結(jié)題報(bào)告超高韌度水泥基材料uhtcc在結(jié)構(gòu)抗震加固中應(yīng)用研究

第1章緒 研究的背 震損混凝土結(jié)構(gòu)加固方法研 混凝土與修復(fù)材料的粘結(jié)界面研 本課題主要研究內(nèi) 第2章UHTCC修復(fù)震損鋼筋混凝土剪力墻擬靜力試 研究內(nèi) UHTCC修復(fù)震損剪力墻擬靜力試 剪力墻BZ2與R-BZ2試驗(yàn)結(jié)果對(duì) UHTCC與混凝土粘結(jié)界面斷裂試 本章小 第3章基于擴(kuò)展有限元的含界面試件的斷裂模 研究內(nèi) 混凝土楔入劈拉試件的斷裂模 含界面的混凝土試件斷裂模 UHTCC與混凝土粘結(jié)界面的斷裂模 UHTCC修復(fù)震損鋼筋混凝土剪力墻的模 本章小 主要結(jié) 參考文 .............................................................................................1181，眾所周知是建筑物最大的潛在之一。近幾年來中國發(fā)生的一（2008（2010（2013（2013，28分04秒，汶川、北川發(fā)生里氏8.0級(jí)，震中位于汶川縣映秀鎮(zhèn)（東31.0°，傷，17923人，4624萬人受災(zāi)造成的直接經(jīng)濟(jì)損失8452億元。之一，被稱為“汶川”[1]。2010年4月14日07時(shí)49分，青海省玉樹自治州玉樹縣（33.2°N，96.6°E）發(fā)生7.1級(jí)，震源深度14km，宏觀縣、治多縣和省石渠縣，人口約220000人。玉樹給災(zāi)區(qū)人民生命造成重大損失，遇難2698人，270人。居民住房大量倒塌，學(xué)校、醫(yī)院等樹自治州玉樹、稱多、治多、雜謙、曲麻萊縣和省甘孜自治72735862人。此次為里氏7.1級(jí)特大淺表[2]。2013年4月20日8時(shí)02分省雅安市蘆山縣（北緯30.3，東經(jīng)103.0）發(fā)生7.0級(jí)。震源深度13公里。震中距約100公里。截至2013年4月24日10時(shí)，共發(fā)生余震4045次，31035.715212500截至24日14時(shí)30分共計(jì)造成196人21人，11470人受傷[3]2013年7月22日07時(shí)45分在省定西市岷縣、漳縣交界（北緯34.5度，經(jīng)104.2度）發(fā)生6.6級(jí)，震源深度20千米。截至23日3時(shí)統(tǒng)計(jì)，此次6個(gè)市（州）26個(gè)縣（區(qū)303個(gè)鄉(xiāng)（鎮(zhèn)、47.74萬人受災(zāi)；因?yàn)?zāi)89人，因?yàn)?zāi)受傷629人；緊急轉(zhuǎn)22.531.185.082.477.244.7813.80萬間[4]房屋的抗震設(shè)計(jì)進(jìn)行了和建議[5-24]。我國《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范（GB50011-2010）[25]明確基本的抗震設(shè)防目標(biāo)：當(dāng)?shù)陀诒镜貐^(qū)抗震設(shè)防烈度的多遇影響時(shí)，主體結(jié)構(gòu)不受損壞或不需修理可以繼續(xù)使用；當(dāng)相當(dāng)于本地區(qū)抗震設(shè)防烈度的設(shè)防影響時(shí)，可能發(fā)生損壞，但經(jīng)過一般性修理仍可繼續(xù)使用；當(dāng)高于本地區(qū)抗震設(shè)防烈度的罕遇影響時(shí)，不致倒塌或發(fā)生危及生命的嚴(yán)重破壞。雖然在中，在極震區(qū)實(shí)際烈度高出抗震設(shè)防烈度3~4度（動(dòng)強(qiáng)度超出預(yù)計(jì)的10倍）的情況下，除了極個(gè)別建筑物外，絕大多數(shù)建筑經(jīng)過抗震設(shè)防、特別是在1990年后設(shè)計(jì)建造的建筑表現(xiàn)良好，即使水準(zhǔn)抗震設(shè)防目標(biāo)而在“89規(guī)范”之前的建筑物多數(shù)嚴(yán)重破壞直至倒塌[16]。根據(jù)這一情況汶川震后按照不同結(jié)構(gòu)形（砌體結(jié)構(gòu)木結(jié)構(gòu)框架剪力墻結(jié)構(gòu)等（使用功能等進(jìn)行建筑震害情況的和統(tǒng)計(jì)為了及時(shí)對(duì)區(qū)房屋進(jìn)行應(yīng)急評(píng)估，震后建筑結(jié)構(gòu)的破壞程度被分為4個(gè)等級(jí)[13]（1）可以使用，即結(jié)構(gòu)的承損傷的非結(jié)構(gòu)構(gòu)件不會(huì)造成對(duì)生命和的（2加固后使用即承重結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)構(gòu)件不穩(wěn)定，對(duì)生命和產(chǎn)生（3）停止使用（4立即拆除即承重結(jié)構(gòu)發(fā)生非常嚴(yán)重的損傷隨時(shí)可能發(fā)生倒塌西南交通大學(xué)、交通大學(xué)土木工程結(jié)構(gòu)組[13]按照上述等級(jí)對(duì)主要災(zāi)區(qū)1-113。19781979-1989-2002由于多發(fā)于鄉(xiāng)鎮(zhèn)及農(nóng)村地區(qū)，以砌體結(jié)構(gòu)居多，大多數(shù)抗震經(jīng)過正規(guī)抗震設(shè)計(jì)的鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)所損傷較輕，表明按現(xiàn)對(duì)設(shè)防和未設(shè)防的房屋的易損性進(jìn)行分析經(jīng)過抗震設(shè)防的房屋要比抗震設(shè)格按照抗震規(guī)范進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)能夠保證建筑承受相應(yīng)作用建筑抗震規(guī)范是僅能夠節(jié)約大量重建，對(duì)加快震區(qū)生產(chǎn)、生活秩序的恢復(fù)具有更為積極的作撐計(jì)劃課題（2009BAJ28B02）——震損建筑的抗震鑒定加固研究開始啟動(dòng)。課題的總體目標(biāo)是通過研究震損建筑的抗震鑒定加固，實(shí)質(zhì)性提高我國建設(shè)工程領(lǐng)域抗震防災(zāi)的水平，完善我國建筑安全設(shè)計(jì)的體系，固修復(fù)工作，盡快恢復(fù)災(zāi)區(qū)重建生產(chǎn)生活秩序，減輕帶來的社會(huì)影響，最大限度降低發(fā)生時(shí)的傷亡及損失，減小帶來的經(jīng)濟(jì)與社會(huì)影響。本文主要市工程結(jié)構(gòu)新技術(shù)開放課題（2013-KF03）——震損建筑的抗震鑒定加固研究項(xiàng)目重點(diǎn)研究震損混凝土結(jié)構(gòu)的抗震加固外包鋼套法[115,116]或高性能增強(qiáng)材料進(jìn)行加固[41-44]。FRP加固技術(shù)不失為一種快（ES1462003）對(duì)FP用于混凝土結(jié)構(gòu)加固進(jìn)行指導(dǎo)[31]。通過適當(dāng)?shù)募庸淘O(shè)計(jì)和施工，被加固構(gòu)件（包括預(yù)震損構(gòu)件[17]，加固方法是否適用于不同震損程度的混凝土結(jié)構(gòu)[18]也沒有涉及；因?yàn)樵斐傻幕炷灵_裂或壓碎如果沒有采用相應(yīng)FPFP端FPFP的效果大打折扣[39]FP起鼓[3619]而影響FRP潛力的發(fā)揮。ACI440.2R-020.25mm時(shí)，會(huì)造成纖維剝落或者纖維受壓屈曲而影響外貼纖維系統(tǒng)的性能于的環(huán)境中[40]FRP的加固效果，對(duì)于其他本文基于以上目的，重點(diǎn)研究震損混凝土的修復(fù)與加固技術(shù)，主要研究UHTCC材料用于震損混凝土結(jié)構(gòu)的修復(fù)效果，形成并提出新的震損混凝土處理高延性纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料（Ultra posties,UHTCC）[45]作為一種新型材料備受關(guān)注，國內(nèi)稱為，（ltrahightoughnesmentitiousompoit,TCTC材料在少摻量纖維（2.5％）2TC彈性3TC100μm使在拉伸應(yīng)變達(dá)到百分之幾的情況下開裂的TC仍能幾乎和完好混TCTC的結(jié)構(gòu)除了具有抗坍塌能力還具有高損傷承受能力破壞后的殘余裂縫寬度很小，能夠極大減少后的修補(bǔ)費(fèi)用[46]。正如FP材料其擁有的力學(xué)性能而被廣泛應(yīng)用于混凝土的加固工程韌性水泥基復(fù)合，下面將介紹UHTCCUHTCCUHTCC修復(fù)混凝土結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)研2.5%，硬化后的復(fù)合材料應(yīng)具有顯著的應(yīng)合料以及短纖維。UHTCC根據(jù)使用纖維可分為聚乙烯纖維增強(qiáng)UHTCCUHTC（PA-UHTCCUHTCCUHTCC。在上述幾種纖維中，碳纖維增強(qiáng)UHTCC由于碳纖維在攪拌過程中極其容易折斷，造成復(fù)合材料無法充分利用纖維本身的高強(qiáng)度和高彈模，對(duì)應(yīng)UHTCC的應(yīng)變能力要較PE-UHTCC和PVA-UHTCC小得多，最大僅為0.9%[48]。由于受纖維長細(xì)比等因素的限制，鋼纖維增強(qiáng)UHTCC最大受拉應(yīng)變能力僅為0.5%左右[49]。而PE-UHTCC和PVA-UHTCC3%以上，在相同纖維體積摻量下，PE-UHTCCPVA-UHTCC略大的應(yīng)變能力，其抗壓強(qiáng)度也比后者PE纖維的價(jià)格是同體積PVA纖維的八倍[50]從性能-成本效益角度出發(fā)，顯然PVA-UHTCC更具有推廣價(jià)值。，為滿足抗震的需要，UHTCC高性能材料被推廣使用。使用UHTCC的結(jié)構(gòu)除了具有抗坍塌能力，還具有高損傷承受能力破壞后的殘余裂縫寬度很小，這樣能大大減少后的修補(bǔ)費(fèi)用[51]。關(guān)于配筋UHTCC的耐損傷行為已UHTCC具有很好的抗震性及最小的震后修補(bǔ)費(fèi)用。值得注意的是配筋UHTCC還剪應(yīng)力下的高延性行為高能量吸收行為、，配筋UHTCC的抗剪、抗震性能研是直接提高剪切性能。Li[52]采用Ohno梁研究UHTCC（SPUHTCC、鋼纖維（PC（RC的剪切性能。試驗(yàn)結(jié)果表明，SPUHTCC最高的剪切應(yīng)變能力，而鋼纖維UHTCC具有最高的剪切強(qiáng)度，SPUHTCC5.09MPa，高于普通混凝土及鋼纖維混凝土（SFRC）的值，基本相當(dāng)于腹筋配筋率0.75%的RC梁的剪切剛度。UHTCC在剪切應(yīng)力條件下承受斜拉力而呈多縫開裂，UHTCC的1-1Ohno圖1-2Ohno剪切驗(yàn)結(jié)Kanda[53]進(jìn)行了UHTCC短低周往復(fù)荷載作用下的剪切性能研究下1-3為剪切梁加載示意圖及各-位移骨架曲線對(duì)比圖文章著重研究了剪跨（0.51、橫向鋼筋以及不同的混凝土材料（UHTCC、RC）對(duì)短梁的剪切性能的影響。短梁出現(xiàn)剪拉破壞時(shí)，相比于混凝土梁，UHTCC梁的承載能力提高50%200%；短梁出現(xiàn)剪壓破壞時(shí)，相比于混凝土梁，UHTCC梁50%UHTCC梁仍然表現(xiàn)出延性破壞，UHTCC與橫向鋼筋的聯(lián)合使用能有效提高短梁的抗剪能力。在相同變形的情況下，UHTCC裂縫細(xì)密，數(shù)量為R/C4倍，這與單軸受拉的現(xiàn)象吻合。UHTCC裂縫相對(duì)易于修補(bǔ)，防剝落與保護(hù)層保護(hù)性能也比較好，剪切件示意圖 (b)各-位移骨架曲線對(duì)比圖1-3剪切梁加載示意圖及結(jié)果R/UHTCC (b)R/C1-4UHTCC（對(duì)角鋼筋和其上的箍筋作為對(duì)比試件1采用HPFRCC澆筑的只有豎向與橫向鋼筋的試件2、采用HPFRCC澆筑的有對(duì)角鋼筋的試件3（對(duì)角鋼筋上沒有箍筋）以及采用鋼纖維混凝土澆筑的對(duì)角鋼筋彎折在范圍內(nèi)的試件4，后3個(gè)1-5。(a)Specimen (b)Specimen1-5HPFRCC鋼筋的屈曲和拉斷。