混凝土水力劈裂試驗(yàn)研究

杜成斌，陳小翠，陳玉泉，游茂源

（河海大學(xué) 工程力學(xué)系，江蘇 南京 211106）

1 研究背景

目前，我國仍然有數(shù)量眾多的在建和擬建的高混凝土壩，且高混凝土壩的壩高已達(dá)到300米量級，已經(jīng)超出現(xiàn)行設(shè)計(jì)規(guī)范，國內(nèi)外也沒有先例可供借鑒。同時(shí)，壩址所在地區(qū)環(huán)境惡劣、地形陡峻、地質(zhì)條件復(fù)雜、地震烈度高，如錦屏一級（壩高305 m）、小灣（壩高295 m）、白鶴灘（壩高275 m）等。此類大體積混凝土水工結(jié)構(gòu)中，由于施工期間材料配比、溫度和施工工藝等因素影響，不可避免地會(huì)產(chǎn)生（微）裂縫，而蓄水后高水壓的作用極易使裂縫進(jìn)一步擴(kuò)展，造成材料的進(jìn)一步損傷和甚至降低結(jié)構(gòu)的承載能力［1］。由于壩高的增加，使壩體承受的水壓力明顯增大，水力劈裂的問題也更顯著［2］。因此，開展考慮縫內(nèi)水壓作用下混凝土開裂擴(kuò)展機(jī)制研究，對高混凝土壩的安全性評價(jià)有特別重要的意義。Brühwiler等［3-4］進(jìn)行了靜力作用下混凝土試件的水力劈裂試驗(yàn)，對混凝土試件在裂縫內(nèi)水壓力和荷載共同作用下的響應(yīng)進(jìn)行了研究，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)給出了混凝土裂縫內(nèi)水壓力的分布規(guī)律，在裂紋擴(kuò)展區(qū)裂縫的張開寬度超過臨界張開寬度（全水頭處對應(yīng)的裂縫張開寬度）時(shí)，水壓力分布為全水頭；小于臨界寬度時(shí)，水壓力分布呈非線性下降。徐世烺［5］等和王建敏［6］對大體積混凝土梁試件進(jìn)行了一系列楔入式緊湊拉伸試驗(yàn)，分別比較了無水試驗(yàn)、橡膠密封試驗(yàn)和橡膠鋼板同時(shí)密封試驗(yàn)混凝土的材料特性參數(shù)，將密封鋼板與混凝土試件作為一個(gè)整體進(jìn)行混凝土開裂研究及縫面水壓力分布計(jì)算，最后結(jié)果對密封鋼板的約束作用進(jìn)行折減。Ohlsson等［7］比較了不同水壓力分布（均布、雙線性分布、與裂縫張開寬度相關(guān)的分布形式）對混凝土斷裂過程的影響，研究表明全水頭的假定是十分保守的，夸大了裂縫處水壓力的作用效應(yīng)。Bolzon等［8］在評價(jià)水工建筑物有壓斷裂下的承載能力研究中，假設(shè)裂縫處水壓力是縫張開位移的函數(shù)，呈分段線性分布和指數(shù)型分布。Javanmardi等［9］認(rèn)為，地震時(shí)縫內(nèi)水處于不飽和狀態(tài)，其大小依賴于裂縫的開合規(guī)律以及上游面裂縫處水頭大小。Segura等［10］將裂縫內(nèi)的水壓力簡化為一常量來模擬水力劈裂效應(yīng)。方修君等［11］首次利用擴(kuò)展有限元法對裂隙水壓力作用下混凝土試件的開裂過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，并與相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較分析，二者相似程度較高。

本文采用改進(jìn)的混凝土楔形劈拉試驗(yàn)密封裝置，進(jìn)行一系列有（無）水及不同加載速度下的水力劈拉試驗(yàn)。該密封裝置通過特制的夾具將兩片硅膠板的一端與試件相連，將硅膠板的另一端用螺絲互相擰緊到鋼板上來實(shí)現(xiàn)密封的作用，以承受施加在混凝土試件預(yù)制縫上的外部水壓力。依據(jù)試驗(yàn)得到裂縫面水壓力、裂縫口張開位移等數(shù)據(jù)，進(jìn)而對混凝土水力劈裂作用機(jī)理、裂縫擴(kuò)展機(jī)制以及縫面水壓分布狀況進(jìn)行研究。

