低溫/常溫養護下混凝土的本構模型和抗爆試驗

寧建國, 楊帥, 李玉輝, 許香照

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室, 北京 100081)

0 引言

隨著國家西部大開發戰略的逐步實施,在我國西北和東北等地區,處于高海拔、高寒等低溫環境下開展的工程建筑項目逐漸增多。受施工環境的限制,部分混凝土構件需要在低溫環境下澆筑成型,而在低溫環境下澆筑成型的混凝土構件常常會面臨混凝土內部微裂紋和微缺陷較多[1],構件的耐久性和抗裂性不足[2],構件結構強度低于預期等安全隱患[3]。此類建筑結構在面臨爆炸沖擊作用時的抗爆能力值得關注。研究低溫養護下混凝土的力學性能并建立可以有效預測低溫養護下混凝土抗爆能力的理論模型,對軍事結構的安全保障和民用工程建筑的質量評估等方面都具有重要意義。

環境溫度對混凝土構件力學性能的影響極為顯著,文獻[4-7]展示了低溫、高溫、高低溫循環和負溫等狀態下混凝土構件的力學特征,通過研究結論可知,低溫環境下混凝土材料的力學性能發生顯著退化,通過試驗測試可知低溫環境下混凝土材料的抗壓性能出現階段性下降,在外部沖擊加載下混凝土材料易發生彎曲和變形現象。為進一步探究低溫環境對混凝土材料力學性能的影響,文獻[8]開展了低溫環境下混凝土的靜態壓縮試驗,研究發現隨著試驗環境溫度的下降,混凝土發生破壞的時間變短,試件的抗壓強度在逐漸減小。文獻[9]對低溫環境下相同含水率的混凝土試件進行了抗壓強度測試,發現低溫環境下混凝土的抗壓強度會顯著增加,相同的結論在文獻[10]中針對超低溫環境下混凝土力學特性的試驗研究中也有所體現。這與文獻[8]獲取的試驗數據有所差異。為了探索上述研究中低溫環境下混凝土材料抗壓強度變化差異的原因,文獻[11]對比了-160～10 ℃范圍內混凝土的抗壓強度增量,并將混凝土在低溫環境下的抗壓強度分為損傷階段、快速增長階段和平穩波動階段。導致上述低溫環境下混凝土材料力學性能變化差異的原因是:隨著環境溫度的降低,在混凝土大孔隙中由于水結冰膨脹而產生的擠壓作用會導致混凝土孔壁損傷和內部裂紋擴展,使低溫環境下混凝土的抗壓強度出現階段性降低。但隨著環境溫度的持續下降,混凝土小孔隙中的水逐漸結冰,使得混凝土有效承壓面積逐漸增大,內部傳遞應力的效果明顯增強,故混凝土的抗壓強度得到了大幅提升。上述研究集中于探索低溫環境下混凝土的力學性能差異,但是未關注到混凝土強度等級對低溫環境下試件力學性能產生的影響。文獻[12]對不同強度等級的混凝土試件分別開展了凍融循環作用下的抗壓強度測試試驗,研究發現當混凝土的強度等級高于C50時,在低溫環境下其抗壓強度的提升趨勢不再明顯。環境溫度的改變將會導致混凝土材料出現凍融循環現象,超低溫環境下的凍融循環作用對混凝土抗壓能力的影響更為顯著[12]。此外,文獻[5-6]揭示了凍融循環作用后混凝土的內部損傷演化規律,建立了彈性模量與凍融循環周期間的數學關系,并提出了提升混凝土在高低溫循環下力學性能的具體措施。

通過對上述研究成果的梳理可以看出,當前關于低溫環境下混凝土力學性能的研究大都針對常溫養護成型后的混凝土材料,而對養護過程中環境溫度和養護時間對混凝土材料力學性能參數(抗壓強度、抗拉強度、彈性模量、泊松比等)影響的研究較少。相關的研究僅在少數試驗中有所提及,如Husem等[13]開展了低溫養護環境下(-5～10 ℃)普通混凝土和高強混凝土的抗壓強度試驗,研究發現隨著養護溫度的提升,普通混凝土和高強混凝土的抗壓強度下降率都在逐漸減小。Kim等[14-15]研究了不同材料配比的混凝土經多種溫度養護后的材料力學性能,并建立了估算不同養護溫度下混凝土劈裂抗拉強度和彈性模量的預測模型,該預測模型可以對不同配比的混凝土在恒溫和變溫條件下的劈裂抗拉強度和彈性模量進行有效預測。