通過滯回曲線可以得知，按照目前的配筋方式，試件1受力0.5%前，連梁仍處于彈性階段，在高轉(zhuǎn)角度加載下，對(duì)角鋼2%1223的變形HPFRCC材料對(duì)角抗拉承載力的喪失導(dǎo)致正向加載承載力的突降，隨著加載的進(jìn)行，裂縫寬度不斷加大，HPFRCC不能4%4采用鋼纖維3混凝土構(gòu)件的慢。文章結(jié)論表明HPFRCC材料相比于常規(guī)的混凝土超強(qiáng)的損傷度HPFRCC材料代替普通混凝土并采用簡化的對(duì)角鋼筋的試件就能1-6試件剪力-Prronteinos和ight[55]研究了采用TC局部代替混凝土作為框架邊TCTC4~5條交叉裂3.9%TC5%TCTC50%TC優(yōu)良的抗剪切能力。1-7UHTCC5.0%[56]對(duì)鋼筋增強(qiáng)UHTCC構(gòu)件在低周反復(fù)荷載作用下的性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。文章主要研究了在受彎構(gòu)件中采用UHTCC取代混凝土、有無橫向鋼筋以及有無軸壓比等因素對(duì)構(gòu)件性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，盡管在UHTCC柱中逐步下降，剛度迅速降低。但是對(duì)于UHTCC柱，由于UHTCC與縱筋能夠在非以及保護(hù)層剝落現(xiàn)象。UHTCC具有的優(yōu)良剪切性能能夠?yàn)榧羟锌沽σ蟛桓叩臉?gòu)件提供足夠的橫向約束抗力而且在荷載作用下UHTCC柱不僅能夠耗散混凝土剪力墻的常規(guī)修復(fù)與加固方剪力墻作為結(jié)構(gòu)的主要抗側(cè)力構(gòu)件主要抵抗作用或者風(fēng)荷載作用在結(jié)后發(fā)現(xiàn)[57]，剪力墻都不同程度的破壞，對(duì)剪力墻的修復(fù)與加固問題也章紅梅[58]采用不同粘鋼加固方式對(duì)鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行加固，通過擬靜力低周反復(fù)加載試驗(yàn)來研究粘鋼加固對(duì)剪力墻抗震性能的影響。試驗(yàn)設(shè)計(jì)6片鋼筋混凝土剪力墻，包括不經(jīng)加固的、只用水平形箍加固、用水平形箍和。[59]對(duì)分別采新老規(guī)范設(shè)計(jì)的3片剪力墻結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了偽靜力加載試驗(yàn)，對(duì)其中一片按照老規(guī)范設(shè)計(jì)的試件進(jìn)行了粘鋼加固。（32002中的邊緣約束構(gòu)件的要求的剪力墻采用在其端部粘貼力墻抗震性能進(jìn)行比較。剪力墻試件經(jīng)端部粘貼U形鋼板加固后，在破壞階段，按范設(shè)計(jì)的剪力墻相比，承載能力有提高，但是延性沒有提高。[0]針了混凝土的受壓變形性能。梅[6]提出用角鋼對(duì)剪力墻進(jìn)行加固的措施，通洪超[62,63]通過4片混凝土剪力墻的低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究了混雜FR（HFPR）1.5的中高剪力墻，21，豎向粘貼1層，然后橫向纏繞2層，全表面。加固后試件的破壞模式均為：只有在墻根截面處1條裂縫并貫穿發(fā)展，角部FRP由于混凝土壓酥而外鼓，最HFRP能有效延緩混凝土剪力墻剛度，就延緩剛度而言，HFRP加固低矮剪力墻回曲線變得更加豐滿，捏攏程度減弱，耗能能力有效增強(qiáng)良好的延性與片材的加固均能提高剪力墻的承載能力和延性。[65]通過4片軸壓比分別為0.3、0.33、0.33和0.4的剪力墻在水復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)，研究采用碳纖落和斷裂現(xiàn)象，破壞后，縱向鋼筋被壓成燈籠狀，有些縱筋被拗?jǐn)?。該試?yàn)采用碳纖維CFRP傷破壞，然后采用CFRP1-8所示。，1-8CFRP加固方案1-9加固后型鋼混凝土剪力墻的破壞情況1-10型鋼混凝土剪力墻加固前后滯回曲線Zhou[67]CFRP的纖維復(fù)合材料（carbon-fiberbasedpolymericmatrixcomposites,簡稱CarbonFlex）對(duì)震損剪力墻進(jìn)行了修復(fù)與加固。普通的FRPs由于其自身的脆性特征和較低的耗能能力難以達(dá)到對(duì)延性的要求。相關(guān)采用CFRPCFRP的剝離和脆性破壞使得剪力墻的延性增長沒有得到滿意的結(jié)果。而相比于普通的CFRP，這種纖維復(fù)合材料最大的CarbonFlex加固震損剪力1-11。交叉的對(duì)角布置的CarbonFlex80%，而反向承載力增長了43%；試件的初始剛度在正向加載方向能夠恢復(fù)80%，而在負(fù)向加載方100%50%。通過被加固試件的損傷情況可以發(fā)CarbonFlex能夠給受壓區(qū)混凝土提供更好的約束使之具有較高的損傷度和圖1-13剪力墻底部起鼓的混凝土被CarbonFlex在內(nèi)Antoniades[68]FRPs（CFRPGFRP）6片震損剪力墻進(jìn)行了修復(fù)與加固。剪力墻兩側(cè)邊豎向粘貼三層CFRP以提高墻體的抗彎能力在整個(gè)布置環(huán)形GFRPFRPGFRPCFRPUGFRP箍，U形鋼板法中，UFRPFRP對(duì)墻體底部混凝1-14各試件加固過程示意圖1-15剪力墻試件修復(fù)前后滯回曲線對(duì)比Li[69]片邊緣構(gòu)件缺少橫向鋼筋約束的剪力墻進(jìn)行了FRP加固。剪力墻試件FRPFRP，接著在邊緣構(gòu)件的全高豎向粘貼一層GFRP以提高抗彎能力，然后在邊緣構(gòu)件的全高水平向粘貼兩層GFRPU形箍以約束邊緣構(gòu)件，最后在剪力墻的前后兩面粘貼豎向、水平向的FRPGFRPFRP進(jìn)行錨固。在較大水平荷載作用下，加固構(gòu)件的剛度平均值還大于原構(gòu)件。在FRP的作用知，被加固試件的耗能要好于原構(gòu)件的耗能。在剪力墻底部的FRP錨固十分重1-16剪力墻試件修復(fù)后最終破壞情況Sintin[70]CFRP粘貼方式對(duì)剪力墻（sheardeficientwalls比例為1/2，高寬比為1.5。1個(gè)構(gòu)件為對(duì)比試件，其余4個(gè)構(gòu)件4種不同的1-17FRP加固試件示意圖Fiorto[71]種加固方式對(duì)受損剪力墻進(jìn)行了震損修復(fù)：a）將腹板混凝土進(jìn)行混凝土置換，厚度與原墻體厚度相同；b）將腹板混凝土進(jìn)行混凝土置換，厚度由原來的墻厚102mm增加至152mm；c）先將腹板混凝土進(jìn)行置，厚度增至152mm增加置換混凝土厚度和設(shè)置對(duì)角鋼筋能夠提高墻體的變形能力。粘鋼加固：采用不同的粘鋼加固方式能夠提高混凝土剪力墻的水平承載時(shí)墻體端部的錨固方式對(duì)混凝土剪力墻的破壞形式和承載力等性能指標(biāo)有比較纖維加固：針對(duì)震損剪力墻及抗剪能力設(shè)計(jì)不足的剪力墻，F(xiàn)RP加固技術(shù)不失為一種快速、有效的加固方式，但是由于FRP自身的線彈性力學(xué)特征、耗散能量較少、容易粘結(jié)失效、需要極好的錨固措施等因素影響了FRP效能的發(fā)揮。大多數(shù)震損修復(fù)、加固剪力墻的試驗(yàn)結(jié)果表明，經(jīng)過合理的FRP粘貼設(shè)計(jì)和良好的錨固設(shè)計(jì)，在破壞模式方面，F(xiàn)RP能夠有效約束剪力墻底部混凝土，延遲混凝土的壓潰；在承載力方面，F(xiàn)RP能夠恢復(fù)剪力墻的承載能力，包括抗彎UHTCC自身具有以下三個(gè)特點(diǎn)：a.UHTCC具關(guān)于UHTCC修復(fù)墻體的試驗(yàn)研究等[72]了擬靜力試驗(yàn)研究了2片未2UHTCCUHTCC面層加固的磚墻能有效限制墻體的開裂和損害，提高磚墻的延性和耗能后加固費(fèi)用。梁興文[73]CC應(yīng)用于剪力墻底部的塑性區(qū)，形成配筋UHTCC，并UHTCC增強(qiáng)的混凝土試UHTCC應(yīng)用于嚴(yán)重震損混凝土剪力墻的修復(fù)UHTCCUHTCC修復(fù)后極有可能體現(xiàn)a.b.UHTCC與鋼筋良好的變形協(xié)調(diào)性，提高腳部鋼筋的利用率。這樣的修復(fù)技修復(fù)材料的粘結(jié)界面問題，例如FRP加固混凝土構(gòu)件會(huì)存在混凝土與環(huán)氧樹脂裂縫問題，UHTCC修復(fù)震損混凝土構(gòu)件會(huì)形成UHTCC與混凝土的粘結(jié)界面問材料與修復(fù)材料之間的界面相（1-18。粘結(jié)界面在這三者中最為重要的，它RepairRepairsubstrateRepairedsubstrateInterfaceRepairedsubstrate1-18對(duì)于修復(fù)材料與被修復(fù)材料的界面性能研究，國 行了多方面的研究在國內(nèi)，1995年國家在基礎(chǔ)性研究重大項(xiàng)目（攀登計(jì)劃B）“重大土木及水利關(guān)鍵。本節(jié)在國內(nèi)外相關(guān)研究基礎(chǔ)上，對(duì)混凝土-UHTCC粘結(jié)界面以及混凝土與混凝土與UHTCC的界面試這種方法稱為界面裂縫捕捉機(jī)理（interfacecracktrapmechanism）[74]。這種裂縫擴(kuò)展阻力迅速提高。UHTCC材料正好滿足這兩項(xiàng)條件，具有較低的斷裂韌UHTCC作為一種修復(fù)材料對(duì)混凝土進(jìn)行修界面裂縫繼續(xù)發(fā)展的規(guī)律，UHTCC能夠發(fā)揮引導(dǎo)、控制裂縫的作用，并具有延GiGi時(shí)，界面裂縫發(fā)生偏轉(zhuǎn)。G 斷裂韌度；G為界面斷裂能率 為最大斷裂能率當(dāng)裂縫在 TC材料中捉不能繼續(xù)發(fā)展然后再轉(zhuǎn)入混凝土粘結(jié)界面及TC斷裂韌度TC發(fā)展，以此循環(huán)。Lim和Li[75-76]通過混凝土-UHTCC裂縫界面的對(duì)稱與稱四點(diǎn)彎曲圖1-26雙材料混凝土-UHTCC裂縫界面的對(duì)稱與稱四點(diǎn)彎曲件及T型四點(diǎn)彎曲件[75-77]41°41°02mmTCTCC裂縫撲捉機(jī)理（rktrpmehnim）的滿與相位角有密切的關(guān)系。因此Li[77]等重點(diǎn)了粘結(jié)界面的粗糙程度對(duì)混凝土罩面層系統(tǒng)(concreteoverlaysystem)的裂縫捕捉機(jī)理的影響。試件底部混凝土表面分為由鋸切割UHTCC與混凝土之41°~45°的受力狀態(tài)中，正好可以滿足裂縫發(fā)生偏向的條件（相位角為41°。試驗(yàn)結(jié)果表明，光滑粘結(jié)面的試件更好的應(yīng)變硬化UHTCCUHTCCUHTCC的優(yōu)勢(shì)的發(fā)揮。所以需要特別適當(dāng)?shù)脑嚰叽绾图虞d方式能夠使TC混凝土粘結(jié)界面處于某種受力環(huán)境中（比如相位角41°，正好可以滿足裂縫發(fā)生偏向的條捕捉界面發(fā)展T混凝土粘結(jié)TCTCC用于TCT混凝土粘結(jié)界面的粗糙度和處理措施進(jìn)行詳細(xì)。TC能夠發(fā)揮界面裂縫捕捉機(jī)理而將裂縫進(jìn)行捕、韌性水泥基復(fù)合材料（TC）與既有混凝土的粘結(jié)界面性能，國內(nèi)學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究。程紅強(qiáng)[78]ZZ粘結(jié)。王楠[79]通過韌性水泥基復(fù)合材料（TC）與既有TC澆筑方位等因素對(duì)該兩種材料粘結(jié)劈拉強(qiáng)度粘結(jié)剪切強(qiáng)度的影響該的試驗(yàn)研究結(jié)果表明在相同的澆筑條TC與既有混凝土粘結(jié)劈拉強(qiáng)度和粘結(jié)剪切強(qiáng)度的影響趨（隨既有混凝土粘結(jié)面粗王冰[80]TC（TCTTCTCHTC與老混凝土的機(jī)械咬合與錨固提高了TC與老混凝土之間的機(jī)械咬合力和力從而改善界面粘4.03mm大致呈線性關(guān)系，但當(dāng)粗糙度達(dá)到4.93m之后，界面的粘結(jié)抗拉強(qiáng)度略低于4.03mm細(xì)微裂縫，造成基體的損壞，從而削弱界面。雙材料界面的斷裂性能的參數(shù)表1-4為上文文獻(xiàn)中混凝土與其他材料粘結(jié)楔入劈拉試件、夾心三點(diǎn)、四點(diǎn)彎曲件、雙材料三點(diǎn)、四點(diǎn)彎曲件均被而界面力學(xué)多基于彈性力學(xué)理論，眾所周知，由于斷裂過程區(qū)的存彈性斷K斷裂模型采用起裂斷裂韌度與失穩(wěn)斷裂韌1-4Rasmus鋼-modeChandramode

