砂轻页岩集料混凝土拉压比及其变形性能试验

张向冈，邝肖梅，张轩轩2，陈家豪3，杨健辉

(1.河南理工大学 土木工程学院，河南 焦作 454000； 2.河南理工大学 安全科学与工程学院，河南 焦作 454000； 3.河南工业大学 土木建筑学院，河南 郑州 450001)

1 前 言

将天然砂部分或全部替代全轻混凝土中的轻砂，再掺入水和水泥能够配制成砂轻混凝土[1]。一方面，砂轻混凝土能够满足施工技术的要求，解决全轻混凝土成本高、易出现泵送堵管和粗骨料上浮等问题[2]；另一方面，砂轻混凝土力学性能高于全轻混凝土，适应结构向高层、大跨的轻质高强、高韧性等需求[3-4]。

如今国内外已有研究成果主要集中在由轻粗集料、天然砂或轻砂配制而成的轻骨料混凝土力学及高温性能方面[5-9]，而关于砂轻混凝土力学性能的研究却鲜见报道。李明利[10]初步研究了砂轻混凝土的物理性能和立方体抗压强度，结果表明砂轻混凝土干表观密度较普通混凝土低，物理力学性能优越。钱伟等[11]以碎石、粉煤灰、陶砂和河砂作为混合集料配制形成砂轻混凝土，研究表明：砂轻混凝土表现出较为理想的轻质高强，掺入适量的陶砂可明显提高混凝土的保温隔热性能。

针对以往研究的不足，本研究以天然砂取代全轻页岩集料混凝土中的陶砂，配制成为砂轻页岩集料混凝土，对其进行基本力学性能测试。分析了砂轻混凝土受力破坏过程与破坏形态；提出了力学性能指标与天然砂取代率的关系式；研究了泊松比与拉压比的规律，以期为砂轻混凝土的进一步研究和工程应用提供参考和借鉴。

2 试 验

2.1 原材料

试验所采用的水泥为P·O 42.5 R级水泥；拌和水为普通自来水；采用700级碎石型页岩陶粒，粒径≤15mm，筒压强度4.5MPa，堆积密度660kg/m3；900级连续级配页岩陶砂，粒径≤5mm，堆积密度880kg/m3，细度模数3.15；河砂细度模数2.85，连续级配，粒径≤5mm，堆积密度1472kg/m3。

2.2 配合比设计

以页岩陶粒为粗骨料，天然砂等体积取代细骨料中的页岩陶砂，配置了5种不同取代率的砂轻混凝土试块，其中，取代率为0%时的全轻混凝土试块为基准试块，25%、50%、75%、100%等4种不同取代率的砂轻混凝土块作为对比试块。试验前将陶粒装袋预浸泡12h，搅拌前取出袋装的陶粒，待陶粒中的水流失至恒重后，按照配合比称重，并与其他原材料一起放入搅拌机进行搅拌；粉煤灰取水泥用量的33.7%；采用减水率大于20%的聚羧酸高效减水剂，掺量为胶凝材料的1.0%。以LC35全轻混凝土配合比为基准，针对不同取代率，砂轻混凝土的配合比分别做出相应的调整，设计参数如表1所示。

2.3 试块制作及加载

试验分别设计了5组、每组3个150 mm×150 mm×150mm的立方体试块，用于测量立方体抗压强度和劈裂抗拉强度；设计了5组、每组设计6个150mm×150mm×300mm的棱柱体试块，其中，3个直接用于测量轴心抗压强度，3个在棱柱体侧面粘贴纵向和横向应变片，用于获取纵向、横向应变。试验模具统一采用标准尺寸的塑料模，根据《普通混凝土拌合物性能试验方法标准》(GB/T 50080-2002)，将砂轻混凝土振动成型。放置24h拆模，在室温养护28d后，加载，测定强度。根据《普通混凝土力学性能试验方法》(GB 50081-2002)的加载方法进行加载，加载装置采用SYE-1000型压力试验机，最大量程为1000kN。

