劉亦斌，曹萬林，張建偉，張旭鵬，翁浩峰，王如偉

（北京工業(yè)大學(xué)城市建設(shè)學(xué)部，北京 100124）

引言

再生混凝土在發(fā)展初期，由于其抗壓強度較低，加之骨料界面間關(guān)系較為復(fù)雜，應(yīng)用范圍較小。近年來，學(xué)者們致力于對再生混凝土材料［1-2］及構(gòu)件［3-4］的研究，推進(jìn)了再生混凝土結(jié)構(gòu)的發(fā)展。

國內(nèi)外學(xué)者對于再生混凝土梁和板均已有一定研究，并取得了一些重要進(jìn)展。研究表明，再生混凝土梁的受力過程與普通混凝土梁相同，計算中依然可以采用平截面假定。曹萬林等［5］研究表明，再生骨料的摻入會影響開裂荷載和最大裂縫寬度，短期撓度略有增大。吳瑾等［6］研究表明，即使摻入再生粗骨料，梁的受彎承載力也沒有明顯下降，因此依然可以參考現(xiàn)行規(guī)范來計算再生混凝土梁的受彎承載力。陳愛玖等［7］研究了配筋率、再生骨料取代率、水膠比等不同設(shè)計參數(shù)對再生混凝土梁的受力性能影響。周靜海等［8］研究了四邊簡支板受彎的性能，研究表明，不同取代率的板的荷載-撓度曲線走勢基本一致，但再生骨料會導(dǎo)致承載能力的下降，尤其是極限荷載。曹萬林等［9］、孫婭［10］進(jìn)行了單向板和雙向板受彎性能試驗研究，研究表明再生骨料的摻入會影響板的開裂荷載和裂縫的發(fā)展速度。Lorena等［11］研究了再生骨料取代率對板沖切性能的影響。肖建莊等［12］研究了不同取代率的壓型鋼板-再生混凝土組合板的抗剪性能，認(rèn)為摻入少量再生骨料可適度提高混凝土與壓型鋼板間的黏結(jié)性能，但取代率超過30%以后，承載力會逐漸下降。Noridah等［13］研究了再生骨料對預(yù)制板受彎性能的影響。

目前，盡管再生混凝土梁和再生混凝土板均已有一定研究，但對于再生混凝土梁板構(gòu)件試件研究的文獻(xiàn)尚少。北京2022年冬奧會速滑館項目中的場館看臺，應(yīng)用了含有再生粗骨料的混凝土制作的L形再生混凝土梁板，本文進(jìn)行了其L形再生混凝土梁板足尺試件的力學(xué)性能試驗，并進(jìn)行了再生混凝土碳化性能試驗，為工程應(yīng)用提供了試驗依據(jù)。

1 構(gòu)件受力性能試驗

1.1 試件設(shè)計

為研究L形再生混凝土梁板的受力性能，設(shè)計了3個L形再生混凝土梁板足尺試件，L形梁板試件長度4 120 mm、總寬度1 180 mm，L形試件肋梁的截面寬200 mm、高498 mm，L形試件板的截面寬度980 mm、厚度100 mm，板的混凝土保護(hù)層厚度為15 mm。試件設(shè)計參數(shù)如下：混凝土強度等級為C45，再生粗骨料取代率為30%；各試件中板縱筋和分布鋼筋直徑均為8 mm，配筋率為0.34%；梁受力縱筋直徑分別為14 mm和16 mm，架立筋直徑為10 mm，配筋率為1.07%；箍筋直徑為8 mm，體積配箍率為1.28%。3個試件的設(shè)計參數(shù)完全一致，試件的幾何尺寸及配筋如圖1所示。試件編號為S-3.9-A，S-2.7-A，S-3.9-B。其中：S表示梁板，后面的數(shù)字表示了板在加載時的凈跨，如S-3.9表示凈跨為3.9 m的梁板試件；A、B表示了2種不同的加載形式，A為三分點加載，B為跨中加載。

圖1 試件幾何尺寸及配筋Fig.1 Dimension and reinforcement of specimens

1.2 材料性能

再生混凝土制備所用的材料：強度等級為42.5的普通硅酸鹽水泥；F類Ⅱ級粉煤灰；天然粗骨料為粒徑5～25 mm的天然碎石，天然細(xì)骨料為粒徑0.16～4.75 mm的河砂；再生粗骨料來源于北京冬奧速滑館原址建筑拆除后的廢棄混凝土，經(jīng)破碎篩分后得到的粒徑為5～20 mm的骨料，實測所有骨料性能指標(biāo)見表1?；炷猎O(shè)計強度等級為C45，實測抗壓強度為46.7 MPa，混凝土配合比見表2。試件中所有鋼筋均選用HRB400鋼筋，實測鋼筋力學(xué)性能見表3。