mode 斷裂modeDenvid

mixed

mode 斷裂Y.M.Lim[76] 雙材料四點(diǎn)彎曲梁mixedmode QiaoPi[86] modeⅠ modeⅠ 本課題重點(diǎn)研究韌度水泥基材（UHTCC）在結(jié)構(gòu)抗震加固中的應(yīng)用，UHTCC修復(fù)嚴(yán)重震損鋼筋混凝土剪力墻擬靜力試UHTCC與混凝土粘結(jié)界面的Ⅰ型斷裂性能、基于UHTCC修復(fù)震損混凝土剪力墻進(jìn)行模擬分析。采用UHTCC修復(fù)了嚴(yán)重震損的鋼筋混凝土剪力墻。首先對(duì)剪力墻進(jìn)行了筋的局部置換、UHTCC置換等工作，隨后進(jìn)行了再次擬靜力試驗(yàn)，對(duì)比剪力墻 差異，綜合評(píng)價(jià)UHTCC用于剪力墻抗震性能修復(fù)的效用；采材料楔入劈拉UHTCC置換混凝土對(duì)剪力墻抗震性能的影響以及UHTCC與混凝土粘結(jié)界面的力學(xué)性能對(duì)剪力2UHTCCTCTCTC應(yīng)用于震損CTCCTC修復(fù)后極有可能體現(xiàn)以下特征（1能夠恢復(fù)或者提高剪力墻的承載能力（2性破壞轉(zhuǎn)化為延性破壞（3提高墻體的耗能能力（4TCTCUHTCC在RC剪力墻抗震性能修復(fù)中的應(yīng)用效果，本章先對(duì)一片UHTCC的局部置換、UHTCC澆筑等工作，隨后進(jìn)行了再次擬靜力試驗(yàn)，對(duì)比剪力墻的展模式破壞模式差異承載能力耗能能力剛度鋼筋效用發(fā)揮等方面，UHTCCUHTCC修復(fù)及再次擬靜力試驗(yàn)，并將前試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行適當(dāng)?shù)?，特此說明。根據(jù)前期的剪力墻試驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，UHTCC與混凝土之間的粘結(jié)界面性能影材料楔入劈拉試件研究不同粗糙度的UHTCC試件設(shè)C剪力墻Z22-1[90]21[88,89]。2-1BZ2尺寸及配筋示意圖2-1試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷湫蛥?shù)表暗柱縱 軸力率率率率率率BZ-