表1 LCSARPNS的配合比 Table 1 Mixing ratio of LCSARPNS /kg·m-3

注：γ为天然砂取代率；编号2-0、2-1、2-2、2-3和2-4代表天然砂取代率分别为0%、25%、50%、75%和100%的各组试块。

3 破坏过程及形态

3.1 立方体抗压强度破坏试验

图1(a)为各组立方体试块破坏后的形态照片。加载初期，各组砂轻混凝土试块表面未发现裂缝。随着荷载的增大，试块表面出现微裂纹。随着荷载的进一步加大，试块相邻裂缝贯通，两侧混凝土外鼓，试块破坏。临近破坏时，砂轻混凝土试块发出急促的噼啪声，同时观察到试块表面有2～3条裂缝发展较迅速，浇筑面的陶粒被弹出。砂轻混凝土内部结构与普通混凝土不同，导致其破坏形态与普通混凝土不同。由图1可见，当天然砂取代率较低(0%和25%)时，轻骨料的脆性表现显著，试块破坏后，立方体侧面的混凝土脱落较严重，尤其是棱边的混凝土；随着天然砂取代率的增加(50%、75%和100%)，其破坏形态呈现出裂而不散、无明显爆裂的特点。与全轻混凝土相比，随天然砂取代率的增加，砂轻混凝土脆性逐渐降低，韧性逐渐增强。

3.2 轴心抗压强度破坏试验

图1(b)为各组棱柱体试块的破坏形态，加载初期，各组砂轻混凝土试块表面未发现裂缝。随着荷载的增加，棱柱体试块表面出现主裂缝，且伴随着噼啪声响出现，同时，陶粒从浇筑面溅出。当天然砂取代率小于或等于50%时，裂缝一旦出现，即迅速向上、下方向扩展和贯通，形成了若干分离的小棱柱体，表现为纵向劈裂破坏；当天然砂取代率大于50%时，试块在轴心受压作用下，发生了明显崩裂性破坏，试块的45°方向出现较宽主裂缝，中部混凝土剥落严重，破坏形态转变为斜截面剪切破坏。

图1 试块破坏形态 (a) 立方体压载破坏形态; (b) 轴心压载破坏形态; (c) 劈拉破坏面Fig.1 Failure mode (a) cube failure mode; (b) axial mode; (c) splitting failure surface

3.3 劈裂抗拉强度破坏试验

总体上，各组砂轻混凝土劈裂破坏形态与全轻混凝土基本相似。加载初期，砂轻混凝土试块表面无明显裂缝。继续加载，初始微裂缝出现在试块的剪切面。当荷载增加到极限劈拉荷载时，裂缝扩展，并迅速贯通，最后听到“嘣”一声，试块被劈开成两部分。试块的破坏断面如图1(c)所示，可见，砂轻混凝土劈裂破坏面和普通混凝土不同，砂轻混凝土破坏面包含三部分：首先，混凝土内部空隙裂开；其次，水泥砂浆的开裂；再次，混凝土内部的陶粒、陶砂裂开，且开裂的陶粒较多，第三种情况占比最大。对于承受劈拉破坏的立方体试块，总体上，其断面结构比较均匀完整，破坏面没有出现陶粒上浮和水泥砂浆下沉的分层现象，破坏时伴随有明显的爆裂声，可归属为脆性破坏。

4 试验实测结果及影响因素分析

4.1 砂轻混凝土性能

试验分级加载获得了荷载-横向应变和荷载-纵向应变上升段曲线，取荷载-纵向应变上升段曲线0.4fc处的应力与应变的比值作为砂轻混凝土的弹性模量，泊松比取分级加载的横向应变与纵向应变比值的平均值。由试验获得的砂轻混凝土力学性能指标见表2。由表2可见：全轻混凝土的立方体抗压强度达到了35.8MPa，已达到设计强度等级LC35的要求；随天然砂取代率的增加，砂轻混凝土立方体抗压强度逐渐增大，当取代率为100%时，砂轻混凝土强度等级至少达到LC40。

