李鳳蘭, 肖文, 丁新新, 凡有紀(jì), 盧亞召, 韓冰

(1.華北水利水電大學(xué) 河南省生態(tài)建材工程國際聯(lián)合實驗室,河南 鄭州 450045;2.廣東省長大公路工程有限公司 設(shè)計開發(fā)分公司,廣東 廣州 511431)

雙高混凝土研發(fā)及其在預(yù)制箱梁中的應(yīng)用

李鳳蘭1, 肖文2, 丁新新1, 凡有紀(jì)1, 盧亞召1, 韓冰1

(1.華北水利水電大學(xué) 河南省生態(tài)建材工程國際聯(lián)合實驗室,河南 鄭州 450045;2.廣東省長大公路工程有限公司 設(shè)計開發(fā)分公司,廣東 廣州 511431)

雙高混凝土是兼具高拌合物工作性能和高物理力學(xué)性能的綠色混凝土。基于前期研究確定的施工配合比,進(jìn)行了雙高混凝土收縮性能試驗,分析了水灰比和礦粉摻量對雙高混凝土自收縮和干燥收縮的影響,提出了相應(yīng)的收縮率預(yù)測公式。結(jié)合雙高混凝土在預(yù)制箱梁中的應(yīng)用,進(jìn)行了雙高混凝土配制技術(shù)的拓展研究和預(yù)制箱梁混凝土的質(zhì)量評價,進(jìn)一步研究了雙高混凝土基本力學(xué)性能的變化規(guī)律,提出了立方體抗壓強度在齡期7 d和28 d時的計算公式,建議了雙高混凝土軸心抗壓強度、抗拉強度和彈性模量與立方體抗壓強度的換算關(guān)系。

雙高混凝土;工作性能;基本力學(xué)性能;收縮性能;預(yù)制箱梁

混凝土高性能化是混凝土綠色產(chǎn)業(yè)化發(fā)展的必然趨勢,是新型城鎮(zhèn)化建設(shè)和大規(guī)?；A(chǔ)設(shè)施建設(shè)過程中達(dá)到低碳排放、綠色環(huán)保目標(biāo)的根本保障[1-2]。由于受到原材料、施工設(shè)備、工程條件等客觀因素以及技術(shù)人員的工程素質(zhì)和技能水平等的影響,混凝土高性能化尚未形成統(tǒng)一方法,仍需結(jié)合實際工程需要和主客觀條件,采取實驗室試驗研究、工程試驗驗證、工程實踐應(yīng)用的技術(shù)路線[3-6]。

本課題組結(jié)合廣-佛-肇高速公路預(yù)制箱梁橋工程,提出了雙高混凝土的基本概念,采用普通硅酸鹽水泥P·O 42.5R，摻加優(yōu)質(zhì)礦粉和高性能聚羧酸減水劑,配制出拌合物工作性能良好的C50～C80混凝土,建議了工程用混凝土的施工配合比[7]。作為項目研究內(nèi)容的組成部分,課題組采用施工配合比進(jìn)行了雙高混凝土收縮性能試驗研究,并在工程現(xiàn)場開展了雙高混凝土在預(yù)制箱梁中的應(yīng)用研究。為了提高實驗室研究成果的工程適應(yīng)性,開展了采用硅酸鹽水泥P·Ⅱ 52.5R配制雙高混凝土的擴(kuò)展性試驗研究。本文將對這些研究成果加以介紹,以便為同類工程實踐提供技術(shù)參考。

1 雙高混凝土收縮性能試驗

1.1 試驗概況

雙高混凝土收縮性能試驗采用的原材料與前期進(jìn)行的拌合物工作性能和基本性能試驗所采用的原材料相同,均來自于工程現(xiàn)場,配合比設(shè)計采用絕對體積法,各材料用量按照優(yōu)化建議的施工配合比確定[7]。配合比及其坍落度和28 d齡期時的立方體抗壓強度實測值見表1。