配 配

30配合比為水泥：沙子：細(xì)石：水1：1.55：3.1：0.51425#10mm注時(shí)采用式振搗器振搗室內(nèi)自然養(yǎng)護(hù)28天預(yù)制的六個(gè)棱柱體試塊試塊與模型在同條件下養(yǎng)護(hù)通過混凝土受壓試驗(yàn)測(cè)40.1p30244p。所用鋼HRB335HRB3352-2下的連接強(qiáng)度。修復(fù)的鋼筋為Φ12，屈服應(yīng)力與極限應(yīng)力見下表2-3。2-31233m4m5m6m2224為搭接與對(duì)接試件的和破壞情況通過比較可以可知對(duì)接焊接的強(qiáng)5m~6m5m~6m。a) b)c) d)2-23—3—3—3—33—4—4—44—5—5—55—6—6—66—連接方 鋼筋搭接長度 2-3。a.鋼筋屈曲部分切除b.底部鋼筋置換焊接c.上部鋼筋置換焊接2-3鋼筋置換焊接示意圖UHTCC2-4b所示。試件澆筑好后，在室內(nèi)自然養(yǎng)56天后進(jìn)行再次擬靜力試驗(yàn)。經(jīng)UHTCC修復(fù)后的試件命名為R-BZ2。a.鋼筋置換及混凝土清除后的試件正面 b.UHTCC澆筑后的試件正面圖圖2-4鋼筋置換及UHTCC澆筑后的試件正面圖UHTCC的配比見文獻(xiàn)[91]UHTCC2-5UHTCC的PVA2-4拉應(yīng)拉應(yīng)力210 拉應(yīng)變2-5UHTCC拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線2-5PVA纖維各項(xiàng)性能指標(biāo)纖維名 長度纖維名 長度直徑/10-伸長率7加載制TC(SE3818動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)中可確定若干個(gè)控制點(diǎn)通過計(jì)算機(jī)進(jìn)行實(shí)時(shí)擬靜26。2-62-7。初次初次試再次試0加載次序2加載加載轉(zhuǎn)角0---2-7a.位移計(jì)布置圖 b.鋼筋應(yīng)變片布置圖圖2-8試件位移計(jì)及鋼筋應(yīng)變片安裝示意個(gè)位移計(jì)（7,8,91（10，同時(shí)在支座處1（154個(gè)位移計(jì)（1,,3,，以測(cè)定墻片的豎向位移（變形TC與底座混凝土的界面開裂情況，安裝兩個(gè)位移計(jì)（1,12（13142（56（S1~S628。剪力墻BZ2R-BZ2試驗(yàn)結(jié)果對(duì)破壞情況對(duì)Z245Z22-9所示。經(jīng)TC修復(fù)后的剪力墻Z2210aA位置（施加正向推荷載時(shí)）D位置（施加負(fù)向拉荷載時(shí)）TCT，B，兩者相比，AB更為明（210gTC粘結(jié)界面位置有豎向裂縫。隨著荷載的不斷施加，A位置粘結(jié)面處鋼筋發(fā)生屈曲，將作為保護(hù)層的TCTCC保護(hù)層脫落，最終，粘結(jié)界面處鋼筋發(fā)生平面外屈TC粘結(jié)界面出現(xiàn)，并形成交叉的斜向裂縫，最終剪力墻-BZ2因界面處鋼筋的屈曲而破壞。腳UHTCC出現(xiàn)壓潰局部鋼筋的屈曲依靠UHTCC與鋼筋良好的變形協(xié)調(diào)性，a)試件BZ2正 圖2-9BZ2初次擬靜力試驗(yàn)后的破壞情況DDDAABCCB試件R-BZ2正 b)試件R-BZ2背AAABCc)A部位鋼筋屈曲正 BCe)B部位混凝土斜裂 f)C部位混凝土豎向裂g)2-10R-BZ2滯回曲試驗(yàn)采用(SE)機(jī)所提供的力以及加載梁中心點(diǎn)水平位移計(jì)的位移得到相應(yīng)構(gòu)件的滯回曲線。下圖21212為剪力墻Z2及修復(fù)后剪力墻Z2的滯回曲線比較。BZ2S形，而試件R-BZ2隨變形的加大，滯回環(huán)更為明顯的捏攏效應(yīng)，這是因?yàn)槔w維0---05-水平0---05-水平位移---0-50- 水平位移-R-骨架曲水平荷載水平荷載--骨架曲---0---00---0位移---R-水平荷載2-12BZ2R-BZ2骨架曲BZ2與試件R-BZ22-13。相比于試件BZ2，試件R-BZ2具有較低的承載能力，正、反向承載力67%、97%；試件Z2正向承載力大于負(fù)向承載力，而試件-Z2正向承載力明TC界面形成了更為，導(dǎo)致承載力的降低；另外墻體邊緣豎向鋼筋被部分置換后，0---00---0-水平位移--R-水平荷載2-13BZ2R-BZ2割線剛因此試件剛度的衰率也是一個(gè)值得研究的重要指標(biāo)從試驗(yàn)得到滯回曲線關(guān)試件的剛度用割線剛度來表示，割線剛Ki

式中FiFi——分別為試驗(yàn)正向加載第i次峰點(diǎn)荷載值、負(fù)向加載第i次峰點(diǎn)荷載值ii——分別為試驗(yàn)正向加載第i次峰點(diǎn)荷載值對(duì)應(yīng)的位移、負(fù)向加載第i次峰點(diǎn)荷載值對(duì)應(yīng)的位移。剛度變化。試件BZ2R-BZ22-14。與試件BZ2相比，試件R-BZ2UHTCCBZ2R-BZ2的割線剛度隨著水平的繼續(xù)增加而不斷下降；試件R-BZ2割線剛度下降速率明顯要小于試件BZ2。R-R-剛度剛度0 水平位移2-14BZ2R-BZ2延性分85％最別為極限荷載和極限位移由上節(jié)得到的骨架曲線采用[92]屈服位2-6。2-6屈服階段219.80kN峰值階段269.49kN極限階段269.49kN屈服階段157.09kN峰值階段180.41kN極限階段173.70kN-----------2-6BZ2R-BZ2的正向加載及反向加載時(shí)的位移延性系數(shù)通過比較可知正向加載時(shí)BZ2與試件R-BZ2的位移延性系數(shù)分別為1.60，2.851.78倍，反向加載時(shí)，BZ2R-BZ2的位移延性系數(shù)2.48，3.171.28R-BZ2的延性要明顯好于試件BZ2。鋼筋應(yīng)變分正向加2-15BZ2正向加a.鋼筋應(yīng)變片粘貼位置示意圖b.鋼筋應(yīng)變片粘貼示意圖2-15R-BZ2鋼筋應(yīng)變片粘貼位置及粘貼示意圖2-162-17R-BZ2BZ2相同位置鋼筋應(yīng)變隨荷載變BZ2的腳部豎向鋼筋在較低的荷載下（混凝土開裂后）就開始發(fā)UHTCC承擔(dān)；0---0- 應(yīng)變---BZ2-0---0應(yīng)變---BZ2-水平荷載水平荷載Z22000個(gè)微應(yīng)變左右，較小且多為梭形，耗散的能量不大，而S5~S6的荷載S0---0- 應(yīng)變---BZ2-0---0應(yīng)變---BZ2-水平荷載水平荷載0---00---0-應(yīng)變----0- - 0 - 應(yīng)變----R-BZ2-水平荷載水平荷載0--0---0應(yīng)變---R-BZ2-0--0-應(yīng)變----R-BZ2-水平荷載水平荷載 R-BZ2-R-BZ2-R-BZ2- 0- - -應(yīng)變R-BZ2-R-BZ2-R-BZ2--

