張廣泰，李雪藩，魯海波，張曉旭，賽買提·阿迪力

（1. 新疆大學建筑工程學院，新疆維吾爾自治區(qū)烏魯木齊 830017；2. 新疆建筑結構與抗震重點實驗室，新疆維吾爾自治區(qū)烏魯木齊 830017）

大多數(shù)基礎設施建設均采用鋼筋混凝土結構，而現(xiàn)役鋼筋混凝土結構長期處于荷載與環(huán)境共同作用下，其耐久性問題日益凸顯［1-3］。我國西部地區(qū)的極限溫差相對較大，此類大溫差環(huán)境必然會給服役中的鋼筋混凝土建筑帶來損傷［4-5］，從而影響結構壽命。選用工業(yè)廢鋰渣粉代替混凝土中的部分水泥［6］，不僅可以起到進一步提高混凝土后期的強度和耐久性的作用，還可以促進節(jié)能減排，助力我國碳中和目標早日實現(xiàn)。

國內(nèi)外學者針對混凝土材料及其結構在單一因素和復合因素作用下的損傷行為，已進行了廣泛的研究。例如，曹大富等［7］基于凍融循環(huán)次數(shù)等變量對混凝土受壓性能影響規(guī)律的分析，提出了考慮凍融次數(shù)的混凝土受壓本構模型。Marsavina等［8］通過試驗和數(shù)值分析的手段，研究了裂縫對砂漿試件氯離子滲透的影響。毛婷廳［9］以新疆地區(qū)的大溫差環(huán)境為背景，對冷熱循環(huán)作用下HRB500E級鋼筋與纖維混凝土的黏結性能進行了研究。WARD 等［10］利用沖擊共振法，研究了-18 ℃到23 ℃冷熱循環(huán)下碳纖維增強聚合物拉擠板加固和非加固鋼筋混凝土梁的結構健康狀況。然而，目前對冷熱-荷載耦合下混凝土結構性能的研究較少。

為使我國西部等大溫差地區(qū)的混凝土結構在長期使用過程中保持安全性，亟需開展鋼筋混凝土結構在冷熱-荷載耦合作用下的研究。文章在團隊前期研究基礎上［6］，利用鋰渣粉取代20%水泥制備鋰渣混凝土梁，研究其在不同的冷熱循環(huán)次數(shù)和靜載水平組合下受彎性能損傷退化的規(guī)律，并基于對鋰渣混凝土的軸心抗壓試驗，建立在冷熱-荷載耦合下鋰渣混凝土梁的受彎承載力計算公式。

1 試驗設計

1.1 試驗材料

水泥選自烏魯木齊市紅雁池水泥廠的P.O42.5級水泥；細骨料選用中砂；粗骨料選用粒徑為6～25 mm 的連續(xù)級配卵石；鋼筋基本力學性能指標見表1；鋰渣粉由工業(yè)廢料中的鋰渣經(jīng)過研磨制備加工得到，化學性能指標見表2。

表1 鋼筋物理力學性能Tab.1 Physical and mechanical properties of steel bars

表2 鋰渣的化學成分Tab.2 Chemical composition of lithium residue w/%

1.2 構件設計及配合比

共制作8根鋰渣混凝土梁，2根梁為1組，試驗梁保持相同尺寸的橫截面和配筋方式，如圖1 所示。梁的尺寸為120 mm×200 mm×1 100 mm，其中混凝土保護層厚度為20 mm，選用HRB400 級鋼筋作為梁的受力筋，選用HPB300 級鋼筋作為梁的架立筋和箍筋，鋰渣混凝土設計基準強度選用C40，其配合比及標準抗壓強度如表3所示。

圖1 混凝土梁示意圖（單位：mm）Fig.1 Schematic diagram of concrete beam (unit:mm)

表3 鋰渣混凝土配合比Tab.3 Mix proportions of concretes

1.3 試驗裝置和加載制度

實際工程中，正常服役狀態(tài)下的鋼筋混凝土構件的負載不超過其極限荷載的0.35［11］，故試驗梁所耦合的靜載水平分別選為0.2和0.35。使用混凝土梁荷載與環(huán)境耦合試驗裝置［12］為標準養(yǎng)護28 d后的試驗梁施加靜載，工作原理如圖2所示。裝置通過擰固螺母壓縮碟形彈簧的方式為梁加載，20 個正反對合堆疊的碟形彈簧片為1組，共4 組，每組剛度1 920 N·mm-1，通過此裝置對靜載水平0.2和0.35的試驗梁分別加載至21.4 kN和37.45 kN。