表1 骨料性能指標(biāo)Table 1 Basic properties of aggregates

表2 混凝土配合比Table 2 Mix proportion of concrete

表3 鋼筋力學(xué)性能Table 3 Mechanical properties of steel bars

1.3 加載方案與測點布置

試驗在北京工業(yè)大學(xué)工程結(jié)構(gòu)實驗中心完成，試驗分為兩階段：第一階段，荷載作用于板上，測試梁板整體的抗彎性能；第二階段，荷載作用于肋梁上，考慮梁板整體破壞后，肋梁自身仍有承載力儲備，故進(jìn)行了第二階段的試驗，第二階段雖然主要是肋梁抗彎，但梁板仍有一定的共同工作性能。

第一階段試驗：根據(jù)不同的加載形式采用在三分點加載或者中心加載，當(dāng)梁和板結(jié)合處裂縫過大時停止加載。第二階段試驗：對肋梁進(jìn)行加載，根據(jù)不同的加載形式采用三分點加載或者跨中集中力加載。兩個階段試驗，均采用力和位移聯(lián)合控制加載，試件屈服前主要采用力控制加載，屈服后主要采用位移控制加載，每級加載后穩(wěn)定5 min，待儀表讀數(shù)穩(wěn)定后量測并描繪出現(xiàn)的裂縫。在試件最大撓度達(dá)到跨度的1/50或受壓區(qū)混凝土被壓碎時停止加載。利用數(shù)據(jù)自動采集系統(tǒng)采集力、位移、應(yīng)變，試驗現(xiàn)場照片如圖2所示。

圖2 加載現(xiàn)場圖Fig.2 Loading test site

力傳感器布置：當(dāng)采用三分點加載時，力傳感器布置在豎向千斤頂與簡支加載鋼梁之間，簡支加載梁兩個簡支端各采用與簡支加載梁垂直的短鋼梁分配荷載，分配荷載點為試件板短向尺寸的三分點；當(dāng)采用中心加載時，力傳感器布置在豎向千斤頂與加載鋼墊板之間。位移計布置：在梁板兩端支座及中點處布置位移計，梁板試件板的中心和三分點加載位置布置位移計；應(yīng)變片布置：板鋼筋和肋梁縱筋上布置了鋼筋應(yīng)變片。

1.4 試驗結(jié)果及分析

1.4.1 第一階段試驗

1.4.1.1 試驗現(xiàn)象和破壞特征

試件經(jīng)歷了混凝土開裂、板內(nèi)鋼筋屈服、混凝土裂縫穩(wěn)定發(fā)展、承載力下降的過程。

試件在加載初期未出現(xiàn)裂縫，處于彈性工作階段，荷載-撓度曲線近似為直線，此時鋼筋和混凝土應(yīng)變較小。隨著荷載的增大，各試件在板底跨中區(qū)域開始出現(xiàn)細(xì)小裂縫，試件進(jìn)入了彈塑性階段。隨著荷載的增大，板底產(chǎn)生較多裂縫，已有裂縫不斷延伸并加寬，試件逐漸達(dá)到屈服。加載后期，板底的貫通裂縫不斷增多，且寬度不斷增大，板頂由支座向跨中延伸出斜向裂縫，板底邊緣裂縫逐漸延伸至兩側(cè)梁板的結(jié)合處。此后荷載增幅越來越小，而撓度增長逐漸加快?？傮w來說，板底的斜裂縫主要是由板底邊緣逐漸延伸至兩側(cè)梁板的結(jié)合處，肋梁只出現(xiàn)了一些細(xì)小裂縫，且梁內(nèi)鋼筋均未發(fā)生屈服。各試件在不同加載形式下的最終破壞形態(tài)如圖3所示。

圖3 試件破壞形態(tài)Fig.3 Failure mode of specimens

分析可知：1）試件從加載至結(jié)束經(jīng)歷了3個受力階段，分別是開裂前的彈性階段、開裂后的帶裂縫工作階段以及板鋼筋屈服后階段；2）不同試件的破壞過程基本相似，裂縫分布和破壞形態(tài)也接近，由于肋梁的存在，試件在彎、剪、扭的共同作用下破壞。

