工程17(2022)110研究土木工程材料-文章试件几何形状和支承条尺寸对珊瑚骨料混凝土劈拉性能影响的三维细观研究张宇武a,张金华b,c,张伟,于洪发a,张伟,秦芳d,马海燕a,李晨b,ca南京航空航天大学民用航空学院土木与机场工程系,南京210016b东南大学土木工程学院,南京210096c东南大学爆炸与冲击安全防护教育部工程研究中心,南京211189d中国人民解放军陆军工程大学,南京210007阿提奇莱因福奥文章历史记录:收到2020年2021年1月19日修订2021年2月2日接受2021年12月14日网上发售保留字:珊瑚骨料混凝土三维细观建模劈裂-拉伸试验抗拉强度试件几何形状承载条A B S T R A C T珊瑚集料混凝土作为一种新型建筑材料,在礁石工程结构物的建造中引起了广泛的关注。为了研究试件几何形状和支承条尺寸对CAC静态劈拉性能的影响,采用考虑骨料形状和分布随机性的三维细观模拟方法我们建立了12个不同的试样模型,具有两种试样形状(即,边长为150 mm的立方体和尺寸为/150 mm× 300 mm)和六种带材宽度(即,6、9、12、15、18和20 mm)进行计算。系统地分析和讨论了试件几何形状和板条宽度对CAC劈拉破坏过程、最终破坏形态和劈拉强度的影响结果表明,所开发的细观模拟方法具有较高的可靠性,并揭示了模拟和预测CAC的劈拉性能的最佳计算参数。CAC的fst值与试件的几何形状和承载带的宽度都相关对于相同的轴承带尺寸,立方体模型的fst在相对宽度为0.04 ~ 0.13的范围内,随着相对宽度的增大,CAC的fst根据弹性溶液理论,初步确定了CACfst值随支承条相对宽度的变化范围,这对研究CAC的拉伸性能具有重要意义。©2021 THE COUNTORS.由爱思唯尔有限公司代表中国工程院和高等教育出版社有限公司出版。这是一篇CCBY-NC-ND许可下的开放获取文章(http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/)中找到。1. 介绍众所周知,混凝土是一种准脆性材料,其抗拉强度远小于抗压强度,这意味着混凝土的拉伸损伤是导致混凝土结构破坏的主要因素。基于大量的理论分析、实验工作和数值模拟[1,2],劈拉试验被认为是确定混凝土抗拉强度的最有效方法,通常优于直接拉伸试验和断裂模量试验。 通常,在劈裂拉伸试验中,混凝土样品中的水平拉应力可以是*通讯作者。电子邮件地址:zjh982038@163.com(J.Zhang),yuhongfa@nuaa.edu.cn(H.Yu)。间接源自沿垂直方向施加的载荷,该载荷沿加载平面将试样分成两半。许多研究者[3,4]已经证明,在劈拉混凝土试件的典型破坏模式中,许多裂缝沿加载方向发生,在上、下加载位置也发生压缩破坏。因此,在压缩载荷位置出现的压缩应力集中导致劈裂拉伸强度的分散,其通常比直接拉伸强度大5%至10%[5]。混凝土的第一次劈裂拉伸试验是由Mesquiro和Mesqulos[6]使用圆柱形试样进行的。这种类型的测试已经得到科学界的认可,并在许多标准中得到建议,例如ASTM C496-90[7],BS 1881-117[8],ISO 4108[9],以及GB/T 50081[10],用于测定混凝土抗拉强度。https://doi.org/10.1016/j.eng.2021.02.0242095-8099/©2021 THE COMEORS.由爱思唯尔有限公司代表中国工程院和高等教育出版社有限公司出版。这是一篇基于CC BY-NC-ND许可证的开放获取文章(http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/)。可在ScienceDirect上获得目录列表工程杂志首页:www.elsevier.com/locate/engZ.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)110111×××各种试样形状,包括立方体[11]和对角立方体[12],也被用来确定混凝土的拉伸性能Rocco等分析了试件形状对混凝土抗拉强度的影响[13]基于线弹性理论,其中考虑了加载点处局部应力集中的影响。他们的结论是,在支承条宽度不变的情况下,边长为D的立方体试样的劈裂抗拉强度大于直径为H的圆柱形试样的劈裂抗拉Zhou等人通过使用大量立方体(边长为150至750 mm)和圆柱体试样(D值为150至750 mm,D/H比为1/2)的劈裂拉伸试验验证了类似的形状效应[14]第10段。