超高延性混凝土無筋拱靜力和抗沖擊性能研究*

廖 橋, 余江滔, 黃永強(qiáng), 張 洛, 楊成棟

(1 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2 華建集團(tuán)華東建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，上海 200002)

0 引言

隨著人口年齡結(jié)構(gòu)的變化,建筑業(yè)已出現(xiàn)勞動力老齡化問題。為此,世界各國投入了巨大的財(cái)力發(fā)展高效建造技術(shù)。由于混凝土本身具有易成型等優(yōu)點(diǎn),一些研究者提出了高性能混凝土無筋建造的設(shè)想[1]。

創(chuàng)新的建造技術(shù)需要高性能的材料來保證結(jié)構(gòu)安全度,混凝土無筋建造的首要任務(wù)是提升材料的力學(xué)性能,尤其是拉伸性能。高延性纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料(engineered cementitious composites, ECC)是一種特殊的纖維混凝土,它具有高延性和優(yōu)異的控裂能力[2]。在準(zhǔn)靜態(tài)單軸拉伸作用下,拉伸應(yīng)變能力大于2%,平均裂縫寬度小于0.1mm[3-6]?；谖⒂^力學(xué)原理,本課題組研發(fā)了以聚乙烯纖維為增強(qiáng)材料的超高延性混凝土(ultra-high ductile concrete, UHDC),此材料為ECC中的一種,但其拉伸應(yīng)變能力可達(dá)5%～12%,與鋼材的拉伸伸長率基本相當(dāng);抗壓強(qiáng)度為20～95MPa,滿足大部分工程對抗壓強(qiáng)度的要求[7-8]。

為實(shí)現(xiàn)混凝土無筋建造,研究者對ECC制備的構(gòu)件和結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行探索性研究。余江滔等進(jìn)行了UHDC無筋梁[9]和無筋柱[10]的靜力試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)UHDC無筋梁的抗彎性能與鋼筋混凝土梁(配筋率為1.5%)接近,UHDC無筋柱的承載力約為鋼筋混凝土柱(配筋率為4.3%)的一半。Yang等[11]對無筋ECC板和配筋率為0.5%的砂漿板分別進(jìn)行了低速落錘沖擊試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)ECC板呈延性破壞的特點(diǎn),板底有多條微細(xì)裂縫出現(xiàn);與此相反,砂漿板的破壞模式為脆性斷裂破壞,板角形成肉眼可見的宏觀裂縫。進(jìn)一步,Yu等[1]進(jìn)行了UHDC無筋框架的振動臺試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)在地震峰值加速度為0.105g～1.178g的3次地震中均未倒塌,可以認(rèn)為在世界上大多數(shù)地區(qū)建造UHDC無筋結(jié)構(gòu)是可行的。

盡管上述研究中涵蓋了ECC無筋構(gòu)件和結(jié)構(gòu)在靜力、沖擊荷載和地震作用下的性能,但研究并不系統(tǒng)且試驗(yàn)均采用縮尺模型。為此,本文將以中國第十屆花卉博覽會花博園場館——竹藤館的無筋拱為原型(圖1),在3D打印模板的基礎(chǔ)上建造一座足尺的UHDC無筋拱,進(jìn)行靜載試驗(yàn)以模擬正常使用中的恒載、活載以及服役期間結(jié)構(gòu)可能遭受的地震和颶風(fēng)的影響;其后進(jìn)行鋼球撞擊試驗(yàn),以研究泥石流等自然災(zāi)害和人為沖擊下結(jié)構(gòu)的動態(tài)力學(xué)性能。最后通過有限元軟件模擬無筋拱在靜載作用下的響應(yīng)。

