【正文】 30~35 29~34 27~32 3 33~38 32~37 30~35 36~41 35~40 33~38 39~44 38~43 36~41 注： 此表 來源于 JGJ5520xx《普通混凝土配合比設(shè)計(jì)規(guī)程》。 混凝土水膠比按下式計(jì)算： W / B = ( αa ?b ) / ( ?cu,0 + αa αb ?b ) (） 式中： W / B 為 每 立 方 米 混凝土拌合用 水 的質(zhì)量 與 所用 膠凝材料質(zhì)量比值； αa、 αb 為 回歸系數(shù)， αa 取 、 αb取 ； ?b 為 膠凝材料 28d 膠砂強(qiáng)度， ?b = γf γs ?ce,g,其中 本試驗(yàn)沒用用到粉煤灰和?；郀t礦渣粉，所以 、 γs 粉煤灰影響系數(shù) γf 和?；郀t礦渣粉影響系數(shù) γs 的值 都取 。 在混凝土所用水泥、粗細(xì)骨料、拌合用水和模具 選用 及制作嚴(yán)格按照 混凝土試驗(yàn)力學(xué)性能試驗(yàn) 規(guī)范 [3]中所提出的 要求 執(zhí)行，經(jīng)檢測試驗(yàn)及測量 水泥、粗細(xì)骨料、拌合用水及模具基本滿足規(guī)范要求 。 結(jié)合中國四川省西昌市錦屏二級(jí)水電站引水隧洞 施工中 的 混凝土澆筑 工程經(jīng)驗(yàn) ，本試驗(yàn)泵送 坍落度（ T s）確定為 170mm。 表 坍落度取值表 拌合物稠度 碎石最大粒徑（ mm） 項(xiàng)目 指標(biāo) 坍落度 （ mm） 10~30 200 185 175 165 35~50 210 195 185 175 55~70 220 205 195 185 75~90 230 215 205 195 注：此表來源于 JGJ5520xx《普通混凝土配合比設(shè)計(jì)規(guī)程》。 表 中列出了本文 試驗(yàn) 設(shè)計(jì)的 混凝土 中 各 種骨料、用 水量、水泥及砂率的值，用水量固定不變，水泥用量隨著強(qiáng)度的增長 逐漸增多。組裝后內(nèi)部尺寸誤差 為 公稱尺寸的 177。 拆模后立即放入 準(zhǔn)備好的 水箱中 養(yǎng)護(hù) 28d（此時(shí)間從攪拌加水開始計(jì)時(shí)） ，水箱中為 飽和的 Ca(OH)2 溶液 ， 溫度 控制在 20177。 圖 混凝土試驗(yàn)塊正視圖 圖 混凝土試驗(yàn)塊俯視圖 試驗(yàn)儀器 本 試驗(yàn) 采用的 TOP INDUSTRIE 自適應(yīng)全自動(dòng)巖石三軸試驗(yàn)機(jī)由法國 TOP INDUSTRIE 公司生產(chǎn)如圖 。為后續(xù)試驗(yàn)提供支持。 通過以上幾個(gè)模量參數(shù)可以很好的描述混凝土的應(yīng)力 應(yīng)變曲線。 雖然同種強(qiáng)度混凝土 采用的試 樣 形狀和 試樣尺寸不同時(shí)，混凝土 試樣 的破壞過程和形態(tài) 大致 相同，但得到的抗壓強(qiáng)度 實(shí)測值 值因試件受力條件不同和尺寸效應(yīng)而有所差別。 在 B 點(diǎn)處混凝土 試 樣 中 存在 的彈性應(yīng)變能 大于 裂隙 發(fā)展所需的能量，從而形成裂 隙 快速 擴(kuò)展，這時(shí)裂隙處于 不穩(wěn)定狀態(tài) ， 直至 極限 點(diǎn) C。 本文將 峰值應(yīng)力σpeak 與 峰值軸向應(yīng)變 εpeak 的比值定義為一種特殊的變形模量即視模量。應(yīng)力很小時(shí)，其值與混凝土的 初始 彈性模量近似相等；而在應(yīng)力 應(yīng)變曲線的峰值點(diǎn)，其值為零。公式如 ： EL= tan α2 = σpeak / εpeak （ ） 不同圍壓下不同強(qiáng)度等級(jí)混凝土對(duì)應(yīng)的最大軸向（偏壓）應(yīng)力 軸向應(yīng)變關(guān)系曲線 見圖 。 三軸受壓狀態(tài)下混凝土的強(qiáng)度比單軸受壓 狀態(tài)下混凝土 的強(qiáng)度 要 高 出 很多，這主要是 由于圍壓效應(yīng) 所致。 峰值應(yīng)力（ σpeak） 和 峰值軸向應(yīng)變（ εpeak） 與 圍壓為 5MPa 時(shí) 相比分別增大了 ~ 和 ~。其增大與減小值已在上述數(shù)據(jù)中有所體現(xiàn)。Novak 和 AoulElla 在假設(shè)樁 土 完全接觸不分離和小變形等條件下，求得了樁周土體的動(dòng)剛度和阻尼參數(shù)的表達(dá)式。 Rajapakse[27]采用格林函數(shù)法分析了彈性半空間中樁基和土體的動(dòng)力學(xué)特性 。 