表2 LCSARPNS力学性能试验结果Table 2 Mechanical property test results of LCSARPNS

注：fcu为立方体抗压强度；fc为轴心抗压强度；fts为劈裂抗拉强度；fts/fcu为拉压比，即劈裂抗拉强度与立方体抗压强度的比值；Ec为弹性模量；ν为泊松比

4.2 天然砂取代率对立方体抗压强度的影响

由表2可见，砂轻混凝土立方体抗压强度随天然砂取代率的增加而增加。试验表明：天然砂部分(或全部)取代全轻混凝土中的陶砂，可提高全轻混凝土的抗压强度。这是因为陶砂平均粒径比天然砂的平均粒径大，当天然砂的取代率较小时，成型后的水泥砂浆骨架结构较为松散，导致试块抵抗外荷载的能力下降，从而表现为强度的降低；当天然砂取代率较大时，细骨料平均粒径虽小，但增加了比表面积，使细骨料与水泥浆之间的体粘接力增强(特别是天然砂与浆体接触面)，且小粒径在一定程度上降低砂轻混凝土内部裂缝出现的概率，故砂轻混凝土立方体抗压强度随取代率的增加而提高。

4.3 天然砂取代率对轴心抗压强度的影响

由表2可见，砂轻混凝土轴心抗压强度随天然砂取代率的增加而增加。其原因同立方体抗压强度破坏试验。

4.4 天然砂取代率对劈裂抗拉强度的影响

由表2可见，砂轻混凝土劈裂抗拉强度随天然砂取代率的增加而增加。影响砂轻混凝土劈拉破坏的因素较多，如砂轻混凝土内部的骨料强度和空隙等。当天然砂取代率较小时，强度较低的陶粒和陶砂占比较大，对砂轻混凝土劈裂抗拉强度有不利影响，随天然砂取代率的增加，天然砂可以较多地填充砂浆与陶粒之间的空隙，使砂轻混凝土试块内部的密实度显著增强，从而使得砂轻混凝土劈裂抗拉强度逐渐增大。

由图2可见，砂轻混凝土劈裂抗拉强度无量纲化后与天然砂取代率(γ)呈线性关系。将所测强度值运用最小二乘法原理拟合得到的表达式为：

ft/fts,0=0.41γ+ 0.99R2=0.94

(1)

其中：fts,0为全轻混凝土劈裂抗拉强度。

4.5 天然砂取代率对拉压比的影响

拉压比是反映混凝土脆性的主要指标之一，拉压比越大，混凝土的脆性越小，韧性越大。试验实测的砂轻混凝土拉压比在0.086～0.100之间，且随天然砂取代率的增加呈整体增加趋势。与全轻混凝土相比，取代率为25%时的拉压比降低不多，而取代率为50%、75%、100%的拉压比分别增加2.3%、3.4%和14.9%。天然砂取代率达到50%之前，砂轻混凝土立方体抗压强度增长速度相对于劈裂抗拉强度的增长速度快，拉压比增加不多，故砂轻混凝土将会表现出脆性大、韧性小的特点；天然砂取代率达到50%之后，拉压比增长较快，砂轻混凝土表现出脆性小，韧性大的特点。这表明一定量的天然砂取代全轻混凝土中的陶砂之后，可改善全轻混凝土脆性大的缺陷，从而使得砂轻混凝土具备较大的抗变形能力。

图2 fts/fts,0与γ关系曲线Fig.2 Relationship curve between fts/fts,0 and γ

4.6 变形性能

4.6.1荷载-轴向应变关系曲线 试验实测的棱柱体试块荷载(N)-轴向应变(ε)部分关系曲线和荷载(N)-横向应变(ε)部分关系曲线如图3所示。

图3 荷载与应变的关系曲线 (a) 纵向应变; (b) 横向应变Fig.3 Relationship curve of load versus strain (a) longitudinal strain; (b) transverse strain

由图3可见：随天然砂取代率的增加，曲线上升段的斜率逐渐增加，即配制的砂轻混凝土弹性模量逐渐增加。试块的横、纵向变形与承载力大致成线性关系，这是由于在初始弹性阶段，分布于砂轻混凝土内部的轻骨料弹性模量大，刚度大，抑制砂轻混凝土基体应变能力强。随着轴向应变的进一步增加，在砂轻混凝土内部不断形成微小裂缝，试块横向膨胀，故横向应变以较快的速度增加。随荷载的进一步加大，当横向变形超过砂轻混凝土所能承受的受拉变形时，裂缝不断贯通，最后试块被分割成若干个小棱柱体，该过程应力集中严重，加速了砂轻混凝土的破坏。

