◎第2章 碾压混凝土配合比和特性

2.1 碾压混凝土原材料和配合比研究

2.1.1 原材料选择

龙滩水电站碾压混凝土大坝在保持原常态混凝土重力坝设计断面基本不变的情况下，采用全高度、全断面碾压混凝土，大仓面、全年（包括夏季高温季节）连续施工技术，要求碾压混凝土具有较高的拉、压强度及层面抗剪强度和抗渗性能，为满足碾压混凝土坝对材料性能的要求，配合比设计时必须合理选择水泥、粉煤灰、粗细骨料、外加剂和水等各种原材料。

2.1.1.1 水泥

在碾压混凝土中宜使用水化热较低、活性较高的水泥，其主要技术指标除应符合国家标准外，还需根据结构物的强度和性能以及所处部位的运行条件，按照因地制宜的原则选择水泥。经过一定范围内的材料调查、取样和试验，所调查范围内可选择的水泥的化学、物理性能相差不大，故首选在广西范围内、距工程较近的柳州水泥厂生产的52.5R普通硅酸盐水泥进行配合比试验。该品牌水泥化学成分及矿物组成见表2.1，物理性能见表2.2。

2.1.1.2 掺合料（粉煤灰）

龙滩水电站工程开工前，选用广西田东电厂粉煤灰作为掺合料，其化学成分和物理性能见表2.3，属于Ⅱ级粉煤灰，从水化热随龄期发展关系（表2.4），可以看出掺用粉煤灰对降低水化热具有重要作用。

2.1.1.3 外加剂

龙滩水电站地处我国南方高气温地区，在夏季施工中采用缓凝减水剂是加快大坝施工进度的重要措施之一。外加剂的掺入效果随工程所采用原材料的不同而异，尤以外加剂与所采用水泥的相容性最为重要，针对龙滩工程采用的柳州52.5R普通硅酸盐水泥和田东粉煤灰，经多方比较确定先采用现有市售FDN-M500R等外加剂供混凝土配合比设计使用。

2.1.1.4 砂石骨料

龙滩水电站采用坝址下游约5km处大法坪料厂的二叠纪厚层灰岩经破碎加工后用为混凝土的粗、细骨料，大法坪料场石灰岩碱活性检验和研究表明：化学成分中镁的含量微小，基本上没有白云石，矿物成分为单一的方解石，不具备活性碳酸盐的特征。岩石、圆柱体试验结果表明，石灰岩84d的膨胀率只有0.008%，远低于0.1%的危害性标准；砂浆长度试验表明，即使在水泥含碱量达到1.2%时（柳州水泥实际含碱量为0.59%），半年膨胀率也仅为0.014%，同样远低于0.1%的危害性标准，龙滩大法坪料场灰岩没有碱活性反应。

2.1.2 碾压混凝土配合比设计及其优化

2.1.2.1 配合比设计特点及设计原则

1.配合比设计基本特点

（1）碾压混凝土配合比设计参数、确定参数的方法和原则与常态混凝土存在差异，对应于某一压实功能存在最优用浆量，使碾压混凝土最为密实。龙滩碾压混凝土由于性能的高要求以及高气温、大仓面施工特点，对其配合比设计提出了更高的要求。

（2）由于连续施工，坝体一般不设冷却水管，施工顶面散热极其有限，预冷处理收效有限等原因，配合比设计中必须考虑既满足各项性能要求又要减少混凝土绝热温升，从而要求采用较低的水泥用量和较大比例的掺合料，因此，龙滩水电站碾压混凝土必须采用富胶凝材料大粉煤灰掺量的配合比。

（3）应控制粗骨料最大粒径和级配，采用较大的砂率和含粉量，避免施工过程中出现粗骨料分离，这对于层面抗剪、抗渗要求高的龙滩碾压混凝土更具重要意义。

（4）对于要求在高气温条件下施工的碾压混凝土应掺用高温缓凝减水剂，以保证碾压混凝土连续施工和提高层面结合能力。

（5）最终配合比需经过现场碾压试验确定，对于200m级高坝，满足层面抗剪断和抗渗要求是配合比设计的首要目标，而强度指标一般可以自动满足。

2.碾压混凝土配合比设计原则

由于碾压混凝土属于干硬性混凝土，它在成型条件、配合比的组分比例、高掺量混合材料的应用以及凝聚结构等方面，都与常态混凝土有明显差别，碾压混凝土的物理力学性能并不完全符合常态混凝土的水灰比定则，在很大程度上取决于振动压实的密实度，因此，碾压混凝土配合比设计应遵循以下主要原则：

