胡 俊，巫緒濤

(1.安徽建筑工業(yè)學院土木工程學院，安徽 合肥 230601;2.合肥工業(yè)大學土木與水利工程學院，安徽 合肥 230009)

輕質混凝土被越來越廣泛地應用于現(xiàn)代結構工程中。目前，用于配制混凝土的輕質骨料主要有2類:一類是天然的骨料，如浮石、硅藻土等;另一類是人造的骨料，如膨脹珍珠巖、膨脹頁巖、EPS顆粒等。EPS顆粒是一種輕質、內部含有不連續(xù)空氣的泡沫，將EPS顆料摻入砂漿或混凝土中能制備不同表觀密度的輕質混凝土［1］。為了更好地開展對EPS混凝土這種新型復合材料的緩沖吸能研究，必須對其力學性能進行研究，才能為其緩沖吸能特性研究提供有效的本構關系和材料性能參數(shù)。

由于EPS混凝土的抗拉強度遠小于其抗壓強度，在受載時經(jīng)常會發(fā)生拉伸破壞，并且這種破壞往往與加載率(應力率)有關，因此動態(tài)拉伸強度是EPS混凝土力學性能的重要指標之一?？紤]到直接拉伸實驗受加載條件的限制，因此混凝土的拉伸強度一般由間接拉伸實驗得出。巴西圓盤拉伸實驗(劈裂實驗)被廣泛應用于混凝土抗拉強度的測試中，許多國際混凝土規(guī)范(ASTM C-496、ISO4105、BS1881-117等)都采用劈裂實驗作為測定混凝土拉伸強度的標準方法［2-4］。

高應變率下，EPS混凝土動態(tài)劈裂性能研究應該考慮波傳播的影響。對動態(tài)劈裂拉伸實驗的完整評價至少須考慮3個關鍵問題:彈性行為的假設、隨時間變化試樣內應力分布的情況以及破壞模式［5］。目前對EPS混凝土動態(tài)力學性能測試主要采用分離式霍普金森壓桿(SHPB)，利用該設備測量巴西圓盤EPS混凝土動態(tài)拉伸強度，可以研究EPS混凝土動態(tài)拉伸強度與加載率之間的關系。

本文中主要利用材料試驗機和SHPB裝置測得EPS混凝土準靜態(tài)和動態(tài)下的劈裂拉伸強度，得到EPS混凝土劈裂強度隨加載率變化的一些規(guī)律，同時分析EPS混凝土劈裂破壞特征。

1 試樣的制備

1.1 原材料與配比

水泥:強度等級為42.5的普通硅酸鹽水泥，其28 d抗壓強度為48.4 MPa，密度為3.1 t/m3。粗骨料:石子公稱粒徑為5～10 mm，泥的質量含量為0.3%。細集料:采用河沙，細度模數(shù)為2.5，表觀密度為2660 kg/m3。EPS顆粒:直徑3.0 mm，密度 18 kg/m3;直徑 1.0 mm，密度 30 kg/m3。減水劑:聚羧酸高效減水劑。水灰質量比為0.27，其他配合比如表1所示，其中w(水泥)、w(水)、w(石)、w(砂)、w(EPS)、w(減水劑)分別為水泥、水、石、砂、EPS、減水劑在EPS混凝土中的體積質量，d(EPS)為EPS顆粒的粒徑，v(EPS)為EPS在EPS混凝土中的體積含量。

表1 EPS混凝土的配比Table 1 Proportion of EPS concrete mixes

1.2 試樣制作

采用30 L的攪拌機進行拌合。先將砂、水泥加入攪拌機中拌合2 min;接著加入石子拌合2 min;然后加入EPS顆粒拌合5 min;最后將減水劑加入水中拌合均勻并逐步加入拌合物中拌合5～10 min，將均勻的EPS混凝土拌合物裝入模具振搗成型。24 h后脫模，用鋁紙包好放在標準養(yǎng)護室養(yǎng)護28 d。試樣采用直徑為70 mm、高度為35 mm的圓柱體。

