微膨脹抗沖磨混凝土早期徐變理論與試驗(yàn)研究

祝小靚，丁建彤，蔡躍波，傅瓊?cè)A

（1.江西省水利科學(xué)研究院，江西 南昌 330029；2.南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210029；3.水利部 水工新材料工程技術(shù)研究中心，江蘇 南京 210029）

微膨脹抗沖磨混凝土早期徐變理論與試驗(yàn)研究

祝小靚1，2，3，丁建彤2，3，蔡躍波2，3，傅瓊?cè)A1

（1.江西省水利科學(xué)研究院，江西 南昌 330029；2.南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210029；3.水利部 水工新材料工程技術(shù)研究中心，江蘇 南京 210029）

早期徐變特性是開裂敏感性評(píng)價(jià)中很重要的因素，為建立精度更高的微膨脹抗沖磨混凝土早期徐變模型，提高早期混凝土應(yīng)力計(jì)算精度、裂縫預(yù)測(cè)和控制的能力，本文基于丹麥標(biāo)準(zhǔn)TI-B102（95）的徐變?cè)囼?yàn)測(cè)試方法，針對(duì)混凝土早齡期徐變測(cè)試需要，將初始加載齡期從3d提前到20h左右、將齡期3d前的加卸載周期加密至1 d左右和每10min自動(dòng)采集變形數(shù)據(jù)3個(gè)方面，對(duì)丹麥技術(shù)研究所提出的早期徐變測(cè)試方法做進(jìn)一步改進(jìn)；通過間歇式加卸荷載的特殊加載方式，在大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合和優(yōu)化基礎(chǔ)上，得到早期徐變模型的黏性和彈性系數(shù)，獲得了擬合相關(guān)性系數(shù)大幅度提高（達(dá)到0.96）的早期黏彈性模型。該方法的引用和改進(jìn)，可以彌補(bǔ)目前國內(nèi)在早期徐變測(cè)試領(lǐng)域的空白。

微膨脹；抗沖磨混凝土；早期；徐變；試驗(yàn)

1 研究背景

混凝土的早期應(yīng)力發(fā)展除受自生體積變形、溫度變形以及熱膨脹系數(shù)的影響外，徐變對(duì)混凝土的應(yīng)力發(fā)展和變形性能也會(huì)產(chǎn)生重要的影響。通常徐變會(huì)引起混凝土變形增大或預(yù)應(yīng)力損失，對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)不利。但對(duì)于約束條件下的大體積抗沖磨混凝土，一方面，徐變是減小溫降階段約束拉應(yīng)力發(fā)展的主要因素，能夠松弛其60%以上的拉應(yīng)力［1］，對(duì)降低開裂敏感性起到極其重要的作用；另一方面，徐變也會(huì)減小抗沖磨混凝土澆筑早期由于溫度的升高而產(chǎn)生的內(nèi)部預(yù)壓應(yīng)力，這對(duì)早期的抗裂是不利的?；炷恋男熳冃再|(zhì)在水化初期變化顯著，因此，早期徐變是進(jìn)行開裂敏感性評(píng)價(jià)很重要的因素。

目前，關(guān)于徐變及應(yīng)力松弛的大部分研究及模型多是基于硬化后成熟混凝土壓縮徐變數(shù)據(jù)分析，相關(guān)模型有AASHTO模型、B3模型、ACI模型和CEB-fip模型［2-4］。其中一部分模型已為ACI-209（1992）和CEB-fipMC90（1991）等現(xiàn)行規(guī)范采用，這些模型雖然能夠代表硬化混凝土的徐變性能，但較難代表實(shí)際工程中混凝土澆筑后即受到約束的徐變和應(yīng)力松弛行為。對(duì)于徐變度，Bazant等［5］提出的硬化混凝土的雙參數(shù)模型（double-power law）以及在此基礎(chǔ)上發(fā)展而來的三參數(shù)模型（triple-power law）最為常用，然而三參數(shù)模型雖能更好地表征混凝土在長期荷載下的徐變變形，卻不能科學(xué)地反映混凝土早期的基本徐變。

