高温后高强混凝土断裂性能研究

陆洲导 陈 宇 苏 磊 陈庆阳

(同济大学结构防灾减灾工程系,上海 200092)

0 引 言

目前国内外关于混凝土材料基本力学性能(包括抗压强度、抗拉强度、受压弹性模量、压拉应力-应变曲线和抗爆性能等)及其影响因素的研究文献很多,而关于混凝土材料高温后断裂性能的研究,特别是高性能混凝土高温后断裂性能研究的文献较少。

朋改非等[1]比较了含粗骨料超高性能混凝土和活性粉末混凝土历经高温作用后的残余力学性能。结果显示,随着目标温度的升高,两种超高性能混凝土的残余强度均呈现先增大再降低的趋势,而残余断裂能均逐渐降低。各目标温度下,虽然含粗骨料超高性能混凝土的残余劈裂抗拉强度和断裂能均低于活性粉末混凝土,但其残余抗压强度却高于后者。

俞可权等[2]基于双K断裂韧度准则,对高温后混凝土Ⅰ型断裂性能进行试验研究。结果表明:起裂韧度Kini随着温度的升高逐渐下降,而失稳韧度Kic、断裂能GF和特征长度lch随着温度的升高均呈现“保持不变—上升—下降”的变化趋势,说明三者均可作为高温后混凝土的延性指标。

国外研究高温后混凝土断裂性能的开始时间较早,但是研究不够系统,并且各学者的研究成果略有差异。1988年Z.P.Bazant等[3]研究了混凝土在20 ℃、65 ℃、120 ℃和200 ℃下的断裂能值,运用尺寸效应法则(size-effect-law)得出各温度下的断裂能值呈现单调下降的趋势。G.Baker等[4]完成了三点弯曲梁法测试高温后混凝土断裂能值的试验,冷却方法分成试验炉外快速冷却和试验炉内缓慢冷却。结果表明,当温度达到300 ℃时,高温后混凝土断裂能值达到最大,其后迅速下降,而不同冷却制度对高温后断裂能值没有明显影响。H.A.Fattah等[5]通过不同初始切口深度三点弯曲梁试验,研究了混凝土断裂韧度和温度、升温降温循环周期的关系,结果表明:混凝土断裂韧度随温度升高而降低,升温降温循环周期的增加也会进一步导致断裂韧度的降低。A.Menou等[6]与朋改非等[7]的研究同样指出,高温后混凝土的断裂能在到达某一温度前其值将较常温下有所提高,当超过此温度时,断裂能值将迅速下降。K.Watanabe等[8]研究了高温和冷却后进行三点弯曲梁试验时,纤维增强高强混凝土的断裂性能,结果表明:高温试件的断裂韧度比冷却后试件低。

建筑火灾是对人类影响最大的灾害之一,当前高温后高强混凝土的研究大部分集中于强度和弹性模量的改变,而对其断裂性能的研究甚少。一些研究表明,高强混凝土比普通混凝土更容易发生高温爆裂现象,因此对火灾后高强混凝土的断裂特性开展系统研究是非常迫切的。

本文通过带初始裂缝三点弯曲梁试验,研究高温后高强混凝土断裂性能。采用三种混凝土强度、五个温度梯度进行对比试验,基于双K断裂理论分析高强混凝土断裂韧度和断裂能随温度的变化规律,以期为火灾后建筑的安全评估和数值模拟提供参考。

1 试验概述

本试验采用国际结构与材料研究所联合会(RILEM)提出的跨高比(s/h)为4的标准三点弯曲梁试件,跨中下部预留切口深30mm、宽3mm,三点弯曲梁基本形状如图1所示。

图1 三点弯曲梁试件示意图(单位:mm)Fig.1 Three-point bending specimen (Unit:mm)

素混凝土试件按照混凝土强度等级分为C50、C70、C90三类,按照历经最高温度分为25 ℃、200 ℃、400 ℃、600 ℃、800 ℃五类。考虑到断裂试验存在一定的离散性,每组温度下设置5个试件,另加1个试件备用。试件编号表示为:素混凝土强度-历经最高温度,如编号50-200表示该试件为C50,历经最高温度为200 ℃。不同混凝土强度的试件采用不同的配合比,如表 1所示。水泥均采用海螺牌PO52.5普通硅酸盐水泥,粗骨料最大粒径为10 mm,细骨料采用粒径为0.25～0.5 mm的中砂。试件洒水养护28天后,强度等级为C50、C70、C90的混凝土立方体抗压强度分别达到63.5 MPa、88.3 MPa、109.7 MPa。

