馬鋼 ，都思哲 ，高宇璇 ，張玉

（1.太原理工大學(xué) 力學(xué)學(xué)院，山西 太原 030024；2.太原理工大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，山西 太原 030024）

0 前言

為了化解廢棄混凝土的占地和污染，解決現(xiàn)有保溫系統(tǒng)結(jié)構(gòu)開(kāi)裂、材料脫落、節(jié)能失效等問(wèn)題，本課題組在前期對(duì)于保溫混凝土研究成果[1]的基礎(chǔ)上，將“廢舊建筑材料的再生利用”與“自保溫混凝土”相結(jié)合，提出再生保溫混凝土（Recycled Aggregate Thermal Insulation Concrete，RATIC）[2－3]，賦予結(jié)構(gòu)性混凝土新的功能，有助于實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)自保溫，為再生混凝土的推廣應(yīng)用提供新的思路。RATIC的特征為：在普通混凝土（NC）的基礎(chǔ)上，采用舊建筑拆除混凝土經(jīng)過(guò)破碎、分類、清洗、篩分之后形成的再生粗骨料（RCA）作為部分或全部粗骨料，采用無(wú)機(jī)保溫材料玻化微珠（GHB）作為部分細(xì)骨料，并加入一定外摻料和外加劑以提高強(qiáng)度及和易性，采用預(yù)濕、預(yù)拌技術(shù)制備而成。其強(qiáng)度等級(jí)為C20～C60，與普通混凝土強(qiáng)度等級(jí)一致；其導(dǎo)熱系數(shù)為0.20～0.55 W/（m·K），保溫隔熱性能接近絕熱材料[導(dǎo)熱系數(shù)≤0.23 W/（m·K）的材料]，約為普通素混凝土導(dǎo)熱系數(shù)[1.51 W/（m·K）]的15%～35%。RATIC中大量使用再生粗骨料代替天然粗骨料，將建筑廢棄物循環(huán)利用，并通過(guò)合理的外摻料與配合比設(shè)計(jì)，使再生骨料與?；⒅檩p骨料在其中充分發(fā)揮各自的優(yōu)勢(shì)，使RATIC在承重的基礎(chǔ)上衍生出新的特點(diǎn)。一方面，由于RATIC材料的自保溫性能提高使用者的舒適度，節(jié)省建筑保溫層施工工序；另一方面，RATIC較NC自重輕，提高整體建筑結(jié)構(gòu)抗震能力，降低鋼材使用量及地基處理費(fèi)用。目前課題組對(duì)RATIC配合比設(shè)計(jì)、保溫性能、力學(xué)性能等方面進(jìn)行了基礎(chǔ)研究，證明RATIC有著優(yōu)良的承壓能力[4－5]。工程上進(jìn)行混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，較少考慮混凝土的抗拉能力，但對(duì)于抗裂性而言，混凝土的抗拉強(qiáng)度和拉伸變形能力至關(guān)重要，特別是當(dāng)混凝土所受拉應(yīng)力超過(guò)其抗拉極限應(yīng)力后，混凝土裂縫的發(fā)展、裂縫寬度的演變、力和變形的計(jì)算等都需要以混凝土抗拉應(yīng)力－應(yīng)變?nèi)^(guò)程的研究為基礎(chǔ)[6]。

單純采用現(xiàn)有的普通混凝土或者輕骨料混凝土的抗拉強(qiáng)度計(jì)算方法作為RATIC的抗拉強(qiáng)度的評(píng)價(jià)指標(biāo)缺乏科學(xué)性，且計(jì)算結(jié)果往往存在較大誤差，進(jìn)一步導(dǎo)致RATIC的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與計(jì)算方法存在缺陷?？紤]到RATIC具有良好的工程應(yīng)用前景，有必要對(duì)其抗拉能力做出較為科學(xué)合理的評(píng)估?；诖?，本文采用剛性框架法進(jìn)行RATIC的受拉應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€以及其與再生骨料取代率的關(guān)聯(lián)性試驗(yàn)研究，考察拉應(yīng)力作用下RATIC的力學(xué)與變形特征。

1 試件與試驗(yàn)方法

1.1 原材料

（1）水泥：P·O42.5水泥，比表面積為 340 m2/kg。

（2）粉煤灰：某熱電廠Ⅱ級(jí)灰，細(xì)度（45μm篩篩余）≤25%，燒失量≤8%，28 d活性指數(shù)≥70%。

（3）?；⒅椋毫?0.5～1.5 mm，密度 80～130 kg/m3，導(dǎo)熱系數(shù)0.032～0.045 W/（m·K）。

（4）天然粗骨料：5～20 mm碎石，性能指標(biāo)符合JGJ 52—2006《普通混凝土用砂、石質(zhì)量及檢驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》的要求。