圖1 竹藤館UHDC無筋拱

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)和制作

UHDC無筋拱試件是從竹藤館無筋拱(圖1)右側(cè)取出的一部分,其尺寸見圖2?？缍群透叨确謩e為4130、3075mm,拱的東立面預(yù)留一個(gè)尺寸為340mm×590mm的窗洞。拱腳的厚度為200mm,隨高度增加拱的厚度逐漸減小至75mm。此外,在拱腳處通過設(shè)置鋼筋將無筋拱與地面固結(jié)。由于無筋拱的形狀不規(guī)則,采用傳統(tǒng)的建造方式會使得施工難度增加。因此,以3D打印丙烯腈-丁二烯-苯乙烯(acrylonitrile butadiene styrene,ABS)塑料作為底模(圖3),在其表面噴涂微纖維玻璃棉(保溫層);然后采用噴射法建造UHDC無筋層;最后,人工抹平拱表面,并在UHDC無筋拱表面覆蓋薄膜養(yǎng)護(hù)28d。

圖2 UHDC無筋拱試件尺寸及靜載試驗(yàn)測點(diǎn)布置/mm

圖3 無筋拱豎向加載試驗(yàn)

制作UHDC無筋拱試件的同時(shí),每個(gè)工況制作3個(gè)伴隨試件,分別記作試件-1～試件-3。UHDC單軸受拉試驗(yàn)采用啞鈴形試件,尺寸見文獻(xiàn)[7]。單軸受壓試驗(yàn)使用邊長為100mm的立方體和尺寸為100mm×100mm×300mm的棱柱體試件。三點(diǎn)抗折試驗(yàn)采用的試件為40mm×40mm×160mm的棱柱體。試件所采用的養(yǎng)護(hù)制度與UHDC無筋拱的養(yǎng)護(hù)制度相同。

1.2 試驗(yàn)加載及量測

對UHDC無筋拱進(jìn)行的試驗(yàn)包括靜載試驗(yàn)和側(cè)向沖擊加載試驗(yàn)。其中,靜載試驗(yàn)包括豎向加載試驗(yàn)和側(cè)向加載試驗(yàn)。開展試驗(yàn)前,設(shè)計(jì)方通過有限元軟件對無筋拱進(jìn)行了數(shù)值模擬,根據(jù)表1中的計(jì)算結(jié)果以及《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)和《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)的相關(guān)要求,建議了UHDC無筋拱的豎向和側(cè)向加載幅值分別為50kN和18kN。進(jìn)行試驗(yàn)時(shí),為方便安裝傳感器和觀察試驗(yàn)現(xiàn)象,工作人員拆除了大部分3D打印的ABS塑料模板,僅保留UHDC無筋拱右側(cè)下部的模板,如圖3所示。

表1 UHDC無筋拱有限元計(jì)算結(jié)果

UHDC無筋拱豎向加載試驗(yàn)見圖3。試驗(yàn)加載制度采用分級加載,保載時(shí)間約為10min,前5次所加沙袋的質(zhì)量為400kg,之后使用200kg的沙袋加載至5000kg,最后逐級卸載沙袋。在豎向加載試驗(yàn)中,通過5個(gè)位移傳感器(L1～L5)測量拱的變形,其布置如圖2(a)所示。

UHDC無筋拱側(cè)向加載試驗(yàn)如圖4所示。側(cè)向加載試驗(yàn)系統(tǒng)由沙袋、鋼管、尼龍繩、鋼架、吊鉤和吊籃等組成,通過叉車將沙袋運(yùn)送至吊籃和吊鉤處以實(shí)現(xiàn)加載,施加點(diǎn)分別作用在拱左側(cè)1m和2.6m和拱右側(cè)1.8m高度處。試驗(yàn)加載制度為分級加載,每次所加沙袋的質(zhì)量均為200kg,保載時(shí)間約為10min。當(dāng)加載至1800kg時(shí),側(cè)向加載試驗(yàn)結(jié)束,最后逐級卸載沙袋。試驗(yàn)中拱的變形采用5個(gè)位移傳感器進(jìn)行量測,具體位置見圖2(a)。

圖4 無筋拱側(cè)向加載試驗(yàn)

