胡翠平，徐玉野，羅漪，鄭涌林，林碧蘭

（1.華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門361021；

2.廈門理工學(xué)院 材料科學(xué)與工程學(xué)院，福建 廈門361021）

高溫作用后鋼筋和混凝土材料的力學(xué)性能研究是火災(zāi)后混凝土結(jié)構(gòu)損傷評定與加固設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)［1-4］.鋼筋混凝土梁柱構(gòu)件和節(jié)點(diǎn)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(qiáng)度［5］.因此，高溫作用后混凝土的抗拉強(qiáng)度研究具有重要意義.目前，火災(zāi)后混凝土的抗拉強(qiáng)度研究已取得了一定的進(jìn)展［6-12］.混凝土結(jié)構(gòu)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(yán)重的火災(zāi)事故實(shí)例.施工階段發(fā)生火災(zāi)時混凝土的齡期可能少于28 d，此類少齡期的混凝土火災(zāi)后的抗拉強(qiáng)度研究尚未見文獻(xiàn)報(bào)道.另外，火災(zāi)后混凝土的靜置時間對災(zāi)后混凝土抗壓強(qiáng)度的影響規(guī)律已有文獻(xiàn)報(bào)道［10］，但尚未見到其對火災(zāi)后混凝土抗拉強(qiáng)度影響規(guī)律方面的研究報(bào)道.通過查閱相關(guān)文獻(xiàn)可知，目前火災(zāi)后混凝土抗拉強(qiáng)度的試驗(yàn)研究中存在著恒溫時間不夠?qū)е略噳K內(nèi)各點(diǎn)最高過火溫度不一致［7-8］、未按標(biāo)準(zhǔn)試件和方法進(jìn)行劈裂試驗(yàn)［9-10］，未考慮受火前混凝土的齡期影響和火災(zāi)后靜置時間的影響等問題.因此，本文進(jìn)行了62組混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊的劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)，分析了冷卻方式、養(yǎng)護(hù)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(qiáng)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(qiáng)度的計(jì)算式.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)進(jìn)行7個系列的劈裂抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)，共制作了62組186個（每組3個）尺寸為150 mm×150 mm×150 mm的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，其中3組用于28 d混凝土立方體抗壓強(qiáng)度的測試.表1為7個試驗(yàn)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(yàn)系列，試驗(yàn)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(qiáng)度按C30設(shè)計(jì)，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(yàn)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(zhì)量，水灰比為0.46.

表1 試驗(yàn)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(hù)7 d，接著放在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)自然養(yǎng)護(hù)至設(shè)定的齡期.3批混凝土28 d的標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度分別為24.9，23.9，22.2 MPa，且3批混凝土在各自設(shè)定齡期時的劈裂抗拉強(qiáng)度分別為2.87，2.65，2.29 MPa.

1.2 試驗(yàn)步驟及裝置

各批混凝土試塊養(yǎng)護(hù)至預(yù)定齡期后，運(yùn)至福建省泉州市某熱處理廠進(jìn)行高溫加熱試驗(yàn)，具體裝置如圖1所示.高溫加熱試驗(yàn)時，為使試塊內(nèi)外溫度保持一致，試塊在達(dá)到設(shè)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(jìn)行自然冷卻和噴水冷卻；待試塊冷卻后，運(yùn)回華僑大學(xué)工程結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行劈拉試驗(yàn).

劈裂抗拉試驗(yàn)按GB 50081-2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》的規(guī)定［13］執(zhí)行，在微機(jī)控制電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)（附劈裂夾具）上進(jìn)行.圖2為試驗(yàn)加載裝置.試塊擺放時，應(yīng)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(qiáng)度fts的計(jì)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(yàn)裝置 Fig.2 Device of splitting tensile test

2 試驗(yàn)結(jié)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(xì)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(diǎn)；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(zhuǎn)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(hù)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(yàn)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(qiáng)度降低，從而導(dǎo)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(qiáng)度的影響

不同冷卻方式后靜置7 d的混凝土抗拉強(qiáng)度與受高溫作用前抗拉強(qiáng)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(shí)驗(yàn)結(jié)果可以得出以下兩點(diǎn)結(jié)論.

圖4 冷卻方式對高溫作用后混凝土抗拉強(qiáng)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(qiáng)度降低.其機(jī)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(nèi)時，混凝土內(nèi)部主要是發(fā)生自由水蒸發(fā)；到300℃時混凝土內(nèi)部自由水已全部蒸發(fā)完畢，開始失去結(jié)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(jié)構(gòu)變得疏松，卵石骨料開始爆裂；500℃時混凝土中結(jié)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(nèi)部裂縫增多［14］；在700℃及以后時，結(jié)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(qiáng)度比自然冷卻后的高.這可能是因?yàn)樵?00℃前，噴水冷卻時熱脹冷縮產(chǎn)生的應(yīng)力使混凝土的裂縫和損傷進(jìn)一步發(fā)展，使混凝土的抗拉強(qiáng)度降低；但在600～700℃的高溫作用后，混凝土內(nèi)部結(jié)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(jié)構(gòu)疏松，噴淋的水分較容易進(jìn)入其中，水化較充分，生成新的水泥凝膠體，從而使抗拉強(qiáng)度得到一定的提升；而800℃的高溫作用后，進(jìn)行噴淋冷卻時，發(fā)出劈啪的爆裂聲，內(nèi)部骨料破碎，因此其抗拉強(qiáng)度較自然冷卻的低.

