堿激發混凝土單雙軸壓強度和變形特性研究

王懷亮

(1.廣西大學 土木建筑工程學院， 廣西 南寧 530004;2.廣西大學 工程防災與結構安全教育部重點實驗室， 廣西 南寧 530004；3.大連理工大學 海岸與近海工程國家重點實驗室， 遼寧 大連 116024)

堿激發混凝土(alkali-activated concrete，AAC)是用具有火山灰活性的硅鋁酸鹽類礦物與堿性激發劑反應而形成的一種新型建筑結構材料[1-3].該材料具有制備工藝簡易、能耗低、早硬快強以及固體廢棄物可規模化綜合利用等優點，已被廣泛應用于建造裝配式結構、構件和既有結構物的維修加固中.工程結構中的混凝土大多處于二向或三向的復雜應力狀態下，由于混凝土多軸強度與單軸強度差異很大，研究復雜應力狀態下混凝土力學性能對優化結構設計、節省材料具有重要的意義[4-10].然而，目前尚未見到AAC在多軸應力狀態下的強度及本構關系研究.由于AAC與傳統水泥混凝土的膠凝材料形成機理完全不同，為進行堿激發混凝土結構、構件設計和分析，十分有必要研究其多軸強度及本構關系.

鑒于此，本文選取普通骨料堿激發混凝土(NAAC)和輕骨料堿激發混凝土(LAAC)試塊為研究對象，進行了單雙軸抗壓強度和變形特性的試驗研究，并與對應的傳統普通骨料水泥混凝土(NWC)和輕骨料水泥混凝土(LWC)的單雙軸力學特性進行對比分析，探討了堿激發混凝土雙軸強度包絡線和應力-應變全曲線的特征，為新型堿激發混凝土結構和構件的安全設計和全過程非線性有限元分析提供試驗和理論依據.

1 試驗

1.1 原材料和配合比

傳統水泥混凝土用原材料為：P·O 42.5普通硅酸鹽水泥(C,物理力學性能如表1)、硅粉(SF，SiO2含量(1)文中涉及的含量、減水率等均為質量分數.為85%～90%)、自來水、天然河砂(粒徑為1.25～5.00mm)、石灰巖碎石(粒徑為5～ 20mm)、燒結粉煤灰陶粒(800級，粒徑4～16mm)和聚羧酸減水劑(SP，減水率為40%)，配合比如 表2 所示.堿激發混凝土用原材料為：高爐礦渣粉(GGBFS，比表面積為494.5m2/kg，平均粒徑為5.94μm)、Ⅰ級粉煤灰(FA)、氫氧化鈉(分析純粉狀固體，純度≥96%，配置成12mol/L的溶液)、硅酸鈉(WG,分析純Na2SiO3·9H2O，模數為1.03，SiO2含量為 19.3%～ 22.8%)，以及與傳統水泥混凝土相同的粗細骨料、拌和水和減水劑，配合比及表觀密度如表3所示.

表1 P·O 42.5水泥的物理力學性能

表2 傳統水泥混凝土配合比和表觀密度

表3 堿激發混凝土配合比和表觀密度

4種混凝土單雙軸壓試驗均采用100mm× 100mm ×100mm立方體試塊，并均先在標準養護室內養護28d，再在室溫條件下放置90d后進行試驗.由表2、3中的混凝土試塊28d表觀密度可以看出，LWC和LAAC均能達到輕質混凝土的密度要求.

1.2 加載程序

單雙軸壓試驗均在TAWZ-5000/3000高壓伺服靜動真三軸試驗機上進行.該試驗機采用整體框架結構，3個相互垂直的方向上都具有獨立的液壓伺服加載作動器，其中垂直方向(Z軸)最大試驗力為5000kN；水平方向(X軸和Y軸)最大試驗力為3000kN.

單雙軸壓試驗在曲線上升段采用荷載伺服控制，曲線下降段采用位移伺服控制，設定加載位移速率為0.004mm/s.試驗前，需對試塊受壓面進行打磨處理，以保證試塊立方體抗壓強度大致與其軸心抗壓強度一致[5-10].

X軸、Y軸和Z軸分別對應主應力σ2、σ1和σ3方向.本文規定拉應力和拉應變為正，且-σ1≤-σ2≤-σ3，試驗選取的6種應力比(α=σ2∶σ3)為0∶1(單軸壓)、0.10∶1、0.25∶1、0.50∶1、0.75∶1和 1.00∶ 1.每組試驗包含3個試塊，當某一試塊的強度值大于該組平均值的15%時，舍棄該數據并補充新試塊重新試驗，以保證數據的可靠性.混凝土試塊的變形量通過高精度位移傳感器(LVDT)進行測量，在試塊的加載方向和非加載方向上均布置2套LVDT，將相對兩面所測變形取平均值，由此得到試塊3個方向上的變形量.

