龍廣成，李寧，謝友均，馬昆林

(中南大學(xué) 高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410075)

CRTS III型板式無砟軌道是具有我國(guó)自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的高速鐵路無砟軌道結(jié)構(gòu)型式，其顯著特點(diǎn)之一是充填層采用自密實(shí)混凝土(Self-compacting Concrete，簡(jiǎn)寫為SCC)。板式無砟軌道常處于動(dòng)荷載服役條件，而目前對(duì)充填層SCC在動(dòng)荷載下的性能研究相對(duì)較少。研究表明，混凝土材料在動(dòng)荷載作用下表現(xiàn)出與靜態(tài)加載明顯不同的規(guī)律[1]。Dilger等[2?3]發(fā)現(xiàn)混凝土的抗壓強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增大而線性增加，而 Suaris[4]則認(rèn)為混凝土抗壓強(qiáng)度的增長(zhǎng)與應(yīng)變率呈非線性關(guān)系。Yousef等[5]研究表明混凝土動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子(DIF)隨應(yīng)變率先線性增大后急劇增大。充填層SCC在澆注成型工藝和組成上均有別于普通混凝土，如SCC中常含有較多的漿體、較少的粗骨料和總骨料體積。上述組成與成型工藝特點(diǎn)，會(huì)影響SCC內(nèi)部微結(jié)構(gòu)，進(jìn)而影響其宏觀性能[6?7]。充填層是軌道結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)部件，其破壞失效會(huì)造成軌道結(jié)構(gòu)服役性能與狀態(tài)發(fā)生改變，甚至危害高速鐵路運(yùn)營(yíng)安全[8?9]。因此，深入研究充填層 SCC在動(dòng)荷載作用下的力學(xué)行為對(duì)于掌握CRTS III型板式無砟軌道在高速列車動(dòng)載作用條件下的服役行為具有重要意義。鑒于此，本文采用直徑為75 mm的分離式霍普金森壓桿(Split Hopkinson Pressure Bar，SHPB)試驗(yàn)裝置，研究充填層SCC在不同應(yīng)變率下的力學(xué)特性，以深入理解充填層SCC的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)原材料、配合比及試件制備

充填層自密實(shí)混凝土(SCC)采用的原材料包括水泥、粉煤灰、礦渣、粗細(xì)集料、黏度改性材料、高效減水劑等。P.O 42.5普通硅酸鹽水泥(C)由湖南東坪水泥有限公司生產(chǎn)，Ⅰ級(jí)粉煤灰(FA)和礦渣粉(GGBS)分別由湖南湘潭電廠和上海寶鋼新材料公司提供，水泥、粉煤灰及礦渣的物理化學(xué)性能如表1所示。

表1 水泥、粉煤灰和礦渣的物理化學(xué)性能Table 1 Physical and chemical properties of C, FA and GGBS %

黏度改性劑、減水劑等由安徽中鐵材料公司提供，其中羧酸系減水劑(SP)減水率為26%。細(xì)集料采用普通河砂，為符合級(jí)配要求的中砂，其細(xì)度模數(shù)為2.7，表觀密度為2 650 kg/m3；粗集料采用石灰石質(zhì)碎石，表觀密度為2 680 kg/m3，試驗(yàn)中選用5～10 mm和10～16 mm 2種級(jí)配混配而成；拌合水為飲用自來水。試驗(yàn)各原材料性能均滿足《高速鐵路 CRTSⅢ型板式無砟軌道自密實(shí)混凝土?xí)盒屑夹g(shù)條件》(TJ/GW 112—2013)的相關(guān)規(guī)定。

試驗(yàn)時(shí)，先將各固體原材料倒入混凝土強(qiáng)制式攪拌機(jī)中拌合15 s左右，然后將減水劑和水的混合液緩慢加入攪拌機(jī)中，并繼續(xù)攪拌2.5 min，攪拌速度50 r/min，試驗(yàn)環(huán)境溫度約為22～25 ℃。拌合物性能測(cè)試完成后，立即將拌合物充入試模，試件成型24 h后拆模并放入標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室中養(yǎng)護(hù)至56 d進(jìn)行動(dòng)態(tài)力學(xué)試驗(yàn)。所得充填層SCC拌合物性能測(cè)試結(jié)果如表2所示。測(cè)得SCC 56 d靜態(tài)抗壓強(qiáng)度為48.8 MPa，彈性模量為36.6 GPa。