常溫養護成型后的混凝土構件在不同的環境溫度中被廣泛應用。但在實際場景中,混凝土結構經低溫養護成型后,置于常溫環境中使用的情況同樣具有普適性。針對該類工況下混凝土材料力學性能的研究極少,且在此類環境下開展爆炸沖擊試驗以考察該類工況下混凝土構件抗爆性能的研究幾乎接近空白。

本文基于不同養護溫度下混凝土的單軸抗壓試驗,引入與混凝土試件養護時間相關的損傷演化函數,對塑性流動因子進行了修正,建立了低溫養護成型后常溫靜置狀態下混凝土的材料本構模型,并結合混凝土的爆炸沖擊試驗對比了常溫養護和低溫養護下混凝土塊體的抗爆能力,可為低溫養護后常溫靜置狀態下的混凝土力學性能研究和抗爆能力研究提供參考。

1 低溫養護下混凝土力學性能試驗

混凝土的力學性能與許多影響因素有關,例如混凝土的施工方式、養護環境、養護齡期、水泥砂漿配比、骨料投放率、骨料強度和形狀等。為了對低溫養護下混凝土的力學性能進行研究,首先針對低溫/常溫養護下同批次的混凝土立方體試件開展單軸抗壓強度測試試驗。

1.1 單軸抗壓強度測試試驗

分別在低溫狀態和常溫狀態下澆筑混凝土立方體試件,試件幾何尺寸均為100 mm×100 mm×100 mm,如圖1所示。

圖1 試驗用混凝土試件Fig.1 Concrete specimens for testing

為降低試驗結果的離散性,試驗中的混凝土試件為同一批次制作且試件的組成材料均相同。混凝土試件的強度等級按照C30配制,其配比材料為水∶水泥∶砂子∶石子=0.38∶1∶1.11∶2.72。低溫澆筑和養護均在野外試驗靶場中進行,靶場環境溫度為-10 ℃,環境相對濕度為100%。混凝土立方體試件采用試件模型與爆炸沖擊試驗所用的混凝土塊體同時澆筑,澆筑完成后使用塑料薄膜對混凝土試件進行包覆,并開始低溫養護,養護成型時間為 28 d。 常溫澆筑和養護均在實驗室中進行,混凝土試件的材料配比、養護條件和養護成型時間均與低溫養護工況相同。為觀測經低溫養護后的混凝土試件在常溫環境下的力學性能變化情況,將在低溫環境中養護28 d成型的混凝土試件置于常溫實驗室中繼續養護不同天數,常溫試驗室的環境溫度為 20 ℃,環境相對濕度為59%。

將養護成型后的混凝土試件置于常溫實驗室中,采用砂輪機將混凝土試件表面打磨至光滑后粘貼應變片,并在混凝土試件承壓表面處涂抹白凡士林以減少摩擦影響。采用長春科興儀器光學儀器廠生產的200T萬能伺服材料試驗機分別對低溫養護和常溫養護后的混凝土試件進行抗壓強度測試,使用荷載傳感器記錄荷載數據,試驗過程采用位移控制,位移速率為0.1 mm/min。將混凝土試件處的應變片與BZ2205C靜態電阻應變儀連接,并通過電阻應變儀記錄混凝土試件的應變變化情況,相關試驗設備如圖2所示。

圖2 試驗裝置Fig.2 Test equipment

1.2 試驗結果討論與分析

1.2.1 混凝土的破壞形貌

對同批次澆筑且分別經過常溫養護和低溫養護下(-10 ℃)的混凝土試件進行單軸抗壓強度測試試驗,不同養護溫度下混凝土試件的典型破壞形貌如圖3、圖4所示。

圖3 常溫養護下混凝土破壞形貌Fig.3 Damage morphologies of concrete under normal temperature curing

圖4 低溫養護(-10 ℃)下混凝土破壞形貌Fig.4 Damage morphologies of concrete under low-temperature curing (-10 ℃)

