熊 焱，宋文彬，凌育洪，肖茁良

(1.華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國家重點實驗室，廣東，廣州 510640；2.廣西壯族自治區(qū)黨委組織部干部規(guī)劃辦，廣西，南寧 530022)

我國城鎮(zhèn)規(guī)模不斷擴大，基本建設(shè)需要消耗大量新混凝土[1?2]。與此同時，因為城市規(guī)劃需要和自然災(zāi)害破壞，大批建筑物和構(gòu)筑物拆除會產(chǎn)生大量廢舊混凝土[3?4]。將廢舊混凝土破碎、加工用來配制再生混凝土，并將其應(yīng)用于工程中的做法成為廢舊混凝土循環(huán)利用的簡便、經(jīng)濟的方式之一[5?7]。在國外，再生混凝土在工程中的應(yīng)用已趨向成熟[8?12]，但我國對再生骨料混凝土的應(yīng)用在很長一段時間內(nèi)還大多局限在鋪路和制磚等非結(jié)構(gòu)構(gòu)件上[13]。2008年，吳波等[14]學(xué)者首次提出將新混凝土與廢舊混凝土塊體(特征尺寸：60 mm～350 mm)混合澆筑，形成再生塊體混凝土的思想。相比于傳統(tǒng)的再生骨料混凝土，采用再生塊體混凝土可以節(jié)約40%～60%的破碎能，節(jié)省約30%的水泥，并極大緩解水化開裂問題，更有利于廢舊混凝土在結(jié)構(gòu)工程中的應(yīng)用[15]。

近年，國內(nèi)外學(xué)者對再生塊體混凝土材料的力學(xué)性能研究已經(jīng)取得了一定的成果[16?18]，并已成功將再生塊體混凝土的多類構(gòu)件應(yīng)用于實際工程項目中[19?21]。同時，為提高再生塊體混凝土在現(xiàn)場施工的澆筑效率和施工質(zhì)量，考慮將普通新混凝土替換為高流動性的自密實混凝土，形成自密實再生塊體混凝土。目前，我國學(xué)者對自密實再生塊體混凝土材料的單軸受壓力學(xué)性能已經(jīng)進行了初步探索[22?24]，但是對于自密實再生塊體混凝土的剪切性能報道較少。為了更全面地理解自密實再生塊體混凝土結(jié)構(gòu)的破壞機理，有必要對自密實再生塊體混凝土的剪切性能進行深入研究。本文通過對自密實再生混凝土棱柱體試件的直剪性能和單軸受壓性能的試驗研究，分析了廢舊混凝土塊體取代率和塊體特征尺寸等變化參數(shù)對試件直剪強度和抗壓強度的影響，給出自密實再生塊體混凝土直剪強度的預(yù)測公式，建立了直剪強度試驗值和抗壓強度計算值之間的關(guān)系。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

廢舊混凝土來自于廣州市天河區(qū)某混凝土破碎廠的基坑梁。采樣的同時鉆取直徑和高均為75 mm的圓柱體芯樣若干。試驗當(dāng)天對廢舊混凝土芯樣進行抗壓強度試驗，測得其強度為48.3 MPa。如圖1所示，將廢舊混凝土用設(shè)備和人工的方式破碎成特征尺寸分別為67 mm、100 mm和133 mm的廢舊混凝土塊體，并將其分揀成3類。

圖1 廢舊混凝土塊體Fig.1 Demolished concrete lumps (DCLs)

新混凝土選用高強度自密實商品混凝土，試驗當(dāng)天測得其立方體抗壓強度為80.5 MPa。自密實混凝土詳細配合比如表1所示。

表1 商品自密實混凝土的配合比 /(kg/m3)Table1 Mix proportions of commercial selfcompacting concrete

1.2 試件設(shè)計

試驗共設(shè)計了29個棱柱體試件，其中20個棱柱體試件用于直剪試驗，9個棱柱體試件用于軸壓試驗，試件具體參數(shù)如表2、表3所示。試件編號中，DS表示直剪試驗試件，UC表示軸壓試驗試件；第一組數(shù)字表示廢舊混凝土塊體的特征尺寸，第二組數(shù)字表示廢舊混凝土塊體的取代率。

表2 直剪試驗試件詳細參數(shù)Table2 Details of direct shear test specimens

表3 軸壓試驗試件詳細參數(shù)Table3 Details of uniaxial compression test specimens

1.3 試件制作

所有試件均采用臥式澆筑，澆筑過程如圖2所示。澆筑開始前1 h，通過噴灑自來水的方式充分潤濕廢舊混凝土塊體。正式澆筑時，先鋪設(shè)約20 mm的自密實新混凝土到模板上，然后一次性投入潤濕后的廢舊混凝土塊體到模板內(nèi)，最后將自密實新混凝土置入模板內(nèi)。澆筑完成后在試件上覆蓋濕潤的麻布并澆水養(yǎng)護7 d。澆水養(yǎng)護結(jié)束后，再自然養(yǎng)護3個月。同時，根據(jù)《自密實混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T 283?2012)[25]進行自密實混凝土的性能指標(biāo)測試，試驗過程如圖3和圖4所示，自密實混凝土工作性能測試結(jié)果如表4所示。