2 試驗(yàn)準(zhǔn)備

2.1 試件澆筑 為在研究混凝土材料的斷裂機(jī)制中能有效實(shí)現(xiàn)水壓力的平穩(wěn)施加，本文采用適用于楔入劈拉試驗(yàn)加載的預(yù)制縫試件，試件尺寸為200 mm×200 mm×200 mm，頂部預(yù)制縫為2 mm×80 mm×200 mm。試件內(nèi)部預(yù)留5個(gè)平行的直徑為2 mm的貫穿洞，貫穿洞兩端為直徑為6 mm、長30 mm的孔洞。試件右側(cè)設(shè)置直徑為10 mm的孔洞，與預(yù)制縫聯(lián)通，作為注水口，試件具體設(shè)計(jì)尺寸如圖1所示，水壓力傳感器預(yù)制縫模具如圖2所示。

圖1 試件設(shè)計(jì)尺寸（單位：mm）

圖2 水壓力傳感器預(yù)制縫模具

2.2 材料性能 混凝土試件一次性澆筑完成，配合比為水泥∶水∶沙∶石子=1∶0.52∶2.17∶3.29。其中，水泥為P.O32.5硅酸鹽水泥，細(xì)骨料最大粒徑為12.5 mm，粗骨料最大粒徑為25 mm。混凝土試件配合比如表1所示。

表1 混凝土試件的配合比 （單位：kg/m3）

2.3 加載裝置

2.3.1 加載設(shè)備 加載設(shè)備使用河海大學(xué)力學(xué)實(shí)驗(yàn)中心的電液伺服動(dòng)靜試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，采用位移控制法，加載速度為2 μm/s和200 μm/s。試驗(yàn)采用楔入劈拉試驗(yàn)加載裝置，楔形傳力裝置如圖3所示。圖4為劈拉作用受力圖。

圖3 楔形傳力裝置

圖4 劈拉作用受力分析

從圖4的受力圖可以看出，試件自重GI、支撐反力R以及豎向外力Fv縱向同軸，楔形加載裝置的角度為30°（θ=15°），則水平向劈拉荷載Fh為：

圖5 密封加載裝置

2.3.2 密封加載裝置 傳統(tǒng)的密封加載裝置一般使用環(huán)氧樹脂將橡膠薄膜與試件粘結(jié)在一起，本文采用改進(jìn)的密封加載裝置（見圖5），通過特制的夾具（圖5（b））將兩片硅膠板（圖5（c））的內(nèi)側(cè)與試件相連，而兩片硅膠板的外側(cè)邊通過螺絲與預(yù)打孔的夾板（圖5（a））連接在一起，達(dá)到密封的效果。

密封加載部件安裝在試件上的示意圖如圖6所示。

圖6 試驗(yàn)加載

3 密封裝置對混凝土斷裂性能影響

為了檢驗(yàn)該密封裝置對水力劈裂試驗(yàn)以及混凝土試件斷裂機(jī)制的影響，本文分別進(jìn)行了不同裂縫張開口速度下（2 μm/s（慢速加載）和200 μm/s（快速加載））的無密封裝置和有密封裝置的無水楔入劈拉試驗(yàn)，試驗(yàn)中每組試驗(yàn)采用2個(gè)試件，共8個(gè)試件。整理時(shí)每組選擇一個(gè)試驗(yàn)過程相對完整的結(jié)果進(jìn)行分析。根據(jù)預(yù)置的BHR-4型荷載傳感器和YHD-50型位移計(jì)可測得施加的機(jī)械荷載以及裂縫開口位移，進(jìn)行了不同加載情況下的荷載位移曲線以及相應(yīng)的斷裂特性的比較。

圖7 荷載-裂縫口張開位移曲線

3.1 荷載裂縫口張開位移曲線 圖7為裂縫口張開速度為2 μm/s和200 μm/s時(shí)有、無密封裝置的試驗(yàn)結(jié)果。從圖7可以看出，不管是慢速加載還是快速加載及有密封裝置與無密封裝置情況下，純試件加載試驗(yàn)的Fh-CMOD曲線線性段吻合較好。當(dāng)試件進(jìn)入損傷階段后，曲線下降段有較小的差別，但試件承受的劈拉荷載峰值幾乎相同。

