張昆航，王海波，涂 勁，李春雷，鐘 紅

（中國水利水電科學(xué)研究院，北京 100048）

1 研究背景

碾壓混凝土是一種無坍落度的干硬性貧水泥混凝土，由水泥、外加劑、粉煤灰摻和料、水和分級控制的粗骨料拌制而成。碾壓混凝土以快速施工的特點(diǎn)和其經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢，在近30多年來迅速發(fā)展并廣泛用于大壩的修筑。1974年巴基斯坦的塔貝拉壩修復(fù)工程中，首次成功使用碾壓混凝土，1980年在日本建成島地川壩是世界上第一座碾壓混凝土重力壩。我國在1979年開始研究推廣碾壓混凝土，近幾年來發(fā)展迅速［1］，已建成和在建的碾壓混凝土壩總量超過250座。其中豐滿水電站重建工程也大量使用了碾壓混凝土，壩體碾壓混凝土占混凝土總量的68.9%［2］。根據(jù)實(shí)際工程已經(jīng)對碾壓混凝土的材料基本性能進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，為碾壓混凝土壩的發(fā)展積累了很多經(jīng)驗(yàn)和成果，然而在碾壓混凝土動態(tài)性能方面所作研究仍十分罕見。

混凝土是一種率敏感性材料，相較于靜態(tài)荷載，混凝土承受高應(yīng)變速率的動態(tài)荷載時(shí)會展現(xiàn)出不同的力學(xué)性能。根據(jù)前人所做的試驗(yàn)研究，加載速率會對混凝土的強(qiáng)度、極限應(yīng)變、吸能能力和彈性模量等方面產(chǎn)生不同程度的影響。國內(nèi)對全級配壩工混凝土動態(tài)性能方面的試驗(yàn)研究較少，主要是由于全級配試件尺寸大，試驗(yàn)實(shí)現(xiàn)較為困難。大多是對全級配混凝土進(jìn)行濕篩制成小試件后進(jìn)行試驗(yàn)，濕篩后各成分配比發(fā)生顯著變化，這樣得到的結(jié)果自然難以反映全級配混凝土的真實(shí)性能。黃達(dá)海［3］，李春雷等［4］分別從加載方式和試驗(yàn)機(jī)的使用方面對全級配混凝土拉伸試驗(yàn)方法進(jìn)行了探討；侯順載等［5］對全級配大試件混凝土進(jìn)行了動態(tài)彎拉試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)動態(tài)強(qiáng)度有26%的提高；閆東明等［6-11］對普通混凝土制備的啞鈴型小試件進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)混凝土單軸拉伸強(qiáng)度，極限應(yīng)變和吸能能力都隨著應(yīng)變速率的提高有所增加；張艷紅等［12-13］進(jìn)行了全級配混凝土大試件的動態(tài)軸拉試驗(yàn)；沈璐等［14］對三級配混凝土大試件及相應(yīng)濕篩混凝土小試件進(jìn)行了單軸動態(tài)拉伸試驗(yàn)并與多人的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比發(fā)現(xiàn)了相似的增長規(guī)律；Wang等［15］對大壩碾壓混凝土芯樣進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)研究，同樣發(fā)現(xiàn)了在高應(yīng)變速率下混凝土強(qiáng)度和斷裂能有明顯提高；王懷亮等［16］對碾壓混凝土大試件進(jìn)行了動態(tài)劈拉試驗(yàn)研究。目前對全級配混凝土動態(tài)性能的研究仍然大多針對抗壓性能，對抗拉性能的研究十分不足，對全級配碾壓混凝土動態(tài)性能所作研究更是罕見，探究在給定地震荷載作用下的大壩混凝土動態(tài)強(qiáng)度特性對混凝土壩抗震安全評價(jià)具有重要意義［17-19］，因此開展全級配碾壓混凝土動態(tài)拉伸試驗(yàn)研究是為滿足不斷深化的碾壓混凝土大壩抗震研究的一項(xiàng)有益的探索。

