，，，，，春蕊

(1.遼寧工業(yè)大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，遼寧 錦州 121000；2.天津市賽達(dá)偉業(yè)有限公司，天津 300000； 3.西安理工大學(xué) 水利水電學(xué)院，西安 710048；4.濰坊市公路路橋工程建設(shè)開發(fā)中心，山東 濰坊 261061)

1 研究背景

碾壓混凝土在我國(guó)高壩建設(shè)中得到了大量的應(yīng)用，但與普通混凝土的斷裂性能得到了較為系統(tǒng)的研究不同[1-4]，目前對(duì)于碾壓混凝土的斷裂性能的研究?jī)H限于試件尺寸、骨料級(jí)配等因素[5-7]。有學(xué)者通過三點(diǎn)彎曲梁試驗(yàn)法提出碾壓混凝土斷裂韌度存在著尺寸效應(yīng)，并得到所適用的尺寸效應(yīng)公式[8]，但關(guān)于齡期對(duì)碾壓混凝土斷裂韌度影響的研究則相對(duì)較少。而目前關(guān)于混凝土類準(zhǔn)脆性材料的斷裂模型有裂縫帶斷裂模型[9]、虛擬裂紋模型[10]、雙參數(shù)斷裂模型[11]、等效裂縫模型[12]、雙K斷裂韌度模型[13]和尺寸效應(yīng)模型[14]等。其中，雙K斷裂理論以其清晰的理論模型、簡(jiǎn)單的實(shí)驗(yàn)操作方法和雙K斷裂參數(shù)計(jì)算方法而被我國(guó)的水工斷裂試驗(yàn)規(guī)程所采用。

本文以雙K斷裂理論為基礎(chǔ)，采用楔入劈拉法對(duì)不同齡期的碾壓混凝土試件進(jìn)行斷裂試驗(yàn)，研究齡期對(duì)碾壓混凝土雙K斷裂韌度、有效裂紋擴(kuò)展量等參數(shù)的影響，總結(jié)了不同齡期碾壓混凝土斷裂參數(shù)的變化規(guī)律。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為探究不同齡期碾壓混凝土楔入劈拉試件的斷裂特性，試驗(yàn)共澆筑了齡期為28，60，90 d的3組共18個(gè)楔入劈拉試件，縫高比(縫的長(zhǎng)度與試件高度之比)均為0.4,試件尺寸均為150 mm(長(zhǎng))×150 mm(寬)×150 mm(高)，分組編號(hào)分別為RCC-28，RCC-60，RCC-90，其中28，60，90代表試件的齡期。試件具體參數(shù)見表1。

表1 試件尺寸和參數(shù)Table 1 Dimensions and parameters of specimens

采用標(biāo)號(hào)32.5普通硅酸鹽水泥，Ⅱ級(jí)粉煤灰，細(xì)度模數(shù)為2.6的天然中砂，粒徑為5～20 mm的一級(jí)配碎石，自來水，高效減水劑。配合比為水∶水泥∶粉煤灰∶砂∶石子∶外加劑=0.97∶1∶0.67∶6∶9.55∶0.013，水膠比為0.58，砂率為38%。采用木模澆筑，養(yǎng)護(hù)室標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)成型。

2.2 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)加載裝置如圖1(a)所示，所有試驗(yàn)均在20 t電液伺服試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，以2×10-2kN/s的速度對(duì)試件進(jìn)行加載并嚴(yán)格控制加載速率均勻連續(xù)，采用量程為0～50 kN的荷載傳感器，裂縫口張開位移采用夾式引申儀，裂縫尖端及韌帶方向的應(yīng)變采用30 mm電阻應(yīng)變片進(jìn)行測(cè)量。試驗(yàn)的試件采用附著式振動(dòng)器分2次碾壓成型，在試件達(dá)到試驗(yàn)所需齡期后，需對(duì)試件裂縫一側(cè)粘貼尺寸為150 mm×50 mm×30 mm(長(zhǎng)×寬×高)的大理石，粘貼前需對(duì)試件的粘貼面進(jìn)行打磨處理并使表面不平整度<0.5%，清潔后使用建筑結(jié)構(gòu)膠粘貼牢固，圖1(b)為縫高比0.4的試件簡(jiǎn)圖。

圖1 試驗(yàn)裝置及試件簡(jiǎn)圖Fig.1 Test device and diagram of specimen

2.3 雙K斷裂理論

20世紀(jì)80年代，徐世烺[15]結(jié)合大量混凝土斷裂的試驗(yàn)，以應(yīng)力強(qiáng)度因子為參量提出了雙K斷裂模型，該模型引入失穩(wěn)斷裂韌度和起裂斷裂韌度作為裂縫失穩(wěn)和起裂的控制參數(shù)，并結(jié)合虛擬裂縫方法和等效彈性方法，使試驗(yàn)方法簡(jiǎn)易可行，便于計(jì)算，同時(shí)考慮了雙參數(shù)模型中所忽略的塑性變形影響，物理意義明確；其通過起裂斷裂韌度和失穩(wěn)斷裂韌度將混凝土斷裂過程分為3個(gè)階段：起裂、穩(wěn)定擴(kuò)展和失穩(wěn)擴(kuò)展。具體描述如下：