（5）再生粗骨料：來(lái)自山西某高層建筑拆遷所得廢棄混凝土，鉆芯取樣測(cè)得原生混凝土實(shí)際平均強(qiáng)度等級(jí)為C40。經(jīng)顎式破碎機(jī)破碎、篩分出5～20 mm的石子制得，再生粗骨料除混凝土與所粘附的舊水泥漿外，其余雜物含量為0.7%。

（6）細(xì)骨料：中粗砂，細(xì)度模數(shù) 2.7～3.0，粒徑為 0.35～0.50 mm，級(jí)配良好，堆積密度1630 kg/m3，飽和吸水率2.5%。

（7）聚羧酸高效減水劑：減水率≥25%。

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)及加載方式

RATIC配合比見(jiàn)表1，再生粗骨料取代率分別為0、30%、50%、70%、100%。

軸心受拉試驗(yàn)在太原理工大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行?？紤]到試驗(yàn)設(shè)備的剛度要求，并保證試件在受拉過(guò)程中在均勻受拉區(qū)范圍內(nèi)發(fā)生穩(wěn)定破壞，本試驗(yàn)受拉試件形狀尺寸及夾具的選擇采用如圖1所示，采用啞鈴型試件，夾持段截面為邊長(zhǎng)150 mm的正方形，中間段截面為邊長(zhǎng)100 mm的正方形，整個(gè)試件總高度為300 mm，中間段高度為200 mm。

表1 RATIC的配合比設(shè)計(jì) kg/m3

圖1 受拉試件形狀

試驗(yàn)中，于試件相對(duì)側(cè)面各貼4片電阻應(yīng)變片，分別用于測(cè)試RATIC的縱向應(yīng)變和橫向應(yīng)變。用環(huán)氧樹(shù)脂把傳力鋼板粘結(jié)在試件的2個(gè)端面；擰緊螺帽，使拉桿建立初始拉力，此時(shí)試件受壓，框架充分發(fā)揮作用，安裝變形傳感器；開(kāi)動(dòng)試驗(yàn)機(jī)，均勻而緩慢地加載，試件預(yù)壓應(yīng)力減小并消失，而后轉(zhuǎn)為受拉，直至試件斷裂，由測(cè)力桿和位移傳感器通過(guò)應(yīng)變儀直接繪制應(yīng)力－應(yīng)變?nèi)€。

為避免試件由于未嚴(yán)格對(duì)中而造成傳力線偏心及附加彎矩，本研究在剛性框架上下各安裝一部球鉸，在試驗(yàn)機(jī)開(kāi)始加載初期，由于兩端鉸接，傳力線不一致造成的附加彎矩會(huì)使得試件自動(dòng)進(jìn)行位置微調(diào)，直至傳力線重合。在調(diào)整完畢后，將球鉸部位螺栓擰緊，球鉸與絞盤之間由于巨大的摩擦力實(shí)現(xiàn)自鎖，從而避免在試驗(yàn)過(guò)程中隨試件的微裂縫的不均與開(kāi)展產(chǎn)生的偏心彎矩而發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)。

該研究中，試驗(yàn)機(jī)剛度是測(cè)試RATIC受拉應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€的關(guān)鍵。在RATIC拉伸加載過(guò)程中，試驗(yàn)機(jī)將儲(chǔ)存大量彈性變形能。當(dāng)試件達(dá)到其抗拉強(qiáng)度后，一旦試驗(yàn)機(jī)剛度小于RATIC的卸載剛度，試驗(yàn)機(jī)迅速釋放的彈性能將導(dǎo)致混凝土試件發(fā)生不穩(wěn)定斷裂破壞，無(wú)法準(zhǔn)確有效地得出RATIC的下降段特征。鑒于此，本研究在平行于試件的方向增設(shè)剛性架，用以吸收試件開(kāi)裂時(shí)釋放的變形能，有效避免應(yīng)力達(dá)到峰值后混凝土試件的不穩(wěn)定開(kāi)裂，得出RATIC的峰后軟化相關(guān)力學(xué)指標(biāo)和受拉應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€。本試驗(yàn)過(guò)程主要采用位移加荷，加載控制速率取0.002 mm/min。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 受拉試件的開(kāi)裂過(guò)程及破壞形態(tài)

