陶粒輕骨料與普通混凝土的黏結剪切性能

王建民，李鵬飛，馮楚祥，肖自強，柳俊哲，3，*

（1.寧波大學土木與環境工程學院，浙江 寧波 315211；2.寧波大學 沖擊與安全工程教育部重點實驗室，浙江 寧波 315211；3.青島農業大學 建筑工程學院，山東 青島 266109）

混凝土施工中的冷縫構造及新型裝配式混凝土疊合構件的粘結同屬新舊混凝土問題范疇.影響新舊混凝土疊合黏結性能的因素眾多，各因素間又相互作用影響.正確的屈服破壞準則及模型參數的確定，在混凝土的結構分析中至關重要.目前，混凝土結構分析中應用較為普遍的是Mnhr-Coulomb與Drucker-Prager準則，相關參數包括材料的內聚力與內摩擦角.Mahboubi等［1］通過三軸試驗得到了普通混凝土在28、150 d齡期下的黏聚力與內摩擦角參考值.Selim等［2］得到強度在14.4～47.0 MPa范圍時混凝土黏聚力與內摩擦角的取值范圍.在壓剪破壞條件下，混凝土的抗剪承載力包含內摩擦力和等效內聚力，殘余強度的內摩擦角高于峰值強度的內摩擦角，而內聚力低于峰值強度的內聚力［3］.

研究表明［4］，在較短的澆筑間隔時間范圍內，尤其是在2 d范圍內，混凝土結合面的黏結性能受澆筑間隔時間變化影響最為明顯.疊合澆筑直剪試驗表明［5］，當澆筑間隔時間為28 d時，普通混凝土、高強混凝土與超高強混凝土兩兩相互之間的黏結剪切強度平均比同時澆筑的黏結剪切強度降低約30%左右.通過對新舊混凝土的黏結劈拉和抗折影響因素進行敏感性分析，發現結合面處理方式、粗糙度及新混凝土配合比對黏結強度的影響較大［6］.溝槽式新舊混凝土黏結抗剪試驗［7］表明，抗剪強度隨著新混凝土強度等級的提高而增大，比較理想的平均灌砂深度為2.5 mm左右.Fang等［8］通過輕骨料混凝土疊合普通混凝土T梁試驗，發現結合面處理方式、配箍率和輕骨料混凝土強度對黏結剪切強度影響明顯.

不同類型、不同強度等級的新舊混凝土在較短時間間隔內疊合澆筑，與整體混凝土或同強度等級、相同類型混凝土的疊合相比較，工作狀況下其內部應力狀態更加復雜.袁群等［9］利用上限定理，給出了新舊混凝土黏結層剪切強度的理論解，所給出的剪切破壞模型中黏結界面劑層同為速度間斷面層.同時，有關輕骨料混凝土以及輕骨料混凝土與其他混凝土疊合粘結的性能研究相對較少［10］.Sneed等［11］通過輕骨料混凝土剪切推出試驗發現，粗糙結合面極限剪應力受輕骨料類型影響，而對于平整結合面其極限剪應力基本不受輕骨料類型影響.

本文在試驗基礎上，采用塑性極限理論對陶粒輕骨料混凝土（LWAC）與普通混凝土（NC）的疊合澆筑試塊，就短齡期澆筑間隔時間及結合面處理方式的變化影響進行相關分析.

1 試驗

設計制作150 mm×150 mm×150 mm的LWAC與NC夾層疊合澆筑試塊（見圖1），考慮法向正應力、強度等級匹配及疊合澆筑間隔時間變化，結合面采用人工刷毛與粉煤灰砂漿涂刷2種處理方式.人工自然刷毛后結合面平均粗糙程度控制為2～3 mm.試塊分組考慮澆筑結合面處理方式分為2個系列，如表1所示.每個系列按法向正應力、澆筑間隔時間及強度等級匹配等參數變化分為若干組，每組包含3～5個試塊.表2為陶粒輕骨料混凝土與普通混凝土的立方體平均抗壓強度.試塊制作時，先澆筑中間LWAC夾層Ⅰ；然后對夾層Ⅰ兩側澆筑結合面進行相應處理，當試塊達到試驗澆筑間隔時間（t）后，再疊合澆筑兩側NC部分Ⅱ.試驗所用輕骨料為粉煤灰高強陶粒，筒壓強度為8.4 MPa，堆積密度與表觀密度分別為988、1 796 kg/m3；所用石子為粒徑5～15 mm連續級配的石灰巖碎石，堆積密度與表觀密度分別為1 323、2 464 kg/m3.水泥采用海螺牌P·O 42.5普通硅酸鹽水泥.

表1 試塊的基本參數Table 1 Parameters of the test blocks

表2 陶粒輕骨料混凝土與普通混凝土的立方體平均抗壓強度Table 2 Mean compressive strengths of cubic samples of LWAC and NC

試塊在實驗室進行28.0 d標準養護后按照圖1（b）所示進行加載.首先預施加法向荷載以調整采集零點；由于試驗前剪切破壞荷載值不易預測，采用分級施加法向荷載，再逐步對試塊施加剪切荷載的加載方式，直到疊合澆筑試塊剪切破壞.根據各級法向力設計值，直剪荷載步控制為5～10 k N/s.