常溫養護下混凝土試件受壓后的典型破壞特征如圖3所示,在加載過程中,混凝土試件表面開始出現微裂紋,并逐漸擴展延伸,隨著加載壓力的逐漸增大,在混凝土試件沿荷載方向上會形成豎向裂縫,該裂縫不斷變寬、加深,最終貫穿整個試件。試件上下端面處受到壓頭和平臺的約束,未見明顯破壞,端面邊角相對完整。混凝土側面出現了片狀脫落和剝離現象,并產生少量的混凝土碎屑。對卸載后的混凝土試件碎屑進行清理回收,發現殘余部分混凝土的完整性較好,整體呈現出對頂棱錐狀,剩余部分混凝土最大高度為92 mm,最大寬度為86 mm,碎片最大尺寸為44 mm×37 mm。低溫養護下混凝土試件受壓后的典型破壞特征如圖4所示,混凝土試件上表面在壓頭作用下發生徑向膨脹,試件表面處迅速出現大量的微裂紋,上下表面破壞嚴重,端面邊角呈碎裂狀,隨著加載時間的提升,大量的微裂紋快速延伸貫穿,試件中間部分發生破裂、剝離,出現大范圍的片狀破壞并脫落,混凝土產生大量的片狀混凝土碎屑,導致混凝土試件整體呈現出塌陷和粉碎現象。卸載后對混凝土試件的碎屑進行清理和回收,發現混凝土殘余部分整體為長條狀,最大高度為78 mm,最大寬度為51 mm,碎片最大尺寸為35 mm×14 mm。 對比常溫養護下的混凝土殘塊,可以發現低溫養護下混凝土殘塊和混凝土碎片的尺寸均有所減小,殘余部分混凝土的體積出現顯著下降。結合上述試驗現象可知,低溫養護成型后的混凝土試件存在一定的結構強度,但抗壓性能低于常溫養護工況。

1.2.2 混凝土的抗壓強度

混凝土立方體試件的單軸抗壓強度是體現混凝土力學性能的重要指標。對同批次澆筑并經常溫養護成型后的混凝土試件開展了單軸抗壓強度測試試驗。表1給出了常溫養護環境下強度等級為C30的混凝土試件的抗壓強度試驗數據。分別對8塊常溫養護成型后的混凝土試件進行單軸抗壓強度測試試驗,計算得到常溫養護下強度等級為C30的混凝土其標準立方體平均抗壓強度為29.40 MPa。

表1 常溫養護下混凝土的抗壓強度Table 1 Compressive strength of concrete undernormal temperature curing

將經低溫養護28 d后的混凝土試件靜置于常溫環境中繼續養護不同天數。通過單軸抗壓測試試驗得到不同工況下混凝土立方體的標準抗壓強度。試驗結果如圖5、圖6所示,首先對低溫養護672 h(28 d)后的混凝土試件進行3次單軸抗壓試驗,得到該工況下混凝土標準抗壓強度的平均值為 10.16 MPa,約為常溫養護下的34.6%。隨著在常溫環境中靜置養護天數的逐漸增加,混凝土標準抗壓強度整體呈上升趨勢,當在常溫環境中靜置養護天數達到2 376 h(99 d)時混凝土試件的抗壓強度達到峰值,其標準抗壓強度的平均值為16.70 MPa,約為常溫養護下的56.8%,混凝土試件的力學性能有明顯恢復。圖5中,Fd為低溫養護下混凝土試件的標準抗壓強度,t為混凝土試件在低溫/常溫環境中的靜置養護時間,R2為擬合優度,反映回歸線與試驗數據之間的擬合程度。圖6中,Fc為常溫養護下混凝土試件的標準抗壓強度。

圖5 標準抗壓強度與常溫養護時間關系Fig.5 Relationship between standard compressive strength and normal curing time

圖6 低溫/常溫養護下抗壓強度對比Fig.6 Comparison of compressive strengths under low-temperature/normal temperature curing

此外,隨著靜置養護時間的逐漸增加,低溫養護后混凝土標準抗壓強度的增幅逐漸減小。隨著混凝土試件在常溫環境下靜置時間的增加,試件內部水分蒸發,含水率減少,抗壓強度得到提升,但長期靜置后試件內部含水率降低且逐漸保持穩定狀態,此時含水率對抗壓強度的影響較小,因此長期靜置后混凝土試件的抗壓強度增幅減小。對多組試驗數據進行對數關系擬合,得到可以預測低溫養護成型后混凝土試件的標準抗壓強度與靜置養護時間之間的擬合關系式如下:

(1)

(2)

表2為不同靜置天數下混凝土試件的質量損失,含水率降幅和抗壓強度的試驗數據。為保證試驗測試數據的有效性,針對同一試驗工況分別開展3次測試試驗。由于實際試驗中各組試件的數量有所差異,在常溫養護57 d和99 d的試驗組中均進行了2次抗壓強度測試。