RATIC受拉斷裂后的斷面形貌如圖2所示。RATIC試件破壞后，斷裂面基本與試件的長(zhǎng)軸線垂直，且極不規(guī)則、粗糙起伏，破壞截面上及其鄰近的混凝土上沒(méi)有肉眼可見(jiàn)的裂縫。

圖2 RATIC受拉斷裂后的斷面形貌

混凝土是一種脆性材料，內(nèi)部結(jié)構(gòu)由膠凝材料、骨料以及骨料與膠凝材料結(jié)合處的過(guò)渡區(qū)3個(gè)部分構(gòu)成?；炷林心z凝材料在水化及凝固過(guò)程中，會(huì)在粗骨料界面處形成大量強(qiáng)度較低的Ca（OH）2結(jié)晶體，成為混凝土強(qiáng)度的薄弱區(qū)，并在其中存在眾多的微裂縫。這些微裂縫形成應(yīng)力集中點(diǎn)，并在混凝土承受拉應(yīng)力不斷增加的過(guò)程中，裂縫沿著粗骨料界面不斷擴(kuò)展，并與界面區(qū)以及膠凝材料中的其余裂縫合并形成大裂縫。所以，混凝土結(jié)構(gòu)中存在的原始微裂縫是混凝土材料最終受拉破壞的根本原因。而混凝土材料一旦開(kāi)裂，其開(kāi)裂的部分將完全喪失抗拉承載力。在本試驗(yàn)中，斷裂在試件的不同位置都有發(fā)生，且位置隨機(jī)分布。由于無(wú)缺口試件中拉應(yīng)力均勻分布，斷裂位置應(yīng)與試件內(nèi)部的隨機(jī)缺陷分布相關(guān)。

2.2 混凝土受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線特征

荷載變形全曲線示意如圖3所示。

圖3 荷載變形全曲線示意

由圖3可見(jiàn)，所有曲線均存在4個(gè)特征點(diǎn)，分別為：彈性極限點(diǎn)E、應(yīng)力峰值點(diǎn)P、明顯開(kāi)裂點(diǎn)C及試件斷裂點(diǎn)F。RATIC試件開(kāi)始受拉后，應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈線性，在約為最大應(yīng)力的50%時(shí)達(dá)到其彈性極限E。此后混凝土試件進(jìn)入塑性變形，應(yīng)力-應(yīng)變曲線斜率逐漸減小，當(dāng)應(yīng)變約為120×10-6時(shí)，曲線的切線呈水平，達(dá)到最大應(yīng)力點(diǎn)P點(diǎn)，得出軸心抗拉強(qiáng)度。隨后，承載力開(kāi)始下降。試件破壞時(shí)砂漿部分逐步退出工作，剩余部分的應(yīng)力增大，但名義應(yīng)力減小。當(dāng)?shù)竭_(dá)C點(diǎn)附近時(shí)，試件表面開(kāi)始出現(xiàn)1～2條明顯裂縫，表面裂縫一旦出現(xiàn)便迅速沿截面四周貫通，此時(shí)截面中央有效面積不斷縮減，最終試件從裂縫處拉斷。

2.3 受拉應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€

RATIC的受拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線見(jiàn)圖4，軸拉試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。

圖4 各試件實(shí)測(cè)的荷載變形全曲線

表2 RATIC的軸拉試驗(yàn)結(jié)果

2.3.1 NC與RATIC－0性能比較

從圖4和表2可以看出，RATIC－0的受拉應(yīng)力應(yīng)變曲線與普通混凝土NC外形相似，都由斜率逐漸減小的上升段與相對(duì)平滑的下降段組成。RATIC－0的最大應(yīng)力比同強(qiáng)度等級(jí)的NC高9%，而NC上升段的斜率明顯要高于摻?；⒅榈腞ATIC－0，在下降段二者的斜率變化相差不大。