Wong 和 Poulos 假設(shè)嵌巖 41 樁樁周土體的內(nèi)層土是非線性的，而內(nèi)層土之外的土體為線性黏彈性土體，建立了一種分析圓柱型樁基在水平振動(dòng)下的樁 土非線性相互作用下的力學(xué)模型。比較系統(tǒng)研究飽和土中樁基力學(xué)行為是近十年才開始的。胡安峰和謝康和基于廣義動(dòng)力 Winkler 模型研究了水平 荷載下單樁的動(dòng)力響應(yīng)。在海域工程結(jié)構(gòu)中， PY 曲線法已有較廣泛的應(yīng)用，它克服了單一參數(shù)法計(jì)算水平承載力，所得撓度、轉(zhuǎn)角和樁身最大彎矩不能同時(shí)與樁基的實(shí)測數(shù)據(jù)和邊界條件很好吻合的缺點(diǎn)，解決了樁基發(fā)生 大變位時(shí)土壓力和位移呈線性關(guān)系的求解方法和土體的實(shí)際非線性反映不相適應(yīng)的問題，能比較全面地反映樁基的工作性狀。 Focht 和 Koch 將 PY 曲線與彈性理論結(jié)合起來，利用 PY 曲線法計(jì)算單樁的水平位移并考慮樁 土荷載位移關(guān)系的非線性性質(zhì)，利用彈性理論考查群樁中各樁的相互作用。 對(duì)于動(dòng)力學(xué)問題，還經(jīng)常采用各種類型的攝動(dòng)法、復(fù)模態(tài)分析法、多時(shí)間尺度法、Galerkin 平均化方法以及非線性動(dòng)力系統(tǒng)中的方法等。 Makris 和 Gazetas、 Kimura 等、 Badoni 和 Makris、 Wu 和 Finn、 Guin 和Banerjee、 Akihiko 等利用有限元方法對(duì)群樁問題、水平力作用下的樁基力學(xué)等問題進(jìn)行了研究，取得了一些列的研究成果。 Semih在空域內(nèi)采用雜交邊界元方法，時(shí)域內(nèi)采用隱式差分格式，研究了在激勵(lì)荷載作用下群樁的動(dòng)力學(xué)特性。 Nabil、 Okahara 等和 Rollins 等用試驗(yàn)方法研究了受橫向荷載作用的砂土和黏土中樁基的力學(xué)特性。 由于模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)不存在離心機(jī)試驗(yàn)中的科里奧利效應(yīng)問題，可以在較短的時(shí)間內(nèi)進(jìn)行為數(shù)較多的模型試驗(yàn)，以消除一些隨機(jī)因素的影響，所以它是研究液化場地土 結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用的一種新方法，受到國內(nèi)外學(xué)術(shù)界的極大的關(guān)注，成為 20 世紀(jì)90 年代樁 土 結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)是一個(gè)研究熱點(diǎn)。蘇棟和李相崧利用香港科技大學(xué)的雙向振動(dòng)臺(tái)，以 Toyoura砂為試驗(yàn)材料進(jìn)行了飽和砂土自由場的地震響應(yīng)研究。李培振等進(jìn)行了液化場地自由場振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，試驗(yàn)中再現(xiàn)了液化場地的震害現(xiàn)象。 因此 為決絕這一問題新的本構(gòu)模型將 ⅰ型 再細(xì)劃分為ⅰ型 和ⅲ型 兩個(gè)區(qū)域 ，如圖 所示。在加載的開始階段，樁 土相對(duì)位移較小，其應(yīng)力 應(yīng)變呈直線關(guān)系，到達(dá)極限位移之后，剪應(yīng)力不再增加而趨于定值。 在某種特定圍壓或法向應(yīng)力下，新的本構(gòu)方程具有以下幾點(diǎn)特征 : 當(dāng) σ =0， ε =0 時(shí)，即沒有應(yīng)力就沒有應(yīng)變； 當(dāng) ρ =0 時(shí)，與一維線彈 性胡克定理相一致； 當(dāng)ρ = 時(shí)，此時(shí)應(yīng)變可以達(dá)到無窮大，呈現(xiàn)出理想的彈塑性狀態(tài)； 當(dāng) ρ 0 時(shí)，此時(shí)應(yīng)力與應(yīng)變關(guān)系呈現(xiàn)出ⅲ型曲線特征； 在ⅰ型曲線情況下， 1 ρ ≤ 0； ?σ / ?ε = 0,且對(duì)應(yīng)于峰值應(yīng)力點(diǎn)（或面），則有 S + ( 1 + 2ρ ) ε2peak = 0 () 此式 稱之為為臨界狀態(tài)方程，也就是在某一圍壓（或法向應(yīng)力）下，峰值應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?yōu)? 