試件測(cè)試前用自動(dòng)磨平機(jī)將試件上下底面磨平，平行誤差不超過0.02 mm，磨平后的試件如圖1所示。

圖1 用于SHPB試驗(yàn)的SCC試件Fig. 1 SCC specimens for SHPB test

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用Ф75 mm的SHPB試驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)，該系統(tǒng)主要由發(fā)射腔、沖頭(子彈)、入射桿、透射桿、吸收桿和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成，如圖2所示。

表2 SCC拌合物性能Table 2 Properties of fresh SCC

圖2 SHPB試驗(yàn)裝置圖Fig. 2 Test system of SHPB

測(cè)試系統(tǒng)采用CS-10型超動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀，具有校準(zhǔn)和自動(dòng)平衡功能；采用半周期正弦波加載，延長(zhǎng)了入射波上升沿的升時(shí)，可保證試件內(nèi)的應(yīng)力均勻[10]。通過測(cè)試系統(tǒng)獲得的入射應(yīng)變?chǔ)臝(t)，反射應(yīng)變?chǔ)臨(t)及透射應(yīng)變?chǔ)臫(t)可計(jì)算出混凝土試件的應(yīng)力σ(t)，應(yīng)變 ε(t)及應(yīng)變率 θ(t)[11]：

式中：A0和 E0分別為桿的橫截面積和彈性模量；As和ls分別為試件的橫截面積和長(zhǎng)度；C0為壓桿中縱波波速。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件破壞形態(tài)

充填層 SCC試件在不同應(yīng)變率下的破壞形態(tài)如圖3所示。由圖3可知，SCC試件的破壞形態(tài)具有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。在靜荷載下，試件為剪切破壞，破壞時(shí)有一條貫通的主裂縫(圖 3(a))。當(dāng)應(yīng)變率為23.17 s?1時(shí)，SCC破壞形態(tài)與靜態(tài)條件下類似，有數(shù)條貫通主裂縫形成(圖 3(b))。當(dāng)應(yīng)變率增至34.02 s?1時(shí)，SCC破壞形態(tài)發(fā)生了明顯變化：試件破壞時(shí)不再完整，而是破碎為較大的幾塊(圖3(c))。隨應(yīng)變率的增大，試件的碎塊尺寸顯著減小，碎塊數(shù)量明顯增多(圖3(d)～3(f))。

圖3 充填層SCC試件在不同應(yīng)變率下的破壞照片F(xiàn)ig. 3 Failure mode pictures of SCC specimens under different strain rates

不同應(yīng)變率下 SCC破壞形態(tài)與加載過程中試件內(nèi)部損傷演化和能量吸收密切相關(guān)。SCC作為多相復(fù)合材料，其內(nèi)部存在較多的初始微裂紋和微孔洞等缺陷，其中以粗集料和水泥石的界面過渡區(qū)最為薄弱。在靜荷載下，界面在某一取向上的微裂紋首先發(fā)展匯合形成主裂縫[12]。主裂縫的發(fā)展使周圍的應(yīng)力得到松弛，抑制了其他小裂紋的產(chǎn)生和發(fā)展；主裂縫在充足的時(shí)間內(nèi)沿界面過渡區(qū)擴(kuò)展、貫通，直至試件破壞為兩塊或數(shù)塊。隨應(yīng)變率增大，荷載作用時(shí)間縮短，微裂紋來不及擴(kuò)展形成主裂縫。同時(shí)由于裂紋產(chǎn)生所需的能量遠(yuǎn)比其擴(kuò)展所需的能量高，因此需要產(chǎn)生更多的微裂紋來吸收巨大的沖擊能量[13]。最終試件內(nèi)大量微裂紋多點(diǎn)同時(shí)起裂，導(dǎo)致碎塊尺寸減小，碎塊數(shù)量增多。隨應(yīng)變率的增大，SCC內(nèi)部裂損演化過程如圖4所示。

