全再生粗骨料混凝土力学性能试验与评价研究

潘丽云, 梁娜, 胡飞佳, 姚坤奇, 程丹丹, 裴松伟

(华北水利水电大学 河南省生态建材工程国际联合实验室,河南 郑州 450045)

全再生粗骨料混凝土力学性能试验与评价研究

潘丽云, 梁娜, 胡飞佳, 姚坤奇, 程丹丹, 裴松伟

(华北水利水电大学 河南省生态建材工程国际联合实验室,河南 郑州 450045)

全再生粗骨料混凝土的研发旨在从最大程度上利用再生粗骨料并尽可能减少对现有生产设备的改动,从而获得混凝土产业绿色化的最大综合效益。基于不同混凝土水灰比情况下,考虑再生骨料预处理方式、再生粗骨料粒径和细骨料类型等因素影响,进行了全再生粗骨料混凝土配合比设计及其拌合物工作性能和立方体抗压强度、轴心抗压强度、劈裂抗拉强度和弹性模量等基本力学性能的系列试验。结果表明:再生骨料预湿处理对混凝土拌合物保持良好工作性能及混凝土强度达到预期是非常必要的;随着再生粗骨料粒径的增大,混凝土的流动性增大,但抗压强度减小;水灰比相同时,全再生粗骨料混凝土的基本力学性能按采用机制砂、天然砂、混合砂和再生细骨料的次序减小,与干表观密度依次减小的顺序相对应；提出了基于鲍罗米公式预测全再生粗骨料混凝土立方体抗压强度的修正系数,分析了轴心抗压强度、劈裂抗拉强度和弹性模量与立方体抗压强度的关系,并基于现行规范GB 50010—2010的规定提出了按强度等级进行相应取值的建议。该研究可为全再生骨料在预拌混凝土中的推广和应用奠定基础。

全再生粗骨料混凝土;再生粗骨料;细骨料;配合比;水灰比;工作性能;力学性能

随着我国城镇化的快速推进,由建筑物拆除所产生的建筑垃圾数量惊人,大量的建筑垃圾已成为亟待解决的重大科技和环保问题。在建筑垃圾中,废弃混凝土占据主要份额,因此，研究废弃混凝土再生利用技术是非常必要的。目前,将废弃混凝土经过破碎、筛分等工序加工后生产成再生骨料,再制备成新混凝土，是废弃混凝土再生利用的一种有效方法[1-2]。

相对于天然碎石骨料,再生粗骨料具有表面粗糙、水泥砂浆含量高、颗粒棱角多、表观密度小、强度低、孔隙率高和吸水性强等特性[3-7]。与天然砂比较,再生细骨料具有颗粒棱角多、水泥砂浆含量高、形貌不均质(含有凝胶和氢氧化钙化合物)、多相异质性(天然骨料和水泥浆体相杂)、密度低和吸水率高等特性[6-9]。因此,与普通混凝土比较,由再生粗骨料和再生细骨料配制的混凝土在工作性能和力学性能方面也存在较明显的差异,且多数研究认为是变差的[6-10]。鉴于此,大量的试验研究集中于采用部分再生粗骨料替代天然碎石(以再生粗骨料替代率表征)、部分再生细骨料替代天然砂(以再生细骨料替代率表征)配制再生骨料混凝土,进行相近配合比条件下再生骨料混凝土与普通混凝土的性能比对，并以普通混凝土的性能为参照标准,得出了再生骨料混凝土性能受再生粗骨料替代率、再生细骨料替代率的影响规律或者计算公式[10-17]。