圖1 疊合試塊及加載方案Fig.1 Diagram of layered composite blocks and loading scheme（size：mm）

2 結果與分析

2.1 試塊的破壞特征

表3為試塊的剪切破壞特征.由表3可見：破壞面均出現在LWAC與NC之間的結合層附近，沿澆筑結合面發生典型的剪切破壞；在破壞面上不同區域，有不同程度的LWAC和NC黏結；澆筑間隔時間較短時，剪切破壞面上裸露的陶粒骨料幾乎全部剪切破碎；隨著澆筑間隔時間增大，剪切破壞面逐漸由粗糙變得平整；破壞面上裸露完好的陶粒骨料顆粒也逐漸增多.

表3 試塊的剪切破壞特征Table 3 Shear damage of the test block

圖2為試塊黏結層名義剪切強度的變化.由圖2可見：隨著法向荷載增大，試塊的名義剪切強度近似線性增長.不考慮法向荷載影響，名義剪切強度隨澆筑間隔時間的增大而減小；與0.4 d（10 h）澆筑間隔時間相比，2種結合面處理方式下28.0 d澆筑間隔時間下的名義剪切強度分別下降約51.7%和56.6%.普通混凝土強度等級逐級提高時，名義剪切強度也明顯提高.

從圖2還可以看出，各組試驗結果中，經人工刷毛處理的疊合試塊黏結剪切強度不同程度地略高于經粉煤灰砂漿涂刷處理的疊合試塊.人工刷毛處理在試塊的結合面上產生微裂縫以及毛細孔結構，使得局部后期水化產物晶體能輻射滲透到前期澆筑的陶?；炷羶炔?，在一定程度上改善了2種混凝土在結合面上的黏結性能.經粉煤灰砂漿涂刷處理后，結合面細觀結構相對平整光滑，在一定程度上減小了澆筑結合面上的機械咬合力和摩阻力.

圖2 試塊黏結層名義剪切強度的變化Fig.2 Variation of the nominal shear strength of the composite blocks

試驗結束后，甄選試塊黏結層合適的碎屑放入無水乙醇終止水化反應，烘干樣本并打磨噴金后進行SEM形貌觀測分析，結果如圖3所示.由圖3可見：

圖3 人工刷毛結合面的微觀形貌Fig.3 Microstructures of artificial chiseling interface

（1）澆筑間隔時間0.4 d的人工刷毛所提取樣本，可清晰看到疊合澆筑結合面的分界線；粘結層附近區域不存在微觀裂縫、微孔隙，但局部區域組織表現有一定程度的不連續性.

（2）澆筑間隔時間為2.0 d的澆筑結合面更為明顯.結合面區域分布有規則的Ca（OH）2晶體（C-H），并穿插有針棒狀的鈣礬石（AFt）和C-S-H凝膠，整體水化反應較充分，但局部存在微孔隙構造.原因可能在于2 d的間隔時間，使先后澆筑混凝土的硬化過程存在一定的非同步性，從而容易形成局部微孔隙.

（3）當澆筑間隔時間延長為14.0 d時，結合面兩側混凝土水化反應的非同步性愈加明顯，容易在結合區域形成局部微裂縫.

2.2 剪切破壞模型及分析

試塊剪切破壞試驗表明，最終剪切破壞面層由初始澆筑結合面層、兩側陶粒輕骨料混凝土與普通混凝土部分共同組成，如圖4（a）所示.試驗分組參數不同，破壞面上上述各組分所占比例各不相同.輕骨料混凝土自身彈性模量低于同強度等級普通混凝土，且與輕骨料混凝土密度等級相關.因此，在剪切荷載作用下，與普通混凝土之間的疊合澆筑相比，陶粒混凝土與普通混凝土澆筑結合面層兩側的變形、剪切破壞的發展及破壞機構的形成有所區別.為此，本文參考文獻［9］給出的新舊普通混凝土剛塑性剪切破壞模型，考慮2種混凝土一定的材料性能差異及剪切破壞面的組成，建立具有內部分層式速度間斷面的疊合澆筑剪切破壞機構模型，如圖4（b）所示.

圖4 LWAC與NC的粘結剪切破壞機構模型Fig.4 Shear failure model for the composite block

圖4（b）中，S0、S1、S2分別為3個內部分層式速度間斷面，S0為初始澆筑結合面層，S1和S2分別位于兩側陶粒混凝土與普通混凝土內.最終剪切破壞面由上述3部分按各自速度間斷值比例組成.γ1、γ2、β1、β2為［0，1］的速度折減系數，k=［0，1］反映剪切破壞模型中S0與S1、S2的相對位置關系.模型建立及分析基于以下假設：

（1）極限破壞狀態下，剪切破壞區域從右到左可分為圖4（b）中V1、V2、V3和V4共4部分.

（2）模型中2種混凝土材料簡化為理想剛塑性，V1、V4為剛性區域，V2、V3為塑性區域.

