再生粗骨料自密實混凝土基本力學性能

劉 清, 韓風霞, 于廣明,2, 徐 鵬

(1.新疆大學 建筑工程學院, 新疆 烏魯木齊 830047; 2.青島理工大學 土木工程學院, 山東 青島 266033)

再生粗骨料自密實混凝土(recycled coarse aggregate self-compacting concrete,RCASCC)是指將自密實混凝土中的天然粗骨料用再生粗骨料部分或全部替代而形成的混凝土,在繼承自密實混凝土各種優(yōu)點的同時,又利用了建筑垃圾循環(huán)再生粗骨料,從而達到保護環(huán)境、節(jié)約自然資源的目的[1].

國內外學者針對普通再生混凝土基本力學性能的研究較多,肖建莊[1-2]對再生混凝土力學性能、本構關系、耐久性和可持續(xù)發(fā)展理論作了全面探討;Thomas等[3]探討了再生骨料取代率對混凝土強度的影響,認為當再生骨料取代率為25%時不會對混凝土強度產生顯著影響;肖建莊等[4-8]對普通再生混凝土抗壓強度和劈裂抗拉強度作了研究,發(fā)現(xiàn)一定范圍內的再生粗骨料取代率會降低混凝土強度,并且分析了再生混凝土梁的抗彎性能,證明再生混凝土可以運用于工程實際;吳波等[9]將自密實混凝土和廢舊混凝土塊體混合澆筑,對所形成的自密實再生混合混凝土進行單軸受壓試驗,發(fā)現(xiàn)其抗壓強度隨著廢舊混凝土塊體摻量的增加而顯著降低.

另外,目前對自密實混凝土(self-compacting concrete,SCC)的研究已經較為成熟,劉清等[10-13]對SCC的工作性能、力學性能及抗凍性能作了深入研究,得出了不同礦物摻和料、卵石形狀指數(shù)和顆粒級配對SCC工作性能和力學性能的影響規(guī)律,以及SCC經過凍融循環(huán)前后的基本力學性能和應力-應變曲線變化規(guī)律.

迄今為止,對RCASCC的抗壓、抗拉等基本力學性能和應力-應變本構關系研究的公開文獻較少.因此,本文以再生粗骨料取代率(以下簡稱為取代率,用R表示)為變量,對RCASCC的工作性能和不同齡期下的基本力學性能進行試驗研究,得到其工作性能和基本力學性能的變化規(guī)律,并得出適用于RCASCC的應力-應變本構方程參數(shù),以期為RCASCC的數(shù)值模擬、理論研究和工程應用提供參考.

1 試驗概況

1.1 試驗原材料

水泥(C)采用新疆本地產P·O 42.5水泥.細骨料(S)采用天然河砂.天然粗骨料(NCA)采用5～20mm連續(xù)級配的卵石,其表觀密度為2650kg/m3,壓碎指標(質量分數(shù),本文中的壓碎指標、吸水率、取代率等均為質量分數(shù))為3.88%;再生粗骨料(RCA)采用5～20mm連續(xù)級配的破碎廢混凝土塊,其表觀密度為2515kg/m3,吸水率為6.85%,壓碎指標為13.93%,級配見表1.礦物摻和料(FA)采用烏魯木齊某電廠生產的Ⅱ級粉煤灰.外加劑(WRA)采用聚羧酸系高效減水劑,其固含量為20%.水(W)為自來水.

表1 再生粗骨料級配Table 1 Recycled coarse aggregate gradation

1.2 配合比

為保證各組RCASCC的強度等級均達到C30,以再生粗骨料取代率R=100%為基準組,對RCASCC進行試配.由于再生粗骨料存在高吸水率的特性,會影響RCASCC的工作性能,故采取預濕法對再生粗骨料進行預濕處理,使之成為飽和面干的再生骨料.參考JGJ T283—2012《自密實混凝土應用技術規(guī)程》進行配合比設計,通過試驗調整,最終確定的RCASCC配合比如表2所示.

表2 RCASCC配合比Table 2 Mix proportion of RCASCC kg/m3

1.3 試件設計

本文以取代率R為0%、25%、50%、75%、100%設計并制作了強度等級不低于C30的2批RCASCC試件.其中1批為150mm×150mm×150mm 的標準立方體試件,每種取代率有12個試件,分別用于7、28、60d立方體抗壓強度試驗和 28d 劈裂抗拉強度試驗;另1批為150mm×150mm×300mm的標準棱柱體試件,每種取代率有6個試件,分別進行28d軸心抗壓強度和應力-應變試驗(各有3個平行試件).