圖4 動(dòng)荷載作用下充填層SCC內(nèi)部裂損變化示意圖Fig. 4 Damage evolution of filling layer SCC under dynamic load

2.2 峰值強(qiáng)度

圖5給出了充填層SCC試件在不同應(yīng)變率下的應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系曲線，其中圓柱體試件在準(zhǔn)靜態(tài)條件下的平均抗壓強(qiáng)度為53.6 MPa。

圖5 不同應(yīng)變率下充填層SCC的應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系Fig. 5 Stress-strain relationship of filling layer SCC under different strain rates

由圖5可知，SCC的峰值強(qiáng)度整體上隨應(yīng)變率的增大而增大，但增加速率逐漸減小。當(dāng)應(yīng)變率從23.17 s?1增加至 42.72 s?1時(shí)，峰值強(qiáng)度增大了39.4%，而應(yīng)變率從 42.72 s?1增加至 63.49 s?1時(shí)，峰值強(qiáng)度僅增大了9.8%。這是因?yàn)樵诟邞?yīng)變率下，SCC試件內(nèi)部的微裂紋未能及時(shí)開裂貫通，出現(xiàn)變形滯后現(xiàn)象，根據(jù)沖量定理或功能原理，應(yīng)力增大以抵消沖擊能量，導(dǎo)致試件的峰值應(yīng)力隨應(yīng)變率的增大而提高。另一方面隨著 SCC應(yīng)變率的提高，SCC試件中心部位的側(cè)向變形由于慣性作用而受到約束，處于近似圍壓狀態(tài)，應(yīng)變率越高，其約束作用越大，這時(shí)材料的破壞應(yīng)力就越高[14]。然而，試件約束側(cè)向變形的慣性作用會(huì)隨著擴(kuò)展裂紋數(shù)量的增多而被削弱，因此峰值強(qiáng)度的增加速率逐漸減小。

為更好描述 SCC動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度隨應(yīng)變率的變化程度，引入動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子(σd/σs)做進(jìn)一步分析，其中σd和σs分別表示SCC的動(dòng)態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)峰值強(qiáng)度。為便于比較分析，作者從公開發(fā)表的文獻(xiàn)中歸納了相似試驗(yàn)條件下的普通混凝土的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子結(jié)果[5,13,15?17]，如圖6所示。

由圖6可知，對(duì)于強(qiáng)度介于40～120 MPa之間的混凝土而言，隨著應(yīng)變率的增加，動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)

因子逐漸增大，混凝土的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子隨應(yīng)變率的變化規(guī)律與混凝土強(qiáng)度等級(jí)沒有明顯的相關(guān)性，這與文獻(xiàn)[18?19]的研究結(jié)果一致。與普通混凝土相比，本文測(cè)試得到的相同應(yīng)變率條件下的SCC的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子更大些，即在相同應(yīng)變率條件下，SCC的強(qiáng)度增長(zhǎng)高于普通混凝土。這一結(jié)果與SCC的組成和成型工藝特點(diǎn)密切相關(guān)。SCC中漿體含量較高，其“自密實(shí)”成型也避免了因機(jī)械振搗力產(chǎn)生的局部液化作用造成的薄弱界面區(qū)，使得硬化后的SCC與普通混凝土相比，其內(nèi)部缺陷更少，結(jié)構(gòu)更為致密，薄弱的界面過渡區(qū)得到明顯改善。因此，在高應(yīng)變率下，SCC試件內(nèi)部缺陷更難擴(kuò)展貫通，巨大的沖擊能量更不易被吸收，因此只能通過增加更多的應(yīng)力來抵消。為進(jìn)一步科學(xué)表征SCC動(dòng)態(tài)強(qiáng)度隨應(yīng)變率的變化規(guī)律，對(duì)上述所測(cè)SCC的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了歸一化處理，得到了SCC試件動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子隨應(yīng)變率比值(θd/θs)的變化規(guī)律，如圖7所示，其中θd和θs分別表示試件的動(dòng)態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)變率。

圖6 自密實(shí)混凝土(本文結(jié)果)與普通混凝土[5, 13, 15?17]動(dòng)態(tài)強(qiáng)度應(yīng)變率效應(yīng)比較Fig. 6 Strain-rate effect comparison of SCC (present paper)and normal concrete[5, 13, 15?17]

