海水海砂混凝土無(wú)尺寸效應(yīng)拉伸強(qiáng)度與斷裂韌度的確定

于 淼,楊樹(shù)桐,2,袁 源,楊 松

(1.中國(guó)海洋大學(xué) 工程學(xué)院,山東 青島 266100;2.青島理工大學(xué) 藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心,山東 青島 266033)

海水、海砂的合理利用可極大地減少淡水、河砂的開(kāi)采,同時(shí)在臨海工程及遠(yuǎn)離大陸的島礁工程建設(shè)中,能夠就地取材,縮短建設(shè)周期,降低工程成本。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)海水海砂混凝土(seawater sea sand concrete,SSC)基本力學(xué)性能已經(jīng)開(kāi)展了較多研究,多集中于抗壓強(qiáng)度方面的研究。文獻(xiàn)[1-2]表明,海水、海砂的摻入會(huì)加快水泥水化,使得SSC早期抗壓強(qiáng)度略高于普通混凝土(ordinary Portland cement,OPC);文獻(xiàn)[3]研究表明SSC長(zhǎng)期抗壓強(qiáng)度同樣高于OPC;文獻(xiàn)[4]研究則表明,其長(zhǎng)期抗壓強(qiáng)度與OPC相當(dāng);而文獻(xiàn)[5]分析了土耳其某地震后損傷結(jié)構(gòu)中海砂混凝土基本力學(xué)性能后發(fā)現(xiàn),海砂對(duì)混凝土長(zhǎng)期抗壓強(qiáng)度發(fā)展有不利影響。

海水、海砂中的氯離子會(huì)腐蝕鋼筋,使混凝土產(chǎn)生裂縫,降低結(jié)構(gòu)的耐久性[6]。耐氯離子腐蝕的FRP筋代替鋼筋是一種行之有效的方法,但混凝土開(kāi)裂后,混凝土孔隙液中的氫氧根離子會(huì)在外界水分傳輸作用下侵蝕FRP筋[7-8]。此外,混凝土由于其組分的特殊性,內(nèi)部不可避免存在缺陷,且海洋環(huán)境下,易出現(xiàn)新的裂縫。因此,基于斷裂力學(xué)對(duì)SSC進(jìn)行抗裂性分析顯得尤為重要。

拉伸強(qiáng)度和斷裂韌度作為兩個(gè)重要的力學(xué)參數(shù),其合理確定對(duì)有效評(píng)估混凝土的抗裂性能至關(guān)重要。但基于連續(xù)性、均勻性假設(shè)得到的劈裂抗拉強(qiáng)度是平均應(yīng)力,并不是混凝土真實(shí)拉伸強(qiáng)度[9],且存在尺寸效應(yīng)[10]。此外,采用中小尺寸試件,基于傳統(tǒng)線彈性斷裂理論得到的混凝土斷裂韌度仍存在尺寸效應(yīng)[11-12]。盡管文獻(xiàn)[13]針對(duì)尺寸效應(yīng)現(xiàn)象提出了尺寸效應(yīng)模型,但該模型需要幾何相似試件,并通過(guò)數(shù)據(jù)擬合求得待定參數(shù)[14]。文獻(xiàn)[15-16]研究發(fā)現(xiàn)尺寸效應(yīng)存在的本質(zhì)原因?yàn)?由于裂縫尖端存在斷裂過(guò)程區(qū),其尺寸相對(duì)于試件高度較大,試件呈現(xiàn)明顯非均質(zhì)特性,處于準(zhǔn)脆性斷裂狀態(tài)。因此采用傳統(tǒng)的線彈性斷裂力學(xué)無(wú)法求得中小尺寸混凝土試件無(wú)尺寸效應(yīng)的斷裂參數(shù)。在此基礎(chǔ)上,提出了邊界效應(yīng)模型(BEM),引入反映混凝土不均勻性和不連續(xù)性的參數(shù),只需在試驗(yàn)中測(cè)得極限荷載Fmax,可同時(shí)求得試件真實(shí)無(wú)尺寸效應(yīng)的拉伸強(qiáng)度f(wàn)t和斷裂韌度KIC[17]。BEM無(wú)需嚴(yán)格的幾何相似條件,不需要數(shù)據(jù)擬合,具有唯一解析解。