這一差別主要是由RATIC獨(dú)特的微觀結(jié)構(gòu)及內(nèi)部傳力特點(diǎn)所決定。相比普通粗細(xì)骨料，作為輕骨料的?；⒅橛兄鄬?duì)較強(qiáng)的吸水能力，在混凝土拌合過(guò)程中?；⒅閮?nèi)部存儲(chǔ)大量游離水，而在膠凝材料的水化過(guò)程中，?；⒅閮?nèi)部游離水溢出至輕骨料界面區(qū)，使得界面區(qū)水化反應(yīng)比較充分且玻化微珠與膠凝材料之間形成較強(qiáng)的結(jié)合力，玻化微珠輕骨料界面處結(jié)構(gòu)致密且不易形成微裂縫，這為玻化微珠與膠凝材料在RATIC受力過(guò)程中的協(xié)同工作提供了基礎(chǔ)。一方面，所有混凝土材料內(nèi)部均存在薄弱區(qū)，一旦受力很容易在內(nèi)部薄弱區(qū)形成微裂縫。在RATIC內(nèi)部拉應(yīng)力增加的過(guò)程中，試件內(nèi)部已經(jīng)開(kāi)始出現(xiàn)微米級(jí)的微裂縫，裂縫尖端的應(yīng)力集中作用導(dǎo)致微裂縫迅速擴(kuò)張延伸，眾多微裂縫相互連通成貫通裂縫是混凝土抗拉承載力迅速下降的主要原因。由于?；⒅榈膹?qiáng)度及彈性模量遠(yuǎn)低于膠凝材料，粒徑小且形狀規(guī)則的玻化微珠相當(dāng)于大量固體氣泡均勻密布于RATIC的膠凝材料中，其在混凝土中受拉過(guò)程中起到“氣彈簧”的緩沖作用，在同樣外部拉力下，RATIC－0有著比NC更好的拉升變形能力。另一方面，當(dāng)膠凝材料中的微裂縫受應(yīng)力集中的作用擴(kuò)展至?；⒅榻缑嫣帟r(shí)，?；⒅閷⑾拗屏芽p的進(jìn)一步擴(kuò)展，并削弱裂縫尖端的應(yīng)力集中作用，使得RATIC在拉應(yīng)力作用下產(chǎn)生的內(nèi)部裂縫在加載初期互相之間很難迅速發(fā)展貫通，使得RATIC在相對(duì)變形較大的情況下，依然保持較高的抗拉承載力。?；⒅橥瑫r(shí)也限制了后期貫通裂縫的發(fā)展速度，使得再生骨料取代率較低的RATIC的受拉應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€的下降段較普通混凝土更加緩慢，且變形相對(duì)充分。

2.3.2 不同再生粗骨料取代率的RATIC性能比較

從圖4和表2可以看出，所有RATIC受拉應(yīng)力應(yīng)變曲線在上升段相差不大，但RATIC－0的軸心抗拉強(qiáng)度f(wàn)t比其余摻有再生骨料的混凝土高27%～55%，且隨著再生粗骨料取代率的不斷增加，RATIC的軸心抗拉強(qiáng)度有逐漸降低的趨勢(shì)。RATIC的這一特點(diǎn)是由再生骨料的特點(diǎn)決定的，再生骨料是由廢棄混凝土破碎篩分而成，在其制造過(guò)程中必然會(huì)在骨料表面及內(nèi)部形成原始裂縫，在外界拉力的作用下，這些原始裂縫迅速發(fā)展，降低了混凝土的抗拉能力。

由圖4還可以看出，RATIC－30曲線的下降速度要遠(yuǎn)遠(yuǎn)快于RATIC－0，再生粗骨料內(nèi)部所含的原始裂縫加快了RATIC抗拉承載力下降速度，受拉應(yīng)力應(yīng)變曲線的下降段也越陡。由圖2可以看出，在RATIC的受拉破壞面上，再生粗骨料出現(xiàn)斷裂，且大部分骨料斷裂均處于再生粗骨料的新舊混凝土界面。而隨著再生粗骨料取代率的繼續(xù)增大，RATIC－30、RATIC－50、RATIC－70與 RATIC－100的曲線下降段區(qū)別不明顯，這可能是由于隨著再生粗骨料的取代率加大，RATIC內(nèi)部所含的原始裂縫數(shù)量更多，但在RATIC受拉后期最終起決定性作用并迅速發(fā)展貫通的只有其中1～2條裂縫，這條決定性裂縫的發(fā)展在一定程度上降低了其余原始裂縫尖端應(yīng)力集中效應(yīng)的影響，所以再生粗骨料取代率及骨料內(nèi)部原始裂縫數(shù)量對(duì)拉伸作用后期的影響有限。

2.4 受拉應(yīng)力－應(yīng)變?nèi)€的表達(dá)式

軸拉與軸壓應(yīng)力－應(yīng)變?nèi)€的共同點(diǎn)在于都是光滑的單峰曲線，不同點(diǎn)在于軸拉應(yīng)力－應(yīng)變曲線更陡峭。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)混凝土的應(yīng)力－應(yīng)變曲線多采用上升段和下降段曲線的統(tǒng)一方程。鑒于此，本研究采用在峰值點(diǎn)連續(xù)的2個(gè)方程分別描述全曲線的上升段和下降段，曲線變量分別以應(yīng)力和應(yīng)變的相對(duì)值表示，圖中坐標(biāo)取為：