0- - - -應(yīng)變--00- - - -應(yīng)變----R-BZ2-0---0-應(yīng)變----R-BZ2-水平荷載水平荷載水平荷載水平荷載- -- -2-17R-BZ2S1~S3、S4~S6結(jié)合剪力墻R-BZ2UHTCC與混UHTCC與鋼筋的良好的變形協(xié)調(diào)能力和自身具有較強(qiáng)的變形能力推測(cè)剪力墻應(yīng)該還具有更好的UHTCCUHTCCR-BZ2的試UHTCC耗能分了剪力墻試件BZ2與試件R-BZ2在每級(jí)荷載下的耗散的能量及累積耗能，見圖R-R-2耗能耗能10 水平位移2-18BZ2R-BZ2R-R-累積累積耗能50 水平位移2-19BZ2R-BZ2在加載的初期，剪力墻試件BZ2R-BZ2的耗能相差不大，隨后UHTCC此時(shí)并沒有退出工作，鋼筋與UHTCC發(fā)揮同等的效用；R-BZ2UHTCC修復(fù)震損剪力墻擬靜力試驗(yàn)的結(jié)UHTCC破壞，強(qiáng)度嚴(yán)重，屬于脆性破壞；采用UHTCC材料修復(fù)后的試件在破壞時(shí)UHTCC修復(fù)后的剪力墻較之原試件，剪力墻的承載能力基本得到UHTCCUHTCC與混凝土粘結(jié)界面的處理。UHTCC修復(fù)震損剪力墻擬靜力試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果來看，UHTCC與混凝土的粘結(jié)界面的性能對(duì)UHTCC修復(fù)效果有較大的影響，而且當(dāng)UHTCC用于修復(fù)粘結(jié)界面的粗糙度和處理措施進(jìn)行分析。本節(jié)采材料楔入劈拉試驗(yàn)研究UHTCC與混凝土粘結(jié)界面的Ⅰ型斷裂性能，重點(diǎn)研究粗糙度對(duì)界面破壞模式以雙材料試件設(shè)計(jì)及楔入劈拉rθΩx1G2,PP不同于混凝土斷裂問題，雙材料楔入劈拉試件涉及到兩種材料：UHTCC與混凝土（圖2-20a），其彈性模量和泊松比均不同，對(duì)于這種問題，需要采用界20brθΩx1G2,PPa.雙材料楔入劈拉試件 b.界面裂縫偏折示意圖圖2-20雙材料楔入劈拉試件與界面裂縫偏折示意圖2-20aUHTCC材料，UHTCC28天后進(jìn)行楔入劈拉試驗(yàn)。C30商品混凝土同批次澆筑?；炷翞榧?xì)石混凝土，配合比為自然養(yǎng)護(hù)28天。UHTCC材料按照一定攪拌順序進(jìn)行攪拌，并與剪力墻所用UHTCC同批次澆筑。本文共設(shè)置5組試件（2-7，即為1組混凝土楔入劈拉試件、1UHTCC楔入劈拉試件、3組不同粘結(jié)界面粗糙度的雙材料楔入劈拉2-7EC-EC-EC-EC-EC-EC-a.clip-on3precastPclip-onclip-on3precastPclip-ona.雙材料楔入劈拉試件尺寸圖 b.試件加載示意圖圖2-21雙材料楔入劈拉試件尺寸及加載示意圖（單位：mm）1000kN的電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，加載示意圖如圖2-21b所示，利用動(dòng)靜態(tài)系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)。劈拉試驗(yàn)中在預(yù)制裂10mm（CMOD2000N0.15mm/minUHTCC20N/s2000N，然后0.2mm/min，至試驗(yàn)結(jié)束；雙材料試件試驗(yàn)中控制試驗(yàn)10N/s1000N，然后以位移控制，加載速0.10mm/min，至試驗(yàn)結(jié)束。UHTCC與混凝土試件的楔入劈拉試驗(yàn)結(jié)UHTCC（圖22aUHTCC試件的斷面圖可以看出，對(duì)于沒有纖維的純水泥漿試件（無纖維材料的UHTCC試件，其破壞過程與混凝土試件相同，但是更為明顯的脆性特征。通過UHTCC及混凝土試件的P-CMOD曲線可知，UHTCC材料的彈性模量小于混凝土的彈性模量，這是因?yàn)閁HTCC材料沒有粗骨料；UHTCC、混凝土與純水泥漿試件的峰值荷載分別為12kN、9kN4kN左右，UHTCC試件在超過峰值荷載后，仍有非常好的延性，CMOD不斷增大而承載力保持基本不變，而混凝土試件、純水泥漿試件在峰值荷載后承載力迅速下降，延性較差。圖2-23~2-25為UHTCC及混凝土試件的P-CMOD曲線。HTC多裂開裂模式 b.HTC件斷面圖c.NUHTCC裂縫開裂模式 d.NUHTCC試件斷面圖圖2-22UHTCC試件多裂縫開裂模式及斷面圖86420 2-23UHTCCP-CMOD8620 2-24P-CMOD6420 2-25UHTCCP-CMOD雙材料楔入劈拉試驗(yàn)UHTCCUHTCCUHTCC的粘結(jié)面是混凝土-UHTCC面上，纖維的殘余量存在不同，由圖2-26可見，最粗糙面與次粗糙面試件的纖UHTCCUHTCC中的基體填充至既有混凝土界面處空隙并C-S-H凝膠、C-H晶體等，產(chǎn)生了機(jī)械咬合力、力和界面化學(xué)作用力。UHTCC與既有混凝土兩者間接觸面積和界面UHTCC材料在界面處的化學(xué)物理反應(yīng)越充分，UHTCC材料的可能性就越大，所以纖維的殘2-2627是隨著裂縫張開口位移的增大而緩慢減?。欢鴮?duì)于純水泥漿雙材料試件（3漿楔入劈拉試件（試件NUHTCC-6）的相同，而對(duì)于最光滑界面試件NS-6，具有更低的P-CMOD曲線下降段。543210 543210

R-R-R-R- S-S-S-S-S-S-NS-210 2-27P-CMOD，根據(jù)試驗(yàn)獲得的P-CMOD曲線 結(jié)果列于表2-8。， KIc f()(14)BD1/式中，相對(duì)縫長a0Da0BD分別為預(yù)制裂縫長度、試件厚度、試件5-8界界界RR-R-S-R-S-RR-S---RR-R-S---RR-R-S---RR-R-注：極限荷載的單位為kN；斷裂韌度的單位為MPa.m1/2CMOD的單位為mm通過表2-84.16kN、4.04kN、2.37kN，斷裂韌度平均值分別為0.37MPa.m1/2、0.36MPa.m1/20.24P.m12，峰值荷載與斷裂韌度隨著界面粗糙度降低而不斷減小，而光滑面228拉試件T6，經(jīng)計(jì)算得到其峰值荷載與斷裂韌度分別為.78kN、0.42P.m122-3S6的相應(yīng)荷載值為3.80kN、3.78kN2.43kN0.34MPa.m1/20.34MPa.m1/20.22MPa.m1/2。UHTCC試件，UHTCC與混凝土的粘結(jié)界面為兩者結(jié)合UHTCC對(duì)裂縫的捕捉，但其有利的地方在于，粘峰值峰值荷載

yy=-0.115x+R2=(峰值荷載 試

線性y=-0.004x+R2= 試(a)峰值荷 (b)yy=-0.008x+R2=斷裂韌線性(斷裂韌度斷裂斷裂韌度 試件(c)2-28峰值荷載、CMODTCTC621010°給定的相位角，按圖2-9得到G =0.898。由上文可知，UHTCC的基體斷韌度為0.34MPa.m1/2，根據(jù)公式（2-48），可以計(jì)算得到界面斷裂韌度i0.31P.m12時(shí)，界面裂縫將發(fā)生偏折。如果采用裂縫偏折判斷條件，并根4-8但是從界面破壞和偏折破壞的綜合評(píng)價(jià)上講[94]，當(dāng)裂縫有向較強(qiáng)材料（混凝土（TC）一側(cè)偏折的傾向時(shí)，如果相位角較?。雌燮茐牡慕嵌容^小，則先達(dá)到界面破壞準(zhǔn)則，產(chǎn)生界面破壞，如果相位角較大（即偏折破壞的角度較大，則先達(dá)到偏折破壞準(zhǔn)則，將會(huì)發(fā)生偏折破壞。從本文的試驗(yàn)結(jié)果可TCTC或者混凝土的參數(shù)值的原因。微，然后再澆筑UHTCC形成粘結(jié)界面，試驗(yàn)測(cè)得的UHTCC-混凝土粘結(jié)界面斷裂韌性隨相位角的增大而提高，斷裂韌性與相位角的函數(shù)關(guān)系如下圖2-29根據(jù)UHTCC與混凝土粘結(jié)機(jī)理可以認(rèn)為增大界面粗糙度將會(huì)提高界面斷裂韌性(0)，那么按照公式（2-51）可以得到不同粗糙度下的粘結(jié)界面斷裂韌性與相位角的關(guān)系。假設(shè)(0)1、(0)2、(0)3、(0)4、(0)5為不同界面粗糙度下（從光滑粘結(jié)界面到粗糙粘結(jié)界面）相對(duì)應(yīng)的斷裂韌性，滿足(0)1(0)2(0)3(0)4(0)5，然后可以得到不同粘結(jié)界面相對(duì)裂縫驅(qū)縫驅(qū)動(dòng)力曲線相交，產(chǎn)生的交點(diǎn)橫坐標(biāo)為2、3、4，為滿足界面裂縫偏出相位角，滿足234。由于(01、(05相對(duì)應(yīng)的相對(duì)裂縫擴(kuò)展阻力曲線折。而對(duì)于界面韌性為(0)2、(0)3、(0)4的試件，可以發(fā)現(xiàn)，隨著界面韌度時(shí)，界面裂縫在加載過程中（比如在低周反復(fù)水平荷載作用下）易于偏向UHTCCUHTCC的裂縫偏向與捕捉機(jī)能的實(shí)現(xiàn)。另外一方面，當(dāng)界相對(duì)裂縫驅(qū)動(dòng)力(G/Gt相對(duì)裂縫驅(qū)動(dòng)力(G/Gt相對(duì)裂縫擴(kuò)展阻力(s