49 εpeak = ?[ S / ( 2ρ + 1 ) ]1/2 () 式中： εpeak 為峰值應(yīng)力點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。 基于基本假設(shè)樁身鋼筋混凝土材料為均質(zhì)各向同性的，因此可以近似認(rèn)為，一段hi樁身截面應(yīng)變變化是線性的，某段樁身的應(yīng)變是樁身兩端截面應(yīng)變的平均值，某段樁身的應(yīng)變 ε 可以表示為： 50 ε= ( εi + εj ) /2 () 式中： εi 為樁身上截面應(yīng)變； εj 為樁身下截面應(yīng)變。當(dāng)已知峰值應(yīng)力面和殘余應(yīng)力面之間任一面的 切線彈性模量 Epast 和應(yīng)變?chǔ)?past 時(shí)，方程為 Epast / E = ( 1 + ε2past / S)ρ1[1+(1+2ρ) ε2past/S] () 圖 新的本構(gòu)理論的曲線特征 新的本構(gòu)理論其曲線特征如圖 所示。樁側(cè)阻力是樁承載力的一部分，其力的傳遞是由上向下發(fā)生作用，也與樁身剛度相關(guān)。 對(duì)于ⅱ型的荷載與位移關(guān)系曲線，只有在 單 向位移控制的條件下才有可能產(chǎn)生，往往脆性巖石出現(xiàn)這種曲線特征，數(shù)值計(jì)算時(shí)將這種力學(xué)特性簡化為彈脆性模型加以計(jì)算。 此理論首次提出將巖土體 荷載與位移特征曲線劃分為三種類型，并定義了高地應(yīng)力的判別標(biāo)準(zhǔn)。凌賢長等采用大型振動(dòng)臺(tái)進(jìn)行液化場地樁 土 橋梁結(jié)構(gòu)震害響應(yīng)應(yīng)試驗(yàn)研究，分別進(jìn)行了自由場地液化1： 10 模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和非自由場地液化 1： 10 模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。在液化場地土 結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究方面，美國和日本兩國的研究發(fā)展迅速。在離心機(jī)模型試驗(yàn)研究方面，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)液化場地土 結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量的離心機(jī)模型試驗(yàn)。 法 由于地基 樁 結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用問題，特別是液化地基 樁 結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用問題的復(fù)雜性以及試驗(yàn)研究的困難，許多理論研究結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果都得不到試驗(yàn)驗(yàn)證，難以直接指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)。 Hsueh 等用有限元程序 ABAQUS 分析了非線性樁 土 結(jié)構(gòu)體系的橫向運(yùn)動(dòng)特性。 Ellison 等、 Christiano 等、 Faruque 和 Desai利用有限元方法研究了軸向力作用下樁及的力學(xué)特性問題。 1984 年，田平和王惠初等利用上海近郊的飽和粘性土完成了一些列不同尺度的受橫向荷載樁的現(xiàn)場試驗(yàn)，提出了黏土中橫向靜載 PY 曲線新的統(tǒng)一法和黏土中橫向周期荷載樁的 PY 曲線統(tǒng)一法。 PY 曲線法認(rèn)為沿樁身各深度處，可根據(jù)土體的實(shí)際情況確定出土體抗力集度 P 43 與撓度 Y 之間的非線性關(guān)系曲線?；?Winkler 地基模型的研究思路， Cai 和 Wang 在孤立子內(nèi)波引起的荷載的作用下，研究了樁基的動(dòng)力學(xué)特性，這種分析方法可以用來研究在波浪力作用下平臺(tái)樁的動(dòng)力學(xué)特性。研究發(fā)現(xiàn)，土 樁界面間的滲透率對(duì)樁基剛度有顯著的影響；樁基附近的孔隙水壓依賴于樁間距和上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量等因素，孔隙水壓即可大于，也可小于自由場處的孔隙水壓。