表4 自密實混凝土工作性能測試結(jié)果Table4 Test results of working performance of selfcompacting concrete

圖2 試件澆筑過程Fig.2 Specimens casting

圖3 坍落擴展度測試Fig.3 Slump expansion test

圖4 J環(huán)試驗Fig.4 J ring test

1.4 加載裝置

直剪試驗延用本團隊對再生塊體混凝土雙面直剪試驗的做法[26]，加載示意圖如圖5所示，加載裝置采用5000 kN電液伺服壓力機(圖6)，采用力控制加載，加載速率為0.10 MPa/s[27]。單軸受壓試驗采用15 000 kN長柱壓力機[28](圖7)，加載速率為0.36 mm/min[29]。

圖5 雙面直剪試驗示意圖Fig.5 Schematic diagram of double-direct shear test

圖6 直剪試驗加載裝置Fig.6 Direct shear test loading device

圖7 單軸受壓試驗加載裝置Fig.7 Uniaxial compression test loading device

2 試驗結(jié)果

2.1 試驗現(xiàn)象

1)直剪試驗

試驗機持續(xù)加載至極限荷載時，試件突然破壞，破壞前無明顯征兆。圖8分別展示了不同塊體特征尺寸的棱柱體試件剪切破壞后的截面形態(tài)。

從圖8中可以看出：

圖8 直剪面破壞形態(tài)Fig.8 Failure mode of direct shear plane

1)試件的直剪破壞面較為平整，廢舊混凝土塊體均被剪開，剪切破壞繞開塊體的現(xiàn)象并未發(fā)生，這表明自密實再生塊體混凝土內(nèi)的自密實新混凝土和廢舊混凝土塊體粘接良好。

2)自密實新混凝土的直剪破壞面較為光滑，破壞面處的粗骨料幾乎全部被剪斷。這是因為在強度相對較大的高強度混凝土中，剪切裂縫會同時通過砂漿和粗骨料，形成光滑的剪切破壞面[30]。

3)廢舊混凝土塊體的直剪破壞面較自密實新混凝土粗糙，破壞面處僅部分粗骨料被剪斷，少量裂縫從粗骨料和砂漿的界面穿過，這是因為在一般強度的混凝土中，剪切裂縫在砂漿和相對較強的粗骨料周圍傳播[30]，本文所用的廢舊混凝土塊體強度較新混凝土低32.2 MPa，因此破壞面相對粗糙。

2)單軸受壓試驗

單軸受壓試件的典型破壞形態(tài)如圖9所示，加載過程中，裂縫首先出現(xiàn)在棱柱體角部，隨著荷載的增加，表面混凝土脫落，試件上逐漸形成由四周指向中部的斜裂縫。達到峰值荷載時，試件發(fā)生脆性破壞，剝落面貫穿廢舊混凝土塊體和自密實新混凝土[31]，最終破壞形態(tài)呈角錐狀。由此再次表明，在自密實再生塊體混凝土中，廢舊混凝土塊體與新混凝土的界面不是顯著薄弱部位。

圖9 試件破壞形態(tài)Fig.9 Failure pattern of specimens

2.2 取代率對直剪強度的影響

塊體特征尺寸s=100 mm時，所有試件直剪強度的實測值見表5。圖10為塊體特征尺寸s=100 mm時，試件直剪強度隨塊體取代率變化情況。從圖中可以看出，隨著廢舊混凝土塊體取代率的增加，試件的直剪強度呈下降趨勢。塊體取代率η為20%、30%時，試件直剪強度分別比新混凝土直剪強度下降約16.7%、24.3%。這表明當(dāng)廢舊混凝土塊體強度遠低于新混凝土?xí)r，再生塊體的摻入一定程度上會降低試件的直剪強度。

表5 試件的直剪強度試驗值Table5 Test values of direct shear strengths of specimens

圖10 fs,com隨廢舊混凝土塊體取代率η的變化關(guān)系Fig.10 Relationship between measured fs,com and replacement ratio of DCLs (η)

文獻[22,26]提出了邊長為300 mm的再生塊體混凝土立方體抗壓強度fcu,com,300的計算公式，當(dāng)新、舊混凝土都為普通強度混凝土?xí)r，采用線性公式(1)進行計算精度較高，而當(dāng)高強新混凝土與普通舊混凝土混合澆筑時，則采用非線性公式(2)進行計算，精度較高[22]。