1.3 掃描電鏡微觀測試

掃描電子顯微鏡(SEM)圖像分析用于確定試樣表面裂縫、水化產物和界面區域微觀結構.對單雙軸抗壓試驗后的各混凝土試塊進行切割和研磨，取出長度約為15mm的小立方體樣品.采用日本電子株式會社的JEC-560高性能離子濺射儀對試樣進行噴金處理，而后用FEI-Quanta 450FEG(德國Carl Zeiss顯微鏡有限公司)選擇合適的束斑值，采用加速電壓2.0kV對混凝土試樣進行掃描電鏡觀察.

2 試驗結果及分析

2.1 試塊破壞形態和微觀形貌

混凝土試塊在單雙軸壓試驗后的破壞形態如 圖1 所示.由圖1可見：所有混凝土試塊單軸受壓時，主應力方向受壓壓縮，橫向產生拉應變，均表現為柱狀破壞；NAAC和LAAC試塊在單軸壓作用下表現出很大的脆性破壞，所產生的碎片明顯多于相應的傳統水泥混凝土；雙軸壓作用下，不同類型混凝土試塊的破壞形態比較接近,多為斜剪破壞形式，試塊在σ2和σ3的共同作用下產生剪切裂紋，裂縫面與σ3成15°～30°夾角.從斷裂面破壞情況可以發現，NWC和NAAC的破壞基本上從骨料-膠凝材料界面處斷裂，粗骨料無斷裂現象，而LWC和LAAC的斷裂面上有大量輕骨料被拉斷，這與文獻[5-10]中的試驗現象相類似.

利用SEM觀測各混凝土膠凝材料-粗骨料界面過渡區(ITZ)的微觀形貌，如圖2所示.由圖2(a)、(b)可以看出，硅酸鹽水泥膠凝材料與粗骨料顆粒之間存在著明顯的ITZ，厚度為20～ 100μm ，與水泥漿體相比，ITZ的不均勻結構和初始收縮裂縫使其成為傳統水泥混凝土的薄弱環節，對傳統水泥混凝土的力學性能有著重要影響.NWC中粗骨料(石灰石)比較堅硬，受壓時裂縫主要沿界面層擴展；而輕骨料顆粒存在很多孔隙，彈性模量和剛度低于水泥砂漿，更易破碎，受壓時裂縫直接穿過輕骨料.另外，輕骨料顆粒的高吸水性致使ITZ孔隙率增加，所以在相同配合比和養護制度條件下，LWC性能等級要低于NWC.

由圖2(c)、(d)可見，對于堿激發混凝土，無論粗骨料是石灰石還是粉煤灰陶粒，其ITZ結構都較傳統水泥混凝土致密.原因是堿激發粉煤灰-礦渣復合基膠凝材料與粗骨料有更好的黏結力，并且堿激發混凝土基體中因聚合反應生成了大量的非晶硅鋁酸鹽凝膠體，未反應的粉煤灰顆粒可以填充膠凝材料孔隙；堿激發混凝土的基體和ITZ中的孔洞尺寸均比傳統水泥混凝土基體中的孔洞尺寸小很多，結構也更加均勻和密實.這從微觀結構角度解釋了不同膠凝材料混凝土宏觀力學性能的差異.大量力學性能試驗[1,3,11]表明LAAC和NAAC均比對應的傳統水泥混凝土脆性大，但拉壓強度比即品質等級要高于傳統水泥混凝土.

