商懷帥，羅健林

(1.青島理工大學藍色經濟區(qū)工程建設與安全協同創(chuàng)新中心，山東青島266033;2.武漢大學水資源與水電工程科學國家重點實驗室，湖北武漢430072)

實際工程中的多數結構混凝土材料大都處于非常復雜的應力狀態(tài)［1-2］，經常經受不同的加載途徑或者應力歷史的作用，即使承受的各種荷載按照比例單調變化，內部混凝土材料也會因塑性變形發(fā)展、開裂或邊界條件的變化等因素影響而發(fā)生應力重新分布的情況［3］.在對結構進行有限元分析時，也會遇到應力的增大或減小并非嚴格按比例變化的情況.通過試驗研究，Lan Shengrui等［4］認為，如果將改變應力途徑時的初始應力控制在一定的水平范圍內，不會影響到混凝土的雙軸壓強度，通過與等比例雙軸壓試驗結果的比較、分析，得到了應力途徑的變化會對混凝土的應變值有較大影響的結論.文獻［5］對一向有側壓荷載作用的混凝土試件，開展了不同加載速率作用下的強度以及變形性能方面的試驗研究，結果表明:加載速率以及側壓力對混凝土抗壓強度的影響較大，其平均極限強度隨加載速率和側壓力的提高而提高，依據對試驗結果的分析，建立了該受力狀態(tài)下的引氣混凝土的強度準則.

文獻［6-7］分別對高溫作用后以及凍融循環(huán)作用后(凍融介質為海水)的混凝土進行了雙向非等比例加載條件下的抗壓強度、變形的試驗研究，并分別在八面體應力空間及主應力空間建立了相應的破壞準則.文獻［8］對凍融循環(huán)作用后(凍融介質也為海水)的粉煤灰陶粒混凝土進行了定側壓(雙向非等比例)加載條件下的抗壓強度、變形的試驗研究，在主應力空間建立了考慮側壓應力水平以及凍融循環(huán)次數影響強度準則.

將適量的引氣劑［9］摻入到混凝土中，在混凝土中會形成大量微細密閉氣泡，這些氣泡可以將毛細管水道切斷，進而形成“抗凍結構”，該技術是目前提高普通混凝土抗凍性能的主要措施之一.目前，國內外還未見有關引氣混凝土在定側壓荷載作用下的強度特性研究的報道.因此，本研究擬對強度等級C30的引氣混凝土進行定側壓加載下的雙軸壓強度性能試驗研究，為引氣混凝土在寒冷地區(qū)的推廣應用提供試驗及理論依據.

1 試驗設計

1.1 原材料與引氣混凝土配合比

本試驗采用的是普通硅酸鹽水泥(大連小野田水泥有限公司)，標號P·Ⅱ42.5R(28 d的標準抗壓強度為42.5 MPa)［10］;細骨料采用細度模數為2.6的中砂(其含泥量不大于2%);粗骨料采用5～20 mm粒徑的石灰石碎石，水灰比采用0.5.試驗中，設計強度C30;水灰比為0.4;每立方米引氣混凝土的配合比如下:水泥 412.67 kg，水 164.30 kg，砂子 586.83 kg，石子 1 186.00 kg，引氣劑 1.03 kg;引氣混凝土立方體抗壓強度為34.20 MPa.混凝土的含氣量為5.5% ～6.5%，采用氣壓式的含氣量測定儀測定含氣量［11］.

1.2 試件制作方法

制作時，先將石子、砂子和水泥放在一起，采用100 L強制式混凝土攪拌機攪拌1 min;隨后緩緩加入水，且在1 min左右加完;然后再攪拌2～3 min，將拌合料置入100 mm×100 mm×100 mm鋼模中，在1 m×1 m振動臺(振幅為0.3～0.6 mm，振動頻率為2 860次·min-1)上振搗成型;24 h拆模以后，將其放在標準條件下進行養(yǎng)護直至28 d.

1.3 設備及試驗過程

本研究的力學性能試驗是在大型靜、動三軸電液伺服試驗機［12］上進行.試驗裝置主要包括加載裝置、應變測量裝置、應變控制裝置、數據采集裝置和數據處理裝置.

