馮 博，朱 海，錢永久

(西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031)

混凝土的時變性能受多方面因素的綜合影響,其定量分析較復雜。目前,針對混凝土時效特性的探索關鍵主要從兩個方面展開:①由材料自身本構關系起始探索混凝土時效周期的表現(xiàn)形式;②從物理試驗角度出發(fā),尋找一種實用有效的預測模型[1]。目前尚未找到一種準確分析理論或有效預測模型來準確量化所有類型混凝土的時變特性[2]。由于具有高度不確定性,收縮徐變對結構的后期承載力有極大影響,是混凝土時變最重要的特性,但要精準預估其對橋梁的長期性能影響仍面臨巨大的挑戰(zhàn)。針對混凝土構件的徐變影響探索,主要通過近似模擬進而逼近真實變化情況進行[3-5]。

目前,我國工程建設中混凝土材料的關鍵指標以及時變性能主要依據(jù)現(xiàn)有規(guī)范確定,但規(guī)范中混凝土參數(shù)取值并未考慮不同自然環(huán)境對其的影響。然而,真實的工程結構位于復雜的場地自然環(huán)境下,混凝土產(chǎn)品的原始性能、功效演化機制都和標準的理想化預測模型有很大的差異,再加上收縮緩慢變化干擾條件的不確定性,這些都使得混凝土時變特性具有極強的不確定性,實際情況與規(guī)范中的預測模型符合程度較差。與此同時,常用的預估模型普遍運用于常規(guī)混凝土,測試環(huán)境也大部分在較為規(guī)范的實驗室中,測試條件相對理想,在此環(huán)境下獲取的試驗結果與天然環(huán)境下的高性能混凝土的實際性能有一定偏差,結論普適性不高[13-14]。如何讓基于標準的預估數(shù)值,或者室內(nèi)試驗的實測數(shù)值與實際工程場地下橋梁的時效特征較好的符合,一直以來都是研究者們的難題和探索目標。

綜上,由于實際場地環(huán)境條件和橋梁建設進程互相融合,在橋梁建設過程中展開同位同標準的混凝土時效特征試驗研究,是解決以上難題行之有效的方法,獲取的成果對橋梁的前期設計與運營期服役養(yǎng)護均有指導作用。鑒于此,本研究采用同位同條件試驗對寒冷地區(qū)海洋環(huán)境下高性能混凝土的時效機能演化機制實施探究,可為該地區(qū)同類橋梁結構施工以及運營服役長期收縮徐變控制提供理論支撐和技術指導。

1 混凝土時變特性基本理論

1.1 混凝土抗壓強度時變理論

混凝土的抗壓強度為其最重要的性能參數(shù),因而對構件的抗壓強度進行時效機制探索和預估十分必要。為了簡化分析過程,學者們制定了不同的時效演化機制規(guī)范,而CEB-FIP規(guī)范[15-16]被普遍運用于混凝土性能時效演化的預測。CEB-FIP—2010[16]對混凝土的抗壓強度進行了修正,即

fcm(t)=βcc(t)fcm,28

(1)

(2)

式中:fcm(t)為齡期t時為混凝土平均抗壓強度;fcm,28為齡期為28 d時混凝土的平均抗壓強度;t為混凝土的齡期;βcc(t)為與齡期相關的系數(shù);s為水泥種類的相關系數(shù),在CEB-FIP—1990[15]中取0.25,CEB-FIP—2010[16]中取0.20。

區(qū)分于常見混凝土,由于高性能混凝土中摻合料和添加劑的干擾,應基于真實場地環(huán)境條件對s的取值進行修正。修正后的HPC抗壓強度計算式[16]為

(3)

1.2 混凝土彈性模量時變理論

彈性模量作為混凝土材料的另外一個重要參數(shù),通常受服役環(huán)境和時間的影響,呈現(xiàn)較為顯著的時變特性,考慮CEB-FIP—2010規(guī)范[16]要求,對混凝土的彈性模量隨時間的變化進行預測,即

Eci(t)=[βcc(t)]0.5·Eci,28

(4)

