粉煤灰陶粒輕骨料混凝土循環受壓力學性能試驗研究

晏 方，陳宇良,2，陳宗平,2，劉 杰，黃芳瑋

(1.廣西科技大學土木建筑工程學院，柳州 545006;2.廣西大學工程防災與結構安全教育部重點實驗室，南寧 530004)

0 引 言

粉煤灰陶粒輕骨料混凝土是指以工業廢料粉煤灰制成的陶粒作為粗骨料，代替天然骨料制成輕骨料混凝土，它具有輕質保溫、耐火性好等優點，同時有利于固廢資源化利用，是一種新型的生態環境建筑材料，具有很好的應用前景[1]。

目前國內學者針對輕骨料混凝土開展了廣泛研究，陳瑜等[2]對比了不同骨料預濕程度的輕骨料混凝土工作性能，結果表明骨料預濕時間的增長提高了混凝土的工作性能；穆龍飛等[3]研究了不同骨料預濕時間輕骨料混凝土的單軸抗壓力學性能、熱工作性能，發現骨料預濕程度越高，其抗壓強度增大，導熱系數與蓄熱系數均有所提升；劉軍等[4]探究了陶粒粗骨料的預濕程度對輕骨料混凝土單軸抗壓力學性能及凍融循環性能的影響，結果表明隨著骨料預濕程度的提高，混凝土的抗壓性能有所提高，抗凍性能降低；孔麗娟等[5]研究了骨料預濕程度對輕骨料混凝土抗凍性能的影響，發現隨著骨料預濕程度的增加降低了混凝土抗凍性能；季韜等[6]通過對不同骨料預濕程度的輕骨料混凝土展開拉伸徐變性能試驗研究，發現輕骨料混凝土拉伸徐變值隨著骨料預濕程度的提高而減小；韓博等[7]對比了預濕輕骨料與普通碎石骨料對地區性混凝土耐久性的影響，結果表明加入預濕的輕骨料可有效抑制混凝土的收縮。

以上研究主要針對陶粒輕骨料混凝土物理性能、單調力學性能、耐久性，循環荷載作用下的混凝土力學性能研究對混凝土結構非線性分析具有至關重要的作用[8]，然而現有文獻中關于輕骨料在循環荷載作用下力學性能研究的報道尚不多見，對輕骨料混凝土結構非線性行為分析、有限元計算造成了局限，其在循環受力作用下的性能研究仍有待深入。因此，本文以輕骨料混凝土強度等級、陶粒預濕時長為變化參數，共設計6組陶粒輕骨料混凝土試件進行循環受壓試驗研究，以探究輕骨料混凝土循環受壓力學性能的受力機理，以期豐富輕骨料混凝土的基本理論。

1 實 驗

1.1 原材料及配合比

水泥為魚峰牌P·O 42.5普通硅酸鹽水泥。水為城市自來水。砂為普通河砂，細度模數2.49，連續級配。粉煤灰為柳州發電有限責任公司生產的Ⅰ級粉煤灰。粗骨料為高強粉煤灰陶粒，物理性質測試結果如表1所示。

表1 粉煤灰陶粒骨料物理性能Table 1 Physical properties of fly ash ceramsite aggregate

依據《輕骨料混凝土技術規程》(JGJ 51—2002)[9]進行混凝土配合比設計，目標設計強度等級分別為LC20、LC30及LC40，配合比設計詳見表2。

表2 混凝土配合比設計Table 2 Mix proportion design of concrete

1.2 試件制作與養護

考慮LC20、LC30、LC40三種強度等級，預濕1 h與12 h兩種陶粒骨料，設計6組輕骨料混凝土試件進行循環軸壓試驗，每組3個試件，試件為φ100 mm×200 mm的圓柱體。試件命名為LC-G-H，其中LC代表輕骨料混凝土；G取值為2、3及4，分別代表強度等級LC20、LC30及LC40；H取值01及12，分別代表骨料預濕時間為1 h、12 h。如LC201代表骨料預濕時間1 h,強度等級為LC20的輕骨料混凝土;LC312代表骨料預濕時間12 h,強度等級為LC30的輕骨料混凝土。