本試驗采用受壓面積為100 mm×100 mm混凝土小試件，為減小加載鋼板與混凝土試件間摩擦對試驗結果的影響，在加載鋼板與混凝土試件間使用了減摩墊片［1］.將試件軸心物理對中后，進行加載，加載采用變形控制，速率為0.02 mm·s-1.每種應力比下，至少對3個試件進行試驗，為確保試驗數據的完整、準確，如果試驗結果的離散性比較大，則適當增加試件數量.

1.4 加載路徑

對于定側壓試驗，其加載路徑為先施加定側壓σ2方向的荷載至設定值，隨后在主壓向σ3方向進行加載;σ3達到峰值荷載后，繼續(xù)加載，降到峰值荷載的40%～50%時，手動停止加載.卸載路徑為先卸去σ3方向的荷載，再卸去σ2方向的荷載.側壓應力為0.25fc時，加卸載路徑如下:σ2方向施加0.25fc→σ3方向開始施加加載→σ3方向加載至峰值荷載→σ3方向繼續(xù)加載至40%～50%峰值荷載→停止加載→卸去σ3方向荷載→卸去σ2方向荷載.

2 試驗現象

試驗結果表明:在定側壓荷載作用下，引氣混凝土的破壞形態(tài)可分為層狀劈裂破壞與斜剪破壞.不同側壓應力下，引氣混凝土破壞形態(tài)有較大差別.在側壓力為0.25fc，0.50fc的定側壓荷載作用下，由于σ2，σ3方向壓應力作用，試件只能在垂直于未加載面方向產生拉應變，形成與σ2，σ3方向平行的斜裂縫，破壞形狀為片狀，破壞面上的部分粗骨料被劈破;σ2作用面上形成與自由面方向角度呈20°～30°的主裂縫;而在σ3作用面上，裂縫的走向基本不受側壓力影響;而在側壓應力為0.75fc時，會在σ2，σ3作用面上均形成片狀破壞.圖1為C30引氣混凝土在定側壓作用下的破壞形態(tài).

圖1 定側壓下試件破壞形態(tài)及表面裂縫走向

試驗結果與文獻［8］相同.文獻［9］研究結果表明:非等比例雙軸壓荷載作用下，混凝土破壞形態(tài)與等比例雙軸壓荷載作用下的破壞形態(tài)類似，由于σ2，σ3方向所施壓應力的作用，試件會在與自由面垂直方向上引起拉應變，導致試件在兩個自由面上產生向外膨脹變形，進而形成與σ2，σ3作用方向平行的裂縫，導致試件呈片狀破壞.

3 結果及分析

3.1 側壓應力比對抗壓強度的影響

表1為本研究和文獻［4-6，8］關于混凝土在不同側壓應力σ2下抗壓強度σ3試驗結果.

表1 不同側壓應力下本研究及文獻中的極限抗壓強度比較MPa

文獻［4］采用了100 mm×100 mm×40 mm的板式試件(用切割機沿試塊澆筑方向將100 mm×100 mm×100 mm試件的頂面和底面各切去7.5 mm后，將剩余部分切割為等厚的兩部分得到).混凝土配合比:ρ(32.5#普通硅酸鹽水泥)、ρ(水)、ρ(砂子)和ρ(石子)分別為317，225，726 和 1 100 kg·m-3.養(yǎng)護室中養(yǎng)護28 d后進行試件加工，減摩墊層做法:鋁箔紙間涂抹少許黃油，單軸壓強度為24.00 MPa.

文獻［5］采用了100 mm×100 mm×100 mm的立方體試件.混凝土的配合比:ρ(42.5#普通硅酸鹽水泥)、ρ(水)、ρ(砂子)和 ρ(石子)分別為383，200，663和1 154 kg·m-3.露天情況下，加蓋草鋪并澆水養(yǎng)護至28 d，然后將其放于自然條件下，90 d后開始試驗.采取了塑料薄膜+甘油的減摩措施，方法如下:3層塑料薄膜間涂抹2層甘油，然后在塑料薄膜與加載鋼板間、塑料薄膜與試件間各涂抹1層甘油，單軸壓強度為20.47 MPa.