2 試驗(yàn)簡介

2.1試驗(yàn)設(shè)備結(jié)合豐滿水電站全面治理工程，使用中國水利水電科學(xué)研究院的大型動、靜態(tài)全數(shù)字化閉環(huán)控制材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)機(jī)如圖1所示。試驗(yàn)機(jī)最大拉力為8MN，作動器行程±300mm，工作油壓28MPa，伺服閥流量1500 lpm，作動器最大速度50mm/s；載荷測量控制使用2.5MN載荷傳感器，位移測量控制使用Temposonic（磁滯伸縮）數(shù)字位移傳感器，并與作動器總成整合在一起。試件與試驗(yàn)機(jī)間有249Swivels球鉸接頭，可承受最大荷載1000 kN，可在+90°～-30°范圍內(nèi)旋轉(zhuǎn)，傾斜角度±8°，可以矯正微量偏心，有效消除軸向拉伸試驗(yàn)中可能產(chǎn)生的彎矩?？刂葡到y(tǒng)為全數(shù)字系統(tǒng)控制，可采用任意測量信號作為控制信號，還提供用戶可編程多通道測量信號運(yùn)算值進(jìn)行控制，例如本試驗(yàn)中可以實(shí)時(shí)計(jì)算多個應(yīng)變測量值中的最大值進(jìn)行加載控制。

圖1 大型動、靜態(tài)材料試驗(yàn)機(jī)

2.2試件制備試驗(yàn)對象是豐滿大壩中的三級配碾壓混凝土，強(qiáng)度等級為C20，各種原材料均為實(shí)際工程使用材料，水泥為遼寧撫順?biāo)喙煞萦邢薰旧a(chǎn)的42.5級中熱硅酸鹽水泥，粉煤灰為國電吉林龍華吉林熱電廠生產(chǎn)的I級粉煤灰，試驗(yàn)用減水劑和引氣劑分別為江蘇博特新材料有限公司生產(chǎn)的JM-II型萘系緩凝高效減水劑和GYQ-1型引氣劑，各級配骨料及砂均由工地料場裝袋發(fā)貨。試件齡期為180 d?；炷猎嚰褂盟こＳ玫臐裆臣痈墒Q量拌合，施工配合比見表1，其中小石（5～20mm）∶中石（20～40mm）∶大石（40～80mm）=3∶4∶3。

表1 全級配碾壓混凝土施工配合比

試件為圓柱體，直徑為450mm，長度為1350mm。成型時(shí)使用全級配碾壓混凝土專用的振動成型器，有可拆卸的圓形試模壓板和壓重塊。試件分層碾壓密實(shí)，每層厚度控制在15～20 cm，裝料后先人工插搗，然后用振動成型器壓振至混凝土拌合物表面均勻泛漿，重復(fù)步驟直到裝滿試模。最后頂層振實(shí)成型后8～12 d拆模，拆模后定期澆水養(yǎng)護(hù)。試件兩端各預(yù)埋8根M24連接螺栓與試驗(yàn)機(jī)加載裝置相連接。插筋區(qū)域采用同類的高于試件標(biāo)號的二級配常態(tài)混凝土進(jìn)行澆筑，兩端插筋段混凝土澆筑長度為375mm，中間純拉段混凝土長度600mm。

2.3測點(diǎn)布置采用應(yīng)變片和引伸計(jì)進(jìn)行變形測量，測點(diǎn)布置見圖2。應(yīng)變片柵長×柵寬為150mm×5mm，阻值350Ω。沿圓柱體試件周長均勻布置4列，每列4個，沿試件軸線方向覆蓋純拉段的570mm范圍，每列應(yīng)變片沿圓柱體試件母線左右交錯布置，相鄰應(yīng)變片沿軸線方向設(shè)置5mm重疊測量范圍，確保應(yīng)變測量連續(xù)覆蓋。引伸計(jì)共有5只，4只軸向引伸計(jì)標(biāo)距為570mm，分別布置在4列應(yīng)變片附近，軸向引伸計(jì)安裝在與試件牢固綁扎的導(dǎo)桿上，導(dǎo)桿分為上下兩段，引伸計(jì)的兩片刀刃卡裝在上下導(dǎo)桿的連接處兩側(cè)，用于測量標(biāo)距570mm內(nèi)完整的位移；1只環(huán)向引伸計(jì)布置在試件中間，布置過程使用水平儀，保證與試件軸線垂直。引伸計(jì)用于與應(yīng)變片測值進(jìn)行比較和泊松比的計(jì)算。引伸計(jì)可在試件發(fā)生開裂導(dǎo)致應(yīng)變片失效后繼續(xù)測量。

圖2 碾壓混凝土軸拉試件圖

2.4試件連接試件兩端預(yù)埋螺栓將試件與試驗(yàn)機(jī)上下球鉸連接，上球鉸與作動器相連，下球鉸與試驗(yàn)機(jī)底座相連。預(yù)埋螺栓可以方便試件在試驗(yàn)機(jī)上安裝對中，球鉸可以有效消除試驗(yàn)中可能出現(xiàn)的彎矩，保證試件軸心受拉。

