,而是沿着层间界面进行能量释放.

图6

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图6 含黏结界面混凝土破坏形态照片

Fig.6 Photograph of failure modes of concrete with a bonding interface

图7

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图7 含黏结界面混凝土的破坏形态示意图

Fig.7 Schematic diagram of failure modes of concrete with a bonding interface

为了进一步量化不同应变率下的含黏结界面混凝土的破碎程度,对破碎颗粒进行筛分试验,参照下式进行破碎颗粒的细度模数计算,并采用该值来定量表征破碎程度.

(4)

M_{x} = 100 \times \frac{(A_{2} + A_{3} + A_{4} + A_{5} + A_{6}) - 5 A_{1}}{100 - A_{1}}

式中: $M_{x} 为细度模数; A_{1} ~ A_{6}$ 分别是筛孔直径为4.75、2.36、1.18、0.63、0.3、0.15 mm的6个筛上的累积筛余比例.试验得到的破碎颗粒的细度模数随应变率的变化结果如图8所示.对于单一混凝土材料,破碎颗粒的细度模数随应变率的变化呈现线性降低关系^[3,18],含黏结界面混凝土的破碎颗粒的细度模数随应变率的增加,其数值维持在1.66左右,即不随应变率变化而发生明显变化.这进一步说明了由于层间界面的存在,含黏结界面混凝土在高应变率下不是以细碎混凝土作为能量释放,而是沿着层间界面进行裂纹拓展吸收能量.

图8

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图8 破碎颗粒M_x与 $\overset{\cdot}{ε}$ 关系

Fig.8 Relationship between fitness modulus of broken concrete particle and strain rates

2.2 应力应变曲线特征分析

2.2.1 强度及强度动态提高因子

图9为SHPB作用下含黏结界面混凝土的应力应变曲线图.可以看出,在界面分离失效模式下,含黏结界面混凝土的极限破坏荷载随应变率的增加而增加,表现出明显的应变率效应.在整体破碎失效模式下,极限破坏荷载不具有应变率效应.

图9

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图9 SHPB作用下含黏结界面混凝土应力应变曲线

Fig.9 Stress-strain curves of concrete with a bonding interface under the action of SHPB load

为进一步量化含黏结界面混凝土动态强度的应变率效应,引入强度动态提高因子(DIF),具体如下:

(5)

\begin{matrix} D I F = \frac{σ_{d}}{σ_{s}} \end{matrix}

式中:σ_d为含黏结界面混凝土在动态作用下的峰值应力(强度);σ_s为含黏结界面混凝土在准静态作用下峰值应力(强度).

图10为按照式(5)计算的SHPB作用下含黏结界面混凝土DIF随应变率变化图.已有文献报道:当应变率在30 s^-1附近时,CRTS III 无砟轨道用蒸养混凝土的DIF大约为1.7^[3],自密实混凝土大约为1.3^[1],均低于本试验中整体破碎模式下含黏结界面混凝土的DIF值.说明含黏结界面混凝土具有更高的率敏感性.同时,上述文章中的研究结果也表明,蒸养混凝土和自密实混凝土均属于率相关材料,即随着应变率的提高其峰值应力相应提高.而对于含黏结界面混凝土来说,界面分离失效模式下的DIF值具有应变率效应,即随应变率的增加其DIF值增加,但是,整体破碎失效模式下的DIF值随应变率的增加不发生变化,即不具有明显的应变率效应.

图10

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图10 含黏结界面混凝土DIF随 $\overset{\cdot}{ε}$ 变化

Fig.10 Relationship between DIF and $\overset{\cdot}{ε}$ of concrete with a bonding interface

低应变率( $\overset{\cdot}{ε}$ =11.8 ~20.8 s^-1)下,含黏结界面混凝土的DIF值随应变率增加是由两部分提供,一部分是组成含黏结界面混凝土的单一混凝土材料内部发生变形,另一部分是层间界面脱黏变形.当应变率在11.8 s^-1时,含黏结界面混凝土的 DIF<1,这是因为此时的应变率主要是由层间界面脱黏变形提供,而层间界面脱黏强度低,但是应变率响应较大.随着应变率的继续增加,撞击速度越来越高,单一混凝土材料内部产生的变形开始增加,但是此时材料内部微裂纹变形还不足以诱发失稳,由于撞击作用的时间极短,材料内部的变形缓冲作用小,表现出材料的承载能力提高,导致应变率从11.8 s^-1到 20.8 s^-1 变化过程中,含黏结界面混凝土的应变率增加较小,但是DIF值显著增加.同时,由于层间界面的强度低,此处的微裂纹在较低应变率下的变形就能诱发失稳、并产生失效,从而含黏结界面混凝土表现出界面分离失效模式.

