高溫作用后混凝土抗拉強度的影響分析

胡翠平，徐玉野，羅漪，鄭涌林，林碧蘭

（1.華僑大學 土木工程學院，福建 廈門361021；

2.廈門理工學院 材料科學與工程學院，福建 廈門361021）

高溫作用后鋼筋和混凝土材料的力學性能研究是火災后混凝土結構損傷評定與加固設計的基礎［1-4］.鋼筋混凝土梁柱構件和節(jié)點的承載力、裂縫寬度、混凝土的碳化等均需用到混凝土材料的抗拉強度［5］.因此，高溫作用后混凝土的抗拉強度研究具有重要意義.目前，火災后混凝土的抗拉強度研究已取得了一定的進展［6-12］.混凝土結構在施工過程中由于腳手架和木模板較多，施工過程中的電焊易產(chǎn)生火星，以及滅火難度大等原因發(fā)生不少損失嚴重的火災事故實例.施工階段發(fā)生火災時混凝土的齡期可能少于28 d，此類少齡期的混凝土火災后的抗拉強度研究尚未見文獻報道.另外，火災后混凝土的靜置時間對災后混凝土抗壓強度的影響規(guī)律已有文獻報道［10］，但尚未見到其對火災后混凝土抗拉強度影響規(guī)律方面的研究報道.通過查閱相關文獻可知，目前火災后混凝土抗拉強度的試驗研究中存在著恒溫時間不夠導致試塊內各點最高過火溫度不一致［7-8］、未按標準試件和方法進行劈裂試驗［9-10］，未考慮受火前混凝土的齡期影響和火災后靜置時間的影響等問題.因此，本文進行了62組混凝土標準立方體試塊的劈裂抗拉強度試驗，分析了冷卻方式、養(yǎng)護齡期及靜置時間等對不同溫度作用后混凝土劈裂斷面形態(tài)和抗拉強度的影響規(guī)律，并針對不同情況建議了高溫作用后混凝土抗拉強度的計算式.

1 試驗概況

1.1 試驗設計與制作

試驗進行7個系列的劈裂抗拉強度試驗，共制作了62組186個（每組3個）尺寸為150 mm×150 mm×150 mm的標準立方體試塊，其中3組用于28 d混凝土立方體抗壓強度的測試.表1為7個試驗系列的基本參數(shù).表1中：τ，t分別表示齡期和靜置時間.對于每個試驗系列，試驗考慮的溫度均分常溫，100，200，300，400，500，600，700，800℃共9個溫度等級.其中系列1～5的常溫下工況條件相同，故作為同一批制作.混凝土強度按C30設計，水泥采用32.5級的普通硅酸鹽水泥，砂為中砂，碎石粒徑為10～30 mm.每立方米混凝土的試驗配合比為水泥425 kg，砂605 kg，石子1 215 kg，水195 kg，材料均為干燥狀態(tài)下的質量，水灰比為0.46.

表1 試驗的基本參數(shù)Tab.1 Main parameters of experiment

試塊分3批澆筑，第一批為系列1～5，第二批為系列6，第三批為系列7.試塊澆注完成后澆水養(yǎng)護7 d，接著放在實驗室內自然養(yǎng)護至設定的齡期.3批混凝土28 d的標準立方體抗壓強度分別為24.9，23.9，22.2 MPa，且3批混凝土在各自設定齡期時的劈裂抗拉強度分別為2.87，2.65，2.29 MPa.

1.2 試驗步驟及裝置

各批混凝土試塊養(yǎng)護至預定齡期后，運至福建省泉州市某熱處理廠進行高溫加熱試驗，具體裝置如圖1所示.高溫加熱試驗時，為使試塊內外溫度保持一致，試塊在達到設定溫度后恒溫9 h.高溫加熱處理后，將試塊吊出，按表1中參數(shù)進行自然冷卻和噴水冷卻；待試塊冷卻后，運回華僑大學工程結構實驗室進行劈拉試驗.

劈裂抗拉試驗按GB 50081-2002《普通混凝土力學性能試驗方法標準》的規(guī)定［13］執(zhí)行，在微機控制電液伺服萬能試驗機（附劈裂夾具）上進行.圖2為試驗加載裝置.試塊擺放時，應注意劈裂承壓面和劈裂面與試塊成型時的頂面垂直，加載速度取0.05 MPa·s-1.混凝土的劈裂抗拉強度fts的計算式為

式（1）中：F為試塊的破壞荷載；A為試塊劈裂面面積.