此外,根据劈裂试验和弹性理论分析[1,15,16],证明了混凝土劈裂抗拉强度还取决于混凝土试件与相应加载点之间的支承带宽度Rocco等人[17,18]发现计算劈裂强度的标准化公式不适用于混凝土,主要受试件几何形状和条带宽度的影响。此外,根据相应的测试结果,Rocco等人。[19]证明了在没有支承条的劈裂拉伸试验中的拉伸强度比在有支承条的试验中的拉伸强度低约8%。此外,根据现有的试验和数值计算结果,抗拉强度随着承载带宽度的减小而逐渐减小,当承载带的相对宽度(b/D)小于4%时,条带尺寸对抗拉强度的影响可以忽略不计[19]。然而,在劈裂圆柱/立方体试验中,对支承条的宽度没有统一的标准例如,ASTM C496-90中建议静态分缸试验的带材宽度为25 mm和(15 ± 2)mm[7]和BS 1881-117[8]标准。推荐的在BS 1881-117[8]和GB/T 50081[10]标准中,用于劈裂立方体测试的条带宽度分别为4至15 mm和20 mm因此,分析试件几何形状和支承带宽度对混凝土静劈拉强度的影响仍具有重要意义。基于世界范围内对岛礁工程建设的迫切需求,一种新型的轻质混凝土--珊瑚骨料混凝土(CAC),它由珊瑚骨料、水泥、海水和其他掺合料组成,因其优越的性能和丰富的当地资源,即珊瑚碎屑和珊瑚礁和岛屿的海水,而引起了人们的极大关注[20,21]。在第二次世界大战期间,美国海军土木工程实验室进行了一系列关于混合料比例和基本力学性能的实验研究(例如,压缩强度、弹性模量和弯曲强度),其包含由太平洋中的各个岛屿产生的海水和珊瑚聚集体[22 随后,Scholer[25]和Howdyshell[26]检查并调查了太平洋岛屿CAC结构的耐久性和强度。由珊瑚骨料和海水引起的氯离子腐蚀被认为是CAC结构耐久性的主要威胁,混凝土强度与CAC中的氯离子含量相关。基于高性能混凝土的配制原理和Yu等[27]提出的在30-70 MPa的范围内Mi等人[29]比较了CAC与相同强度等级(30-60 MPa)的普通硅酸盐混凝土(OPC)的劈拉强度,发现其抗拉强度CAC比OPC高9%~ 33%。这种强度差异随着强度等级的增加而减小。Ma等人[30]研究了CAC圆柱体(/70 mm 70mm)的静态劈裂拉伸强度,并将其结果与现有结果进行了比较由Miet al.[29],谁测量立方体标本的边长他们发现圆柱形CAC试样的拉伸强度明显高于立方体试样。因此,试样的几何形状确实会影响CAC的劈拉强度,必须进行研究。此外,还没有文献研究支承条尺寸对CAC劈拉试验结果的影响,这对于评估CAC的实际抗拉强度为了捕捉混凝土在拉伸下的宏观特性和破坏机制,假设混凝土为两相、三相或四相复合材料的细观方法已被广泛用于研究混凝土的拉伸行为[31Suchorzewski等人[31]使用离散单元模型(DEM)进行了二维(2D)计算,以模拟混凝土的准静态劈裂-拉伸行为。基于混凝土细观结构的显微CT图像对混凝土进行建模,其中考虑了混凝土中的宏观孔隙同样,基于二维/三维(3D)X射线显微CT图像,两种类型的中尺度方法(有限元模型(FEM)和DEM),由Skarz_yn'skietal. [32]第三十二章:我的天或混凝土。对混凝土的断裂行为及界面过渡区的影响进行了数值研究。Zhou和Hao[33]使用2D细观模型数值研究了高应变率下混凝土的动态拉伸行为,其中骨料被假定为圆形,ITZ被建模为骨料周围的薄边界层。Jin等人[3]开发了一个三维细观模型来研究混凝土立方体试件劈裂抗拉强度的动态尺寸效应。模拟了立方体试件在劈拉载荷作用下的破坏形态和过程。他们提出了混凝土劈裂抗拉强度的动态尺寸效应定律。然而,以往发表的中尺度模式中的集合体模型形状主要是圆形(2D)、多面体(2D)和球形(3D),在集合体形状和分布的随机性的表示方面存在局限性。因此,应建立一个考虑混凝土中骨料随机形状和分布的三维细观模型,本研究的目的是通过数值分析采用三维随机细观建模方法,其中CAC被假定为一个三相复合材料,由珊瑚骨料和砂浆与ITZ之间的这两个阶段,通过调查试样的几何形状和宽度的轴承条上的CAC的劈裂抗拉强度的影响。珊瑚聚集体由建议的3D颗粒模型表示,具有随机形状,在砂浆内以随机空间位置和方向分散。CAC分裂试样,包括边长为150mm的立方体和直径为150 mm,高度为300 mm的圆柱体,并使用商业软件ANSYS/LS-DYNA进行静态劈拉模拟。