表2 不同養護天數下試件參數變化Table 2 Variation of specimen parameters under different curing days

含水率是影響混凝土抗壓強度的重要因素,低溫養護后的混凝土試件含水率較高,將低溫養護成型后的混凝土置于常溫環境中時,混凝土試件內部水分會逐漸蒸發,導致試件質量發生損失,不同靜置天數下試件質量損失值可以反映出試件內部的含水率降幅。分別對低溫養護下靜置不同天數的混凝土試件進行稱重,通過混凝土試件的質量損失計算其內部含水率變化,并得到含水率變化與抗壓強度之間的關系。

圖7為不同養護工況下混凝土試件的應力-應變曲線(圖例中低溫T28代表低溫養護28 d的數據)。與常溫養護成型后的混凝土試件相比,低溫養護成型后試件的峰值應力較低。隨著常溫靜置下養護天數的逐漸增加,混凝土試件的應力峰值逐漸增加。經低溫養護28 d后常溫養護99 d的混凝土試件的應力峰值提升最大,增幅為39.2%,其力學性能有顯著回升。但該工況下混凝土試件的應力峰值與常溫養護28 d成型后的試件相比,仍有一定差距,差值為43.2%。此外,與常溫養護下的混凝土試件相比,低溫養護條件下混凝土試件承受的應變范圍較寬。這是因為混凝土試件內部含水率變化造成的,含水率增加會導致混凝土試件的脆性下降,試件易出現變形但不容易發生脆性斷裂破壞。將低溫養護28 d后的混凝土試件進行稱重,并以此工況下的試件質量為基準,結合混凝土試件的質量損失情況,計算得到不同常溫靜置養護天數下試件的含水率降幅ω。試驗結果如圖8所示。

圖7 不同養護工況下應力-應變曲線Fig.7 Stress-strain curves under different curing conditions

圖8 標準抗壓強度與含水率降幅關系Fig.8 Relationship between standard compressive strength and water content drop

由圖8和表2可知,混凝土試件的抗壓強度與含水率呈負相關關系,隨著試件內部含水率的下降,混凝土的抗壓強度逐漸提升。由于常溫靜置養護天數的增加導致混凝土試件內部的含水率逐漸減小并趨于穩定,當靜置天數超過70 d后,抗壓強度增加趨勢減緩。對試件含水率降幅和標準抗壓強度值進行函數擬合,可以得到如下擬合關系:

Fd=-0.01ω3+0.06ω2+1.05ω+10.77

(3)

2 低溫養護下混凝土本構模型研究

混凝土是一種多組分多相的非均質復合材料,了解混凝土在不同工況下的本構模型,對研究混凝土破碎機理和計算混凝土強度參數等都具有重要意義。基于第1節養護時間與試件抗壓強度的擬合關系,引入與混凝土養護時間相關的損傷演化函數并對塑性流動因子進行修正,建立低溫養護后常溫靜置工況下的混凝土本構模型,并通過試驗數據驗證模型的準確性。

2.1 損傷演化規律

通過單軸抗壓強度測試實驗可知低溫養護下混凝土試件的標準抗壓強度低于常溫養護工況。為表征低溫養護環境導致的混凝土弱化效應,將這種弱化效應定義為損傷且認為損傷演化規律依賴于應變[16]。結合試驗結果可知混凝土在彈性階段的應力應變關系遵循胡克定律,故認為混凝土在彈性階段未發生損傷,損傷出現在塑性階段。因此將損傷D定義為

D=D(εp)

(4)

式中:εp為塑性應變。在試驗研究中,低溫養護溫度為-10 ℃、常溫養護溫度為20 ℃,低溫/常溫養護溫度均不隨時長發生改變,低溫養護后繼續常溫養護的試件其養護溫度前期為-10 ℃、28 d低溫養護成型后轉到20 ℃常溫環境中進行養護。隨著常溫靜置養護時間的增加,混凝土試件的內部含水率逐漸減小,其力學性能得到恢復,試件的脆性提升,應變范圍有所降低。此外,隨著靜置養護時間的提升,混凝土的峰值應力逐漸增大,試件標準抗壓強度與內部含水率降幅呈正相關關系。考慮到混凝土試件的養護時間對損傷的影響,引入與養護時間相關的損傷演化函數,并將損傷演化函數耦合到低溫養護下混凝土本構模型中,該模型可以更好地描述不同養護溫度下混凝土力學性能隨試件內部含水率和養護時間的變化規律。損傷演化函數的定義為