文獻［6］采用了100 mm×100 mm×100 mm的立方體試件.混凝土配合比:ρ(32.5#普通硅酸鹽水泥)、ρ(砂子)、ρ(石子)和 ρ(水)分別為 383，663，1 154和193 kg·m-3.在水中進行養(yǎng)護至28 d，然后將其放于自然條件下，90 d后開始試驗.減摩措施與文獻［5］相同，單軸壓強度為35.33 MPa.

文獻［8］采用的試件尺寸也是100 mm×100 mm×100 mm的立方體.混凝土配合比:ρ(42.5#普通硅酸鹽水泥)、ρ(粉煤灰陶粒)、ρ(砂子)、ρ(硅灰)、ρ(水)和 ρ(減水劑)分別為 405.00，507.00，719.00，45.00，257.00 和 10.80 kg·m-3.減水劑采用DK-2型高效早強減水劑.試件制備方式以及減摩措施與文獻［6］相同，水中養(yǎng)護28 d后直接進行試驗，單軸壓強度為26.26 MPa.

表2為定側壓荷載作用下，本研究以及各文獻的混凝土抗壓強度隨應力比增加而變化的情況.由表2可知:定側壓荷載作用下，本研究的C30引氣混凝土側向壓應力對主壓向強度的影響較大，且在側壓應力為0.50fc時達到最大值.在側壓應力為0.50fc時，文獻［4］對單軸壓強度為24.00 MPa的普通混凝土進行的試驗結論與本研究一致，即此時主壓向強度最大;但本研究強度提高值為24.98%，文獻［4］強度提高值遠高于本研究，提高值為45.83%.

表2 極限抗壓強度隨側壓應力的變化情況 %

文獻［5］對單軸壓強度為20.47 MPa的普通混凝土進行了定側壓加載試驗研究(研究時，采用了不同加載速率)，得出的結論是:在定側壓加載條件下，主壓向強度隨側壓應力的增加而增大.

表2給出了文獻［5］中加載速率為20 MPa·min-1時，主壓向強度相對于單軸壓提高的百分比.由表2可知:當側壓應力為0.75fc時的強度提高值為46.65%.文獻［6］針對單軸壓強度為35.33 MPa的普通混凝土的試驗結果與文獻［5］類似，且在相同側壓應力下，主壓向強度提高值與文獻［5］接近，如在側壓應力為0.25fc時，文獻［5-6］主壓向強度提高值分別為15.49%，16.67%.文獻［6］對單軸壓強度為26.26 MPa的粉煤灰陶粒混凝土的試驗中，在定側壓加載條件下，主壓向強度在側壓應力為0.25fc時增加最多，然后隨側壓應力的增加，其主壓方向的應力反而有所降低.此外，通過比較本研究與文獻［4-6，8］的試驗結果可知，側壓應力作用下，主壓向強度均較單軸壓強度有所提高.

圖2為本研究及有關文獻中，主壓向強度σ3相對于單軸抗壓強度隨側壓應力比(α=σ2/fc)的提高值.

圖2 主壓向強度σ3提高值與α的關系

本研究及文獻［6，8］的研究者，同時對所配制的混凝土試件進行了等比例加載條件下的雙軸壓試驗［13-15］.表3 為文獻［13-15］開展的試驗結果.

表3 相關文獻中有關等比例雙軸壓加載下的混凝土極限抗壓強度 MPa

圖3為相關文獻報道的試驗結果(其中文獻［13］為筆者的前期研究結果)，即在定側壓加載條件下及等比例雙軸壓加載條件下，混凝土試件主壓向極限強度較單軸壓強度提高百分比隨應力比α的變化規(guī)律.其中:定側壓加載，α=σ2/fc;等比例雙軸壓加載，α =σ2/σ3.