采用三维细观模拟方法,得到了劈裂拉伸条件下CAC试件的细观结果分析和讨论了试件几何形状和板条宽度对CAC性能的影响。通过数值计算与试验结果的对比,分析了CAC拉伸强度的形状效应和尺寸效应规律,揭示了CAC拉伸强度的变化趋势强度,并为劈裂拉伸试验提供建议。2. 中尺度模拟方法2.1. 随机骨料模型与其他介观模型如晶格模型相比,[34]和随机粒子模型[35],随机聚集模型Z.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)110112××××·[36,37]考虑混凝土中骨料随机形状的此外,骨料和砂浆基质之间ITZ结合的存在可以使用随机骨料模型周围的有限比例固体元素来表示[38]。Wittmann等人[39]首次采用二维随机圆模型模拟混凝土的破坏过程随后,大量的随机骨料模型,包括2D多边形模型[40],3D椭球模型[41]和3D球形模型[42],已被提出并实施以研究介观力学性能。混合到混凝土中的天然骨料总是具有拐角角和小平面,这很难使用上述介观模型进行表征,但与混凝土的力学行为密切相关[43]。因此,本文建立了具有随机聚集体形状的三维凸多面体模型来表征珊瑚聚集体。这些3D颗粒模型的整体和局部形状属性由球形度值和棱角度指数控制。参考文献[37]中详细描述了相应的生成算法。图1显示了3D随机聚集体模型和实际珊瑚聚集体的比较。可以看出,珊瑚聚集体的不规则形状和表面可以使用3D随机聚集体模型精确地表示。这些颗粒模型的等效直径范围为5至20 mm,与先前研究中确定的实际骨料级配一致[282.2. 中尺度模式在中尺度水平,混凝土通常被简化为三相复合材料,其中粗骨料基于形状、尺寸、含量和空间定位四个因素来控制。如前所述,骨料的随机形状可以由所提出的3D随机模型准确地表示。骨料尺寸和体积含量由混凝土等级决定,可以使用富勒级配曲线(图2)进行描述 我们采用通过聚合体平移和定向,调整并最终确定每个聚合体模型的空间坐标。图2展示了尺寸为150 mm × 150 mm × 150 mm的立方体试样中骨料模型的随机分布,其中骨料尺寸在5-20 mm范围内为了对混凝土的力学性能进行数值分析,必须建立由粗骨料、砂浆基体和界面区三部分组成的混凝土有限元模型。在三维随机细观模型的网格划分过程中,识别每个细观组分是至关重要的,以便可以定义和表征相应的材料属性和应力-应变行为。采用Fang和Zhang[44]提出的映射算法和材料识别算法,得到了三维中尺度有限元,如图3所示,其中最小-最小网格尺寸为1 mm。基于我们先前研究中确定的ITZ厚度的尺寸独立性[21],当ITZ厚度设置为1至2 mm时,其对数值结果的影响可忽略不计。因此,在我们的3D随机中尺度模型中,ITZ的厚度被设置为1至2 mm。边长为150 mm的立方体模型和尺寸为/150 mm和300 mm分别含有337 500和1 725 960个固体元素。为了保持中尺度模式中的累积内容与参考文献中报道的实际CAC样本的一致性。[28三维随机骨料模型和有限元模型的生成过程均采用ANSYS/LS-DYNA软件进行。为了模拟混凝土的破坏变形,侵蚀技术被用来删除单元时,应变超过临界侵蚀标准。根据之前的研究结果[21,30],砂浆和ITZ的侵蚀标准分别采用最大主应变0.15和剪切应变0.8,而珊瑚骨料的侵蚀标准采用最大主应变0.20。在这项研究中,试件的几何形状和承载带的宽度在劈拉试验被认为是影响因素的静态劈拉强度CAC。根据混凝土劈裂拉伸试验的各种设置中的条带宽度规范(表1[7,8,10]),立方体和圆柱体试样通常用于此类试验。宽度在不同的标准中,承载带的宽度从6 mm变化到25mm,对应于相对宽度(b=b/D)从0.04到0.17。因此,对于图3所示的立方体和圆柱体试样,将条带宽度设定为6至20 mm(b= 0.04至0.13)。如图3所示,在试件的侧面对称放置不同宽度的承重条。以7.5 × 10- 6 m·s-1的恒定加载速率在上板条上均匀施加单谐位移载荷,整个劈拉系统受下板条约束2.3. 材料模型和分析参数众所周知,混凝土中的每一个细观组分都具有独特的物理和力学性质,这些性质是造成混凝土非均质特性的原因。换句话说,每个组件的材料属性显着影响混凝土的力学性能,必须根据准确的材料参数进行定义。根据之前混凝土的劈裂[45]、剥落[46]和直接拉伸[47]模拟,我们可以得出结论,Karagozian和Case(KC)模型[48](MAT_72)适用于劈裂拉伸下CAC的介观模拟。应指出的是,K-C材料模型包括三个破坏面,是描述混凝土塑性变形的可靠模型在K-C模型中考虑了混凝土的应变率效应和损伤效应Fig. 1. 3D随机聚集体模型和实际珊瑚聚集体(5-20 mm)的比较Z.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)110113(。Σ¼IJ1:5=wPf;0