本試驗中新混凝土為自密實高強混凝土(抗壓強度80.5 MPa)，而舊混凝土為普通強度混凝土(抗壓強度48.3 MPa)。若將非線性公式(2)應(yīng)用于尺寸為300 mm×300 mm×600 mm的自密實再生塊體混凝土棱柱體試件，推導(dǎo)得到自密實再生塊體混凝土棱柱體的直剪強度公式：

式中：fs,com,300表示尺寸為300 mm×300 mm×600 mm的自密實再生塊體混凝土棱柱體的直剪強度；fs,new,300和fs,old,300分別表示尺寸為300 mm×300 mm×600 mm的新、舊混凝土棱柱體試件的直剪強度。

根據(jù)式(3)計算得出自密實再生塊體混凝土組合棱柱體的直剪強度，與實測值對比見表6。自密實新混凝土棱柱體的直剪強度fs,new,300取表5中試件DS-0的直剪強度試驗平均值。廢舊混凝土棱柱體試件的直剪強度fs,old,300可根據(jù)以下推導(dǎo)得到；廢 舊 混 凝 土 棱 柱 體(尺 寸 為100 mm×100 mm×300 mm)的直剪強度fs,old,100與廢舊混凝土立方體(邊長100 mm)的抗壓強度fcu,old,100關(guān)系為fs,old,100/fcu,old,100=0.140[22]，fcu,old,100=fcu,old,150/0.95[32]，普通混凝土的直剪強度fs,b與棱柱體橫截面邊長b的定量關(guān)系為fs,b/fs,150=4.796b?0.32[26]，由此可計算得fs,old,300=5.01 MPa。

表6 試件直剪強度計算值與試驗值的比較Table6 Comparison of calculated and test values of direct shear strengths of specimens

從表6可以看出，用非線性組合公式(3)預(yù)測自密實再生塊體混凝土棱柱體的直剪強度的計算結(jié)果誤差在13%以內(nèi)，與線性公式計算結(jié)果相比具有較好精度。

2.3 塊體特征尺寸對直剪強度的影響

取代率η=30時，所有試件的直剪強度的實測值見表7。圖11為特征尺寸比β介于0.22～0.44時，自密實再生塊體混凝土棱柱體的直剪強度fs,com隨廢舊混凝土塊體特征尺寸s的變化情況。圖12更清晰地展示了廢舊混凝土塊體特征尺寸比β對試件直剪強度的影響。

表7 試件的直剪強度試驗值Table7 Test values of direct shear strengths of specimens

圖11 fs,com隨廢舊混凝土塊體特征尺寸s的變化情況Fig.11 Relationship between measured fs,comand characteristic size of DCLs (s)

從圖11～圖12中可知，當(dāng)特征尺寸比β介于0.22～0.44時，試件的直剪強度隨廢舊混凝土塊體特征尺寸的增大波動幅度在±2%以內(nèi)，幾乎呈水平變化，此時廢舊混凝土塊體特征尺寸對試件直剪強度的影響不明顯。

圖12 無量綱直剪強度隨廢舊混凝土塊體特征尺寸比β的變化情況Fig.12 Variation of dimensionless shear strengths with characteristic ratio of DCLs (β)

2.4 塊體特征尺寸對抗壓強度的影響

單軸抗壓試驗與雙面直剪試驗中試件使用的自密實新混凝土和廢舊混凝土都屬于同一批且是同一天澆筑的，但因單軸抗壓試驗是在雙面直剪試驗之后的2個月才進行的，因此新、舊混凝土都有了一定的強度增長，單軸抗壓試驗當(dāng)天實測的自密實新混凝土強度為90.3 MPa，廢舊混凝土強度為52.6 MPa。

取代率η=30%時，所有試件的抗壓強度的實測值分別見表8。圖13為特征尺寸比β介于0.22～0.44時，自密實再生塊體混凝土棱柱體的抗壓強度fc,com隨廢舊混凝土塊體特征尺寸s的變化情況。圖14更清晰地展示了廢舊混凝土塊體特征尺寸比β對試件抗壓強度的影響。

表8 試件的抗壓強度試驗值Table8 Test values of compressive strengths of specimens

從圖13～圖14可知，當(dāng)特征尺寸比β介于0.22～0.44時，試件的抗壓強度隨廢舊混凝土塊體特征尺寸的增大波動幅度在±3%以內(nèi)，此時廢舊混凝土塊體特征尺寸對試件抗壓強度的影響不明顯。

圖13 fc,com隨廢舊混凝土塊體特征尺寸s的變化情況Fig.13 Relationship between measured fc,com and characteristic size of DCLs (s)