1.4 試驗裝置

試驗裝置為WHY-3000型微機控制全自動壓力試驗機和DH3816應變測量系統(tǒng).為更好地獲取荷載-位移全過程曲線,棱柱體試件應力-應變試驗全過程采用位移控制,加載速率為0.005mm/s;立方體試件抗壓強度和劈裂抗拉強度試驗采用應力控制,加載速率分別為0.50MPa/s和0.05MPa/s.

在試件相鄰兩面中部粘貼縱向和橫向應變片,用于測量棱柱體試件在荷載作用下的應變值.

2 工作性能

參考JGJ T283—2012,對不同取代率的RCASCC試件進行工作性能測試,測試指標分別為坍落擴展度、擴展時間T50、V形漏斗流出時間TV,結果見圖1.由圖1可見,隨著取代率的增加,各組試件的坍落擴展度呈逐步下降趨勢,V形漏斗流出時間和擴展時間呈逐步增加趨勢,這說明加入再生粗骨料會損失RCASCC的流動性.這主要是再生粗骨料表面呈棱角狀,會增大RCASCC在流動過程中的摩阻力所致.當取代率為25%時,對RCSASCC各項工作性能指標的影響并不顯著,其坍落擴展度僅損失1.52%;當取代率達到75%時，其流動性能下降已較為明顯,坍落擴展度損失已達6.82%.但總體來說,各組RCASCC試件的工作性能均能達到二級自密實混凝土指標,且不離析、不泌水.

圖1 不同取代率下RCASCC試件的工作性能Fig.1 Working performance of RCASCC samples with different replacement rates

3 力學性能

3.1 立方體試件抗壓破壞形態(tài)

對RCASCC立方體試件的破壞過程和抗壓破壞形態(tài)進行觀測,發(fā)現(xiàn)不同取代率的RCASCC試件抗壓破壞形態(tài)并無明顯差異,且其抗壓破壞形態(tài)和破壞過程與普通混凝土(NC)基本相似.在彈性加載初期,試件并無明顯變化;隨著荷載逐漸增加,試件側面中間部位開始出現(xiàn)細小的豎向裂縫→試件表面裂縫開始變寬變多→試件進入破壞階段,其表面裂縫迅速變寬,并且以40°～45°斜向延長形成貫通裂縫,表面砂漿和部分粗骨料脫落,最終喪失承載力.剝去表面碎屑后形成如圖2所示的破壞形態(tài),破壞面暴露在外的主要是水泥砂漿基體,另一部分是粗骨料.粗骨料的破壞形態(tài)主要有2種：一是沿天然粗骨料與水泥砂漿界面區(qū)的黏結破壞;二是沿再生粗骨料的斷裂破壞.

圖2 RCASCC立方體試件的抗壓破壞形態(tài)Fig.2 Compressive failure mode of RCASCC cubic sample

3.2 棱柱體試件抗壓破壞形態(tài)

在加載過程中,RCASCC棱柱體試件均首先出現(xiàn)豎向細小裂縫,隨著荷載增加,裂縫變寬、增多,并逐漸沿著縱向或斜向發(fā)展.達到極限荷載后,部分裂縫發(fā)展速度較快,形成多條縱向和斜向貫穿裂縫,同時伴隨著表面混凝土脫落,試件形成若干柱狀體,最終喪失承載力.RCASCC棱柱體試件的抗壓破壞形態(tài)如圖3所示.

圖3 RCASCC棱柱體試件的抗壓破壞形態(tài)Fig.3 Compressive failure mode of RCASCC prism sample

3.3 立方體試件劈裂抗拉破壞形態(tài)

在RCASCC立方體試件的劈裂抗拉試驗過程中,其劈裂面及骨料的破壞形態(tài)如圖4所示.在試驗初期,試件無明顯變化,隨著荷載的持續(xù)增加,立方體試件內部積聚的拉應力不斷增長,當?shù)竭_極限拉應力時,試件墊條處突然間產生1道貫通裂縫,將試件劈裂成2部分,并無明顯征兆.立方體試件斷裂面上大部分為砂漿的基體拉裂,其中包括新砂漿和再生粗骨料中的舊砂漿基體;還有一部分為水泥漿體與天然粗骨料的黏結面被拉裂,以及個別天然粗骨料被拉裂,從而造成試件劈裂抗拉強度有所下降.個別天然粗骨料被拉裂的原因可能是經過破碎后的再生粗骨料使部分天然粗骨料內部產生了不同程度的損傷.