國內(nèi)外關(guān)于硬化混凝土長期徐變性質(zhì)的研究已經(jīng)非常廣泛，但對(duì)混凝土早期徐變的性質(zhì)，尤其是在澆筑后1～2 d的研究極少，而早期徐變性質(zhì)是計(jì)算混凝土應(yīng)力、預(yù)測(cè)早期是否開裂不可或缺的要素。本文在丹麥技術(shù)研究所提出的早期徐變標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法基礎(chǔ)上，進(jìn)行一定的改進(jìn)，建立微膨脹抗沖磨混凝土的早期徐變模型，為早期徐變的測(cè)試研究提供依據(jù)。

2 試驗(yàn)原材料及配合比

試驗(yàn)所用膠凝材料為海螺牌P.O.42.5普通硅酸鹽水泥，南京熱電廠生產(chǎn)的II級(jí)粉煤灰，Elken920U型硅粉，氧化鈣-硫鋁酸鈣復(fù)合型膨脹劑（EA），HLC-IX型聚羧酸高性能緩凝減水劑。粗骨料為人工玄武巖，粒徑分別為5～20mm和20～40mm。細(xì)骨料采用細(xì)度模數(shù)為2.6的天然河砂。

按照C9050等強(qiáng)度設(shè)計(jì)原則，配合比見表1。

表1 抗沖磨混凝土配合比 （單位：kg/m3）

3 試驗(yàn)方法

3.1 流變?nèi)渥兡Ｐ偷慕⒒炷磷鳛橐环N黏彈性材料，可以采用流變模型（rheologicalcreepmodel）對(duì)徐變進(jìn)行研究，Burgers模型就是最常用的一種。盡管混凝土的徐變機(jī)理尚未確定，但是正如葉德艷等［6］所指出，Burgers模型關(guān)于徐變的可逆性假設(shè)以及在描述混凝土徐變特性方面，與實(shí)際徐變特性較為吻合。

為控制混凝土早期開裂，丹麥技術(shù)研究所［7］對(duì)摻有硅粉和粉煤灰的C50混凝土進(jìn)行了一系列早期性能的研究，其中也對(duì)徐變特性進(jìn)行了研究，提出了早期徐變標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法TI-B 102（95）TestMethod-Strainsfrom Creep and Early-Age Shrinkage。其理論依據(jù)類似于Bugers模型，將徐變模型表述成一個(gè)外部減震器（黏壺）和一個(gè)并聯(lián)的減震器（黏壺）與彈簧的連接，即Maxwell模型和Kelvin模型，如圖1所示。外部減震器代表由水泥漿體及骨料構(gòu)成的不可恢復(fù)徐變（永久徐變變形），而并聯(lián)部分代表水泥漿體的可恢復(fù)變形。

圖1 流變?nèi)渥兡Ｐ?/p>

圖2 加卸荷載典型變形

通常是采用恒定荷載的徐變?cè)囼?yàn)獲得Burgers模型［8］參數(shù)，這種靜態(tài)荷載下獲得的早期徐變性能值得商榷。本文采用丹麥技術(shù)研究所提出的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法TI-B102（95），通過對(duì)3個(gè)配合比的混凝土試件進(jìn)行重復(fù)交替變荷載測(cè)試，得到徐變黏性和彈性系數(shù)：

式中：η1為外部減震器黏性系數(shù)；η2為并聯(lián)部分黏性系數(shù)；E2為并聯(lián)部分彈性系數(shù)；σpuls為加載應(yīng)力，MPa；tpuls為持荷時(shí)間，h；εpermanent為不可恢復(fù)變形，×10-6；T為卸荷時(shí)間，h；εT為T時(shí)段對(duì)應(yīng)可恢復(fù)變形，×10-6；ε0.5T為0.5T時(shí)段對(duì)應(yīng)恢復(fù)變形，×10-6。

加卸荷載典型變形如圖2所示。

徐變可以通過下式獲得：

式中：σ為應(yīng)力，MPa；ε?為徐變率；ε2為并聯(lián)部分徐變，×10-6。

關(guān)于黏性和彈性系數(shù)隨齡期的變化函數(shù)，有學(xué)者通過函數(shù)a×exp(b×maturity)［9］表示，也有通過a+b×exp(-(c/maturity)d)［10］表示，其中a代表時(shí)間為0時(shí)的性能，b代表成熟度無窮大時(shí)的性能，c表示曲線的拐點(diǎn)，d表示曲線的彎曲程度，均可以通過最小二乘法擬合得到。