4.6.2弹性模量 由表2可见，随天然砂取代率的增加，砂轻混凝土的弹性模量逐渐增加。这是因为陶粒、陶砂的弹性模量只有(0.50～3.00)×104MPa，而天然砂的弹性模量一般在(2.79～4.76)×104MPa之间，即天然砂的弹性模量较陶粒、陶砂的大，因此，随天然砂在砂轻混凝土中所占比例的增加，砂轻混凝土水泥砂浆的弹性模量逐渐得到改善，从而使得砂轻混凝土整体的弹性模量增加。

4.6.3泊松比 由表2可见，试验实测的砂轻混凝土泊松比变化区间为0.09～0.28，且随天然砂取代率的增加，砂轻混凝土的泊松比逐渐降低。

从图4可见，当应力比(σ/fc)较小时，天然砂取代率较低的砂轻混凝土的泊松比几乎等于全轻混凝土的泊松比；对于全轻混凝土，应力比小于0.2时，泊松比随应力比呈正比例增加，当应力比大于0.2时，泊松比变化较大，且无论全轻混凝土应力比处于哪个阶段，其泊松比都是5组试块中最大的；与全轻混凝土相比，取代率为25%的砂轻混凝土σ/fc～ν曲线变得更陡；对于取代率为50%的砂轻混凝土，当应力比大于0.2后，σ/fc～ν之间的关系直线上升，且随应力比的增加，ν基本不再变化；天然砂取代率为100%的σ/fc～ν曲线与取代率为75%的σ/fc～ν曲线基本相似，随σ/fc的增加，ν值基本线性增大，但达到0.6fc之后，ν不再变化。

图4 应力比与泊松比曲线Fig.4 Curve of stress ratio versus Poisson’s ratio

孙南屏[12]研究表明，在一定的条件下，混凝土拉压比仅由泊松比确定，混凝土拉压比间接反映了受压时功能转化变形能的分配比例关系。孙南屏模型是基于普通混凝土推导建立起来的。为进一步认识和应用砂轻混凝土的拉压比fts/fcu与泊松比ν的变化规律，在孙南屏模型[10]的基础上乘以一个待定系数α，如下式所示。

(2)

将试验所得泊松比和拉压比代入式(2)，得到的不同天然砂取代率下砂轻混凝土的α值分别为0.64、1.41、2.72、4.59和6.27，参数α与取代率γ表现出了一定的相关性。为得到两者之间关系式，以取代率γ为自变量，参数α为因变量进行分析和拟合，结果如图5所示。建立的方程如下式：

α=5.78γ+0.47R2=0.99

(3)

图5 α与γ之间的关系Fig.5 Relationship between α and γ

分别取γ=0%、25%、50%、75%、100%，代入式(3)，计算得到参数α值，然后代入式(2)，计算得到fts/fcu值。将fts/fcu-ν计算曲线与实测曲线作对比，如图6所示，显示计算曲线与实测曲线吻合良好。

图6 实测的和计算得到的fts/fcu-ν曲线对比Fig.6 Comparison of curves for fts/fcu versus ν

1．砂轻混凝土的破坏形态与普通混凝土破坏形态不同，砂轻混凝土主要表现为轻骨料的裂开。随着天然砂取代率的增加，立方体受压破坏形态表现为裂而不散，轴心受压破坏形态由纵向劈裂破坏转变为斜截面剪切破坏，劈裂抗拉破坏表现为脆性破坏。

2．随着天然砂取代率的增加，砂轻混凝土的立方体抗压强度、轴心抗压强度、劈裂抗拉强度、拉压比和弹性模量呈整体增加的趋势，而泊松比则逐渐减小。

3．通过回归分析提出了无量纲化后劈裂抗拉强度与天然砂取代率的关系式。

4．在孙南屏模型的基础上，引入天然砂取代率影响参数，建立了不同取代率下的砂轻混凝土拉压比-泊松比曲线方程，计算值与实测结果吻合良好。