从混凝土结构设计应用角度考虑,混凝土轴心抗压、抗拉、弹性模量等基本力学性能设计指标直接对应于其强度等级,而不需要规定混凝土所采用骨料的类型[18]。从混凝土配制技术角度出发,混凝土配制时，粗骨料粒型会显著影响混凝土拌合物的坍落度。因此，需对采用碎石、卵石的塑性混凝土用水量加以区别。此外,混凝土配制过程中均以混凝土试配强度作为控制指标,普通混凝土所用骨料在岩性、物理和力学性能等方面存在的差异不要求作为混凝土配合比的设计因素[19]。因此,研究再生骨料的形貌特征和物理力学性能对混凝土微细观结构、力学性能和耐久性能的影响,对明确再生骨料与其混凝土的内在联系，探究再生骨料改性及其混凝土性能提升的方法和技术措施具有重要的科学意义,同时对提升再生骨料混凝土的制备技术水平也具有重要的工程价值。但是,过于强调再生骨料的特性,并在确定再生骨料混凝土基本力学性能时引入再生骨料母体混凝土、再生骨料替代率等影响因素[11,17,20],偏离了混凝土设计指标按强度等级确定的原则,这可能对再生骨料混凝土的结构工程应用造成困惑和阻力。

因此,通过学习、吸纳现有的再生骨料及其混凝土研究经验,将再生骨料混凝土的制备及其基本力学性能的研究,调整到结构工程设计的应用技术路线上,是本项目研究的出发点和预期目标。总体原则为:①基于混凝土配制强度,考虑再生骨料特性对混凝土强度的影响，调整混凝土配合比设计计算公式;②基于再生骨料吸水率大而快的特点,对再生骨料进行预湿处理;③基于现有的普通混凝土生产设备,适度调整再生骨料混凝土制备工艺。本文介绍了粗骨料全部采用再生粗骨料，细骨料分别采用天然砂、再生细骨料、机制砂和混合砂的再生骨料混凝土(总称为全再生粗骨料混凝土)的部分研究成果,包括配合比设计、拌合物工作性能、表观密度和混凝土基本力学性能,并对以强度等级为基准的基本力学性能进行了评价,提出了设计建议。

1 试验概况

1.1 原材料

试验用水泥采用P·O 42.5普通硅酸盐水泥,其性能指标见表1。

表1 试验用水泥的物理力学性能

再生粗骨料来源于实验室试验破坏的预应力混凝土空心板桥箱梁经过粗碎、细碎、筛分等工序得到的粒径分别为5～10 mm、10～16 mm、16～20 mm的单粒径骨料,如图1所示。

图1 再生粗骨料的制备

经人工筛分得到单粒径的骨料后,采用四分法配置连续粒径的级配。具体做法为:①将5～10 mm、10～16 mm的再生粗骨料按照1∶1的质量比混合均匀,四分后测出堆积密度;②按6∶4和4∶6的质量比混合,测出骨料堆积密度;③计算最大堆积密度的5～16 mm连续级配再生粗骨料的单粒级组合。将配合好的5～16 mm骨料与16～20 mm骨料按照同样的方法四分,得出最大堆积密度的5～20 mm连续级配再生粗骨料单粒级组合。再生粗骨料的材料性能见表2。

表2 再生粗骨料的材料性能

细骨料包括天然砂、机制砂、再生细骨料和混合砂。再生细骨料为再生粗骨料的共生产物,由5 mm以下的破碎颗粒按0.0～2.5 mm和2.5～5.0 mm筛分后,根据级配要求确定适当比例，再重新混合得到。混合砂由天然砂和再生细骨料按比例混合而成。细骨料的主要材料性能见表3,再生粗骨料与细骨料的吸水性试验结果见表4和如图2所示。

表3 细骨料的材料性能

表4 再生骨料的1 h吸水试验结果 %

图2 再生骨料吸水率曲线

试验用拌合水为生活用水。减水剂采用江苏苏博特新材料股份有限公司生产的高效减水剂,减水率为15%。

1.2 配合比设计

由于骨料的表观密度差异较大,全再生骨料混凝土的配合比设计参照普通混凝土配合比设计中的绝对体积法[19]进行。主要内容为：设定拌合物坍落度为90～120 mm；考虑再生骨料具有较大的吸水率,增加使再生骨料达到饱和面干状态所需的附加用水量，附加用水量按再生骨料1 h吸水率计算；减水剂用量为水泥用量的百分比。经过试配调整后的全再生粗骨料混凝土配合比见表5,编号中的数字为水灰比,字母为采用的细骨料类型。其中NR为天然砂、MR为机制砂、RR为再生细骨料、HR为混合砂。