圖2 荷載耦合裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of load coupling device

冷熱循環(huán)制度參考JGJ144-2019《外墻外保溫工程技術標準》［13］和新疆地區(qū)溫度情況［14］。具體制度為：升溫2 h，保持40±2 ℃的高溫1 h；降溫6 h，保持-18±2 ℃的低溫4 h。由于目前還沒有標準的方法來模擬冷熱循環(huán)的侵蝕作用，故試驗梁的冷熱循環(huán)次數(shù)參考抗凍等級劃分和冷熱環(huán)境下鋰渣混凝土軸心抗壓強度的變化趨勢，選擇100 次和300 次。利用CNBR-WNH外墻外保溫耐候檢測設備模擬冷熱環(huán)境，如圖3所示。

圖3 冷熱環(huán)境模擬設備Fig.3 Thermal-cold environment simulator

依據(jù)GB/T 50152-2012《混凝土結構試驗方法標準》［15］，本次試驗加載分兩個階段：預加載階段，從0.2 MPa 共分三級加至0.6 MPa，再分三級卸載；破壞加載階段，其實際加載制度依據(jù)試驗過程中的現(xiàn)象確定，首先按照每級0.2 MPa 加至試驗梁出現(xiàn)首條裂縫，裂縫出現(xiàn)之后，按照每級0.4 MPa加至裂縫發(fā)展速度較快階段，最終按照每級0.1 MPa 加載直至試驗梁破壞。梁加載制度如下圖4所示。

圖4 受彎試驗加載制度Fig.4 Loading system for bending test

2 試驗結果及其分析

2.1 變形特征

以冷熱循環(huán)次數(shù)為變量，試驗梁的荷載-撓度曲線由圖5 可見：在裂縫出現(xiàn)之前，曲線基本相似，無較大差別。隨著循環(huán)次數(shù)的增多，到達破壞撓度時的荷載呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢，100 次循環(huán)時極限荷載達到最大值，較未循環(huán)混凝土梁增加了17.8%。原因是鋰渣在混凝土中前期水化程度并不完全，隨著水化反應的進行鋰渣提高了混凝土的后期強度，且此時鋰渣水化的增強作用大于冷熱循環(huán)的劣化作用。300 次循環(huán)后的極限荷載較100 次循環(huán)降低了9.5%，此時鋰渣的水化反應對混凝土強度的增強作用小于冷熱循環(huán)的劣化作用。

以靜載水平為變量，試驗梁的荷載-撓度曲線由圖5 所示可知：靜載水平0.35 時，梁的剛度最大，這是因為在相同的冷熱循環(huán)次數(shù)下，隨著靜載水平的增大，裂縫的數(shù)量和寬度都有所增加，混凝土與水接觸有效面積增大，水泥水化更加完全，結構密實度增加，截面彎曲剛度增大；隨著靜載水平的增大，鋰渣混凝土梁破壞時的撓度下降了14.1%，位移延性系數(shù)從2.93降至2.45，極限荷載提高2.6%，說明在冷熱環(huán)境和0.35水平內(nèi)的靜載共同作用下，鋰渣混凝土梁的延性會降低，但極限荷載相差不大。

圖5 試驗梁的荷載-撓度曲線Fig.5 Load-deflection curves of test beams

2.2 受彎承載力

試驗梁的受彎承載力試驗結果由表4可見：由0次循環(huán)到100 次循環(huán)時，極限彎矩增加幅度為17.8%，經(jīng)300 次冷熱循環(huán)后極限彎矩值仍高于未循環(huán)梁6.5%，說明鋰渣的摻入可以顯著提高混凝土梁的受彎承載力和抵抗冷熱循環(huán)的能力。

表4 受彎承載力試驗結果Tab.4 Test results of bending capacity

鋰渣中SiO2的含量超過50%，會與水泥水化產(chǎn)物中的Ca（OH）2進行水化反應，生成穩(wěn)定且致密的水化硅鋁酸鈣晶體，從而有效促進了水泥水化。隨著冷熱循環(huán)次數(shù)的增加，梁中發(fā)生水化反應的時長也隨之增加，100 次循環(huán)和300 次循環(huán)作用后的梁相較于未循環(huán)的梁，水化時間多出54.2 d 和162.5 d。水泥水化在鋰渣的推動下不斷進行，水化硅鋁酸鈣不僅填補了疏松空隙，而且加強了粗細骨料的界面間黏結強度，反應式［16-17］如下：