SSC由于其拌合水與骨料的特殊性,其斷裂特性與OPC會(huì)存在一定的差異?？紤]到該混凝土未來(lái)在海洋環(huán)境下安全服役,因此對(duì)SSC斷裂性能分析極其重要。文獻(xiàn)[18]采用雙K斷裂理論確定了最大骨料粒徑為10 mm的SSC的斷裂韌度,但雙K斷裂參數(shù)的確定仍基于線彈性斷裂理論,對(duì)于普通實(shí)驗(yàn)室中常用的中小尺寸試件,雙K斷裂參數(shù)的尺寸效應(yīng)不可避免。鑒于此,本文首先進(jìn)行三點(diǎn)彎曲梁試驗(yàn),研究中小尺寸(100和200 mm)SSC梁斷裂性能,分析不同最大骨料粒徑(10、20 mm)和初始縫高比(0.1～0.7)的影響。進(jìn)而,基于BEM,確定了SSC真實(shí)無(wú)尺寸效應(yīng)的ft與KIC,并與相同配合比的OPC進(jìn)行比較。

1 SSC斷裂性能分析

1.1 試驗(yàn)概況

1.1.1 原材料

試驗(yàn)制備混凝土所使用的水泥為山東山水水泥集團(tuán)有限公司生產(chǎn)的P.O.42.5普通硅酸鹽水泥;淡水采用實(shí)驗(yàn)室自來(lái)水,海水為參照ASTM D1141-98[19]配制的人工海水;粗骨料采用2種最大骨料粒徑的花崗巖碎石,粒徑范圍分別為5～10 mm、5～20 mm;河砂產(chǎn)自青島平度,海砂產(chǎn)自青島紅島灣,根據(jù)規(guī)范[20]測(cè)得河砂及海砂的基本參數(shù)見(jiàn)表1,符合《建設(shè)用砂》(GB/T 14684—2011)[20]要求,且海砂同時(shí)符合《海砂混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》(JGJ 206—2010)[21]要求。

表1 河砂和海砂的基本參數(shù)

1.1.2 混凝土配合比設(shè)計(jì)

試驗(yàn)配制2種SSC,另外制備2種OPC作為對(duì)照組。其中,最大骨料粒徑為10 mm的海水海砂混凝土(SSC-10)配合比見(jiàn)表2。最大骨料粒徑為20 mm的海水海砂混凝土(SSC-20)中的石子等質(zhì)量替代SSC-10中的石子;最大骨料粒徑為10 mm的普通混凝土(OPC-10)和最大骨料粒徑為20 mm的普通混凝土(OPC-20)中的淡水、河砂分別等質(zhì)量替換SSC-10、SSC-20中的海水、海砂。通過(guò)添加聚羧酸系高效減水劑使混凝土塌落度保持在120～150 mm之間。

表2 SSC-10混凝土配合比

1.1.3 試驗(yàn)設(shè)計(jì)及加載

h/dmax為梁高與最大骨料粒徑的比值,能夠反映混凝土的不均勻性程度。為了保證無(wú)關(guān)變量的一致性,h/dmax均為10。這4種混凝土試件均設(shè)定0.1～0.7,共7種初始縫高比。OPC-10和SSC-10混凝土試件尺寸為515 mm×100 mm×100 mm,每種縫高比設(shè)計(jì)4個(gè)試件;OPC-20和SSC-20混凝土試件尺寸為900 mm×200 mm×150 mm,每種縫高比設(shè)計(jì)3個(gè)試件。此外,根據(jù)《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2019)[22],制作150 mm×150 mm×150 mm立方體和300 mm×150 mm×150 mm的棱柱體,分別測(cè)定4種混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu和彈性模量Ec。

