輕骨料纖維噴射混凝土動態力學特性試驗

方江華, 姜平偉, 倪蘇黔, 王鳳瑤, 郭朋亮

(1.北京住總集團有限責任公司, 北京 100101； 2.安徽理工大學土木建筑學院, 淮南 232001)

相較于普通噴射混凝土,輕骨料噴射混凝土(LAFS)具有相對高強度、低容重、低造價以及保溫隔熱耐久性好等的綜合優勢。在解決礦井巷道熱害、地鐵及公路隧道滲漏水等問題上得到了廣泛的應用[1]。

陶粒作為輕骨料噴射混凝土的優選集料,具有質輕、高強以及與混凝土基體黏結性能強的特性。

白明舉[2]、李運華等[3]將自身密實性高的頁巖陶粒摻入到噴射混凝土中配制成的輕骨料噴射混凝土具有良好的抗滲性能,并為隧道漏水病害治理提供了新的思路；晏方等[4]通過試驗得出了:陶粒輕骨料混凝土在循環荷載作用下主要發生豎向脆性的劈裂破壞。但由于質輕的陶粒和混凝土砂漿自重差異較大,所以輕骨料噴射混凝土在噴射過程中易出現離析、分層及集料回彈過大的問題[5]。而聚丙烯纖維在混凝土的堿性環境下非常穩定,且表面憎水,將其摻入到普通噴射混凝土中可有效阻止和控制混凝土中的龜裂發展[6]。所以可利用聚丙烯纖維在混凝土基體中三維亂向分布的特征,在噴射混凝土中構成網狀結構形成拉結作用和二級加強效果,降低現場噴射時集料回彈率,同時提高其力學性能[7-8]。

輕骨料噴射混凝土在地鐵淺埋暗挖隧道、公路山嶺隧道及深部煤礦巷道中已得到了廣泛應用,但對于近距離下穿地鐵隧道、小凈距雙向隧道、以及深部煤炭回采動壓巷道,初期支護混凝土襯砌成型后還會受到靜、動壓力耦合的影響,而今對輕骨料噴射混凝土力學性能的研究多基于基本靜態力學方面的研究,動態壓縮性能的研究較少,所以本文同時考慮聚丙烯纖維增強混凝土力學強度為背景,配制出了的9組不同陶粒和聚丙烯纖維組合摻量的輕骨料纖維噴射混凝土,通過一維分離式霍普金森壓桿(SHPB)沖擊試驗,來探究陶粒與聚丙烯纖維兩種不同組合摻量因素對其動態抗壓的影響程度,為工程上輕骨料纖維噴射混凝土的推廣及其配合比的確定起到參考。

1 試驗

1.1 試驗原材料

1.1.1 陶粒

從圖1中可以看出,陶粒顆粒外部表面粗糙,布滿孔隙和部分微小裂隙,內部呈明顯的蜂窩網狀結構。正由于這種多孔及微裂縫結構,混凝土水泥漿體充分滲入,可與混凝土基體良好黏結[9]。陶粒質量參數如表1所示。

圖1 陶粒實物圖與內部電鏡照片

表1 陶粒質量參數表

1.1.2 聚丙烯纖維

從圖2中可以看出,聚丙烯纖維表面平整,質地均勻,可與混凝土基體緊密結合如圖2(b),并且研究表明,水泥水化產物水化基質水化鋁酸鈣(C-A-H凝膠)及其二次水化產物鈣礬石可緊密包裹聚丙烯纖維,當纖維受拉在基體中受拉時,分散在LAFS基體內部的單根纖維的作用與鋼筋相似,可形成一定的機械咬合力,由此大幅提高LAFS的力學及沖擊性能[10]。聚丙烯纖維質量參數如表2所示。