2-30裂縫偏出條件，另一方面會(huì)使得界面易于發(fā)生大角度的偏折破壞，裂縫偏入TCTCC發(fā)揮效用。當(dāng)提高粘結(jié)界面粗糙度，一方面保證粘結(jié)界面強(qiáng)度，另一方面能夠保證界面裂縫在加載過程中易于偏向TTCC的裂縫偏向與捕捉機(jī)能的實(shí)現(xiàn)，但是要控制粘結(jié)界T，不能TCUHTCC與混凝土的粘結(jié)UHTCC與混凝土粘結(jié)界UHTCCUHTCC與混凝土的粘結(jié)界面的存在，試件首先從界面處出現(xiàn)裂凝土的粘結(jié)界面成為構(gòu)件的薄弱部位。采用UHTCC修復(fù)構(gòu)件時(shí)，需要特別關(guān)注界面粗糙度對(duì)UHTCC-混凝土的界面裂縫偏折的影響體現(xiàn)在：當(dāng)提高UHTCCUHTCCUHTCC-混凝土粘結(jié)界面的位置，避免發(fā)生界面UHTCC效用的發(fā)揮。3的擴(kuò)展路徑更加的難以，就需要設(shè)置更細(xì)化的界面單元。為了更準(zhǔn)確、取的敏感性、求解收斂性等新的問題；后者則存在著新、舊網(wǎng)格間變量的和問題存在的弊端，1999年，西學(xué)的Belytschko提出了一種新的計(jì)算方法-擴(kuò)展有限單元法（Extendedfiniteelementmethod,XFEM法的基礎(chǔ)上進(jìn)行了重要改進(jìn)擴(kuò)展有限元的思想是用擴(kuò)充的帶有不連續(xù)性質(zhì)允許裂紋在單元和穿過單元，可以在規(guī)則網(wǎng)格上計(jì)算復(fù)雜形狀裂 法向張力tnwnwn0隨著wn增大而減小，軟化特性。軟化曲線與坐標(biāo)軸圍成的面積代表材料的Ⅰ型斷裂能G，當(dāng)w0t與w tn與nn0kn宜取較大值以控制嵌入量；切向張力ts僅與切向滑移量ws有關(guān)。當(dāng)wsws0時(shí)，裂紋面間傳遞的fsks反映了，f裂紋面間傳遞的剪應(yīng)力隨滑移量的增大而逐漸減小切向的軟化特征。切向粘聚力曲線與切向相對(duì)位移坐標(biāo)軸圍成的面積為Ga。，f Kn(1-

KsGf(1-

-3-1內(nèi)聚力裂紋模型軟化關(guān)系

,T

,,T

n,s,t

σσσ

Ktt

Ktt

0(σmax,σ

δ0(δδ0(δ0,δ δf(δf,δAbaqus中對(duì)內(nèi)聚力單元設(shè)置了四種形式的單元初始損傷判據(jù)，用以計(jì)算在一次應(yīng)力準(zhǔn)則（最大正應(yīng)力準(zhǔn)則

,

,t

maxmaxmax 一次應(yīng)變準(zhǔn)則（最大正應(yīng)變準(zhǔn)則

,s,t

00

t

t

n

t

n s t DD0D 本章基于ABAQUS，采用單元內(nèi)聚力模型或者基于界面的內(nèi)聚力模型模擬粘結(jié)界面的開裂，采用擴(kuò)展有限元法對(duì)混凝土、UHTCC等材料的裂縫開展楔入劈拉試件模擬擴(kuò)展到四點(diǎn)彎曲件的模擬不同界面強(qiáng)度的界面在Ⅰ分析粘結(jié)界面不同的斷裂性能對(duì)裂紋擴(kuò)展路徑和P-CMOD的影響；為考慮雙材UHTCCUHTCC修復(fù)后的剪力墻試件進(jìn)行XFEM與內(nèi)聚力單元分別對(duì)混凝土楔入劈拉試件進(jìn)行模擬?；炷量筬t2.9MPa25800MPa0.2。采用內(nèi)聚力單元0.75mm1 XFEM進(jìn)ft2.9MPa時(shí)，單元起裂，同樣采用基于能量的損傷演XFEM模擬混凝土開裂的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比XFEM與內(nèi)聚力單元可以有效模擬混凝土裂縫的開展。3-5為開裂面上界面的應(yīng)力分析，橫坐標(biāo)為單元位置，為到預(yù)制裂縫的距離，縱(a) (b)cohesivecohesive86420 0 1 00 stepstepstepstepstep321應(yīng)力應(yīng)力-------節(jié)點(diǎn)位置

00 stepstepstepstepstepstepstep21應(yīng)力應(yīng)力-------節(jié)點(diǎn)位置 b.XFEM開裂面上節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力分布圖3-5開裂面上界面單元的應(yīng)力分布含界面的楔入劈拉試件的Ⅰ修復(fù)技術(shù)，或者采用修復(fù)材料直接修復(fù)、加固混凝土?xí)r（FRP加固技術(shù)，XFEM 混凝土的抗拉強(qiáng)度分別選擇為ft1.52.02.52.9,3.5MPa，混凝土的斷裂能為Gf5N/mm破壞（3-6b所示。 3-6相對(duì)應(yīng)于裂縫的開展模式，混凝土抗拉強(qiáng)度的不同取值決定了試件的于界面單元的抗拉強(qiáng)度時(shí)（ftftcohesiveP-CMOD曲線的峰值荷載隨著ft拉強(qiáng)度時(shí)（ftftcohesiveP-CMOD曲線幾乎相同。6420 3-7不同混凝土抗拉強(qiáng)度的模擬結(jié)果（GG0.25 86420 03-8不同斷裂能的模擬結(jié)果（ft2.086420 3-9不同斷裂能的模擬結(jié)果（ft3.5為 混凝土斷裂能對(duì)試件受力性能的影響，分兩種情況進(jìn)行分析混凝土抗拉強(qiáng)度為ft2.0MPa，小于界面單元抗拉強(qiáng)度值時(shí)，土的斷裂能取值Gf5N/mm時(shí)對(duì)P-CMOD混凝土抗拉強(qiáng)度為ft3.5MPa，大于界面單元抗拉強(qiáng)度值時(shí)，土的斷裂能取值Gf5N/mm時(shí)對(duì)P-CMOD對(duì)P-CMOD曲線是有較大影響的，初始斷裂能Gfft對(duì)極限荷載影響能對(duì)P-CMOD曲線影響甚微。含界面的四點(diǎn)彎曲件的斷裂模，況的影響，特將楔入劈拉試件模擬擴(kuò)展到四點(diǎn)彎曲件的模擬不同界面3-10為對(duì)稱，lDlDBBaa試件長度為l，試件高度與寬度為DB。預(yù)制裂縫縫高為a，裂縫尖端Kf1

r6M/BD2(3-r式中，f11.1221.4(a BDM非對(duì)稱四點(diǎn)彎曲件如下圖3-11所示。通過調(diào)整加載點(diǎn)P與界面的距S0來計(jì)算不同的加載角度DaBB試件高度與寬度為DB，預(yù)制裂縫縫高為a，裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子 KfM/(BD3/2) KfQ/(BD1/2) P1S

PP2SS MP2(S2S0)P1(S1S0) bfbfs b

K)tan1(fDfS)(3-3-1fbfsa/fba/fs(a/為了與楔入劈拉試件進(jìn)行比較，四點(diǎn)彎曲梁的基本參數(shù)為l800mm，D200mmB200mm，a80mm，S1150mm，S2300mm。確定三種不fbfsfb8.35fs1.317。的參數(shù)選擇為：混凝土抗拉強(qiáng)度為ft2.9MPa，彈性模量為25800MPa，泊松比0.2傷準(zhǔn)則，斷裂能GGa0.25N/mm。界面內(nèi)聚力單元采用線性軟化曲線 相

fint

fint

con

interface

interface——

含界面四點(diǎn)彎曲件Ⅰ型斷裂模XFEM相結(jié)合模擬含粘結(jié)界面的四點(diǎn)彎曲3-12所示。界面采用內(nèi)聚力底裂縫開口位移CMOD，以及荷載P，可以得到試件P-CMOD曲線，通過比較P-CMOD曲線來區(qū)別不同的界面參數(shù)對(duì)試件受力性能的影響。PCohesivePCohesiveP當(dāng)內(nèi)聚力單元的抗拉強(qiáng)度取值為抗拉強(qiáng)度為2.0MPa、2.9MPa（2.9MPa0.25N/mm3-13所示。兩側(cè)混凝的P-CMOD，直接提高試件的極限承載力以及P-CMOD曲線的下降段（圖15420 3-14P-CMOD曲線（ft2.0k8k6420 3-15P-CMOD曲線（ft2.93.5MPa（>2.9MPa0.25N/mm3-16所示。當(dāng)內(nèi)聚力單元的抗拉強(qiáng)度取值為抗拉強(qiáng)度為3.5MPa，改變界面法向斷裂能取值時(shí)，不會(huì)改變?cè)嚰腜-CMOD，如下圖3- 抗拉抗拉強(qiáng)度35MPa-斷裂能0.10N/mm抗拉強(qiáng)度35MPa-斷裂能0.25N/mm抗拉強(qiáng)度35MPa-斷裂能86420 0 1 3-17P-CMOD曲線（ft3.5而在同一界面法向斷裂能取值時(shí)，變化不同的界面法向抗拉強(qiáng)度值時(shí)3.5MPaP-CMOD曲線的影響與上文的楔入劈拉試件的模擬結(jié)果相同?？估瓘?qiáng)度3.5MPa-斷裂能86420 3-18不同混凝土抗拉強(qiáng)度的模擬結(jié)果（GG0.25 含界面四點(diǎn)彎曲件Ⅰ、Ⅱ復(fù)合型斷裂模對(duì)含界面四點(diǎn)彎曲件的Ⅰ、Ⅱ復(fù)合型斷裂模擬，采用下圖3-19的非對(duì)稱四點(diǎn)彎曲梁有限元模型。提取荷載P與裂縫開口豎向、水平向位移CMODh、CMODv并計(jì)算裂縫開口位移CMOD通過比較P-CMOD曲線來區(qū)別不同的界數(shù)選擇為混凝土抗拉強(qiáng)度為ft2.9MPa彈性模量為25800MPa泊松比為0.2采用線性軟化曲線，起裂采用最大主應(yīng)力準(zhǔn)則，斷裂能GGa0.25N/mm 首先進(jìn)行加載角度為15f f Gconfint interfacefint interface3-20~3-22荷載-豎向開口位0 t圖3-20含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface2.0MPat 0.25Nmm,finterface2.9MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位0 t圖3-21含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface2.0MPat 0.25Nmm,finterface2.0MPa, 0.10N

