沙漠砂再生骨料混凝土軸壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線研究*

陳育志, 陳 晨, 宣衛(wèi)紅, 嚴(yán)文龍

(1 金陵科技學(xué)院建筑工程學(xué)院，南京 211169；2 河海大學(xué)土木與交通學(xué)院，南京 210098；3 東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 211189)

0 引言

將廢棄混凝土加工制成再生骨料重新應(yīng)用,不僅減輕了廢棄混凝土造成的環(huán)境壓力,還可以大幅度減小對(duì)自然資源的開(kāi)采。由于再生骨料包裹著舊砂漿,具有高壓碎值和高孔隙率等特點(diǎn),導(dǎo)致再生骨料混凝土抗壓強(qiáng)度偏低,通常比天然骨料混凝土低10%以上[1-2]。MCGINNIS M J等[3]選用來(lái)自美國(guó)四個(gè)不同地區(qū)的再生骨料,再生骨料替換率為50%時(shí)混凝土強(qiáng)度降低了16.6%,替換率為100%時(shí)降低了26.4%。肖建莊等[4-5]針對(duì)再生粗、細(xì)骨料混凝土的力學(xué)性能進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究,提出了纖維增強(qiáng)和3D打印等改性方法制備高性能再生混凝土的方案。再生骨料的資源化利用為建筑固體廢棄物的高效處置和砂石資源循環(huán)利用提供了巨大潛力。

在全國(guó)大部分河流、湖泊嚴(yán)禁商業(yè)采砂的大背景下,采用資源豐富的沙漠砂代替河砂制備混凝土有望成為解決河砂“饑荒”切實(shí)可行的途徑之一。目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)沙漠砂混凝土力學(xué)性能進(jìn)行了許多研究,不少試驗(yàn)研究表明沙漠砂可以應(yīng)用于實(shí)際工程中。SEIF E S S A等[6-7]采用埃及和沙特阿拉伯沙漠砂制備混凝土,實(shí)測(cè)混凝土的抗壓強(qiáng)度隨著沙漠砂摻量增加而降低,沙漠砂不超過(guò)細(xì)骨料總體積的50%時(shí),可作為混凝土和砂漿的細(xì)骨料。KAUFMANN J[8]采用硫鋁酸鈣水泥和石膏作為膠凝材料,石膏生成的大量鈣礬石能夠填充沙漠砂粒之間的空隙,形成致密的微觀結(jié)構(gòu),從而改善沙漠砂混凝土的力學(xué)性能,并提高沙漠砂的用量。YAN W等[9]為促進(jìn)沙漠砂的工程應(yīng)用,開(kāi)展了沙漠砂混凝土配合比優(yōu)化研究,并給出了適用于不同施工要求的沙漠砂混凝土配合比設(shè)計(jì)參數(shù)。劉海峰等[10-14]系統(tǒng)研究了沙漠砂摻量、水膠比、摻合料對(duì)混凝土強(qiáng)度和抗?jié)B、凍融耐久性能的影響,以及高溫后沙漠砂混凝土的強(qiáng)度變化,研究表明沙漠砂混凝土的力學(xué)和耐久性隨著沙漠砂摻量的增加均呈現(xiàn)先提高后降低的趨勢(shì)。秦?fù)碥姷萚15]基于聲發(fā)射技術(shù)對(duì)沙漠砂混凝土受壓損傷過(guò)程進(jìn)行了分析,并建立了沙漠砂混凝土損傷演化模型。李志強(qiáng)等[16-19]開(kāi)展了沙漠砂混凝土梁抗彎、剪作用以及框架柱抗震性能研究,從鋼筋混凝土構(gòu)件角度研究了沙漠砂混凝土的工程適用性。

上述研究表明,在合適的摻量下沙漠砂混凝土各項(xiàng)性能均能夠達(dá)到工程需求,呈現(xiàn)出較好的應(yīng)用前景。目前關(guān)于沙漠砂再生骨料混凝土(desert sand recycled aggregate concrete, DSRAC)的研究還比較少,本文以再生骨料為粗骨料,以不同摻量的沙漠砂取代普通河砂,開(kāi)展了DSRAC軸心受壓試驗(yàn),研究沙漠砂對(duì)再生骨料混凝土力學(xué)性能的影響,為DSRAC工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)材料

水泥為海螺牌P·O 42.5普通硅酸鹽水泥,礦粉為S95級(jí)磨細(xì)?；郀t礦粉。水泥、礦粉的比表面積分別為378m2/kg和420m2/kg,礦粉、水泥的化學(xué)組成如表1所示。