圖4 RCASCC立方體試件劈裂面及骨料的破壞形態(tài)Fig.4 Splitting surface and failure modes of aggregate of RCASCC cubic sample

4 試驗結果與分析

4.1 立方體抗壓強度

表3為RCASCC試件在不同齡期下的立方體抗壓強度(fcu).由表3可見：取代率為0%、25%、50%、75%、100%的試件在3種齡期下的立方體抗壓強度平均值分別為47.8、37.7、39.9、35.4、31.6MPa,若以取代率0%為基準組,則各組試件的立方體抗壓強度平均值相對基準組的降低幅度分別為21.1%、16.5%、25.9%、33.8%,這說明再生粗骨料的摻入使得RCASCC抗壓強度明顯降低;不同取代率試件的7、28、60d立方體抗壓強度平均值分別為30.0、41.3、44.2MPa,其值隨著齡期的增長而升高,若以齡期7d為基準組,則不同取代率試件的28、60d立方體抗壓強度平均值相對基準組分別升高了37.8%、47.4%.

表3 RCASCC試件在不同齡期下的立方體抗壓強度Table 3 Cubic compressive strength of RCASCC samples under different ages

由表3還可見,隨著取代率的增加,RCASCC試件的立方體抗壓強度整體呈現(xiàn)非線性減小趨勢.取代率從0%增加到25%時,試件RCASCC-25的各齡期立方體抗壓強度均大幅下降;取代率從25%增加到100%時,各組試件的7d立方體抗壓強度下降幅度減緩.究其原因,再生粗骨料的使用對RCASCC力學性能的影響存在兩面性.正面效應是由于再生粗骨料表面存在較多毛細孔和細小裂縫,而在混凝土拌和之前均經過預濕水處理,使其成為吸水飽和狀態(tài),導致這些毛細孔和細小裂縫中存在部分水分,在混凝土養(yǎng)護過程中對再生粗骨料周圍的水泥起到內養(yǎng)護作用,使其充分水化,增加了周圍水泥基體的密實度；并且,此作用又能使粉煤灰充分參與水泥水化反應,生成C-S-H凝膠,使混凝土整體強度有所增加,且再生粗骨料取代率越大該正面效應越大.負面效應是由于再生粗骨料中存在部分水泥漿體,使其壓碎指標增大、堅硬程度降低,造成混凝土強度降低,且再生粗骨料取代率越大該負面效應也越大.

另外,隨著齡期的增長,各組試件的立方體抗壓強度大體呈現(xiàn)非線性增長的趨勢,前期強度增長速率快于后期,其中取代率為75%和100%的2組試件60d強度甚至低于其28d強度.眾所周知,新拌混凝土強度隨著齡期的增長一般呈增長趨勢,本試驗出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因并非是齡期增長所致.因為再生粗骨料自身存在的缺陷是隨機分布的,而粗骨料作為RCASCC承受荷載的骨架,一旦被再生粗骨料大量替代,就會造成骨架中存在的缺陷增多,并且隨機分布,這種隨機分布可能造成60d齡期試件中的缺陷增多,使其立方體抗壓強度低于28d之時.

綜上所述,與其余取代率的RCASCC試件相比,RCASCC-50試件的立方體抗壓強度略高,且穩(wěn)定性較優(yōu).故從保證強度且盡量增加建筑垃圾利用率的角度出發(fā),建議取代率取50%.

4.2 軸心抗壓強度

各取代率下的RCASCC試件28d軸心抗壓強度(fc)試驗結果見圖5.由圖5可見：隨著取代率的增加,RCASCC試件的軸心抗壓強度基本呈現(xiàn)減小的趨勢,取代率從0%增加到25%時降幅較小,而取代率從25%增加到50%時出現(xiàn)小幅升高現(xiàn)象;取代率從50%增加到75%時則大幅下降,取代率從75%增加到100%時降幅又減小.這說明0%～50%的取代率不會對RCASCC的軸心抗壓強度產生較大影響,但取代率大于50%后會大幅降低其軸心抗壓強度.

圖5 各取代率下RCASCC試件的28d軸心抗壓強度Fig.5 Axial compressive strength of RCASCC samples at 28d under different replacement rates

由圖5和表3可以得到,RCASCC試件的28d軸心抗壓強度平均值fc為34.0MPa,28d立方體抗壓強度平均值fcu為41.3MPa.由此可得兩者的關系為：

fc=0.823fcu

(1)

4.3 劈裂抗拉強度

各取代率下的RCASCC試件28d劈裂抗拉強度(ft)試驗結果見圖6.由圖6可見：隨著取代率的增加,RCASCC試件的劈裂抗拉強度呈現(xiàn)非線性減小趨勢,取代率從0%到25%時降幅較大;取代率從25%到100%時基本上呈線性下降趨勢,但降幅較小.

