粉煤灰超高性能混凝土收縮與抗壓強度相關(guān)性研究

李 聰， 黃 偉， 陳寶春

(福州大學土木工程學院， 福建 福州 350108)

0 引言

超高性能混凝土(ultra-high performance concrete， 簡稱UHPC)具有超高強度與耐久性， 在土木工程領域具有廣闊的應用前景[1-3]. 在材料組成上， 以水泥-硅灰為主要膠凝體系， 具有水膠比低、 膠凝材料含量大、 活性礦物摻合料摻量高、 無粗骨料等特點. 一方面， 其收縮特性與普通混凝土、 高性能混凝土等有較大不同[4]， 在凝結(jié)硬化以及硬化后服役過程中伴隨較大的自收縮， 早期開裂風險高[5]. 另一方面， 其自收縮受到環(huán)境和測試條件限制， 標準測試方案并未統(tǒng)一， 因而合理選擇收縮預測模型尤為重要[6].

在降低收縮上， 韓松等[7-8]使用粉煤灰替代昂貴的硅灰(質(zhì)量替代率分別為25%、 50%、 75%)可減小收縮， 特別是早期收縮； Li等[9]研究了粉煤灰替代水泥(質(zhì)量替代率分別為15%、 30%、 45%、 60%)在114 d的自收縮性能， 與不摻粉煤灰相比， 分別降低了6.4%、 13.5%、 20.0%、 29.7%. 另一方面， 粉煤灰的摻入延長了收縮穩(wěn)定時間， 到114 d時收縮曲線并未平穩(wěn)， 仍呈上升趨勢， 存在“滯后效應”. 涂亞秋等[10]研究摻粉煤灰UHPC長期收縮發(fā)展規(guī)律， 呈現(xiàn)前期快速增長(0～7 d)、 中期相對穩(wěn)定(28～60 d)、 后期緩慢回脹(60～180 d)的趨勢. 因此， 摻入粉煤灰是否會降低UHPC的總收縮或是僅僅延后其發(fā)展， 還有待進一步的研究.

在預測UHPC收縮上， 各國規(guī)范推薦模型也不同， 考慮因素和結(jié)構(gòu)形式各異， 且多借鑒現(xiàn)有普通混凝土或高性能混凝土， 其準確性和適用性尚存疑問[6]. 有學者通過建立自收縮與常用易得的強度指標建立聯(lián)系， 提出更為直接實用且精確度較高的自收縮預測模型[11-12]. 以上的研究盡管多針對普通混凝土或高性能混凝土， 但通過強度預測自收縮發(fā)展對UHPC收縮預測具有一定的借鑒意義.

此外， 對于約束下UHPC的研究并不充分. 圓環(huán)約束作為標準方法廣泛應用于水泥基材料早齡期的開裂測試[13]， 對約束條件下收縮應力解析有較為完善的理論， 可探討計算不同密閉條件下殘余應力、 應力松弛等[14-16]. Hossain 和Weiss等[17-18]以不同干燥條件、 約束水平和水膠比等為主要因素， 開展大量的約束收縮試驗研究. 王國杰等[19]對干燥收縮、 自收縮分別進行研究， 并建議工程中應區(qū)分以干燥收縮或自生收縮為主的構(gòu)件， 有針對性地優(yōu)化配合比.

綜上可知， 粉煤灰UHPC自由收縮、 力學性能與約束收縮等相結(jié)合的研究和實測數(shù)據(jù)不足. 基于此， 以粉煤灰替代硅灰50%作為試驗組， 針對性開展自由收縮、 力學性能(抗壓強度、 彈性模量與劈裂強度)與圓環(huán)約束收縮等試驗， 研究粉煤灰UHPC的收縮與力學性能發(fā)展影響和兩者之間的相關(guān)性， 分析圓環(huán)約束條件下的開裂性能.

