大连理工大学博士学位论文摘要由于混凝土材料内部缺陷和施工阶段以及使用阶段各种因素的作用，混凝土结构尤其是大体积混凝土结构不可避免出现裂缝。因此，正确评估裂缝的稳定性、安全性，进而对混凝土结构进行合理的维修和加固，以及提高混凝土材料和大体积混凝土结构设计水平，一直是工程界和学术界极为关注的问题。而在混凝土建筑物设计阶段对混凝土拌和物设计和结构选型的抗裂设计，以及对已建混凝土建筑物出现的裂缝进行评估时，首先均需测定混凝土断裂韧度参数。基于此，本文结合水电水利行业标准D L r 5 3 3 2 2 0 0 5水工混凝土断裂试验规程( 以下简称为规程) 的制定和国家自然科学基金项目“基于粘聚力的混凝土I I 型与复合型双K 断裂准则及其参数确定( 5 0 1 7 8 0 1 5 ) ，对混凝土I 型、I I 型断裂参数确定开展了如下的研究工作：1 混凝土起裂荷载的确定、断裂韧度的尺寸效应和形状效应是规程制定过程中的重要问题。为了对规程的制定提供更充足的基础数据，受编制组委托，分析了最大尺寸为Sx D B 一2 2 0 0 x 5 5 0 x2 4 0m m 的三点弯曲梁试件和最大尺寸为2 H x D x B = 1 2 0 0 x 1 2 0 0 x 2 5 0 m m 3 的楔入劈拉试件共1 4 0 个不同级配及湿筛法大坝混凝土试件的断裂试验。结果表明：电阻应变片法测定起裂荷载的方法可行：三点弯曲梁法所测得的混凝土双K 断裂韧度值无明显的尺寸效应；采用规程规定的楔入劈拉加载方式所测得的混凝土断裂韧度值表现出一定程度的尺寸效应；在相同配合比、相同高度条件下，两种试件测定的双K 断裂韧度值无明显的差异。2 分析了规程规定的楔入劈拉加载方式所测得的混凝土断裂韧度值表现出一定程度的尺寸效应的原因是竖向分荷载R 引起的附加力矩M v 对试件裂缝端部应力场和断裂参数计算具有影响，提出了在试件宽度1 4 处施加楔入荷载以消除此影响从而测得混凝土真实断裂参数的新的试验方法一楔入式紧凑拉伸断裂试验方法。 3 使用双K 断裂模型韧度三参数定律确定混凝土起裂韧度时，韧度增值K L 的计算无论是积分计算方法还是简化计算方法都较复杂。为了规程在工程界的推广使用，提出了韧度增值K ：的二元拉格朗日插值计算方法。通过与积分和简化计算方法比较，表明此插值计算方法具有很高的精度，计算过程得到进一步的简化，使用计算器即可实现，非常便于工程人员实际使用。4 采用国际上新近提出的两端切口I I 型断裂试件开展了混凝土I I 型断裂试验，分析研究了试件的破坏机理。试验观测到裂缝起裂角酿约为0a ，且沿着韧带方向扩展：裂缝尖端韧带出现具有典型剪切特征的混凝土碎片，表明发生了剪切破坏模式。由试验测混凝土I 型、I I 型断裂参数确定的研究定的曲线上的特征点确定临界荷载，进而由此试件几何相应的应力强度因子公式计算出混凝土I I 型断裂韧度。试验表明，两端切口I I 型断裂试件是进行混凝土I I 型断裂试验及测试混凝土K n 。合适的试件形式。5 基于课题组近年研究的基础上，提出了一种进行混凝土I I 型断裂试验的初始无切口半边对称加载新的试件形式及其应力强度因子解析公式。此试件由于剪切应力集中在名义韧带端部区域形成剪切微裂区；当微裂区尖端I I 型应力强度因子达到混凝土I I 型断裂韧度时，试件发生I I 型断裂破坏。因此，初始无切口半边对称加载试件断裂破坏机理与两端切口半边对称加载试件破坏机理本质上是相同的。6 试验观察到混凝土I I 型断裂过程可分为三个明显的阶段：裂缝起裂、稳定扩展、失稳破坏，本文引入起裂断裂韧度K 鬈和失稳断裂韧度K 凄两个断裂参数来描述混凝土结构I I 型断裂裂缝起裂、稳定扩展、失稳破坏全过程，建立了判定混凝土结构I I 型断裂破坏的I I 型断裂, W I K 断裂准则，即：K 一K 鬈时，裂缝起裂；K 芝 1 和 k K 。