表5 全再生粗骨料混凝土的配合比

1.3 搅拌与成型方法

为了验证再生骨料吸水性对全再生粗骨料混凝土的拌合物工作性能和强度的影响,制定混凝土原材料的混合搅拌方式为如下3种:

1)不考虑附加用水。将再生粗骨料、细骨料、水泥一并加入搅拌机内,搅拌均匀;加入拌合水和减水剂,搅拌5 min。

2)预湿骨料。将再生粗骨料加入搅拌机内(细骨料采用再生细骨料时也一并加入),边搅拌边加入附加用水,搅拌均匀后静置20 min,使再生骨料得到预湿处理;加入细骨料、水泥,搅拌均匀;加入拌合水和减水剂,搅拌3 min。

3)一次性加入附加用水和拌合水。将再生粗骨料、细骨料、水泥一并加入搅拌机内,搅拌均匀;加入拌合水、附加用水和减水剂,搅拌5 min。

混凝土搅拌完成后,先进行拌合物的工作性能试验,然后将混凝土装模、振动台振实、抹面成型、用薄膜覆盖养护24 h;拆模后移入标准养护室,养护到试验龄期时再进行力学性能试验。

1.4 试验方法

混凝土拌合物坍落度和表观密度试验按照规范GB/T 50080—2002的相关规定执行[21],混凝土干表观密度由立方体试块按烘干法测定。

混凝土基本力学性能试验按照规范GB/T 50081—2002的相关规定执行[22]。加载装置采用微机控制的全自动压力试验机。混凝土抗压强度和劈裂抗拉强度测试采用尺寸为150 mm×150 mm×150 mm的标准立方体试块,共计240个;混凝土轴心抗压强度和弹性模量测试采用尺寸为150 mm×150 mm×300 mm的棱柱体试块,共计120个。

2 试验结果及分析

2.1 搅拌方式的合理性

全再生粗骨料混凝土采用不同搅拌方式时的拌合物工作性能如图3和图4所示,图中(a)(b)(c)分别对应不考虑附加用水、预湿骨料、一次性加入附加用水和拌合水3种搅拌方式。混凝土的不同实测坍落度及28 d立方体抗压强度fcu,0见表6。

图3 再生骨料处理方式对RR0.5混凝土拌合物工作性能的影响

图4 再生骨料处理方式对RR0.3混凝土拌合物工作性能的影响

表6 不同再生骨料处理方式的混凝土坍落度和抗压强度

由图3、图4和表6可以看出：相同配合比情况下,采用方式(b)进行试验的混凝土拌合物工作性能和抗压强度的效果最佳；采用方式(a)进行试验的混凝土工作性能最差,其中RR0.3混凝土拌合物没有黏聚性,尽管RR0.5混凝土抗压强度较高,但其拌合物的坍落度不满足80～120 mm的设计要求；采用方式(c)进行试验的RR0.3混凝土拌合物工作性能良好,但RR0.5混凝土拌合物出现了轻微泌水和骨料离析现象,且它们的抗压强度均偏低。因此,搅拌时需要充分考虑再生骨料的高吸水性特点,应使再生骨料在拌合前得到有效的预湿处理。为此,后续所述的混凝土搅拌方式均采用方式(b)进行。

经过预湿处理再生骨料的全再生粗骨料混凝土的坍落度实测结果见表7。由表7可知：各类型混凝土拌合物的坍落度实测值均满足设计要求；除采用天然砂的NR0.6混凝土拌合物保水性略差以外,其他混凝土拌合物的黏聚性和保水性均正常。进一步证明了预湿处理再生骨料可保证混凝土拌合物工作性能处于稳定状态。

