混凝土水力劈裂试验研究

杜成斌，陈小翠，陈玉泉，游茂源

（河海大学 工程力学系，江苏 南京 211106）

1 研究背景

目前，我国仍然有数量众多的在建和拟建的高混凝土坝，且高混凝土坝的坝高已达到300米量级，已经超出现行设计规范，国内外也没有先例可供借鉴。同时，坝址所在地区环境恶劣、地形陡峻、地质条件复杂、地震烈度高，如锦屏一级（坝高305 m）、小湾（坝高295 m）、白鹤滩（坝高275 m）等。此类大体积混凝土水工结构中，由于施工期间材料配比、温度和施工工艺等因素影响，不可避免地会产生（微）裂缝，而蓄水后高水压的作用极易使裂缝进一步扩展，造成材料的进一步损伤和甚至降低结构的承载能力［1］。由于坝高的增加，使坝体承受的水压力明显增大，水力劈裂的问题也更显著［2］。因此，开展考虑缝内水压作用下混凝土开裂扩展机制研究，对高混凝土坝的安全性评价有特别重要的意义。Brühwiler等［3-4］进行了静力作用下混凝土试件的水力劈裂试验，对混凝土试件在裂缝内水压力和荷载共同作用下的响应进行了研究，根据试验数据给出了混凝土裂缝内水压力的分布规律，在裂纹扩展区裂缝的张开宽度超过临界张开宽度（全水头处对应的裂缝张开宽度）时，水压力分布为全水头；小于临界宽度时，水压力分布呈非线性下降。徐世烺［5］等和王建敏［6］对大体积混凝土梁试件进行了一系列楔入式紧凑拉伸试验，分别比较了无水试验、橡胶密封试验和橡胶钢板同时密封试验混凝土的材料特性参数，将密封钢板与混凝土试件作为一个整体进行混凝土开裂研究及缝面水压力分布计算，最后结果对密封钢板的约束作用进行折减。Ohlsson等［7］比较了不同水压力分布（均布、双线性分布、与裂缝张开宽度相关的分布形式）对混凝土断裂过程的影响，研究表明全水头的假定是十分保守的，夸大了裂缝处水压力的作用效应。Bolzon等［8］在评价水工建筑物有压断裂下的承载能力研究中，假设裂缝处水压力是缝张开位移的函数，呈分段线性分布和指数型分布。Javanmardi等［9］认为，地震时缝内水处于不饱和状态，其大小依赖于裂缝的开合规律以及上游面裂缝处水头大小。Segura等［10］将裂缝内的水压力简化为一常量来模拟水力劈裂效应。方修君等［11］首次利用扩展有限元法对裂隙水压力作用下混凝土试件的开裂过程进行了数值模拟，并与相关试验结果进行了比较分析，二者相似程度较高。

本文采用改进的混凝土楔形劈拉试验密封装置，进行一系列有（无）水及不同加载速度下的水力劈拉试验。该密封装置通过特制的夹具将两片硅胶板的一端与试件相连，将硅胶板的另一端用螺丝互相拧紧到钢板上来实现密封的作用，以承受施加在混凝土试件预制缝上的外部水压力。依据试验得到裂缝面水压力、裂缝口张开位移等数据，进而对混凝土水力劈裂作用机理、裂缝扩展机制以及缝面水压分布状况进行研究。

2 试验准备

2.1 试件浇筑 为在研究混凝土材料的断裂机制中能有效实现水压力的平稳施加，本文采用适用于楔入劈拉试验加载的预制缝试件，试件尺寸为200 mm×200 mm×200 mm，顶部预制缝为2 mm×80 mm×200 mm。试件内部预留5个平行的直径为2 mm的贯穿洞，贯穿洞两端为直径为6 mm、长30 mm的孔洞。试件右侧设置直径为10 mm的孔洞，与预制缝联通，作为注水口，试件具体设计尺寸如图1所示，水压力传感器预制缝模具如图2所示。

图1 试件设计尺寸（单位：mm）

图2 水压力传感器预制缝模具

2.2 材料性能 混凝土试件一次性浇筑完成，配合比为水泥∶水∶沙∶石子=1∶0.52∶2.17∶3.29。其中，水泥为P.O32.5硅酸盐水泥，细骨料最大粒径为12.5 mm，粗骨料最大粒径为25 mm。混凝土试件配合比如表1所示。

表1 混凝土试件的配合比 （单位：kg/m3）

2.3 加载装置

2.3.1 加载设备 加载设备使用河海大学力学实验中心的电液伺服动静试验机进行加载，采用位移控制法，加载速度为2 μm/s和200 μm/s。试验采用楔入劈拉试验加载装置，楔形传力装置如图3所示。图4为劈拉作用受力图。