3.2 斷裂參數(shù) 為詳細(xì)比較試驗(yàn)結(jié)果，采用徐世烺等［12］提出的雙K斷裂準(zhǔn)則，通過起裂韌度和失穩(wěn)斷裂韌度來表征混凝土斷裂性能。根據(jù)圖7所示水平劈拉荷載隨裂縫開口位移而變化的趨勢，得出斷裂過程中荷載位移曲線的斜率變化規(guī)律，從而確定試件的起裂荷載和失穩(wěn)荷載。依據(jù)文獻(xiàn)［13］的相關(guān)理論公式計(jì)算出試件的起裂韌度和失穩(wěn)韌度兩個(gè)材料參數(shù)，通過對比這兩個(gè)參數(shù)從而確定密封裝置對試件材料參數(shù)的影響程度。以無密封裝置裂縫張開速度為2 μm/s的試驗(yàn)數(shù)據(jù)為例計(jì)算起裂韌度和失穩(wěn)韌度，如圖8所示，得出起裂荷載為虛線），失穩(wěn)荷載Fhmax=18.341 kN（實(shí)線），從而計(jì)算出起裂韌度失穩(wěn)韌度

圖8 慢速加載無密封裝置的荷載位移斜率曲線

表2 混凝土試件起裂韌度和失穩(wěn)韌度

表2分別列出了4組試驗(yàn)斷裂參數(shù)的計(jì)算結(jié)果。

從表2中的數(shù)據(jù)可以看出，相同加載速度下，有無密封裝置試件的起裂荷載和失穩(wěn)荷載比較接近，誤差很小。因此，改進(jìn)的密封裝置對試件的斷裂參數(shù)的影響較小，與一般混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果相比，誤差可以忽略不計(jì)。使用本文密封裝置進(jìn)行水力劈裂實(shí)驗(yàn)得到的結(jié)果，可以較為真實(shí)地反映混凝土試件的力學(xué)性能。

4 水力劈裂試驗(yàn)結(jié)果與討論

為了研究不同加載條件對混凝土試件水力劈裂性能的影響，使用改進(jìn)的密封裝置，分別進(jìn)行了不同水壓力（0.2 MPa，0.4 MPa）和不同加載速度（2 μm/s，200 μm/s）的一系列試驗(yàn)。試驗(yàn)過程中根據(jù)預(yù)埋在裂縫擴(kuò)展路徑上的擴(kuò)散硅壓力傳感器記錄裂尖及縫面上的水壓力值。

4.1 不同水壓力下荷載裂縫張開位移（Fh-CMOD）曲線 裂縫慢速張開時(shí)無水壓作用以及0.2和0.4 MPa水壓作用下的劈拉荷載隨裂縫張開位移的變化曲線如圖9（a）所示，裂縫快速張開時(shí)無水壓作用以及0.2和0.4 MPa水壓作用下的劈拉荷載隨張開位移曲線如圖9（b）所示。從圖9（a）和圖9（b）均可以看出，從無水狀態(tài)到水壓力的逐漸增大，混凝土試件的失穩(wěn)荷載也隨之降低，慢速加載情況下的0.4 MPa水壓下的失穩(wěn)荷載只有無水狀態(tài)下的一半。此外，當(dāng)裂縫的張開位移相同時(shí)，水壓力越大，所需施加的破壞荷載越小。因此，內(nèi)部水壓力對混凝土裂縫開裂的作用不能忽略。比較圖9（a）和圖9（b），內(nèi)部水壓力作用在快速張開試驗(yàn)中的影響比慢速試驗(yàn)的影響小，而且相同水壓力下裂縫快速張開試驗(yàn)中的失穩(wěn)荷載比慢速加載的大，說明快速加載情況下，混凝土的斷裂韌度反而有所提高。

圖9 不同水壓力作用下的荷載-裂縫張開位移曲線

4.2 縫面水壓力分布 根據(jù)預(yù)埋在試件中的擴(kuò)散硅壓力傳感器記錄的水壓力數(shù)據(jù)，得出不同加載情況下裂縫開裂路徑上的縫面內(nèi)水壓力。水壓力測點(diǎn)共有5個(gè)，其到預(yù)制縫尖端的距離分別為10、30、50、70和90 mm，試驗(yàn)中傳感器5（如圖1（a）所示）的讀數(shù)不穩(wěn)定，因此取前4個(gè)傳感器數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，不同測點(diǎn)的水壓力傳感器讀數(shù)隨時(shí)間的分布曲線如圖10所示。