圖1 熱處理裝置Fig.1 Device of heat treatment

圖2 劈裂抗拉試驗裝置 Fig.2 Device of splitting tensile test

2 試驗結果分析

2.1 試塊表觀特征及破壞形態(tài)

齡期40 d的混凝土受高溫作用和自然冷卻后的表觀特征：100，200℃時混凝土表面顏色和常溫下相似；300℃時表面顏色暗灰、出現(xiàn)少量細微裂縫，且隨著溫度升高，裂縫數(shù)量變多、寬度變大；400，500℃時混凝土表面略帶紅色，混凝土開始變得疏松；600℃時混凝土表面顏色發(fā)白，開始出現(xiàn)少量掉皮現(xiàn)象；700℃時混凝土表面顏色為灰白色，有個別角脫落；800℃時混凝土表面變?yōu)榈S色，裂縫寬而多，且試塊非常疏松，搬試塊時需輕拿輕放，否則易被磕碎.

噴水冷卻后，混凝土的表面顏色隨著溫度升高的具體變化：100℃下混凝土的表面顏色與自然冷卻顏色相近；200，300℃時混凝土試塊表面顏色開始泛有黃色斑點；400℃時混凝土的表面顏色呈淡紅色；500℃時混凝土的表面顏色呈磚紅色；600，700℃時混凝土表面顏色較自然冷卻后的白；但在800℃時，混凝土的表面顏色反而轉為淡黃色.同一溫度下裂縫相對于自然冷卻下數(shù)量更多、寬度更大.少齡期（齡期為14，21 d）混凝土經(jīng)高溫作用和自然冷卻后試塊表面均呈現(xiàn)淡紅色，且隨著溫度升高，顏色加深；同一溫度下養(yǎng)護齡期越短，顏色也越深，且裂縫寬度越大，數(shù)量越多.高溫作用后，靜置時間對混凝土的表觀特征無明顯影響.

劈裂抗拉試驗后，試塊劈裂斷面處的典型形態(tài)如圖3所示.混凝土試塊的破壞形態(tài)隨過火溫度的變化可分為如下3種情況.1）300℃及以下的高溫作用后試塊的破壞過程急促，并伴隨有聲響，破壞斷面直接穿過骨料，斷面比較平整.

2）300～600℃高溫作用后，隨著過火溫度的升高，水泥凝膠材料逐漸被分解，強度降低，從而導致粗骨料破壞率變小，破壞斷面變得粗糙.

3）經(jīng)歷600℃及以上的高溫作用后，混凝土試塊變得極為疏松，加載后為松散狀態(tài)，劈裂斷面不完整，且該處粗骨料基本上未發(fā)生破壞.

圖3 混凝土試塊的破壞形態(tài)隨過火溫度的變化Fig.3 Variation of failure modes of concrete cubes with the fire temperature

2.2 冷卻方式對高溫作用后混凝土抗拉強度的影響

不同冷卻方式后靜置7 d的混凝土抗拉強度與受高溫作用前抗拉強度的相對比值（ft（θ）／ft）隨過火溫度θ的變化，如圖4所示.從圖4的實驗結果可以得出以下兩點結論.

圖4 冷卻方式對高溫作用后混凝土抗拉強度的影響情況Fig.4 Effect of cooling mode on tensile strength of concrete after high temperature

1）隨著過火溫度的升高，高溫作用后混凝土材料的抗拉強度降低.其機理是，高溫作用會使混凝土的組成材料發(fā)生變化，在200℃以內時，混凝土內部主要是發(fā)生自由水蒸發(fā)；到300℃時混凝土內部自由水已全部蒸發(fā)完畢，開始失去結晶水，水泥的水化產(chǎn)物開始脫水破壞，碳酸鈣的含量增加，混凝土開始碳化；400℃時，氫氧化鈣分解成石灰和水蒸氣，混凝土結構變得疏松，卵石骨料開始爆裂；500℃時混凝土中結晶水及水泥水化物大多喪失，漿體體積收縮；575℃時，粗骨料中α型石英發(fā)生相變蛻變成β型石英，使粗骨料體積增大，混凝土內部裂縫增多［14］；在700℃及以后時，結晶水已完全喪失，氫氧化鈣已不存在，而碳酸鈣有少量分解成CaO和CO2，此時混凝土更加疏松.