表1 膠凝材料的化學(xué)組分含量/%

粗骨料全部采用再生骨料,最大公稱粒徑為26.5mm,松散堆積密度為1264.5kg/m3,吸水率為4.9%,壓碎值為15.2%,達(dá)到壓碎指標(biāo)Ⅱ類。細(xì)骨料分為河砂和沙漠砂,其中河砂細(xì)度模數(shù)2.486,沙漠砂取自塔克拉瑪干沙漠,細(xì)度模數(shù)0.106。粗、細(xì)骨料如圖1所示,骨料級(jí)配曲線如圖2所示。

圖1 試驗(yàn)用粗、細(xì)骨料

圖2 骨料級(jí)配曲線

1.2 混凝土配合比

DSRAC的配合比如表2所示,水灰比為0.3,礦粉摻合料取代水泥率為50%,砂率為0.46,減水劑采用江蘇某公司生產(chǎn)的PCA聚羧酸高性能減水劑,摻量為膠凝材料的0.7%。為研究不同沙漠砂摻量對(duì)再生骨料混凝土的影響,本文沙漠砂取代河砂的比例依次為0%、20%、40%和60%,對(duì)應(yīng)試件編號(hào)為DSRAC0、DSRAC20、DSRAC40和DSRAC60。

表2 DSRAC配合比/(kg/m3)

1.3 加載與測(cè)量方案

試件采用圓柱形鋼模板澆筑而成,試件尺寸為直徑150mm、高300mm,每組配比制備3個(gè)試件。加載設(shè)備采用杭州某公司生產(chǎn)的高剛度液壓伺服壓力試驗(yàn)機(jī)(圖3),最大荷載3000kN,可以采用荷載和位移兩種參數(shù)控制加載過(guò)程,本文試驗(yàn)加載過(guò)程采用位移控制,加載速度1mm/min(約5με/s)。

圖3 壓力試驗(yàn)機(jī)

軸壓試驗(yàn)對(duì)試件加載面的平整度要求較高,加載面不平整會(huì)造成試件與加載板之間局部接觸并導(dǎo)致試件承受劈拉作用,峰值荷載會(huì)大幅降低。為消除加載面不平整對(duì)承載力的影響,加載前先用打磨機(jī)將試件澆筑面磨平,然后采用高強(qiáng)石膏粉加水?dāng)嚢?在試件兩端面與加載板之間涂一層石膏漿,在石膏硬化之前預(yù)加約10kN荷載以將多余石膏漿擠出,確保石膏層較薄而且石膏拌合物會(huì)填充試件與加載板之間的間隙,石膏硬化后使試件與加載板之間接觸密實(shí),從而使試件端面受到均布荷載作用。

測(cè)量裝置如圖4所示,試件變形通過(guò)應(yīng)變片和LVDT位移傳感器兩種方法測(cè)量。在試件表面中間高度位置沿軸向和環(huán)向各粘貼2個(gè)應(yīng)變片,用于測(cè)量試件在軸壓作用下的豎向和橫向變形。在加載達(dá)到峰值后試件會(huì)出現(xiàn)明顯開(kāi)裂現(xiàn)象,混凝土表面甚至剝落,因此應(yīng)變片難以測(cè)得加載后期的試件變形,如圖5所示。在試件兩端加載鋼板上沿試件軸向安裝兩個(gè)LVDT位移傳感器,測(cè)量過(guò)程不受試件開(kāi)裂的影響,但由于測(cè)量范圍包括部分鋼板和石膏墊層,其測(cè)量值會(huì)大于試件變形,其中鋼板的變形值可以通過(guò)計(jì)算扣除,石膏墊層的壓縮變形值雖然很小但無(wú)法消除。本文試驗(yàn)將應(yīng)變片和LVDT位移傳感器接入TDS530靜態(tài)應(yīng)變儀,試件變形在荷載達(dá)到峰值前采用應(yīng)變片測(cè)量數(shù)據(jù),在達(dá)到峰值試件出現(xiàn)裂縫后采用LVDT位移傳感器測(cè)量數(shù)據(jù),從而更加精準(zhǔn)獲得整個(gè)加載過(guò)程中的試件變形。

圖4 測(cè)量裝置

圖5 加載過(guò)程中應(yīng)變片和LVDT測(cè)量值

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

不同沙漠砂摻量DSRAC軸壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖6所示,其中NAC0是采用天然粗骨料和河砂按照相同配比制備的普通混凝土。由圖6可以看出,DSRAC與普通混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€形狀相似,應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段近似線性,在達(dá)到峰值應(yīng)力前試件無(wú)明顯可見(jiàn)裂縫,達(dá)到峰值應(yīng)力時(shí)可以看到細(xì)小裂縫的形成并快速形成宏觀豎向裂縫,此時(shí)荷載快速下降形成較陡峭的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,直至應(yīng)力降至峰值應(yīng)力20%～25%時(shí),應(yīng)力-應(yīng)變曲線轉(zhuǎn)為緩慢降低趨勢(shì),DSRAC在軸壓作用下呈現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征。從圖6中還可以看出,再生骨料混凝土的強(qiáng)度和彈性模量明顯低于普通混凝土,主要原因是再生骨料的內(nèi)部初始缺陷較多。