（1）水灰比（水胶比）定则。碾压混凝土硬化以后的强度基本符合“水灰比”定则，随着水胶比的增大，碾压混凝土的强度有规律地降低，层面抗剪断和抗渗特性也具有这样的规律性。

（2）最优单位用浆量原则。当碾压功能一定时，最优单位用浆量可使碾压混凝土容重最大。

（3）需水量定则。碾压混凝土拌和物的VC值（碾压混凝土拌和物在规定振动频率及振幅、规定表面压强下，振至表面泛浆所需的时间，s）主要取决于单位体积混凝土的用水量，可以通过增减用水量来调整VC值。

（4）配合比参数确定原则：在满足各项性能、耐久性和施工要求VC值的条件下，应掺用较大比例的掺合料和选用较小的水胶比；在满足施工性能的条件下，应选用较小的浆砂比和胶凝材料用量最小的砂率。

2.1.2.2 坝体碾压混凝土分区和设计要求

龙滩水电站坝体碾压混凝土强度等级分成R_Ⅰ、R_Ⅱ、R_Ⅲ和R_Ⅳ共4个区，见图2.1，各分区混凝土有关参数和主要性能要求见表2.5。

图2.1 龙滩水电站坝体碾压混凝土强度等级分区图

2.1.2.3 碾压混凝土配合比研究方法和参数确定

1.研究方法

碾压混凝土配合比设计方法采用填充包裹理论：砂和空隙恰被水泥浆所填裹形成砂浆，粗骨料和空隙恰被水泥砂浆所填裹形成混凝土，以α、β两个指标作为配合比选择的主要依据。α为灰浆体积与砂空隙之比；β为砂浆体积与粗骨料空隙之比。考虑到水泥浆与砂浆须握裹粗细骨料，灰浆量与砂浆量均须留有一定余度，因此，α、β值均应大于1；如考虑施工碾压混凝土的层面结合和运输、摊铺过程中的抗分离能力，余度须留得多一些，一般碾压混凝土的α值为1.1～1.3，β值为1.2～1.5；如考虑碾压混凝土层面结合与防渗要求，α值须适当增大。

2.参数研究

在采用上述填充包裹理论进行碾压混凝土配合比设计时需确定以下配合比参数。

（1）确定F/（C+F），灰胶比。根据国内外经验，碾压混凝土灰胶比取值一般在30%～60%之间，如水泥强度较高，粉煤灰品质优良，可增至65%～70%。

（2）确定W/（C+F），水胶比。碾压混凝土水胶比直接影响混凝土施工性能和力学性能，在胶凝材料总量一定的情况下，水胶比增大则拌和物的VC值减小，强度和耐久性降低；若固定水泥用量不变，采用较大的灰胶比，使水胶比降低，则有利于混凝土中粉煤灰活性的发挥，混凝土强度和耐久性提高，一般水胶比取值在0.5～0.8之间。

（3）确定（C+F+W）/S，浆砂比。浆砂比的大小是影响碾压混凝土拌和物VC值的重要因素，确定浆砂比的原则是：VC值既能保证碾压混凝土拌和物振碾密实，又能满足施工要求的条件下采取最小值。从浆体能充满砂子空隙，还能握裹砂子表面出发，水泥浆应为砂浆体积的0.4倍左右。

浆砂比是影响碾压混凝土的现场密度重要的因素之一，一般说来，富胶凝材料碾压混凝土密度为理论密度的98%～99.5%之间。邓斯坦给出的图2.2，表示50多个碾压混凝土实例的密度（以理论密实的密度百分率表示）和浆砂比之间的关系。由图2.2可以看出浆砂比低于0.35和0.40之间时，密度下降很快，密度的降低也将影响其他性能，特别是拉伸应变能力。其原因是典型的振实细骨料的空隙率是在0.32和0.40之间，如果没有足够的灰浆填充这些空隙，不论施加什么样的振实效应，也不能将夹杂的空气排除。