式中:Eci(t)為齡期為t時的彈性模量;Eci,28為混凝土齡期為28 d時的彈性模量。

1.3 混凝土收縮特性時變理論

在實際工程案例中,不一樣的構件位于相同的服役場景中,能夠把環(huán)境因素作為控制變量,主要區(qū)別為構件大小對其收縮特征的影響,所以精準地預估模型應該可以與不同尺寸構件的收斂進度保持高度的統(tǒng)一性。同樣基于CEB-FIP—2010[16]的要求,考慮構件尺寸效應,預測模型的相關參數(shù)計算式為

(5)

式中:βds為參考收斂的抗壓強度伴隨時間進展系數(shù);h為混凝土試件理論厚度,h=2A/u,A為構件的橫截面面積,u為截面周長,ts為混凝土干燥開始時的齡期。

2 試驗設計

混凝土的時效特性發(fā)展規(guī)律受多因素干擾影響,為便于分析,試驗中通常采用單一變量依次探究方法,經(jīng)過控制其他變量來探究單一變量的時變特性。因場地條件、混凝土自身參數(shù)普遍存在較高的隨機性,且其對混凝土時效本質的干擾明顯,常見理想狀態(tài)下的室內(nèi)測驗很難精確復現(xiàn)橋梁橋位的真實場地因素。本文利用同位同參數(shù)維護部件的專業(yè)“同位維護”,通過控制變量保證測試的構件與實際橋梁構件位于相同的外部環(huán)境中,降低外部偏差。

2.1 試驗材料

試驗研究對象為納潮河2#大橋,該橋位于唐山市曹妃甸工業(yè)區(qū),此地域橋梁的場地環(huán)境溫度受季節(jié)干擾較大,長期以來年平均氣溫低于13 ℃,最高氣溫達39 ℃,極限最低氣溫為-20 ℃,晝夜溫差大,而且該地區(qū)的相對濕度穩(wěn)定在66%左右,是較為典型的寒冷海洋環(huán)境。試驗試件的混凝土用料配合比設計及參數(shù)指標見表1、表2。

表1 高性能混凝土配合設計

表2 高性能混凝土參數(shù)指標

2.2 試驗方案

試驗同步采用橋梁施工中所用的高性能混凝土,試件與橋梁段施工混凝土同期澆筑,并將其放置于橋梁施工段附近專門的同位養(yǎng)護試驗場,與橋梁構件同時養(yǎng)護。本區(qū)多年平均氣溫12.5 ℃,最高氣溫32.9 ℃,最低氣溫-14.8 ℃。該地區(qū)多年平均降雨量764.2 mm,年最大降雨量1 219.6 mm,年最小降雨量412.0 mm。當高性能混凝土達到要求的凝期后,對選取的構件開展抗壓強度、彈性模量、收縮以及徐變試驗研究。

1)強度試件

制作6組強度實驗試件,每組6個標準試件,混凝土標號為C50,試件與大橋主跨T構同時施工澆筑。各組試件的試壓齡期見表3。按照GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》[14],選取尺寸為150 mm×150 mm×150 mm的標準混凝土立方試件進行抗壓測試。

表3 強度試件分組

2)彈性模量試件

彈性模量測試部件同樣為6組,每組6個標準試件,仍選用C50混凝土,構件大小采用抗壓彈性模量標準部件尺寸。試件在試壓測試時的養(yǎng)護齡期如表4所示。

表4 彈性模量試件分組情況

3)收縮試件

收縮試件分為兩種尺寸:100 mm×100 mm×515 mm、300 mm×300 mm×2 500 mm,每種6個。由于縱筋與橫筋交叉布置會對混凝土收縮產(chǎn)生約束作用,該部分均采用素混凝土試件,不內(nèi)置鋼筋。為精確獲取應變值,應變傳感器安裝于試件內(nèi)部并整體澆筑。分段對試件進行測量:第一階段測試開始于拆模后,隨后每天一次,直到齡期滿足28 d;然后開始第二階段,每兩天進行測試,直到齡期滿足60 d;最后為第三階段,每周進行一次測試,直至試驗結束。

4)徐變試件

徐變混凝土試件澆筑9個,每個試件內(nèi)配置4根直徑10 mm的縱筋,并選用直徑6 mm的箍筋間距300 mm布置。試件尺寸為300 mm×300 mm×3 500 mm。預應力的鋼束選用單束7φ15.2。振弦式傳感器整體澆筑于試件內(nèi)部兩側?；炷笼g期滿足3、5、28 d時對每組試件進行張力測試。檢測周期為:拆模檢測一次,隨后每天固定檢測一次,直到張力施加環(huán)節(jié);在張力測試階段實驗前后各進行一次檢測,實驗后每天都進行檢測直到28 d齡期;然后每2 天進行一次測試,直到滿足60 d齡期;最后每周檢測一次,一直到測試完結,徐變試件尺寸大小見圖1,本研究中徐變試件應力水平為0.35 MPa。