2.2 應力-應變關系曲線

由于試驗用傳統水泥混凝土NWC和LWC的水膠比不同，堿激發混凝土NAAC和LAAC的堿溶液濃度不同，它們的單軸抗壓強度fc有一定的差別，其fc值分別為37.3、40.3、48.3、 34.6MPa.圖3對比了單軸壓應力狀態下4種混凝土的應力-應變(σ-ε)全曲線和應力-體積應變(σ-εV)曲線，圖中縱坐標使用了歸一化主壓應力σ3/fc.由圖3(a)可見，堿激發混凝土應力-應變曲線上升段的線性段范圍大于相應的傳統水泥混凝土.混凝土裂縫非穩定擴展階段開始的標志為體積壓縮變形達到極限值，體積壓縮轉變為體積膨脹，這一應力臨界點一般稱為應力不連續點.由 圖3(b) 可見：NWC應力不連續點處于峰值應力的50%左右，NAAC的應力不連續點處于峰值應力的80%左右，LWC和LAAC的應力不連續點分別處于峰值應力的90%和92%；2種輕骨料混凝土應力不連續點所對應的最大體積壓縮應變值大于普通骨料混凝土，說明LAAC與LWC一樣，其壓縮變形要大于普通骨料混凝土；另外，LAAC的收縮變形略大于LWC，這是由于本研究使用的LAAC中輕骨料含量較高.從應力-應變全曲線的下降段以及應力-體積應變曲線的峰后軟化段可以看出，堿激發混凝土單軸壓應力-應變曲線峰后軟化段下降速度很快，其脆性破壞特征更為顯著.文獻[12]認為養護溫度和熱養護時長能夠顯著影響堿激發混凝土的抗壓強度、斷裂能和單軸受壓本構模型參數，因此適合預測標養條件下傳統水泥混凝土應力-應變關系曲線的本構模型并不適用于堿激發混凝土；文獻[13]對比了粉煤灰基堿激發混凝土和高爐礦渣基堿激發混凝土的受壓應力-應變曲線，發現高爐礦渣基堿激發混凝土在峰值應力以后迅速發生脆性破壞，下降段韌性最低，而粉煤灰基堿激發混凝土一般需要熱養護才能達到設計強度，且下降段與傳統水泥混凝土區別不大.分析其微觀機理可以發現，與硅酸鹽水泥膠凝材料的C-S-H、CH等無機小分子結構組成的硬化體相比，高爐礦渣粉的鈣含量比粉煤灰高，在堿激發混凝土膠凝材料中不僅形成了鋁硅酸鹽水合物凝膠體(C-A-S-H凝膠)，還形成了鋁硅酸鈉水合物凝膠體(N-A-S-H凝膠)，因此高爐礦渣粉摻量的增加會提高堿激發混凝土的脆性，同時也提高了室溫養護條件下堿激發混凝土的抗壓強度.本文采用的粉煤灰-磨細高爐礦渣復合基體的堿激發混凝土在室溫條件下養護，也能達到與傳統水泥混凝土相同或者更高的抗壓強度，只要對峰后軟化段曲線特征參數進行適當修正，用于傳統水泥混凝土的應力-應變全曲線模型同樣可以用于本文的2種堿激發混凝土.

圖1 混凝土試塊單雙軸壓試驗后的破壞形態Fig.1 Failure modes of concrete specimens after uniaxial and biaxial compression test

圖2 膠凝材料-粗骨料ITZ微觀結構Fig.2 Microstructure of ITZ between binder and aggregate

圖3 混凝土試塊單軸壓應力-應變全曲線和應力-體積應變曲線對比

每種混凝土選取4種應力比，繪出各組試塊單雙軸壓應力-應變曲線，見圖4.由圖4可見：單軸壓下LWC和LAAC的橫向峰值應變大于軸向峰值應變，這說明輕骨料混凝土的橫向膨脹變形大于普通骨料混凝土.由圖4還可見，AAC應力-應變曲線下降段比傳統水泥混凝土更陡，下降速度更快，這說明雙軸壓應力狀態下AAC的脆性依舊比較大.從前文所述的AAC破壞面和微觀分析可知，地聚物砂漿體與粗骨料之間有優異的界面黏結性能，AAC在雙軸壓作用下的破壞往往是由于粗骨料發生了剪切破壞，加載過程中應力從加載位置向內部快速傳遞，峰值荷載后應力降低和消散速度加快，依舊表現出較大的脆性.

圖4 混凝土試塊單雙軸壓應力-應變曲線

2.3 極限強度和變形

圖5為不同類型混凝土的雙軸壓強度包絡線.由圖5可見：4種混凝土在雙軸壓荷載作用下的極限強度較單軸壓極限強度有所提高,提高程度取決于應力比α=σ2/σ3.4種混凝土強度包絡線形狀有一定區別：對于NWC和LWC，其強度包絡線近似為細長橢圓形，與Kupfer等[14]和Hussein等[15]試驗得到的中低強度水泥混凝土雙軸破壞包絡線類似；而NAAC和LAAC的強度包絡線接近圓形，非常類似于Hussein等[15]以及Hampel等[4]得出的高強、超高強普通骨料混凝土雙軸壓強度包絡線.在低應力比條件下，所有混凝土雙軸壓強度相對值比較接近；但在高應力比條件下，由于膠凝材料和骨料類型的不同，AAC試塊的雙軸極限抗壓強度提高值明顯低于傳統水泥混凝土試塊.這是由于AAC破壞具有明顯的硬脆特征，類似于高強和超高強水泥混凝土，而混凝土材料的“硬脆”屬性越顯著，其雙軸壓強度提高越少，強度包絡線形狀越接近圓形.另外，混凝土內部初始微裂紋的數量和擴展速度影響混凝土的相對雙軸抗壓強度，傳統水泥混凝土骨料和砂漿界面處存在較多的初始缺陷(見圖2)，雙軸壓下側向壓力的約束作用對裂紋的擴展起到了抑制效應，延緩了裂紋的連續擴展，延長了裂紋擴展周期，因此傳統水泥混凝土雙軸抗壓強度增大倍數比較高；AAC具備獨特的無機縮聚三維氧化物網絡結構、致密的內部結構、與粗骨料間優異的界面黏結性能，初始裂紋數量低于傳統水泥混凝土，側向壓力對雙軸壓強度提高倍數的影響程度低于傳統水泥混凝土.