图2.2 密度和浆砂比的关系

①—实测结果的界限；②—用空隙率为0.32细骨料最大理论密度；③—用空隙率为0.40细骨料最大理论密度

（4）确定S/（S+G），砂率。砂率的大小直接影响碾压混凝土的施工性能、强度和耐久性，必须选定最优砂率，根据骨料最大粒径、砂子细度模数等综合考虑，当骨料最大粒径为80mm时，砂率大体为30%左右。

3.龙滩水电站碾压混凝土配合比

依据配合比设计的填充包裹理论和国内外工程的配合比参数取值经验及龙滩200m级高坝特点，通过室内试验得出三级配碾压混凝土VC值为5～7s范围时，其单位用水量为80～90kg/m³，这一数据低于90～110kg/m³的一般工程范围，其原因主要是粉煤灰中玻璃球形占比例大，水泥的标准稠度用水量低，导致混凝土达到一定的工作度所需的用水量降低。

根据碾压混凝土抗压强度与胶水比成线性变化关系的特点，选择一组四种不同的水胶比0.45、0.50、0.55、0.60进行强度试验，对每组实验采用固定的粉煤灰掺量（粉煤灰掺量分60%、65%、70%三种），根据90d的抗压强度初步选出C₉₀25、C₉₀20、C₉₀15三种强度等级碾压混凝土的水胶比和粉煤灰掺量，并进行优化试验选定配合比。

上游二级配碾压混凝土采用与R_Ⅰ区碾压混凝土相同的水胶比，加大胶凝材料用量、调整用水量和粉煤灰掺量以适应骨料级配的变化。

通过现场碾压试验验证的室内配合比研究结果表明：推荐的碾压混凝土配合比碾压效果良好，密实度超过2450kg/m³，抗压强度均超过设计强度等级，所推荐的各配合比参数优良。最终推荐的龙滩水电站碾压混凝土配合比见表2.6。

2.1.3 碾压混凝土性能研究

2.1.3.1 密度

碾压混凝土的密度与所用骨料的密度关系很大，同时也与混凝土的振动碾压密实度有关，碾压混凝土的设计密度是高碾压混凝土重力坝设计的一个重要指标，它不仅是坝体应力和稳定分析中的一个重要参数，而且还能反映出碾压混凝土能够达到的物理力学性能，因此也是施工现场质量控制的重要标准。

碾压混凝土的密实程度，直接影响其物理力学性能，图2.3表示实际密度与充分密实的密度比值和实际混凝土抗压强度与密实混凝土强度比值之间的关系。从图2.3中可以看出，含5%空隙时，强度约降低30%，即使空隙为2%，强度也降低10%以上。

图2.3 强度比与密度比关系

当原材料配合比不变时，碾压混凝土无空隙的理论密度为ρ_T。通常配合比设计时均以空隙率最小为原则，则混凝土的配合比密度ρ_M略小于ρ_T，但差值很小，一般在工程中取ρ_T近似等于ρ_M已足够精确。碾压混凝土的坝体实测密度ρ_p，是在施工现场采用核子密度仪量测的密度值，在材料配合比不变时，它是随振动碾压条件变化而变化的数值。碾压混凝土压实后的坝体实测密度ρ_p与施工质量控制水平有关。碾压混凝土的相对密实度D用坝体实测密度ρ_p与理论密度ρ_T之比表示，即D=ρ_p/ρ_T≈ρ_p/ρ_M，孔隙率e=1-D。

龙滩水电站现场碾压试验量测了碾压后混凝土的密度，实测的混凝土密度均值见表2.7，从而可以进一步分析现场实测密度均值的相对密实度D_M，为最终确定碾压混凝土的设计密度值提供依据。

2.1.3.2 碾压混凝土强度特性

表2.8给出了龙滩水电站碾压混凝土强度试验结果，从表中可以看出，抗压强度随水胶比的增大而降低，符合水胶比定则。对表中试验数据进行拟合，可知碾压混凝土强度随龄期的发展规律符合对数曲线，见图2.4。