隨著靜載水平由0.2增加到0.35，由表4可以發(fā)現(xiàn)：鋰渣混凝土梁的受彎承載力僅變化2.6%，說明在本文所取靜載水平范圍內(nèi)，鋰渣混凝土梁的受彎承載力幾乎不受影響。有關研究［18］表明：當混凝土的靜載水平在0.3～0.5 區(qū)間時，微裂縫不會大量發(fā)展，且部分裂縫由于受壓出現(xiàn)閉合現(xiàn)象導致對混凝土的力學性能無明顯影響，對極限荷載的變化無實質(zhì)性影響，裂縫出現(xiàn)閉合現(xiàn)象反而會導致其承受荷載的能力略有增加。

2.3 鋰渣混凝土梁平截面假定

沿鋰渣混凝土梁跨中截面不同高度處的混凝土應變?nèi)鐖D6所示。不同冷熱循環(huán)次數(shù)與靜載水平耦合作用后的混凝土梁在加載過程中，其中和軸的整體變化趨勢分別表現(xiàn)為：當荷載較小時，中和軸位置處于跨中截面中部附近，隨荷載的增大，中和軸逐漸向跨中截面上部方向移動，受壓區(qū)減少；加載至受力縱筋完全屈服時，中和軸繼續(xù)上移直至上部受壓區(qū)混凝土被壓碎破壞。在不同的靜載水平下，鋰渣混凝土梁依舊能夠滿足平截面的假設，且隨著靜載水平從0.2上升到0.35，中性軸的位置呈下降趨勢。

圖6 梁跨中截面不同高度處的混凝土應變Fig.6 Concrete strain at different heights of mid-span section of beam

綜合以上的分析，不同冷熱循環(huán)次數(shù)及靜載水平組合下鋰渣混凝土梁的應變分布曲線均接近線性分布，符合平截面假定。故在西部大溫差環(huán)境下服役的鋰渣混凝土梁正截面的平截面假定仍然可以成立。

3 構件受彎承載力計算方法

由以上分析結果可知，受到冷熱-荷載耦合作用的鋰渣混凝土梁正截面受彎承載力隨靜載水平變化較小。故基于冷熱循環(huán)作用下鋰渣混凝土的軸心受壓本構模型對冷熱-荷載耦合下的鋰渣混凝土梁的受彎承載力進行理論推導，可預測一般靜載水平下不同冷熱循環(huán)次數(shù)的鋰渣混凝土梁正截面受彎承載力。

3.1 鋰渣混凝土試塊軸心受壓試驗

采用WHY-3 000型萬能伺服試驗機對達到不同冷熱循環(huán)次數(shù)的鋰渣混凝土棱柱體試塊進行軸心抗壓試驗。在正式加載前先對其進行預加載，通過前期試塊的曲線情況，不斷調(diào)整加載速率，最終采用加載速率為0.08 mm·min-1的等位移控制，達到目標位移12 mm后判斷試塊破壞。

3.2 峰值應力與峰值應變

經(jīng)歷0 次、100 次、200 次、300 次冷熱循環(huán)后的鋰渣混凝土試塊受壓峰值應力與其對應的峰值應變?nèi)绫?所示。

表5 軸心受壓峰值應力及峰值應變Tab.5 Peak stress and peak strain under axial compression

在鋰渣混凝土軸心抗壓試驗中，混凝土峰值應力隨冷熱循環(huán)次數(shù)的增大，出現(xiàn)先增大后減小的現(xiàn)象，此規(guī)律和試驗梁的極限承載力規(guī)律相吻合。100次循環(huán)時，峰值應力較0 次循環(huán)提升了31.81%，主要因為冷熱循環(huán)次數(shù)較少，侵蝕造成的損傷尚不深入，鋰渣水化產(chǎn)生的水化硅鋁酸鈣填充了微小孔隙，提高了其抗壓能力；隨著冷熱循環(huán)次數(shù)的再次增加，水泥水化雖然趨于完全，但隨著升溫和冷卻的周期性作用，混凝土內(nèi)部已產(chǎn)生微裂縫，抗壓強度不斷下降，直至低于未循環(huán)試塊。

利用最小二乘法回歸建立鋰渣混凝土試塊單軸受壓相對峰值應力、峰值應變分別與冷熱循環(huán)次數(shù)N間的關系，如式（1）～（2）：

式中：N為冷熱循環(huán)次數(shù)；σpN、σp0、εpN、εp0分別為N次冷熱循環(huán)后和未經(jīng)冷熱循環(huán)的鋰渣混凝土軸心受壓峰值應力及峰值應變。