荷載-豎向開口位0 t圖3-22含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface3.5MPat 0.25Nmm,finterface2.0MPa, 0.25N

荷載-水平開荷載-水平開口位移-荷載-水平開口位移-剪切強(qiáng)度剪切強(qiáng)度 0

0

ts圖3-23含界面四點(diǎn)彎曲件P-CMOD曲線：finterface2.0,2.9,ts

finterface當(dāng)界面切向強(qiáng)度取值為2.9MPa，法向強(qiáng)度取值為2.0MPa，2.9MPa，3.5MPa相應(yīng)的荷載-水平/豎向開口位移曲線見上圖3-23當(dāng)界面法向強(qiáng)度為2.0MPa斜裂縫開裂，但是主要以界面法向受拉破壞為主；當(dāng)法向強(qiáng)度為2.9MPa3.5MPa時(shí)，發(fā)生混凝土破壞。通過荷載-水平/豎向開口位移可知，當(dāng)界面破壞為期裂縫的開展不同，造成了曲線的下降段有所不同。在法向強(qiáng)度為2.0Pa時(shí)，為不同的界面法向斷裂能的影響，設(shè)定界0.10N/mm0.25N/mm0.35N/m時(shí)的荷載水平/豎向位移曲線如324水平開口位移曲線的下降段，而對(duì)于荷載豎向開口位移曲線，出現(xiàn)了卸載現(xiàn)象，這與載，故而形成了的荷載豎向開口位移曲線。斷裂能斷裂能 0

圖3-24含界面四點(diǎn)彎曲件P-CMOD曲線： 0.10,0.25,0.35N在法向強(qiáng)度為2.0MPa時(shí)，為了不同的界面切向強(qiáng)度的影響，設(shè)定界面切向強(qiáng)度為1.5MPa、2.0MPa、2.9MPa時(shí)的荷載-水平/豎向位移曲線如下圖3-252.0MPa，試件以界面受拉破壞為主，當(dāng)降低切向強(qiáng)度荷載-水平荷載-水平開口位移-荷載-水平開口位移-法向強(qiáng)度荷載-豎向開口位移-荷載-豎向開口位移-法向強(qiáng)度荷載-豎向開口位移- 0

ts圖3-25含界面四點(diǎn)彎曲件P-CMOD曲線：finterface2.0MPafinterface1.5,2.0,ts當(dāng)界面法向抗拉強(qiáng)度取值為2.0MPa，切向強(qiáng)度取值為2.0MPa時(shí)，設(shè)定界面切向斷裂能為0.10N/mm、0.25N/mm、0.35N/mm時(shí)的荷載-水平/豎向位移曲線如5-26所示。此時(shí)試件存在界面受拉破壞、混凝土開裂和界面切向破壞，但荷載-豎向開口位移- 荷載-水平開口位移- 荷載-水平開口位移- 荷載-水平開口位移- 0

ts圖5-26含界面四點(diǎn)彎曲件P-CMOD曲線：finterfacets 0.10,0.25,0.35N

finterface3.5P1.5Pa2.0P2.9Pa水平/327對(duì)比，荷載-位移曲線并沒有較大變化。說明對(duì)于以混凝土破壞或者界面受拉破法向強(qiáng)度荷載-豎向開口位移-荷載-豎向開口位移-法向強(qiáng)度 0

0 ts圖3-27含界面四點(diǎn)彎曲件P-CMOD曲線：finterface3.5MPafinterface1.5,2.0,ts再者進(jìn)行加載角度為753-4。

fint

fint

con

interface

interface

3-28~3-41荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-28含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface3.5MPat 0.25Nmm,finterface4.5MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-29含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface3.5MPat 0.25Nmm,finterface2.9MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位移曲0 圖3-30含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：ftinterface3.5MPa0.25N,int0.25N,int1.5MPa,0.25Ns荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-31含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface3.5MPat 0.25Nmm,finterface1.0MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-32含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface2.9MPat 0.25Nmm,finterface4.5MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位移曲0 圖3-33含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：ftinterface2.9MPa0.25N,int0.25N,int2.9MPa,0.25Ns荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-34含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface2.9MPat 0.25Nmm,finterface1.5MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-35含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface2.9MPat 0.25Nmm,finterface1.0MPa, 0.25N

0 圖3-36含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：ftinterface2.0MPa0.25N,int0.25N,int0.25Ns荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-37含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface2.0MPat 0.25Nmm,finterface2.9MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-38含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface2.0MPat 0.25Nmm,finterface1.5MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-39含界面四點(diǎn)彎 件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface2.0MPat 0.25Nmm,finterface1.0MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-40含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface1.0MPat 0.25Nmm,finterface1.5MPa, 0.25N

荷載-豎向開口位移曲0 t圖3-41含界面四點(diǎn)彎曲件斷裂模式與P-CMOD曲線：finterface1.0MPat 0.25Nmm,finterface1.0MPa, 0.25N

非對(duì)稱四點(diǎn)彎曲75°加載角度時(shí)，不同界面斷裂參數(shù)取值會(huì)造成不同的P-CMOD曲線可知，試件主要發(fā)生混凝土破壞或者以界面受剪破壞為主。當(dāng)界面法向強(qiáng)度取值為3.5MPa/2.9MPa/2.0MPa/1.0MPa4.5MPa2.9MPa，1.5MPa，1.0MPa發(fā)生明顯變化：由混凝土破壞轉(zhuǎn)向界面剪切破壞，相應(yīng)的斷裂模式及荷載-水平/豎向開口位移曲線見圖5-42~5-43。當(dāng)切向強(qiáng)度為4.5MPa2.9Pa1.5Pa1.0Pa壞與界面剪切破壞時(shí)，界面法向受拉強(qiáng)度對(duì)破壞模式?jīng)]有較大影響，對(duì)荷載位法向強(qiáng)度法向強(qiáng)度法向強(qiáng)度切向強(qiáng)度法向強(qiáng)度法向強(qiáng)度法向強(qiáng)度切向強(qiáng)度 0

法向強(qiáng)度切向強(qiáng)度法向強(qiáng)度法向強(qiáng)度法向強(qiáng)度切向強(qiáng)度 0

0 圖3-42含界面四點(diǎn)彎曲件P-CMOD曲1.0P/2.0P/2.9P/3.5Pa，時(shí)當(dāng)界面切向4.5P、2.9P、1.5P、1.0P，考慮相應(yīng)的荷載水平/豎346~348。隨著切向強(qiáng)度的降低，破壞模式從混凝土破壞轉(zhuǎn)移到界面的受剪破壞，POD曲線不斷降低，峰值荷載降低。

切向切向強(qiáng)度切向強(qiáng)度切向強(qiáng)度法向強(qiáng)度切向強(qiáng)度切向強(qiáng)度切向強(qiáng)度 0

切向切向強(qiáng)度切向強(qiáng)度切向強(qiáng)度切向強(qiáng)度0

0 圖3-43含界面四點(diǎn)彎曲件P-CMOD曲比較同一粘結(jié)界面在不同加載角度下的斷裂模式和P-CMOD曲線，如圖3-44~3-46。當(dāng)界面法向強(qiáng)度為2.0MPa1.5MPa時(shí)，隨著加載角度2.0MPa2.9MPa圖3-45含界面四點(diǎn)彎曲件不同加載角度下斷裂模式（法向2.0MPa，切向