圖6 各取代率下RCASCC試件的28d劈裂抗拉強度Fig.6 Splitting tensile strength of RCASCC samples at 28d under different replacement rates

GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》中規(guī)定普通混凝土劈裂抗拉強度ft與立方體抗壓強度fcu的換算關系為：

(2)

根據本文試驗所得的圖6和表3中RCASCC的28d劈裂抗拉強度和28d立方體抗壓強度數(shù)據,通過式(2)擬合后的換算關系見式(3),其中的參數(shù)a=0.09145、b=1.01388,擬合曲線見圖7.圖7中同時列出了文獻[14-16]中的劈裂抗拉強度和立方體抗壓強度試驗值,與本文擬合曲線對比后發(fā)現(xiàn)兩者吻合良好,說明式(3)可以較準確地反映RCASCC劈裂抗拉強度和立方體抗壓強度之間的換算關系.

(3)

圖7 RCASCC試件的劈裂抗拉強度和立方體抗壓強度關系Fig.7 Relationship between ft and fcu of RCASCC samples

4.4 應力-應變曲線

采集各組試件的荷載-位移試驗數(shù)據并整理后,通過式(4)、(5)轉化為應力-應變(σ-ε)曲線.

σ=F/A

(4)

ε=ΔL/L

(5)

式中：F為軸向荷載;A為試件截面積;ΔL為軸向壓縮位移;L為試件高度.

每組3個平行試件受力過程中的應力-應變曲線如圖8所示.由圖8可見：即便每組3個平行試件的配合比完全相同,但其應力-應變曲線仍然存在一定的差異,尤其是曲線下降段的離散性較大.這主要是因為RCASCC是由水、天然粗骨料、再生粗骨料、砂、水泥、礦物摻和料以及外加劑經過拌和、硬化形成的非均質建筑材料,其力學性能必定存在一定的離散性和差異性,離散性的大小與原材料的質量和性質有著密不可分的關系.

圖8 每組3個平行試件的應力-應變曲線Fig.8 Stress-strain curves of 3 parallel samples in each group

4.5 無量綱化應力-應變曲線

為便于指標的評價和計算，本文將每組3個平行試件的應力-應變試驗數(shù)據進行無量綱處理,然后繪制這些試件的無量綱應力-應變曲線；從每組3條曲線中各選取1條下降段采集較為完整的曲線,并將其匯總于同一坐標系,橫坐標為ε/εc(εc為峰值應力所對應的應變值),縱坐標為σ/σc(σc為峰值應力).最終選取試件RCASCC-0-1,RCASCC-25-3,RCASCC-50-3,RCASCC-75-3,RCASCC-100-1的無量綱應力-應變曲線,如圖9所示.由圖9可見,不同取代率的RCASCC試件無量綱應力-應變曲線均經歷了彈性上升、彈塑性上升、峰值點、下降、下降段拐點、殘余階段,各曲線上升段基本重合,下降段曲線有一定離散性.

圖9 RCASCC的無量綱應力-應變曲線及其擬合曲線Fig.9 Nondimensionalizational stress-strain curves and fitting curve of RCASCC

4.6 RCASCC本構方程

過鎮(zhèn)海[17]早在上世紀90年代就提出了普通混凝土的單軸受壓本構方程,其表達式為上升段和下降段分開的分段函數(shù),x軸、y軸分別是無量綱應變、應力,見式(4).

(4)

式中：a1、b1分別是控制應力-應變曲線上升段和下降段的參數(shù).

圖9的RCASCC無量綱應力-應變曲線表明，RCASCC的應力-應變曲線形狀與普通混凝土相似,故可考慮應用普通混凝土的單軸受壓本構方程(式(4))來擬合RCASCC的應力-應變曲線.分析發(fā)現(xiàn)，當式(4)中的a1=0.7時,擬合曲線的上升段與試驗曲線的上升段基本重合；當b1=4～11時,擬合曲線的下降段與試驗曲線的下降段可以擬合,當b1=7 時擬合最好.a1=0.7、b1=7時的擬合曲線也列于圖9.建議當對RCASCC的應力-應變曲線進行理論計算和數(shù)值模擬時可采用式(4),對控制參數(shù)可選取a1=0.7、b1=7.

5 結論

(1)采用再生粗骨料替代天然骨料可以適配出工作性能滿足規(guī)范要求的自密實混凝土,隨著取代率的增加,RCASCC的流動性能隨之下降.

(2)RCASCC的破壞過程和破壞形態(tài)與NC基本相似,隨著齡期的增長,RCASCC的抗壓強度呈現(xiàn)非線性增長趨勢,且前期增長速率大于后期.

(3)隨著取代率的增加,RCASCC的立方體抗壓強度、軸心抗壓強度、劈裂抗拉強度總體呈現(xiàn)下降趨勢,但取代率為50%時,其立方體抗壓強度和軸心抗壓強度高于取代率為25%的試件.從保證強度且盡量增加建筑垃圾利用率的角度出發(fā),建議再生粗骨料的取代率取為50%左右.

(5)建議RCASCC的本構關系可采用普通混凝土的單軸受壓本構方程,控制參數(shù)取值a1=0.7、b1=7.