式中：εP——峰值應(yīng)變；ΔP——峰值變形；σ、ε、Δ——試件對(duì)應(yīng)于某時(shí)刻的應(yīng)力、應(yīng)變與變形量。

2.4.1 上升段

迄今為止，眾多學(xué)者對(duì)混凝土應(yīng)力－應(yīng)變曲線的上升段提出了多種數(shù)學(xué)表達(dá)式。本研究采用過(guò)鎮(zhèn)海[8]提出的受拉應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€兩段式模型作為原始模型：

由受拉應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€的曲線形狀可推出上升段的曲線方程需要滿足如下邊界條件：

為了考慮再生骨料對(duì)RATIC軸拉應(yīng)力－應(yīng)變曲線的影響，本研究引入了參數(shù)r，r為再生骨料取代率。結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果（見(jiàn)表2），回歸得到RATIC軸拉應(yīng)力－應(yīng)變曲線上升段的表達(dá)式（4）：

2.4.2 下降段

RATIC軸拉應(yīng)力－應(yīng)變曲線的下降段仍采用過(guò)鎮(zhèn)海[8]建議的表達(dá)式，見(jiàn)式（5）：

由受拉應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€的曲線形狀可推出下降段的曲線方程需要滿足如下邊界條件：

不少學(xué)者對(duì)下降段參數(shù)α做了大量的研究工作，過(guò)鎮(zhèn)海[9]對(duì)C20～C40普通混凝土建議的計(jì)算公式如式（6）：

本文考慮試驗(yàn)裝置及方法的不同以及試驗(yàn)材料的不同，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合回歸得到下降段的參數(shù)α、β如下：

根據(jù)式（4）、式（5）、式（7）得到了不同再生骨料摻量的RATIC軸拉理論應(yīng)力－應(yīng)變?nèi)€，如圖5所示，與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖5 軸拉理論應(yīng)力－應(yīng)變?nèi)€

3 結(jié)論

（1）RATIC的抗拉應(yīng)力應(yīng)變?nèi)€形狀與普通混凝土類似，均存在有彈性極限點(diǎn)E、應(yīng)力峰值點(diǎn)P、明顯開(kāi)裂點(diǎn)C及試件斷裂點(diǎn)F等4個(gè)特征點(diǎn)。隨著再生粗骨料取代率的增大，曲線下降段越來(lái)越陡，斷裂脆性更加明顯。

（2）C40強(qiáng)度等級(jí)的普通混凝土NC與RATIC－0的軸心抗拉強(qiáng)度值均為軸心抗壓強(qiáng)度的10%左右。摻加再生骨料后，RATIC 的軸心抗壓強(qiáng)度有所降低，RATIC－30、RATIC－50、RATIC－70、RATIC－100的軸心抗壓強(qiáng)度較 RATIC－0分別降低了6.1%、15.6%、20.0%、31.3%。而抗拉應(yīng)力應(yīng)變則呈現(xiàn)不同的特點(diǎn)，與NC相比，RATIC－0的軸心抗拉強(qiáng)度提高9.4%；摻加再生骨料后，RATIC的抗拉強(qiáng)度有所下降，RATIC－30、RATIC－50、RATIC－70、RATIC－100 的軸心抗拉強(qiáng)度較 RATIC－0 分別下降21.4%、25.4%、27.8%、35.5%。摻加再生粗骨料使得RATIC的抗拉強(qiáng)度顯著降低；但在取代率為30%的基礎(chǔ)上進(jìn)一步增大再生骨料的取代率對(duì)抗拉強(qiáng)度的影響較小。

（3）與普通混凝土相比，RATIC－0的初始抗壓彈性模量和抗拉彈性模量分別降低24.7%和34.4%，而RATIC的抗拉彈性模量與再生骨料取代率之間關(guān)聯(lián)較小。且RATIC的Et，0/Ec，0保持在0.813～0.862之間，相比NC有所降低，這是由于RATIC摻加了多種超細(xì)填料，水泥體本身相對(duì)較大的剛度導(dǎo)致其Et/Ec與同強(qiáng)度等級(jí)的普通混凝土相比有所降低。

（4）RATIC的峰值應(yīng)變比NC高25.8%，而隨著再生骨料摻量的逐漸增加，峰值應(yīng)變有所下降，RATIC－30、RATIC－50、RATIC－70、RATIC－100的峰值應(yīng)變分別比普通混凝土高14.6%、14.0%、11.9%、9.6%。

（5）采用在峰值點(diǎn)連續(xù)的方程組分別描述全曲線的上升段和下降段，該公式用于RATIC抗拉強(qiáng)度計(jì)算所得結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。