表7 预湿处理全再生粗骨料混凝土拌合物的坍落度

2.2 粗骨料粒径的影响

骨料在混凝土中起骨架和稳定的作用,对混凝土拌合物的工作性能及硬化后的力学和耐久性能具有重要的影响。再生粗骨料与水泥砂浆的界面黏结强度与粗骨料的粒径有关[6-8]。本文选取最大粒径为16 mm和20 mm的连续级配再生粗骨料配制全再生骨料混凝土,进行了水灰比分别为0.3、0.4和0.5的试验,不同再生粗骨料粒径的RR0.5混凝土拌合物对比情况如图5所示,不同再生粗骨料粒径混凝土的性能见表8。由图5和表8可知，随着再生粗骨料粒径的增大,全再生粗骨料混凝土的流动性增大,但其抗压强度减小。这主要缘于再生粗骨料粒径较大时,骨料总表面积减小而导致需要包裹的水泥砂浆量减少,较多的水泥砂浆填充在骨料之间,起到流动润滑的作用,从而提高了拌合物的流动性,这与天然粗骨料粒径对混凝土拌合物工作性能的影响是一致的;但是,由于再生粗骨料粒径增大时,其表面黏附的旧混凝土砂浆较多,降低了其与新混凝土砂浆界面的黏结强度,导致了混凝土抗压强度的降低[5,23]。综合考虑结构工程混凝土的常用粗骨料粒径,且考虑到废旧混凝土破碎生产再生骨料的成本随骨料粒径的减小而增加,本文选用的再生粗骨料粒径为5～20 mm。

图5 不同再生粗骨料粒径的RR0.5混凝土拌合物对比

指标RR0.316mm20mmRR0.416mm20mmRR0.516mm20mm坍落度/mm90105909580110fcu,0/MPa—63.249.342.936.530.6

2.3 混凝土表观密度

不同细骨料类型的全再生粗骨料混凝土的表观密度实测结果见表9。由表9可以看出，全再生混凝土的湿表观密度值为2 242～2 380 kg/m3,干表观密度值为2 079～2 267 kg/m3,两者均处于普通混凝土表观密度范围的偏低区域[19]。总体来看,全再生粗骨料混凝土的干表观密度,按采用再生细骨料、混合砂、天然砂、机制砂的次序逐渐增大。这说明水泥砂浆对再生粗骨料的填充作用受到细骨料的颗粒形貌、级配状况等的影响,进而对再生粗骨料混凝土的密实性产生了影响。本试验采用的4种细骨料中,再生细骨料的多棱角、表面粗糙的形貌特性降低了其与水泥浆组合体的流动能力和填充作用,使得全再生粗骨料混凝土的密实性降低，表观密度也随之减小。

表9 不同细骨料类型的全再生粗骨料混凝土的表观密度

2.4 细骨料类型的影响

2.4.1 混凝土破坏形态

不同细骨料的再生粗骨料混凝土立方体试块受压破坏形态如图6所示。由图6可以看出:全再生粗骨料混凝土立方体试块的受压破坏形态呈对顶锥形体,且为典型的破坏形态;破坏面裸露的再生粗骨料没有压碎迹象,表明再生粗骨料与水泥砂浆的黏结界面是破坏的薄弱环节。

图6 不同细骨料的再生粗骨料混凝土的受压破坏形态

全再生粗骨料混凝土的轴心受压破坏形态如图7所示。

图7 全再生粗骨料混凝土的轴心受压破坏形态

由图7可以看出：棱柱体试块的4个立面均产生了因纵向受压导致的横向膨胀变形引起的混凝土剥落、向内凹陷的破坏;全再生粗骨料混凝土浇筑振捣密实、骨料分布均匀,属于典型的轴心受压破坏形态。

全再生粗骨料混凝土立方体试块进行劈裂抗拉试验时,粗骨料被劈开,开裂面比较平整。

2.4.2 基本力学性能

全再生粗骨料混凝土立方体抗压强度fcu,0、轴心抗压强度fc,0、劈裂抗拉强度ft,0和弹性模量Ec,0的试验结果见表10。

表10 全再生粗骨料混凝土力学性能试验结果

全再生粗骨料混凝土的立方体抗压强度和轴心抗压强度随水灰比(W/C)的变化如图8所示。

图8 全再生粗骨料混凝土抗压强度随水灰比的变化

由图8可以看出：①整体上,各类型全再生粗骨料混凝土抗压强度均随水灰比的增大而降低,这与普通混凝土的变化规律一致[19,24]。②水灰比相同时,全再生粗骨料混凝土立方体抗压强度按细骨料类型以再生细骨料、混合砂、天然砂和机制砂的顺序依次增大;采用再生细骨料时,水灰比为0.5和 0.6的全再生粗骨料混凝土立方体抗压强度明显降低。③全再生粗骨料混凝土轴心抗压强度受细骨料类型的影响程度与水灰比相关,水灰比为0.6时强度最低。这符合机制砂混凝土和普通混凝土抗压强度变化的一般规律[24-25],也与前文所述的全再生粗骨料混凝土的密实性按采用再生细骨料、混合砂、天然砂、机制砂的次序逐渐增大的规律相符合。