由圖7可以看出，SCC的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子隨應(yīng)變率比值的對(duì)數(shù)增大而線性增大，其擬合公式為式(4)，其中 R2=0.9283，R為擬合結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的相關(guān)系數(shù)。

由式(4)可知，SCC的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子隨應(yīng)變率的增長(zhǎng)系數(shù)為1.023，大于文獻(xiàn)[20]得到的相似強(qiáng)度等級(jí)的普通混凝土的動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增長(zhǎng)系數(shù) 0.562，進(jìn)一步說明了自密實(shí)混凝土抗壓強(qiáng)度具有更大的應(yīng)變率敏感性。

圖7 SCC的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子與應(yīng)變率比值對(duì)數(shù)的關(guān)系Fig. 7 Relationship between dynamic strength increase factor of SCC and logarithm of strain-rate ratio

2.3 峰值應(yīng)變

由圖5可知，SCC的峰值應(yīng)變呈現(xiàn)出與峰值強(qiáng)度相似的變化規(guī)律，即其峰值應(yīng)變隨應(yīng)變率的增大而增大，但增大速率逐漸減小。當(dāng)應(yīng)變率從23.17 s?1增加至42.72 s?1時(shí)，峰值應(yīng)變?cè)龃罅?2.4%。而應(yīng)變率從42.72 s?1增加至63.49 s?1時(shí)，峰值應(yīng)變?cè)龃罅?7.3%，增加速率明顯減小。采用與2.2節(jié)類似的數(shù)據(jù)處理方法來分析 SCC峰值應(yīng)變與應(yīng)變率的關(guān)系，得到峰值應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)因子(εd/εs)與應(yīng)變率比值的關(guān)系，如圖8所示，其中εd和εs分別表示試件的動(dòng)態(tài)和準(zhǔn)靜態(tài)峰值應(yīng)變，εs=2 000 μ。

圖8 SCC動(dòng)態(tài)應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)因子與應(yīng)變率比值的對(duì)數(shù)關(guān)系Fig. 8 Relationship between dynamic strain increase factor of SCC and logarithm of strain-rate ratio

由圖8可以看出，SCC峰值應(yīng)變比值隨應(yīng)變率比值的對(duì)數(shù)增大而線性增大，其擬合公式為式(5)，其中R2=0.905 8。

對(duì)比式(4)和(5)可以看出，在應(yīng)變率變化相同時(shí)，動(dòng)態(tài)應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)因子隨應(yīng)變率的變化大于動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子，表明SCC的峰值應(yīng)變的應(yīng)變率敏感性高于峰值強(qiáng)度。

2.4 彈性模量

彈性模量是描述混凝土力學(xué)性能的主要指標(biāo)之一。本試驗(yàn)參考《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)GB 50081—2002》計(jì)算不同應(yīng)變率下的彈性模量，結(jié)果如圖9所示。

圖9 SCC的動(dòng)態(tài)彈性模量與應(yīng)變率的關(guān)系Fig. 9 Relationship between dynamic elastic modulus of SCC and strain rate

從圖9中可以看出，SCC動(dòng)態(tài)彈性模量的應(yīng)變率相關(guān)性較差。彈性模量隨應(yīng)變率的變化離散性較大，這可能是由于波動(dòng)效應(yīng)導(dǎo)致初始階段試件內(nèi)部應(yīng)力均勻性較差。但同時(shí)發(fā)現(xiàn)，SCC的動(dòng)態(tài)彈性模量基本穩(wěn)定在40～60 GPa的范圍，其平均值為48 GPa，比靜態(tài)彈性模量約高31.5%。

2.5 比能量吸收

比能量吸收可用來表征SCC材料的韌性，定義為單位體積 SCC吸收應(yīng)力波能量的大小?？捎檬?6)～(9)計(jì)算得到：

式中：W為SCC的比能量吸收；Wi，Wr和Wt分別為入射波、反射波和透射波所攜帶的能量；σi(t)，σr(t)和σt(t)分別為入射波應(yīng)力、反射波應(yīng)力和透射波應(yīng)力[21]。