試驗(yàn)采用最大量程為2 000 kN的電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載;采用量程為70 kN的力傳感器測(cè)量施加的荷載F;采用4 mm量程的夾式引伸計(jì)測(cè)量裂縫口張開(kāi)位移;通過(guò)初始裂縫尖端兩側(cè)對(duì)稱(chēng)位置粘貼應(yīng)變片來(lái)監(jiān)測(cè)混凝土起裂,應(yīng)變片數(shù)值由升轉(zhuǎn)降時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載即為起裂荷載。所有數(shù)據(jù)均使用動(dòng)態(tài)信號(hào)采集儀記錄采集,采集頻率為10 Hz。加載裝置見(jiàn)圖1,圖中L、h、b分別表示梁的跨度、梁高和梁寬。試驗(yàn)采用位移控制加載,加載速率為0.2 mm/min。

圖1 三點(diǎn)彎曲梁試驗(yàn)

1.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

1.2.1 立方體抗壓強(qiáng)度及彈性模量

標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d的混凝土fcu和EC見(jiàn)表3?？梢钥吹?隨著骨料粒徑的增大,SSC和OPC的fcu均出現(xiàn)了降低。其原因如下:隨著骨料粒徑的增大,骨料與漿體界面過(guò)渡區(qū)(ITZs)內(nèi)以及骨料本身缺陷增多[23-24]。因此,無(wú)論最終裂縫繞骨料破壞,還是裂縫穿過(guò)骨料破壞,fcu隨骨料粒徑增大而降低。這與文獻(xiàn)[25]的試驗(yàn)結(jié)果相吻合。此外,已有研究表明[26],在水膠比較低時(shí),混凝土的EC基本不受砂漿和ITZs的影響。粗骨料在混凝土中所占體積分?jǐn)?shù)最大而且其相較于其他組分彈性模量最高,因此其對(duì)混凝土的EC有重要影響。由表3可知,dmax為20 mm混凝土的EC高于dmax為10 mm的混凝土,文獻(xiàn)[27]研究也表明隨著骨料粒徑的增加,EC增大。骨料粒徑相同的情況下,SSC的彈性模量均略高于OPC,但2種混凝土fcu相差不大。

表3 混凝土抗壓強(qiáng)度和彈性模量

1.2.2 SSC斷裂破壞全過(guò)程與破壞模式分析

SSC與OPC典型的荷載-裂縫口張開(kāi)位移曲線見(jiàn)圖2。與OPC類(lèi)似,SSC中的裂縫擴(kuò)展同樣包括裂縫起裂、穩(wěn)定擴(kuò)展和失穩(wěn)擴(kuò)展。結(jié)合裂縫尖端兩側(cè)應(yīng)變片,測(cè)得起裂荷載(Fini)約為最大荷載(Fmax)的80%。

圖2 典型荷載-裂縫口張開(kāi)位移曲線

混凝土典型的斷面見(jiàn)圖3。將斷裂后的混凝土截面對(duì)稱(chēng)放置,兩斷面屬于鏡像關(guān)系。如果粗骨料被拉斷,兩側(cè)對(duì)稱(chēng)位置均出現(xiàn)骨料的斷裂截面,該處斷面相對(duì)較平順;如果骨料被拔出,未發(fā)生斷裂,則該骨料只出現(xiàn)在斷面的一側(cè),對(duì)稱(chēng)位置表現(xiàn)為凹陷或者骨料突出。從圖3中可以看出,這4種混凝土破壞形式主要是粗骨料從周?chē)皾{中拔出或者骨料斷裂(骨料本身存在缺陷[23-24]且破碎過(guò)程會(huì)造成一定的裂隙)。