對圖4折線進(jìn)行回歸擬合，可以得到養(yǎng)護(hù)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(qiáng)度相對值與過火溫度的相關(guān)計(jì)算式.

1）自然冷卻方式下，抗拉強(qiáng)度相對值與過火溫度的相關(guān)計(jì)算式為

2）噴淋冷卻方式下，抗拉強(qiáng)度相對值與過火溫度的相關(guān)計(jì)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(jì)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(jì)算值與試驗(yàn)值的相關(guān)系數(shù)，ˉχ和σ分別指計(jì)算值與試驗(yàn)值比值的均值與方差.根據(jù)圖4及各公式的統(tǒng)計(jì)參數(shù)可知：式（2），（3）與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.

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

圖5 不同文獻(xiàn)下抗拉強(qiáng)度隨過火溫度的變化關(guān)系Fig.5 Relationship between splitting tensile strength and after high temperature on different references

圖6 養(yǎng)護(hù)齡期對高溫作用后混凝土抗拉強(qiáng)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(hù)齡期對高溫作用后混凝土抗拉強(qiáng)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(qiáng)度與受高溫作用前抗拉強(qiáng)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(hù)齡期越短，高溫作用后混凝土的抗拉強(qiáng)度總體上越低.這可能是由于養(yǎng)護(hù)齡期越短，混凝土的水化程度越不完全，內(nèi)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(nèi)部孔隙率越大，導(dǎo)致其高溫作用后強(qiáng)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(qiáng)度相對值與過火溫度的關(guān)系式.

1）混凝土養(yǎng)護(hù)齡期為21 d的抗拉強(qiáng)度相對值與過火溫度的關(guān)系式為

式（5）中：過火溫度θ的取值范圍為20℃＜θ≤800℃，而養(yǎng)護(hù)齡期40 d時的回歸結(jié)果參見式（2）.式（4）與（5）的統(tǒng)計(jì)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(jì)參數(shù)可知：式（4），（5）的擬合結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.

2.4 靜置時間對高溫作用后混凝土抗拉強(qiáng)度的影響

高溫作用后混凝土靜置不同時間的抗拉強(qiáng)度與受高溫作用前抗拉強(qiáng)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(jié)論.

1）高溫作用后混凝土的抗拉強(qiáng)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(dá)到最低；但到靜置56 d時，不同溫度下混凝土抗拉強(qiáng)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(hù)齡期為14 d的抗拉強(qiáng)度相對值與過火溫度的關(guān)系式為土抗拉強(qiáng)度值大于靜置7 d時的值.這可能是因?yàn)檫@可能是由于高溫作用下，混凝土內(nèi)自由水蒸發(fā)、部分結(jié)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(xì)微裂縫，以及升降溫全過程作用后試塊內(nèi)部會產(chǎn)生一定的殘余應(yīng)力等造成.當(dāng)靜置時間較短時，在殘余應(yīng)力的釋放過程中原試塊內(nèi)部的細(xì)微裂縫會繼續(xù)發(fā)展，殘余應(yīng)力本身的釋放也會對混凝土的抗拉強(qiáng)度造成進(jìn)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(yīng)，對其強(qiáng)度恢復(fù)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(qiáng)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(qiáng)度值出現(xiàn)近平臺段現(xiàn)象.這可能是因?yàn)?00～400℃高溫作用導(dǎo)致混凝土內(nèi)部水泥水化產(chǎn)物脫水破壞引起強(qiáng)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(yīng)引起的強(qiáng)度恢復(fù)，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(qiáng)度相對值與過火溫度的關(guān)系式.

1）靜置14 d抗拉強(qiáng)度相對值與過火溫度的關(guān)系式為

圖7 靜置時間對高溫作用后混凝土抗拉強(qiáng)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(qiáng)度相對值與過火溫度的關(guān)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(jié)果見式（2）.式（6），（7），（8）的統(tǒng)計(jì)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(jì)算表達(dá)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(jì)參數(shù)可以看出：計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)總體上吻合較好.

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

3）靜置56 d抗拉強(qiáng)度相對值與過火溫度的關(guān)系式為

3 結(jié)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(qiáng)度影響很大.當(dāng)受火溫度在300℃以內(nèi)，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(dāng)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(qiáng)度均隨著溫度的升高而降低，噴水冷卻后混凝土的抗拉強(qiáng)度總體比自然冷卻后的低.養(yǎng)護(hù)齡期越短，高溫作用后混凝土的抗拉強(qiáng)度越低.高溫作用后混凝土的抗拉強(qiáng)度總體上隨靜置時間呈先下降后上升的發(fā)展趨勢，且當(dāng)靜置時間為28 d時，混凝土的抗拉強(qiáng)度最低.

3）建立不同冷卻方式、養(yǎng)護(hù)齡期及靜置時間下混凝土抗拉強(qiáng)度比隨過火溫度的表達(dá)式，研究表明，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，可供火災(zāi)后承載力評定參考使用.

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

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