大流動性高強輕集料混凝土約束收縮及抗裂性能研究

張登祥，蔣曉明

(長沙理工大學 水利工程學院，湖南 長沙 410114)

大流動性高強輕集料混凝土(HSLC)具有自重輕、不需振搗、施工速度快、抗震性能好等突出優點，應用前景好[1]。輕集料混凝土中的骨料多孔且吸水率高，一般認為其體積穩定性及耐久性不如普通混凝土，限制了輕集料混凝土在結構上的廣泛應用[2-4]。而經預濕處理后的輕集料具有內養護作用，可以降低毛細管壓力，減小混凝土的收縮變形[5-6]。但骨料預濕增加施工工序、提高工程費用，并給混凝土的抗凍融性能帶來不利的影響。采用吸水率低(24 h吸水率<5%)的高性能輕集料混凝土體積穩定性及耐久性好，但高性能輕集料生產成本高、經濟效益差等缺點限制了高性能輕集料在工程上的大規模應用[7-8]。

粉煤灰及硅灰是制備高性能混凝土的常用摻合料，粉煤灰對減小混凝土收縮及提高混凝土的抗裂性能是有利的，且對混凝土的耐久性影響不大[9-12]；而硅灰可以改變混凝土的微觀結構，摻有硅灰的混凝土骨料周圍充滿致密的C—S—H相，粗骨料與水泥石之間的界面過渡區結構得到改善，水泥石內空隙率降低，強度提高。但摻硅灰也明顯增大了混凝土的早期收縮變形，且隨著硅灰摻量的增加這種作用更加明顯[13-15]。對于大流動性高強輕集料混凝土，粉煤灰和硅灰對混凝土體積穩定性的影響規律還沒有得到驗證。

本文采用低吸水率的高強頁巖陶粒、粉煤灰及硅灰制備大流動性高強輕集料混凝土，研究其在圓環約束條件下的收縮應變規律及抗裂性能。

1 試驗方案

1.1 原材料

試驗用水泥采用P.O42.5(C)。粉煤灰(FA)采用Ⅰ級灰，比表面積為506 m2/kg，密度為2 260 kg/m3，需水量比93%。硅灰(SF)密度為2 200 kg/m3，比表面積為24 500 m2/kg。粗骨料(G)采用高強頁巖碎石型陶粒，筒壓強度6.5 MPa，表觀密度1 800 kg/m3，堆積密度860 kg/m3，1 h吸水率3.22%，24 h吸水率6.06%，空隙率45.4%，最大粒徑20 mm。普通混凝土采用5～10 mm碎石。細骨料采用湘江河砂(S)，細度模數3.0，表觀密度2 600 kg/m3，含泥量<1%。減水劑為聚羧酸高效減水劑(PCE)，減水率>25%。試驗用水采用普通自來水(W)。

1.2 試驗配合比

試驗設計S1、S2、S3、S4四組試件，粉煤灰摻量分別為20%、25%、30%、35%，研究粉煤灰摻量對混凝土收縮變形及抗裂性能的影響。設計S2、S5、S6、S7四組試件，粉煤灰與硅灰復摻，其中粉煤灰摻量25%，硅灰摻量分別為0%、2%、4%、6%，研究粉煤灰和硅灰復摻對收縮變形及抗裂性能的影響。設計S2、S8、S9三組試件，陶粒預濕時間分別為0、1、12 h，研究骨料預濕程度對收縮變形及抗裂性能的影響。對照組為普通混凝土(NC)，試驗配合比見表1。

表1 試驗配合比

1.3 試驗方法

混凝土的工作性能及基本力學性能試驗分別按照規范JGJT 283—2012《自密實混凝土應用技術規程》[16]及規范GB/T 50081—2016《普通混凝土力學性能試驗方法標準》[17]進行。

圓環約束試驗：試件澆筑后濕布覆蓋，帶模養護1 d后拆模，然后用石蠟封閉混凝土環上表面。在鋼環的內壁粘貼四個應變片，測試鋼環內壁切向應變εs，試驗環境溫度保持為(23±2) ℃，環境濕度保持為65%±5%。采用綜合應變測試儀每1 h記錄一次數據，后期24 h記錄一次數據，試驗見圖1。

圖1 圓環約束收縮試驗

1.4 鋼環應變與混凝土收縮應變的關系

在圓環約束條件下，混凝土環收縮應變與鋼環內壁應變的關系式為[18]

(1)

式中：εs(t)為鋼環內壁應變；Es為鋼材的彈性模量，取206 GPa；εc為混凝土環收縮應變；Ec為混凝土彈性模量(中間齡期彈性模量采用擬合曲線計算)；C1R、C2R、C4R分別為與環的尺寸、鋼材、混凝土的泊松比有關的常數，即

(2)

(3)

(4)

其中，Ris、Ros分別為鋼環的內徑、外徑；Ric、Roc分別為混凝土環的內徑、外徑，Ros=Ric；νs、νc分別為鋼材、混凝土的泊松比，νs取0.3，νc取0.21。