D=1-[exp (-aεp)]b

(5)

(6)

(7)

式中:a、b為模型參數,a反映出峰值應力和峰值應變的比例關系,b為常溫養護下混凝土試件抗壓強度與低溫養護下混凝土試件抗壓強度的比值;k為擬合參數,通過試驗數據計算得到,k值為2.0×10-8/Pa;σm為混凝土的峰值應力;εm為峰值應力所對應的應變值。結合損傷演化函數計算得到低溫養護28 d后混凝土試件的損傷演化規律,如圖9所示。

圖9 低溫養護28 d后混凝土的損傷演化規律Fig.9 Damage evolution law of concrete after low-temperature curing for 28 days

2.2 混凝土本構模型

定義的損傷演化函數關系耦合了時間和溫度的影響,當混凝土材料處于彈性階段時其損傷值為0,當混凝土材料進入塑性階段后,其損傷快速累積,并在提升到一定程度后上升速率逐漸變緩。該損傷演化規律的特點符合混凝土材料應力-應變曲線下降階段的下降速率特征,說明定義的損傷演化函數是合理可靠的。混凝土材料在發生塑性變形時的應變為小應變,在小應變前提下,認為彈性應變與塑性應變是解耦的,則混凝土的應變增量可以表示為

(8)

dσ=Edεe

(9)

式中:E為混凝土材料的彈性模量;εe為彈性應變。由于巖土類材料的屈服與靜水壓相關,本文采用Drucker-Prager屈服準則[17],即

(10)

(11)

(12)

(13)

式中:σm為峰值應力,σs0為初始屈服應力;h為應變硬化速率。與混凝土材料屈服相關的塑性流動法則為

(14)

式中:dλ為一致性參數;f為塑性勢函數;σij為應力張量。

根據塑性流動因子的定義式[18]:

(15)

式中:η、mp、np均為材料參數。函數〈h(x)〉的定義如下:

(16)

由于混凝土材料模型中屈服面的演化與損傷相關,對塑性流動因子做出如下修正:

np

(17)

并將式(8)代入式(14),可得

(18)

2.3 本構模型驗證

選取低溫養護672 h(28 d)后,經常溫靜置養護1 368 h(57 d)和2 040 h(85 d)的試驗組(將3組試驗分別記為試驗T28、試驗T57、試驗T85)進行低溫養護后常溫靜置下混凝土本構模型的驗證計算。

結合單軸抗壓強度測試試驗結果,得到不同養護時間下的混凝土材料參數如表3所示。通過對試驗數據進行擬合,得到本構模型中的參數如表4所示。

將以上材料和模型參數代入本文建立的低溫養護下混凝土本構模型中,可以計算得到經低溫養護并在常溫狀態下靜置不同時間后的混凝土材料應力-應變關系。為驗證本文建立的低溫養護下混凝土本構模型的有效性,引入混凝土材料中經典的 Ottosen非線性本構模型[19],通過本文本構模型和Ottosen非線性本構模型分別對典型試驗天數(28 d、57 d和85 d)下混凝土材料的應力-應變關系進行計算。圖10為典型天數下試驗數據、本文模型以及Ottosen非線性本構模型的應力-應變關系對比圖。

表3 不同養護時間下的混凝土材料參數Table 3 Parameters of concrete materials after subjecting to different lengths of curing

表4 本構模型中的參數Table 4 Parameters in the concrete constitutive model

圖10 不同養護時間下應力-應變關系對比圖Fig.10 Comparison of stress-strain relationship with different curing lengths