自收縮試驗按SL 352—2006規(guī)定的“混凝土自生體積變形試驗”方法[8]進(jìn)行。采用φ150 mm×450 mm圓柱形試件,沿試件軸向相對對稱埋設(shè)千分表固定件,待試件拆模包裹塑料膜后固定千分表。試件成型后采取覆蓋塑料膜和飽水濕布的措施防止混凝土水分散失,并移入溫度為(20±2)℃的室內(nèi),在1 d齡期時開始測試。

干燥收縮試驗按GB/T 50082—2009規(guī)定的“接觸法”[9]進(jìn)行。采用100 mm×100 mm×515 mm梁式試件,在兩端截面軸心處埋設(shè)銅測頭,用比長儀測量試件長度。試件在成型1 d后拆模,量測初始長度后放入混凝土恒溫、恒濕標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)箱中養(yǎng)護(hù)。

自收縮和干燥收縮試驗的測試齡期均分別為3、7、14、28、45、60、90、120 d。

表1 收縮性能試驗的雙高混凝土配合比及其坍落度和抗壓強度實測值

1.2 收縮試驗成果分析

1.2.1 試驗成果分析

雙高混凝土的自收縮和干燥收縮試驗的結(jié)果如圖1所示。由圖1可以看出,雙高混凝土的自收縮率(εas,t)和干燥收縮率(εds,t)均呈現(xiàn)早期增長快、后期逐漸變緩慢的發(fā)展規(guī)律。對比試件B1、D1、F1和G1可知,當(dāng)水灰比不小于0.3時,雙高混凝土的自收縮率隨著水灰比的降低而減小;當(dāng)水灰比小于0.3時,雙高混凝土的自收縮率隨著水灰比的降低而增大。對比試件KE1、KF1和G1可知,S95的礦粉摻量隨水膠比的降低而增加，有利于抑制雙高混凝土的自收縮。因此,水灰(膠)比對雙高混凝土內(nèi)部孔隙的形成和孔隙內(nèi)自由水的含量及遷移具有重要影響,從而影響了孔隙自干燥進(jìn)程及孔壁自干燥收縮應(yīng)力的大小[1,10]。S95礦粉細(xì)度與P·O 42.5R水泥相當(dāng),其活性指數(shù)在7 d齡期時為75.6%、在28 d齡期時為99%[7],摻入S95礦粉使得雙高混凝土的自收縮在早期有所增大,但在45 d齡期后則基本趨于相同。

圖1 收縮變形隨齡期的發(fā)展規(guī)律

對比試件B1、D1、F1和G1可知,雙高混凝土的干燥收縮率隨著水灰比的降低而減小。比較試件KE1和KF1也得出同樣的結(jié)論,即雙高混凝土的干燥收縮率隨著水膠比的降低而減小。這說明，隨著水灰(膠)比的降低,用水量減少,水泥(膠結(jié)材料)用量增加;未水化的水泥(膠結(jié)材料)顆粒多,對混凝土的干燥收縮產(chǎn)生了抑制作用[1-2]。比較試件KF1和G1,前者水膠比為0.27,后者水灰比為0.28,但由于KF1的用水量和膠凝材料(水泥+S95礦粉)用量均大于G1,其混凝土中漿體體積增加、骨料體積減小,使得KF1的骨料對漿體干燥收縮的抑制作用降低,同時因漿體的彈性模量小于骨料的彈性模量,最終導(dǎo)致KF1的干燥收縮大于G1。

由于混凝土干燥收縮包括了自收縮,為研究自收縮和干燥收縮的關(guān)系,將試驗中雙高混凝土自收縮率和干燥收縮率之比值(εas,t/εds,t)隨齡期的變化示于圖2。

