再生塊體混凝土的單軸受壓試驗

蔡敏偉， 王衛華， 董毓利， 洪鐵東， 陳香蓉， 郭秀泉

(1. 華僑大學 土木工程學院， 福建 廈門 361021；2. 華僑大學 廈門市抗火綜合防災工程技術研究中心， 福建 廈門 361021)

20世紀90年代以來，我國面臨許多鋼筋混凝土結構的修復和拆除問題，由此產生大量的建筑廢棄物，其中，廢棄混凝土約占建筑垃圾的48.4%[1]，合理利用廢棄混凝土可以保護環境，減少固體廢棄物排放，節約資源和能源.再生骨料孔隙率較高、初始裂縫多、吸水性大[2]，與普通混凝土的力學性能差異較大.肖建莊等[3-4]、陳宗平等[5-6]針對再生骨料混凝土的受壓力學性能進行研究.吳波等[7]將廢棄混凝土拆解成特征尺寸為60～300 mm的塊體混凝土[8]，直接應用于構件中，形成再生混合混凝土構件，并進行靜力和抗震性能的研究[9-11].張金鎖[12]研究廢棄混凝土塊體的取代率、新舊混凝土的抗壓強度差等因素對再生混合混凝土立方體試件抗壓強度的影響.Wu等[13]發現當新舊混凝土抗壓強度差較大時，廢舊混凝土塊體對再生塊體混凝土抗壓強度的影響較為明顯，并提出抗壓強度的預測公式.此外，吳波等[14]發現隨著舊混凝土取代率的增加，試件組合抗壓強度、彈性模量均呈降低趨勢.劉春暉[15]發現在特征比不變的情況下，尺寸效應對再生混凝土立方體試件的彈性模量、峰值應變的影響可以忽略不計.目前，關于再生塊體混凝土棱柱體試件受壓力學性能的報道較為少見[12-15].基于此，本文對18個再生塊體混凝土立方體試件和18個棱柱體試件進行單軸受壓試驗，分析不同因素對再生塊體混凝土受壓力學性能的影響.

1 試驗概況

1.1 試件制作

制作18個再生塊體混凝土立方體試件和18個棱柱體試件，每3個標準試件為1組，共分為6組立方體試件和6組棱柱體試件.

試件的設計參數，如表1所示.表1中：N為試件數量；l,b,h分別為試件的長、寬和高；fo為舊混凝土的抗壓強度；η為舊混凝土的取代率;試件組編號Cu表示立方體試件，Pr表示棱柱體試件，R1～R3對應不同的舊混凝土的抗壓強度，0～0.3對應不同的舊混凝土的取代率；Cu-R1-0，Pr-R1-0中舊混凝土的取代率為0，即新混凝土試件.

表1 試件的設計參數Tab.1 Design parameters of specimens

(a) 舊混凝土塊體 (b) 試件的澆筑圖1 舊混凝土塊體和試件的澆筑Fig.1 Demolished concrete lumpsand casting of specimen

將廢舊混凝土(剪力墻、梁和柱等)人工拆解成特征尺寸為50～60 mm的塊體.選用抗壓強度分別為26.7，45.0，87.6 MPa的3種舊混凝土塊體.舊混凝土塊體和試件的澆筑，如圖1所示.在澆筑前，先將舊混凝土塊體用網兜編號裝好，置于自來水池內，提前充分浸泡24 h，使其吸足水分并洗凈表面浮塵.在澆筑過程中，先在試模底部倒入一層厚度約為20～30 mm的新混凝土；然后，將舊混凝土塊體與新混凝土交替放入試模內，充分振搗，使兩者能充分接觸.

新混凝土的抗壓強度等級為C30，采用紅獅牌42.5R普通硅酸鹽水泥，碎石粒徑為16.0～31.5 mm，坍落度為120 mm.

新混凝土的配合比，如表2所示.表2中：δ為含砂率；ρ為材料的用量.新混凝土的28 d立方體試件的抗壓強度為42.3 MPa.

表2 新混凝土的配合比Tab.2 Mix proportions of new concrete

1.2 試驗加載裝置及加載制度

在華僑大學結構實驗室SHT4206型電液伺服萬能試驗機上進行試驗.試件的加載裝置，如圖2所示.圖2中：棕黃色橡膠帶用來固定聲發射傳感器探頭.

(a) 立方體試件 (b) 棱柱體試件圖2 試件的加載裝置Fig.2 Loading setup of specimens

采用全程位移控制的加載制度，立方體試件的加載速率[16]為3 μm·s-1，棱柱體試件的加載速率為6 μm·s-1.為了測量棱柱體試件的彈性模量和泊松比，在沿試件高度的中軸線處粘貼混凝土應變片；在棱柱體試件上部左右對稱布置兩個高精度位移計，以記錄試件的壓縮變形；應變、荷載和位移則由計算機自動采集.