完成靜載試驗(yàn)后,進(jìn)行鋼球撞擊UHDC無筋拱試驗(yàn),以研究泥石流等自然災(zāi)害和人為沖擊下結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)。如圖5所示,側(cè)向沖擊加載試驗(yàn)系統(tǒng)主要由鋼架、鋼軌和鋼球組成,Li等[12]曾采用該試驗(yàn)系統(tǒng)模擬泥石流對聚氨酯-鋼夾層復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的沖擊作用。沖擊加載試驗(yàn)工況見表2,試驗(yàn)中采用了6種不同質(zhì)量的鋼球,質(zhì)量為4～111kg的鋼球?qū)HDC無筋拱分別撞擊2次,最終質(zhì)量為180kg的鋼球?qū)白矒?次,鋼球下落高度為2.5m,水平向撞擊速度為7m/s,沖擊動能為98～4 410J,累計(jì)沖擊動能為98～37 536J。試驗(yàn)中,通過DH8302動態(tài)測試系統(tǒng)監(jiān)測沖擊區(qū)域附近的加速度、位移和應(yīng)變,采樣頻率為200kHz,傳感器布置見圖5。每次試驗(yàn)結(jié)束后,測量沖擊正面凹坑的直徑和深度。

表2 側(cè)向沖擊加載試驗(yàn)工況

圖5 無筋拱側(cè)向沖擊加載試驗(yàn)及測點(diǎn)布置

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 材料試驗(yàn)結(jié)果

在單軸拉伸作用下,UHDC表現(xiàn)出明顯的多縫開裂特征和良好的控裂能力,如圖6所示。受拉破壞時(shí)觀察到的裂縫數(shù)量為52條,平均裂縫寬度約為88.77μm。UHDC單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線表現(xiàn)出應(yīng)變硬化的特點(diǎn)和優(yōu)異的受拉延性變形能力,拉伸應(yīng)變能力可達(dá)5.77%。此外,UHDC具有較高的抗拉強(qiáng)度和應(yīng)變能,其值分別為6.29MPa和236.26kJ/m3。

圖6 UHDC單軸受拉破壞形態(tài)和應(yīng)力-應(yīng)變曲線

在單軸壓力下,UHDC表現(xiàn)出良好的整體性,無剝落破壞發(fā)生,如圖7所示。單軸受壓試驗(yàn)結(jié)果表明,UHDC立方體抗壓強(qiáng)度為34.86MPa,棱柱體軸壓強(qiáng)度32.81MPa,相應(yīng)的彈性模量為14.09GPa。由于棱柱體試件的高徑比較大,試驗(yàn)機(jī)壓頭摩擦力對試件的橫向約束相對較小,所以棱柱體軸壓強(qiáng)度低于立方體抗壓強(qiáng)度,但相比普通混凝土,UHDC的軸壓強(qiáng)度與立方體強(qiáng)度比較高(約為0.94)。另一方面,UHDC軸壓強(qiáng)度對應(yīng)的應(yīng)變約為0.003,比普通混凝土的高50%左右,這說明UHDC具有優(yōu)異的受壓延性變形能力。

圖7 UHDC棱柱體單軸受壓破壞形態(tài)和應(yīng)力-應(yīng)變曲線

UHDC三點(diǎn)抗折試驗(yàn)的荷載-跨中撓度曲線如圖8所示。與普通混凝土的單裂縫脆性斷裂破壞模式完全不同,UHDC跨中出現(xiàn)了大量的微細(xì)裂縫(約為22條),破壞模式為延性彎曲破壞。跨中撓度最大可達(dá)4mm,相應(yīng)的撓跨比約為1/30,抗彎強(qiáng)度為18.82MPa,表明UHDC擁有較好的彎曲變形能力和彎拉強(qiáng)度。

圖8 UHDC三點(diǎn)抗折的荷載-跨中撓度曲線

2.2 靜載試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.2.1 豎向加載

UHDC無筋拱的豎向加載幅值為50kN。豎向加載試驗(yàn)中,UHDC無筋拱表面沒有發(fā)現(xiàn)肉眼可見的裂縫。圖9顯示了拱在豎向荷載作用下的荷載-位移曲線。相同荷載作用下,位移傳感器L2的位移比L1的大,L5的位移比L2的大。換言之,隨高度增加,無筋拱兩側(cè)的位移逐漸變大。試驗(yàn)中所測得的最大位移約為2.8mm,其與跨度之比小于1/1 400,與拱高度之比小于1/1 000。結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用下的變形小,完全能承受50kN的豎向荷載。