以全再生粗骨料混凝土3 d和7 d龄期的抗压强度与28 d龄期的抗压强度的比值为纵坐标、水灰比为横纵标，绘制不同龄期立方体抗压强度的变化，结果如图9所示。从图9中可以看出：①采用天然砂、机制砂的全再生粗骨料混凝土,其3 d和7 d龄期的抗压强度与28 d龄期的抗压强度的比值均表现出随水灰比增大而减小的规律,且采用天然砂的全再生粗骨料混凝土的强度比值大于采用机制砂的全再生粗骨料混凝土。②采用再生细骨料和混合砂制作的全再生粗骨料混凝土的强度发展与水灰比相关,且没有呈现规律性变化;在水灰比为0.3和0.6时,强度比值均较低。这可能源于全再生粗骨料混凝土拌合物工作性能的最佳状态因细骨料种类的不同而对应不同范围的水灰比,使其浇筑成型后的密实度产生了差异。

图9 全再生粗骨料混凝土不同龄期的立方体抗压强度的变化

全再生粗骨料混凝土劈裂抗拉强度随水灰比的变化如图10所示。由图10可知：①除了采用混合砂的全再生粗骨料混凝土的劈裂抗拉强度随水灰比的变化出现波动变化外,其余类型的全再生粗骨料混凝土的劈裂抗拉强度基本上随水灰比的增大呈减小趋势。②与采用天然砂的全再生粗骨料混凝土相比,采用机制砂的全再生粗骨料混凝土在水灰比分别为0.3和0.4时降低了8.7%和11.8%,在水灰比分别为0.5和0.6时则提高了3.7%和3.4%。③采用再生细骨料的全再生粗骨料混凝土在水灰比为0.5时的量值相当,在水灰比分别为0.3、0.4和0.6时则降低了13%左右。原因依然是由于不同种类的细骨料对全再生粗骨料混凝土的密实性产生的影响,使得内部存在的孔隙影响了粗骨料与水泥浆体界面的黏结强度。

图10 全再生粗骨料混凝土劈裂抗拉强度随水灰比的变化

全再生粗骨料混凝土弹性模量随水灰比的变化如图11所示。由图11可知,全再生粗骨料混凝土的弹性模量按照细骨料采用机制砂、天然砂、混合砂和再生细骨料的次序依次降低,并随水灰比的增大呈减小趋势。该变化的次序与全再生粗骨料混凝土立方体抗压强度受细骨料种类影响的次序相同,反映了不同细骨料对粗骨料填充作用的差异引起全再生粗骨料混凝土的抗压变形能力的不同。

图11 全再生粗骨料混凝土弹性模量随水灰比的变化

3 基本力学性能评价

在上述试验研究的基础上,结合本课题组前期取得的全再生骨料混凝土、机制砂再生粗骨料混凝土的试验数据[26-27],进行了全再生粗骨料混凝土的基本力学性能评价。

3.1 立方体抗压强度

天然砂再生混凝土的水灰比仍采用普通混凝土的鲍罗米公式计算,即:

(1)

式中：fce为水泥胶砂强度，MPa;αa和αb为回归系数。

令αab=-αaαb,将式(1)变换为线性关系式

(2)