根據極限分析上限定理，剪切破壞模型在相應機動場上耗散的內功率可表示為：

式中：Q為剪切破壞荷載；，分別為S1、S0、S2上相應的速度間斷值，τS1、τS0、τS2分別為陶?；炷羶炔?、澆筑結合面層、普通混凝土自身極限剪應力，假設各自服從Coulomb屈服條件：

式中：cS為相應材料的內聚力；φS為內摩擦角；σn為剪切滑動面上的法向正應力.

當靜水壓力較小時，可考慮選擇Mises屈服條件進行分析，其中某點的應變增量（dεi j）可分解為彈性應變增量和塑性應變增量兩部分：

當塑性應變增量明顯大于彈性應變增量時，可略去式（3）中彈性應變增量部分.根據塑性位勢理論，理想塑性材料與Mises屈服條件相關聯的流動法則為：

式中：f為Mises屈服函數；g為加載函數；dλ為非負的比例系數；s i j為應力偏張量.利用Mises屈服條件可得：

將式（5）代入式（3）得：

圖4（b）剪切破壞模型機動場內塑性體V2、V3的應變率表示如下：

塑性體V2、V3內：

相應等效塑性應變率為：

因此，塑性體V2、V3的等效應變率分別為：

利用Mises屈服條件，σy= 3τy，將式（11）代入式（8），得到式（1）中相關表示如下：

式中：h、b分別為試塊澆筑結合面高度與寬度.

圖4（b）中各間斷面上的速度間斷值分別為：

對應剪切破壞模型中式（1）相關部分表示如下：

根據Coulomb屈服條件，當σn=0時，可取c=τy.將式（12）、（14）代入式（1），整理得到陶?；炷僚c普通混凝土疊合澆筑黏結層的綜合剪切破壞強度如下：

2.3 剪切破壞討論

圖4（b）所給出的剪切破壞機構模型，將最終的剪切破壞面組成通過內部分層式的速度間斷面綜合體現出來.式（15）中相關參數γ1、γ2、β1、β2直接決定于2種混凝土材料及結合面層各自的拉伸屈服強度和內摩擦角，也反映了最終剪切破壞面的組成及破壞機構的形成，將最終剪切破壞強度、剪切破壞面和破壞機構與相關材料特性參數相關聯.結合圖4，幾種特殊情況討論如下：

（1）當γ1=0時，根據破壞機構模型機動場的傳遞，γ2=β1=β2=0.此時，剪切破壞面完全發生在右側LWAC內部，說明LWAC內部剪應力極限值小于初始澆筑結合面層及左側的普通混凝土，疊合澆筑混凝土的最終剪切破壞強度為τS=τS1.

（2）當β2=1時，γ1=γ2=β1=1.剪切破壞模型反映的是剪切破壞面完全發生在左側NC內部，說明左側普通混凝土內部剪應力極限值小于初始澆筑結合面層及右側的陶粒混凝土，疊合澆筑混凝土的剪切破壞強度τS=τS2.

（3）當γ1=1、β2=0時，γ2-β1=1，剪切破壞面完全沿初始澆筑結合面層發生.兩側混凝土材料剪應力極限值均大于初始澆筑面層，在假設塑性變形僅發生在初始澆筑面層內，忽略兩側混凝土塑性變形情況下，可進一步簡化得到γ2=1、β1=0.此時，τS=τS0.

式（15）中相關參數γ1、γ2、β1、β2雖不能進一步得到相關具體值，但其結果形式表明，2種混凝土疊合澆筑在壓剪破壞條件下，剪切破壞強度遵守Mohr-Coulomb強度準則，式（15）可進一步簡化成式（2）形式.

基于各組試驗結果，假設上式中等效粘聚力c S與法向正應力作用無關，且與內摩擦角φS相互獨立.粘聚力與澆筑間隔時間及結合面處理方式的擬合關系表示如下［12］：

式中：τo為試驗加載中無法向應力、澆筑間隔時間為10 h所對應的剪切破壞強度；α1與結合面處理方式有關，對應人工刷毛和粉煤灰砂漿涂刷2種處理方式，分別為0.133和0.147.

內摩擦角通常隨靜水壓力（-σn）的增加而逐漸減?。?3］，結合試驗，相關擬合關系式表示如下：

α2體現澆筑結合面處理方式對綜合內摩擦角的影響，對應2種結合面處理方式，分別為1/5和1/7.

3 結論

（1）最終剪切破壞強度受法向正應力、澆筑間隔時間及強度等級匹配變化的影響都較為顯著，剪切破壞強度與結合面上作用的法向正應力近似呈線性變化關系.

（2）包含內部分層式速度間斷面的剪切破壞機構模型反映了具有一定性能差異的混凝土疊合澆筑時，剪切破壞面的組成及發展，基于理想剛塑性的模型分析將疊合澆筑的剪切破壞強度與剪切破壞面和破壞機構的形成、相關材料特性相關聯.

（3）陶粒輕骨料混凝土與普通混凝土疊合澆筑時，考慮澆筑結合面處理方式、澆筑間隔時間及法向力影響的最終黏結剪切破壞遵循Mohr-Coulomb強度準則.