2 結果與分析

2.1 試驗現象

在加載初期，立方體與棱柱體試件的表面未觀察到裂紋開展；隨著荷載的增加，試件表面逐漸出現細微裂紋.當荷載P為峰值荷載Pu的60%(P=0.6Pu)時，在立方體試件中部可觀察到裂紋逐漸擴展，且伴有細小的開裂響聲；當荷載達到峰值荷載(P≥Pu)后，立方體試件的裂紋發展變寬且較快，荷載突然降低而喪失承載力.當荷載為峰值荷載的60%～80%(P=0.6Pu～0.8Pu)時，棱柱體試件的裂縫首先在中部出現，與豎向約呈30°夾角斜向發展;隨著荷載的增加，裂縫的長度和寬度逐漸增大，達到峰值荷載(P≥Pu)后，棱柱體試件中部可見明顯裂紋，裂紋最寬處約為1.5 mm.再生塊體混凝土試件的裂紋開展較穩定，破壞過程較緩慢，這一破壞過程與文獻[17]的情況類似.

再生塊體混凝土立方體試件和棱柱體試件的典型破壞過程，如圖3，4所示.圖3,4中：試件編碼的最后一位數字對應每組的3個試件(1～3).

(a) 加載初期 (b) P=0.6Pu (c) P≥Pu (d) 試驗結束 圖3 立方體試件的典型破壞過程(Cu-R1-0.3-3)Fig.3 Typical failure process of cubic specimen (Cu-R1-0.3-3)

(a) 加載初期 (b) P=0.6Pu～0.8Pu (c) P≥Pu (d) 試驗結束 圖4 棱柱體試件的典型破壞過程(Pr-R2-0.2-3)Fig.4 Typical failure process of prism specimen (Pr-R2-0.2-3)

加載結束后，試塊斷裂面的典型破壞形態,如圖5所示.由圖5可知：添加低抗壓強度舊混凝土的試件的新舊骨料界面難以辨別，新混凝土與舊混凝土結合良好；而添加高抗壓強度(87.6 MPa)舊混凝土的棱柱體試件在新舊混凝土的結合界面上出現破壞現象.再生塊體混凝土試件的破壞形態與新混凝土試件基本一致，都是形成兩個近似對頂的角錐形狀.

(a) Cu-R1-0-3 (b) Cu-R1-0.2-3 (c) Cu-R3-0.2-1 (d) Pr-R1-0-3 (e) Pr-R1-0.1-3 (f) Pr-R3-0.2-1 圖5 試件斷裂面的典型破壞形態Fig.5 Typical failure mode of fracture surfaces of specimens

2.2 抗壓強度實測結果分析

參照文獻[18]，對不同參數下的每組3個標準試件的抗壓強度取平均值，將其作為立方體試件的代表抗壓強度fcu和棱柱體試件的代表抗壓強度fc.各組試件抗壓強度的相關參數，如表3所示.

由表3可以得到以下4點結論.1) 當新舊混凝土抗壓強度差(46.2-26.7=19.5 MPa)相同時，隨著舊混凝土的取代率從0增加至30%， 立方體試件與棱柱體試件的抗壓強度均逐漸降低， 立方體試件的抗壓強度下降20.1%，棱柱體試件的抗壓強度下降32.8%.2) 當再生塊體混凝土的取代率相同時，隨著舊混凝土抗壓強度的提高，立方體試件和棱柱體試件的抗壓強度呈上升趨勢，這與文獻[19]在低抗壓強度新混凝土中添加高抗壓強度的舊混凝土塊體而呈現的抗壓強度值的增大規律一致.3) 當舊混凝土的抗壓強度(45.0 MPa)與新混凝土的抗壓強度(46.2 MPa)基本相同時，立方體試件的抗壓強度比新混凝土試件略高，但棱柱體試件的抗壓強度卻比新混凝土試件略低.4) 再生塊體混凝土棱柱體試件與立方體試件的抗壓強度之比為0.78～0.83，平均值為0.80，小于新混凝土對比試件的比值0.94，該值仍比GB 50010-2010《混凝土結構設計規范》[20]要求的比值(0.76)略高，但與試件抗壓強度換算公式相比，其值仍在安全范圍之內.

表3 各組試件的抗壓強度的相關參數Tab.3 Relevant parameters of compressive strength of each groups pecimens

再生塊體混凝土由新混凝土和舊混凝土兩部分混合組成，故組合的抗壓強度與兩者的混凝土抗壓強度存在一定關系.文獻[12-13]分別提出了不同的立方體試件的組合抗壓強度公式，即

fcu，com，300=fcu,new,300(1-η)+fcu,old,300×η，

(1)

fcu，com，300=(fcu,old,300/fcu,new,300)0.86η×fcu,new,300(1-η)+(fcu,new,300/fcu,old,300)1.1η×fcu,old,300η.