1.3 實驗原理及裝置

圖1 巴西圓盤對徑壓縮Fig.1 Dimetral compression on the Brazilian disc

1.3.1 實驗原理

由彈性理論可以知道，巴西圓盤試樣在準靜態(tài)對徑壓縮下，如圖1所示，試樣加載直徑上(施力點附近除外)的應力狀態(tài)為

式中:σc為壓縮應力;σt為拉伸應力;d、h分別為圓盤的直徑和厚度;r為從加載點到微單元點的距離。試樣的拉伸強度可通過實驗中測得的最大載荷代入式(1)中的第2式進行計算。本文中取壓應力為正。

圖2 SHPB裝置示意圖Fig.2 Schematic of the SHPB setup

1.3.2 實驗裝置

準靜態(tài)劈裂實驗在材料試驗機上進行，動態(tài)劈裂實驗在SHPB裝置上進行，實驗裝置見圖2。輸入桿、輸出桿與試樣直接接觸處由于應力集中產(chǎn)生的壓應力極高，容易引起該處EPS混凝土的破壞，造成試樣不是由中心起裂破壞，這與巴西實驗的基本原理不符。對此，在試樣兩端加上鋼墊塊，墊塊的角度為20°，把集中力改為均布力，改善接觸部位的受力狀態(tài)，見圖3。根據(jù)Griffith強度準則計算的相當應力在中心最大，并從圓心開始隨半徑增大而逐漸減小，故可以保證中心起裂［6-7］。

常規(guī)SHPB實驗中，陡峭的梯形脈沖容易導致試樣在小變形下的嚴重應力不均勻。對于脆性材料，斜坡加載波形有助于試樣中應力均勻，所以在EPS混凝土SHPB劈裂實驗中，采用了脈沖整形技術，典型入射、反射、透射波形見圖4。

圖3 改進的巴西圓盤對徑壓縮Fig.3 Dimetral compression on the modified Brazilian disc

圖4 動態(tài)實驗中典型的記錄信號Fig.4 Typical oscilloscope signals in SHPB experiments

2 實驗結果及分析

由于EPS混凝土的拉伸強度與應力率(加載速率)密切相關，應力率的定義為拉伸應力對時間的導數(shù)，為了簡便起見，計算加載速率時采用近似公式σ·=σt/t，式中t為試樣拉伸破壞時間，是試樣達到最大載荷即拉伸強度所用的時間;σt為試樣劈裂拉伸強度。

圖5給出了EPS體積分數(shù)分別為0.1、0.2、0.3、0.4的EPS混凝土劈裂強度與應力率之間的關系。從圖中可以看出，隨應力率的增大，EPS混凝土的劈裂強度逐漸增大;隨EPS顆粒體積分數(shù)的增加，其劈裂強度逐漸降低。從圖5(a)中可以看出，對于EPS體積分數(shù)為0.1的EPS混凝土，EPS粒徑為1 mm的EPS混凝土的劈裂強度略微大于EPS粒徑為3 mm的EPS混凝土的劈裂強度，EPS混凝土劈裂強度表現(xiàn)出粒子尺寸效應，即EPS顆粒粒徑的大小對EPS混凝土的劈裂強度有影響，對于同樣密度的EPS混凝土，劈裂強度隨EPS顆粒粒徑的減小而增大。而從圖5(b)～(d)中可以看出，對于EPS體積分數(shù)分別為0.2、0.3、0.4的EPS混凝土，這種粒子尺寸效應不明顯。這主要是由于EPS顆粒大小對裂紋擴展的影響作用不同。隨EPS體積分數(shù)的增加，應力率對EPS混凝土劈裂強度的影響減小。另外，隨EPS體積分數(shù)的增加，EPS混凝土的抗壓強度降低，容易在試樣兩端產(chǎn)生局部壓碎破壞，見圖6。

