全級配混凝土彎拉試件動態力學性能試驗研究

李春雷，王海波，李德玉，涂 勁，鐘 紅

（中國水利水電科學研究院，北京市 100048）

0 引言

隨著我國西部大開發的深入進行，高烈度地震區規劃設計了一批 300m 級高拱壩，高拱壩抗震安全成為需要高度關注和亟待解決的關鍵技術難題[1-2]，而作為高壩抗震安全設計與評估的最基本的大壩混凝土的力學性能研究顯得尤為重要。

大壩混凝土一般采用三級配或四級配骨料，最大骨料粒徑為150mm，試件最小斷面尺寸應不小于3倍最大粒徑（450mm）。由于試件尺寸大，對試驗設備要求很高，全級配混凝土力學性能試驗較為困難。

通常對大壩混凝土的力學研究主要采用濕篩法，無法真實反映實際大壩混凝土的性能指標，從而給大壩設計和施工的科學性和安全性均會帶來較大的影響[3-4]。

由于混凝土材料抗壓強度遠高于抗拉強度，因此全級配混凝土抗拉強度是高拱壩抗震安全評價中考慮的主要指標。由于大壩混凝土受拉主要為剪切受拉和彎曲受拉，一般認為劈拉強度和彎拉強度更能反應大壩混凝土實際受力狀態。由于劈拉試驗視強度需要從試驗獲得的應力應變曲線的直線段延伸間接獲得，因此，本文將依托先進的15MN大型動態材料試驗機，對全級配混凝土試件進行彎拉試驗，同時考慮地震的循環反復作用，研究全級配混凝土在彎拉情況下力學行為。

1 全級配混凝土彎拉試驗基礎條件

1.1 15MN大型動態材料試驗機

15MN大型動態材料試驗機如圖1所示，具體參數如下[5-6]：

（1）機架總高大約8200 mm，水平試驗空間（立柱內側間距）寬為2500mm。

（2）額定載荷能力：15MN壓向力（做動器延伸），8MN拉向力；行程：±300mm（總共600mm）。

（3）15MN和2.5MN兩種傳感器用于載荷測量和控制；15MN壓差傳感器在2.5～15MN之間，測量誤差小于示值的±0.5%，示值變動度小于示值的±0.1%；2.5MN載荷傳感器在10%～100%的量程范圍內，傳感器測量誤差小于示值的±0.5%，示值變動度小于示值的±0.1%。

（4）249.51鉸接座組件，額定力值±1000kN，旋轉角度為+90°或-30°，傾斜角度±8°，可靜態和循環測試使用，重量約510kg。

圖1 15MN大型動態材料試驗機Figure 1 The 15MN large-scale dynamic material testing system

（5）試驗機工作頻率范圍：0.001～10.0Hz，機架和做動器在以上工作頻率范圍內不發生共振。

1.2 全級配彎拉試件制備及專用試驗夾具

混凝土采用四級配混凝土，按照《水工混凝土試驗規程》（SL 352—2006），全級配混凝土彎拉試件的尺寸為1700mm×450mm×450mm，如此大尺寸的試件沒有標準的模具和試驗夾具可用，因此，中國水利水電科學等研院抗震中心專門設計了全級配混凝土試件模具和彎拉試驗夾具。彎拉試驗夾具采用雙點加荷鋼制加壓頭，能夠將兩個相等的荷載同時作用于試件的兩個三分點處，兩個支座和兩個壓頭能前后傾斜。同時還可以實現彎拉試件往復加載，能夠模擬地震波反復周期加載的特點。

1.3 全級配彎拉試驗量測系統

MTS 15MN大型動態材料試驗機采集系統采樣頻率可達6144Hz，為捕捉全級配混凝土破壞瞬間的應力應變曲線奠定了極好的硬件條件。

目前在全級配混凝土試驗通常采用外部引伸計來測量試件受力過程中的變形。精度高的外部引伸計價格昂貴，影響其安裝數量，同時為避免損壞，不適宜用于試件破壞階段測量。應變片成本較低，布置方便，通過提高電阻和激勵電壓可以獲得很高的精度，而且可以測量試件破壞階段的變形。因此，應變測量是全級配混凝土試驗中的一項重要手段。

中國水利水電科學等研究院抗震中心專門設計了適合全級配混凝土試驗的應變片，應變片長150mm，阻值為350Ω，測量精度可達0.5microstrain（微應變）。

2 全級配混凝土彎拉試驗方案

2.1 單向靜載、單向動載加載方案

為研究動載對強度提高的影響，用力控制方式按0.45kN/s的加載速率（對應應變率量級為10-6）進行單向靜載試驗。用2400kN/s加載速率（對應應變率量級為10-3）進行單向動載試驗。同時為研究預靜載對彎拉動強度提高的影響，設計了30%預靜載+動載和60%預靜載+動載兩種工況。