圖2 纖維實物圖與電鏡照片

表2 聚丙烯纖維質量指標

試驗其余材料:水泥為淮南八公山產P·O42.5普通硅酸鹽水泥,粉煤灰為I級粉煤灰,石子為5～10 mm的瓜子片石,砂子為細砂,水為普通飲用水。

1.2 試驗配合比

按照規范《噴射混凝土應用技術規程》進行設計,以C20噴射混凝土基準配合比,確定水泥、砂子、石子、水和外加劑的用量。分別取陶粒代替6%、12%、18%的石子,聚丙烯纖維體積摻量為0.1%、0.2%、0.3%設計了如表3所示的9組LAFS。

表3 試驗配合比

1.3 試件制作、養護、測試及數據處理

參照表3所示配合比進行LAFS的初始試件制備,選用直徑50 mm,高度100 mm的圓柱形塑料模具制模進行制模,當上述圓柱體混凝土試樣養護到期后,選用DQ-1型自動巖石切割機對圓柱體試樣進行切割,再選用SHM-200型雙端面磨平機對切割后的小圓柱體試樣進行端面打磨,最終將試件加工成滿足沖擊試驗規程的50 mm×25 mm的圓柱體試樣。沖擊壓縮試驗采用50 mm鋼質分離式霍普金森壓桿(SHPB)試驗系統。其中,撞擊桿、入射桿和透射桿均為鋼質材料,彈性模量為210 GPa,密度為7.8 g/cm3,縱波波速為5 190 m/s,長度分別為0.6、2.4和1.2 m[11]。沖擊壓縮試驗采用三波法間接求得試樣的應力、應變、和應變率。

1.4 沖擊氣壓的確定

LAFS試件的動態壓縮試驗結果與SHPB實驗系統撞擊桿的撞擊速度有關,而撞擊桿的速度又與其發射裝置內的氣壓有關,故針對LAFS試件進行研究時,首先需要先確定出適宜的沖擊氣壓,首先選取試件,設定三個氣壓分別為:0.2、0.3及0.5 MPa其沖擊速度分別為2.465、4.396及7.462 m/s進行沖擊試驗,如圖(3)所示。

圖3為三種沖擊氣壓作用下,LAFS試件的破壞形態。0.2 MPa的沖擊氣壓下,試件基本未破壞,動態壓縮強度也未達到其破壞強度； 0.5 MPa的沖擊氣壓下,試件呈現粉碎狀破壞,試件的動態壓縮強度已經超過其極限值,顯然基于0.2和0.5 MPa沖擊氣壓下進行LAFS試件的動態力學特性研究,無法通過試件的破碎程度來進行評價；但在0.3 MPa的沖擊氣壓作用下,試件雖然也破壞,但試件破壞后,其中央殘留試件的顆粒尺寸較大,試件尚有部分能夠較好地保持其完整性,故選定LAFS試件的沖擊氣壓為0.3 MPa。

圖3 不同沖擊氣壓下LAFS破壞形態

2 試驗結果及分析

2.1 LAFS動態壓縮試驗結果

確定各組試驗組結果之前,首先去除各組試驗數據中離散性較大的試驗數據,然后取剩余試驗數據的平均值,試驗結果如表4所示。

從表4和圖4中可以看出,陶粒摻量與聚丙烯纖維摻量對LAFS動態壓縮性能的影響是具有交互作用的,同陶粒摻量下,不同的聚丙烯纖維摻量,對LAFS性能有很大差異,反之亦然。由圖4可知,49.81 kg/m3陶粒摻量下的LAFS隨著聚丙烯纖維摻量的增加,其動態抗壓強度逐漸降低,而隨著陶粒摻量的增加LAFS動態抗壓強度隨聚丙烯纖維摻量的增加呈現出先增加后降低的趨勢,陶粒摻量為149.52 kg/m3時,隨纖維摻量的增加其動態抗壓強度整體上也逐步增加；分析原因:LAFS在受到沖擊動態壓力時,內部陶粒與纖維形成的網狀結構共同受力,吸收沖擊波發射出的能量,所以適量的陶粒與聚丙烯摻量組合能更好地耗散該沖擊能量,而陶粒與纖維摻入到LAFS后其表面需要黏附水泥漿體才能與基體更好的結合,所以陶粒與纖維摻量過高時,使得基體和易性降低,內部孔隙率增大,進而降低其密實度,承載沖擊能力降低。