2）除600，700℃的高溫作用外，噴水冷卻后混凝土抗拉強度比自然冷卻后的高.這可能是因為在500℃前，噴水冷卻時熱脹冷縮產(chǎn)生的應力使混凝土的裂縫和損傷進一步發(fā)展，使混凝土的抗拉強度降低；但在600～700℃的高溫作用后，混凝土內部結晶水和水化物幾乎全部喪失，致使?jié){體收縮產(chǎn)生許多較寬的裂縫，結構疏松，噴淋的水分較容易進入其中，水化較充分，生成新的水泥凝膠體，從而使抗拉強度得到一定的提升；而800℃的高溫作用后，進行噴淋冷卻時，發(fā)出劈啪的爆裂聲，內部骨料破碎，因此其抗拉強度較自然冷卻的低.

對圖4折線進行回歸擬合，可以得到養(yǎng)護齡期為40 d，不同冷卻方式后，混凝土高溫作用后靜置7 d時抗拉強度相對值與過火溫度的相關計算式.

1）自然冷卻方式下，抗拉強度相對值與過火溫度的相關計算式為

2）噴淋冷卻方式下，抗拉強度相對值與過火溫度的相關計算式為

式（3）中：過火溫度θ的取值范圍為20℃＜θ≤800℃.式（2），（3）的統(tǒng)計參數(shù)γ，χ，σ值分別為0.989 9，1.015 4，0.096 8與0.982 5，0.934 0，0.081 1.其中γ指計算值與試驗值的相關系數(shù)，ˉχ和σ分別指計算值與試驗值比值的均值與方差.根據(jù)圖4及各公式的統(tǒng)計參數(shù)可知：式（2），（3）與試驗結果吻合較好.

將式（2），（3）與文獻［6，9-10，15］的結果對比，如圖5所示.圖5中：文獻［6，9-10，15］的試塊尺寸均為100 mm的標準立方體試塊，恒溫時間分別為1，1，6，6 h，混凝土強度分別為C50，C50，C30，C30.從圖5及各文獻的試驗參數(shù)可知：在自然冷卻及噴淋冷卻下，混凝土的抗拉強度均隨受火溫度的發(fā)展規(guī)律，與各文獻擬合結果大致吻合，但仍存在一定差異.這可能是因為試塊尺寸、混凝土強度及恒溫時間不同而導致的.

圖5 不同文獻下抗拉強度隨過火溫度的變化關系Fig.5 Relationship between splitting tensile strength and after high temperature on different references

圖6 養(yǎng)護齡期對高溫作用后混凝土抗拉強度的影響情況Fig.6 Effect of curing age on tensile strength of concrete after high temperature

2.3 養(yǎng)護齡期對高溫作用后混凝土抗拉強度的影響

不同齡期的混凝土高溫作用后靜置7 d，其抗拉強度與受高溫作用前抗拉強度的相對比值（ft（θ）／ft）隨過火溫度θ的變化情況，如圖6所示.從圖6可知：養(yǎng)護齡期越短，高溫作用后混凝土的抗拉強度總體上越低.這可能是由于養(yǎng)護齡期越短，混凝土的水化程度越不完全，內部自由水的含量越高，高溫作用后混凝土中水分喪失越多，內部孔隙率越大，導致其高溫作用后強度較低.通過回歸擬合，可以得到不同齡期的混凝土高溫作用后靜置7 d時抗拉強度相對值與過火溫度的關系式.

1）混凝土養(yǎng)護齡期為21 d的抗拉強度相對值與過火溫度的關系式為

式（5）中：過火溫度θ的取值范圍為20℃＜θ≤800℃，而養(yǎng)護齡期40 d時的回歸結果參見式（2）.式（4）與（5）的統(tǒng)計參數(shù)γ，ˉχ，σ值分別為0.989 9，0.775 4，0.110 7與0.982 5，1.0511，0.076 7.其中：γ，ˉχ，σ具體意義與上述相同.從圖6及各公式的統(tǒng)計參數(shù)可知：式（4），（5）的擬合結果與試驗結果吻合較好.

2.4 靜置時間對高溫作用后混凝土抗拉強度的影響

高溫作用后混凝土靜置不同時間的抗拉強度與受高溫作用前抗拉強度的相對比值（ft（θ）／ft）隨過火溫度θ的變化情況，如圖7所示.從圖7可以得出如下兩個結論.