圖10 水壓為0.2MPa時(shí)不同測點(diǎn)的水壓力隨時(shí)間變化曲線

假設(shè)裂縫形狀為三角形，如圖11所示，則有效裂縫長度Leff（全水頭處到水壓為零的水前端位置距離）和裂縫張開位移CODw0（全水頭處對應(yīng)的裂紋張開位移）呈線性關(guān)系，考慮縫面水壓力分布為外水壓力和裂縫開裂長度有關(guān)的函數(shù)。

根據(jù)試驗(yàn)測到的縫面水壓，基于Bruhwiler等［3-4］研究結(jié)果，本文假設(shè)縫面水壓力在裂縫尖端呈拋物線分布，對外水壓力為0.2 MPa、不同加載速度下縫面上的水壓力分布情況進(jìn)行擬合，如圖12所示。

慢張開試驗(yàn)時(shí)，Leff=54.20 mm，試驗(yàn)初期，水沒有完全進(jìn)入裂縫中，水壓力呈線性分布；隨后，縫內(nèi)水持續(xù)流入裂縫，水壓力分布為：

圖11 縫面水壓力作用示意

式中：σw0指全水頭水壓力，為0.2 MPa；σ為試件縫內(nèi)水壓力；x為到水前端的位置；a0、b0為系數(shù)，a0=-8.3×10-4，b0=0.057 60（t=150 s）。

當(dāng)混凝土開裂長度大于有效裂縫長度Leff時(shí)：

式中：a1=-2.5×10-4，b1=0.032 00（t=200 s和t=250 s）。

快速加載情況下，Leff=51.46 mm，水壓力分布情況與慢速加載情況類似，試驗(yàn)初期，水壓力呈線性分布，隨后，水壓力分布為：

當(dāng)t=2.5 s時(shí)，a2=-4.9×10-4，b2=0.445 00；t≥3 s后，a2=-2.1×10-4，b2=0.030 00。

圖12 水壓力為0.2MPa時(shí)縫面水壓實(shí)測值與擬合曲線

從圖12可以看出，不同時(shí)刻的水壓力沿?cái)U(kuò)展路徑的分布曲線是一個(gè)分段函數(shù)，線性段為常數(shù)，非線性段呈拋物線變化。以達(dá)到同樣的CMOD為標(biāo)準(zhǔn)，取t慢=250 s和t快=2.5 s，慢速加載試驗(yàn)的水壓力荷載幾乎是快速加載情況下的2～3倍，因此，慢速加載試驗(yàn)中水壓力的影響比快速加載時(shí)水壓力的影響大很多（裂縫張開時(shí)）。慢速加載時(shí)，縫內(nèi)水有足夠時(shí)間充滿裂縫內(nèi)，產(chǎn)生水壓力，而快速加載試驗(yàn)中，水的運(yùn)動(dòng)有明顯滯后性。

4.3 斷裂模式 圖13分別給出無水試驗(yàn)及水力劈裂試驗(yàn)下的試件裂縫擴(kuò)展形態(tài)。從裂縫的斷裂形態(tài)可以看出，慢速加載情況下裂縫主要沿骨料周邊擴(kuò)展，不會(huì)穿過強(qiáng)度較高的骨料，而快速加載時(shí)由于破壞時(shí)間較短，應(yīng)力來不及釋放，裂縫會(huì)穿過骨料擴(kuò)展［14］。通過對比有、無水試驗(yàn)的斷裂模式可以發(fā)現(xiàn)，水力劈裂試件的擴(kuò)展裂縫比較平直，而無水壓的劈裂試件，擴(kuò)展裂縫有較多的曲折，裂縫內(nèi)的水力劈裂作用，加劇了混凝土的損傷，從而導(dǎo)致混凝土構(gòu)件承受的最大荷載明顯減小。

圖13 劈裂試件的裂縫擴(kuò)展形態(tài)