圖4 LAFS峰值應力

表4 沖擊試驗破壞結果平均值

本次試驗條件下陶粒與聚丙烯纖維摻量較好的組合為:49.81 kg/m3+0.91 kg/m3、99.67 kg/m3+1.82 kg/m3。鑒于陶粒摻量與聚丙烯纖維摻量對LAFS動態抗壓強度性能的影響是交互的,借助MATLAB數值計算軟件,選取Fc(x,y)分別為LAFS動態抗壓強度的目標函數。得到擬合曲面如圖5所示,直觀反映出兩種摻量與LAFS動態抗壓強度之間的關系,為工程上在確定其配比時提供參考依據。擬合方程如式(1)所示：

圖5 LAFS峰值應力曲面圖

Fu(x,y)=23.99+2.067x+1.913y-1.66x2+1.37xy-1.63y2,R2=0.903

(1)

式(1)中:x為陶粒取代石子的體積率，%；y為聚丙烯纖維體積摻量，%。

2.2 LAFS動態壓縮應力應變曲線分析

選取各組中部分LAFS試件的應力-應變關系曲線,得到如圖6所示的不同陶粒摻量與聚丙烯摻量下的動態壓縮應力應變曲線。

從圖6中可以看出,沖擊荷載的作用下LAFS的應力-應變曲線可以大致劃分為三個階段:近似彈性階段、塑性階段以及破壞階段,其對應階段的受力分析可以概括如下。

圖6 LAFS動態壓縮應力-應變曲線

(1)近似彈性階段。沖擊入射波剛發生時,所攜帶的動能較小,作用于LAFS試件上時產生的應力較小,并且LAFS內部的粗、細骨料構成的骨架以及水泥基體與各集料、纖維之間的咬合摩擦力較大,產生彈性變形,故此階段試件的應力與應變之間呈現線性關系,符合胡克定律。

(2)塑性階段。隨著沖擊荷載作用時間的增大,入射波發散出來更多動能,此時LAFS骨架與集料之間的咬合摩擦力達到其承載能力極限,陶粒與基體之間產生滑移,試件的應力開始達到其峰值,應變顯著增大；此外,由于聚丙烯纖維的摻入,LAFS在耗散沖擊能量的過程中,亂向分布的聚丙烯纖維在基體中產生拉結作用,使其在變形破壞中呈現出韌性,應力-應變曲線出現明顯的屈服平臺。

(3)破壞階段。當入射桿攜帶的入射波所有動能全部傳遞至LAFS時,其內部的孔壁骨架孔隙被壓密,陶粒與水泥基體之間產生大的滑移,起到加筋作用的聚丙烯纖維也被拉斷,LAFS不能保持其完整狀態而破碎,耗散沖擊能量的能力顯著下降,最終完全破壞,不再持力。

2.3 LAFS動態壓縮試驗破壞形態分析

SHPB試驗的沖擊氣壓為0.3 MPa,隨后恒定此沖擊氣壓,分別對1～9組試件進行沖擊試驗,試件的沖擊破壞形態如圖(7)所示。

從圖7中可以看出,0.91 kg/m3聚丙烯纖維摻量下(第1、第4、第7組)的LAFS試件,隨陶粒摻量的提高,其沖擊破壞形態從初期的較大破碎狀、破碎程度小,向著后期破碎程度較大,破碎顆粒細小的趨勢發展,這表明陶粒可以在混凝土基體中均勻分布,與混凝土基體共同受力,但也一定程度上提高了LAFS的脆性； 99.67 kg/m3陶粒摻量下(第4、第5、第6組)的LAFS試件,隨聚丙烯摻量的提高,LAFS破碎程度先降低后增大,表明適量的陶粒與聚丙烯摻量組合能更好的抵抗沖擊變形；而149.51 kg/m3陶粒摻量下(第7、第8、第9組)的LAFS試件,較其他陶粒摻量的LAFS試件,其破碎程度明顯增加,隨聚丙烯摻量提升,破碎程度逐漸減小,也進一步證明了陶粒的摻入使其脆性增加,具有加筋作用的聚丙烯纖維可提高陶粒與混凝土基體的共同受力。