1 原材料與測試方法

1.1 原材料與配合比設計

試驗中采用福建煉石牌P.O 42.5普通硅酸鹽水泥； 硅灰產(chǎn)于西寧鐵合金廠， 其SiO2的質(zhì)量分數(shù)大于等于90%， 比表面積為18.9 m2·g-1， 密度2.0 g·cm-3； 石英砂為上海津沅石英砂有限公司生產(chǎn)； 鋼纖維為直線型冷拔鋼絲纖維， 產(chǎn)于武漢漢森鋼纖維有限公司， 直徑0.2 mm， 長度13 mm， 長徑比為65， 抗拉強度≥2.5 GPa， 彈性模量200 GPa. 粉煤灰產(chǎn)于福州雙騰建材有限公司.

試驗共計2組， 基準組(JZ)和粉煤灰替代50%硅灰(FA組). 試件組水膠比為0.16， 鋼纖維體積摻量為2.0%， 集料為細石英砂， 具體配合比， 見表1.

表1 UHPC配合比設計

1.2 UHPC收縮與力學性能測試

采用埋入式應變計測試方案[7]， 試件尺寸為100 mm×100 mm×515 mm的棱柱體， 測試起始時間為澆筑入模起， 測試終止時間90 d. 采用塑料膜和石蠟作為密閉材料， 分別澆筑密閉與干燥組試件. 試驗裝置與測試見圖1.

基本力學性能試驗分別測試了1、 3、 7、 14、 28、 60與90 d等齡期的抗壓強度、 劈裂強度與彈性模量等指標. 標準養(yǎng)護1 d后拆模， 抗壓強度與劈裂強度分別根據(jù)文獻[20-21]進行， 均采用100 mm×100 mm×100 mm的立方體； 彈性模量根據(jù)文獻[22]進行， 采用DT-20動彈模儀對100 mm×100 mm×400 mm的棱柱體進行測試. 以上材性測試均以3個試件為一組.

圓環(huán)約束試驗以ASTM C 1581-04標準[23]為依據(jù)， 圓環(huán)高度均為152 mm. 內(nèi)鋼環(huán)沿環(huán)向共設置4個應變片， 采用全橋貼片方式. 每組試件測得的應變?nèi)?個測點的平均值， 試驗數(shù)值可靠度已驗證[19]. 測試環(huán)境為溫度(20±2)℃， 濕度(60±5)%恒溫恒濕室內(nèi).

圖1 收縮試驗Fig.1 Shrinkage test

2 結(jié)果與分析

2.1 UHPC自由收縮

參考文獻[7-8]， 通常采用密閉條件來實現(xiàn)自收縮(εas)和干燥收縮(εds)的分離， 圖2給出JZ組與FA組收縮測試結(jié)果. 由圖2(a)可知， 兩組的總收縮(εts)和自收縮(εas)的發(fā)展較為相似. 以自收縮為例， 大致分三個階段： 0～7 d為早期， 收縮增長較快； 7～28 d為中期， 收縮緩慢增長； 28 d后為穩(wěn)定期， 收縮基本不變， 測試90 d結(jié)束. 與總收縮和自收縮不同， 干燥收縮呈現(xiàn)早期(0～2 d)隨時間發(fā)展先增大， 2～28 d內(nèi)隨時間發(fā)展呈現(xiàn)下降趨勢(其中2～14 d內(nèi)下降較快， 14～28 d下降較為緩慢). 相比JZ組在28 d趨于穩(wěn)定， FA 組60 d基本上趨于穩(wěn)定， 穩(wěn)定期延后原因之一： FA的火山灰活性低于硅灰， 替代后能降低早期自收縮， 而自身具有的火山灰效應， 在后期仍會增加自收縮. 截止目前90 d的觀測， 尚未發(fā)現(xiàn)文獻[10]中后期出現(xiàn)的“回脹”現(xiàn)象.