图2.4 碾压混凝土抗压强度发展过程线

以上结果表明，碾压混凝土抗压强度的发展，在180d龄期时均超出设计强度，以后在粉煤灰的二次水化作用下强度仍有增长，但增长速度较为缓慢。

碾压混凝土的抗拉强度也随水胶比的增大而降低，抗拉强度随龄期的增长没有抗压强度大。4种碾压混凝土抗压强度增长系数平均值为1.65，抗拉强度为1.33（均指360d强度与28d强度之比）。

表2.9列出了龙滩碾压混凝土的强灰比（强度与每立方米混凝土水泥用量之比）和强胶比（强度与每立方米混凝土胶凝用量之比）的数据。可见，28d以后碾压混凝土强灰比几乎是常态混凝土的一倍，而强胶比基本相等，表明碾压混凝土充分发挥了水泥和粉煤灰的效益。

2.1.3.3 碾压混凝土的热学性能

龙滩碾压混凝土的热学性能试验成果见表2.10和表2.11。

从上述试验成果可以看出，龙滩碾压混凝土的绝热温升随水泥用量的增加而增加，随粉煤灰掺量的增加而降低。总的来说，龙滩碾压混凝土的绝热温升不高，与常态混凝土相比具有低热的优越性；另外，由于采用石灰岩作为粗骨料，碾压混凝土的线膨胀系数都很低，在5×10^-6/℃的左右；以上两点对碾压混凝土的温控和防裂有利。

2.1.3.4 碾压混凝土的变形特性

1.碾压混凝土弹性模量和极限拉伸

表2.12列出了龙滩碾压混凝土和常态混凝土试验结果，由于这4种混凝土强度等级相近且平均胶凝材料用量接近，因此，取其试验平均值进行比较是合理的。现以90d龄期的试验结果比较如下：

（1）混凝土的抗拉弹模略大于抗压弹模，碾压混凝土的拉压弹模比为1.06，常态混凝土拉压弹模比为1.14，平均为1.1。

（2）碾压混凝土与常态混凝土抗拉弹模之比为0.98，碾压混凝土与常态混凝土抗压弹模之比为1.03。

（3）混凝土的轴拉强度大于劈拉强度，碾压混凝土的轴拉强度与劈拉强度之比为1.196，常态混凝土的轴拉强度与劈拉强度之比为1.255，平均为1.225。

（4）碾压混凝土和常态混凝土的极限拉伸值之比为0.934，常态混凝土略高。

（5）碾压混凝土与常态混凝土的轴拉强度之比为1.05，碾压混凝土与常态混凝土的劈拉强度之比为1.10，碾压混凝土高于常态混凝土。

通过以上比较可以看出，龙滩碾压混凝土的上述指标不比常态混凝土差，甚至略优于常态混凝土，这些指标都满足建造龙滩水电站200m级碾压混凝土高坝的要求。

图2.5 龙滩碾压混凝土干缩率与龄期关系

2.碾压混凝土干缩变形和自生体积变形

在混凝土内由于毛细孔中水的负压逐渐增大，产生收缩力使混凝土收缩，碾压混凝土由于用水量小、胶凝材料用量也比较少，而且掺入大比例的粉煤灰，因此，其干缩率明显减小。龙滩碾压混凝土干缩率随龄期的发展见图2.5。

混凝土的自生体积变形主要是由于胶凝材料和水在反应前后反应物与生成物密度不同所致，生成物的密度小于反应物则表现为自生体积膨胀，相反则表现为自生体积收缩。龙滩C₉₀15碾压混凝土和C₉₀25常态混凝土自生体积变形见图2.6。从图2.6中可以看出，碾压混凝土表现为先膨胀后收缩，常态混凝土表现为单纯收缩，碾压混凝土的收缩量小于常态混凝土。

图2.6 龙滩水电站碾压混凝土和常态混凝土自生体积变形过程线

3.碾压混凝土的徐变特性

一般认为，当其他条件不变时，混凝土的灰浆率越大，徐变越大；使用石灰岩骨料比使用砂岩骨料徐变较小。图2.7给出了龙滩2种碾压混凝土C₉₀20和C₉₀15及1种常态混凝土C₉₀25的徐变曲线，可以看出龙滩混凝土的徐变度比较低，对温控和防裂是不利的，可能与采用石灰岩骨料和水泥品种有关。