以C/W为横轴、fcu，0/fce为竖轴,绘制全再生粗骨料混凝土试验数据，结果如图12所示。由图12中的试验散点数据可见,采用不同种类细骨料的全再生粗骨料混凝土实测数据混杂在一起,说明细骨料种类对C/W～fcu，0/fce关系的影响没有规律性。分别将如下3种系数代入式(2)可得到图12中的3条预测线：①采用线性回归对试验数据进行拟合,可得到αa=0.316,标准差为0.035 7;αab=0.115,标准差为0.089 3；②考虑抗压强度预测具有95%的保证率,可得到αa=0.257,αab=-0.032；③现行规范JGJ 55—2011[19]规定的普通碎石混凝土配合比设计中,αa=0.200,αb=0.130,则αab=-0.026。显而易见,由于再生粗骨料的影响,若全再生粗骨料混凝土采用式(1)预测强度时,将直接选用普通碎石混凝土的系数，计算结果会与实际强度存在较大的偏差。依据上述分析对比结果,采用全再生粗骨料配制混凝土时,建议取αa=0.257,αb=0.125，αab=-0.032。

图12 全再生粗骨料混凝土立方体抗压强度的实测值与预测值比较

3.2 轴心抗压强度

全再生粗骨料混凝土轴心抗压强度fc与立方体抗压强度fcu的拟合关系可表达为:

fc=2.37+0.81fcu，R=0.930。

(3)

式(3)的计算结果与试验实测结果的比较如图13所示。

图13 混凝土轴心抗压强度与立方体抗压强度的关系

现行规范GB 50010—2010规定普通混凝土轴心抗压强度fc与立方体抗压强度fcu为正比例关系:

fc=αc1fcu。

(4)

式中：当fcu≤50 MPa时,αc1=0.76;当fcu=80 MPa时,αc1=0.82;当50 MPa

式(4)的计算结果与试验实测值的比较如图14所示。由图14可知，由式(4)计算的结果基本为试验值的下限。说明普通混凝土轴心抗压强度和立方体抗压强度公式可适用于全再生粗骨料混凝土。

图14 混凝土轴心抗压强度取值与试验结果比较

3.3 抗拉强度

全再生粗骨料混凝土劈裂抗拉强度ft与立方体抗压强度fcu的拟合关系可表达为:

(5)

文献[29]提出的机制砂混凝土相应关系和现行规范GB 50010—2010规定的普通混凝土相应关系[18,28]可分别表达为式(6)和式(7):

(6)

(7)

比较式(5)和式(6)可知,两者的计算结果基本相同。当fcu≤50 MPa时,式(7)的计算值高于式(5)的计算值;当fcu>50 MPa时,式(7)的计算值低于式(5)的计算值。因此,按现行规范GB 50010—2010规定的普通混凝土抗拉强度取值,对于强度等级为C45以下的全再生粗骨料混凝土而言偏高。

式(5)和式(7)的计算结果与实测结果的比较如图15所示。

图15 混凝土劈裂抗拉强度与立方体抗压强度的关系

3.4 弹性模量

全再生粗骨料混凝土弹性模量Ec与立方体抗压强度fcu的拟合关系和现行规范GB 50010—2010规定的普通混凝土相应关系[18,28]可分别表达为式(8)和式(9):

(8)

(9)

式(8)和式(9)的计算结果与实测结果的比较如图(16)所示。从图16中可以看出,按现行规范GB 50010—2010规定的普通混凝土弹性模量取值时,弹性模量对于全再生粗骨料混凝土而言偏高。

图16 混凝土弹性模量与立方体抗压强度的关系

3.5 基本力学性能取值建议

根据上述统计分析,建议依照现行规范对普通混凝土基本力学性能指标按强度等级取值的方法,确定全再生粗骨料混凝土的基本力学性能标准值[18,28]。全再生粗骨料混凝土的轴心抗压强度标准值fck与普通混凝土相同。当强度等级大于C40时,全再生粗骨料混凝土的抗拉强度标准值ftk与普通混凝土相同;当强度等级不大于C40时,全再生粗骨料混凝土的抗拉强度标准值按下式计算:

(10)

式中:fcu,k为全再生粗骨料混凝土的立方体抗压强度标准值,其值为强度等级值;δ为全再生粗骨料混凝土的变异系数,结合试验数据并参考普通混凝土[28],本文取δ=0.18;0.88为考虑混凝土试块与构件差异的折减系数。