圖14 無量綱抗壓強度隨廢舊混凝土塊體特征尺寸比β的變化情況Fig.14 Variation of dimensionless compressive strengths with characteristic ratio of DCLs (β)

取代率η=30%時，邊長為300 mm的自密實再生塊體混凝土棱柱體的軸心抗壓強度fc,com,300的計算值列于表9。本文對邊長為150 mm的高強自密實新混凝土和廢舊混凝土的立方體抗壓強度進行了實測，邊長為300 mm的普通強度舊混凝土立方體抗壓強度fcu,old,300=fcu,old,150 /1.15[33]，邊長300 mm的高強新混凝土立方體抗壓強度fcu,new,300=fcu,new,150/1.06[34]，邊長為300 mm的普通強度廢舊混凝土立方體抗壓強度和尺寸為300 mm×300 mm×600 mm棱柱體抗壓強度關(guān)系fc,old,300=0.8×fcu,old,300[22]，邊長為300 mm的高強自密實混凝土立方體抗壓強度和尺寸為300 mm×300 mm×600 mm棱柱體抗壓強度關(guān)系fc,old,300=0.98×fcu,old,300[22]。

表9 試件抗壓強度計算值與試驗值的比較Table9 Comparison between calculated and measured compressive strengths of specimens

2.5 直剪強度和抗壓強度的關(guān)系

所有試件的直剪強度實測值fs,com與抗壓強度計算值fc,com的比值列于表10。從表中可以看出，自密實再生塊體混凝土的直剪強度和抗壓強度之比，隨著廢棄混凝土塊體取代率和特征尺寸的變化基本上保持不變，剪壓比可近似取值為0.1。

表10 試件直剪強度試驗值與抗壓強度計算值的比值Table10 Ratio of test value of direct shear strength to calculated compressive strength of specimens

2.6 文獻比較

文獻[26]針對普通高強新混凝土和普通強度廢舊混凝土混合澆筑而成的再生塊體混凝土的直剪性能進行了試驗研究。表11對該文獻與本文的研究進行了對比。從表中可以看出：

表11 本文與文獻[26]的比較Table11 Comparison between this paper and literature [26]

1)本文所用的新混凝土為高強自密實混凝土，而文獻[26]所用的新混凝土為普通高強混凝土，廢舊混凝土均為普通混凝土，新、舊混凝土強度差分別為32.2 MPa和39.1 MPa。

2)當(dāng)抗壓強度接近時，自密實混凝土的直剪強度要略低于普通混凝土的直剪強度，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是因為外剪力主要由骨料本身、骨料互鎖和骨料與砂漿間的咬合力決定，而自密實混凝土使用的粗骨料較普通混凝土粗骨料粒徑更小且形狀更為規(guī)整，這在一定程度上降低了骨料與砂漿間的咬合作用，同時也降低了骨料互鎖現(xiàn)象的發(fā)生概率。

3)當(dāng)新舊混凝土強度差相差不大時，自密實再生塊體混凝土的直剪強度普遍略低于再生塊體混凝土的直剪強度，進一步使得采用非線性公式預(yù)測自密實再生塊體混凝土的直剪強度較線性公式精度高，這主要是由于自密實新混凝土的直剪強度較普通混凝土的直剪強度略低的緣故。

4)自密實再生塊體混凝土的剪壓強度比與普通再生塊體混凝土的剪壓強度比非常接近，排除試驗等一些客觀因素的影響，可認(rèn)為二者近似相等。

3 結(jié)論

本文開展了29個自密實再生塊體混凝土棱柱體試件的雙面直剪試驗和單軸受壓試驗，得到如下結(jié)論：

(1)試件的直剪破壞面較為平整，自密實再生塊體混凝土內(nèi)的自密實新混凝土和廢舊混凝土塊體粘接情況良好。

(2)自密實新混凝土強度高于廢舊混凝土?xí)r，自密實再生塊體混凝土試件直剪強度因再生塊體的摻入而劣化，試件的直剪強度可根據(jù)式(3)進行預(yù)測。

(3)塊體特征尺寸比介于0.22～0.44時，塊體特征尺寸對自密實再生塊體混凝土的直剪強度和抗壓強度的影響不明顯，可以近似忽略。

(4)自密實再生塊體混凝土的直剪強度和抗壓強度之比，隨著廢棄混凝土塊體取代率和特征尺寸的變化基本上保持不變，剪壓比近似可取為0.1。

(5)再生塊體混凝土中，當(dāng)新、舊混凝土抗壓強度或強度差接近時，自密實混凝土直剪強度略低于普通混凝土直剪強度，采用非線性公式計算自密實再生塊體混凝土直剪強度比線性公式精度更高。

(6)自密實再生塊體混凝土的剪壓比與普通再生塊體混凝土的十分接近，可近似認(rèn)為二者相等。