圖2 收縮測試結(jié)果Fig.2 Result of shrinkage

由圖2(b)可知： UHPC自收縮占總收縮的比例隨齡期的發(fā)展呈現(xiàn)先降低后增加的趨勢， 即在0～2 d內(nèi)下降， 降幅在10%以內(nèi)， 2 d后上升. 在2 d時， 自收縮所占比例最小. 原因是試驗起始測試時間為澆筑入模開始， 在1 d后拆模， 因此在1～2 d干燥收縮會更明顯， 進而導致自收縮所占比例最低. 自收縮占總收縮比例總體上(3 d后)呈現(xiàn)上升趨勢， 28 d后基本穩(wěn)定， 所占比例范圍在86.6%～96.9%, 其中FA組中的自收縮所占比例較高， 約占95%以上. 干燥收縮占總收縮的比例與自收縮呈現(xiàn)相反趨勢， 不再贅述.

由圖2(c)可知： FA組在1～14 d的自收縮占JZ組的49.0%～62.9%， 降幅在51.0%～37.1%； 在28～60 d占JZ組的71.8%～78.0%， 降幅在28.2%～22.0%， 由此說明FA能夠降低UHPC自收縮， 在早期效果尤為明顯， 而隨齡期增大， 對自收縮的降低幅度逐漸減小.

2.2 UHPC力學性能

圖3(a)～(c)為JZ組與FA組的抗壓強度、 彈性模量、 劈裂強度等依時性的結(jié)果， 可知在28 d時力學性能值均基本穩(wěn)定； 圖3(d)為FA組的不同齡期下的抗壓強度、 彈性模量、 劈裂強度與JZ組對比.

圖3 力學性能測試結(jié)果Fig.3 Result of mechanical property

由圖3(a) 可知， 抗壓強度在0～7 d快速增長， 約占28 d的68.6% ～78.3%； 7～28 d緩慢增長； 28 d后基本穩(wěn)定， 增幅在5%內(nèi). 由圖3(b) 可知， 彈性模量在0～3 d快速增長， 約占28 d的90.3%～95.8%； 3～28 d增長較緩， 增幅在5%以內(nèi)； 28 d后基本穩(wěn)定. 由圖3(c) 可知， 劈裂強度在0～3 d快速增長， 約占28 d的75.4%～81.0%； 7～28 d增長較緩； 28 d后基本穩(wěn)定.

由圖3(d) 可知， FA的摻入會降低UHPC的抗壓強度和彈性模量， 但影響不大， 降幅在5%～10%內(nèi)； 會提高UHPC的劈裂強度， 如7 d、 28 d時分別提高約20.0%、 19.2%. 原因分析： 一方面， FA的火山灰活性低于硅灰， 能緩解早期的水化反應， 故早期的力學性能低于JZ組， 以抗壓強度和彈性模量降低較為明顯， 但隨著齡期增長， 在參與水化后FA表面會出現(xiàn)大量的粘結(jié)強度高的水化硅酸鈣纖維狀晶體， 會進一步提高其力學性能， 尤其能提高劈裂強度； 另一方面， 在形態(tài)上， FA是多類粒徑顆粒形狀的聚集體， 使得其在UHPC的拌合物中具有顯著的形態(tài)效應， 而在粒徑上， FA在水泥和硅灰之間， 具有填充效應. 此外， 結(jié)合上文分析， FA可降低UHPC中的收縮， 因此有望降低內(nèi)部的收縮應力進一步提高劈裂強度.

2.3 自收縮與力學性能相關(guān)性

參考江晨暉等[24]的研究， 基于抗壓強度與孔隙率、 自收縮與孔隙平均半徑的關(guān)系等， 由孔隙率與孔隙尺寸之間的相關(guān)性， 可預測自收縮(εas)與抗壓強度(fc)之間必然存在一定關(guān)聯(lián)性， 并采用二次多項式表達如下式.