圖1 徐變試件尺寸(單位:cm)

3 試驗結果及分析

3.1 抗壓強度

經(jīng)過抗壓強度試驗結果見表5,由表5可知,6組混凝土構件的立方體抗壓強度平均值。對于ST3試件,其抗壓強度測試的平均值為45.93 MPa,滿足GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》[14]中對混凝土試件強度所要求數(shù)值;對于ST28試件,其抗壓強度平均值為70.60 MPa,遠高于規(guī)范中所要求的標準值,因此滿足C50的設計等級要求。

表5 抗壓強度實測平均值及發(fā)展比例

為了對比分析本文寒冷環(huán)境高性能混凝土抗壓強度試驗值與常溫環(huán)境實驗值的異同,本文通過廣泛查閱文獻資料,依據(jù)試驗工況設置條件,給出文獻[17]的試驗值作為對照,具體對比分析見表6。

表6 寒冷與常溫環(huán)境高性能混凝土抗壓強度試驗對比

從表6中結果來看,試件齡期分別為3、5 d時,寒冷環(huán)境高性能混凝土抗壓強度本文試驗值小于常溫環(huán)境文獻[17]試驗值,說明常溫環(huán)境下高性能混凝土初凝更為迅速,但之后隨著試件齡期的增大,寒冷環(huán)境下混凝土抗壓強度逐漸大于常溫環(huán)境,這可能是由于隨著齡期的增加,溫度效應作用逐漸減弱,最終強度與混凝土試件添加劑及其配合比有關。但兩者總體偏差較小,基本在10%以內(nèi)。

試件實測抗壓強度及基于CEB-FIP—1990[15]和CEB-FIP—2010[16]的預測抗壓強度時變特征值見圖2。

圖2 抗壓強度時變特性曲線

從圖2可以看出:高性能混凝土抗壓強度在初期(7 d內(nèi))進展迅猛,隨著齡期延長(7 d后)而放緩。雖然從第14 天起,實測強度和預估值吻合程度很高,然而在3、5、7 d時的實測值都遠超出預估值。以上結果與混凝土所取用的摻合料品質、減水劑的添加、外部場地溫度,以及維護養(yǎng)護手段都有很大關系。分別將CEB-FIP—1990[15]和CEB-FIP—2010[16]的抗壓強度預測值與試驗實測值對比可以看出,CEB-FIP—2010[16]的預測結果在初期明顯優(yōu)于CEB-FIP—1990[15],隨著時間的推移,兩個按照標準設計的混凝土抗壓強度估計量逐漸接近實際指標。整體對比結果表明,采取現(xiàn)存規(guī)范機制預估高性能混凝土抗壓強度時變趨勢時,會低估其初期(7 d前)抗壓強度。

CEB-FIP—1990[15]和CEB-FIP—2010[16]中水泥影響因子s分別取0.25和0.20,對高性能混凝土時變性能而言,s是對抗壓強度十分關鍵的影響因素,且該參數(shù)與混凝土摻合料和添加劑有著密切的聯(lián)系。針對本橋的高性能混凝土,需把實測部件作為標尺,通過不同周期實測抗壓強度數(shù)據(jù)實施解析回歸,進行參數(shù)s修訂。修訂后的s取0.16,得抗壓強度時變表達式為

(6)

根據(jù)式( 6 )得到抗壓強度預測趨勢曲線的修訂結果,其與抗壓強度實測值的對比見圖3。從圖3可以看出,當s=0.16時,預測曲線與實測值吻合得很好,表明針對本橋高性能混凝土的特點,采用修正后的抗壓強度解析表達式能夠很好地預測高性能混凝土抗壓強度時變規(guī)律。

圖3 修正后的強度曲線

3.2 彈性模量

彈性模量試驗結果見表7,其給出了6組不同測試齡期混凝土彈性模量試驗結果的平均值。由表7可知,當試件齡期為3 d時,其實測彈性模量平均值為32.33 GPa,略低于文獻[14]中的標準值34.5 GPa;逐步增加混凝土測試齡期,其彈性模量實測值與齡期呈線性關系;當測試齡期達到28 d時,實測彈性模量平均值達到了48.45 GPa,遠大于文獻[14]中的標準值。