(2)

式(1)，(2)中：fcu，com，300表示邊長為 300 mm 的立方體試件的組合抗壓強度；fcu，new，300，fcu，old，300分別為邊長為300 mm的立方體試件中新混凝土和舊混凝土的抗壓強度.

式(1)適用于新舊混凝土的抗壓強度差小于15 MPa的情況，式(2)適用于新舊混凝土的抗壓強度差為41～86 MPa的情況[12-13].文獻[14]將式(1),(2)應用于棱柱體試件，并建議將兩式計算結果的平均值作為抗壓強度的預測值.在文中新舊混凝土抗壓強度差的范圍內，立方體試件及經轉換后的棱柱體試件的抗壓強度皆采用式(1)，(2)進行計算.

表4 抗壓強度的計算值與試驗值的對比Tab.4 Comparisons between calculated and measured compressive strengths

(a) 試驗值與計算值 (b) 試驗值與計算平均值圖6 試件抗壓強度的計算值與試驗值對比Fig.6 Comparison of calculated results of specimens compressive strength with test results

2.3 彈性模量實測結果分析

將每組中3個棱柱體試件的彈性模量平均值作為該組再生塊體混凝土的彈性模量的代表值.棱柱體試件組的實測結果，如表5所示.表5中：E為彈性模量；εmax為峰值應變；μ為泊松比；β,θ分別為峰值應力比和峰值應變比，即再生塊體混凝土與新混凝土峰值應力或應變的比值.

由表5可以得到以下2點結論.1) 當新舊混凝土的抗壓強度差相同時，棱柱體試件的彈性模量隨取代率的增大而降低，當取代率從0增加至30%時，彈性模量降低11.9%左右.2) 當舊混凝土的取代率相同時，棱柱體試件的彈性模量與舊混凝土的抗壓強度有一定的關系，添加比新混凝土抗壓強度低(26.7,45.0 MPa)的舊混凝土試件的彈性模量比新混凝土試件組的彈性模量降低4.2%，6.1%，而添加抗壓強度更高(87.6 MPa)的舊混凝土的試件組與新混凝土試件組的彈性模量基本相當.

表5 棱柱體試件組的實測結果Tab.5 Measured results of prism specimens

2.4 峰值應變實測結果分析

應力-應變曲線峰值處的應力對應的應變為峰值應變.由表5可知:棱柱體試件的峰值應變范圍為1.913×10-3～2.238×10-3;取代率對棱柱體試件與新混凝土試件峰值應力比影響較大，當取代率從0增加至30%時，峰值應力下降33%，當取代率在10%以內時，取代率對峰值應變的影響較小，波動范圍在12%內，當取代率超過10%后，峰值應力比和峰值應變比隨著取代率的增加而下降，且下降趨勢基本一致；添加高抗壓強度的舊混凝土試件的峰值應變與新混凝土試件基本一致.

2.5 泊松比實測結果分析

由表5還可知:在彈性階段，再生塊體混凝土的泊松比范圍為0.206～0.220，平均值為0.212，與普通混凝土的泊松比(0.180～0.220)相差不大；當新舊混凝土抗壓強度差不變時，再生塊體混凝土比新混凝土試件的泊松比略降，但差異不大；當取代率相同時，泊松比變化不大,且未呈現明顯的變化規律.

3 結論

1) 當新舊混凝土的抗壓強度差相同時，隨著舊混凝土取代率的增加，再生塊體混凝土的抗壓強度、彈性模量均逐漸降低，且抗壓強度下降得較為明顯.當取代率從0增加至30%時，立方體試件的抗壓強度下降20.1%，棱柱體試件的抗壓強度下降32.8%，棱柱體試件的彈性模量降低11.9%.

2) 當舊混凝土的取代率相同時，隨著舊混凝土抗壓強度的增大，再生塊體混凝土的抗壓強度、彈性模量均呈一定的上升趨勢.當舊混凝土的抗壓強度與新混凝土基本相同時，立方體試件的抗壓強度略高于新混凝土試件，但棱柱體試件的抗壓強度卻略低；當舊混凝土的抗壓強度高于新混凝土時，立方體試件的抗壓強度高于新混凝土試件，但棱柱體抗壓強度的增幅不大.

3) 棱柱體試件與立方體試件的抗壓強度之比為0.78～0.83，平均值為0.80，與現行規范公式的估算結果相比，其值仍在安全范圍之內.

4) 當取代率超過10%后，峰值應力比和峰值應變比隨取代率的增加而下降.在彈性階段，再生塊體混凝土的泊松比范圍為0.206～0.220，平均值為0.212，泊松比變化不大，且未呈現明顯的變化規律.

5) 在添加低抗壓強度(26.7，45.0 MPa)舊混凝土的試件中，新舊混凝土結合良好，界面難以辨別；在添加較高抗壓強度(87.6 MPa)舊混凝土的棱柱體試件中，新舊混凝土的結合界面出現分離現象.