R-epd-epP≥0k¼>:R-ep图二.立方体试件中富勒d-epSP0;P 5式中d-e<$q2=3depdep是有效塑性应变增量,因子和损伤变量k。 的表达及其三个破坏面的关系定义如下:8>a0yP=a1ya2yP;P≥0:1 5fcdep是应变增量张量,s1和s2分别是压缩和拉伸的损伤标度参数,c是动态增加因子。公司简介公司简介1: 35ft3P1- 3ft=fc;0P 0: 15f<a0P=a1a2P;P≥fc=3>:3P=gft;P≤0ð1Þð2ÞKC模型中的断裂能可以计算为应力-应变曲线下的面积Gf<$hZrde;其中Gf是断裂能,h是元件的特征长度。混凝土在受拉和受压时的压力软化图三. CAC的三维中尺度模型具有各种形状和条带尺寸。(a)立方体模型(150 mm× 150 mm× 150 mm);(b)圆柱体模型(/150 mm× 300 mm);(c)各种带宽度的模型。表1断裂拉伸试验中试样几何形状和承载带规范。标准号劈裂拉伸试样承重条外形尺寸(mm)细长宽度b(mm)相对宽度bASTM C496-90标准[7]气缸/150×300 2250.17BS 1881-117(BSc 150/10)[8]气缸/150×300 215 ± 20.10BS 1881-117(BSq 100/4)[8]立方体100× 100×100 14 ± 10.04BS 1881-117(BSq 100/15)[8]立方体100× 100×100 115 ± 20.15BS 1881-117(BSq 150/4)[8]立方体150× 150×150 16 ± 10.04BS 1881-117(BSq 150/10)[8]立方体150× 150×150 115 ± 20.10GB/T 50081[10]立方体150× 150×150 1200.13>Z.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)110114·××××压缩表示为通过的体积塑料应变Dk<$s3fdkdev-ev;屈服强度,其中s3是用户定义的标量乘数,kd是内部标量乘数,ev是体积应变,ev,屈服强度是屈服时的体积应变,fd用于限制体积损伤的影响。Malvar等人[49]通过使用ReleaseIII(*Mat_Concrete_Damage_Result3)进一步改进了KC模型,以简化参数输入过程。因此,&只需输入混凝土的抗压强度fc、抗拉强度fT、剪切模量Gs、质量密度q和泊松比l等基本参数,即可自动生成与混凝土K-C模型参数相对应的分析参数。根据南海诸岛珊瑚骨料的物理力学性质[30,50,51],确定了珊瑚骨料的材料模型参数:fc= 10 MPa,fT= 1.2MPa,q = 2557 kgm-3,l = 0.23。此外,参考文献[1]中不同水灰比的珊瑚砂浆的力学性能,[23]中,强度等级为C30的砂浆的计算参数为fc = 30 MPa,fT =5.6MPa,q= 2350 kg·m-3,l= 0.21。由于界面区(1 m)的尺度限制,很难测量其宏观性质,特别是fT和l的值。在本研究中,将珊瑚骨料立方体样本(2 cm 2 cm 1 cm)和水泥浆样本(2 cm 2 cm 1cm)[30]之间的粘结强度(3.5 MPa)用作CAC中ITZ的拉伸强度值。此外,根据根据公认的2.4. 验证在本节中,研究上述中尺度模式的网格敏感性。图4显示了不同网格尺寸(1、2和3 mm)的CAC立方体试样的准静态劈裂拉伸行为。图4(a)表明,由于缺乏合适的正则化技术,静态问题的模型与应变局部化有关。例如,具有小网格(1 mm)的中尺度混凝土模型中的骨料和ITZ分布比具有大网格(2或3 mm)的模型中的骨料和ITZ分布更真实和均匀。此外,在准静态劈裂拉伸下,小单元(1 mm)网格化的CAC的开裂破坏模式比大单元(2或3 mm)网格化的细观模型更真实。