k K k 。在此前提条件满足后，剪切断裂扩展的必要条件是：裂纹尖端最大剪应力强度因子达到材料的临界值，即K IK m 。一一P 一一一P 一一混凝土I 型、I I 型断裂参数确定的研究即，当K I I I a 。K I 一 K 。k K k 且K 。一K 。k 时，发生I I 型断裂破坏。pDP( c )( a ) 裂缝尖端应力状态( b ) 单边切口试件( c ) 双边切口试件F i g 1 1 4s h e a r - b o xt e s t单边切口试件剪切断裂的应力强度因子公式用下式计算：如专F ( 参)热，( 钟邯s s 矧地6 7 4 ( 妒3 1 ( 删略双边切口试件剪切断裂的应力强度因子公式依照I r w i n 的裂纹尖端位移公式用有限元7 6 “法求得：午品廊( 1 1 9 )式中：，( 参) 2 1 7 s o + 3 0 9 5 ( 詈) 一1 0 5 5 9 ( 詈) + 8 舶7 ( 詈) 3中南大学在岩石I I 型断裂研究领域所取得的成果受到了国际岩石断裂研究工作者大连理工大学博士学位论文1 3 7 两端切口半边对称加载试件( D o u b l e e d g en o t c h e ds p e c i m e n )两端切口半边对称加载试件是国际上新近提出的适用于进行混凝土型断裂试验，测定混凝土I I 型断裂韧度的试件【1 8 6 ，1 8 7 1 8 8 】。本论文采用此试件几何型式开展了混凝土I I型断裂试验研究，因此，下面将对此试件应力强度因子理论、试件几何作一简单介绍。对于图1 1 5 所示，双边裂缝，韧带长为2 口的单位厚度无限大板，在如图所示荷载条件下，T a d a 【1 8 9 】给出其应力强度因子的解析表达式为：K I 一0K n 一詈压仃- 一- C ，( 1 2 0 )( 1 2 1 )图1 1 5 双边切口无限大板F i g 1 1 5D o u b l e - e d g en o t c h e di n f i n i t ep l a t e公式( 1 2 0 ) 清楚地表明，垂直于韧带方向( Y 轴) 无拉应力存在。此情况对混凝土类低抗拉强度材料以及如木材类垂直于纹理方向较弱抗拉能力的材料( 包括复合材料) 进行I I 型断裂试验是非常理想的。然而，无限大板这一条件对实际试验存在困难。如果图1 1 5 所示双边切口无限大板在) ，轴方向上是有限的，其长度以W 表示，则变为如图1 1 6 所示双边切口无限长条带。文献 1 8 6 采用R i c e 提出的J 积分的方法，而文献 1 9 0 ，1 9 1 ，1 9 2 采用傅立叶积分变换法分别求得其裂缝尖端的应力强度因子。盯1 一图1 1 6 双边切口无限长条带F i g 1 1 6D o u b l e - e d g en o t c h e di n f i n i t es t r i p下面为文献 1 8 6 采用J 积分方法求解的具体方法。仃混凝土I 型、I I 型断裂参数确定的研究以FW礴wG B、WCED 3 04图1 1 7 积分路径F i g 1 1 7I n t e g r a lp a t h当取图1 1 6 所示双边切口无限长条带的一半，并假定沿着条带对称轴的应力为线性分布( 图1 1 7 ) ，J 积分表达式为【1 9 3 l ：J C h 如+ c r y d v - W d yJ( 1 2 2 )其中，形；去k 坞2 一知吒c r y + 2 ( 1 + y 磙】沿着积分回路r 积分，。I 也 忆c D 吨七强、F G 弘其中，L 5 厶2 厶2L - 0 ，( o r ，。0 ，。