2.4 雙K斷裂參數(shù)的計(jì)算

我國(guó)《水工混凝土斷裂試驗(yàn)規(guī)程》(DL/T 5332—2005)[16]基于雙K斷裂理論提出了雙K斷裂參數(shù)的計(jì)算公式。這里采用規(guī)程中楔入劈拉試件雙K斷裂參數(shù)的計(jì)算公式，用于計(jì)算與碾壓混凝土相關(guān)的各項(xiàng)參數(shù)。

2.4.1 彈性模量E的計(jì)算公式

在裂縫未發(fā)生擴(kuò)展前，即荷載未達(dá)到起裂荷載，此時(shí)碾壓混凝土處于線彈性階段。根據(jù)試件F-V曲線(試件的實(shí)測(cè)荷載-裂縫口張開位移曲線)的上升段之直線段任意一點(diǎn)，確定初始柔度ci=Vi/Fi，計(jì)算彈性模量E。其E的計(jì)算公式為

(1)

式中：a0為裂縫的初始長(zhǎng)度；t為試件厚度；h為試件高度；h0為裝置夾式引伸儀刀口厚度。

2.4.2 臨界有效裂縫長(zhǎng)度ac的計(jì)算

試件承受最大荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的臨界有效裂縫長(zhǎng)度ac是計(jì)算失穩(wěn)斷裂韌度的重要參數(shù)，計(jì)算公式為

式中：CMODc為裂縫口張開位移臨界值；FHmax為最大水平荷載。

2.4.3 失穩(wěn)斷裂韌度

楔入劈拉試件的失穩(wěn)斷裂韌度計(jì)算公式為

(3)

其中，

f(α)=3.675[1-0.12(α-0.45)](1-α)-3/2，

式中：Fmax為最大荷載；mg為楔形加載架的重力。

2.4.4 起裂斷裂韌度

楔入劈拉試件的起裂斷裂韌度計(jì)算公式為

(4)

其中，

f(α)=3.675[1-0.12(α-0.45)](1-α)-3/2，

式中：PHini為起裂水平荷載；Pini為起裂荷載。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期，楔入劈拉試件開始受力，此時(shí)混凝土內(nèi)部產(chǎn)生裂縫并擴(kuò)展，隨荷載的增加，裂縫尖端開始出現(xiàn)肉眼可見的裂縫并穩(wěn)步向下擴(kuò)展，同時(shí)裂縫的張口位移逐漸增大；當(dāng)荷載達(dá)到最大值時(shí)，混凝土的內(nèi)部黏聚力難以承受外部荷載，裂縫的張口位移快速擴(kuò)大，與此同時(shí)裂縫開始失穩(wěn)擴(kuò)展；此后荷載逐漸下降，直到荷載下降為0時(shí)，試件呈劈拉破壞。

3.2 起裂荷載的確定

圖2 試驗(yàn)實(shí)測(cè)的P-ε曲線Fig.2 Measured P-ε curve

《水工混凝土斷裂試驗(yàn)規(guī)程》中確定的起裂荷載是試件F-V曲線上升段從直線段轉(zhuǎn)變?yōu)榍€段的轉(zhuǎn)折點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載，但在實(shí)際測(cè)量中線段轉(zhuǎn)折點(diǎn)的確定難度較大，并存在一定誤差，因此采用該方法確定起裂荷載存在難度大和準(zhǔn)確性較低這2個(gè)問題。然而起裂荷載的確定是計(jì)算起裂斷裂韌度的關(guān)鍵。為此，本文采用在裂縫尖端布置電阻應(yīng)變片法[11]來測(cè)定起裂荷載。從加載開始，裂縫兩側(cè)混凝土不斷聚集能量，隨荷載的增加，裂縫尖端的應(yīng)變值基本呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，直至應(yīng)變值達(dá)到極值后出現(xiàn)回滯，表明測(cè)點(diǎn)間有裂縫出現(xiàn)，混凝土聚集的能量得到釋放，該測(cè)點(diǎn)開始得到卸載，其中應(yīng)變開始回縮時(shí)所對(duì)應(yīng)的荷載值即為起裂荷載。如圖2所示。