图3 楔形传力装置

图4 劈拉作用受力分析

从图4的受力图可以看出，试件自重GI、支撑反力R以及竖向外力Fv纵向同轴，楔形加载装置的角度为30°（θ=15°），则水平向劈拉荷载Fh为：

图5 密封加载装置

2.3.2 密封加载装置 传统的密封加载装置一般使用环氧树脂将橡胶薄膜与试件粘结在一起，本文采用改进的密封加载装置（见图5），通过特制的夹具（图5（b））将两片硅胶板（图5（c））的内侧与试件相连，而两片硅胶板的外侧边通过螺丝与预打孔的夹板（图5（a））连接在一起，达到密封的效果。

密封加载部件安装在试件上的示意图如图6所示。

图6 试验加载

3 密封装置对混凝土断裂性能影响

为了检验该密封装置对水力劈裂试验以及混凝土试件断裂机制的影响，本文分别进行了不同裂缝张开口速度下（2 μm/s（慢速加载）和200 μm/s（快速加载））的无密封装置和有密封装置的无水楔入劈拉试验，试验中每组试验采用2个试件，共8个试件。整理时每组选择一个试验过程相对完整的结果进行分析。根据预置的BHR-4型荷载传感器和YHD-50型位移计可测得施加的机械荷载以及裂缝开口位移，进行了不同加载情况下的荷载位移曲线以及相应的断裂特性的比较。

图7 荷载-裂缝口张开位移曲线

3.1 荷载裂缝口张开位移曲线 图7为裂缝口张开速度为2 μm/s和200 μm/s时有、无密封装置的试验结果。从图7可以看出，不管是慢速加载还是快速加载及有密封装置与无密封装置情况下，纯试件加载试验的Fh-CMOD曲线线性段吻合较好。当试件进入损伤阶段后，曲线下降段有较小的差别，但试件承受的劈拉荷载峰值几乎相同。

3.2 断裂参数 为详细比较试验结果，采用徐世烺等［12］提出的双K断裂准则，通过起裂韧度和失稳断裂韧度来表征混凝土断裂性能。根据图7所示水平劈拉荷载随裂缝开口位移而变化的趋势，得出断裂过程中荷载位移曲线的斜率变化规律，从而确定试件的起裂荷载和失稳荷载。依据文献［13］的相关理论公式计算出试件的起裂韧度和失稳韧度两个材料参数，通过对比这两个参数从而确定密封装置对试件材料参数的影响程度。以无密封装置裂缝张开速度为2 μm/s的试验数据为例计算起裂韧度和失稳韧度，如图8所示，得出起裂荷载为虚线），失稳荷载Fhmax=18.341 kN（实线），从而计算出起裂韧度失稳韧度

图8 慢速加载无密封装置的荷载位移斜率曲线

表2 混凝土试件起裂韧度和失稳韧度

表2分别列出了4组试验断裂参数的计算结果。

从表2中的数据可以看出，相同加载速度下，有无密封装置试件的起裂荷载和失稳荷载比较接近，误差很小。因此，改进的密封装置对试件的断裂参数的影响较小，与一般混凝土力学性能试验结果相比，误差可以忽略不计。使用本文密封装置进行水力劈裂实验得到的结果，可以较为真实地反映混凝土试件的力学性能。

4 水力劈裂试验结果与讨论

为了研究不同加载条件对混凝土试件水力劈裂性能的影响，使用改进的密封装置，分别进行了不同水压力（0.2 MPa，0.4 MPa）和不同加载速度（2 μm/s，200 μm/s）的一系列试验。试验过程中根据预埋在裂缝扩展路径上的扩散硅压力传感器记录裂尖及缝面上的水压力值。

4.1 不同水压力下荷载裂缝张开位移（Fh-CMOD）曲线 裂缝慢速张开时无水压作用以及0.2和0.4 MPa水压作用下的劈拉荷载随裂缝张开位移的变化曲线如图9（a）所示，裂缝快速张开时无水压作用以及0.2和0.4 MPa水压作用下的劈拉荷载随张开位移曲线如图9（b）所示。从图9（a）和图9（b）均可以看出，从无水状态到水压力的逐渐增大，混凝土试件的失稳荷载也随之降低，慢速加载情况下的0.4 MPa水压下的失稳荷载只有无水状态下的一半。此外，当裂缝的张开位移相同时，水压力越大，所需施加的破坏荷载越小。因此，内部水压力对混凝土裂缝开裂的作用不能忽略。比较图9（a）和图9（b），内部水压力作用在快速张开试验中的影响比慢速试验的影响小，而且相同水压力下裂缝快速张开试验中的失稳荷载比慢速加载的大，说明快速加载情况下，混凝土的断裂韧度反而有所提高。

图9 不同水压力作用下的荷载-裂缝张开位移曲线

4.2 缝面水压力分布 根据预埋在试件中的扩散硅压力传感器记录的水压力数据，得出不同加载情况下裂缝开裂路径上的缝面內水压力。水压力测点共有5个，其到预制缝尖端的距离分别为10、30、50、70和90 mm，试验中传感器5（如图1（a）所示）的读数不稳定，因此取前4个传感器数据进行分析，不同测点的水压力传感器读数随时间的分布曲线如图10所示。