圖2 自收縮率與干燥收縮率之比值隨齡期的變化

由圖2可以看出,F1的自收縮率與干燥收縮率的比值最低,為0.215～0.353,且呈現(xiàn)出隨齡期增長而增大的趨勢;B1、D1的自收縮率與干燥收縮率的比值在3 d齡期時達(dá)到了89%～94%,在隨后的齡期中，εas,t/εds,t=0.693～0.605(平均值0.647)，且呈現(xiàn)出隨齡期增長而減小的趨勢;G1的εas,t/εds,t=0.683～0.550(平均值0.602),且呈現(xiàn)出隨齡期增長而減小的趨勢;KE1和KF1的自收縮率與干燥收縮率的比值則呈現(xiàn)出先增大后減小的規(guī)律,其εas,t/εds,t在14 d齡期時達(dá)到最大值,分別為0.827和0.706,而后隨著齡期的增長而減小,120 d齡期時分別降低到了0.455和0.443。由此可見,雙高混凝土自收縮率和干燥收縮率是相互關(guān)聯(lián)的,水灰比不小于0.3時自收縮率占干燥收縮率的比例達(dá)到60%以上;水灰比小于0.3時,摻加礦粉將提高早齡期時自收縮率占干燥收縮率的比例,但對降低長齡期時自收縮率占干燥收縮率的比例是有利的。

1.2.2 收縮率計算方法

1)自收縮率計算方法。經(jīng)過對各種形式的混凝土自收縮率計算模型和公式計算結(jié)果的比較,以歐洲規(guī)范EN 1992模型和日本工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)建議模型為基礎(chǔ)[11-12],構(gòu)建了雙高混凝土自收縮率計算公式，即

εas,t=βas,tεas,0,

(1)

βas,t=1-e-0.2(t-t0)0.5,

(2)

(3)

式中:εas,t為齡期t時雙高混凝土的自收縮率;εas,0為雙高混凝土自收縮率的最終值;fcu,28為28 d齡期時的混凝土立方體抗壓強度,MPa;W/B為水膠比;t為試塊成型后的養(yǎng)護(hù)齡期,d;t0為自收縮起始齡期,d。

本文試驗中雙高混凝土自收縮率的實測值與計算值的比較如圖3所示。取t0=0.2 d(相當(dāng)于初凝時間),計算自收縮率的實測值與計算值之比,經(jīng)統(tǒng)計可得:比值的平均值為1.012,離散系數(shù)為0.141。由圖3可以看出,在自收縮率的最終值確定后,自收縮的發(fā)展規(guī)律具有較好的一致性。

圖3 自收縮率實測值與計算值的比較

2)干燥收縮率計算方法。經(jīng)過對各種形式的混凝土干燥收縮率計算模型和公式計算結(jié)果的比較[10-11,13-14],借鑒CEB-FIP 1990模式規(guī)范的混凝土干燥收縮率模型,構(gòu)建了雙高混凝土干燥收縮率計算公式，即

εds,t=βds,tεds,0,

(4)

(5)

εds,0=[160+5(98-0.8fcu,28)]×10-6。

(6)

式中:εds,t為齡期t時雙高混凝土的干燥收縮率;εds,0為雙高混凝土干燥收縮率的最終值;fcu,28為齡期28 d時的立方體抗壓強度,MPa;t為從初始測試計算的齡期,d;ts為初始測試的齡期,d。

本文試驗雙高混凝土干燥收縮率實測值與式(4)—(6)計算值的比較如圖4所示,取ts=1 d,計算干燥收縮率的實測值與計算值之比,經(jīng)統(tǒng)計可得:比值的平均值為0.986,離散系數(shù)為0.198。

