海洋環(huán)境下濕態(tài)混凝土力學(xué)性能時變規(guī)律研究

韓 陽，劉紅彪，劉現(xiàn)鵬

(交通運(yùn)輸部天津水運(yùn)工程科學(xué)研究所 港口水工建筑技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室 水工構(gòu)造物檢測、診斷與加固技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300456)

在交通工程建設(shè)中，混凝土結(jié)構(gòu)起到了重要作用。港珠澳大橋、洋山港等超級工程的建成標(biāo)志著我國交通工程已處于世界領(lǐng)先的地位。但混凝土結(jié)構(gòu)在海洋環(huán)境下仍面臨各種設(shè)計(jì)、施工和檢測難題。尤其針對水下區(qū)和水位變動區(qū)不同飽和狀態(tài)的濕態(tài)混凝土耐久性損傷檢測和修復(fù)更為復(fù)雜。因此，準(zhǔn)確了解海洋環(huán)境下的濕態(tài)混凝土力學(xué)性能參數(shù)隨飽和度的時變規(guī)律對港口工程混凝土設(shè)計(jì)和維護(hù)具有重要意義。

目前，飽和混凝土的力學(xué)性能研究已取得較多成果，其宏觀力學(xué)特性和損傷也取得了許多研究成果。陳謙[1]對飽和水工混凝土損傷及破壞進(jìn)行了多項(xiàng)實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明飽和混凝土試件的抗壓強(qiáng)度隨著浸泡時間的延長而逐漸降低。徐童淋[2]等對柱體飽和混凝土試件在不同機(jī)械荷載循環(huán)作用后進(jìn)行了動靜態(tài)單軸壓縮試驗(yàn)，對飽和混凝土的峰值應(yīng)力和彈性模量變化趨勢進(jìn)行了總結(jié)。張永亮[3]等通過分離式霍普金森壓桿試驗(yàn)和準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)，研究了不同飽和度混凝土強(qiáng)度與應(yīng)變率的關(guān)系。梁輝[4]等通過飽和混凝土劈拉試驗(yàn)對其劈拉強(qiáng)度變化規(guī)律進(jìn)行了研究。

非飽和的混凝土力學(xué)行為研究在近些年發(fā)展較快。Bourgeois[5]等研究了不同含水率對混凝土力學(xué)性能的影響并提出了混凝土有效力學(xué)性能的彈塑性模型； Chatterji[6]從理論角度對混凝土在水中的飽和狀態(tài)進(jìn)行了深入研究。Wang[7]等基于水的黏性對非飽和混凝土的有效彈性模量和泊松比進(jìn)行了預(yù)測。魏新江[8]等研究了非飽和開裂混凝土中水分運(yùn)移，得到了混凝土初始飽和度、裂縫寬度與滲水深度的關(guān)系。劉紅彪[9]總結(jié)了非飽和混凝土宏觀力學(xué)特性在力理論分析及數(shù)值計(jì)算方面存在的問題及未來的發(fā)展趨勢。處于非飽和狀態(tài)的濕態(tài)混凝土的宏觀力學(xué)特性及其在混凝土飽和過程中的時變規(guī)律研究成果有限，因此本研究開展了對非飽和狀態(tài)的濕態(tài)混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度、彈性模量和泊松比在不同浸泡時間下的時變規(guī)律開展試驗(yàn)研究，研究成果為水運(yùn)工程混凝土設(shè)計(jì)和耐久性維護(hù)提供科學(xué)參考。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與實(shí)施

海洋環(huán)境下的混凝土構(gòu)件飽和狀態(tài)隨時間變化而變化。初期為非飽和狀態(tài)，其力學(xué)性能受周圍環(huán)境影響較大。海洋環(huán)境下的混凝土設(shè)計(jì)對其飽和度分布也有較多影響。因此，結(jié)合實(shí)際工況，本文采用強(qiáng)度等級為C30、C40、C50和C60的混凝土立方體試塊，在初始狀態(tài)(未浸泡)、7 d、14 d、21 d和28 d浸泡后，開展混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)。通過分析試驗(yàn)結(jié)果，研究濕態(tài)混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度、彈性模量和泊松比在不同浸泡時間下的變化規(guī)律，為水運(yùn)工程混凝土設(shè)計(jì)提供科學(xué)依據(jù)與參考。