根據(jù)上述公式，計(jì)算得到不同應(yīng)變率下SCC的比能量吸收值隨應(yīng)變的變化規(guī)律，如圖10所示。

圖10 不同應(yīng)變率下充填層SCC的比能量吸收Fig. 10 Specific energy absorption of SCC under varied strain rates

由圖10可以看出，SCC的比能量吸收隨應(yīng)變的變化大體上都呈“S”形曲線，即比能量吸收隨應(yīng)變的增大呈現(xiàn)先慢后快最后趨于穩(wěn)定的增長(zhǎng)特點(diǎn)。累積的比能量吸收隨應(yīng)變率的增大而增大，說明應(yīng)變率的增大使 SCC試件破壞時(shí)吸收更多的能量。另外，在靜載下強(qiáng)度等級(jí)同為C40的普通混凝土(NC)和自密實(shí)混凝土(SCC)比能量吸收規(guī)律也有所差異。在試件裂縫的形成和快速發(fā)展階段(對(duì)應(yīng)曲線的快速上升部分)，NC的比能量吸收速率始終大于SCC，最終試件破壞時(shí)的累積比能量吸收值也高于SCC。SCC試件由于漿體含量較多導(dǎo)致硬化后脆性更大，且自密實(shí)澆筑方法使得內(nèi)部更為致密，原生裂縫較少。在外部靜荷載作用下，可擴(kuò)展的裂縫較少，且容易沿界面過渡區(qū)迅速連通脆性較大的基體而形成貫通裂縫，在整個(gè)過程中能量吸收的途徑有限，導(dǎo)致比能量吸收速率和最終的累積比能量吸收都低于NC。圖11給出了SCC比能量吸收的累積值(Wmax)隨應(yīng)變率對(duì)數(shù)的變化規(guī)律，并通過擬合計(jì)算得到公式(10)，其中R2=0.954 4，擬合結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有較高的相關(guān)性。

圖11 充填層SCC累積比能量吸收與應(yīng)變率關(guān)系Fig. 11 Relationship between maximum of specific energy absorption and strain rate

3 SCC動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型

3.1 模型的建立

根據(jù)應(yīng)變等價(jià)性假說，在一維應(yīng)力狀態(tài)下材料的本構(gòu)關(guān)系可表示為[22?23]：

式中：σ為有效應(yīng)力；E為彈性模量；?為應(yīng)變；D為損傷變量。

將SCC的損傷破壞視為一個(gè)連續(xù)發(fā)展的過程，并假設(shè): 1) SCC 宏觀上為各向同性，破壞時(shí)損傷各向等效發(fā)展；2) SCC由無數(shù)細(xì)小微元組成，這些微單元包含許多隨機(jī)分布的微觀裂紋和微小缺陷，其損傷發(fā)展服從Weibull分布，由此可得損傷變量D的表達(dá)式如式(12)所示[23]：

式中：F0和m為與損傷分布相關(guān)的參數(shù)。

根據(jù)式(11)和式(12)，可得式(13)：

根據(jù)混凝土應(yīng)力應(yīng)變行為滿足的邊界條件[10,23]，可得到參數(shù)m，F(xiàn)0表達(dá)式如下：

將參數(shù) F0表達(dá)式代入式(13)，可得單參數(shù)(m)的SCC動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型，如式(14)所示：

定義臨界損傷Dcr為SCC應(yīng)力應(yīng)變曲線上的動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)力(或峰值應(yīng)變)對(duì)應(yīng)的損傷變量。結(jié)合式(12)及F0的表達(dá)式可推導(dǎo)出Dcr與應(yīng)變的關(guān)系式：

由式(15)可進(jìn)一步得到m與各應(yīng)變之間的關(guān)系如式(16)所示：

其中：σd為動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度；εd為動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)變；εd,e和εd,p分別為動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)變處對(duì)應(yīng)的彈性應(yīng)變和塑性應(yīng)變。

圖12 參數(shù)m對(duì)應(yīng)力?應(yīng)變曲線的影響Fig. 12 Influence of m on stress-strain curves