圖4 干燥收縮率實測值與計算值的比較

由圖4可以看出,在干燥收縮率的最終值確定后,干燥收縮的發(fā)展規(guī)律具有較好的一致性。

2 雙高混凝土的基本力學(xué)性能評價

2.1 擴(kuò)展試驗

選用肇慶市華潤P·Ⅱ 52.5R硅酸鹽水泥,其物理力學(xué)性能見表2。其他原材料如S95礦粉、天然砂、碎石、外加劑、拌合水等與前期研究相同[7]。S95礦粉的基本物理力學(xué)性能見表3。配合比按照規(guī)范JGJ 55—2011規(guī)定的絕對體積法并參照規(guī)范JGJ/T 281—2012的相關(guān)規(guī)定進(jìn)行設(shè)計[15-16],結(jié)果見表4。

拌合物坍落度、立方體抗壓強度(fcu,7和fcu,28)、軸心抗壓強度(fc)、彈性模量(Ec)、劈裂抗拉強度(ft)和抗折強度(fft)的試驗結(jié)果見表5。立方體抗壓強度試驗和劈裂抗拉強度試驗采用邊長150 mm的立方體試塊,軸心抗壓強度試驗和彈性模量試驗采用150 mm×150 mm×300 mm的棱柱體試塊,抗折強度試驗采用150 mm×150 mm×550 mm的梁式試件?；炷涟韬衔锏奶涠葹?05～220 mm,除A2組的混凝土拌合物存在微量離析現(xiàn)象外,其余均具有良好的黏聚性和保水性。

表2 P·Ⅱ 52.5R水泥的物理力學(xué)性能

表3 礦粉的基本物理力學(xué)性能

表4 雙高混凝土擴(kuò)展力學(xué)性能試驗的配合比

表5 各組自密實混凝土工作性能試驗結(jié)果

由表5可知,未摻礦粉時,雙高混凝土的立方體抗壓強度、軸心抗壓強度、彈性模量、抗拉強度和抗折強度均呈現(xiàn)出隨水膠比減小而增大的基本變化規(guī)律;摻加不超過水泥質(zhì)量20%的礦粉時,可有效提高雙高混凝土的抗壓強度;礦粉摻量分別為20%和10%時,前者的雙高混凝土的抗壓強度和彈性模量偏低,特別是軸心抗壓強度明顯降低。與前期采用P·O 42.5R普通硅酸鹽水泥配制雙高混凝土的試驗結(jié)果比較[7]說明,隨著水泥強度等級的提高,礦粉的適宜摻量減小。綜合考慮拌合物的工作性能和基本力學(xué)性能,建議:采用P·O 42.5R普通硅酸鹽水泥時,礦粉摻量不宜超過20%;采用P·Ⅱ 52.5R硅酸鹽水泥時,礦粉摻量不宜超過10%。

2.2 基本力學(xué)性能分析評價

2.2.1 立方體抗壓強度

雙高混凝土的立方體抗壓強度可由式(7)—(9)預(yù)測[7,17]。

fcu,7=4fb(1+0.001ρbW/B)-1.89,

(7)

fcu,28=4.85fb(1+0.001ρbW/B)-1.89,

(8)

fb=γsfce。

(9)

式中:fb為膠凝材料的28 d抗壓強度,MPa;fce為水泥膠砂的28 d抗壓強度,MPa;γs為粒化高爐礦渣粉影響系數(shù)，當(dāng)S95礦粉摻量不超過20%時,γs=1.0[15];ρb為膠凝材料密度,kg/m3，未摻礦粉時ρb取水泥密度,摻入礦粉時ρb根據(jù)水泥和礦粉占膠凝材料的質(zhì)量百分比由水泥和礦粉的密度進(jìn)行換算。

圖5 立方體抗壓強度試驗值與計算值的比較

2.2.2 軸心抗壓強度

雙高混凝土的軸心抗壓強度fc與立方體抗壓強度fcu,28的比值為0.642～0.963,其平均值為0.844,變異系數(shù)為0.099。比值隨水灰比變化的分散情況如圖6所示。與普通高強混凝土不同的是,雙高混凝土的軸心抗壓強度與立方體抗壓強度的比值未表現(xiàn)出隨立方體抗壓強度增大而增大的變化規(guī)律[18-19]。