圖6 混凝土軸壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.2 軸心抗壓強(qiáng)度

不同沙漠砂摻量DSRAC的軸心抗壓強(qiáng)度如表3所示,相比對(duì)照組DSRAC0,摻20%和40%沙漠砂的DSRAC軸心抗壓強(qiáng)度分別提高了14.0%和6.1%,而當(dāng)沙漠砂摻量達(dá)到60%后,抗壓強(qiáng)度出現(xiàn)負(fù)增長(zhǎng)。DSRAC的軸壓強(qiáng)度隨著沙漠砂替代率的增加呈先增大后減小的趨勢(shì),替代率為20%時(shí)強(qiáng)度最大。適量摻加沙漠砂,其微細(xì)顆粒使再生骨料混凝土更加密實(shí),強(qiáng)度有所提高,但沙漠砂摻量過(guò)多時(shí),細(xì)骨料表面積的大幅增加會(huì)使得水泥膠凝組分的厚度相對(duì)變薄,砂漿黏聚性變差,砂漿與再生骨料的黏結(jié)力下降,DSRAC強(qiáng)度轉(zhuǎn)而降低。沙漠砂摻量過(guò)多時(shí),應(yīng)適當(dāng)增加水泥膠凝材料用量。

表3 不同沙漠砂摻量DSRAC軸心抗壓強(qiáng)度/MPa

2.3 彈性模量

混凝土彈性模量取應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€上升段0.4fu(峰值應(yīng)力)處的割線模量。不同沙漠砂摻量DSRAC的彈性模量如表4所示,DSRAC的彈性模量隨著沙漠砂替代率的增加呈先增大后減小的趨勢(shì),摻加20%、40%和60%沙漠砂的DSRAC彈性模量比未摻加沙漠砂的試件依次提高了6.9%、10.5%和5.0%,替代率為40%時(shí)彈性模量最大。沙漠砂對(duì)DSRAC彈性模量的影響機(jī)理與對(duì)強(qiáng)度的影響類似,適量摻加沙漠砂提高了DSRAC骨架體系的密實(shí)性,使得彈性模量增大,過(guò)多的沙漠砂將導(dǎo)致DSRAC骨料界面處的黏結(jié)能力下降,彈性模量降低。

表4 不同沙漠砂摻量DSRAC彈性模量/GPa

2.4 峰值應(yīng)變

不同沙漠砂摻量DSRAC的峰值應(yīng)變?nèi)绫?所示。試驗(yàn)結(jié)果顯示,隨著沙漠砂摻量的增加,DSRAC峰值應(yīng)變未呈現(xiàn)規(guī)律明顯的變化趨勢(shì)。沙漠砂對(duì)再生骨料混凝土的變形能力影響較復(fù)雜,摻入少量的沙漠砂提高了混凝土的密實(shí)性,砂漿黏聚性也較好,峰值應(yīng)變有明顯提高。當(dāng)沙漠砂摻量過(guò)多時(shí),由于砂漿黏聚力的降低導(dǎo)致混凝土強(qiáng)度降低,對(duì)應(yīng)較小的峰值應(yīng)變,但沙漠砂的微細(xì)顆粒在砂漿內(nèi)部起到了“潤(rùn)滑”的作用,使混凝土出現(xiàn)較大的變形,如圖7試件破壞斷面所示,隨著沙漠砂摻量的增加,試件內(nèi)部能夠看到明顯的粉狀沙漠砂顆粒。

圖7 DSRAC軸壓破壞面

表5 不同沙漠砂摻量DSRAC峰值應(yīng)變/με

2.5 橫向變形系數(shù)

混凝土橫向變形系數(shù)是荷載作用下試件橫向變形與縱向變形的比值,是反映混凝土變形能力的參數(shù)之一?；炷磷鳛闇?zhǔn)脆性材料,其橫向變形數(shù)值較小,測(cè)量誤差大,目前關(guān)于DSRAC橫向變形系數(shù)的研究較少。本文試驗(yàn)中同時(shí)測(cè)得了DSRAC軸壓過(guò)程中橫向應(yīng)變和豎向應(yīng)變,將兩者的比值(橫向變形系數(shù))繪制曲線,如圖8所示。