3.2 早期徐變測(cè)試方法早期徐變測(cè)試的基本操作流程如下：（1）成型：成型試件尺寸為φ200mm× 500mm圓柱體。4個(gè)徐變?cè)嚰?種加載方式，每種加載方式2個(gè)試件）、3個(gè)自由試件（作為自生體積變形和溫度變形的補(bǔ)償試件），相應(yīng)12個(gè)加荷時(shí)間點(diǎn)的12組標(biāo)準(zhǔn)立方體試件。（2）試驗(yàn)條件：試件成型后，在PVC管試模的上、下面用塑料膜密封，置于20±3℃實(shí)驗(yàn)室。至測(cè)試時(shí)間，將試件拆模，并用塑料膜密封。（3）測(cè)試：兩種加載方式，分別如圖3和圖4所示。黏性和彈性性能由加卸載方式1和加卸載方式2交替加卸荷載得到。

圖3 加卸載方式1

圖4 加卸載方式2

通過千斤頂加載，應(yīng)力水平控制在30%的抗壓強(qiáng)度，前期加、卸載周期較短，后期周期變長。初次加荷時(shí)間為澆筑后20 h左右。每一次加、卸荷載過程中記錄不少于3個(gè)荷載及對(duì)應(yīng)的變形，用于計(jì)算彈性模量。加、卸載過程中，通過千分表直接讀取變形值，通過荷載傳感器讀取荷載值。加卸載完成后，通過LVDT位移自動(dòng)采集裝置采集恒定荷載下試件的長期變形。

3.3 早期徐變測(cè)試方法的改進(jìn)本文徐變測(cè)試基于丹麥標(biāo)準(zhǔn)TI-B102（95）的徐變?cè)囼?yàn)測(cè)試方法，測(cè)試過程中發(fā)現(xiàn)，該方法的不足之處是初次加載時(shí)間在1 d后，并不能充分考慮早齡期混凝土性能快速發(fā)展的特點(diǎn)，而且試驗(yàn)的有效數(shù)據(jù)點(diǎn)較少。針對(duì)以上問題，本文從初次加荷時(shí)間、持荷時(shí)間和數(shù)據(jù)采集3個(gè)方面進(jìn)行了改進(jìn)。

具體改進(jìn)包括：（1）綜合考慮混凝土自身強(qiáng)度和脫模后試件密封及安裝需要花費(fèi)的時(shí)間，將初次加荷時(shí)間從3 d提前到20 h左右，這樣得到的結(jié)果更能反映早期的徐變性能；（2）加大了加、卸載頻率，將齡期3 d前的加卸載周期加密至1 d左右，這樣可以在早期獲得更多的有效數(shù)據(jù)，改進(jìn)黏彈性系數(shù)隨時(shí)間發(fā)展的模型；（3）數(shù)據(jù)采集方面，采用LVDT自動(dòng)位移采集儀，每10min采集一個(gè)變形數(shù)據(jù)，這樣可以得到較為連續(xù)的數(shù)據(jù)點(diǎn)，避免了單個(gè)測(cè)點(diǎn)誤差導(dǎo)致的結(jié)果不合理；（4）將每次加卸荷載所用的時(shí)間控制在3min內(nèi)，避免時(shí)間過長引起的徐變漏測(cè)以及徐變對(duì)彈性模量測(cè)試結(jié)果的影響。

4 試驗(yàn)結(jié)果與分析

交替加、卸荷載作用下得到混凝土的徐變結(jié)果見圖5，徐變結(jié)果已經(jīng)通過同條件下的自由試件剔除了溫度變形、自生體積變形。從結(jié)果可以看出，兩種加、卸載方式得到的最終徐變值差別不大。

圖5 交替加、卸荷載作用下徐變測(cè)試結(jié)果

從圖5的徐變測(cè)試結(jié)果中按圖2提取出可恢復(fù)和不可恢復(fù)變形，按照式（1）—式（3）計(jì)算得到黏彈性系數(shù)。徐變性能受溫度、加荷時(shí)間和持荷時(shí)間影響，因此本文最終統(tǒng)一用等效齡期對(duì)應(yīng)的徐變參數(shù)來表示。黏彈性系數(shù)計(jì)算結(jié)果見表2—表4。表5中，M為等效齡期，h。