此外,在每一個(gè)試件試驗(yàn)結(jié)束后,計(jì)算骨料被拉斷的比例(斷面上斷裂的粗骨料數(shù)量與總的粗骨料數(shù)量之比[28])。經(jīng)匯總統(tǒng)計(jì),4組試件SSC-10、SSC-20、OPC-10及OPC-20的骨料斷裂比例范圍分別約為40%～53%、36%～48%、33%～46%、28%～39%。SSC-20斷面中粗骨料被拉斷的比例要高于OPC-20斷面中粗骨料被拉斷的比例,且SSC和OPC的骨料被拉斷的比例均隨骨料粒徑減小而增大。因?yàn)橄嗤|(zhì)量條件下海水含有更多的鹽類(lèi)物質(zhì),導(dǎo)致實(shí)際水灰比較低,且氯離子加速水泥水化,導(dǎo)致漿體強(qiáng)度相對(duì)較高,從而提高骨料與周?chē)皾{的黏結(jié)性能。但隨著骨料粒徑的增大,周?chē)皾{對(duì)骨料的包裹作用減弱,導(dǎo)致骨料的抗拔力降低[29],從而表現(xiàn)為SSC及OPC混凝土中,隨骨料粒徑的增大,被拔出的骨料數(shù)量增加。

2 基于BEM的SSC拉伸強(qiáng)度與斷裂韌度的確定

2.1 基于BEM混凝土拉伸強(qiáng)度與斷裂韌度計(jì)算模型

根據(jù)邊界效應(yīng)模型(BEM)[16],針對(duì)有限尺寸的板,考慮斷裂過(guò)程區(qū)FPZ與試件邊界的相互影響,引入等效裂縫長(zhǎng)度ae代替無(wú)限大板情況下的裂縫長(zhǎng)度a0。ae可將前邊界與后邊界對(duì)斷裂破壞的影響統(tǒng)一考慮,即反映FPZ與最近邊界的距離,具有明確清晰的物理意義。具體如下[17]:

(1)

其中,

(2)

(3)

對(duì)于跨高比L/h=4,

(4)

圖4 邊界效應(yīng)對(duì)名義強(qiáng)度的影響

由于混凝土材料的非連續(xù)性和非均勻性,當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí),初始裂縫尖端形成FPZ,見(jiàn)圖5。裂縫的擴(kuò)展主要是圍繞骨料進(jìn)行的,裂縫會(huì)繞過(guò)骨料或者穿過(guò)骨料[17],微裂縫在該區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生不連續(xù)擴(kuò)展,有效裂縫擴(kuò)展量必然與混凝土骨料粒徑有關(guān)。由于骨料為連續(xù)級(jí)配,最大粒徑骨料通常不占主導(dǎo)地位,且該區(qū)域內(nèi)不同粒徑的骨料是隨機(jī)分布的,因此裂縫尖端區(qū)域內(nèi)骨料并非全是粒徑最大的骨料,相較于最大骨料粒徑dmax,引入平均骨料粒徑davg更為合理[31-32]。臨界有效裂縫擴(kuò)展長(zhǎng)度Δac為davg乘以一個(gè)離散系數(shù)β[28]。需要指出的是,davg的引入考慮了FPZ大小及其與梁前后邊界的相互作用,同時(shí),可以根據(jù)h/davg的大小反映試件材料的均勻程度,物理意義明確。

圖5 裂縫尖端微裂縫

當(dāng)達(dá)到極限荷載Fmax時(shí),跨中開(kāi)裂截面應(yīng)力分布情況,見(jiàn)圖6。假定虛擬裂縫有限的擴(kuò)展長(zhǎng)度范圍內(nèi)黏聚應(yīng)力為恒定值σn,混凝土未開(kāi)裂部分的應(yīng)力呈線性變化,考慮自重W,由截面力的平衡得到:

圖6 極限荷載狀態(tài)下跨中開(kāi)裂截面應(yīng)力分布

(5)

聯(lián)立式(1)和式(5),即可得到真實(shí)無(wú)尺寸效應(yīng)拉伸強(qiáng)度f(wàn)t的閉合解:

(6)

Ae=Ag(h,a0,davg)

(7)

(8)

式中A為試件橫截面面積b×h。

ft的計(jì)算公式,即式(6)有2個(gè)明顯的優(yōu)點(diǎn):1)物理意義明確,強(qiáng)度(ft)=荷載(Fmax+1/2W)/面積(Ae);2)建立了極限荷載Fmax與等效面積Ae(h,a0,davg)之間的線性表達(dá)式,求解簡(jiǎn)單,不需要數(shù)據(jù)擬合。對(duì)于三點(diǎn)彎曲梁切口試件,Ae(h,a0,davg)由試件幾何尺寸和平均骨料粒徑?jīng)Q定,只需試驗(yàn)中測(cè)得Fmax,即可求得ft;反之,如果已知ft,亦可求得Fmax。由此可見(jiàn),BEM模型化繁為簡(jiǎn),方便實(shí)用。