5 結(jié)論

本文采用作者研制的新型密封裝置進(jìn)行了有（無）水及不同加載狀態(tài)（水壓、裂縫口張開速率）下混凝土試件的楔入劈拉試驗(yàn)，研究得到如下結(jié)論：（1）根據(jù)無水狀態(tài)下有無密封裝置試驗(yàn)的混凝土斷裂參數(shù)比較，驗(yàn)證了該密封裝置對試件的斷裂性能影響較小。（2）基于不同水壓和不同裂縫口張開速度的試驗(yàn)得出，水壓對混凝土楔入劈拉試驗(yàn)的破壞荷載有較大影響，隨著水壓的增大，試件失穩(wěn)荷載的極限值明顯降低；快速加載下，失穩(wěn)荷載比慢速加載時(shí)要有所增大。（3）當(dāng)水流穩(wěn)定進(jìn)入裂縫時(shí)，縫內(nèi)水壓沿?cái)U(kuò)展路徑的分布曲線是一個(gè)分段函數(shù)，在有效裂縫長度范圍內(nèi)為線性段（全水頭），水頭前端呈拋物線分布。當(dāng)慢速與快速加載作用達(dá)到相同的裂縫張開寬度時(shí)，裂縫口慢速張開情況下水有足夠的時(shí)間流入裂縫內(nèi)，水壓力的影響范圍比快速張開情況大，且縫面水壓力是快速張開情況下的2～3倍。（4）裂縫的斷裂形態(tài)表明，慢速加載情況下裂縫主要沿骨料周邊擴(kuò)展，快加載時(shí)裂縫會(huì)穿過骨料擴(kuò)展。通過對比有無水試驗(yàn)的斷裂模式可發(fā)現(xiàn)，裂縫內(nèi)的水產(chǎn)生水力劈裂作用，加劇了混凝土的損傷。

參 考 文 獻(xiàn)：

［1］ 潘家錚.斷裂力學(xué)在水工結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的應(yīng)用［J］.水利學(xué)報(bào)，1980（1）：45-59.

［2］ 賈金生，李新宇，鄭璀瑩.特高重力壩考慮高壓水劈裂影響的初步研究［J］.水利學(xué)報(bào)，2006，37（12）：1509-1515．

［3］ BRUHWILER E，SAOUMA V.Water fracture interaction in concrete-PartⅠ：Fracture properties［J］.ACI Ma?terials Journal，1995，92（3）：296-303.

［4］ BRUHWILER E，SAOUMA V.Water fracture interaction in concrete-Part II：Hydrostatic pressure in cracks［J］.ACI Materials Journal，1995，92（4）：383-390.

［5］ 徐世烺，王建敏.水壓作用下大壩混凝土裂縫擴(kuò)展與雙K斷裂參數(shù)［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2009，42（2）：119-125.

［6］ 王建敏.靜水壓力環(huán)境下混凝土裂縫擴(kuò)展與雙K斷裂參數(shù)試驗(yàn)研究［D］.大連：大連理工大學(xué)，2008.

［7］ OHLSSON U，NYSTROM M，OLOFSSON T，et al.Influence of hydraulic pressure in fracture mechanics model?ing of crack propagation in concrete［J］.Materials and Structures，1998，31：203-208.

［8］ BOLZON G，COCCHETTI G.Direct assessment of structural resistance against pressurized fracture［J］.Interna?tional Journal for Numerical and Analytical Methods in Geo-mechanics，2003，27：353-378.

［9］ JAVANMARDI F，LéGER P，TINAWI R.Seismic water pressure in cracked concrete gravity dams：Experimen?tal study and theoretical modeling［J］.Journal of Structural Engineering，2005，139（1）：139-150.

［10］ SEGURA M，CAROL I.Numerical modeling of pressurized fracture evolution in concrete using zero-thickness in?terface elements［J］.Engineering Fracture Mechanics，2010，77：1386-1399.

［11］ 方修君，金峰.裂隙水流與混凝土開裂相互作用的耦合模型［J］.水利學(xué)報(bào)，2007，38（12）：1466-1474．

［12］ 徐世烺，趙國藩.混凝土結(jié)構(gòu)裂縫擴(kuò)展的雙K斷裂準(zhǔn)則［J］.土木工程學(xué)報(bào)，1992，25（2）：32-38.

［13］ DLT5332-2005，水工混凝土斷裂試驗(yàn)規(guī)程［S］.

［14］ 黨發(fā)寧，雷光宇，丁衛(wèi)華，等.混凝土靜動(dòng)力破壞過程的CT細(xì)觀試驗(yàn)研究［J］.水力發(fā)電學(xué)報(bào)，2015，34（1）：189-196.