1）高溫作用后混凝土的抗拉強度比值隨靜置時間總體呈先降低后上升的趨勢，靜置28 d時達到最低；但到靜置56 d時，不同溫度下混凝土抗拉強度均得到回升，且溫度θ≥400℃時，靜置56 d的混凝

2）混凝土養(yǎng)護齡期為14 d的抗拉強度相對值與過火溫度的關系式為土抗拉強度值大于靜置7 d時的值.這可能是因為這可能是由于高溫作用下，混凝土內自由水蒸發(fā)、部分結合水喪失及化合物發(fā)生變化，從而致其孔隙率增大、出現(xiàn)細微裂縫，以及升降溫全過程作用后試塊內部會產(chǎn)生一定的殘余應力等造成.當靜置時間較短時，在殘余應力的釋放過程中原試塊內部的細微裂縫會繼續(xù)發(fā)展，殘余應力本身的釋放也會對混凝土的抗拉強度造成進一步的損傷；隨著靜置時間的推移，空氣中水分的滲入，促使混凝土發(fā)生二次水化反應，對其強度恢復又有一定的作用.

2）不同靜置時間影響下，高溫作用后混凝土的抗拉強度隨溫度總體呈降低的趨勢，但受火溫度為300～400℃時，靜置14，28，56 d高溫作用后混凝土的抗拉強度值出現(xiàn)近平臺段現(xiàn)象.這可能是因為300～400℃高溫作用導致混凝土內部水泥水化產(chǎn)物脫水破壞引起強度降低，與高溫作用后靜置時間較長混凝土發(fā)生二次水化反應引起的強度恢復，大致處于一個相對平衡的階段.通過回歸擬合，可得到高溫作用后混凝土靜置不同時間抗拉強度相對值與過火溫度的關系式.

1）靜置14 d抗拉強度相對值與過火溫度的關系式為

圖7 靜置時間對高溫作用后混凝土抗拉強度的影響情況Fig.7 Effect of standing time on tensile strength of concrete after high temperature

2）靜置28 d抗拉強度相對值與過火溫度的關系式為

式（8）中：過火溫度θ的取值范圍為20℃＜θ≤800℃，而靜置7 d時的回歸結果見式（2）.式（6），（7），（8）的統(tǒng)計參數(shù)γ，ˉχ，σ值分別為0.978 1，1.030 0，0.038 0和0.987 4，1.022 7，0.060 8，以及0.963 2，1.015 5，0.028 9.其中：γ，ˉχ，σ具體意義與上述相同.為了簡化和統(tǒng)一計算表達式，回歸公式中未考慮個別接近平臺的情況，但從圖7及各公式的統(tǒng)計參數(shù)可以看出：計算結果與試驗數(shù)據(jù)總體上吻合較好.

鑒于影響火災后混凝土抗拉強度的因素眾多，且實際工程中還有很多工況無法一一考慮.對于本試驗未包括的其他工況，火災后混凝土的抗拉強度建議按下述方法近似計算：噴水冷卻后混凝土的抗拉強度按式（3）計算；低齡期混凝土（大于14 d，小于28 d）自然冷卻后的抗拉強度，可利用式（2）、式（4）和式（5）的結果進行插值計算；對于高溫作用后自然冷卻混凝土的抗拉強度取偏保守的式（7）進行計算.

3）靜置56 d抗拉強度相對值與過火溫度的關系式為

3 結論

1）受火溫度對高溫作用后混凝土劈裂斷面的破壞形態(tài)和抗拉強度影響很大.當受火溫度在300℃以內，劈裂斷面較為平整；隨著受火溫度的提高，劈裂斷面越來越粗糙，當受火溫度超過600℃時，劈裂斷面主要經(jīng)過硬化水泥漿，斷面處粗骨料未發(fā)生破壞.噴水冷卻混凝土和高溫作用后低齡期混凝土的混凝土表面顏色與自然冷卻的略有不同.高溫作用后靜置時間對混凝土的表觀特征無明顯影響.

2）各種影響因素下，混凝土的抗拉強度均隨著溫度的升高而降低，噴水冷卻后混凝土的抗拉強度總體比自然冷卻后的低.養(yǎng)護齡期越短，高溫作用后混凝土的抗拉強度越低.高溫作用后混凝土的抗拉強度總體上隨靜置時間呈先下降后上升的發(fā)展趨勢，且當靜置時間為28 d時，混凝土的抗拉強度最低.

3）建立不同冷卻方式、養(yǎng)護齡期及靜置時間下混凝土抗拉強度比隨過火溫度的表達式，研究表明，計算結果與試驗結果吻合較好，可供火災后承載力評定參考使用.

4）借鑒已有文獻對試驗現(xiàn)象進行了適當?shù)臋C理分析，但各因素對高溫作用后混凝土抗拉強度影響規(guī)律的微觀機理還需進一步深入研究.

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