由式(3)可得斷裂韌度的閉合解,見(jiàn)式(9),此即為線彈性斷裂理論控制時(shí)的斷裂參數(shù),故為無(wú)尺寸效應(yīng)的斷裂韌度:

(9)

總之,基于BEM,只需通過(guò)試驗(yàn)獲得試件的最大斷裂荷載Fmax,即可根據(jù)式(6)和式(9)求得無(wú)尺寸效應(yīng)的ft和KIC。需要指出的是,如圖5所示,基于BEM確定的ft及KIC實(shí)質(zhì)為初始裂縫尖端區(qū)域真實(shí)的局部拉伸強(qiáng)度與局部斷裂韌度[17]。

2.2 拉伸強(qiáng)度與斷裂韌度計(jì)算結(jié)果分析

davg和β是計(jì)算模型中必要的參數(shù),需要提前確定。davg約為dmax/1.5[31],即dmax為10 mm的試件取davg=7 mm,dmax為20 mm的試件取davg=14 mm。當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí),對(duì)于h/dmax不超過(guò)30的試件,β可取0.5、1.0、1.5和2.0。文獻(xiàn)[33]研究發(fā)現(xiàn),β取1.5更合理。取值的合理性將在后續(xù)進(jìn)行討論。由式(6)和式(9)計(jì)算得到SSC和OPC每個(gè)試件的ft和KIC,見(jiàn)表4。

ft和KIC隨a0變化的關(guān)系見(jiàn)圖7,圖中誤差上下限為相應(yīng)組數(shù)據(jù)的最大值及最小值。前已述及,基于BEM得到的ft是裂縫尖端區(qū)域局部拉伸強(qiáng)度,由于混凝土本身是非均質(zhì)材料,內(nèi)部存在微裂縫,試件內(nèi)部不同位置以及不同試件之間性質(zhì)必然存在差異。因此,求得的ft及KIC存在一定程度的離散性,即使相同縫長(zhǎng)的試件,由于材料自身力學(xué)特性的離散性,以及試驗(yàn)中不可避免存在的誤差,使得測(cè)得的極限荷載也會(huì)存在差異,從而求得的ft及KIC也不相同。但局部拉伸強(qiáng)度隨a0隨機(jī)變化,沿某一定值上下浮動(dòng)。該定值應(yīng)為與初始裂縫長(zhǎng)度無(wú)關(guān)的材料屬性,對(duì)于同種混凝土,不同試件得到的ft與KIC應(yīng)符合正態(tài)分布。

為此,采用Anderson-Darling(AD)假設(shè)檢驗(yàn)來(lái)判斷同種混凝土、不同試件得到的ft和KIC是否服從正態(tài)分布。對(duì)于顯著水平α0=0.05,AD對(duì)應(yīng)的閾值A(chǔ)AD0為0.787。因此,如果概率值P>α0=0.05且AAD

表5 AD假設(shè)檢驗(yàn)結(jié)果

因此,可用式(10)、(11),對(duì)求得的斷裂參數(shù)進(jìn)行正態(tài)分析,可以確定ft及KIC均值和具有不小于95%保證率的誤差范圍,見(jiàn)表6。

表6 斷裂參數(shù)計(jì)算結(jié)果均值及95%保證率的上下限

(10)

(11)