2.5控制方式采用位移控制，試件變形以設(shè)定速率增加，在試件達(dá)到峰值強(qiáng)度附近及軟化段仍可保持穩(wěn)定加載，易于測量較完整的應(yīng)力應(yīng)變曲線。在試驗(yàn)過程中利用試件預(yù)加載過程測量的應(yīng)變速率結(jié)果，調(diào)整位移控制加載速度達(dá)到試件的設(shè)定應(yīng)變速率要求。

2.6動態(tài)加載速率根據(jù)大壩結(jié)構(gòu)的振動頻率和地震動特性，地震作用下大壩混凝土結(jié)構(gòu)的應(yīng)變速率約為10-4～10-2/s，豐滿大壩主要壩段基頻約2.5Hz，對應(yīng)振動至混凝土材料受拉破壞的應(yīng)變速率約為10-3/s。本次試驗(yàn)設(shè)置4種不同的應(yīng)變速率，分別為10-6/s、10-4/s、5×10-4/s、10-3/s，其中以10-6/s為擬靜態(tài)應(yīng)變速率。

2.7數(shù)據(jù)采集信號采集系統(tǒng)集成于試驗(yàn)機(jī)控制系統(tǒng)，提供最高6144Hz數(shù)據(jù)采樣頻率，最大32通道應(yīng)變信號和32通道電壓信號。本次試驗(yàn)采集信號包括系統(tǒng)位移、荷載、位移指令、16通道應(yīng)變、最大應(yīng)變和5只引伸計(jì)共計(jì)25通道信號，可以完整記錄全級配混凝土試件動態(tài)加載和破壞過程。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1試驗(yàn)結(jié)果可靠性分析試件在加載過程中出現(xiàn)偏心是不可避免的。可能使試件出現(xiàn)偏心的原因有如下幾點(diǎn)：骨料分布不均勻；水化過程中產(chǎn)生的微觀孔隙分布不均勻；混凝土內(nèi)部存在的微裂縫分布不均勻；試件受拉后裂縫發(fā)展不均勻；以及試件制作、安裝誤差造成的偏心等。根據(jù)《水工混凝土試驗(yàn)規(guī)程》［20］，有效試件偏心率e≤0.15。偏心率按式（1）計(jì)算：

式中：e為偏心率；ε1、ε2分別為試件兩側(cè)的應(yīng)變值。使用最大應(yīng)力20%時(shí)的應(yīng)變值計(jì)算偏心率，各試件的偏心率計(jì)算結(jié)果見表2。使用每列4個應(yīng)變片的平均值作為各列應(yīng)變代表值，分別計(jì)算兩正交方向的偏心率，在表2中分別記為e1、e2。

從表2中可以看出，除Q23外其余所有試件的偏心率均滿足試驗(yàn)規(guī)程要求。此外，試件Q2、Q8、Q10和Q11的開裂位置為插筋段與純拉段混凝土的分界層面，在試驗(yàn)結(jié)果分析中也將剔除，實(shí)際有效試件總數(shù)15個，占比83%。

表2 試件偏心率

引伸計(jì)與應(yīng)變片測得的各個試件的極限應(yīng)變值見圖3，并對其進(jìn)行回歸。兩種測量方式結(jié)果接近，結(jié)果具有可信度。各個試件的實(shí)際加載速率見表3，每個試件試驗(yàn)加載過程中的實(shí)際應(yīng)變速率均從采集結(jié)果計(jì)算。其中最大應(yīng)變速率是根據(jù)各試件最大應(yīng)力20%～70%范圍內(nèi)的全部應(yīng)變片測值的最大值計(jì)算得到；斷面平均應(yīng)變速率是根據(jù)最終斷裂面穿過的應(yīng)變片測值的平均值計(jì)算得到。

圖3 引伸計(jì)與應(yīng)變片測值比較

表3 全級配混凝土拉伸試驗(yàn)加載速率

3.2試驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1 抗拉強(qiáng)度 抗拉強(qiáng)度使用式（2）進(jìn)行計(jì)算：