2 試驗結果與分析

2.1 試驗結果

混凝土工作性能及力學性能試驗結果見表2，實測的鋼環應變εs(t)見圖2。

表2 混凝土工作性能及力學性能

圖2 鋼環應變εs(t)

2.2 大流動性高強輕集料混凝土約束收縮的特點

由實測的鋼環應變εs(t)，根據式(1)可以計算得到各配比混凝土環在外側面干燥條件下收縮應變εc(t)，見圖3。

圖3 混凝土約束收縮應變εc(t)

由圖3可知，高強輕集料混凝土約束收縮隨齡期的發展大致可以分為三個階段：①不穩定階段，試件拆模后2 d前是收縮發展的不穩定期，混凝土變形表現為先膨脹(1 d前)后收縮，體積變形極不穩定；②穩定增長階段，混凝土從第3 d開始收縮應變持續增長，7 d前增長較快，7 d后收縮增長明顯減緩，直到混凝土環開裂；③開裂階段，應變持續增長到某一齡期后混凝土環開裂，應力釋放，應力曲線急劇下降。

試驗采用高強頁巖碎石型陶粒制備HSLC試件S1，骨料未經過預濕處理，用5～10 mm碎石制備同強度等級的NC為對照組。如圖3(a)所示，相同強度等級S1與NC比較，收縮曲線主要有兩個特點：①S1在7 d前的收縮應變量及應變增長率明顯高于普通混凝土；②7 d后S1收縮應變增長明顯減緩，直到混凝土環開裂，開裂時S1總收縮應變明顯小于普通混凝土。輕集料對水泥的水化過程的影響主要表現在早期，在水化早期輕集料多孔吸水提高了毛細管壓力，增加了混凝土的收縮變形，因此HSLC在7 d前的收縮大于普通混凝土。7 d后骨料吸水基本完成，而HSLC為提高新拌漿體的工作性能在配合比中采用20%的Ⅰ粉煤灰替代水泥，粉煤灰的摻入對減小混凝土早期的收縮變形有利[12]，因此HSLC在7 d后的收縮值反而低于NC。

2.3 礦物摻合料對混凝土約束收縮的影響

單摻粉煤灰，摻量為20%、25%、30%、35%的高強輕集料混凝土3、7、14、21 d齡期的收縮應變見圖4。

圖4 不同粉煤灰摻量各齡期HSLC收縮應變

與相同強度等級的普通混凝土比較，20%粉煤灰摻量的HSLC在7 d后的收縮應變明顯低于普通混凝土。但當粉煤灰摻量從20%增加到35%時，相同水膠比的HSLC的收縮應變并沒有隨粉煤灰摻量的增加而持續減小，摻量為25%、30%的混凝土14 d前的收縮應變反而明顯大于摻量為20%、35%的混凝土。到21 d后，各配比的HSLC的收縮應變差距很小，見圖4。由圖4可知，通過增加粉煤灰摻量減小混凝土收縮是不合適的，且當粉煤灰摻量大于25%后，再增加摻量對混凝土的工作性能提高不大，但力學性能卻明顯降低，見表2。因此，摻加粉煤灰可以明顯提高HSLC的工作性能，也能減小HSLC的收縮應變，但其摻量應該控制在25%以內較合適。

硅灰與粉煤灰同屬火山灰質材料，而硅灰比表面積更大，活性更強。在本文試驗中，粉煤灰與硅粉復摻，復摻硅灰后的混凝土試件S2(25%FA)、S5(25%FA+2%SF)、S6(25%FA+4%SF)、S7(25%FA+6%SF)的28 d抗壓強度分別為51.2、54.0、53.0、50.8 MPa(見表2)，因此，適量的硅灰復摻對提高HSLC的強度是有利的。硅灰復摻對HSLC收縮的影響見圖3(c)，硅灰復摻對HSLC3d前的收縮應變影響不大，3 d后水化速度加快，復摻硅灰的HSLC收縮變形增長迅速，到混凝土環開裂時，復摻硅灰的試件收縮變形遠大于未摻硅灰的試件。因此，適量的硅灰復摻雖對提高HSLC強度有利，但顯著增加混凝土收縮變形。

2.4 骨料預濕對混凝土干燥收縮的影響

為配置工作性能優良，且強度能達到C40以上的高強輕集料混凝土，本文前期試驗分別采用了600～800級，24 h吸水率>9%的粉煤灰陶粒及頁巖陶粒制備HSLC，但效果不好，或工作性能不良，或達不到預期強度。而24 h吸水率<5%的高性能輕集料生產工藝要求高，造價高，不利于大規模的生產。因此，試驗最終采用24 h小時吸水率為6.06%的高強頁巖碎石型陶粒，其中S1～S7組試件骨料未預濕，S8、S9兩組試件對骨料進行預濕處理，預濕時間分別為1、12 h。以S2試件為對照組，骨料預濕對HSLC約束收縮的影響見圖3(d)。