表7 試件彈性模量平均值及發(fā)展比例

同樣地,為了對比分析寒冷環(huán)境下高性能混凝土彈性模量試驗值與常溫環(huán)境彈性模量的異同,仍以文獻[17]的試驗值作為對照,給出了兩種試驗條件下的試驗值,具體試驗結果對比分析見表8。

表8 寒冷與常溫環(huán)境高性能混凝土彈性模量試驗對比

從表7中可看出,其與高性能混凝土抗壓強度規(guī)律一致,當試件齡期分別為3、5 d時,寒冷環(huán)境下的彈性模量試驗值小于常溫環(huán)境[17]的試驗值,同樣由于常溫環(huán)境下混凝土初凝更為迅速,此后,隨著齡期增加,寒冷環(huán)境下混凝土彈性模量試驗值逐漸大于常溫環(huán)境[17]混凝土彈性模量試驗值。

表9為3種標準規(guī)范關于高性能混凝土彈性模型的預測值,并將該預測值和實測值進行比較分析。從表9中可以看出,JTG 3362—2018《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規(guī)范》[13]、CEB-FIP—2010[16]以及EN 1992-2—2005[18]規(guī)定的C50混凝土彈性模量分別為34.5、36.3、35.0 GPa,如考慮時變特性,28 d齡期按照3種規(guī)范推算得到的彈性模量預測值分別為37.01、39.79、38.28 GPa。如若出現(xiàn)添加引氣劑,或者較高砂率的泵送混凝土且無實測數(shù)據(jù)的情況,3種規(guī)范均采用乘以0.95的折減系數(shù)應對。28 d齡期的高性能混凝土彈性模量實測平均值為48.45 GPa,由此得出:采用3種規(guī)范推算得到的28 d齡期混凝土彈性模量雖遠大于規(guī)范規(guī)定值,但仍小于實測數(shù)據(jù),這表明既有標準對于高性能混凝土的能力預估存在一定的不足,亟待改進。

表9 規(guī)范推算彈性模量與實測值對比結果 GPa

根據(jù)表7的混凝土試件彈性模量試驗結果,參照式( 3 ),同樣取s=0.16,則高性能混凝土彈性模量隨齡期發(fā)展的實測值,以及根據(jù)文獻[16]得得到的預測值見圖4。從圖4中可以得出,當混凝土試件齡期低于9 d時,混凝土彈性模量預測值大于實測值,隨著時間的持續(xù)變化,預測值與實際值基本吻合。

圖4 彈性模量曲線

(7)

修正后彈性模量預測曲線與實測值的對比見圖5。由圖5可知,修正后的彈性模量預測曲線與各齡期測試值能夠很好吻合,表明早期彈性模量發(fā)展滯后的不足可以通過式( 7 )進行修正彌補。

圖5 彈性模量修正曲線

3.3 收縮特性

實際工程中,工作環(huán)境對不同結構構件材料參數(shù)影響不大,但不同尺寸引起的尺度效應會導致實際結果與預測模型有顯著差異。由此可見,有效的混凝土收縮預測模型理應能夠與不同尺寸部位構件的收縮變化保持較高的一致性。本試驗重點研究截面邊長a取100、300 mm時試件收縮應變實測值隨齡期發(fā)展規(guī)律,兩者的收縮對比見圖6。從圖6中可以得出,a=100 mm時試件收縮應變明顯大于a=300 mm時,收縮應變受構件尺度效應影響顯著。

圖6 不同構件收縮曲線

圖6還反應了兩種尺寸試件的收縮應變發(fā)展趨勢,兩者都呈現(xiàn)出30 d前快速增長,30 d后發(fā)展減緩的趨勢。與常用的混凝土有所不同,雖然高性能混凝土前10 d齡期收縮發(fā)展趨勢迅猛,但收縮應變的收斂區(qū)域也出現(xiàn)得相對較早。小尺寸的混凝土構件擁有更短的收縮前期,且收縮終值較大,但其收縮的發(fā)展收斂區(qū)域更為狹小,這一現(xiàn)象的形成是因為尺寸小的混凝土構件擁有更大的暴露于環(huán)境的外表面,這使得混凝土內(nèi)部水分迅速揮發(fā),較早收縮以致收斂。