圖9 豎向荷載作用下無筋拱的荷載-位移曲線

2.2.2 側(cè)向加載

對無筋拱進(jìn)行分級加載,最大荷載約為18kN(略高于中震作用)。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),UHDC無筋拱表面沒有出現(xiàn)肉眼可見的裂縫。無筋拱在側(cè)向荷載作用下的荷載-位移曲線如圖10所示。側(cè)向加載的作用力方向向左,使得無筋拱整體向左變形,故位移傳感器L1、L2和L4的位移為正值,L5的位移為負(fù)值。位移傳感器L5的位移明顯大于L1和L2,即拱右側(cè)的位移量大于拱左側(cè)。此外,位移傳感器L3的位移為正值,表明拱頂發(fā)生向上的位移。在第8次施加側(cè)向荷載后,位移增加幅度略微加大(尤其是拱頂),但位移與荷載基本呈線性關(guān)系,試驗(yàn)中所測得的最大位移約為5mm,其與跨度之比小于1/800,與拱高度之比小于1/600,說明結(jié)構(gòu)具有足夠的抗側(cè)向能力,且基本處于彈性狀態(tài)。試驗(yàn)結(jié)果表明無筋拱側(cè)向承載力能滿足要求。

圖10 側(cè)向荷載作用下無筋拱的荷載-位移曲線

2.3 側(cè)向沖擊加載試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.3.1 沖擊過程

如圖11所示,隨著鋼球沖擊動能的增大,鋼球的回彈幅度也同步減小,UHDC無筋拱的非線性變形逐漸增大。值得注意的是,在工況G-6-3(沖擊動能很大)中,可以看到拱體先發(fā)生明顯的彎曲變形,然后結(jié)構(gòu)大幅度回彈。

圖11 UHDC無筋拱的沖擊過程照片

從工況G-1-1到工況G-2-2,沖擊正面無肉眼可見的裂縫和凹坑出現(xiàn)。在工況G-3-1之后,受沖擊正面首次出現(xiàn)凹坑,其深度為1mm左右。當(dāng)該鋼球再次撞擊拱時(shí),凹坑的深度發(fā)展為2mm,直徑約為36mm,并且伴有豎向微細(xì)裂縫形成。隨著沖擊動能的增加,沖擊正面凹坑的深度和直徑逐漸變大。在工況G-6-4之后,沖擊正面形成了深度為15mm和直徑為183mm的凹坑,且拱腳向沖擊方向整體移動了10mm左右。側(cè)向沖擊加載試驗(yàn)結(jié)束后,沖擊正面的凹坑深度為22mm,直徑為206mm左右,凹坑深度與拱厚度之比約為0.29。

2.3.2 破壞形態(tài)

在鋼球的高速沖擊中,受沖擊區(qū)的厚度方向受到壓縮應(yīng)力波和拉伸應(yīng)力波的交替作用,且拱體發(fā)生劇烈的自由振動。圖12為UHDC無筋拱的最終破壞形態(tài)。沖擊背面的UHDC主要處于受拉應(yīng)力狀態(tài),而沖擊正面的UHDC則主要處于受壓應(yīng)力狀態(tài),受沖擊區(qū)域的正面和背面形成大量的微細(xì)裂縫。沖擊正面的裂縫以鋼球沖擊點(diǎn)為中心呈環(huán)狀向外擴(kuò)散,這些裂縫的寬度不超過0.2mm。沖擊背面的裂縫則以鋼球沖擊點(diǎn)為中心呈放射狀向外發(fā)展,最終形成了一條寬度約為15mm的關(guān)鍵裂縫(未貫通),其余裂縫的寬度均不超過0.2mm。沖擊背面的損傷大于沖擊正面。UHDC的受撞擊點(diǎn)壓縮變形嚴(yán)重,以至于出現(xiàn)“褶皺”現(xiàn)象,但是并沒有剝落破壞發(fā)生,說明UHDC具有優(yōu)異的受壓延性。更重要的是,UHDC無筋拱呈整體受彎的破壞形態(tài),局部破壞現(xiàn)象(如沖切破壞)不明顯,是因?yàn)閁HDC材料可以通過多縫開裂來耗散輸入的沖擊動能,而處于開裂狀態(tài)的UHDC仍可為結(jié)構(gòu)提供抗力[13],這得益于UHDC材料優(yōu)異的受拉變形能力和強(qiáng)大的耗能能力。