圖6 軸心抗壓與立方體抗壓強度比值的試驗結(jié)果

當(dāng)采用式(9)計算雙高混凝土的立方體抗壓強度時,其軸心抗壓強度試驗值與立方體抗壓強度計算值的比值的平均值為0.825,變異系數(shù)為0.072。因此,建議雙高混凝土軸心抗壓強度與立方體抗壓強度的換算關(guān)系為：

fc=0.825fcu,28。

(10)

2.2.3 彈性模量

雙高混凝土的彈性模量可用下式計算:

(11)

其試驗值與計算值比值的離散系數(shù)為0.052。雙高混凝土彈性模量的試驗值與計算值隨混凝土立方體抗壓強度的變化情況如圖7所示。圖中同時繪出了按規(guī)范GB 50010—2010[18]計算的曲線。由圖7可知,試驗結(jié)果均高于規(guī)范GB 50010—2010的規(guī)定值。

圖7 彈性模量隨立方體抗壓強度的變化規(guī)律

2.2.4 抗拉強度

雙高混凝土的劈裂抗拉強度可采用規(guī)范GB 50010—2010中的公式計算預(yù)測[7,18-19]。其試驗值與計算值的比值為0.78～1.30,比值的均值為1.034,變異系數(shù)為0.130。經(jīng)計算,抗折強度與劈裂抗拉強度的比值為1.41～2.10,均值為1.69。因此,抗折強度可由式(12)進(jìn)行計算：

(12)

圖8 抗折強度隨水膠比的變化規(guī)律

3 雙高混凝土在預(yù)制箱梁中的應(yīng)用

廣-佛-肇高速公路起于廣州華南快速三期終點,經(jīng)四會大沙、鼎湖區(qū)、端州區(qū)、高要市祿步鎮(zhèn)、德慶縣、封開縣,終點往西延伸接廣西的梧州環(huán)城高速,全長約177.3 km。因受地理條件的限制,沿線橋梁建設(shè)多采用預(yù)制預(yù)應(yīng)力混凝土組合箱梁。預(yù)制箱梁的雙高混凝土原材料與配制技術(shù)研究時相同[7],即肇慶市華潤P·O 42.5R普通硅酸鹽水泥、S95礦粉、粒徑5.0～26.5 mm連續(xù)級配花崗巖質(zhì)碎石、細(xì)度模數(shù)為2.5的河砂、聚羧酸高性能減水劑(實測減水率23%)，拌合水采用肇慶市自來水，配合比見表6。

表6 現(xiàn)場試驗混凝土的配合比

預(yù)制箱梁用混凝土的施工流程為:①攪拌站內(nèi)集中拌和;②混凝土攪拌車運輸至預(yù)制梁加工廠;③吊罐分散布料;④振搗成型。在此過程中,混凝土拌合物坍落度保持在150～170 mm,和易性良好,滿足實際預(yù)制箱型梁的施工要求。

預(yù)制箱梁混凝土的現(xiàn)場澆筑與養(yǎng)護(hù)分別如圖9和圖10所示。按要求在現(xiàn)場取混凝土拌合物制作立方體試塊,用濕布覆蓋24 h后拆模,將半數(shù)試塊置于混凝土標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室中,其余試塊置于箱梁附近進(jìn)行同條件灑水養(yǎng)護(hù)。

圖9 預(yù)制箱梁混凝土的現(xiàn)場澆筑

圖10 預(yù)制箱梁混凝土的灑水養(yǎng)護(hù)

養(yǎng)護(hù)至預(yù)定齡期,進(jìn)行抗壓強度試驗。7 d和28 d齡期的抗壓強度試驗結(jié)果見表7。由表7可知,C30、C50、C70混凝土具有相對穩(wěn)定的立方體抗壓強度值,室內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)與現(xiàn)場灑水養(yǎng)護(hù)的同齡期混凝土的強度變化較小。隨著強度等級的提高,混凝土早期強度發(fā)展較快:C30混凝土的7 d強度達(dá)到了28 d強度的78.9%,C50混凝土達(dá)到了88.3%,C70混凝土達(dá)到了90.4%。