虽然劈裂裂纹的形状相似,但模型中的裂纹宽度与更小的元件(1 mm)更小并且更接近实验结果[29]。因此,1mm单元更适合于模拟混凝土劈裂裂缝。关于图4(b)中的载荷随着网格尺寸的增加,峰值应力略有增加。但不同网格尺寸的混凝土模型之间的应力差异很小,这与前人的研究结果一致[3,21]。此外,根据我们以前的工作[21,44],3D随机中尺度模型的最佳网格尺寸通常在混凝土模型中骨料和ITZ相的真实表征的最小骨料尺寸的四分之一和八分之一之间。在本研究中,网格尺寸设定为1 mm,这是最小骨料尺寸(5 mm)的五分之一,这在有限元网格的合理范围内。通过对比数值模拟结果和文献[29,53,54]中报道的试验结果,验证了上述CAC的3D随机中尺度建模方法和材料模型参数。建立边长为100 mm、骨料体积分数为43.2%的三维立方体细观模型,对相同试件尺寸、骨料体积分数(45.5%)的C40CAC立方体进行了数值模拟等人' s[29]劈裂拉伸试验。碎珊瑚块,在Mi等人的“1999年10月25日的专利中使用了5至20 mm的连续渐变。的试验和我们的中尺度模型中的粗珊瑚聚集体使用尺寸范围为5-20 mm的3D随机聚集体模型(图1)进行模拟。承载带的宽度为20 mm。 5(a)和(b)。根据图5(a)所示的试验结果[29],主要裂纹出现在立方体试样的中心平面。另外,在加载位置出现了明显的压缩破坏,这是由于承载带与试件之间的应力集中所致。可以看出,基于混凝土的非均匀性,劈拉断裂面在中心平面附近蜿蜒穿过试样,这与图5(a)中的实验开裂模式非常一致。模拟了加载位置附近的集中应力分布和局部开裂破坏,如图所示。5(b).如图5(a)所示,在混凝土试样的断裂面上可以观察到珊瑚骨料的明显开裂破坏。Da等人[28]和Ma等人[30]在他们的实验工作中观察到珊瑚聚集体的相同失效模式,并将这种失效归因于珊瑚聚集体的高度多孔和低强度特性。值得注意的是,无论是在CAC的珊瑚聚集体的空间位置和开裂现象,可以准确地模拟使用中尺度见图4。网格敏感性对立方体CAC试件劈裂拉伸模拟的影响。(a)破坏模式;(b)Z.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)110115图五.静态劈拉条件下CAC的试验结果与数值结果的比较:(a)试验破坏模式;(b)数值破坏模式;(c)静态溅射拉伸强度。如图5(b)所示。这表明中尺度模型和材料模型适合模拟劈拉条件下的CAC。此外,通过对比文献[29]中立方体CAC试件劈裂抗拉强度(fst)与fc值的关系,得到了可靠的拟合公式,如图中蓝色虚线所示。5(c)[53、54]。由试验结果拟合的相关曲线可以预测不同fc值(20 ~ 40MPa)的CAC立方体的fst在分裂张力下的CAC。同样,使用相同的细观模型和模型参数,在准静态单轴压缩荷载下CAC的破坏模式和应力-应变曲线方面,数值和实验结果的比较如图所示。六、 如图6(a)中,本文提出的三维细观模型可以准确地模拟文献[29]中提出的单轴压缩条件下CAC的实验破坏模式,其中应变速率设定为10 -5s-1,且不考虑试件上下表面的摩擦效应。此外,通过对CAC的压缩应力-应变曲线的比较,见图6。静态劈拉条件下CAC的试验结果与数值结果的比较:(a)压缩破坏模式;(b)压缩应力从图6(b)可以看出,数值曲线与试验曲线[28]吻合良好。综上所述,所开发的三维细观模拟方法对于模拟不同荷载条件下CAC的力学响应具有较高的可靠性因此,在下文讨论的数值分析中采用了前面章节中讨论的开发的FEM和分析参数3. 介观结果及讨论基于上述介观模型获得CAC的介观性质。本节讨论了结果。分析了不同CAC试件的破坏过程、最终破坏模式和3.1. 破坏过程为了评估CAC在劈裂拉伸下的破坏机制,立方体和圆柱体CAC模型的整体和局部破坏过程如图1和图2所示。图7和图8分别示出了使用宽度为9mm的承重条的情况。如图图7(a)和图8(a)中,立方体和圆柱体模型都沿载荷方向穿过其中心平面,以研究局部破坏过程。如图图7(b)和图8(b)中,应变集中出现在试件和板条之间的上加载端,然后通过中心平面沿加载方向逐渐传播。随后,在下加载端发生应变集中现象,并沿加载直径方向向上加载端扩展,直至上下劈裂裂纹在试件中心交汇,将试件劈裂成两半。除宽度较大的主裂纹将试件劈裂成两半外,在靠近加载的区域也出现了一些次裂纹Z.