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本研究選用港工結(jié)構(gòu)中常用的C30、C40、C50、C60四個強(qiáng)度等級的混凝土作為研究對象，其配合比見表1，試塊尺寸設(shè)計(jì)見表2。為了更好的模擬海洋環(huán)境下的濕態(tài)混凝土，本研究將設(shè)計(jì)好的混凝土試塊放入充滿海水的浸泡池。將每種強(qiáng)度的混凝土試塊分別浸泡7 d、14 d、21 d和28 d后開展力學(xué)性能試驗(yàn)。將試驗(yàn)數(shù)據(jù)與干燥混凝土(未浸泡)的力學(xué)性能進(jìn)行對比，分析濕態(tài)混凝土在不同浸泡時間下力學(xué)性能參數(shù)的時變規(guī)律。

表1 混凝土配合比設(shè)計(jì)(質(zhì)量比)Tab.1 Mix proportion design of the concrete (mass ratio)

表2 混凝土試塊尺寸設(shè)計(jì)Tab.2 Design size of the concrete test block

1.2 試驗(yàn)方法

軸心抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)加載時采用0.5 MPa/s的加載速度進(jìn)行試驗(yàn)。混凝土的彈性模量多通過試塊軸心抗壓試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，采用其極限抗壓強(qiáng)度0.4倍處的割線模量作為材料的彈性模量。而《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T50081-2002)中提供了相應(yīng)試驗(yàn)方法，且在實(shí)際工程中應(yīng)用較多。但此試驗(yàn)方法的試驗(yàn)耗時較長，對相應(yīng)位移傳感器的安裝方法要求較高，且難以測試混凝土的泊松比。由此，采用兩種試驗(yàn)方法，對相應(yīng)混凝土試塊進(jìn)行了彈性模量測試，通過對比檢驗(yàn)兩種方法的差別，由此給出相關(guān)結(jié)論。

首先，選取C30、C40兩種強(qiáng)度等級的混凝土試塊進(jìn)行彈性模量及泊松比測試，測試方法采用混凝土試塊表面粘貼應(yīng)變片的方式獲取試塊的應(yīng)力應(yīng)變曲線，測試分別采用上述兩種方法進(jìn)行，兩種方法的主要區(qū)別在于一種是以0.5 MPa/s的加載速度直接將試塊壓碎，如圖1所示；另一種是0.5 MPa/s的加載速度以多次往復(fù)的方式加載，如圖2所示。根據(jù)上述兩種方法，分別對初始狀態(tài)(未浸泡)下的C30、C40混凝土進(jìn)行了彈性模量和泊松比測試試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果分別見表3 和表4。

圖1 C40混凝土軸心抗壓強(qiáng)度的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(一次性壓壞)Fig.1 Stress-strain curve of axial compressive strength of C40 concrete(One time loading)

圖2 C40混凝土軸心抗壓強(qiáng)度的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(往復(fù)加載)Fig.2 Stress-strain curve of axial compressive strength of C40 concrete(Cyclic loading)

表3 C30和C40混凝土彈性模量及泊松比測試值(一次性壓壞)Tab.3 Test values of elastic modulus and Poisson′s ratio of C30 and C40 concrete(One time loading)

表4 C30和C40混凝土彈性模量及泊松比測試值(往復(fù)加載)Tab.4 Test values of elastic modulus and Poisson′s ratio of C30 and C40 concrete(Cyclic loading)

由上表可知，采用一次性壓壞的方式進(jìn)行混凝土彈性模量及泊松比的測試，測試結(jié)果與《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010-2010)提供的混凝土彈性模量值更接近，而采用往復(fù)加載的模式測試，彈性模量的測試結(jié)果偏大，因此，本文測試混凝土彈性模量及泊松比時，采用一次性加載破壞的方式進(jìn)行，彈性模量采用極限抗壓強(qiáng)度0.4倍處應(yīng)力-應(yīng)變曲線的割線模量。