采用函數(shù)a+b·exp(-(c/maturity)d)對(duì)徐變?cè)囼?yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合，結(jié)果見表5。

從表5可以看出，采用該函數(shù)對(duì)結(jié)果進(jìn)行擬合的相關(guān)性較高，相關(guān)性系數(shù)基本在0.96以上，而在對(duì)丹麥技術(shù)研究所報(bào)告中的數(shù)據(jù)擬合后發(fā)現(xiàn)，其相關(guān)性系數(shù)基本上在0.7左右。因此通過本文對(duì)測(cè)試方法的改進(jìn)，獲得了更加準(zhǔn)確的黏彈性系數(shù)，進(jìn)一步改進(jìn)了黏彈性系數(shù)隨時(shí)間變化的發(fā)展模型。

黏彈性系數(shù)隨時(shí)間的變化見圖6，其中HETEK為丹麥技術(shù)研究所的結(jié)果。從圖6可以看出，不同配合比混凝土的黏彈性系數(shù)差別較大，通過式（4）的流變模型，可以得到徐變變形。

表2 FAS黏彈性系數(shù)計(jì)算結(jié)果

表3 EA黏彈性系數(shù)計(jì)算結(jié)果

表4 FA黏彈性系數(shù)計(jì)算結(jié)果

5 結(jié)論

本文徐變測(cè)試在丹麥標(biāo)準(zhǔn)TI-B102（95）的徐變?cè)囼?yàn)測(cè)試方法的基礎(chǔ)上，針對(duì)混凝土早齡期徐變測(cè)試需要，將初始加載齡期從3 d提前到20 h左右、將齡期3 d前的加卸載周期加密至1 d左右、每10min自動(dòng)采集變形數(shù)據(jù)3個(gè)方面，對(duì)丹麥技術(shù)研究所提出的早期徐變模型測(cè)試方法做進(jìn)一步改進(jìn)，通過間歇式加卸荷載的特殊加載方式得到早期徐變模型的黏性和彈性系數(shù)，獲得擬合相關(guān)性系數(shù)大幅度提高（達(dá)到0.96）的早期Burgers黏彈性模型。

表5 黏彈性系數(shù)擬合結(jié)果

圖6 黏彈性系數(shù)與等效齡期的關(guān)系

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Study on calculation starting point of autogenous volume deformation based on thermal stress test

ZHU Xiaoliang1，2，3，DING Jiantong2，3，CAI Yuebo2，3，F(xiàn)U Qionghua1
（1.Research Centeron Hydraulic Struchures，JiangxiHydraulieResearch Institute，Nanchang 330029，China；2.Material StructureEngineering Department，Nanjing HydraulicResearch Institute，Nanjing 210029，China；3.Research Centeron New Materialsin Hydraulic Structures，Ministry ofWaterResources，Nanjing 210029，China）

Focusing on the pointproblem involved in the calculation ofautogenous volume deformation by the standard testmethod，this paper takes themicro-expansive abrasion-resistant concrete as the research object and improves the ASTM C1074 method for activation energy tests.In this paper，amore accurate calculation is devised for the activation energy ofhydration reaction ofcementitiousmaterials，from which the equivalent age of the specimen under the actuual temperature conditions can be obtained.Using the characteristics of thermal stress tests and adopting the equivalentage corresponding to the firstzero stressas the effective starting point，we establish an improved autogenous volume deformationmodelbased on the one putforward by the Japan Concrete Institute.With the Maximum expansion value ofautogenous volume deformation asa cutoffpoint，the improvedmodelhas the unique ability to simulate the deformation before and after the pointseparately，which providesa good reference for the establishmentofa more accurate anti-crackmodel.

autogenous volume deformation；calculation starting point；thermal stress test；equivalentage；abrasionresistantconcrete

TU528

A

10.13244/j.cnki.jiwhr.2017.03.005

1672-3031（2017）03-0193-07

（責(zé)任編輯：王冰偉）

2016-08-17

中國博士后科學(xué)基金項(xiàng)目（2017M612154）；中央級(jí)公益性科研院所基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)項(xiàng)目（Y415014）；江西省水利廳科技項(xiàng)目（KT201414，KT201606）

祝小靚（1987-），男，浙江衢州人，博士后，主要從事水工結(jié)構(gòu)和混凝土耐久性等研究。E-mail：495480427@qq.com