圖8 DSRAC橫向變形系數(shù)取值示意圖

由圖8可以看出,在加載初始階段和接近峰值階段,橫向變形系數(shù)存在較大離散性,主要原因是加載初始階段試件變形較小,測(cè)量誤差對(duì)測(cè)量結(jié)果影響較大,而在接近峰值應(yīng)力階段,由于試件內(nèi)部積累了大量微裂縫,試件的橫向變形增長(zhǎng)加快,造成橫向系數(shù)呈逐漸增大趨勢(shì)。在0.2fu～ 0.5fu范圍內(nèi)存在一較穩(wěn)定區(qū)間,取該段橫向系數(shù)均值得到橫向變形系數(shù)。對(duì)各組試件的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行計(jì)算得到不同沙漠砂摻量DSRAC的橫向變形系數(shù),如表6所示。由表6可以看出,隨著沙漠砂摻量增加,橫向變形系數(shù)呈先增大后減小的趨勢(shì),摻量20%時(shí)最大。

表6 不同沙漠砂摻量DSRAC橫向變形系數(shù)

2.6 本構(gòu)模型

為了更加深入地了解DSRAC的受壓變形及破壞過(guò)程,有必要建立其本構(gòu)模型。根據(jù)2.1節(jié)中分析得到DSRAC軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€與普通混凝土相似,本文將在普通混凝土本構(gòu)模型的基礎(chǔ)上進(jìn)一步建立DSRAC的本構(gòu)模型。常見(jiàn)的普通混凝土本構(gòu)模型有Saenz L P模型[20]、Carrerira D J模型[21]、過(guò)鎮(zhèn)海模型[22]和Yang K H模型[23]等,模型方程如表7所示。對(duì)圖6中應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行歸一化處理后采用上述模型對(duì)DSRAC應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段與下降段分別進(jìn)行擬合,擬合結(jié)果如表8所示。

表7 混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€模型

從表8擬合結(jié)果可以看出,Carrerira D J模型和Yang K H模型與DSRAC應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段更加吻合,過(guò)鎮(zhèn)海模型擬合結(jié)果中出現(xiàn)了初始模量小于峰值應(yīng)力處割線模量的情況,與試驗(yàn)曲線不符,而對(duì)于DSRAC應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段,Saenz L P模型和過(guò)鎮(zhèn)海模型擬合程度較高。因此,本文建議DSRAC軸壓本構(gòu)模型采用分段式方程表示,加載上升段采用Carrerira D J模型,加載峰值后下降段采用過(guò)鎮(zhèn)海模型,表達(dá)式如式(1)和(2)所示:

(1)

(2)

式中a和b為模型形狀系數(shù)。

對(duì)不同沙漠砂摻量DSRAC模型形狀系數(shù)的擬合結(jié)果進(jìn)行二次擬合分析,得到模型形狀系數(shù)與沙漠砂摻量的關(guān)系如下:

(R2=0.998)

(R2=0.997)

式中sd為沙漠砂摻量,%。

為驗(yàn)證模型的有效性,各組試件的試驗(yàn)曲線與模型曲線對(duì)比如圖9所示,DSRAC應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段與模型吻合較好,下降段趨勢(shì)與模型較一致,由于DSRAC峰值后破壞呈現(xiàn)明顯的脆性,其峰值后變形存在一定的離散型,峰值后應(yīng)力-應(yīng)變曲線與模型存在一定的偏差。

圖9 試驗(yàn)曲線與模型曲線對(duì)比

3 結(jié)論

(1) 沙漠砂微細(xì)顆粒與再生骨料混凝土有著較好的互補(bǔ)性,隨著沙漠砂摻量的增加,再生骨料混凝土強(qiáng)度、彈性模量和橫向變形系數(shù)呈現(xiàn)先增大后降低的趨勢(shì),其中強(qiáng)度和橫向變形系數(shù)在沙漠砂摻量為20%時(shí)最大,彈性模量在沙漠砂摻量為40%時(shí)最大。

(2) DSRAC軸壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線與普通混凝土相似,基于Carrerira D J模型和過(guò)鎮(zhèn)海模型擬合得到了不同沙漠砂摻量DSRAC的軸壓本構(gòu)模型,模型能夠準(zhǔn)確反映DSRAC在軸壓作用下的力學(xué)特征。

(3) 采用試件表面粘貼應(yīng)變片和外夾式LVDT分別采集荷載峰前和峰后應(yīng)變,消除了試件開(kāi)裂以及加載板間隙等因素對(duì)測(cè)量精度的影響,能夠更準(zhǔn)確地測(cè)得軸壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€。