图10 水压为0.2MPa时不同测点的水压力随时间变化曲线

假设裂缝形状为三角形，如图11所示，则有效裂缝长度Leff（全水头处到水压为零的水前端位置距离）和裂缝张开位移CODw0（全水头处对应的裂纹张开位移）呈线性关系，考虑缝面水压力分布为外水压力和裂缝开裂长度有关的函数。

根据试验测到的缝面水压，基于Bruhwiler等［3-4］研究结果，本文假设缝面水压力在裂缝尖端呈抛物线分布，对外水压力为0.2 MPa、不同加载速度下缝面上的水压力分布情况进行拟合，如图12所示。

慢张开试验时，Leff=54.20 mm，试验初期，水没有完全进入裂缝中，水压力呈线性分布；随后，缝内水持续流入裂缝，水压力分布为：

图11 缝面水压力作用示意

式中：σw0指全水头水压力，为0.2 MPa；σ为试件缝內水压力；x为到水前端的位置；a0、b0为系数，a0=-8.3×10-4，b0=0.057 60（t=150 s）。

当混凝土开裂长度大于有效裂缝长度Leff时：

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

快速加载情况下，Leff=51.46 mm，水压力分布情况与慢速加载情况类似，试验初期，水压力呈线性分布，随后，水压力分布为：

当t=2.5 s时，a2=-4.9×10-4，b2=0.445 00；t≥3 s后，a2=-2.1×10-4，b2=0.030 00。

图12 水压力为0.2MPa时缝面水压实测值与拟合曲线

从图12可以看出，不同时刻的水压力沿扩展路径的分布曲线是一个分段函数，线性段为常数，非线性段呈抛物线变化。以达到同样的CMOD为标准，取t慢=250 s和t快=2.5 s，慢速加载试验的水压力荷载几乎是快速加载情况下的2～3倍，因此，慢速加载试验中水压力的影响比快速加载时水压力的影响大很多（裂缝张开时）。慢速加载时，缝内水有足够时间充满裂缝内，产生水压力，而快速加载试验中，水的运动有明显滞后性。

4.3 断裂模式 图13分别给出无水试验及水力劈裂试验下的试件裂缝扩展形态。从裂缝的断裂形态可以看出，慢速加载情况下裂缝主要沿骨料周边扩展，不会穿过强度较高的骨料，而快速加载时由于破坏时间较短，应力来不及释放，裂缝会穿过骨料扩展［14］。通过对比有、无水试验的断裂模式可以发现，水力劈裂试件的扩展裂缝比较平直，而无水压的劈裂试件，扩展裂缝有较多的曲折，裂缝内的水力劈裂作用，加剧了混凝土的损伤，从而导致混凝土构件承受的最大荷载明显减小。

图13 劈裂试件的裂缝扩展形态

5 结论

本文采用作者研制的新型密封装置进行了有（无）水及不同加载状态（水压、裂缝口张开速率）下混凝土试件的楔入劈拉试验，研究得到如下结论：（1）根据无水状态下有无密封装置试验的混凝土断裂参数比较，验证了该密封装置对试件的断裂性能影响较小。（2）基于不同水压和不同裂缝口张开速度的试验得出，水压对混凝土楔入劈拉试验的破坏荷载有较大影响，随着水压的增大，试件失稳荷载的极限值明显降低；快速加载下，失稳荷载比慢速加载时要有所增大。（3）当水流稳定进入裂缝时，缝内水压沿扩展路径的分布曲线是一个分段函数，在有效裂缝长度范围内为线性段（全水头），水头前端呈抛物线分布。当慢速与快速加载作用达到相同的裂缝张开宽度时，裂缝口慢速张开情况下水有足够的时间流入裂缝内，水压力的影响范围比快速张开情况大，且缝面水压力是快速张开情况下的2～3倍。（4）裂缝的断裂形态表明，慢速加载情况下裂缝主要沿骨料周边扩展，快加载时裂缝会穿过骨料扩展。通过对比有无水试验的断裂模式可发现，裂缝内的水产生水力劈裂作用，加剧了混凝土的损伤。

参 考 文 献：

［1］ 潘家铮.断裂力学在水工结构设计中的应用［J］.水利学报，1980（1）：45-59.

［2］ 贾金生，李新宇，郑璀莹.特高重力坝考虑高压水劈裂影响的初步研究［J］.水利学报，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.水压作用下大坝混凝土裂缝扩展与双K断裂参数［J］.土木工程学报，2009，42（2）：119-125.

［6］ 王建敏.静水压力环境下混凝土裂缝扩展与双K断裂参数试验研究［D］.大连：大连理工大学，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.裂隙水流与混凝土开裂相互作用的耦合模型［J］.水利学报，2007，38（12）：1466-1474．

［12］ 徐世烺，赵国藩.混凝土结构裂缝扩展的双K断裂准则［J］.土木工程学报，1992，25（2）：32-38.

［13］ DLT5332-2005，水工混凝土断裂试验规程［S］.

［14］ 党发宁，雷光宇，丁卫华，等.混凝土静动力破坏过程的CT细观试验研究［J］.水力发电学报，2015，34（1）：189-196.