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

2.1 混凝土軸心抗壓強(qiáng)度

試驗(yàn)結(jié)果見表5，每種混凝土強(qiáng)度的時變規(guī)律曲線見圖3。由圖3可知：C30混凝土在經(jīng)21 d海水浸泡后，強(qiáng)度降到最低，28 d浸泡后強(qiáng)度又有所上升，總體比未浸泡時強(qiáng)度降低了4.7 MPa，降低了13.7%；C40混凝土在經(jīng)7 d海水浸泡后，強(qiáng)度下降了1 MPa，到達(dá)14 d后強(qiáng)度又上升了0.6 MPa，隨后強(qiáng)度開始下降，最終強(qiáng)度降低了3.6 MPa，降低了9.8%；C50混凝土在14 d海水浸泡內(nèi)，強(qiáng)度呈下降趨勢，到達(dá)21 d又有所上升，隨后強(qiáng)度又呈下降趨勢，28 d后強(qiáng)度降低了2.8 MPa，降低了7.2%；C60混凝土在14 d海水浸泡內(nèi)強(qiáng)度呈下降趨勢，隨后強(qiáng)度又有所提高，28 d后強(qiáng)度比初始狀態(tài)(未浸泡)降低了3.3 MPa，降低了8.2%。

表5 不同浸泡時間下的混凝土軸心抗壓強(qiáng)度的時變規(guī)律Tab.5 Change rule of the axial compressive strength under different soaking time

圖3 不同等級混凝土軸心抗壓強(qiáng)度的時變曲線Fig.3 Curve over time of axial compressive strength of concrete by different grades

綜上所述，4種強(qiáng)度的混凝土單軸軸心抗壓強(qiáng)度在浸泡28 d內(nèi)變化趨勢較多，到達(dá)28 d時強(qiáng)度較初始狀態(tài)(未浸泡)均下降，下降比例在7%～14%之間。

為了驗(yàn)證本文研究成果，選取參考文獻(xiàn)[1]中三組C30混凝土試件在浸泡7 d、15 d和30 d三個階段后的抗壓強(qiáng)度與本文進(jìn)行對比(見表6和圖4)。通過對比分析可知，浸泡階段2的強(qiáng)度均呈下降趨勢。其中試件三下降比例最大為10.41%。浸泡階段2到浸泡階段3，本文和試件一均呈下降趨勢，而試件二和試件三呈上升趨勢。對比飽和狀態(tài)后的強(qiáng)度，試件二強(qiáng)度幾乎未發(fā)生變化；其他試件強(qiáng)度下降比例為4.11%、5.11%和6.01%，說明本文針對抗壓強(qiáng)度的試驗(yàn)結(jié)果準(zhǔn)確。

圖4 文獻(xiàn)1 C30混凝土軸心抗壓強(qiáng)度的時變曲線Fig.4 Curve over time of axial compressive strength of concrete by C30 in Ref.1

表6 參考文獻(xiàn)[1]不同浸泡時間下的C30混凝土軸心抗壓強(qiáng)度的時變規(guī)律Tab.6 Change rule of the axial compressive strength of C30 concrete under different soaking time in Ref.1

2.2 混凝土彈性模量與泊松比

為了分析不同強(qiáng)度等級的混凝土在不同浸泡時間內(nèi)的強(qiáng)度時變規(guī)律，將C30、C40、C50、C60四個強(qiáng)度等級的混凝土在浸泡時間分別為初始狀態(tài)(未浸泡)、7 d、14 d、21 d、28 d的彈性模量及泊松比測試值進(jìn)行曲線繪制，每種混凝土的彈性模量及泊松比試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表7，時變規(guī)律曲線見圖5和圖6。

表7 不同浸泡時間下的混凝土彈性模量及泊松比測試值Tab.7 Change rule of elastic modulus and Poisson′s ratio under different soaking time