圖12 UHDC無筋拱側(cè)向沖擊加載后的破壞形態(tài)

2.3.3 位移、應(yīng)變和加速度分析

每次沖擊加載前,均將LVDT、加速度計(jì)和應(yīng)變片的讀數(shù)清零。由于最后3個(gè)工況的沖擊動能很大,導(dǎo)致沖擊背面的傳感器松脫,故未得到這3個(gè)工況下的動力響應(yīng)。

圖13顯示了最大位移與累計(jì)沖擊動能的關(guān)系曲線。由于位移傳感器L2處于沖擊區(qū)域的中心位置,所以該處的位移基本最大。隨著累計(jì)沖擊動能的增加,測得的最大位移可達(dá)12.1mm,與拱厚度之比約為1/6,表明UHDC無筋拱在側(cè)向沖擊作用下的變形能力很強(qiáng)。

圖13 最大位移與累計(jì)沖擊動能的關(guān)系

最大應(yīng)變與累計(jì)沖擊動能的關(guān)系曲線見圖14。

圖14 最大應(yīng)變與累計(jì)沖擊動能的關(guān)系

位于沖擊背面的S1和S2處應(yīng)變?yōu)檎?即該處的UHDC處于受拉應(yīng)力狀態(tài),這是因?yàn)殇撉蜃矒魰跊_擊背面形成拉伸應(yīng)力波。由于S3位于有壓縮應(yīng)力波的沖擊正面,所以該處的應(yīng)變?yōu)樨?fù),即UHDC處于受壓應(yīng)力狀態(tài)。隨累計(jì)沖擊動能增加,最大應(yīng)變也增加。值得注意的是,UHDC受壓應(yīng)變低于1 200με(0.12%)。另一方面,UHDC動態(tài)壓縮的試驗(yàn)研究表明[14],壓縮應(yīng)變率為59s-1時(shí),材料抗壓強(qiáng)度對應(yīng)的應(yīng)變約為0.8%。這表明沖擊正面的UHDC在工況G-6-4之前還未完全發(fā)生破壞。

UHDC無筋拱的典型加速度-時(shí)間曲線見圖15,最大加速度-累計(jì)沖擊動能曲線如圖16所示。由于A2最靠近沖擊區(qū)域的中心,所以測得的加速度值通常最大。在累計(jì)沖擊動能小于2.5kJ時(shí)(即工況G-4-1之前),加速度變化不大,A2處的最大加速度保持為700m/s2左右。當(dāng)累計(jì)沖擊動能大于2.5kJ時(shí),加速度隨累計(jì)沖擊動量增加而明顯變大。在累計(jì)沖擊動能達(dá)到24.31kJ時(shí)(即工況G-6-3),A2處的最大加速度約為4038m/s2。值得注意的是,在工況G-6-3之前,未出現(xiàn)加速度減小的情況。

圖15 無筋拱在側(cè)向沖擊作用下的典型加速度-時(shí)間曲線

圖16 最大加速度-累計(jì)沖擊動能曲線

結(jié)構(gòu)在沖擊作用下的響應(yīng)可以采用等效單自由度體系來分析[15]。UHDC無筋拱的理想化抗力-位移曲線見圖17。其中,結(jié)構(gòu)的最大抗力為Ru,剛度為Ke,最大彈性位移為Xe,最大允許位移為Xmax。與普通混凝土結(jié)構(gòu)相比,UHDC結(jié)構(gòu)具有較小的Ke和較大的Xmax。在側(cè)向沖擊作用下,UHDC無筋拱所吸收的能量可表示為:

圖17 沖擊作用下無筋拱的理想化抗力-位移曲線

(1)

式中Xm為結(jié)構(gòu)體系達(dá)到的最大位移。

另一方面,無筋拱的能量吸收能力為:

(2)

在工況G-6-3時(shí)(即累計(jì)沖擊動能為24.31kJ),結(jié)構(gòu)的加速度未減小(圖16),并伴有明顯的塑性變形,但是還沒有完全破壞失效。表明此時(shí)雖然已達(dá)到了UHDC無筋拱的最大抗力Ru,但E