研究發(fā)現(xiàn)，在豎向荷載作用下，樁基將可能發(fā)生失穩(wěn)。 Sen 等、Kishnan 等、 Rajapakse 和 Shah、 Mamoom 等也分別用解析法或數(shù)值方法研究了在成層土或非均勻土的條件下樁基的簡諧振動(dòng)。結(jié)果顯示，在工程上感興趣的頻率范圍內(nèi)，二者吻合較好。混凝土試驗(yàn)塊在初始彈性階段，其 切線 泊松比值基本保持不變，隨著荷載進(jìn)一步增加至 60%~65%極限荷載時(shí) 切線 泊松比值開始增大，約在極限荷載的 80%~90%是 切線 泊松比值增大趨勢明顯，之后隨著荷載的增大， 切線 泊松比值進(jìn)一步增大。 峰值應(yīng)力（ σpeak） 和 峰值軸向應(yīng)變（ εpeak） 與 圍壓為 0MPa 時(shí) 相比分別增大了 ~ 和 ~。 圍壓為 5MPa 時(shí)三軸試驗(yàn) 數(shù)據(jù) 圍壓為 5MPa 時(shí)混凝土的三軸試驗(yàn)應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線圖如下： 圖 C21 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C22 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 18 圖 C23 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C24 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C25 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C26 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C27 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C28 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C29 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C30 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C31 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C32 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 19 圖 C33 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C34 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C35 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C36 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C37 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C38 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C39 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C40 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 20 圖 C41 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C42 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C43 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C44 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C45 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C46 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線 圖 C47 混凝土應(yīng)力 應(yīng)變關(guān)系曲線