0 ，a y2o ) ；厶= 0 ，( 吒20 ，仃，。0 ，。0 )在边界B c ，q 一一。；在边界伽，q = 詈一石3 0 “ y 。因此，p 一1 c 嘞；一瓢2 E ”仃2 咖= 害厶一t 恸a 一1 ；o 一石3 0 ry ) 2 方一一等将上述结果代入方程( 1 2 3 ) ，则得：T0 W ，= 一1 6 E一2 6 一( 1 2 3 )( 1 2 4 )日曰日目盯i大连理工大学博士学位论文根据，积分和应力强度因子问相对关系，K ；= 皿( 1 2 5 )因此，由式( 1 2 4 ) f F l l ( 1 2 5 ) ，采用J 积分方法得到图1 1 6 所示双边切口无限长条带应力强度因子解析公式【1 8 7 】为：K - - ；詈石( 1 2 6 )文献 1 9 0 ，1 9 1 ，1 9 2 采用傅立叶积分变换法研究了图1 1 6 所示双边切口无限长条带问题以解决两种材料的接触问题。他们得到相同的结论，即当上下条带为同种材料且宽度相同( 图1 1 6 ) ，则裂缝尖端I 型应力强度因子K 。等于零。文献 1 9 0 ，1 9 2 求得了不同w a 值时的K n 盯口的值，分析发现其结果与文献 1 8 6 1 提出的解析表达式( 1 2 6 ) 计算结果相同。文献【1 9 1 】还研究了接触韧带上应力的分布，结果表明：整个韧带上接触正应力仃。为零，裂缝尖端剪应力高度集中；并且条带长h 大于等于韧带a 的两倍长时，也即，h 苫2 a 时，有限长双边切口条带可以认为是无限长双边切口条带。综合上述研究结论，文献 1 8 6 1 8 8 提出了长度和宽度都为有限尺寸的两端切口平板( 图1 1 8 ) 应力强度因子的解析表达式：当h22 a ，w 苫r f a 时，有限尺寸的两端切口平板可以看作是无限大板，T a d a 公式( 1 2 1 ) 适用于计算其应力强度因子。当h 2 a ，W ，h N 一事N 【事乱暑心埘q皿= 。蛐时山葛，吣埘日巨g。罾暑目电NQ猷妙昌暑；飞丑冬嫖瞬嗤蟋0 暴毯嘿鞲敞删辎逍一教鹱幽蟮蛙仅憾半嚣嘏屦p 誊蟮毯鹱醛黛葵啦紊粼荽啦驴骠誊蝠茸。目=uo盘M葺一葛=盘晴它。事Nq嚣II章笮稿猷 2 6 0 r a m 时，M v 0 ，对裂缝产生张开的作用。两种加载方式对裂缝尖端处的应力场产生不同的影响。因此，楔入劈拉试件仍然使用紧凑拉伸试件的断裂参数计算公式，在原理上就不够完善。图2 7 ( b ) 为规程楔入劈拉试验方法，试件宽度2 H = 2 0 0 m m ，附加弯距M v = 1 5 晶t a n l 5 。4 0 2 晶，有效弯距M H = 8 0 P H ，对于起裂时( a o = 8 0 m m ) ，M v 5 M n 。竖向力R 产生的附加弯距M v 使试验荷载比紧凑拉伸荷载值偏小，相应的计算出来的断裂韧度值也偏小。另外，支座形式如为单支座，从上面的分析得知，自重G 及R 都对裂缝尖端产生正的弯距，断裂荷载将减小，计算得到的断裂韧度值也将偏低。在上述对楔入劈拉试验受力分析的工作基础上，作者建议开展如图2 8 所示的新的断裂试验楔入式紧凑拉伸断裂试验方法，“在试件宽度1 4 处加以楔入荷载，实现消除楔入竖向分荷载的影响，然后使用紧凑拉伸的计算公式，试图能够测得没有尺寸效应的断裂韧度值。“文献 2 11 - 2 1 3 1 受本文对楔入劈拉加载方式对试件裂缝尖端应力场、断裂参数影响的受力分析的启示，在试件宽度1 4 处加以楔入荷载，消除了楔入劈拉试验中当竖向荷载与双线支承不共线时在裂缝尖端所引起的附加弯矩的影响，又克服了紧凑拉伸试件对试验设备刚度要求的问题，开展了图2 8 所示的楔入式紧凑拉伸断裂试验研究。大连理工大学博士学位论文申仪)石r j夏座图2 8 ( a ) 楔入式紧凑拉伸试件及加载示