(1)

式中：εas(t)為齡期t時自收縮；εas(28)為齡期28 d時自收縮；fc(t)為齡期t時抗壓強度；fc(28)為齡期28 d時的抗壓強度；u、v、w為該模型的非變量參數(shù)， 可通過試驗數(shù)據(jù)的擬合分析得到.

UHPC抗壓強度的預測公式可參考歐洲規(guī)范CEB-FIP Model Code 1990[25]， 如下式. 其中：βc(t)為齡期t時抗壓強度發(fā)展系數(shù)；c為混凝土本身性質(zhì)有關(guān)的系數(shù)， 與齡期無關(guān).

fc(t)=βc(t)·fc(28)

(2)

(3)

圖4給出JZ、 FA組的抗壓強度與自收縮相關(guān)性的擬合結(jié)果， 其中JZ、 FA組預測結(jié)果的殘差平方分別為0.917、 0.993， 也即抗壓強度發(fā)展與自收縮相關(guān)性明顯. 圖5給出了抗壓強度計算值與試驗值對比， 由圖5可知式(2)～(3)可用于預測UHPC抗壓強度發(fā)展.

圖4 抗壓強度與自收縮相關(guān)性Fig.4 Relationship between compressive strength andautogenous shrinkage

圖5 抗壓強度試驗與計算值對比Fig.5 Test and calculated results of compressive strength

進一步， 在UHPC收縮特性未知的情況下， 可測得7 d、 28 d抗壓強度， 根據(jù)式(2)～(3)， 得到βc(7)， 聯(lián)立式(1)， 得到下式， 通過測試較為易行的抗壓強度來預測收縮的發(fā)展， 可供實際工程參考.

(4)

2.4 圓環(huán)約束UHPC收縮開裂性能

圓環(huán)約束條件與自由狀態(tài)下UHPC收縮有所不同. 密閉條件下， 自收縮作用下鋼環(huán)應變值(εs)在t時刻大于自收縮與環(huán)向干燥共同作用， JZ組與FA組鋼環(huán)應變分別在12.4 d和6.0 d大于環(huán)向干燥條件， 且FA組在6.0 d后的趨勢越來越明顯， 具體結(jié)果見圖6.

由圖6可知根據(jù)鋼環(huán)應變的依時性與t時刻大小， 曲線分4個階段： ① 蟄伏期， 澆筑后的0.5～0.75 d； ② 先下降后上升階段， 其中下降段為蟄伏期后至拆模前， 上升段為澆筑后1.25～1.5 d， 發(fā)生短暫的“膨脹”現(xiàn)象[15]； ③ 拆模后的下降段， 直到t時刻， 該期間， 環(huán)向干燥條件下的鋼環(huán)應變會大于密閉條件； ④t時刻后， 密閉組的鋼環(huán)應變大于干燥組， 直到穩(wěn)定.

圖6 鋼環(huán)應變隨時間發(fā)展Fig.6 Steel strain development with time

由圖6可知： 環(huán)向是否干燥對FA組的影響較大， FA替代硅灰后能夠延緩圓環(huán)約束下UHPC早期收縮發(fā)展， 在7 d前效果明顯. 在7 d后， 密閉條件下鋼環(huán)應變呈快速增大， 在(30±0.5)d時與JZ組相當， 之后保持該趨勢； 而環(huán)向干燥條件下其鋼環(huán)應變增長較為緩慢， 且后期均低于密閉條件， 90 d降低約27.1%.

2.4.1拉應力水平

通常采用拉應力水平θ(t)評價圓環(huán)約束下的開裂性能. 拉應力水平為拉應力(殘余應力)與抗力(抗拉強度， 采用劈拉強度)的比值[13]. 圖7(a)為兩組試件90 d的拉應力水平， 據(jù)圖可知， 在拆模后的7 d內(nèi)， 密閉組的拉應力水平小于環(huán)向干燥組， 而在14 d后密閉組的拉應力水平均大于干燥組， 說明在圓環(huán)約束下的UHPC后期自收縮開裂風險會大于環(huán)向干燥與自收縮共同作用； FA組的拉應力水平均低于JZ組， 在早期效果明顯， 7 d拉應力水平降低近 33.7%.