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)110116见图7。 立方体CAC试件在劈裂拉伸下的破坏过程[29]。(a)三维立方体细观模型;(b)CAC的整体破坏过程;(c)CAC的局部破坏过程。位置(图7(b)),这可能是由于沿中心平面出现聚集体造成的。综上所述,CAC在劈裂拉伸下的数值裂纹模式与Mi等人[29]和Ma等人[30]给出的试验结果高度一致,如图所示。 7和8但是,裂纹扩展的起源于上加载端比起源于下加载端,这可以解释在劈拉下CAC的实际破坏行为在比较立方体和圆柱体的破坏过程时,圆柱体的应变集中区比立方体大,这是由于圆柱体的弹塑性应变范围(0-0.001)较小所致圆柱体设置较小的弹塑性应变范围主要是为了突出其破坏过程,但由于其断裂面较大,其破坏速度明显慢于立方体试件。CAC在静态劈裂拉伸下的破坏过程可以从局部破坏特征中推导出来(图1和图2)。(7)(c)和(8)(c))混凝土。应注意的是,基于ITZ的较低抗拉强度,ITZ的应变集中比砂浆和骨料的应变集中显著得多,这导致微裂纹容易萌生并通过ITZ扩展[29,53,54,60]。在测试结果中也应该注意到,[29]7和8),珊瑚骨料的破裂出现在立方体和圆柱形CAC试样的劈裂破坏表面上,表明裂纹可以通过,甚至穿透珊瑚骨料在准静态载荷下。通过使用中尺度模拟方法,可以根据有效应变的变化准确地模拟珊瑚礁中应力的产生、传播和集中,如图11和12所示。7(c)和8(c)。根据前人的实验和数值研究,CAC中珊瑚礁的破裂主要由两个因素引起。一是珊瑚骨料是多孔轻质骨料,强度低,不能承受大的拉伸载荷[27 另一个是珊瑚聚集体的粗糙和多孔表面纹理可有助于ITZ具有高粘结强度和强度,这会导致内部开裂失效,这些开裂失效倾向于通过并穿透具有多孔介观结构的珊瑚聚集体[53,54]。此外,根据图1和图2所示的内部中尺度分量的破坏过程,7(c)和8(c),可以得出结论,混凝土的损坏是从边缘区域发展起来的中尺度分量在边缘区的破坏比中心区更为显著,这可能是由于非均匀性造成的Z.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)110117图8.第八条。圆柱形CAC试件在劈拉下的破坏过程[30]。(a)整体和局部模型;(b)整体失效过程;(c)局部失效过程。的混凝土,并与金等人提出的模拟结果是一致的。[3]的文件。3.2. 最终失效模式图9显示了承受静态劈裂-拉伸载荷的立方体/圆柱体CAC试样的最终失效模式,其中承载带的宽度从6 mm变化到20 mm。如图9所示,在静态劈裂-拉伸载荷下,立方体和圆柱体试样都沿其中心载荷平面被劈成两半。在断裂区附近存在一定宽度的损伤带,这是由横向的压缩和拉伸载荷引起的。可以看出,CAC的损伤带宽度和开裂路径宽度都与承载带宽度有关。例如,随着带材宽度的增加,损伤带宽度逐渐增加,并且可以检测到试样中心的带状开裂失效。这是由于加载面积随板条宽度的增加而逐渐增大,从而在试件与承载板条的接触区产生压应力集中。因此,具有较大宽度的压缩破坏发生在具有大条带的试样的接触区域,这与Zhou等人的结论一致。s[55]对混凝土在劈裂拉伸下的典型破坏模式的总结。然而,应该注意的是,承受更宽载荷的CAC的失效结合了压缩和拉伸失效,其中压缩失效占大多数损伤。换句话说,在混凝土规范的劈拉试验宽条试件的主要破坏模式是压缩破坏,而不是单纯的劈拉破坏,这会导致对混凝土劈拉强度的高估。此外,当条带宽度大于18 mm时,在立方体CAC试样的两个侧面上发生弯曲-拉伸破坏,这两个侧面平行于加载平面。Jin等人[3]在承受劈裂-拉伸载荷的立方体介观模型中也观察到了这一现象。3.3. Load–displacement为了分析承载带宽度对CAC试件劈裂抗拉强度的影响,绘制了立方体和圆柱体试件的荷载(L)与水平位移(d)之间的关系图。10(a)和(b)。在我们的数值分析中,d被计算为平行于加载方向的两个相对表面之间的平均位移 如图 10时,随着水平位移的增加,作用在CAC试件上的劈裂荷载逐渐增大,当达到峰值荷载时,劈裂荷载呈现减小的趋势。基于CAC的低强度和高孔隙率,劈裂载荷的增强过程是波动的此外,对于立方体和圆柱体试样,随着条带宽度的增加,可以观察到CAC的峰值载荷和相应位移的明显增加趋势根据载荷-位移曲线的上升段Z.