由圖10可見:本文模型和Ottosen非線性本構模型均對不同工況下混凝土材料的力學性能參數進行了有效計算;相較于Ottosen非線性本構模型,本文模型更加符合試驗測試數據,在彈性階段,本文模型與試驗數據吻合度較高,證明了本文對于彈性階段未發生損傷的假設;當混凝土材料進入塑性階段時,Ottosen非線性本構模型的計算結果整體偏高,這一現象在低溫養護672 h(28 d)的試驗組尤其明顯;從塑性發展后期以及塑性階段的對比結果來看,雖然由于混凝土材料特性對試驗測試結果產生的離散作用使得模型計算與試驗數據存在著一定的誤差,但本文模型計算得到的本構關系曲線與試驗測試結果的一致性較好,整體預測效果優于Ottosen非線性本構模型,表明本文建立的混凝土本構模型可以較好地反映低溫養護后常溫靜置工況下混凝土材料的應力-應變關系,通過該本構模型可以對爆炸載荷作用下低溫/常溫養護后混凝土材料的力學性能進行有效預測;隨著養護天數的增加,混凝土材料的峰值應力逐漸增大,而峰值應力處所對應的混凝土材料應變值在逐漸減小,且當混凝土發生損傷破壞前的應變值范圍也在逐漸縮小,這些現象表明經過低溫養護后的混凝土材料,隨著其在常溫狀態下靜置天數的逐漸增加,混凝土材料的力學性能有所恢復,混凝土材料的脆性特點更加明顯。雖然經過低溫養護后混凝土材料的抗壓強度低于常溫養護工況,但仍具備逐漸恢復能力,說明低溫養護環境對混凝土材料力學性能的影響是可逆的、有限的。

3 低溫養護下混凝土爆炸沖擊試驗

混凝土是一種典型的具有各向異性的脆性材料,在強沖擊載荷作用下會體現出明顯的應變率效應。為了進一步驗證低溫養護下混凝土本構模型的可靠性,開展爆炸沖擊混凝土塊體試驗,并對試驗結果進行對比分析。

3.1 試驗布置

試驗選用片狀B炸藥進行爆炸加載,片狀炸藥的幾何尺寸為31.0 cm×31.0 cm×3.2 cm,單片炸藥的質量為5 kg,炸藥密度為1.64×103kg/m3,通過片狀炸藥疊加的方式實現炸藥質量的控制,試驗中片狀炸藥的質量均為10 kg。為方便裝藥并確保試驗過程安全,試驗中采用絕緣膠帶對片狀炸藥進行包覆并將片狀炸藥放置于尺寸為35.0 cm×35.0 cm×35.0 cm的方型紙盒箱內。通過安全網兜將炸藥懸掛于混凝土靶板側面,炸藥下方使用絕緣鋼架進行支撐,起爆方式為電雷管起爆,試驗現場布置如圖11所示。

3.2 試驗結果

混凝土構件在爆炸載荷作用下會出現不同程度的破壞現象,例如開坑、剝落、彎曲、層裂、坍塌和破碎等。為研究養護溫度對混凝土抗爆性能的影響,分別選取常溫養護和低溫養護28 d成型后的混凝土塊體開展爆炸沖擊試驗。試驗結果如圖12、圖13所示。

由圖12可以看出:該工況下混凝土塊體在 10 kg 的B炸藥作用下發生了整體性破碎。在爆炸中心區域未形成明顯爆坑,混凝土塊體破碎后產生的碎塊粒徑較大且聚集性較高,大都位于圖中的破碎區域,最大的混凝土殘留碎塊尺寸為45 cm×35 cm×29 cm;在爆炸沖擊作用下,混凝土塊體整體呈現出明顯的脆性特征,幾乎無粉末狀的混凝土碎屑出現。表明常溫養護環境下混凝土塊體的含水率很低,內部結構較為密實,展現出良好的抗爆能力。

圖11 試驗現場布置圖Fig.11 Test setup

圖12 常溫養護下混凝土塊體爆炸后效圖Fig.12 Explosive effects of concrete block under room temperature curing

圖13 低溫養護下混凝土塊體爆炸后效圖Fig.13 Explosive effects of concrete block under low-temperature curing

由圖13可知,在爆炸沖擊作用下混凝土塊體發生了粉碎性破壞,爆炸區域內有大量的混凝土碎塊飛散。在爆炸中心區域存在粉末狀的混凝土堆,且在該區域內形成了面積為88 cm×130 cm的爆坑,爆坑深度為36 cm。對爆坑附近的混凝土殘留碎塊進行回收和測量發現,混凝土碎塊粒徑普遍較小且多為細小粉末狀,殘留的最大混凝土碎塊尺寸為 39 cm×26 cm×23 cm。表明低溫養護下混凝土塊體抗爆性能低于常溫養護工況,但仍然具有明顯的抗爆作用。造成混凝土材料抗爆性能降低的原因主要是處于低溫環境下早齡期的混凝土材料內部濕度較大,其含水率較高,且部分水分受低溫環境的影響而凝結成冰,在成型過程中未完全被水泥水化消耗,導致此類環境下成型的混凝土材料內部結構疏松,密實性不足。同時,在該環境下混凝土材料內部水分的蒸發耗散也較低,隨著混凝土塊體周圍環境溫度的提升,混凝土內部的濕度將會再次增加,孔隙中的含水率逐漸增大,導致混凝土材料的黏性增加,脆性減弱,影響了混凝土材料的抗壓強度。但其抗爆性能會隨著常溫靜置養護天數的增加而有所回升。