在高应变率( $\overset{\cdot}{ε}$ =23.3~57.8 s^-1)下,单一混凝土材料DIF值随应变率增加而增加的主要原因是内部微裂纹来不及扩展、连通,导致承载能力在瞬间得到提升.而对于含黏结界面混凝土来说,层间界面的存在能吸引内部裂纹在此处发展、合并,起到了吸收内部裂纹拓展的作用,导致本来应该是DIF值增加的部分能量,却被界面吸收用来裂纹拓展,从而含黏结界面混凝土的承载能力变化不明显,DIF值也就不随应变率的增加而发生明显的变化.

2.2.2 动态峰值应变

大多数研究表明,单一混凝土材料在动态冲击作用下,其峰值应变(ε_d)会随应变率的增加而增加^[19-20],图11为含黏结界面混凝土在冲击荷载作用下的峰值应变随应变率的变化图.可以看出,本试验研究的应变率范围内,含黏结界面混凝土的峰值应变随应变率的增加而增加,表现出明显的应变率效应.相对静态作用,动态冲击作用明显降低了其峰值应变,而且随着动态冲击作用应变率的增加,这种降低作用越发不明显.应变率从11.8 s^-1增加到57.8 s^-1,峰值应变最大降低了85%,最小降低了12%.结合DIF值随应变率的变化规律进一步分析可知,含黏结界面混凝土的裂纹更多的在层间界面处累积、拓展,是其随应变率增加而增加的主要原因.

图11

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图11 含黏结界面混凝土的ε_d随 $\overset{\cdot}{ε}$ 的变化

Fig.11 Relationship between peak strain of concrete with a bonding interface and strain rate

2.2.3 冲击韧性

为了更好地衡量含黏结界面混凝土在变形和断裂过程中吸收能量的性能指标,引入韧性计算.定义峰前冲击韧性 $I_{1}$ 为破坏前的吸收能量值,具体为应力应变曲线中起点到峰值应变 $ε_{d}$ 之间曲线与横轴所围成的面积;峰后冲击韧性 $I_{2}$ 为含黏结界面混凝土破坏后的吸收能量值,考虑到在下降段如果应变继续增大,含黏结界面混凝土基本已经破碎或者变形分离,因此韧性 $I_{2}$ 采用应力应变曲线中峰值应变 $ε_{d}$ 到 $1.5 ε_{d}$ 之间曲线与横轴所围成的面积.通过以上2个指标来分析含黏结界面混凝土在冲击荷载作用下破坏前后的冲击韧性变化规律,具体的计算结果如图12所示.可以看出,总韧性(I)、峰前冲击韧性以及峰后冲击韧性均表现出明显的应变率效应,即应变率越大,其冲击韧性越大.说明含黏结界面混凝土中层间界面的存在,能够吸收冲击能量,从而提高其冲击韧性.

图12

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图12 含黏结界面混凝土的冲击韧性随应变率的变化

Fig.12 Relationship between impact toughness of concrete with a bonding interface and strain rate

进一步定义峰前韧性比I₁/I、峰后韧性比I₂/I及韧性转化比I₂/I₁,峰前韧性比越大表明能量积聚至临界状态越快,峰前强度丧失越快;峰后韧性比越大表明损伤演化越快,能量释放越迅速,试件损伤、变形速度越快^[21].具体的计算结果如图13所示.可以看出,对于整体破碎失效模式的含黏结界面混凝土来说,其能量的积累和释放随应变率的变化均呈现出比较平缓的变化.而对于界面分离失效模式的含黏结界面混凝土来说,其能量的积累速度随着应变率增加有所下降,能量释放速度会有所增加,由于峰后韧性增长速率大于峰前,从而带来韧性转化比随应变率的增加而增加.这是因为层间界面在整体破碎失效模式下充当了能量缓冲区角色,随着应变率增加,峰前韧性更多被层间界面吸收,从而能量的积累和释放都在一定程度上被缓冲,变化比较平缓;而对于界面分离失效模式的含黏结界面混凝土来说,此时层间界面是其破坏的主体所在,其中单一混凝土材料的弹性变形充当了含黏结界面混凝土的能量缓冲区角色,随着应变率增加,层间界面处来不及进行能量积聚,只能寻求在界面处迅速释放.通过以上分析可以看出,两种失效模式下,层间界面均是能量积累和释放的主要场所.