圖6展示了SHPB實驗中EPS混凝土試樣的破壞形態(tài)。把中心起裂并隨后沿垂直加載直徑擴展的裂紋叫主裂紋，把在其他部位起裂和擴展的裂紋叫次生裂紋。如果試樣的初始破壞主要由主裂紋引起，認為實驗有效，反之，實驗無效。圖6(a)為試樣在準靜態(tài)下的破壞形態(tài)，從圖中可以看出，在準靜態(tài)下試樣基本是從中心開裂，試樣中沒有出現(xiàn)次生裂紋;圖6(b)是在較小沖擊速度下的試樣破壞形態(tài)，從圖中可以看出，試樣中有一條沿加載直徑的主裂紋，同時還有其他次生裂紋，但試樣兩端沒有出現(xiàn)破壞，破壞形式較理想;圖6(c)是在較高沖擊速度下試樣的破壞形態(tài)，試樣基本沿撞擊方向破裂為兩半，并在試樣與2個墊塊接觸處有三角形區(qū)域的粉碎情況，主要是由于在高速撞擊下，在試樣兩端與墊塊接觸處產(chǎn)生應力集中而導致試樣在兩端被壓碎而破壞，但從試樣破壞形態(tài)看，試樣的破壞主要是由于沿加載直徑方向的劈裂而引起的。

圖5 不同EPS體積分數(shù)的EPS混凝土的劈裂強度隨應力率的變化Fig.5 Variation of splitting strength with stress rate for EPS concrete with different EPS volume concentration

圖6 SHPB實驗中EPS混凝土試樣的破壞形式Fig.6 Splitting failure patterns of EPS concrete specimens in SHPB experiments

3 結論

(1)通過設計合適的墊塊，可以改善加載處的應力狀態(tài)，加大沖擊桿與試樣的接觸面積，減弱應力集中，有利于試樣的變形均勻，使試樣不會在開裂前由于兩端壓碎破壞而失效。

(2)通過對EPS體積分數(shù)不同、粒徑大小不同的EPS混凝土的動態(tài)劈裂強度的測定發(fā)現(xiàn)，EPS混凝土劈裂強度隨應力率的增大而增大，但隨體積分數(shù)的增加，應力率對EPS混凝土劈裂強度的影響減小;在EPS體積分數(shù)為0.1時，EPS混凝土的劈裂強度表現(xiàn)出一定程度的粒子尺寸效應，但在EPS體積分數(shù)為0.2、0.3、0.4 時，這一現(xiàn)象不明顯。

(3)分析試樣破壞形態(tài)可知，在彈速較小時，試樣基本是從中心開裂;但隨彈速的增大，試樣兩端由于應力集中會出現(xiàn)局部壓碎，所以設計合適的墊塊，改善兩端的受力狀態(tài)對實驗具有重要意義。

［1］Ramamurthy K，Kunhanandan Nambiar E K，Indu Siva Ranjani G.A classification of studies on properties of foam concrete［J］.Cement＆ Concrete Composites，2009，31(6):388-396.

［2］American Society for Testing and Materials(ASTM).Standard test method for splitting tensile strength of cylindrical concrete specimens［S］.ASTM C496-90，1991，4:266-269.

［3］British Standards Institution.BS 1881:Part 117:Testing concrete method for the determination of tensile splitting strength［S］.London:British Standards Institution，1983.

［4］ISO 4108(E)Concrete:Determination of tensile splitting strength of test specimens［S］.International Standard，1980:1-3.

［5］Rodríguez J，Navarro C，Sánchez-Gálvez V.Splitting tests:An alternative to determine the dynamic tensile strength of ceramic materials［J］.Journal de Physique IV，1994，4(c8):101-106.

［6］王啟智，賈學明.用平臺巴西圓盤試樣確定脆性巖石的彈性模量、拉伸強度和斷裂韌度——第一部分:解析與數(shù)值結果［J］.巖石力學與工程學報，2002，21(9):1285-1289.WANG Qi-zhi，JIA Xue-ming.Determination of elastic modulus，tensile strength and fracture toughness of brittle rocks by using flattened Brazilian disc specimen—Part I:Analytical and numerical results［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2002，21(9):1285-1289.

［7］王啟智，吳禮舟.用平臺巴西圓盤試樣確定脆性巖石的彈性模量、拉伸強度和斷裂韌度——第二部分:實驗結果［J］.巖石力學與工程學報，2004，23(2):199-204 .WANG Qi-zhi，WU Li-zhou.Determination of elastic modulus，tensile strength and fracture toughness of brittle rocks by using flattened Brazilian disc specimen—Part II:Experimental results［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2004，23(2):199-204.