圖3 σ3提高值與α的關系

由圖3可見:對于引氣混凝土［13］，在定側壓加載條件下及等比例雙軸壓加載條件下，混凝土試件主壓向極限強度隨應力比的提高幅度較一致，如定側壓加載條件下，當側壓應力為0.50fc時的定側壓強度相對單軸壓提高值為24.98%;等比例雙軸壓加載條件下，當應力比為0.50時，主壓向強度相對單軸壓提高值為 23.60%.對于普通混凝土［6，14］，在定側壓加載條件下及等比例雙軸壓加載條件下，混凝土試件主壓向極限強度隨應力比的變化規(guī)律相差較大，在定側壓加載條件下，普通混凝土的主壓向極限強度隨著所施加側壓應力的增加而增大;但對于等比例雙軸壓，普通混凝土的主壓向極限強度在應力比α=0.25時，達到最大.對于粉煤灰陶?；炷粒?，15］，在定側壓加載條件下及等比例雙軸壓加載條件下，試件主壓向極限強度隨應力比的變化規(guī)律相差比較一致(如:在兩種加載條件下，試件主壓向極限強度均在應力比α=0.75時，提高最大;隨著應力比的增加，試件主壓向極限強度隨之降低);但是變化幅度相差較大(如:當應力比α=0.25時，在定側壓加載條件下，試件主壓向極限強度相對于單軸壓提高幅度為24.83%，在等比例雙軸壓加載條件下，試件主壓向極限強度相對于單軸壓提高幅度為46.36%).

本研究主要對在同一試驗機上，按同一試驗方法測試的，利用相同的生產工藝制作的混凝土(其主要原材料，如水泥、砂子、石子等分別來自同一地區(qū))的定側壓與雙軸壓試驗研究結果(雙軸壓強度較單軸壓強度的提高幅度)進行了比較分析，對于試驗結果間的差別，主要是試驗材料結構組成的不同引起的，即粗骨料和水泥砂漿的強度不同.如文獻［8，15］中的粉煤灰陶?；炷恋碾p軸壓強度較單軸壓強度提高幅度較大，主要是因為單軸壓作用下，粉煤灰陶?；炷恋钠茐闹饕怯捎诠橇?粉煤灰陶粒)的破壞引起的，因為骨料強度低，縱向受壓容易開裂，但在雙軸壓作用下，骨料在縱向受壓時，橫向變形受到約束，因而與單軸壓強度相比，其雙軸壓強度有了大幅度提高.

3.2 抗壓強度和側壓應力間的關系

對于引氣混凝土試件，其在定測壓荷載作用下的極限抗壓強度與側壓應力比之間關系采用下式描述:

式中:a，b為系數;fc為引氣混凝土的單軸抗壓強度.由本試驗結果回歸求得式(1)中回歸系數分別為a=0.990 1，b=3.594 9;相關系數r2=0.999 6.圖 4為式(1)的計算結果與試驗結果的比較.由圖4可見，式(1)計算值與本試驗值符合較好.

圖4 破壞準則的計算結果與試驗結果比較

4 結論

1)試件表面的裂縫特征與側壓應力水平存在一定關系，在側壓應力比大于0.25的雙軸壓狀態(tài)下，試件表面上形成了與兩個受壓方向相平行的斜裂縫，引起試件的片狀破壞.在兩個加載面上裂縫的開展角度隨所施加側壓應力的變化有所差別，在壓應力σ2作用下的試件表面形成了與未加載面呈20°～30°夾角的主裂縫.而在 σ3加載面上，表面裂縫的走向基本沒有受到側壓應力的影響，僅僅是裂縫數量隨所施加側壓應力的增大逐步增加，而此時的破壞形狀近似呈片狀.

2)與單軸強度相比，引氣混凝土在定側壓應力下雙軸抗壓極限強度有較大程度的提高，隨側壓應力的不同，定側壓強度提高程度有一定的差異，提高程度在側壓應力系數達0.50時最大，然后提高程度會隨側壓應力系數的繼續(xù)增加而有所降低.

3)建立了引氣混凝土在定側壓情況下的雙軸壓破壞準則，該準則的計算結果與試驗結果符合較好，并且該準則形式簡單，方便工程應用.

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