同樣地,為了對比分析寒冷條件及常溫條件下高性能混凝土收縮應變的差異,依據(jù)試驗條件參數(shù),取a=100 mm,并考慮高性能混凝土配合比等試驗參數(shù)的匹配性,選用文獻[19]中常溫環(huán)境下編號C3的試驗組作為對照進行對比分析,見圖7。

圖7 寒冷環(huán)境與常溫環(huán)境高性能混凝土收縮應變實測值對比(a=100 mm)

從圖7可以看出,常溫環(huán)境下收縮應變試驗值在整個齡期內(nèi)均大于寒冷環(huán)境下的試驗值,且隨著試件齡期增大,二者差距進一步增大,但總體來看當試件齡期大于120 d以后,兩種試驗收縮應變均趨于穩(wěn)定。從對比結果可知,溫度對高性能混凝土收縮應變試驗值的影響較為顯著,寒冷環(huán)境能夠抑制高性能混凝土收縮應變的發(fā)展。

由于現(xiàn)有收縮徐變預測模型都屬于半經(jīng)驗模型,所考慮的影響因素不盡相同。作為對比,本文選擇CEB-FIP—1990[15]、2010[16]、歐洲標準EN 1992-2—2005[18],以及GL 2000[20]模型和實測值進行比較,對所選的4類模型的適用性進行研究,模型考慮的各影響因素如表10所示,分析結果見圖8和圖9。

圖8 實測值與不同預測模式對比(a=100 mm)

圖9 實測值與不同預測模式對比(a=300 mm)

表10 預測模型考慮的影響因素

由圖8和圖9可以分析得到:CEB-FIP—1990[15]標準模型的收縮應變在各齡期均為最小,整體收縮區(qū)間預測值偏小。按照規(guī)范[14]要求,我國橋梁設計選用該計算模型,這會導致對混凝土徐變收縮的預測不足。從早期的收縮發(fā)展趨勢來看,幾類模型的短齡期內(nèi)的應變值均低于實測值,低估了收縮發(fā)展趨勢;當試件邊長a=100 mm時,CEB-FIP—2010[16]以及GL 2000[20]模型于160 d齡期時超越了實測值,高估了收縮的后期發(fā)展;4類預測模型對于不同尺寸試件收縮的預估值具有一定差距,這是由于各預測模型均高估了小尺寸構件全齡期內(nèi)的徐變收縮而低估了大尺寸構件的收縮變化導致的。高性能混凝土具有早期收縮迅速且收斂區(qū)間窄的特性,直接使用上述幾種預測模型對高性能混凝土進行收縮預估可能產(chǎn)生較大的偏差。

鑒于以上研究,若不對上述幾種預測模型進行一定修正,其對高性能混凝土的收縮預測將難以滿足相關要求。為此,依托對納潮河2#大橋的實測數(shù)據(jù),以CEB-FIP—2010[16]預測模型為基礎,對影響混凝土徐變收縮的相關時間參數(shù)以及構件尺寸參數(shù)進行修正,得出適用于本試驗高性能混凝土收縮發(fā)展的預測模型。修正后的預測公式為

(8)

(9)

(10)

從收縮試驗值與規(guī)范的預測值比較可以看出,在試驗時間段內(nèi)收縮的發(fā)展過程試驗值和規(guī)范預測值都存在明顯差異。所以選用CEB-FIP—2010[16]收縮模型進行參數(shù)擬合修正時,需要考慮收縮隨時間的發(fā)展系數(shù)。

修正后的預測情況如圖10所示。

圖10 實際收縮應變與修正預測模型比較

混凝土收縮主要表現(xiàn)為水泥硬化過程的體積收縮,其中水泥的礦物成分主要為硅酸三鈣(3CaO·SiO2),其與水相遇時能夠迅速抓住水分子螯合為結晶水,然后晶體不斷發(fā)展,形成強度,放出熱量的同時體積收縮。

就修正的結果而言,整體效果良好,然而要符合各種尺寸部件仍有困難。從圖10可以看出:當齡期不足20 d時,修正后的預測應變大于實測值;當齡期大于20 d時,修正的預測模型對收縮變化后期的發(fā)展預估可能偏大。從整體來看,修正后的預測模型對HPC全齡期的收縮預測是有效的。