图2.7（一） 龙滩大坝混凝土徐变曲线

图2.7（二） 龙滩大坝混凝土徐变曲线

比较图2.7中3种混凝土（a、b和c）的徐变度，有以下特点：

（1）碾压混凝土早期加载的徐变远大于后期加载者，也远大于常态混凝土早期加载者，表现了高掺量粉煤灰的影响。

（2）胶凝材料较多的碾压混凝土的徐变度大于胶凝材料少的。

（3）胶凝材料多的碾压混凝土后期加载的徐变度大于常态混凝土同期加载者。

（4）龙滩大坝下部碾压混凝土采用的胶凝材料用量更高，可推知其徐变度更大些。

4.碾压混凝土的断裂韧性

混凝土断裂韧性K_IC是混凝土材料的一个常数，其数值的大小直接反映了混凝土的抗裂能力。K_IC数值大表示混凝土的抗裂性好，K_IC值小则混凝土的抗裂性差，试验结果列于表2.13。

5.碾压混凝土抗裂度分析

根据碾压混凝土的强度特性、温度特性和变形特性，按朱伯芳院士等人提出的方法，将这些指标进行综合评价，这就是抗裂度的概念。混凝土浇筑块温度应力σ近似计算公式为

式中：R为约束系数（可取1.0）；E为弹模；α为线胀系数；ΔT为温升；E_C为徐弹比，即混凝土最终徐变变形与瞬时弹性变形的比值。

令σ=R_t（抗拉强度），得到抗裂度

式中：K₁为安全系数为1.0，约束为100%，温度应力等于抗拉强度的温差，℃。

如令σ=Eε_t（ε_t为极限拉伸值），得抗裂度

式中：K₂为安全系数为1.0，约束100%，温度应力等于Eε_t时的温差，℃。

进一步假定温差完全由水化热θ引起，并按下列简式计算温度应力

如令σ=R_t和σ=Eε_t，得到抗裂系数K₃和K₄如下

龙滩水电站碾压混凝土和常态混凝土的性能见表2.14，根据此表用上述公式计算出混凝土抗裂能力见表2.15。从表2.15中可以看出，若以K₂来评价，龙滩碾压混凝土28d龄期的抗裂能力为常态混凝土的74%～83%，看来碾压混凝土比常态混凝土抗裂能力要差；但是，把碾压混凝土的绝热温升也考虑进去，并假定水化热全部转化为温升，由K₄可以看出，碾压混凝土的抗裂度高于常态混凝土；实际上碾压混凝土由于连续施工，水化热散发不多，而常态混凝土由于施工有间歇，水化热散发较多，不会全部转化为温升。因此，考虑上述因素，碾压混凝土和常态混凝土两者的抗裂度可能基本接近。

2.1.3.5 碾压混凝土的耐久性

碾压混凝土的耐久性主要研究了抗渗性和抗冻性，龙滩水电站碾压混凝土抗渗和抗冻试验成果见表2.16。龙滩碾压混凝土抗渗等级均大于W11，通过渗透试件的渗水高度和渗水时间计算出的渗透系数均小于10^-9cm/s，其渗透系数与常态混凝土具有相同的数量级。龙滩水电站碾压混凝土的抗冻等级在F100～F150，达到设计要求。

2.1.3.6 碾压混凝土芯样性能试验研究

由于碾压混凝土材料的力学参数与试件型式、成型方式、试件尺寸、加载方式、加载速率、量测技术和精度有关，现场碾压混凝土切割的试件，不同于室内经湿筛后成型的标准试件；此外，碾压混凝土由于其干硬性以及含有层间弱面，因此，现场试验成果与室内成型试件的试验结果并不完全相同，龙滩现场试验各工况配合比见表2.17。

1.横观各向同性研究

6种工况（A～F）含层面试件的抗压弹模试验成果见表2.18，抗压弹模试验结果在17.2～31.2GPa之间，不含层面的本体试件的抗压弹模在31.3～39.9GPa之间，平均为35.0GPa，前者与后者之比为0.69。