2.2 單向三角波循環荷載加載方案

用單向變幅三角循環波加載試驗研究全級配混凝土在反復受拉的循環荷載作用下的力學行為。

動態加載采用力控制模式，初次加載力的幅值為80kN，加載頻率為2Hz（對應應變率量級為10-4），3個循環為一組。以后每組加載力幅值增加80kN，直至試件破壞。

2.3 雙向三角波循環靜載及動載加載方案

用變幅三角循環波加載來模擬地震作用，研究全級配混凝土在拉壓交變荷載作用下的力學行為。為研究全級配混凝土的動態率效應，采用靜態和動態兩種加載方式。

靜態加載采用位移控制模式，初次加載力的目標幅值為70kN，靜態加載（頻率為0.0067Hz），3個循環為一組。以后每組加載力幅值增加70kN，直至試件破壞。

動態加載初次加載力的幅值為80kN，加載頻率為2Hz，3個循環為一組。以后每組加載力幅值增加80kN，直至試件破壞。加載波形如圖2所示。

圖2 三角波循環荷載加載方案Figure 2 The triangular wave cyclic loading

2.4 應變測點布置方案

全級配混凝土骨料最大粒徑為150mm，應變測量標距應不小于三倍的骨料最大粒徑，因此試件縱向的拉伸或壓縮變形均通過3個應變片首尾搭接來測得，有效標距為450mm。

在全級配彎拉試件頂面、底面分別粘貼6個150mm應變片，在兩個側面上分別粘貼9個150mm應變片。全級配混凝土彎拉試驗應變測點布置如圖3示。安裝后的全級配混凝土彎拉試件如圖4所示（圖中尺寸單位均為mm）。

圖3 全級配混凝土彎拉試驗應變測點（a）試件頂面與底面；（b）試件側面Figure 3 The strain measurement points of full-grade concrete under flexural-tensile test

圖4 全級配混凝土彎拉試驗照片Figure 4 The picture of full-grade concrete under flexural-tensile test

3 全級配混凝土彎拉試驗數據分析

3.1 單向靜載、單向動載下全級配混凝土彎拉強度

完成了單向靜載試驗4個，單向動載試驗5個，30%預靜載+動載工況試驗3個，60%預靜載+動載工況試驗3個，試驗結果見表1。

表1 單向靜載、動載下全級配混凝土彎拉強度Table 1 The bending strength of full-grade concrete under the unidirectional static and dynamic loading

從表1可以看出，單向動載作用下的彎拉強度比靜態彎拉強度提高1.611倍（本文中的動態提高系數均以靜態彎拉強度為基準）。

30%預靜載的情況下，動態彎拉強度較靜態彎拉強度提高1.517倍；60%預靜載的情況下，動態彎拉強度較靜態彎拉強度提高1.562倍。兩種預靜載情況下動態彎拉強度提高倍數均小于沒有預靜載的動態彎拉強度，說明預靜載的存在，降低了全級配混凝土動態彎拉強度的提高能力。但在60%預靜載要比30%預靜載動態彎拉強度略高。由于試驗數據有限，適當提高預靜載對動態彎拉強度的影響還需進一步研究。

3.2 單向循環荷載下全級配混凝土彎拉強度

完成了單向循環彎拉試驗4個，試驗結果見表2。

表2 單向循環荷載下全級配混凝土彎拉強度Table 2 The bending strength of full-grade concrete under the unidirectional cyclic loading

從表2可以看出，單向循環動載作用下的彎拉強度比靜態彎拉強度提高1.531倍，小于單向動態彎拉強度，說明循環荷載降低了全級配混凝土動態彎拉強度的提高能力。

3.3 雙向循環荷載作用下全級配混凝土彎拉強度

完成了雙向靜態循環彎拉試驗3個，雙向動態循環彎拉試驗5個，結果見表3。

表3 雙向循環荷載下全級配混凝土彎拉強度Table 3 The bending strength of full-grade concrete under the bidirectional cyclic loading

3.4 雙向循環荷載作用下全級配混凝土彎拉應力—應變曲線

雙向靜態循環荷載作用下的全級配混凝土彎拉試件底部中間均勻受力區應力—應變如圖5～圖9所示。

圖5 雙向循環靜載應力應變曲線Figure 5 The stress-strain curve of under the bidirectional cyclic static loading

圖6 雙向循環靜載第1階段應力應變曲線Figure 6 The phase 1 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic static loading