表7 現(xiàn)場混凝土立方體抗壓強度實測結(jié)果 MPa

4 結(jié)語

1)雙高混凝土的自收縮和干燥收縮均呈現(xiàn)早期增長快、后期增長逐漸變緩慢的發(fā)展規(guī)律。水灰比不小于0.3時,自收縮率與干燥收縮率的比值超過60%。水灰比小于0.3時,摻加礦粉將提高早齡期時自收縮占干燥收縮的比例,但對降低長齡期時自收縮占干燥收縮的比例是有利的。在對比研究現(xiàn)有混凝土收縮率計算模型的基礎(chǔ)上,提出了適合雙高混凝土的自收縮率和干燥收縮率的計算公式。

2)采用P·Ⅱ 52.5R硅酸鹽水泥配制的雙高混凝土,其工作性能和基本力學(xué)性能的變化規(guī)律與采用P·O 42.5R普通硅酸鹽水泥配制的雙高混凝土具有一致性。結(jié)合兩批試驗結(jié)果,對雙高混凝土基本力學(xué)性能的計算公式作了進(jìn)一步修正,提出了養(yǎng)護(hù)齡期7 d的立方體抗壓強度預(yù)測公式。

3)雙高混凝土的配合比具有良好的工程適用性。工程現(xiàn)場預(yù)制箱梁的混凝土在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)和伴隨灑水養(yǎng)護(hù)條件下的抗壓強度基本相同,且早期強度增長率隨強度等級提高而加快,有利于合理加快預(yù)制箱梁的工程進(jìn)度。

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ResearchandDevelopmentofDouble-high-performanceConcreteandItsApplicationinPrecastBox-beams

LI Fenglan1, XIAO Wen2, DING Xinxin1, FAN Youji1, LU Yazhao1, HAN Bing1

(1.Henan Provincial International United Lab of Eco-building Materials and Engineering, North China University of Water Resources and Electric Power, Zhengzhou 450045, China; 2.Guangdong Provincial Changda Highway Engineering Co., Ltd., Guangzhou 511431, China)

Double-high-performance concrete is a kind of green concrete having the high mixture workability and high physical-mechanical performances. Based on the optimal construction mix proportion of the former researches finished by authors of this paper, the experimental study was carried out on the shrinkage of double-high-performance concrete, the effects of water-to-cement ratio and mineral powder content on the autogenous shrinkage and drying shrinkage were analyzed, and the corresponding forecast formulas were proposed. Combined with the application of double-high-performance concrete in precast box-beams, the further research on preparation technology and the quality evaluation of double-high-performance concrete were made. Meanwhile, the basic mechanical properties of double-high-performance was further studied, the formulas for calculating the cubic compressive strengths at curing age of 7 days and 28 days were proposed, and the conversion relations of cubic compressive strength of double-high-performance concrete and axial compressive strength, tensile strength and modulus of elasticity from were suggested.

double-high-performance concrete; workability; basic mechanical property; shrinkage; precast box-beam

陳海濤)

TV431

A

1002-5634(2017)06-0025-07

2017-07-19

河南省高等學(xué)校重點科研項目(17A560025);河南省高校科技創(chuàng)新團(tuán)隊專題(13IRTSTHN002);河南省新型城鎮(zhèn)建筑技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心專題(河南省教育廳,教科技〔2013〕638號)。

李鳳蘭(1964—),女,河北武邑人,教授,碩士,從事土木工程材料與結(jié)構(gòu)方面的研究。E-mail:lfl64@ncuw.edu.cn。

10.3969/j.issn.1002-5634.2017.06.004