由圖3(d)可知，S2試件7 d前的收縮應變明顯大于S8、S9，7 d后S8、S9收縮應變量及增長率均超過S2。在水化早期未預濕的輕集料多孔吸水提高了毛細管壓力，增加了混凝土的收縮變形，因此，S2試件7 d前的收縮應變明顯大于S8、S9。隨著水化的進程，混凝土內部在約束應力作用下產生微裂縫，收縮應變增長也隨之放緩。而經過骨料預濕的S8、S9試件，由于預濕骨料的內養護作用，混凝土內微裂縫產生的時間相對較晚，且在內養護作用下水泥水化反應更充分，混凝土的收縮變形也持續增加。由于試驗采用高強頁巖陶粒為輕集料，低吸水率較低，試驗結果表明，骨料預濕1 h或12 h對收縮應變影響不大。

2.5 大流動性高強輕集料混凝土抗裂性能

在約束試驗中，用鋼環應變試驗結果計算得到的是混凝土的殘余應力，因此鋼環應變不能很好的反映混凝土的抗裂性能。而受混凝土缺陷、微裂縫等多因素的影響，混凝土環開裂的時間具有一定的偶然性。因此，以鋼環應變或者實測開裂時間作為混凝土抗裂性能的評價指標都有局限性[19-20]。本文引用開裂風險系數η作為混凝土的抗裂性能評價指標，開裂風險系數η為

(5)

式中：σmax為混凝土環向最大拉應力，MPa；fts為混凝土劈拉強度，MPa。

在混凝土圓環約束試驗中，最大應力σmax發生在環內壁處，即

(6)

式中：εs(t)為鋼環內壁應變；Es為鋼材的的彈性模量，取206 GPa；C4R為常數。

當σmax>fts時，則η>l，混凝土內產生微裂縫，以微裂縫產生的時間為開裂齡期。當混凝土收縮應變曲線急劇降低，表明混凝土環產生全斷面貫穿性裂縫而失去承載力，以產生貫穿性裂縫的時間為完全開裂齡期。各配比混凝土3、7、14、28 d齡期開裂風險系數、開裂齡期及完全開裂齡期見表3。

表3 各配比混凝土開裂風險系數

如表3所示，相同強度等級的S1與NC比較，S1早期開裂風險系數較小，S1產生微裂縫時間明顯晚于NC，但S1在產生微裂縫后發展為全斷面貫穿性裂縫的時間較NC短，NC試件在11 d產生微裂縫后直到44 d才完全開裂，因此從混凝土承載能力的角度可以認為普通混凝土的抗裂性能要優于高強輕集料混凝土。

摻合料類型及摻量對混凝土收縮開裂的影響主要表現為對混凝土抗力和作用的影響。摻合料替代水泥，混凝土的抗拉強度降低，同時混凝土的自生收縮和彈性模量也下降，表現為混凝土的約束收縮應力降低。單摻粉煤灰的四組試件S1～S4中，粉煤灰摻量為20%的S1開裂風險系數最小，S1試件開裂的時間也最晚；粉煤灰與硅灰復摻的三組試件S5～S7，硅粉摻量對開裂風險系數影響很小，三組試件微裂縫出現的時間都是6 d，完全開裂的時間也非常接近，但復摻硅粉的混凝土早期開裂風險系數明顯大于單摻粉煤灰的混凝土，微裂縫出現的時間也明顯早于單摻粉煤灰的混凝土。

與對照組S2比較，經過骨料預濕的兩組試件S8、S9，早期開裂風險系數明顯較小，兩組試件微裂縫出現的時間都在13 d左右，微裂縫出現也時間較晚，說明骨料預濕延緩了混凝土內微裂縫產生的時間。且S8、S9的收縮應變曲線分別持續增長直到45、53 d后緩慢下降而非急劇降低。如果將45、53 d定為S8、S9的完全開裂時間，其完全開裂時間遠遠超過未預濕的其它組試件，也超過普通混凝土試件，因此可以認為骨料預濕能極大的提高混凝土的抗裂性能。

3 結論

本文采用圓環約束收縮試驗，研究大流動性高強輕集料混凝土約束收縮應變規律及抗裂性能，結論如下：

(1)相同強度等級大流動性高強輕集料混凝土(HSLC)與普通混凝土(NC)收縮曲線比較，HSLC在7 d前的收縮應變量及應變增長率明顯高于普通混凝土，7 d后HSLC收縮應變增長明顯減緩，直到混凝土環開裂，開裂時HSLC總收縮應變明顯小于普通混凝土。

(2)摻加粉煤灰可以提高混凝土的流動性，減小HSLC的收縮，但粉煤灰摻量應小于25%；硅灰復摻雖對提高HSLC強度有利，但顯著增加混凝土收縮變形。

(3)與相同強度等級的普通混凝土比較，高強輕集料混凝土早期開裂風險系數較小；粉煤灰能降低混凝土開裂風險，粉煤灰摻量為20%混凝土開裂風險系數最??；復摻硅粉的混凝土早期開裂風險系數明顯大于單摻粉煤灰的混凝土，微裂縫出現的時間也明顯早于單摻粉煤灰的混凝土；骨料預濕延緩了混凝土內微裂縫產生的時間，提高混凝土的抗裂性能。