图13

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图13 含黏结界面混凝土的冲击韧性比随应变率的变化

Fig.13 Relationship between impact toughness ratio of concrete with a bonding interface and strain rate

2.3 本构模型

2.3.1 模型的建立

根据损伤力学理论可知,当采用等应变假设时,在一维应力状态下表示如下:

(6)

σ = E ε (1 - D)

式中:D为损伤度.

由于材料强度服从Weibull分布,所以有理由认为材料的损伤度D也服从该统计分布,由两参数的Weibull分布有:

(7)

\begin{matrix} D = 1 - e x p [- {(\frac{ε}{a})}^{m}] \end{matrix}

式中:m和a为与损伤分布有关的两个参数.

基于式(7),可以将式(6)改写为

(8)

\begin{matrix} σ = E ε e x p [- {(\frac{ε}{a})}^{m}] \end{matrix}

进一步根据应力应变关系图上的几何边界条件^[22],可以得到m、a的表达式以及仅包含参数m的含黏结界面混凝土动态本构模型:

(9)

m = \frac{1}{l n \frac{E ε_{d}}{σ_{d}}}

(10)

a = \frac{ε_{d}}{\frac{1}{m}}

(11)

σ = E ε e x p [- \frac{1}{m} {(\frac{ε}{ε_{d}})}^{m}]

式中: E取动态峰值强度1/3时的割线模量.

2.3.2 模型的验证

按照式(11)对实测的含黏结界面混凝土在不同应变率下的应力应变曲线进行拟合,得到试验数据和模型数据的结果如图14所示.由图14可以看出,基于Weibull分布的本构模型对试验数据吻合较好,尤其在应力应变曲线的上升段具有很高的吻合度,说明Weibull分布的本构模型与含黏结界面混凝土的峰前应力有很好的匹配性,而在适用于应力应变全曲线方面仍然存在一定的局限性.

图14

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图14 含黏结界面混凝土应力应变曲线与模型计算结果对比

Fig.14 Comparison of fitting curves and experimental data of stress-strain curves for different concrete with a bonding interface

进一步分析不同应变率下Weibull分布中参数m的变化情况,具体如图15所示.已有研究结果表明,参数m代表了材料的延性^[23].由图15可以看出,参数m随应变率的变化规律与试件的失效模式有关:界面分离失效模式下,m的值均随应变率的增加而迅速增加;整体破碎失效模式下,m的值均随应变率的增加而缓慢增加.含黏结界面混凝土从界面分离失效模式转变到整体破碎失效模式过程中,m值会骤然下降,这是因为应变率超过20.8 s^-1以后,含黏结界面混凝土出现整体破碎失效模式,此时的混凝土材料内部变形被释放,产生大量的塑性变形,延性提高,导致m值迅速下降.

图15

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图15 参数m与 $\overset{\cdot}{ε}$ 的关系

Fig.15 Relationship between model parameters m and $\overset{\cdot}{ε}$

3 结论

(1) 含黏结界面混凝土在动态冲击作用下的失效模式与应变率密切相关,当应变率 $\overset{\cdot}{ε}$ <20.8 s^-1时,含黏结界面混凝土呈现界面脱黏分离失效模式;当应变率 $\overset{\cdot}{ε}$ >20.8 s^-1时,含黏结界面混凝土呈现整体破碎失效模式.

(2) 界面脱黏分离失效模式下,含黏结界面混凝土以界面脱黏变形为主.随着应变率的增加,含黏结界面混凝土的动态抗压强度、DIF、峰值应变、冲击韧性均增加,此时含黏结界面混凝土的动态性能具有明显的率相关性.

(3) 整体破碎失效模式下,界面脱黏变形和混凝土破碎变形同时存在,随着应变率的增加,裂纹往界面处累积、拓展,界面起到了能量缓冲的作用,此时含黏结界面混凝土的动态抗压强度、DIF随应变率的增加保持不变,而峰值应变和冲击韧性随应变率的增加而增加.

(4) 所建立的基于Weibull分布的含黏结界面混凝土的本构模型,与试验结果吻合较好,尤其对峰前应力应变有很好的匹配性,但是对峰后应力应变存在一定的局限性,其模型参数m代表了混凝土材料的延性,而且与失效模式和应变率密切相关:界面分离失效模式下,m随应变率的增加迅速增加;整体破碎失效模式下,m随应变率的增加缓慢增加.

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