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)110118F¼ð7Þ×见图9。立方体和圆柱体CAC试件在劈裂拉伸下的最终破坏模式。CAC试样的刚度。与窄条CAC试件的软化曲线相比,宽条CAC试件的软化曲线随着位移的增加而波动,表明试样中发生了再硬化现象。这是因为局部压缩在具有较宽条带的CAC样本中起更重要的作用。正如许多先前的研究[13,19,56]所指出的那样,支承带的宽度与混凝土的劈裂抗拉强度之间存在直接关系,这将在以下章节中进行分析和讨论4. 试件几何形状和支承条尺寸对拉伸强度的影响基于数值计算结果和已有的CAC试件劈裂抗拉强度试验结果,讨论了试件几何形状和板条宽度对抗拉强度的影响。在水平拉应力作用下,对立方体试件和圆柱体试件进行劈拉强度试验。在这项工作中考虑的楔的破坏包括在混凝土的破坏过程中(图8),但在楔破坏的情况下不能获得抗拉强度。4.1. 劈裂抗拉强度根据图10所示的荷载-位移曲线,不同条件下CAC试件的峰值荷载我们使用经典公式(Eq. (7))混凝土劈裂抗拉强度计算fst值见图10。Load–displacement curves of CAC specimens with various bearing stripsizes: (a) cube specimens and (b) cylinderCAC(表2)。考虑到试样几何形状和尺寸的差异,使用方程确定承重带的相对宽度(b)(8)量化Fst与带材宽度之间的关系2LstpHDb¼b=D8式中,fst表示劈裂抗拉强度(MPa),L为峰值载荷(kN),b为承载带的宽度,H分别为圆柱体和立方体试样的高度和边长,D分别为圆柱体和立方体试样的直径和边长4.2. 试样几何形状对拉伸强度图11绘制了具有各种承载条宽度(6至20 mm)的立方体和圆柱体CAC试样的fst可以看出,圆柱体模型(/150 mm 300 mm)获得的fst当承载带宽度相同时,边长为150 mm的立方体模型。从表面上看,似乎使用不同标准获得的fstASTM C496- 90[7]、BS 1881-117[8]和GB/T50081[10])在一定程度上受试样几何形状的影响。 然而,基于劈拉试件的破坏位置,许多研究人员[58,59]建议指定混凝土抗拉强度与试件断裂面积之间的关系,以研究试件尺寸效应,而与试件几何尺寸无关。换句话说,样本大小(体积)和样本Z.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)110119××表2不同几何形状和承载带宽度的CAC的劈裂抗拉强度试样几何形状试样尺寸(mm)分割面积(mm2)b(mm)BL(kN)压力(MPa)立方体气缸150×150 × 150150×150 × 150150×150 × 150150×150 × 150150×150 × 150150×150 × 150/150 ×30022 50022 50022 50022 50022 50022 50045 000691215182060.040.060.080.100.120.130.0470.273.986.894.2105.4110.5138.61.992.092.462.672.983.131.94/150× 300 45 000 9 0.06 145.8 2.08/150× 300 45 000 12 0.08 171.2 2.40/150× 300 45 000 15 0.10 185.6 2.62/150× 300 45 000 18 0.12 207.5 2.94/150× 300 45 000 20 0.13 217.4 3.08根据参考文献[1]中的建议[57]中,劈拉下混凝土试件的劈裂面积简化为沿加载方向的垂直截面面积见图11。 不同试样几何形状下CAC的数值fst几何形状(形状)被认为对混凝土的FST因此,模拟CAC试件的断裂面积与fst值之间的关系如图所示。 12(a).如图12(a)所示,随着裂缝面积从225 cm 2增加到450 cm 2,CAC的fst值呈现出下降趋势。Kadlecek等人[57]还观察到OPC的fst值随不同样品几何形状和尺寸的变化趋势,其中条带宽度为每个样品直径或边长的具体地说,随着断裂面积从16 cm 2增加到450 cm2,立方体和圆柱体OPC试样的fst值逐渐减小,表明fst与断裂面积有关。