3.3 鋰渣混凝土單軸受壓本構關系

以過鎮(zhèn)海等通過試驗研究建立的分段式混凝土應力-應變?nèi)€方程［19］為基礎，應用Matlab 軟件編程進行非線性最小二乘法擬合。對結果回歸分析，得到應力-應變曲線中的上升段參數(shù)、下降段參數(shù)分別與冷熱循環(huán)次數(shù)N之間的關系如下：

式中：aN、a0、bN、b0分別表示經(jīng)過N次冷熱循環(huán)作用后和未經(jīng)冷熱環(huán)境作用的鋰渣混凝土軸心受壓本構模型中的上升段參數(shù)和下降段參數(shù)。

利用式（1）～（4）對過鎮(zhèn)海等提出的混凝土應力-應變曲線進行修正，可得到N次冷熱循環(huán)次數(shù)下鋰渣混凝土的軸心受壓本構關系如下：

3.4 鋰渣混凝土梁承載力計算公式

本次試驗的鋼筋混凝土梁截面如圖7a，底部配有面積為As的HRB400 鋼筋，該梁為適筋破壞。受壓區(qū)混凝土達到極限應變εcu時，正截面的混凝土應變簡圖與截面受力狀態(tài)如圖7b與7c所示。

圖7 鋼筋混凝土梁正截面受彎計算簡圖Fig.7 Bending calculation diagram of normal section of reinforced concrete beam

設xc為混凝土受壓區(qū)高度，ε為受壓區(qū)任意高度y處的應變，yc為受壓區(qū)合力點至中和軸之間的距離。參考關虓等［20］以矩形截面鋼筋混凝土適筋梁為研究對象，推導得出的鋼筋混凝土梁受彎承載力計算公式（6）。其中混凝土的材料性能體現(xiàn)在xc和yc計算公式的彈塑性損傷本構σ(ε)之中，故將式（5）代入式（6），即可得到正常服役狀態(tài)下的鋰渣混凝土梁在N次冷熱循環(huán)下的受彎承載力。

式中：

為混凝土極限應變。

3.5 承載力計算模型與試驗對比

基于上述正截面承載力的計算公式，對文中4根鋰渣混凝土梁的受彎承載力分別進行了計算，計算結果見下表6.Mu，T為N次冷熱循環(huán)次數(shù)下的試驗值，Mu為N次冷熱循環(huán)下的理論公式計算值。由表6 可知：本文中所得的公式計算得到的受彎承載力均小于試驗極限彎矩值，不同冷熱循環(huán)次數(shù)下Mu/Mu，T的平均值為0.855，模型計算值是試驗值的85.5%左右，從安全性的角度出發(fā)，理論模型值一般都會小于構件的實際極限承載力值，故該計算公式具有適用性。

表6 受彎承載力計算值與試驗值Tab.6 Calculation value and test value of flexural bearing capacity

4 結論

（1）鋰渣的摻入可以提高混凝土的中后期強度，增強混凝土梁在正常使用情況下的抗冷熱循環(huán)性能；在所選冷熱循環(huán)次數(shù)及靜載水平下，鋰渣與水泥水化的正效應大于冷熱循環(huán)及靜載水平產(chǎn)生的負作用，極限荷載均高于對照梁。

（2）隨著冷熱循環(huán)次數(shù)的增加，梁受彎承載力呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在100 次和300 次循環(huán)時，分別較對照組提高17.8%和6.5%，說明鋰渣的摻入和冷熱循環(huán)次數(shù)對梁的承載力影響較大。隨靜載水平由0.2 增加至0.35，鋰渣混凝土梁的破壞撓度下降14.1%，極限荷載增加2.6%，說明冷熱循環(huán)作用時耦合荷載會降低鋰渣混凝土梁的延性，但對承載力影響不大。

（3）在300 次冷熱循環(huán)和0.35靜載水平以內(nèi)，鋰渣混凝土梁仍能滿足平截面假定；基于鋰渣混凝土受壓本構模型和梁截面的受力分析，得出了矩形截面鋰渣混凝土梁的正截面受彎承載力計算公式，公式計算結果略小于試驗結果，符合實際工程的安全儲備要求。

作者貢獻聲明：

張廣泰：提出研究方向，指導并修改論文內(nèi)容。

李雪藩：開展具體研究并撰寫論文。

魯海波：處理部分數(shù)據(jù)，并修改部分內(nèi)容。

張曉旭：收集和處理部分試驗數(shù)據(jù)。

賽買提·阿迪力：操作實驗儀器，保障試驗安全。