圖7 1～9組試驗組試件破壞形態

3 機理分析

3.1 陶粒與混凝土基體的黏結

SEM掃描電鏡是研究水泥基質水化產物的有效方法。圖8(a)為LAFS沖擊破壞后的混凝土基體界面,裸露在外的陶粒表面都覆蓋有稠密的刺狀或針狀物質,這些物質主要是水泥水化基質。水泥水化產物水化鋁酸鈣(C-A-H凝膠)與水泥二次水化產物鈣礬石(AFt)[12]緊密包裹陶粒,如圖8(b)所示,可使得布滿孔隙和微裂縫的陶粒與混凝土基體充分黏結,進一步耗散LAFS受到的沖擊能量,提高其抗沖擊性能。

圖8 陶粒電鏡照片

3.2 纖維增強LAFC力學性能

LAFC受動態沖擊破壞時,由于陶粒多孔材料的摻入,首先是多孔材料的孔壁彎曲,使得球形孔隙中產生應力流動并導致應力集中,促使拉伸應力發展,最終形成貫通裂縫,試件破壞,如圖9(a)所示。而當在混凝土中摻入聚丙烯纖維時,纖維界面區水化產物以膠狀物質為主體,主要有水化硅酸鈣凝膠(C-S-H)、氫氧化鈣晶體(CH)和鈣礬石(AFt)[13],如圖9(b)所示。水化早期,細長針狀AFt與板狀CH富集在界面區,而C-S-H 結晶度較低,呈纖維狀,如圖9(c)所示。水化反應發生在未水化水泥熟料表面,水化產物相互重疊交錯,未水化水泥熟料被水化產物包裹,有助于提高骨料與漿體間機械咬合力。同時該結構可作為一種密實結構,提高復合材料的拉伸強度,與纖維的加筋作用一起,提高混凝土的密實性、抗沖擊性[14-15]。

圖9 聚丙烯纖維電鏡照片

4 結論

(1)陶粒摻量與聚丙烯纖維摻量對LAFS動態壓縮性能的影響是具有交互作用的,同陶粒摻量下,不同的聚丙烯纖維摻量,對LAFS動態壓縮性能有很大差異,反之亦然。適量的陶粒與聚丙烯摻量組合能更好地耗散沖擊能量,本試驗條件下陶粒與聚丙烯纖維摻量較好的組合為:49.81 kg/m3+0.91 kg/m3、99.67 kg/m3+1.82 kg/m3。

(2)利用MATLAB數值計算軟件,建立了LAFS動態壓縮強度與陶粒和聚丙烯纖維摻量之間強度預測模型,直觀反映出兩種摻量與LAFS抗沖擊性能之間的關系,為工程上在確定其配比時提供參考依據。

(3)沖擊荷載的作用下LAFS的應力-應變曲線可以大致劃分為近似彈性階段、塑性階段以及破壞階段三個階段,LAFS在耗散沖擊能量的過程中,亂向分布的聚丙烯纖維在基體中產生拉結作用,使其在變形破壞中呈現出韌性,應力-應變曲線出現明顯的屈服平臺。

(4)LAFS破壞形態分析表明,陶粒可在混凝土基體中均勻分布,與混凝土基體共同受力,但也一定程度上提高了LAFS的脆性,具有加筋作用的聚丙烯纖維可增強陶粒與混凝土基體的共同抵抗沖擊壓力的能力。

(5)水泥水化產物水化鋁酸鈣(C-A-H凝膠)與水泥二次水化產物鈣礬石(AFt)可緊密包裹陶粒、纖維,可使得布滿孔隙和微裂縫的陶粒及纖維與混凝土基體充分黏結,進一步耗散LAFS受到的沖擊能量,提高其抗沖擊性能。