李春雷，王海波，李德玉，涂 勁，鐘 紅

（中國(guó)水利水電科學(xué)研究院，北京市 100048）

0 引言

隨著我國(guó)西部大開發(fā)的深入進(jìn)行，高烈度地震區(qū)規(guī)劃設(shè)計(jì)了一批 300m 級(jí)高拱壩，高拱壩抗震安全成為需要高度關(guān)注和亟待解決的關(guān)鍵技術(shù)難題[1-2]，而作為高壩抗震安全設(shè)計(jì)與評(píng)估的最基本的大壩混凝土的力學(xué)性能研究顯得尤為重要。

大壩混凝土一般采用三級(jí)配或四級(jí)配骨料，最大骨料粒徑為150mm，試件最小斷面尺寸應(yīng)不小于3倍最大粒徑（450mm）。由于試件尺寸大，對(duì)試驗(yàn)設(shè)備要求很高，全級(jí)配混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)較為困難。

通常對(duì)大壩混凝土的力學(xué)研究主要采用濕篩法，無(wú)法真實(shí)反映實(shí)際大壩混凝土的性能指標(biāo)，從而給大壩設(shè)計(jì)和施工的科學(xué)性和安全性均會(huì)帶來(lái)較大的影響[3-4]。

由于混凝土材料抗壓強(qiáng)度遠(yuǎn)高于抗拉強(qiáng)度，因此全級(jí)配混凝土抗拉強(qiáng)度是高拱壩抗震安全評(píng)價(jià)中考慮的主要指標(biāo)。由于大壩混凝土受拉主要為剪切受拉和彎曲受拉，一般認(rèn)為劈拉強(qiáng)度和彎拉強(qiáng)度更能反應(yīng)大壩混凝土實(shí)際受力狀態(tài)。由于劈拉試驗(yàn)視強(qiáng)度需要從試驗(yàn)獲得的應(yīng)力應(yīng)變曲線的直線段延伸間接獲得，因此，本文將依托先進(jìn)的15MN大型動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)，對(duì)全級(jí)配混凝土試件進(jìn)行彎拉試驗(yàn)，同時(shí)考慮地震的循環(huán)反復(fù)作用，研究全級(jí)配混凝土在彎拉情況下力學(xué)行為。

1 全級(jí)配混凝土彎拉試驗(yàn)基礎(chǔ)條件

1.1 15MN大型動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)

15MN大型動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)如圖1所示，具體參數(shù)如下[5-6]：

（1）機(jī)架總高大約8200 mm，水平試驗(yàn)空間（立柱內(nèi)側(cè)間距）寬為2500mm。

（2）額定載荷能力：15MN壓向力（做動(dòng)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(cè)量和控制；15MN壓差傳感器在2.5～15MN之間，測(cè)量誤差小于示值的±0.5%，示值變動(dòng)度小于示值的±0.1%；2.5MN載荷傳感器在10%～100%的量程范圍內(nèi)，傳感器測(cè)量誤差小于示值的±0.5%，示值變動(dòng)度小于示值的±0.1%。

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

圖1 15MN大型動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)Figure 1 The 15MN large-scale dynamic material testing system

（5）試驗(yàn)機(jī)工作頻率范圍：0.001～10.0Hz，機(jī)架和做動(dòng)器在以上工作頻率范圍內(nèi)不發(fā)生共振。

1.2 全級(jí)配彎拉試件制備及專用試驗(yàn)夾具

混凝土采用四級(jí)配混凝土，按照《水工混凝土試驗(yàn)規(guī)程》（SL 352—2006），全級(jí)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(biāo)準(zhǔn)的模具和試驗(yàn)夾具可用，因此，中國(guó)水利水電科學(xué)等研院抗震中心專門設(shè)計(jì)了全級(jí)配混凝土試件模具和彎拉試驗(yàn)夾具。彎拉試驗(yàn)夾具采用雙點(diǎn)加荷鋼制加壓頭，能夠?qū)蓚€(gè)相等的荷載同時(shí)作用于試件的兩個(gè)三分點(diǎn)處，兩個(gè)支座和兩個(gè)壓頭能前后傾斜。同時(shí)還可以實(shí)現(xiàn)彎拉試件往復(fù)加載，能夠模擬地震波反復(fù)周期加載的特點(diǎn)。

1.3 全級(jí)配彎拉試驗(yàn)量測(cè)系統(tǒng)