圖5 混凝土試塊的雙軸壓強度包絡線Fig.5 Biaxial compressive strength envelope of different types of concrete specimens

圖6 混凝土試塊雙軸壓峰值應變與應力比的關系

圖6為混凝土試塊雙軸壓峰值應變與應力比的關系.由圖6(a)可見：4種類型混凝土非加載方向的橫向峰值應變ε1p始終為拉應變，隨著應力比α的增加大致呈線性增長，但不同類型混凝土的增長趨勢不同；同一應力比條件下，AAC的ε1p略低于水泥混凝土，而輕骨料混凝土的ε1p在單軸壓條件下大于普通骨料混凝土，但隨著側向壓力的增大，輕骨料混凝土的ε1p小于普通骨料混凝土，這與受壓試塊的破壞形態基本一致.由圖6(b)可見，4種類型混凝土側壓向峰值應變ε2p隨著應力比的增加大致呈線性下降趨勢,由單軸壓時的拉應變逐步變成壓應變，拉壓應變轉折點大致在α=0.25附近.由圖6(c)可以看出：同一應力比條件下，輕骨料混凝土主壓向峰值應變ε3p要高于普通骨料混凝土；AAC的主壓向峰值應變ε3p略高于傳統水泥混凝土；隨著應力比的增長，4種類型混凝土的ε3p先增后減，在α=0.25時,ε3p提高值最大；輕骨料混凝土的ε3p在單軸和低應力比條件下遠大于普通骨料混凝土，但隨著應力比的增大，越來越接近普通骨料混凝土.

3 破壞準則

Kupfer-Gerstle準則[14]為目前最常用的混凝土雙軸強度準則.本文采用相類似的破壞包絡線方程，得到以下雙軸壓強度準則表達式：

(1)

式中:k和m為回歸參數.

對強度試驗數據進行統計回歸，分析得出不同種類混凝土的回歸參數k，m及相關系數r，列于表4.

表4 不同種類混凝土雙軸壓破壞準則回歸系數

圖7 混凝土試塊雙軸壓試驗值與強度準則計算值 比較曲線Fig.7 Comparison of theoretical strength criteria computed values and tested values for different types of concrete specimens

圖7為混凝土試塊雙軸壓試驗值與強度準則計算值比較曲線.由圖7可以看出：Kupfer-Gerstle包絡線方程經過修正，采用如表4所示的回歸系數后，能統一描述NWC、LWC、NAAC和LAAC的雙軸壓強度規律；具有“硬脆”屬性、強度高的AAC強度包絡線在傳統水泥混凝土的強度包絡線內側，說明堿激發混凝土的雙軸壓強度提高倍數小于傳統水泥混凝土；所有類型混凝土雙軸抗壓強度最大值均發生在應力比α=0.50左右，這些與試驗值均比較吻合.

4 結論

(1)LAAC和LWC在破壞時均表現出很大的脆性，試塊斷面處的大部分輕骨料被切斷;SEM結果表明，AAC骨料-地聚物砂漿界面過渡區微觀結構更加均勻和致密，其品質性能要優于傳統水泥混凝土.

(2)4種混凝土試塊在雙軸壓荷載作用下的強度和峰值應變隨應力比α而變化,其中強度在α=0.5左右時取得最大值,主壓應變在α=0.25左右時取得最大值.應力比α對AAC抗壓強度和變形的提高作用要比傳統水泥混凝土小，在同一應力比下，LAAC和LWC強度提高值也低于NAAC和NWC，AAC主壓向峰值應變ε3p略高于傳統水泥混凝土,脆性高于傳統水泥混凝土.

(3)根據本文試驗數據,分別建立了不同膠凝材料和骨料類型的混凝土破壞準則,發現對Kupfer-Gerstle破壞準則進行適當修正后，可以用于AAC的多軸強度計算，也可滿足工程計算要求.