3 有限元模擬

3.1 分析模型及材料本構(gòu)

通過ABAQUS軟件對無筋拱的靜力試驗(yàn)進(jìn)行模擬。采用殼單元模擬UHDC,四邊形網(wǎng)格尺寸約為100mm×100mm。此外,選用混凝土塑性損傷(concrete damaged plasticity,CDP)模型來模擬UHDC的非彈性行為和斷裂過程中發(fā)生的不可逆連續(xù)介質(zhì)損傷。

3.2 有限元分析結(jié)果及比較

3.2.1 豎向加載分析

無筋拱豎向荷載-位移曲線的有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比如圖18所示,有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。變形模式均為結(jié)構(gòu)兩側(cè)向內(nèi)變形,拱頂向上變形,頂部位移幾乎一致(約為0.5mm)。由圖19可知,目標(biāo)豎向荷載下無筋拱最大拉應(yīng)力為1.4MPa,小于其抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值,表明UHDC無筋拱仍處于彈性階段。

圖18 有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比(豎向加載)

圖19 目標(biāo)豎向荷載下無筋拱拉應(yīng)力云圖/MPa

3.2.2 側(cè)向加載分析

無筋拱側(cè)向加載的有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比如圖20所示。最大水平位移約為5mm,發(fā)生在位移傳感器L5處。除L4誤差較大外,其余各點(diǎn)位移模擬結(jié)果和試驗(yàn)變形趨勢一致,有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。從圖21可知,UHDC無筋拱底部位置局部進(jìn)入塑性,但塑性應(yīng)變僅為2.7×104。

圖20 有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比(側(cè)向加載)

圖21 目標(biāo)側(cè)向荷載下無筋拱塑性應(yīng)變云圖

4 工程應(yīng)用簡述

試驗(yàn)及有限元分析結(jié)果均表明,UHDC無筋拱能承受設(shè)計(jì)方要求的恒、活載以及服役期間結(jié)構(gòu)可能遭受的地震和颶風(fēng)影響,同時(shí)在模擬泥石流等自然災(zāi)害和人為沖擊下的動態(tài)力學(xué)行為良好,從而證實(shí)了UHDC無筋拱的可靠性。鑒于此,實(shí)際工程中依然采用噴射法建造UHDC無筋拱,具體建造過程詳見文獻(xiàn)[18]。已經(jīng)完成建造的UHDC無筋拱如圖22所示。

圖22 完成建造的UHDC無筋拱

5 結(jié)論

(1)在50kN的豎向荷載作用下,UHDC無筋拱最大位移約為2.8mm,與拱跨度之比小于1/1 400,與拱高度之比小于1/1 000。在略高于中震的荷載作用下(側(cè)向力為18kN),無筋拱的最大位移與跨度之比小于1/800,與拱高度之比小于1/600,體現(xiàn)出良好的承載力和結(jié)構(gòu)剛度。

(2)在鋼球高速沖擊下,材料優(yōu)異的受拉和受壓延性使得無筋拱呈整體受彎的破壞模式,局部破壞的現(xiàn)象不明顯。UHDC良好的控裂能力使沖擊背面和沖擊正面的裂縫寬度(除關(guān)鍵裂縫外)小于0.2mm。UHDC無筋拱展示出優(yōu)異的抗沖擊和耗能能力,進(jìn)而驗(yàn)證了混凝土無筋建造具備抵抗自然和人為動態(tài)沖擊災(zāi)害的可能性。

(3)有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。豎向加載情況下,結(jié)構(gòu)仍處于彈性狀態(tài)。水平荷載條件下,結(jié)構(gòu)局部進(jìn)入塑性,但塑性應(yīng)變僅為2.7×104。

(4)UHDC無筋拱的靜載試驗(yàn)、側(cè)向沖擊試驗(yàn)及相關(guān)的有限元模擬結(jié)果均表明,具備高抗拉強(qiáng)度、優(yōu)異受拉和受壓延性變形能力的UHDC材料擁有無筋建造的潛質(zhì)。