1.4.1.2 試件裂縫

各試件的裂縫發(fā)展過程類似，以S-3.9A為例，其裂縫如圖4所示。裂縫發(fā)展經(jīng)歷了以下過程：離梁遠(yuǎn)的一側(cè)板首先開裂，裂縫較為細(xì)小，之后隨著板內(nèi)鋼筋屈服，板底產(chǎn)生較多的由板邊緣延伸至梁板結(jié)合處的裂縫，裂縫隨著加載進(jìn)程不斷加寬；總體上遠(yuǎn)離梁的板側(cè)裂縫較多，而梁和離梁較近范圍的板附近裂縫較少；板梁結(jié)合處裂縫寬度最大達(dá)到10 mm；梁內(nèi)鋼筋未發(fā)生屈服。

圖4 試件的裂縫Fig.4 Crack development of specimens

1.4.1.3 承載力

實測所得各試件的開裂荷載Pcr、屈服荷載Py、極限荷載Pu見表4。

分析表4可知：跨中加載試件的極限承載力略低于三分點加載試件的承載力，凈跨較小試件的承載力較大，這是各試件截面抗彎承載力相同的緣故。

表4 試件承載力Table 4 Load bearing capacity of specimens

1.4.1.4 荷載-撓度曲線

由于肋梁的存在，板在有肋梁的一端和無肋梁的一端抵抗變形的能力并不相同，因此，試件在不同位置下的撓度發(fā)展速度也不相同。以試件S-3.9A為例，實測所得不同測點板的彎矩M-撓度f曲線，如圖5所示。其中，縱坐標(biāo)為試件承受的彎矩M，橫坐標(biāo)為不同測點位置y處的撓度f（y為距梁的距離，測點在梁內(nèi)時y=0）?？梢钥闯鲈嚰喜煌瑴y點的變形趨勢相同，大致可以分為變形快速增長、變形增幅變緩、變形基本穩(wěn)定3個階段。測點的撓度隨測點到肋梁的距離依次增大，結(jié)束加載時，離肋梁最遠(yuǎn)位置板測點y=1 m處撓度為靠近肋梁位置板測點y=0.3 m處撓度的3.18倍，說明板靠近肋梁的部分受到了肋梁較強的約束。實測所得各試件的荷載-跨中撓度f曲線如圖6所示。

圖5 試件不同測點的荷載-撓度曲線Fig.5 Load?deflection curves of specimen at different measuring points

圖6 各試件的荷載-跨中撓度曲線Fig.6 Load?mid span deflection curves of dif?ferent specimens

分析可知：試件在跨中加載時的撓度要比三分點加載下的撓度大；試件達(dá)到屈服荷載時的最大撓度均小于規(guī)范［14］中正常使用狀態(tài)下的撓度限值（l/200）。

1.4.2 第二階段試驗

1.4.2.1 試件破壞特征

在第一階段加載于板，肋梁已經(jīng)產(chǎn)生了一些初始裂縫，但都比較細(xì)小。第二階段加載于肋梁，隨著加載的進(jìn)行，梁經(jīng)歷了混凝土產(chǎn)生新的裂縫、混凝土裂縫從梁底向上擴展、梁內(nèi)受拉鋼筋屈服、梁板結(jié)合處裂縫不斷增大、承載力下降的過程。

加載初期，梁尚處于彈性工作階段，荷載撓度曲線近似呈直線變化，梁內(nèi)鋼筋和混凝土的應(yīng)變都比較小。梁和板原有的裂縫不斷延伸并加寬，但沒有產(chǎn)生新的裂縫。隨著荷載不斷增大，梁的受拉區(qū)產(chǎn)生了新的細(xì)小裂縫，梁下部的裂縫逐漸向板底延伸。之后，試件的裂縫逐漸增多、增寬，梁內(nèi)鋼筋應(yīng)變不斷增大直至屈服。加載后期，承載力上升緩慢、撓度增長加快，直至梁上部受壓區(qū)混凝土破壞并伴有混凝土剝落。各試件在不同加載形式下的最終破壞形態(tài)如圖7-圖9所示。

圖7 加載于肋梁時試件S-3.9A的破壞形態(tài)Fig.7 Failure mode of S?3.9A when loaded on rib beam

圖8 加載于肋梁時試件S-2.7A的破壞形態(tài)Fig.8 Failure mode of S?2.7A when loaded on rib beam

圖9 加載于肋梁時試件S-3.9B的破壞形態(tài)Fig.9 Failure mode of S?3.9B when loaded on rib beam

分析可知：各試件肋梁的破壞過程基本相似，裂縫分布和破壞形態(tài)也接近，屬于受彎破壞；在加載過程中板變形不斷增大，板底裂縫不斷延伸，隨著梁變形的增大，梁板結(jié)合處的裂縫不斷加寬。