在静态减摩加载条件下，加载应变速率5με/s，测得D、E工况平行层面X方向和垂直层面Y方向的静弹性模量E_sx和E_sy于表2.19，本体试件的平均泊松比为0.15，层面试件的平均泊松比为0.27，表中给出碾压混凝土竖向弹性模量E_y为横向弹模模量E_x的0.8倍。

从表2.18和表2.19中碾压混凝土芯样的指标比较可以看出，层面的存在对碾压混凝土的密度和抗压强度没有影响，但是，层面的存在使抗拉强度、弹性模量明显降低，说明碾压混凝土材料具有一定程度的横观各向同性性质。

横观各向同性介质具有5个独立的弹性常数，即顺层向的弹性模量E₁和泊桑比μ₁，垂直层面方向的弹性模量E₂和泊桑比μ₂，以及切层的剪切模量G₂。若已知碾压混凝土本体碾压层相对厚度为t_B，弹性常数E_B和μ_B，以及层间弱面影响带的相对厚度为t_s，弹性常数E_S和μ_S，也可以通过计算求得横观各向同性介质的5个独立的弹性常数。

平面变形问题：

平面应力问题：

式（2.7）和式（2.8）中：

2.抗压、抗拉强度特性研究

10种工况（A～J）的抗压强度和抗拉强度试验成果见表2.18，抗压强度试验结果在23.44～40.91MPa之间，平均为31.37MPa。其中第二次试验（C、D、E、F工况）成果偏低，可能与高气温下施工有关，E、F两种工况，含层面的抗压强度与本体抗压强度之比为0.984。

10种工况沿层面的劈拉强度在0.70～2.48MPa之间，平均为1.81MPa，平均拉压比为0.058，比一般拉压比偏低。4个工况（A、C、E、F）层面劈裂抗拉强度平均值为1.71MPa，与本体劈裂抗拉强度2.9MPa之比为0.59。

在静态减摩加载条件下，加载应变速率5με/s，对D、E、F工况试验测得的峰值压应力强度和极限应变试件进行统计，得到静态抗压强度=14.4～16.6MPa （若不减摩加载强度可提高约1.6倍），静态极限压应变=1400～2100με。从拉伸试验得到静态抗拉强度=0.8～1.2MPa，静态极限拉应变=69～76με。根据拉裂面的部位和形态判断拉伸试验的结果，可认为基本上反映了碾压混凝土的层面性能。抗拉强度与抗压强度比值约为（1/17）～（1/20）。根据以上的分析可知，主要的原因是由于试件含碾压层面，而层面抗拉强度较低，导致拉、压强度比值较低。

D、E、F工况拉伸试验表明，静态弹模、峰值应力和极限应变测试均值分别为：均值=0.89MPa，变异系数0.205；均值=73.1με，变异系数0.179；均值=1.22×10⁴MPa，变异系数0.223。

拉伸试验中，共测试到14条静态应力-位移全过程曲线（σ-W），见图2.8，对这14条曲线采取规一化的办法进行处理，并按照软化曲线整理方法，得出平均的材料软化应力-张开度（f/f_t-W）曲线，见图2.9。

图2.8 实测应力-变形全过程曲线（拉伸，慢速加载）

图2.9 实测规一化应力-张开度曲线（拉伸，慢速加载）

3.碾压混凝土芯样的动力特性

试验研究中的加载速率分为快、慢两档作为动力和静力试验条件。对于拉伸试验，快速加载（动力）的应变速率为500με/s，慢速加载（静力）的应变速率为5με/s；对于压缩试件分别是5000με/s和50με/s。

（1）根据D、E、F工况试件静、动力试验结果的统计，动态弹模与静态弹模之比为1.10；动态抗压强度与静态抗压强度之比为1.13；动态抗拉强度与静态抗拉强度之比为1.27；动、静态极限拉伸应变基本相等，动静态极限应变比值为0.96。说明动态下的强度性能有所提高。