(1)彈性模量。

C30混凝土彈性模量在28 d的海水浸泡時間內(nèi)一直呈上升趨勢，28 d彈性模量強(qiáng)度升高了2 100 MPa，升高比例為7.0%；C40混凝土彈性模量在7 d內(nèi)呈下降趨勢，隨后彈性模量升高，最終在28 d時較初始狀態(tài)(未浸泡)升高了2 100 MPa，升高比例為7.0%；C50混凝土彈性模量在14 d內(nèi)呈上升趨勢，到達(dá)21 d又有所下降，隨后又開始升高，到達(dá)28 d時較初始狀態(tài)(未浸泡)升高了2 400 MPa，升高比例為6.6%；C60混凝土彈性模量到達(dá)7 d時未發(fā)生變化，隨后一直呈上升趨勢，到達(dá)28 d時較初始狀態(tài)(未浸泡)彈性模量升高了1 800 MPa，上升比例為4.8%。

(2)泊松比。

C30混凝土泊松比在7 d內(nèi)呈上升趨勢，7～14 d又轉(zhuǎn)為下降趨勢，14～21 d呈上升趨勢，21～28 d進(jìn)入平穩(wěn)狀態(tài)。最終泊松比較初始狀態(tài)(未浸泡)時升高了0.03，升高比例為15.8%；C40混凝土泊松比在7 d內(nèi)未發(fā)生變化，7～14 d呈上升趨勢，14～21 d又有所下降，21～28 d又呈上升趨勢，最終泊松比較初始狀態(tài)(未浸泡)時升高了0.03，提升比例為16.7%；C50混凝土泊松比變化趨勢與C30基本一致，均為先上升，又下降，隨后又上升，不同的是在到達(dá)21 d后，其泊松比未發(fā)生變化，最終泊松比較初始狀態(tài)(未浸泡)時升高了0.04，提升比例為23.5%；C50混凝土泊松比在21 d內(nèi)基本保持上升趨勢，21～28 d呈下降趨勢，最終泊松比較初始狀態(tài)(未浸泡)時升高了0.02，提升比例為10.5%。

綜上所述，通過對C30、C40、C50、C60混凝土的海水浸泡試驗(yàn)可知，隨著浸泡時間的增長，混凝土的彈性模量和泊松比逐漸升高；根據(jù)浸泡28 d后的試驗(yàn)可知，混凝土單軸彈性模量升高比例均在5%～7%之間，泊松比升高比例在10.5%～23.5%。

3 結(jié)論

本研究通過對不同浸泡時間下C30、C40、C50、C60四種等級混凝土開展力學(xué)性能試驗(yàn)，得到了其軸心抗壓強(qiáng)度、彈性模量和泊松比隨飽和狀態(tài)的時變規(guī)律。4種強(qiáng)度的混凝土單軸軸心抗壓強(qiáng)度在浸泡28 d內(nèi)變化趨勢較多，到達(dá)28 d時強(qiáng)度較初始狀態(tài)(未浸泡)降低比例在7%～14%。根據(jù)現(xiàn)行《港口水工建筑物修補(bǔ)加固技術(shù)規(guī)范》(JTS311-2011)規(guī)定，對修補(bǔ)用的混凝土要采用相對原構(gòu)件混凝土強(qiáng)度提高一級的材料，那么對于水下區(qū)或水位變動區(qū)的混凝土則需要考慮飽和狀態(tài)下混凝土強(qiáng)度降低因素，防止修復(fù)加固失效或性能不足。4種強(qiáng)度混凝土的彈性模量和泊松比浸泡28 d內(nèi)變化趨勢較多，到達(dá)28 d時強(qiáng)度較初始狀態(tài)(未浸泡)均上升；4種強(qiáng)度混凝土單軸彈性模量升高比例在5%～7%，泊松比升高比例在10.5%～23.5%。同時，根據(jù)試驗(yàn)可知，采用往復(fù)加載方式測試得到的混凝土彈性模量較一次性壓壞的加載方式獲取的偏大，且采用一次性壓壞的方式進(jìn)行混凝土彈性模量及泊松比的測試，測試結(jié)果與規(guī)范提供的混凝土彈性模量值更接近，因此，本文建議測試混凝土彈性模量及泊松比時，采用一次性加載破壞的方式進(jìn)行，彈性模量采用極限抗壓強(qiáng)度0.4倍處應(yīng)力-應(yīng)變曲線的割線模量。總之，飽和狀態(tài)下混凝土的力學(xué)性能時變規(guī)律研究成果對于水運(yùn)工程的混凝土設(shè)計(jì)和加固維護(hù)等都具有重要意義。