圖7 雙向循環靜載第2階段應力應變曲線Figure 7 The phase 2 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic static loading

圖8 雙向靜載第3階段循環應力應變曲線Figure 8 The phase 3 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic static loading

從圖5～圖9中可以明顯看出，雙向三角波循環靜態彎拉試驗中，混凝土材料及微裂縫受力變形充分，即使在1MPa左右的低應力區，每次拉壓循環之間也出現了幾個微應變水平的不可恢復變形，拉壓彈模比較接近，未出現明顯彈模降低現象。

圖9 雙向靜載第4階段循環應力應變曲線Figure 9 The phase 4 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic static loading

隨著應力水平的提高到2MPa左右，應力—應變曲線圖中的受拉曲線出現軟化現象，受拉區滯回曲線面積大于受壓區，說明混凝土微裂縫進一步開展并出現更多的不可恢復塑形拉伸變形。

當應力水平的提高到3MPa左右，全級配混凝土抗拉彈模進一步降低現象，應力—應變曲線圖中的受拉區滯回曲線面積明顯大于受壓區，說明混凝土受拉出現更多不可恢復塑形變形。此時應力—應變曲線圖中的受壓區時的裂縫則在較高應力水平向趨于穩定，在相同荷載水平的三次循環中基本保持不變。同時，從圖8可以看出，在1MPa壓應力區附近，應力—應變曲線的斜率無論恢復階段還是壓縮階段都出現了較為明顯的改變，此時試件的變形也恢復到0附近，說明保持一定的壓應力使得裂縫閉合有助于混凝土的壓縮模量的恢復。

從圖9中可以明顯看出，全級配混凝土達到彎拉強度后，變形發展迅速，應力—應變曲線圖中的受拉區滯回曲線面積遠大于受壓區。此時，3MPa的壓應力也不能使裂縫完全閉合。

雙向三角波動態循環荷載作用下的全級配混凝土彎拉試件應力—應變如圖10～圖14所示。

圖10 雙向循環動載應力應變曲線Figure 10 The stress-strain curve of under the bidirectional cyclic dynamic loading

圖11 雙向循環動載第1階段應力應變曲線Figure 11 The phase 1 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic dynamic loading

圖12 雙向循環動載第2階段應力應變曲線Figure 12 The phase 2 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic dynamic loading

從圖10～圖14中可以明顯看出，雙向三角波循環動態彎拉試驗中，由于荷載施加迅速，混凝土材料及微裂縫受力變形不充分，即使達到2MPa左右，每次拉壓循環之間也未出現了較大的不可恢復變形，拉壓彈模比較接近，未出現明顯彈模降低現象。尤其是應力—應變曲線圖中受壓區，受壓區每次循環的應力應變曲線幾乎完全重合，說明壓縮時基本未出現損傷。

隨著應力水平的提高到3MPa左右，應力—應變曲線圖中受拉區曲線出現軟化現象，曲線中受拉區滯回曲線面積略大于受壓區。

圖13 雙向循環動載第3階段應力應變曲線Figure 13 The phase 3 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic dynamic loading

圖14 雙向循環動載第4階段應力應變曲線Figure 14 The phase 4 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic dynamic loading

當應力水平的提高到4MPa左右，全級配混凝土抗拉彈模進一步降低現象，應力—應變曲線圖中受拉區滯回曲線面積明顯大于受壓區，說明混凝土受拉區的出現更多不可恢復塑形變形。從圖14也可以看出，在1MPa壓應力區附近，應力—應變曲線的斜率無論恢復階段還是壓縮階段也出現了較為明顯的改變，結合圖8的情況，說明在保持一定的壓應力使得裂縫緊密閉合有助于混凝土的壓縮模量的恢復。

由于動態加載下彎拉試件突然脆性破壞，5個雙向三角波動載試驗均未獲得破壞后的循環階段。

4 結束語

（1）本次試驗研究表明：單向動載作用下（應變率10-3）的彎拉強度比靜態彎拉強度提高1.611倍，提高幅度超過了50%。

（2）預靜載的存在，降低了全級配混凝土動態彎拉強度的提高能力。但在60%預靜載要比30%預靜載動態彎拉強度略高。由于試驗數據有限，適當提高預靜載對動態彎拉強度的影響還需進一步研究。

（3）拉壓交變荷載作用較單純受拉循環荷載作用相比，拉壓交變荷載作用更容易加速了混凝土損傷的發展。

（4）低速拉壓循環荷載與快速拉壓循環荷載相比，低速拉壓循環荷載更容易是混凝土材料產生破壞。