圖3為不同齡期碾壓混凝土條件下的F-V曲線。由圖3可看出不同齡期下的試件F-V曲線在加載初期基本呈線性關(guān)系，裂縫張口位移增長(zhǎng)緩慢，無宏觀裂縫產(chǎn)生；隨荷載的增加，F(xiàn)-V曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)，荷載與裂縫開口位移開始呈非線性關(guān)系發(fā)展；當(dāng)荷載增加到最大值后，荷載開始迅速下降，同時(shí)裂縫開口位移迅速增大，直至試件破壞。與此同時(shí)，由F-V曲線可知，齡期越大，試件的失穩(wěn)荷載越大，裂縫的張口位移變化越快，試件的延性越差。

圖3 不同齡期下碾壓混凝土試件的F-V曲線Fig.3 Curves of F-V of RCC specimens of different ages

3.3 結(jié)果分析

根據(jù)已知參數(shù)，通過式(1)和式(2)分別計(jì)算彈性模量E和臨界有效裂縫長(zhǎng)度ac，進(jìn)而按式(3)求得各試件的失穩(wěn)斷裂韌度，采用本文中所提到的起裂荷載確定方法得到各試件的起裂荷載并通過式(4)計(jì)算其起裂斷裂韌度。具體計(jì)算結(jié)果見表2、表3，其中Δac為裂縫亞臨界擴(kuò)展量，Δac=ac-a0。

由表2和表3可看出試件齡期為28，60，90 d所對(duì)應(yīng)的起裂和失穩(wěn)荷載的均值分別為0.82 kN和1.52 kN、0.84 kN和1.911 kN、1.78 kN和3.06 kN,其中起裂和失穩(wěn)荷載的比值介于0.441～0.584。碾壓混凝土強(qiáng)度隨齡期增大而增大，隨強(qiáng)度增大，試件的抗裂性能越好其對(duì)應(yīng)的起裂荷載就越大，同時(shí)起裂荷載占失穩(wěn)荷載的比值越重，這與文獻(xiàn)[17]所述普通混凝土的規(guī)律有相似之處。

表2 碾壓混凝土雙K斷裂參數(shù)Table 2 Double-K fracture parameters of RCC

表3 碾壓混凝土斷裂參數(shù)比值Table 3 Ratios of fracture parameters of RCC

為了更直觀地觀察斷裂參數(shù)隨齡期的變化規(guī)律，這里將不同齡期的雙K斷裂參數(shù)和起裂與失穩(wěn)斷裂參數(shù)比值繪制如圖4所示。

圖4 不同齡期下的斷裂韌度及起裂韌度與 失穩(wěn)韌度的比值Fig.4 Curves of the fracture toughness and the ratio of initial fracture toughness to unstable fracture toughness of specimens at different ages

由圖4(a)可看出，隨齡期的增加，起裂斷裂韌度和失穩(wěn)斷裂韌度均呈逐漸上升的趨勢(shì)，齡期從28 d增加到90 d，起裂斷裂韌度均值從0.428 5 MPa·m1/2增加到0.644 5 MPa·m1/2，失穩(wěn)斷裂韌度均值從0.879 6 MPa·m1/2增加到1.171 8 MPa·m1/2，其中起裂斷裂韌度增加了0.216 0 MPa·m1/2，失穩(wěn)斷裂韌度增加了0.292 2 MPa·m1/2。由圖4(b)可以看出，不同齡期試件的起裂斷裂韌度和失穩(wěn)斷裂韌度的比值基本在0.5～0.6，說明碾壓混凝土結(jié)構(gòu)的延性變化較小。

圖5 裂縫長(zhǎng)度隨齡期的 變化曲線Fig.5 Relationship between crack length and age

4 結(jié) 論

本文通過對(duì)齡期為28，60，90 d的3組18個(gè)碾壓混凝土楔入劈拉試件的斷裂試驗(yàn)，結(jié)合雙K斷裂理論，分析斷裂過程中斷裂參數(shù)的變化，得出以下結(jié)論：

(1)起裂荷載和失穩(wěn)荷載均隨齡期的增大而增大，其中起裂和失穩(wěn)荷載的比值介于0.440 5～0.583 5，伴隨著齡期的增加，起裂荷載占失穩(wěn)荷載的比重越大。

(2)不同齡期條件下，碾壓混凝土劈拉試件的起裂斷裂韌度與失穩(wěn)斷裂韌度的比值趨于穩(wěn)定，且起裂斷裂韌度與失穩(wěn)斷裂韌度均隨齡期的增大而增大，其中起裂斷裂韌度均值從0.428 5 MPa·m1/2增加到0.644 5 MPa·m1/2，增加了0.216 0 MPa·m1/2，失穩(wěn)斷裂韌度均值從0.879 6 MPa·m1/2增加到1.171 0 MPa·m1/2，增加了0.292 2 MPa·m1/2。

(3)臨界有效裂縫長(zhǎng)度和裂縫亞臨界擴(kuò)展量隨齡期的增加呈下降趨勢(shì)，表明齡期越長(zhǎng)，試件的延性越差，越容易發(fā)生脆性破壞。但裂縫擴(kuò)展程度受齡期的影響較小。