式中：ft為動態(tài)抗拉強(qiáng)度；F為破壞荷載；A為試件斷面面積。抗拉強(qiáng)度的試驗(yàn)結(jié)果見表4。

表4 抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果

全級配碾壓混凝土抗拉強(qiáng)度與應(yīng)變速率的關(guān)系使用經(jīng)驗(yàn)公式［7］回歸分析：

式中：ft為動態(tài)抗拉強(qiáng)度；fs為擬靜態(tài)抗拉強(qiáng)度，取試驗(yàn)結(jié)果中應(yīng)變速率為10-6/s時(shí)的平均抗拉強(qiáng)度2.23MPa；ε˙為動態(tài)應(yīng)變速率；ε˙s為擬靜態(tài)應(yīng)變速率，取10-6/s；α為增長率，可以通過擬合分析得出。根據(jù)本文試驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸分析可得：

α取值0.1376，擬合優(yōu)度R2=0.99?？估瓘?qiáng)度與應(yīng)變速率關(guān)系的試驗(yàn)結(jié)果與擬合曲線見圖4，應(yīng)變速率在10-6/s擬靜態(tài)到10-3/s范圍內(nèi)，抗拉強(qiáng)度增長率和應(yīng)變速率可近似表達(dá)為對數(shù)線性關(guān)系。擬靜態(tài)抗拉強(qiáng)度為2.23MPa，應(yīng)變速率為10-4/s、5×10-4/s和10-3/s時(shí)的抗拉強(qiáng)度分別為2.82MPa、3.01MPa和3.22MPa，與擬靜態(tài)抗拉強(qiáng)度相比分別增長了26%、37%和44%。隨應(yīng)變速率的提高抗拉強(qiáng)度有明顯增長，從式（4）可以得到平均應(yīng)變速率每提高一個量級動態(tài)抗拉強(qiáng)度增長約13.8%。

與其他學(xué)者所做試驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行比較：張艷紅等［12］所做試驗(yàn)的應(yīng)變速率范圍約為1.52×10-4～2.90×10-4/s，抗拉強(qiáng)度范圍為2.34～2.90MPa，動態(tài)抗拉強(qiáng)度提高約31%～78%；三峽全級配常態(tài)混凝土動態(tài)拉伸試驗(yàn)，擬靜態(tài)抗拉強(qiáng)度為1.79MPa，應(yīng)變速率為0.8×10-3/s的抗拉強(qiáng)度提高56.4%。與其他學(xué)者的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比見表5，沈璐等［14］對三級配普通混凝土進(jìn)行了軸拉試驗(yàn)，得到應(yīng)變速率每提高一個量級抗拉強(qiáng)度提高約19.8%。王懷亮等［16］對三級配碾壓混凝土進(jìn)行了劈拉試驗(yàn)，得到應(yīng)變速率每提高一個量級抗拉強(qiáng)度提高約15.3%。與以上學(xué)者的結(jié)果對比，本文試驗(yàn)測得的強(qiáng)度值較大，混凝土的動態(tài)抗拉強(qiáng)度有相同的增長趨勢，可能和碾壓混凝土與普通混凝土自身特性差異或試件尺寸的差異有關(guān)。肖詩云等［21］對一級配普通混凝土進(jìn)行了軸拉試驗(yàn)，得到應(yīng)變速率每提高一個量級抗拉強(qiáng)度提高約5.7%，本文數(shù)據(jù)與之對比有更大的抗拉強(qiáng)度和更高的動態(tài)增長率。圖4也同時(shí)與國際結(jié)構(gòu)混凝土協(xié)會（fib）給出的推薦公式［22］進(jìn)行對比。國際結(jié)構(gòu)混凝土協(xié)會（fib）推薦公式為：

表5 本文及文獻(xiàn)［14，16，21］抗拉強(qiáng)度

圖4 抗拉強(qiáng)度與應(yīng)變率關(guān)系圖

式中：fct，imp，k為動態(tài)抗拉強(qiáng)度；fctm為靜態(tài)抗拉強(qiáng)度，同樣取10-6/s；ε˙ct為動態(tài)應(yīng)變速率；ε˙ct0為靜態(tài)應(yīng)變速率。相比較本文試驗(yàn)所得結(jié)果較大。有研究［23］認(rèn)為碾壓混凝土用水量少，沙漿及骨料-沙漿界面出現(xiàn)的毛細(xì)孔少且碾壓混凝土的鋪筑方式使粗骨料之間有良好的機(jī)械咬合，在施工良好條件下可獲得較好的抗拉性能。