混凝土拌合儀器采用強制式攪拌機。現場澆筑步驟如下：首先將水泥、河砂倒入攪拌機干拌，其次將已預濕完畢的陶粒與水等量分為三份，依次加入陶粒與水并攪拌均勻，然后將拌合完畢的混凝土澆入模具，振搗密實后抹平，靜置1 d，待試件成型后脫模，并移至標準養護室養護28 d。澆筑試件的同時，每組試件預留3個立方體試塊進行軸壓試驗，預留試塊28 d的立方體抗壓強度見表3。

表3 輕骨料混凝土立方體抗壓強度Table 3 Cube compressive strength of ceramsite lightweight aggregate concrete /MPa

1.3 試驗方法

采用RMT-301巖石與混凝土力學性能試驗機進行加載試驗，該加載設備內置有高精度壓力、位移傳感器，通過系統自動采集并記錄試驗全過程的荷載、位移數據，為保證加載方向始終為軸向，加載端采用球鉸結構傳遞荷載，加載現場如圖1所示。

圖1 循環加載試驗Fig.1 Cyclic loading test

圖2 加載制度Fig.2 Loading protocol

加載時采用位移控制，速率為0.02 mm/s，梯度增量為0.5 mm；卸載時采用力控制，速率為2 kN/s。試驗中具體操作如下：試驗開始時首先進行預加載，消除試件與設備間的縫隙；然后，以位移為0.02 mm/s的速度施加軸向荷載，軸向位移達到0.5 mm后，進入卸載階段，采用力控制的卸載方式直至荷載為0，此時完成了第一次循環加卸載；后續循環加卸載類似，之后每次循環的加載位移增加0.5 mm，如此往復10次循環加卸載試驗后，停止試驗，加載制度示意圖如圖2所示。

2 結果與討論

2.1 循環受壓破壞形態

循環軸壓荷載下輕骨料混凝土的破壞形態如圖3所示。由圖3中各試件整體破壞形態可得，所有試件表面均出現數條平行于加載方向的宏觀裂縫，上部裂縫寬于下部裂縫，且沿著加載方向裂縫逐漸靠近混凝土核心區；混凝土最終破壞形態為縱向劈裂破壞，為明顯的脆性破壞。觀察試件破壞截面發現，破壞面上存在水泥漿體包裹的完整陶粒、沿破壞面切斷破壞的陶粒以及陶粒脫落的凹球型痕跡。隨著輕骨料混凝土強度等級的提高，破壞面內陶粒發生破壞的數量增多，脫落數量減少。

2.2 循環受壓應力-應變曲線

圖4為循環受壓荷載下輕骨料混凝土應力-應變曲線，由試驗系統自動采集的荷載、位移數據轉化所得。對比圖4中試件峰值應力出現的時間，發現LC30強度等級輕骨料混凝土試件的峰值應力出現在第5次循環加載過程中，遲于LC20、LC40強度等級輕骨料混凝土試件，表明其脆性相對較低。結合試件破壞面形態推測其原因為，LC20強度等級輕骨料混凝土試件破壞以界面破壞為主，LC40強度等級輕骨料混凝土試件破壞多為陶粒骨料的破壞，前兩者都為混凝土內部單一類型的破壞；而LC30強度等級輕骨料混凝土試件破壞為骨料破壞與界面破壞結合，界面與骨料的共同作用得以充分發揮，故試件的峰值應力出現時間延后。