MTS 15MN大型動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)采集系統(tǒng)采樣頻率可達(dá)6144Hz，為捕捉全級(jí)配混凝土破壞瞬間的應(yīng)力應(yīng)變曲線奠定了極好的硬件條件。

目前在全級(jí)配混凝土試驗(yàn)通常采用外部引伸計(jì)來(lái)測(cè)量試件受力過程中的變形。精度高的外部引伸計(jì)價(jià)格昂貴，影響其安裝數(shù)量，同時(shí)為避免損壞，不適宜用于試件破壞階段測(cè)量。應(yīng)變片成本較低，布置方便，通過提高電阻和激勵(lì)電壓可以獲得很高的精度，而且可以測(cè)量試件破壞階段的變形。因此，應(yīng)變測(cè)量是全級(jí)配混凝土試驗(yàn)中的一項(xiàng)重要手段。

中國(guó)水利水電科學(xué)等研究院抗震中心專門設(shè)計(jì)了適合全級(jí)配混凝土試驗(yàn)的應(yīng)變片，應(yīng)變片長(zhǎng)150mm，阻值為350Ω，測(cè)量精度可達(dá)0.5microstrain（微應(yīng)變）。

2 全級(jí)配混凝土彎拉試驗(yàn)方案

2.1 單向靜載、單向動(dòng)載加載方案

為研究動(dòng)載對(duì)強(qiáng)度提高的影響，用力控制方式按0.45kN/s的加載速率（對(duì)應(yīng)應(yīng)變率量級(jí)為10-6）進(jìn)行單向靜載試驗(yàn)。用2400kN/s加載速率（對(duì)應(yīng)應(yīng)變率量級(jí)為10-3）進(jìn)行單向動(dòng)載試驗(yàn)。同時(shí)為研究預(yù)靜載對(duì)彎拉動(dòng)強(qiáng)度提高的影響，設(shè)計(jì)了30%預(yù)靜載+動(dòng)載和60%預(yù)靜載+動(dòng)載兩種工況。

2.2 單向三角波循環(huán)荷載加載方案

用單向變幅三角循環(huán)波加載試驗(yàn)研究全級(jí)配混凝土在反復(fù)受拉的循環(huán)荷載作用下的力學(xué)行為。

動(dòng)態(tài)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(duì)應(yīng)應(yīng)變率量級(jí)為10-4），3個(gè)循環(huán)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(huán)靜載及動(dòng)載加載方案

用變幅三角循環(huán)波加載來(lái)模擬地震作用，研究全級(jí)配混凝土在拉壓交變荷載作用下的力學(xué)行為。為研究全級(jí)配混凝土的動(dòng)態(tài)率效應(yīng)，采用靜態(tài)和動(dòng)態(tài)兩種加載方式。

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

動(dòng)態(tài)加載初次加載力的幅值為80kN，加載頻率為2Hz，3個(gè)循環(huán)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(huán)荷載加載方案Figure 2 The triangular wave cyclic loading

2.4 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置方案

全級(jí)配混凝土骨料最大粒徑為150mm，應(yīng)變測(cè)量標(biāo)距應(yīng)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(gè)應(yīng)變片首尾搭接來(lái)測(cè)得，有效標(biāo)距為450mm。

在全級(jí)配彎拉試件頂面、底面分別粘貼6個(gè)150mm應(yīng)變片，在兩個(gè)側(cè)面上分別粘貼9個(gè)150mm應(yīng)變片。全級(jí)配混凝土彎拉試驗(yàn)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖3示。安裝后的全級(jí)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(jí)配混凝土彎拉試驗(yàn)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)（a）試件頂面與底面；（b）試件側(cè)面Figure 3 The strain measurement points of full-grade concrete under flexural-tensile test

圖4 全級(jí)配混凝土彎拉試驗(yàn)照片F(xiàn)igure 4 The picture of full-grade concrete under flexural-tensile test

3 全級(jí)配混凝土彎拉試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

3.1 單向靜載、單向動(dòng)載下全級(jí)配混凝土彎拉強(qiáng)度

完成了單向靜載試驗(yàn)4個(gè)，單向動(dòng)載試驗(yàn)5個(gè)，30%預(yù)靜載+動(dòng)載工況試驗(yàn)3個(gè)，60%預(yù)靜載+動(dòng)載工況試驗(yàn)3個(gè)，試驗(yàn)結(jié)果見表1。