通過以上對比分析看出不同研究者所得結(jié)果具有較大離散型，但動態(tài)抗拉強(qiáng)度隨應(yīng)變速率的提高趨勢相近。

使用ArcGIS對斷面上骨料的破壞面積占比進(jìn)行估算，估算結(jié)果如圖5所示。斷面上骨料破壞面積占比平均為22%，但是并沒有展現(xiàn)出明顯的應(yīng)變速率相關(guān)性。目前可供比較的全級配碾壓混凝土動態(tài)試驗(yàn)數(shù)據(jù)很少，仍需更多的試驗(yàn)成果積累，以期提高對其動態(tài)抗拉特性的全面認(rèn)知。

圖5 斷面骨料破壞面積比

3.2.2 極限拉應(yīng)變 極限拉應(yīng)變是試件達(dá)到破壞荷載時(shí)對應(yīng)的拉應(yīng)變，混凝土極限拉應(yīng)變是評判混凝土抗裂能力的重要指標(biāo)之一［24-25］。極限拉應(yīng)變的試驗(yàn)結(jié)果見表6。

表6 極限拉應(yīng)變試驗(yàn)結(jié)果

其中整體極限拉應(yīng)變是用4個引伸計(jì)的測值平均值經(jīng)式（6）計(jì)算得出：

式中：εe為整體極限拉應(yīng)變；Δl為4個引伸計(jì)位移的平均值，mm。該值表示試件破壞時(shí)標(biāo)距范圍的平均極限拉應(yīng)變。

斷面處極限拉應(yīng)變采用的數(shù)據(jù)為試件拉斷時(shí)裂縫穿過的4根應(yīng)變片測值的極限應(yīng)變的平均值。當(dāng)試件開裂后應(yīng)變得到釋放，裂縫之外的混凝土?xí)谢乜s，應(yīng)變片的應(yīng)變示值對應(yīng)裂縫附近150mm標(biāo)距范圍內(nèi)的平均應(yīng)變值。

對引伸計(jì)測得的極限拉應(yīng)變進(jìn)行回歸分析：

式中：εet為引伸計(jì)測得的動態(tài)軸拉極限拉應(yīng)變值；εs為擬靜態(tài)軸拉極限拉應(yīng)變值，取試驗(yàn)結(jié)果中應(yīng)變速率為10-6/s時(shí)引伸計(jì)測得的極限拉應(yīng)變值107.68；擬合優(yōu)度R2=0.95。應(yīng)變速率為10-4/s、5×10-4/s和10-3/s時(shí)的極限應(yīng)變?yōu)?45.36、150.31和170.71，與擬靜態(tài)極限拉應(yīng)變值相比分別提高了35%、40%和59%，從回歸公式得出應(yīng)變速率每增加一個量級極限拉應(yīng)變平均增長約17.4%。

對應(yīng)變片測得的極限拉應(yīng)變進(jìn)行回歸分析：

式中：εgt為應(yīng)變片測得的動態(tài)軸拉極限拉應(yīng)變值；εs為擬靜態(tài)軸拉極限拉應(yīng)變值，取試驗(yàn)結(jié)果中應(yīng)變速率為10-6/s時(shí)的極限拉應(yīng)變值171.69；擬合優(yōu)度R2=0.81。應(yīng)變速率為10-4/s、5×10-4/s和10-3/s時(shí)的極限拉應(yīng)變?yōu)?02.89、238.68和279.14，與擬靜態(tài)極限拉應(yīng)變值相比分別提高了18%、39%和63%，從回歸公式得出應(yīng)變速率每增加一個量級極限拉應(yīng)變平均增長約16.2%。

引伸計(jì)和應(yīng)變片的測值以及極限拉應(yīng)變與應(yīng)變速率關(guān)系的擬合曲線見圖6。從回歸結(jié)果可見，極限拉應(yīng)變隨應(yīng)變速率的提高而提高。沈璐等［14］所開展的三級配混凝土直接拉伸試驗(yàn)的極限拉應(yīng)變值見表7，極限拉應(yīng)變都展現(xiàn)出了隨應(yīng)變速率增長的趨勢，但增長率有明顯差異。對沈璐的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合后，得出平均應(yīng)變速率每提升一個量級極限拉應(yīng)變增長約2.75%，沈璐在試驗(yàn)中使用LVDT位移傳感器，安裝在固定于試件兩側(cè)純拉段以外邊緣區(qū)域的位移計(jì)夾具上，測量三級配試件標(biāo)距270 mm范圍內(nèi)和二級配試件標(biāo)距170mm范圍內(nèi)整個純拉段的平均位移。與本文引伸計(jì)測值進(jìn)行比較，可以發(fā)現(xiàn)本文試驗(yàn)中的碾壓混凝土全級配試件有更高的極限拉應(yīng)變以及更大的隨應(yīng)變速率的增長率。3.2.3 吸能能力 吸能能力［9，21，26］通常定義為應(yīng)力應(yīng)變曲線達(dá)到峰值應(yīng)力前的上升段與應(yīng)變軸圍成的面積。本文使用全部16根應(yīng)變片測值的平均值所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線計(jì)算得到吸能能力，吸能能力的試驗(yàn)結(jié)果見表8，與應(yīng)變速率的關(guān)系見圖7。對吸能能力進(jìn)行回歸分析：