3.4 徐變特性

對于具有不同齡期、應力的雙變量影響的混凝土徐變應變對比試驗是難以直接獲得明顯變化規(guī)律的,因此各國均通過選用不同的徐變影響系數(shù)對徐變發(fā)展規(guī)律展開研究[23-24]。根據(jù)加載時構件的彈性模量以及不同加載時間節(jié)點,本試驗選取相應的徐變系數(shù)進行分析計算,圖11給出各載荷齡期的徐變系數(shù)發(fā)展趨勢。

圖11 各載荷齡期的徐變系數(shù)發(fā)展趨勢

由圖11可以看出:對于不同的加載時間,徐變系數(shù)在發(fā)展初期都變化較快。隨著時間進程的增加(10 d齡期后),變化趨勢逐步放緩。試件于28 d加載得到的徐變系數(shù)的齡期收斂區(qū)間較短,3 d加載的齡期收斂區(qū)間較長。當加載時的齡期節(jié)點相同時,構件的加載應力變化對于徐變系數(shù)影響較小。

為對比分析寒冷條件以及常溫條件下高性能混凝土徐變系數(shù)的差異,依據(jù)試驗條件參數(shù),選取加載時間為5 d的工況,并考慮高性能混凝土配合比等試驗參數(shù)的一致性,選用文獻[25]的中編號3#的試驗組作為對照,然后將本文寒冷環(huán)境下收縮應變與常溫環(huán)境下的徐變系數(shù)試驗結果進行對比分析,如圖12所示。

圖12 寒冷與常溫環(huán)境徐變系數(shù)試驗值對比(5 d加載)

從圖12中可以看出,常溫環(huán)境下高性能混凝土徐變系數(shù)試驗值[25]在整個齡期內(nèi)均大于寒冷環(huán)境試驗值,當試件齡期大于180 d以后,兩種試驗應變值均趨于穩(wěn)定。同樣從對比結果可知,溫度對高性能混凝土收縮應變試驗值的影響同樣較為顯著,寒冷環(huán)境能夠減緩和抑制高性能混凝土徐變系數(shù)的發(fā)展。

本文選用了CEB-FIP[15-16]系列、EN1992-2[18]、GL 2000[20]、 ACI 209R[21]以及AASHTO[22]模型和實測徐變系數(shù)進行對比分析,見圖13。

圖13 徐變系數(shù)與各模型對比

由圖13可以看出:各模型預測的徐變系數(shù)發(fā)展趨勢與試驗得到的實測值吻合較好。當齡期小于10 d時,徐變系數(shù)處于迅速上升階段;當齡期大于10 d時,徐變系數(shù)發(fā)展逐漸放緩。從加載的時間節(jié)點來看,加載的時間越早對徐變的影響越大。從圖13中還可以明顯的得到:GL 2000預測模型的計算結果于各齡期都明顯偏高,且ACI 209、CEB-FIP系列以及歐洲規(guī)范EN 1992-2均大于本試驗的實測值,AASHTO模型的預測結果明顯偏小。

當加載齡期為28 d時,CEB-FIP—2010模型與本實驗實測值有較高的擬合程度,但當加載齡期為3 d或5 d時,該模型的徐變系數(shù)均高于實測值。對于預測模型本身而言,結果總體呈現(xiàn)GL 2000>ACI 209>CEB-F2P—1990>EN 1992-2>CEB-FIP—2010>AASHTO的關系。從上述結論中可以看出,CEB-F2P—1990模型對于加載齡期敏感度較高,其早齡期加載時與EN 1992-2模型一致,而晚齡期加載時與ACI 209模型一致。

考慮各個預測模型在實際設計案例中的運用程度,本文選用了與實測值吻合程度較高的EN 1992-2預測模型,即GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》[14]對于混凝土結構所采用的預測模型進行修正,即

(11)

(12)

(13)

從試驗數(shù)據(jù)與預測模型對比可以發(fā)現(xiàn),徐變偏差與28 d強度有一定的相關性,且不同試驗段偏差也不同,表明偏差還與理論厚度及加載應力比有關。影響徐變的因素多而復雜,鑒于本次試驗獲得的數(shù)據(jù)與完全修正一種預測模型尚有差距,本次修正僅考慮了混凝土強度和加載齡期對名義徐變的影響,以及加載齡期對徐變隨時間發(fā)展系數(shù)的影響。