1.4.2.2裂縫發(fā)展

各試件肋梁的裂縫類似，以S-3.9A為例，其裂縫如圖10所示，可見：肋梁的裂縫發(fā)展規(guī)律與一般受彎梁的裂縫發(fā)展規(guī)律相似，即梁跨中附近區(qū)域開裂，之后逐步沿跨中向兩邊發(fā)展，較大的裂縫主要集中在跨中區(qū)域；由于試件肋梁設(shè)置了功能性圓孔，梁在該區(qū)域出現(xiàn)局部應(yīng)力集中現(xiàn)象，試件圓孔處出現(xiàn)了較多裂縫。

圖10 試件肋梁的裂縫Fig.10 Crack of the rib beam of specimens

1.4.2.3 承載力

實測所得各試件屈服荷載Py和極限荷載Pu見表5。

由表5可知：第二階段試驗與第一階段試驗相比，試件的屈服荷載和極限荷載均顯著提高，其中：試件S-3.9A的屈服荷載、極限荷載分別提高了187.5%、136.2%；試件S-2.7A的屈服荷載、極限荷載分別提高了269.7%、178.8%；試件S-3.9B的屈服荷載、極限荷載分別提高了162.9%、105.5%。

表5 試件承載力Table 5 Load bearing capacity of specimens

1.4.2.4 荷載-撓度曲線

實測各試件的荷載-肋梁跨中撓度增量Δf曲線如圖11所示。

圖11 不同試件跨中的荷載-撓度Fig.11 Load?mid span deflection curves of different specimens

分析可見：荷載作用于肋梁時，試件經(jīng)歷了彈性階段、帶裂縫工作階段、梁內(nèi)鋼筋屈服階段；相比三分點加載，跨中加載下試件的損傷破壞較快。

2 再生混凝土碳化性能試驗

為研究再生混凝土在長期使用過程中的抗碳化性能，在試件制作的同時預(yù)留了4組棱柱體試塊以用于進(jìn)行碳化試驗，試塊尺寸為100 mm×100 mm×300 mm，每組3個，同時制作了普通混凝土試塊用作對比試件。試塊在標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護(hù)28 d，之后再烘干48 h，隨后進(jìn)行碳化試驗。將試塊在試驗環(huán)境下快速碳化，可以模擬其在長期自然環(huán)境下的碳化情況。試驗環(huán)境要求及方法按照GB/T 50082-2009《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》［15］進(jìn)行，碳化過程照片如圖12所示。當(dāng)碳化天數(shù)進(jìn)行到3 d、7 d、14 d和28 d時，分別取出相應(yīng)試塊，進(jìn)行劈裂，并按照標(biāo)準(zhǔn)用酚酞酒精溶液測定各試件的平均碳化深度，測定照片如圖13所示。實測所得試塊與對比試件的平均碳化深度見表7，碳化深度—碳化天數(shù)曲線如圖14所示。

圖12 碳化中的試件 Fig.12 Carbonation of specimens

圖13 碳化后試件顯色圖Fig.13 Color of specimens after carbonation

圖14 試件碳化深度-碳化天數(shù)曲線Fig.14 Curve of carbonation depth of specimens with the increase of carbonization days

表7 試件在不同碳化天數(shù)下的碳化性能Table 7 Carbonation properties of the specimens under different carbonization days

可以看出，再生混凝土和普通混凝土在同等條件下的碳化規(guī)律類似，試塊的碳化深度隨碳化天數(shù)的增加而增大。在碳化天數(shù)達(dá)到28天時，再生混凝土的碳化深度比普通混凝土大11.7%，表明適量摻入再生骨料對抗碳化性能影響較小，合理取代率的再生混凝土抗碳化性能整體上與普通混凝土接近，在工程實際中合理采用再生混凝土可以獲得與普通混凝土大致接近的抗碳化性能。

3 結(jié)論

（1）在第一階段試驗中，L形再生混凝土梁板各試件的破壞過程基本相似，裂縫分布和破壞形態(tài)也接近；在較不利加載工況下，由于肋梁的存在，試件呈彎、剪、扭共同作用的受力性狀。

（2）在第二階段試驗中，雖然試件主要靠肋梁承受荷載，但試件的肋梁與板仍有共同工作的性能。與第一階段試驗相比，試件的屈服荷載和極限荷載均顯著提高。

（3）試件所采用的再生混凝土抗碳化性能與等強度的普通混凝土抗碳化性能相比整體相差不大；L形再生混凝土梁板滿足工程所需的剛度、承載力和混凝土抗碳化性能的要求。