全再生粗骨料混凝土的弹性模量Ec可表达为:

(11)

据此,结构设计采用的全再生粗骨料混凝土基本力学性能指标的取值见表11。

表11 全再生粗骨料混凝土基本力学性能指标的取值

4 结语

本文通过对不同细骨料类型的全再生粗骨料混凝土的配合比设计及对应的工作性能、立方体抗压强度、轴心抗压强度、劈裂抗拉强度、干表观密度的测试研究，分析了全再生粗骨料混凝土的配合比设计方法和基本力学性能指标,可得出如下结论:

1)全再生粗骨料混凝土配合比设计应采用绝对体积法。考虑再生骨料吸水特性,对其进行预湿处理,可获得稳定的拌合物工作性能和力学性能。全再生粗骨料混凝土的预测强度可采用系数修正的鲍罗米公式计算。

2)随着再生粗骨料粒径的增大,全再生粗骨料混凝土的流动性增大、抗压强度减小，再生混凝土的干表观密度按采用再生细骨料、混合砂、天然砂、机制砂的次序增大,其值处于2 000～2 250 kg/m3。

3)细骨料种类对全再生粗骨料混凝土基本力学性能具有一定影响,与全再生粗骨料混凝土的密实性密切相关。全再生粗骨料混凝土基本力学性能随水灰比的变化规律与普通混凝土的相应变化规律一致。

4)全再生粗骨料混凝土轴心抗压强度、抗拉强度和弹性模量与其立方体抗压强度之间具有显著相关性。可以在统计分析确定计算公式的基础上,按强度等级确定各项基本力学性能指标的取值。

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ExperimentalStudyandEvaluationofMechanicalPropertiesofFull-RecycledCoarseAggregateConcrete

PAN Liyun, LIANG Na, HU Feijia, YAO Kunqi, CHENG Dandan, PEI Songwei

(Henan Provincial International United Lab of Eco-building Materials and Engineering, North China University of Water Resources and Electric Power, Zhengzhou 450045, China)

The research and development of full-recycled coarse-aggregate concrete (FRCAC) is aimed to reusing the recycled coarse-aggregate at maximum extent and changing the current equipment of production as less as possible, and the maximized comprehensive benefits can be obtained. With different water-cement ratios and considering the effects of pre-process of recycled aggregates, particle size of recycle coarse-aggregate and type of fine aggregate, the mix proportion design and experimental tests on the workability and basic mechanical properties such as cubic compressive strength, axial compressive strength, splitting tensile strength and modulus of elasticity of FRCAC were conducted in this paper. Results show:the pre-wetting of recycled aggregates is necessary for better workability and expected strength of FRCAC; with the increasing of the particle size of recycled coarse-aggregate, the flowability of FRCAC increases but the compressive strength reduces; with the same water-cement ratio, the basic mechanical properties of FRCAC decrease in sequence of manufactured sand, natural sand, hybrid sand and recycled fine aggregate, which coincides with the decreasing sequence of dry apparent density of FRCAC. The revised coefficients based on the Bolomey formula forecasting the cubic compressive strength of FRCAC are proposed. The relationships between axial compressive strength, splitting tensile strength, modulus of elasticity and the cubic compressive strength are analyzed. Finally, the values for design of FRCAC are suggested to be determined by the strength grade based on the current code GB 50010—2010. This paper lays the foundation for promotion and application of full recycled aggregates in premixed concrete.

full-recycled coarse-aggregate concrete; recycled coarse-aggregate; fine aggregate; mix proportion; water-cement ratio; workability; mechanical property

张陵)

TV332

A

1002-5634(2017)06-0032-11

2017-07-19

河南省高等学校重点科研项目(16A560023)；河南省高校生态建筑材料与结构工程科技创新团队专题(13IRTSTHN002)；河南省新型城镇建筑技术协同创新中心专题(河南省教育厅，教科技〔2013〕638号)。

潘丽云(1967—)，女，安徽安庆人，教授，硕士，从事土木工程材料与结构方面的研究。E-mail：ply67@ncuw.edu.cn。

10.3969/j.issn.1002-5634.2017.06.005