3.3 本構模型驗證

混凝土塊體在爆炸載荷等外部能量的持續作用下,塊體體積和形狀都會發生改變,且當材料的應力/應變達到極限值后,混凝土塊體將會出現斷裂和破碎現象。物體在受到外部能量作用時通過應力和應變的形式將承受的能量貯存為材料勢能,這部分能量即為材料應變能,單位體積內儲存的變形能為材料的應變能密度。文獻[20]提出了以應變能密度作為表征脆性斷裂或疲勞失效的材料參數并應用于工程評估中。通過本文建立的低溫/常溫養護下混凝土本構模型,可以獲取不同爆炸工況下混凝土材料的應力-應變關系,結合該本構模型的材料參數,可以計算混凝土材料的應變能密度,在單向應力狀態下其應變能密度計算公式為

Vε=Vv+Vd

(19)

(20)

(21)

式中:Vε為應變能密度;Vv為體積改變能密度;Vd為形狀改變能密度;μ為泊松比。

為了更好地對比不同工況下混凝土塊體的抗爆性能,通過應變能密度計算公式分別計算低溫/常溫養護條件下混凝土試件的應變能密度。結合常溫養護下混凝土試件的試驗數據可知,該工況下試件的應變能密度為8 163.4 J/m2。基于本文建立的低溫混凝土本構模型計算得到低溫養護下混凝土試件的力學性能參數,并將其代入式(19)中計算得到低溫養護下混凝土塊體的應變能密度為5 315.9 J/m2。如圖12、圖13所示,低溫養護成型后的混凝土塊體在爆炸沖擊作用下的破壞程度較高,殘余混凝土多呈粉末狀,且殘留碎塊數量以及碎塊粒徑較常溫養護工況均有所減小。由于低溫養護下的混凝土塊體應變能密度較小,在遭受爆炸沖擊時混凝土通過體積改變和形狀改變吸收外部能量的能力較弱,導致材料的失效破壞閾值較低,當炸藥爆炸沖擊混凝土材料時,在炸藥初始能量相同的前提下,其抵抗外部沖擊載荷的能力不足,故低溫養護下的混凝土塊體的更易發生整體性的坍塌破碎。此外,對比常溫養護成型后的混凝土塊體爆炸后效可知,經低溫養護下的混凝土塊體發生爆炸破壞后,在爆炸中心區域位置形成了明顯的爆坑,表明在低溫養護后受低應變能密度的影響,混凝土塊體變形儲能能力較低,故在較多的剩余爆炸能量作用下會形成爆坑。綜上所述,結合當前混凝土本構模型和應變能密度閾值,可以對低溫養護下混凝土材料的抗爆性能進行有效預測。經低溫養護成型后的混凝土材料抗爆性能有所降低,但仍具備明顯的抗爆能力,且其抗爆性能與常溫靜置養護天數呈正相關關系,在抗爆結構設計時應適當增加混凝土結構在常溫環境中的靜置天數,逐漸恢復其抗爆性能。

4 結論

為研究低溫養護環境對混凝土構件力學性能以及抗爆能力的影響,本文開展了多組低溫養護下常溫靜置后混凝土的單軸抗壓強度測試試驗,結合試驗數據建立了低溫養護下混凝土材料的本構模型,并通過單軸抗壓強度試驗和爆炸沖擊試驗驗證了混凝土本構模型的有效性。得出主要結論如下:

1)低溫養護下混凝土材料的單軸抗壓強度約為常溫養護下的34.6%～56.8%,且混凝土材料的抗壓強度與養護時間之間呈正相關關系,與材料含水率之間呈負相關關系。

2)引入與混凝土試件養護時間相關的損傷演化函數,對塑性流動因子進行了修正,建立了低溫養護下混凝土的材料本構模型,可對低溫養護后混凝土的力學性能進行有效預測。

3)經低溫養護成型后,混凝土材料的抗爆性能有所降低,但仍具備明顯的抗爆能力,可作為抗爆構件在低溫環境下使用。