表1 單向靜載、動(dòng)載下全級(jí)配混凝土彎拉強(qiáng)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(dòng)載作用下的彎拉強(qiáng)度比靜態(tài)彎拉強(qiáng)度提高1.611倍（本文中的動(dòng)態(tài)提高系數(shù)均以靜態(tài)彎拉強(qiáng)度為基準(zhǔn)）。

30%預(yù)靜載的情況下，動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度較靜態(tài)彎拉強(qiáng)度提高1.517倍；60%預(yù)靜載的情況下，動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度較靜態(tài)彎拉強(qiáng)度提高1.562倍。兩種預(yù)靜載情況下動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度提高倍數(shù)均小于沒有預(yù)靜載的動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度，說明預(yù)靜載的存在，降低了全級(jí)配混凝土動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度的提高能力。但在60%預(yù)靜載要比30%預(yù)靜載動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度略高。由于試驗(yàn)數(shù)據(jù)有限，適當(dāng)提高預(yù)靜載對(duì)動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度的影響還需進(jìn)一步研究。

3.2 單向循環(huán)荷載下全級(jí)配混凝土彎拉強(qiáng)度

完成了單向循環(huán)彎拉試驗(yàn)4個(gè)，試驗(yàn)結(jié)果見表2。

表2 單向循環(huán)荷載下全級(jí)配混凝土彎拉強(qiáng)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(huán)動(dòng)載作用下的彎拉強(qiáng)度比靜態(tài)彎拉強(qiáng)度提高1.531倍，小于單向動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度，說明循環(huán)荷載降低了全級(jí)配混凝土動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度的提高能力。

3.3 雙向循環(huán)荷載作用下全級(jí)配混凝土彎拉強(qiáng)度

完成了雙向靜態(tài)循環(huán)彎拉試驗(yàn)3個(gè)，雙向動(dòng)態(tài)循環(huán)彎拉試驗(yàn)5個(gè)，結(jié)果見表3。

表3 雙向循環(huán)荷載下全級(jí)配混凝土彎拉強(qiáng)度Table 3 The bending strength of full-grade concrete under the bidirectional cyclic loading

3.4 雙向循環(huán)荷載作用下全級(jí)配混凝土彎拉應(yīng)力—應(yīng)變曲線

雙向靜態(tài)循環(huán)荷載作用下的全級(jí)配混凝土彎拉試件底部中間均勻受力區(qū)應(yīng)力—應(yīng)變?nèi)鐖D5～圖9所示。

圖5 雙向循環(huán)靜載應(yīng)力應(yīng)變曲線Figure 5 The stress-strain curve of under the bidirectional cyclic static loading

圖6 雙向循環(huán)靜載第1階段應(yīng)力應(yīng)變曲線Figure 6 The phase 1 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic static loading

圖7 雙向循環(huán)靜載第2階段應(yīng)力應(yīng)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(huán)應(yīng)力應(yīng)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(huán)靜態(tài)彎拉試驗(yàn)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(yīng)力區(qū)，每次拉壓循環(huán)之間也出現(xiàn)了幾個(gè)微應(yīng)變水平的不可恢復(fù)變形，拉壓彈模比較接近，未出現(xiàn)明顯彈模降低現(xiàn)象。

圖9 雙向靜載第4階段循環(huán)應(yīng)力應(yīng)變曲線Figure 9 The phase 4 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic static loading

隨著應(yīng)力水平的提高到2MPa左右，應(yīng)力—應(yīng)變曲線圖中的受拉曲線出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，受拉區(qū)滯回曲線面積大于受壓區(qū)，說明混凝土微裂縫進(jìn)一步開展并出現(xiàn)更多的不可恢復(fù)塑形拉伸變形。

當(dāng)應(yīng)力水平的提高到3MPa左右，全級(jí)配混凝土抗拉彈模進(jìn)一步降低現(xiàn)象，應(yīng)力—應(yīng)變曲線圖中的受拉區(qū)滯回曲線面積明顯大于受壓區(qū)，說明混凝土受拉出現(xiàn)更多不可恢復(fù)塑形變形。此時(shí)應(yīng)力—應(yīng)變曲線圖中的受壓區(qū)時(shí)的裂縫則在較高應(yīng)力水平向趨于穩(wěn)定，在相同荷載水平的三次循環(huán)中基本保持不變。同時(shí)，從圖8可以看出，在1MPa壓應(yīng)力區(qū)附近，應(yīng)力—應(yīng)變曲線的斜率無(wú)論恢復(fù)階段還是壓縮階段都出現(xiàn)了較為明顯的改變，此時(shí)試件的變形也恢復(fù)到0附近，說明保持一定的壓應(yīng)力使得裂縫閉合有助于混凝土的壓縮模量的恢復(fù)。