圖3 試件破壞形態Fig.3 Failure patterns of specimens

圖4 循環荷載下試件應力-應變曲線Fig.4 Stress-strain curves of specimens under cyclic loading

2.3 循環受壓全過程

圖5為循環荷載作用下陶粒輕骨料混凝土典型應力-應變曲線。輕骨料混凝土在循環軸壓荷載作用下全過程可分為彈性階段、彈塑性階段、塑形階段、穩定階段四個階段。

(1)彈性階段(OA段)，試件表面無變化，應力-應變曲線線性增長，外力由骨料與水泥基間界面粘結力和骨料自身共同承擔，循環軸壓荷載對試件剛度無影響。

(2)彈塑性階段(AB段)，混凝土內部陶粒開始發生劈裂破壞，繼而水泥基與陶粒間界面破壞。當荷載達到峰值荷載75%時，混凝土上部表面出現多條肉眼可見豎向裂縫，荷載繼續增大，裂縫寬度迅速增長，并逐漸向下部發展，應力-應變曲線上升速度降低，趨于平緩。

(3)塑性階段(BI段)，又可根據試件破壞形態的轉變分為循環加載Ⅰ段(BC、FH及HI段)、循環卸載段(CDE段)、循環加載Ⅱ段(EDF段)三個階段。循環加載Ⅰ段：試件表面裂縫寬度繼續增大，并開始向混凝土核心區擴展，混凝土破壞面上陶粒脫落；循環卸載段：隨著軸向力的卸載，應變逐漸減小，試件表面裂縫寬度減小；循環加載Ⅱ段：混凝土表面裂縫增大，增大到卸載時裂縫程度，未向核心區擴展。

(4)穩定階段(IJ段)，應力隨著應變增大基本無變化，隨著循環次數增加，完全卸載時混凝土殘余變形增大，最終試件發生豎向劈裂破壞。

圖5 典型應力-應變曲線Fig.5 Typical stress-strain curve

圖6 峰值應力對比Fig.6 Peak stress comparison

2.4 峰值應力

圖6為不同強度等級、陶粒預濕時間的輕骨料混凝土峰值應力對比圖。由圖可得，隨著預濕時間增長，試件峰值應力有所提高，原因在于隨著預濕時間的增長，陶粒在拌合過程中釋放了更多自由水，使混凝土內部水化反應更為充分，提高了混凝土與陶粒間的界面強度[6]，但根據已有研究表明骨料強度是輕骨料混凝土強度的決定性因素[10-11]，故試件整體強度雖然有所提高，但幅度不大，在2.8%～8.6%之間。

2.5 塑性應變

圖7 標準化塑性應變與循環峰值應變關系Fig.7 Relationship between normalized plastic strain and cyclic peak strain

塑性應變是指循環加卸載過程中軸向力完全卸載時，混凝土由于內部損傷而產生不可恢復的軸向應變。為探究混凝土強度等級與陶粒預濕時間對殘余應變的影響，對塑性應變與循環峰值應變分別進行標準化處理后進行比較，發現兩者對塑性應變影響不大，試件塑性應變隨循環加載次數增加而增大。參考文獻[12]的方法，采用冪函數對標準化的塑性應變與循環峰值應變間關系進行探究，擬合結果如圖7所示。

塑性應變與循環峰值應變關系如式(1)所示。

(1)

式中：εun、εup分別為每次循環加載過程中峰值應變與塑性應變；εuc為每次循環加載過程中最大峰值應力對應的應變。

2.6 剛度退化

剛度退化是指不同循環加卸載中，達到相同應力時試件產生更大應變的現象。為簡化循環加卸載過程中試件剛度計算，取剛度為循環強度峰值點與殘余點間直線斜率。定義各循環剛度與循環過程中最大剛度之比為剛度比率[13]，通過對比輕骨料混凝土強度比率，探究強度等級、陶粒預濕時間對輕骨料混凝土剛度退化的影響。荷載達到混凝土彈性極限值前，應力隨應變線性增長，混凝土剛度恒定，故在峰值剛度前剛度比率統一為1。