表7 本文及文獻(xiàn)［14］極限拉應(yīng)變

圖6 極限拉應(yīng)變與應(yīng)變速率的關(guān)系

圖7 吸能能力與應(yīng)變率關(guān)系圖

表8 吸能能力試驗(yàn)結(jié)果

式中：Gt為動態(tài)試件的吸能能力；Gs為靜態(tài)試件的吸能能力，取試驗(yàn)結(jié)果中應(yīng)變速率為10-6/s時(shí)的平均吸能能力165.05N/m；R2=0.74。

從圖7中可以看出，吸能能力也隨著應(yīng)變速率的提高而提高，當(dāng)應(yīng)變速率為10-4/s，5×10-4/s和10-3/s時(shí)，吸能能力增長率分別為57%，56%，134%，吸能能力隨應(yīng)變速率的提高有較大增幅。與其他學(xué)者所做試驗(yàn)測得的吸能能力的對比見表9，可見吸能能力隨應(yīng)變速率的增大都有增長趨勢，但增長速率有較大差異并且數(shù)據(jù)離散型較大，有待進(jìn)行更多的試驗(yàn)研究。

表9 本文及文獻(xiàn)［9，26］吸能能力

3.2.4 抗拉彈性模量 本次試驗(yàn)在高應(yīng)變速率下加載，這里根據(jù)應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的上升段使用式（10）［15］進(jìn)行擬合確定抗拉彈性模量：

圖8 各應(yīng)變速率下典型應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖9 全部試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線

4 結(jié)論

本文首次針對大壩全級配碾壓混凝土開展動態(tài)軸拉試驗(yàn)研究。試驗(yàn)在中國水利水電科學(xué)研究院大型靜動材料試驗(yàn)機(jī)上完成。試件直徑450mm，長1350mm。試驗(yàn)采用四種不同的應(yīng)變速率加載，共獲得13個有效試驗(yàn)結(jié)果。通過對試驗(yàn)結(jié)果中軸拉強(qiáng)度、極限拉伸應(yīng)變、吸能能力和彈性模量的整理分析，初步得出以下結(jié)論：

（1）碾壓混凝土抗拉強(qiáng)度隨應(yīng)變速率的增加而增加。較準(zhǔn)靜態(tài)抗拉強(qiáng)度，碾壓混凝土抗拉強(qiáng)度在應(yīng)變速率10-4/s、5×10-4/s和10-3/s下分別提高26%、37%和44%，動態(tài)抗拉強(qiáng)度增長率與應(yīng)變速率成對數(shù)線性關(guān)系，從回歸曲線可得應(yīng)變速率每提升一個量級碾壓混凝土抗拉強(qiáng)度提高13.67%。

（2）碾壓混凝土極限拉應(yīng)變隨應(yīng)變速率的增加而增加。較靜態(tài)極限拉應(yīng)變，引伸計(jì)測得碾壓混凝土極限拉應(yīng)變在應(yīng)變速率10-4/s、5×10-4/s和10-3/s下分別提高35%、40%和59%，從回歸曲線可得應(yīng)變速率每提升一個量級碾壓混凝土極限拉應(yīng)變提高17.4%；應(yīng)變片測得碾壓混凝土極限拉應(yīng)變在應(yīng)變速率10-4/s、5×10-4/s和10-3/s下分別提高18%、39%和63%，從回歸曲線可得應(yīng)變速率每提升一個量級碾壓混凝土極限拉應(yīng)變提高16.2%。

（3）碾壓混凝土吸能能力隨應(yīng)變速率的增加而增加。吸能能力在應(yīng)變速率10-4/s、5×10-4/s和10-3/s下分別提高57%、56%和134%。

（4）應(yīng)變速率的增加對碾壓混凝土的彈性模量影響不大。