式中n為同種混凝土的試件數(shù),i=1-n。

由上述結(jié)果可以看出,最大骨料粒徑相同條件下,海水海砂混凝土的ft和KIC均高于普通混凝土。隨著dmax的增加,2種混凝土的ft均有所降低,且OPC降低得更多。主要原因如下:1)海水含有各種鹽類(lèi)物質(zhì),所以SSC的實(shí)際水灰比更小;2)本文所用海砂的堆積密度略高于河砂,且海水密度高于淡水。因此,相同體積條件下,SSC中漿體的質(zhì)量高于OPC中漿體的質(zhì)量,密實(shí)性更強(qiáng),使得強(qiáng)度更高,從而提高了漿體與骨料之間的黏結(jié)性能,且SSC中骨料斷裂的比例更大,見(jiàn)圖3。而隨著骨料粒徑的增大,出現(xiàn)更多骨料被拔出,徑向抗拔力降低,使得SSC和OPC的ft均降低。

KIC主要與拉伸強(qiáng)度和變形能力有關(guān)?；炷恋臄嗔烟匦耘c漿體和骨料的自身強(qiáng)度及兩者之間的相互作用等因素相關(guān)。當(dāng)骨料與漿體之間的黏結(jié)強(qiáng)度增加時(shí),骨料發(fā)生斷裂的比例增加,因此SSC的ft比OPC的大,表現(xiàn)出相同最大骨料粒徑條件下的SSC的KIC高于OPC。隨著骨料粒徑增大,骨料從漿體中拔出的比例增加,即主要破壞形式為漿體與骨料界面破壞。因此,雖然SSC和OPC的ft均出現(xiàn)小幅度降低,但由于其變形能力提高,導(dǎo)致KIC隨著骨料粒徑的增大而增大。

2.3 極限承載力預(yù)測(cè)

將正態(tài)分布分析求得的ft的均值和上下限結(jié)合式(6),可以得到任意初始縫長(zhǎng)、任意尺寸條件下海水海砂混凝土三點(diǎn)彎曲梁的極限承載力表達(dá)式:

(12)

根據(jù)式(12)可知,Ae和Fmax+1/2W為線性關(guān)系,μf及μf±2σf為斜率,可繪制如圖8所示的3條過(guò)原點(diǎn)的線。上下2條點(diǎn)線包圍的區(qū)域?yàn)椴恍∮?5%保證率的極限荷載預(yù)測(cè)范圍,可以看到,試驗(yàn)數(shù)據(jù)幾乎都落在該區(qū)域內(nèi),因此對(duì)Fmax的預(yù)測(cè)較準(zhǔn)確。此外,采用試驗(yàn)散點(diǎn)進(jìn)行線性擬合得到圖8中黃色虛線,該直線斜率與ft的均值最大誤差均小于7.3%,兩者非常接近,說(shuō)明根據(jù)正態(tài)分布得到的拉伸強(qiáng)度f(wàn)t足夠精確。因此,當(dāng)已知混凝土的無(wú)尺寸效應(yīng)的拉伸強(qiáng)度f(wàn)t,只需根據(jù)試件的等效面積Ae,即可預(yù)測(cè)試件極限承載力,對(duì)實(shí)際工程設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)性意義。

圖8 荷載-等效面積關(guān)系曲線

2.4 試件斷裂準(zhǔn)則分析

為了分析本試驗(yàn)試件的斷裂形式,根據(jù)式(1),可得到名義強(qiáng)度σn隨等效裂縫長(zhǎng)度ae的變化曲線,見(jiàn)圖9。其中,虛線為利用具有保證率95%的上下限ft±2σf繪制的曲線,中間實(shí)線為利用ft的均值繪制的曲線。