當(dāng)SCC延性增大時(shí)，其峰值應(yīng)變范圍內(nèi)的彈性應(yīng)變減小，即 εd,e/εd減小。由于 εd,e/εd<1，由式(16)可知，此時(shí)m值減小。圖12描述了不同m值對(duì)應(yīng)的SCC應(yīng)力應(yīng)變曲線。其中，m的取值0.90，1.10，1.44和1.96分別對(duì)應(yīng)彈性變形為峰值應(yīng)變的1/3，40%，50%和60%。

由圖 12可知，在相同峰值應(yīng)變下，m的減小會(huì)引起 SCC應(yīng)力?應(yīng)變曲線下降段越來越趨于平緩，材料的延性提高。因此，該本構(gòu)模型參數(shù)m可較好地反映SCC的脆性(或延性)程度。

3.2 應(yīng)變率對(duì)參數(shù)m的影響

根據(jù)SCC的應(yīng)力應(yīng)變曲線計(jì)算得到m值隨應(yīng)變率的變化規(guī)律如圖13所示。

圖13 應(yīng)變率對(duì)不同試件m值的影響Fig. 13 Influence of strain rates on parameter m

由圖13可知，在靜荷載下，參數(shù)m處于較高水平，隨應(yīng)變率的增大，m整體呈降低趨勢(shì)。在應(yīng)變率低于34.02 s?1左右時(shí)，m隨應(yīng)變率增大而緩慢下降；當(dāng)應(yīng)變率高于34.02 s?1時(shí)，m隨應(yīng)變率增大而急劇下降。這說明SCC在應(yīng)變率較低時(shí)，峰值應(yīng)變處彈性應(yīng)變占比較大。隨著應(yīng)變率的增大，試件的破壞模式發(fā)生變化，在沖擊荷載作用下的裂紋數(shù)增多，塑性變形占比增大。這與前文對(duì)試件破壞形態(tài)的分析結(jié)果一致。

3.3 本構(gòu)模型的驗(yàn)證

計(jì)算得到 SCC本構(gòu)模型參數(shù)及擬合曲線與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分別列于表3和圖14。

表3 SCC本構(gòu)模型相關(guān)參數(shù)值計(jì)算結(jié)果Table 3 Parameters of constitutive model for SCC

圖14 本構(gòu)模型結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Fig. 14 Comparison of fitting curve and experimental data

由表3和圖14可知，擬合結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的相關(guān)系數(shù)均在0.9 以上，說明擬合結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的吻合度較好。本構(gòu)模型對(duì)峰值強(qiáng)度前應(yīng)力?應(yīng)變曲線的擬合效果優(yōu)于峰值強(qiáng)度后效果。模型對(duì)峰值強(qiáng)度的擬合結(jié)果準(zhǔn)確度很高，擬合結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大相差4.9%。對(duì)各應(yīng)變率，參數(shù)m大體隨應(yīng)變率的增大而減小。這說明隨應(yīng)變率的增大，試件的破壞趨于延性破壞，這與前面的討論結(jié)果一致。

4 結(jié)論

1) 充填層SCC峰值強(qiáng)度和峰值應(yīng)變都隨應(yīng)變率的增大而增大；與普通混凝土相比，充填層SCC動(dòng)態(tài)峰值強(qiáng)度表現(xiàn)出更為顯著的應(yīng)變率敏感性。

2) 充填層 SCC 動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子(σd/σs)和應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)因子(εd/εs)與應(yīng)變率比值的對(duì)數(shù)(log(θd/θs))存在良好的線性相關(guān)性，且峰值應(yīng)變的應(yīng)變率敏感性大于峰值強(qiáng)度的應(yīng)變率敏感性。

3) 在所測(cè)應(yīng)變率范圍內(nèi)，充填層SCC彈性模量基本處于40～60 GPa之間，不具有明顯的應(yīng)變率相關(guān)性。

4) 充填層 SCC比能量吸收隨應(yīng)變?cè)黾佣省癝”形增長(zhǎng)趨勢(shì)，且比能量吸收的最大值隨應(yīng)變率對(duì)數(shù)的增大而線性增加。

5) 基于應(yīng)變等價(jià)性假說和統(tǒng)計(jì)損傷理論建立了SCC動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型，參數(shù)m隨應(yīng)變率增加而減小，與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

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