圖7 圓環(huán)約束下開裂性能Fig.7 Crackingbehavior under ring constraint

已有研究結(jié)果表明， 當早期拉應力水平超過55%時， 開裂的風險較大[13]. JZ組密閉與環(huán)向干燥時拉應力水平均在14 d達到最大， 分別為70.9%、 68.6%， 均高于安全控制值， 開裂風險較大； FA組密閉與環(huán)向干燥時拉應力水平隨齡期呈不斷增大趨勢， 均在60 d時達最大， 分別為58.0%、 48.6%.

以上結(jié)果表明， FA替代硅灰后能夠有效降低與延緩約束下UHPC開裂風險， 環(huán)向干燥時效果更明顯. 采用超聲探測儀尚未發(fā)現(xiàn)內(nèi)部有裂縫產(chǎn)生， 主要因為摻入2%的鋼纖維有利于提升UHPC的抗裂能力， 開裂風險明顯降低.

2.4.2應力松弛率

圓環(huán)試驗中的應力松弛一般用理論彈性應力與殘余應力的差值表示， 理論彈性應力可通過鋼環(huán)的尺寸、 UHPC彈性模量及自由狀態(tài)下的收縮計算得到， 相關(guān)計算參見文獻[17-18]. 應力松弛率采用應力松弛值與理論彈性應力的比值計算得到， 表征UHPC約束收縮下的應力松弛程度.

圖7(b)為兩組試件90 d的應力松弛率， 可知JZ組密閉與環(huán)向干燥時應力松弛率均在14 d達到最小， 分別為23.4%、 38.6%； FA組在60 d時達最小， 分別為0.4%、 26.8%.

前文中， JZ、 FA組在自由狀態(tài)下， 總收縮大于自收縮， 而在受到約束時， UHPC在密閉條件下開裂風險卻更大. 原因可能為密閉條件下自收縮的應力松弛現(xiàn)象不明顯[19]， 而UHPC收縮以自收縮為主， 故在約束條件下， 自收縮導致的開裂問題會更加突出. 此外， FA組的應力松弛率卻均低于JZ組， 主要原因： 一方面， 使用UHPC棱柱體自由狀態(tài)下的收縮會低于UHPC圓環(huán)的徑向收縮, 導致應力松弛率偏低； 另一方面， FA組自由狀態(tài)下的收縮比JZ組降低約20%， 從而導致計算得到應力松弛率會進一步偏低.

3 結(jié)語

1) UHPC自收縮分三個階段： 0～7 d收縮快速增長階段； 7～28 d收縮緩慢增長階段； 28 d后期穩(wěn)定階段； 抗壓強度、 彈性模量、 劈裂強度等基本力學性能隨時間呈現(xiàn)早期快速增長， 28 d基本穩(wěn)定.

2) 自由狀態(tài)下， 粉煤灰替代硅灰(質(zhì)量分數(shù)50%)后能顯著降低UHPC早期自收縮， 且隨時間推移逐漸降低； 會略降低抗壓強度和彈性模量， 降幅范圍均在10%以內(nèi)； 提高劈裂強度， 最大增幅達19.2%.

3) 粉煤灰UHPC的自收縮與抗壓強度相關(guān)性顯著， 采用抗壓強度發(fā)展規(guī)律可用于預測自收縮發(fā)展， 鑒于數(shù)據(jù)與參數(shù)設計有限， 還應作進一步的研究.

4) 采用拉應力水平和應力松弛率綜合評價圓環(huán)約束下UHPC開裂性能， 環(huán)向干燥條件下的開裂風險均低于環(huán)向密閉條件； 粉煤灰的摻入能顯著降低UHPC早期開裂風險.