（2）碾压混凝土材料在受压状态下，无论是慢速加载，还是快速加载都呈现应变软化特性。对19条试验曲线［10条慢速加载（静态）和9条快速加载（动态）］进行规一化处理，应力应变全曲线规一化处理即取峰值应力为1，用峰值应力除曲线各点应力，取峰值应力对应的应变（即极限应变）为1，再用极限应变除曲线各点的应变。规一化处理后的结果见图2.10～图2.12。从两条平均全过程曲线的线型来看，静态的软化段曲线可近似地用一条直线来代替；快速加载的软化段，可用双线性来逼近。

图2.10 实测无量纲应力应变曲线（压缩，慢速加载）

图2.11 实测无量纲应力应变曲线（压缩，快速加载）

图2.12 实测规一化应力-张开度曲线

D、E、F工况拉伸试验测得动态抗拉峰值应力均值=1.28MPa，变异系数0.325。为增强可比性，取同一试块切割出来的试件做动静强度比较，测得静态抗拉峰值应力均值=1.01MPa，动、静抗拉强度比=1.27。

4.断裂特性研究

（1）断裂韧度与复合断裂。从表2.20看出，本体断裂韧度均大于层面断裂韧度。工况D层面K_ⅠC为本体的0.99，层面K_ⅡC为本体的0.838，工况E层面K_ⅠC为本体的0.73，层面K_ⅡC为本体的0.91，综合上述4种情况，层面断裂韧度为本体的0.87。图2.13为工况D层面试验和计算断裂曲线的比较，从图中可以看出，试验所得断裂曲线与最大拉应力准则计算所得断裂曲线，除个别点外大体上是吻合的。从表2.21看出所测的开裂角与理论值相差较大。

图2.13 临界断裂曲线试验值与最大拉应力准则的比较

（2）断裂能。各工况断裂能（单位：N/m）分别是：D工况本体132，E工况本体173，D工况层面106，E工况层面120，F工况层面109。可见，同一工况本体试件的断裂能大于层面试件的断裂能，例如工况D本体试件的断裂能较层面的大15%。对于工况D层面各复合型断裂试件，测得其断裂能G_F=101N/m，与用三点弯曲所测得断裂能（G_F=106N/m）属同一量级，对于其他复合型断裂试件以及纯Ⅱ型试件所测得的断裂能，其值也与3点弯曲试件的G_F值属同一量级，这说明各复合型断裂试件及纯Ⅱ型试件也属于拉伸断裂。

采用应变控制加载的单轴拉伸试验，按照拉伸软化曲线的整理方法和规一化处理，得到反映材料应变软化特性的应力-张开度曲线。从拟合的平均软化曲线可求出，含层面碾压混凝土材料的断裂能G_F=∫fdw，试验测得材料抗拉强度均值f_t=0.83MPa，最大张开度0.35mm，积分求得断裂能G_F=70N/m。显然，由于碾压层面抗拉强度f_t较低，所以G_F相对来说也较小。

（3）徐变断裂。通过D工况试件的徐变断裂试验，获得下列结果：

1）当应力强度因子水平较高（K_Ⅰ/K_ⅠC=0.95、0.90）时，裂缝延长线上应变随时间不断增加；即裂缝随时间延长而不断扩展，其断裂时间为数十秒至数分钟，这一类的试件断裂具有瞬时断裂的性质。

2）当应力强度因子水平较低（K_Ⅰ/K_ⅠC=0.75）时，在持续荷载作用下裂缝延长线上的应变随时间有所增加，但应变经历减速阶段后，应变增长缓慢，应变值趋于一稳定值，试件历时6个月尚未破坏。

3）当应力强度因子水平K_Ⅰ/K_ⅠC=0.85，0.80时，徐变可分为3个阶段：第一阶段为一开始阶段，这一阶段徐变速率随时间而逐渐减少，即徐变速率减速阶段；第二阶段徐变曲线接近直线，这是徐变稳定阶段；第三阶段当总变形达到某一数值后，徐变速率值随时间不断增大，最终导致试件破坏，这是徐变加速的断裂阶段，这一类型属典型的徐变断裂。

根据试件的平均断裂时间，假定不同的工作年限，得到相应的应力强度因子水平，见表2.22，供结构物徐变断裂分析参考。