修正后的預測模型與實測值比較如圖14所示。

圖14 修正預測模型與實測徐變系數(shù)對比

徐變的本質是混凝土硬結以后,骨料之間的水泥漿,部分變?yōu)榻Y晶體,部分成為晶體間的凝膠體,具有黏性流動的性質。初始對混凝土施加外荷載時,在加荷的瞬時,結晶體與凝膠體共同承受外荷載;其后,隨著時間的推移,凝膠體由于其黏性流動而逐漸卸荷,此時晶體承受了更多的外力,并產(chǎn)生彈性變形,從而使混凝土徐變增加,即這是由水泥凝膠體與水泥結晶體間應力重新分布所產(chǎn)生的結果。

從圖14可以得出:校正后預測曲線的總體趨勢與實測值吻合較好,可以用來預測本研究所用的HPC徐變發(fā)展規(guī)律。不足之處在于,載荷初期徐變進展有著些許的差異,不過在實際施工中該誤差在允許范圍之內(nèi)。

4 結論

高性能混凝土受混凝土骨料、添加劑等材料因素影響,其主要特性時變規(guī)律與普通混凝土有較大的區(qū)別,因而現(xiàn)有規(guī)范中針對普通混凝土時變特性的預測理論及方法對高性能混凝土時變特性的適配性不足。鑒于此,本文采取橋梁施工同步進行的同位同條件試驗,研究了寒冷地區(qū)海洋環(huán)境下高性能混凝土的時變特性,提出適用于高性能混凝土時變特性預測模型的簡便修正公式。主要結論如下:

1)高性能混凝土抗壓強度在初期(7 d內(nèi))發(fā)展迅速,之后隨著時間的推進其抗壓強度進展緩慢,最后趨于平穩(wěn);高性能混凝土早期抗壓強度發(fā)展明顯高于規(guī)范預測值,表明采取現(xiàn)有規(guī)范預測高性能混凝土抗壓強度發(fā)展走向時,會低估其初期的抗壓強度值。究其原因,高性能混凝土受自身材料、添加劑等因素影響,早期凝結及其強度發(fā)展迅速。

2)采用我國橋規(guī)JTG 3362—2018、CEB-FIP—2010以及EN 1992-2—2005規(guī)范推算得到的28 d齡期高性能混凝土彈性模量雖遠大于規(guī)范標準值,但仍小于混凝土試塊彈性模量實測值,這表明采用既有的規(guī)范強度預測方法來推算高性能混凝土的彈性模量參數(shù)不盡合理,仍然會低估其彈性模量參數(shù),需要就高性能混凝土針對該參數(shù)進行專門研究。

3)高性能混凝土早期收縮發(fā)展迅速,在短時間內(nèi)收縮應變急劇增大;此外混凝土構件尺寸不僅影響收縮應變的終值,而且影響收縮應變隨時間的發(fā)展進程。同時直接套用現(xiàn)有規(guī)范公式預測方法會低估高性能混凝土收縮應變,最后針對高性能混凝土的收縮發(fā)展特性,發(fā)展了基于CEB-FIP—2010模型的參數(shù)修正預測模型。

4)高性能混凝土徐變發(fā)展特性加載后短時期內(nèi)急劇增大,之后增長趨勢隨齡期增加逐漸減緩;而且加載應力越大,加載齡期越早,則徐變系數(shù)越大;高性能混凝土實測徐變發(fā)展規(guī)律與已有規(guī)范模型的預測規(guī)律存在一定的差別,具體來看,GL 2000模型預測結果偏大,AASHTO模型預測結果偏小。為了便于實際應用,本文針對相關研究參數(shù),提出了基于歐洲規(guī)范EN 1992-2—2005修正的高性能混凝土徐變預測修正公式。

高性能混凝土時變性能演化機理與精確預測由于受多種不確定復雜因素影響,一直是研究的熱難點。本研究主要從試驗角度出發(fā)研究其性能時變發(fā)展規(guī)律,并基于現(xiàn)有規(guī)范提出了相應的修正預測公式,但對于該部分內(nèi)容演化機理理論層面的推導還不夠系統(tǒng)和深入,有待再后續(xù)工作中持續(xù)開展。