從圖9中可以明顯看出，全級(jí)配混凝土達(dá)到彎拉強(qiáng)度后，變形發(fā)展迅速，應(yīng)力—應(yīng)變曲線圖中的受拉區(qū)滯回曲線面積遠(yuǎn)大于受壓區(qū)。此時(shí)，3MPa的壓應(yīng)力也不能使裂縫完全閉合。

雙向三角波動(dòng)態(tài)循環(huán)荷載作用下的全級(jí)配混凝土彎拉試件應(yīng)力—應(yīng)變?nèi)鐖D10～圖14所示。

圖10 雙向循環(huán)動(dòng)載應(yīng)力應(yīng)變曲線Figure 10 The stress-strain curve of under the bidirectional cyclic dynamic loading

圖11 雙向循環(huán)動(dòng)載第1階段應(yīng)力應(yīng)變曲線Figure 11 The phase 1 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic dynamic loading

圖12 雙向循環(huán)動(dòng)載第2階段應(yīng)力應(yīng)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(huán)動(dòng)態(tài)彎拉試驗(yàn)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(dá)到2MPa左右，每次拉壓循環(huán)之間也未出現(xiàn)了較大的不可恢復(fù)變形，拉壓彈模比較接近，未出現(xiàn)明顯彈模降低現(xiàn)象。尤其是應(yīng)力—應(yīng)變曲線圖中受壓區(qū)，受壓區(qū)每次循環(huán)的應(yīng)力應(yīng)變曲線幾乎完全重合，說明壓縮時(shí)基本未出現(xiàn)損傷。

隨著應(yīng)力水平的提高到3MPa左右，應(yīng)力—應(yīng)變曲線圖中受拉區(qū)曲線出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，曲線中受拉區(qū)滯回曲線面積略大于受壓區(qū)。

圖13 雙向循環(huán)動(dòng)載第3階段應(yīng)力應(yīng)變曲線Figure 13 The phase 3 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic dynamic loading

圖14 雙向循環(huán)動(dòng)載第4階段應(yīng)力應(yīng)變曲線Figure 14 The phase 4 stress-strain curve of under the bidirectional cyclic dynamic loading

當(dāng)應(yīng)力水平的提高到4MPa左右，全級(jí)配混凝土抗拉彈模進(jìn)一步降低現(xiàn)象，應(yīng)力—應(yīng)變曲線圖中受拉區(qū)滯回曲線面積明顯大于受壓區(qū)，說明混凝土受拉區(qū)的出現(xiàn)更多不可恢復(fù)塑形變形。從圖14也可以看出，在1MPa壓應(yīng)力區(qū)附近，應(yīng)力—應(yīng)變曲線的斜率無(wú)論恢復(fù)階段還是壓縮階段也出現(xiàn)了較為明顯的改變，結(jié)合圖8的情況，說明在保持一定的壓應(yīng)力使得裂縫緊密閉合有助于混凝土的壓縮模量的恢復(fù)。

由于動(dòng)態(tài)加載下彎拉試件突然脆性破壞，5個(gè)雙向三角波動(dòng)載試驗(yàn)均未獲得破壞后的循環(huán)階段。

4 結(jié)束語(yǔ)

（1）本次試驗(yàn)研究表明：?jiǎn)蜗騽?dòng)載作用下（應(yīng)變率10-3）的彎拉強(qiáng)度比靜態(tài)彎拉強(qiáng)度提高1.611倍，提高幅度超過了50%。

（2）預(yù)靜載的存在，降低了全級(jí)配混凝土動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度的提高能力。但在60%預(yù)靜載要比30%預(yù)靜載動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度略高。由于試驗(yàn)數(shù)據(jù)有限，適當(dāng)提高預(yù)靜載對(duì)動(dòng)態(tài)彎拉強(qiáng)度的影響還需進(jìn)一步研究。

（3）拉壓交變荷載作用較單純受拉循環(huán)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(fā)展。

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