圖8為不同強度等級試件剛度比率的對比。由圖可知，陶粒預濕1 h的試件中，LC201、LC401試件在最大剛度比率后的兩次循環中剛度比率降低總量最大，分別為41.8%、37.9%，在最后四個循環內，兩者剛度比率分別穩定在52.3%、55.8%，后續波動范圍在3.5%內。LC301試件在第六次、第七次兩次循環中，剛度比率降低總量最大，為39.3%。陶粒預濕12 h的試件中，LC212、LC312、LC412試件在達到最大剛度比率后的兩次循環中，三者剛度降低比率總量最大，分別為37.0%、35.6%、33.7%，最終剛度比率達到相對穩定，分別為62.4%、56.9%、56.5%。對比不同強度等級試件剛度比率降低值，發現隨著輕骨料混凝土強度等級的提高，其剛度退化過程相對減緩。

圖8 試件的剛度比率Fig.8 Stiffness ratio of specimens

對比預濕1 h與12 h的試件剛度比率曲線發現，雖然兩者達到最大卸載剛度后都出現剛度比率大幅度降低的現象，但前者降低存在一個過程，后者為直接突降，表明預濕12 h的試件脆性更大。

2.7 能量耗散

每次循環過程中，加載曲線與卸載曲線相交形成閉合環形，環形的面積代表試件耗散的能量。為評價試件耗能能力，統計了每個試件每次循環過程中形成閉合環的面積并繪制了試件的能量耗散曲線，如圖9所示。

圖9 試件的能量耗散Fig.9 Energy dissipation of specimens

由圖可知，陶粒預濕1 h時，能量耗散曲線達到峰值前，LC201、LC301試件在試驗開始兩次循環中，能量耗散曲線先是隨著加載次數近似線性上升，上升速率分別為1.90 MPa·mm、1.55 MPa·mm，之后上升速率有所降低。LC401試件是從開始加載至能量耗散曲線峰值時，曲線都是隨著加載次數近似線性上升，速率為2.49 MPa·mm。LC201、LC301、LC401試件能量耗散曲線在峰值后都存在劇烈線性下降階段，下降速率分別為1.78 MPa·mm、2.00 MPa·mm、1.80 MPa·mm。LC201、LC401試件在最后四個循環加載過程中，能量耗散隨加載次數線性降低，降低速率分別為0.161 MPa·mm、0.202 MPa·mm。

陶粒預濕12 h時，LC312、LC412試件能量耗散曲線在達到峰值前先近似線性上升后有所降低，上升速率分別為1.70 MPa·mm、2.81 MPa·mm。LC212試件從加載至峰值均為近似線性上升，速率為1.45 MPa·mm。能量耗散曲線峰值后逐漸降低，降低速率隨加載次數增加而減小，呈冪函數趨勢。

對比預濕1 h與預濕12 h試件能量耗散曲線發現，隨著混凝土強度等級升高，能量耗散曲線上升速率增大，表明強度等級高的混凝土能量耗散能力強。在循環加載末期，所有試件能量耗散隨著加載次數增加而不斷降低，原因在于雖然試件剛度比率不變，但試件殘余變形逐漸增大，故試件能量耗散逐漸降低。

3 結 論

(1)循環軸壓荷載下，陶粒輕骨料混凝土發生豎向劈裂的脆性破壞；受力全過程可分為彈性階段、彈塑性階段、塑性階段、穩定階段四個階段。

(2)隨著陶粒預濕時間增長，輕骨料混凝土峰值應力有小幅度的提高，幅度在2.8%～8.6%。

(3)輕骨料混凝土的塑性應變隨循環加載次數增加而增大，與強度等級及陶粒預濕時間兩者關系不大；采用冪函數模型，對標準化后的塑性應變與循環峰值應變間關系進行了擬合，效果良好。

(4)隨著陶粒預濕時間的增長，輕骨料混凝土的脆性變大，剛度退化過程更為迅速；強度等級高的輕骨料混凝土剛度退化過程更為緩慢。

(5)輕骨料混凝土隨著強度等級的提高，其能量耗散增大；峰值荷載后，試件能量耗散隨著加載次數增加而呈冪函數降低。