法向法向強(qiáng)度2.0MPa，切向強(qiáng)度加載角度

圖3-46含界面四點(diǎn)彎曲件不同加載角度下P-CMOD曲用如圖3-47所示的雙材料非對(duì)稱加載四點(diǎn)彎曲件進(jìn)行上述情況的模擬。右3-47a中，3-47b中，界PBBDaBBaDaD15°弱界面：界面抗拉強(qiáng)度為2.0MPa，剪切強(qiáng)度為2.9MPa，斷裂能為強(qiáng)界面：界面抗拉強(qiáng)度為3.5MPa，剪切強(qiáng)度為2.9MPa，斷裂能為2.9MPa0.25N/mm。Q110.0MPaQ220.0MPa0.25N/mm首先計(jì)算弱界面在加載角度15°時(shí)，破壞模式如圖3-48所示。界面裂縫偏向但是裂縫并沒有持續(xù)擴(kuò)展；界面裂縫偏向強(qiáng)材料時(shí)，完全發(fā)生界面破壞。從P-CMOD曲線來看（3-49，因?yàn)榫鶑恼辰Y(jié)界面破壞，兩者幾乎相同。 (b)偏向較強(qiáng)一側(cè)材料（15°：偏向較強(qiáng)材料0 然后計(jì)算強(qiáng)界面在加載角度15°時(shí)，破壞模式如圖3-50所示。界面裂縫偏向(a)偏向較弱一側(cè)材料 (b)偏向較強(qiáng)一側(cè)材料（15°：偏向較強(qiáng)材料0 0 51其P-CMOD曲線要低。75°弱界面：界面抗拉強(qiáng)度為2.0MPa，剪切強(qiáng)度為1.0MPa，斷裂能為強(qiáng)界面：界面抗拉強(qiáng)度為2.0MPa，剪切強(qiáng)度為2.0MPa，斷裂能為2.9MPa0.25N/mm。Q110.0MPaQ220.0MPa0.25N/mm計(jì)算弱界面在加載角度75°時(shí)，破壞模式如圖3-52所示。界面裂縫偏向弱材面剪切破壞。從P-CMOD曲線來看，因?yàn)榫鶑恼辰Y(jié)界面破壞，兩者幾乎相同。 (b)偏向較強(qiáng)一側(cè)材料（75°：0 計(jì)算強(qiáng)界面在加載角度75°時(shí)，破壞模式如圖3-54所示。界面裂縫偏向弱材性能弱于較強(qiáng)材料，發(fā)生界面剪切破壞，破壞模式發(fā)生明顯變化。從P-CMODP-CMOD (b)偏向較強(qiáng)一側(cè)材料（75°：偏向較強(qiáng)材料0 文介紹到UHTCC可以用于修復(fù)混凝土，具有界面裂縫捕捉機(jī)理mechanismUHTCC楔入劈拉試驗(yàn)中，出現(xiàn)了多條細(xì)密裂縫并行發(fā)展，然后再形成宏UHTCCGFGFGGFGFGFGFGFσ0000w w w w400003-56UHTCCTCTCPD的峰值荷載，斷裂能決定了下降趨勢(shì)。86420 3-57采用不同UHTCCP-CMOD將UHTCC楔入劈拉試驗(yàn)值與模擬值進(jìn)行比較，如圖3-58所示。UHTCC的材性參數(shù)采用彈性模量12900MPa/6450MPa，抗拉強(qiáng)度為2.5MPa，斷裂能為10N/mmXFEM荷載荷載86420 3-58UHTCCXFEMUHTCC裂縫開裂后的力學(xué)性能后，可以采用四點(diǎn)UHTCC弱界面：界面抗拉強(qiáng)度為2.0MPa，剪切強(qiáng)度為2.0MPa，斷裂能為強(qiáng)界面：界面抗拉強(qiáng)度為3.5MPa，剪切強(qiáng)度為3.5MPa，斷裂能為25800MPa2.9MPa，斷裂能為0.25N/mm。UHTCC斷裂性能為：彈性模量12900MPa，抗拉強(qiáng)度為2.5MPa，斷10N/mm。在加載角度0°15°UHTCC，45°、75°時(shí)，界面裂縫不斷偏出發(fā)生在UHTCC中，然后被UHTCC捕捉，繼而返回到界面中繼續(xù)發(fā)生，實(shí)現(xiàn)了界面捕件。UHTCC-混凝土四點(diǎn)彎曲梁弱界面試件的P-CMOD曲線見下圖3-60。隨著加載角度的增大，P-CMOD曲線的峰值荷載不斷增大，這一結(jié)論也與上文結(jié)論 b.加載角度 d.加載角度加載角度0 下面稍強(qiáng)粘結(jié)界面的UHTCC-混凝土四點(diǎn)彎曲件的破壞模式如圖3-61所示。在加載角度0°時(shí)，界面出現(xiàn)破壞，而在加載角度15°時(shí)，界面裂縫有UHTCCUHTCC45°、75°TCTC75°TCT彎曲梁強(qiáng)界面試件的PCD362。 b.加載角度 加載角度0 強(qiáng)弱粘結(jié)界面UHTCC-混凝土四點(diǎn)彎曲件的P-CMOD曲線見圖3-63。過程中易于偏向UHTCC，能夠滿足UHTCC的裂縫偏向與捕捉機(jī)能的實(shí)現(xiàn)。通加載角度75°-強(qiáng)界0 本節(jié)采用擴(kuò)展有限元法模擬鋼筋混凝土剪力墻在UHTCC修復(fù)前后處于低墻試驗(yàn)結(jié)果表明：采用UHTCC對(duì)震損鋼筋混凝土剪力墻進(jìn)行修復(fù)后，會(huì)形成UHTCC與混凝土的粘結(jié)界面，粘結(jié)界面的性能好壞對(duì)剪力墻的破壞模式、抗震析UHTCC置換混凝土對(duì)剪力墻抗震性能的影響以及UHTCC與混凝土粘結(jié)界面法（XFEM）與界面裂縫模型（surface-basedcohesiveelement）相結(jié)合，對(duì)混凝土、UHTCC的裂縫開展、UHTCC與混凝土粘結(jié)界面的不同力學(xué)性能對(duì)墻體抗內(nèi)容如下（1）模擬鋼筋混凝土剪力墻BZ2，將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)比，驗(yàn)（2）UHTCC學(xué)性能的粘結(jié)界面情況下，UHTCC修復(fù)后的剪力墻R-BZ2有限元建模及參數(shù)取混凝土剪力墻試件BZ2和修復(fù)后的試件R-BZ23-64所示。采用connector單元模擬混凝土與鋼筋的粘結(jié)-滑移關(guān)系。UHTCC與混凝土的粘CohesiveCohesiveSteel3-64BZ2R-BZ2f混凝土采用的具體參數(shù)為：彈性模量30000P，泊松比為0.24.0PaG0.25m演化采用PER1250000P，0.3，強(qiáng)度取值按照材性試驗(yàn)值（32。鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)滑移關(guān)系按照歐洲規(guī)范EBFIP[108]關(guān)系式進(jìn)行計(jì)算所表達(dá)的粘365所示。f (s/s Bondstress,Bondstress,

Slip,3-65粘結(jié)-

(s/s

0s

s

s1s

2

ss s 3-5

s33-5平均粘結(jié)-

0.15

0.15

0.40

0.40TCTC與鋼筋的粘結(jié)滑移關(guān)系的影響。TC采用的具體參數(shù)與上文相同。鋼筋混凝土剪力墻BZ2的數(shù)值模擬結(jié)果如下圖3-66所示。將模擬結(jié)果中試BZ2圖3-67為試件BZ2a)試驗(yàn)中試件BZ2裂縫分布 b)模擬中試件BZ2裂縫分布圖3-66BZ2初次擬靜力試驗(yàn)與模擬中破壞情況水平荷水平荷載0- - - -

水平位移--3-67BZ2剪力墻R-BZ2試件的R-BZ2在再次擬靜力試驗(yàn)后的破壞情況可知：裂縫首先UHTCC3-68a所示。在剪力墻初次震損后，經(jīng)過松凝土的清除以及UHTCC的澆筑，會(huì)形成圖3-68b所示的混凝土與UHTCC的粘右側(cè)試件的水平荷載分別形成裂縫a與裂縫b。突出的角裂縫裂縫R-BZ23-69所示。在突出的角裂縫裂縫a)墻體裂縫分 b)有限元模型分正向推覆（裂縫b） b)負(fù)向推覆（裂縫a）圖3-69R-BZ2試件在有限元模擬結(jié)果中裂縫分布0---0---0 水平位移-- - --水平荷載3-70BZ2R-BZ2的模擬分析中，粘結(jié)界面的性能參數(shù)值選取為knnkss41055.0MPa6.0MPa，法向與切向斷0.25N/mm0.6。通過試驗(yàn)及模擬分析中的墻體的破壞情況，可以對(duì)試件R-BZ2的負(fù)向承載b兩側(cè)的鋼筋發(fā)揮作用，承載要由左側(cè)受拉鋼筋決定；在負(fù)向加載時(shí)，右側(cè)豎向鋼筋與斜裂縫a兩側(cè)的鋼筋發(fā)揮作用，承載要由右側(cè)受拉鋼筋決定。而在墻體將試件兩側(cè)豎向鋼筋的力學(xué)性能提高至原鋼筋，計(jì)算出來的水平荷載-水平位移3-70“鋼筋增強(qiáng)”所示，正向承載力會(huì)得到增強(qiáng)，而反向承載力不變。這UHTCC與混凝土的粘結(jié)界面時(shí)，破壞情3-14來表示c為粘聚力為摩擦系數(shù)；為剪切面壓應(yīng)力

Vuc(3-71，可以采用AvfAg的已開裂的混凝土表面?zhèn)鬟f的剪應(yīng)力Vuf

Avff

vff

vffy行計(jì)算擬合。對(duì)于整體澆筑的混凝土，摩擦系數(shù)1.4；當(dāng)混凝土?xí)r在已經(jīng)硬結(jié)的混凝土上澆筑時(shí)，并使粘結(jié)界面粗糙時(shí)，摩擦系數(shù)1.0；當(dāng)混凝土?xí)r在已經(jīng)硬結(jié)的混凝土上澆筑時(shí)，粘結(jié)界面并不粗糙時(shí)，摩擦系數(shù)0.6。NVVNVVN 摩擦應(yīng) 界面壓應(yīng)鋼筋應(yīng)3-71truss單元，只考慮軸向受力，并3-72所示。摩擦系數(shù)- -

水平荷水平荷載0------

水平位移摩擦系數(shù)為0.2時(shí)，混凝土與UHTCC兩者之間有相對(duì)較大的滑移，