此外,当将边长为100 mm(150mm)的立方体OPC试样的fst值与尺寸为100 mm的圆柱体试样的fst值进行比较时,200 mm(/150 mm300 mm),强度差异与相同几何形状的CAC试件相似。因此,本文对不同形状和条带宽度的CAC试件的数值模拟结果是合理的,三维随机细观模拟方法对研究CAC的静态应力断裂面积与CAC的fst值之间的详细关系将在今后的工作中进行定量探索4.3. 支承带宽度对抗拉强度的影响多项研究报告称,当承重带的相对宽度大于4%时,混凝土的fst值直接取决于承重带的宽度【19】。图13显示了CAC和OPC的数值和试验应力值随承重带相对宽度的变化[29,53,54,60]。应注意的是,CAC的fst值随着条带的相对宽度逐渐增加,这与OPC的趋势一致[60]。此外,当条带的相对宽度小于0.08时,CAC的fst值与Olesen等人[60]报告的OPC值之间存在轻微差异。这一差距逐渐增大,表明CAC的fsts[29]CAC的劈拉试验见图12。 不同几何形状试件的断裂面积与断裂强度的关系Z.吴,J. Zhang,H. Yu等人工程17(2022)1101201- 2 - 3 -4 - 5-6-7-8-10111- 2 - 3 -4 - 5-6-7-8-1025= 325= 3图十三.不同形状和承载带宽度的CAC和OPC试件的静态劈拉强度。的OPC。他们解释说,这种现象是由砂浆和表面纹理粗糙的珊瑚骨料之间强烈的机械联锁引起的,这有助于ITZ的粘结强度,并与含有砾石骨料的OPC相比,增加了CAC的fst另外,当条带的相对宽度为0.20时,可以看出,见图14。立方体/圆柱体劈裂抗拉强度与支承条相对宽度的关系。承载带的相对宽度越大,数值计算结果与理论计算结果之间因此,基于弹性解的方法,对于不同支承条宽度的CAC,其他因素对fst,cu和fst,cy比值的影响可以用以下上下限公式表示:上限公式:CAC的波动是由文献中讨论的CAC种类引起的[29,53,54]具有不同的抗压强度(30至60 MPa)。铜第一次;第四次23= 2B1-b2012年1月12日经典公式(Eq. (7))对于fst的计算是基于线弹性解的方法,上条沿一条没有宽度的直线均匀分布下限公式:23= 2铜硼化物这在宽的支承条用于承载部分压缩应力。 考虑到fst; cy1/25= 3ð- b-0:01152013年12月13日Rocco等人[13]使用方程计算了立方体和圆柱体试样的fst(9)和(10)。h25=3i-1其中K1和K2是分别控制CACfst值变化区域这两个方程对于b= 0.04至0.13都有效根据不同支承带宽度下CAC的fst,cu和fst,cy数值,K1和K是初步确定作为2.1×10-4和fst;cu¼fst1-bst-0: 0115ð9Þ26.6× 10- 4。然而,额外的数值和测试在不同承载力的劈裂拉力下CAC的fst,cu和fst,cy值fst; cy 公司简介1-b2为了进一步确定K1,需要测量带材宽度,K2。总的来说,上下限公式对指导实际生产具有重要意义。其中,fst,cu和fst,cy分别是立方体和圆柱体试样的劈裂抗拉强度。因此,在相同条件下立方体和圆柱体试样的fst值之间的关系可以表示为如下[19]:对不同支承带宽度下CAC结构的应力值进行了预测,对CAC结构的研究和设计具有重要意义。5. 结论铜第一次;第四次23= 2B1-bð11Þ采用三维随机细观模型研究了立方体和圆柱形CAC试样的劈拉性能当比较CAC的数值fst,cu和fst,cy值与弹性解的数值之比(11))(图14),可以看出CAC的数值比大于弹性解的数值此外,可以看出,随着支承条的相对宽度从0.04增加到0.13,fst,cu和fst,cy之间的差逐渐增加,这比弹性解的增加速率快换句话说,随着承载带相对宽度的增加,试件几何形状对CAC的fst值的影响变得数值解和弹性解之间存在差异的主要原因是劈裂荷载的宽度随支承条的相对宽度逐渐增大,这与线性荷载没有宽度的假设不一致接近。基于数值计算结果和前人的试验结果,研究了试件几何形状和支承条宽度对CAC的fst主要结论可归纳如下。(1) 建立了一个具有随机特征(形状和分布)的三维团聚体中尺度模型,用于模拟CAC立方体和圆柱体样品。通过数值模拟和对立方体和圆柱体CAC试件在劈裂拉伸下的力学性能分析,验证了所提出的CAC细观模型和相应的材料参数。(2) 在劈拉破坏过程中,裂缝沿加载方向从上、下两个承载带扩展,直至试件被垂直劈裂为两半FZ.吴