2.5 davg與β對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響分析

上述計(jì)算模型中用到davg是根據(jù)dmax得到的估計(jì)值,即davg約等于dmax/1.5。然而混凝土在實(shí)際配制的過(guò)程中,因澆筑質(zhì)量、骨料級(jí)配不確定性等因素,很難準(zhǔn)確估計(jì)每一根混凝土試件平均骨料粒徑的精確值,因此需要對(duì)davg的選取做敏感性分析。最大骨料粒徑為10 mm的混凝土另選取davg=6 mm和davg=8 mm,最大骨料粒徑為20 mm的混凝土另選取davg=13 mm和davg=15 mm計(jì)算其斷裂參數(shù)。由表7可知,隨著計(jì)算選取的davg增大,ft減小,KIC增大。這是由于隨著davg的增大,混凝土密實(shí)程度降低,從而計(jì)算得到的ft呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。而隨著davg的增大,裂縫擴(kuò)展受到的阻礙增大,因而需要消耗的能量增加,呈現(xiàn)出計(jì)算得到的KIC增大。最大骨料粒徑為10 mm的試件,davg選取6和8 mm時(shí),計(jì)算得到的ft相對(duì)于davg=7 mm時(shí)的相對(duì)誤差均<7%,KIC的相對(duì)誤差均<2%。最大骨料粒徑為20 mm的試件,davg選取13和15 mm時(shí),計(jì)算得到的ft相對(duì)于davg=14 mm時(shí)的相對(duì)誤差均<3%,KIC的相對(duì)誤差均<1%。因此,davg的取值是合理的。

表7 davg對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

此外,為了研究β取值對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響,另外選取β=1.0及β=2.0。由表8可知,隨著β增大,ft及KIC均減小。這是因?yàn)榕R界裂縫擴(kuò)展量與β成正比,隨著β增大,達(dá)到臨界荷載時(shí),臨界裂縫長(zhǎng)度增加,即裂縫更容易擴(kuò)展。β取值為1.0和2.0時(shí),相對(duì)于β=1.5的計(jì)算結(jié)果,ft及KIC的相對(duì)誤差分別約為11%和9%。因此,β取1.5滿(mǎn)足精度要求。

表8 β對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響

3 結(jié) 論

海洋環(huán)境下,對(duì)海水海砂混凝土斷裂性能分析極其重要,而傳統(tǒng)的線彈性斷裂理論和強(qiáng)度理論由于未考慮混凝土材料的不均勻性和不連續(xù)性,采用中小尺寸試件求得的斷裂參數(shù)存在尺寸效應(yīng)。本文采用的非線性斷裂力學(xué)的邊界效應(yīng)理論,可以求得SSC真實(shí)無(wú)尺寸效應(yīng)的拉伸強(qiáng)度和斷裂韌度,有效解決了上述瓶頸問(wèn)題。主要結(jié)論如下:

1)基于邊界效應(yīng)模型的非線性斷裂理論,考慮了混凝土材料的不均勻性和不連續(xù)性,利用中小尺寸的SSC與OPC三點(diǎn)彎曲梁試件,求得的ft及KIC是與初始縫高比無(wú)關(guān)的材料屬性。

2)與OPC相同,SSC的裂縫擴(kuò)展包括裂縫起裂、穩(wěn)定擴(kuò)展和失穩(wěn)擴(kuò)展。相同最大骨料粒徑條件下,由于氯離子加速水泥水化,因此SSC斷面中,骨料拉斷的比例要高于OPC,SSC的無(wú)尺寸效應(yīng)拉伸強(qiáng)度f(wàn)t和斷裂韌度KIC高于OPC。

3)隨著骨料粒徑的增大,周?chē)皾{對(duì)骨料的包裹作用減弱,表現(xiàn)為SSC和OPC的斷面中的骨料斷裂比例均降低,斷裂韌度KIC均增加,但ft降低。

4)Anderson-Darling(AD)檢驗(yàn)表明,基于BEM求得的同種混凝土、不同試件的ft和KIC符合正態(tài)分布,基于正態(tài)分布分析求得的兩斷裂參數(shù)的平均值和具有95%保證率的上、下限是可靠的。而且,參數(shù)分析表明,davg和β的變化對(duì)計(jì)算得到的ft和KIC的影響不明顯。

本文主要進(jìn)行了SSC在普通環(huán)境下的斷裂性能研究,并確定了普通環(huán)境下SSC無(wú)尺寸效應(yīng)的拉伸強(qiáng)度和斷裂韌度。有待進(jìn)一步開(kāi)展SSC在高溫、極地低溫等特殊環(huán)境下的斷裂性能研究,明確上述環(huán)境對(duì)無(wú)尺寸效應(yīng)拉伸強(qiáng)度和斷裂韌度的影響規(guī)律和機(jī)理。