表1试件混凝土配合比

Table 1Proportion ratio of concrete of specimens

加热升温装置采用炉膛尺寸为500 mm×500 mm×1 200 mm的电炉,温度调节和恒温控制采用AI-518 (V7.1)程序型智能温度调节器。升温曲线采用标准升温制度,并按照每半小时升温200 ℃的速率来控制加热时间,当加热到预定温度后切换为恒温模式保持3 h,最后切断电炉电源自然冷却24 h后取出试件。

在对强度等级为C50的混凝土加热过程中发现:当温度超过500 ℃时,试块发生爆裂。在接下来的加热过程中做出调整:200 ℃、400 ℃两个温度等级的混凝土试块直接加热到预定温度;600 ℃、800 ℃两个等级的混凝土试块先预加热到200 ℃并恒温24 h,然后从200 ℃加热到预定温度。后续加热过程中没有发生爆裂现象,证明预加热能有效防止高温下混凝土爆裂发生。

混凝土断裂试验在2 000 kN的电液伺服万能试验机上进行。试验全程通过位移控制,加载速度为0.02 mm/min,以实现稳定的劈拉试验。历经温度低于400 ℃的试块,平均加载时间为20 min;而历经温度大于400 ℃的试块,由于在荷载-裂缝开口位移曲线下降段所历经的时间较长,其平均加载时间达40 min。如图2所示,使用夹式引伸计测试各温度下试件的裂缝开口位移(CMOD)和裂缝尖端位移(CTOD),使用两个位移计测量各温度下试件中间位置的挠度。

图2 试验装置Fig.2 Test set-up

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

高温后三点弯曲梁试验现象如图3所示。当混凝土试件历经温度不超过400 ℃时:开裂裂缝基本竖直向下,没有分叉裂缝。劈裂面较为平整,断裂面上存在数处骨料拉断现象。当荷载尚未达到峰值时,试件尖端未现肉眼可见裂缝;但一旦出现肉眼可见裂缝,试件荷载出现短暂突降,之后稳定下降;当混凝土试件历经温度为600 ℃、800 ℃时,裂缝曲折向下,刚开始试件表面同时出现几条细小裂缝,随着荷载的加大,出现一条主裂缝和若干分叉裂缝。劈裂面也随着温度的升高变得更为曲折,裂缝从骨料中穿过的现象明显减少,改为从骨料之间绕行。在荷载未达到峰值时,预制裂缝尖端处即有肉眼可见裂缝;当荷载达到峰值时,裂缝开口增大,长度扩展,之后缓慢下降,并且下降段随着试件历经温度的升高历时更长。对于C50、C70、C90混凝土试块,当试件历经温度分别为400 ℃、600 ℃、800 ℃时,均出现明显裂缝从骨料之间绕行的现象。

图3 高温后混凝土试件典型裂缝Fig.3 Typical cracks in concrete specimens after elevated temperature

2.2 试验结果分析

2.2.1高温后试件烧失量测定

混凝土试件高温中发生自由水和结合水的散失,重量较未受热前明显下降。试件在加热过后为防止室内水汽进入,使用塑料袋将其裹住。通过测定混凝土试件历经高温前后质量变化,得到不同温度下不同强度混凝土烧失量曲线,如图4所示,可以看出,一般混凝土烧失量基本呈现三个阶段:第一阶段为一个物理变化过程,烧失量增加,其主要原因是试件中自由水的快速蒸发。第二阶段为一个物理-化学变化过程,烧失量增长速度变缓,该阶段自由水已经流失殆尽,而结合水还较难脱离;第三阶段为一个化学变化过程,C-S-H凝胶结晶水大量脱水,Ca(OH)2开始脱水形成氧化物,导致烧失量的进一步增加,同时混凝土力学性能伴有较大退化。

图4 烧失量随历经最高温度的变化Fig.4 Relationship between mass loss and elevated temperature

对于不同强度等级的混凝土,由于水灰比差别明显,导致其物理、化学两种作用分别占据优势。对于C50混凝土,水灰比较大,烧失量增速较快的阶段为0 ℃～400 ℃,该阶段主要为自由水流失,物理作用造成的损失量比化学作用明显。对于C90混凝土,水灰比较小,胶凝材料比重大,烧失量增长主要发生在200 ℃以后,该阶段主要为凝胶和Ca(OH)2高温分解,化学作用造成的损失量比物理作用明显。对于C70混凝土,水灰比适中,物理化学作用旗鼓相当,烧失量整体保持稳定。

各温度下C50混凝土烧失量均较高,400 ℃以上时C90烧失量高于C70。从整体上来看,高温下高强混凝土烧失量随强度提高呈现先降低后升高的规律。

2.2.2高温后残余抗压、抗拉强度随温度的改变

三点弯曲梁试验结束后,试件仅在裂缝区域破坏,其他部分保持完好,将其切割成小试块用来做抗压、抗拉强度试验。混凝土立方体抗压强度、劈裂抗拉强度的测量采用100 mm× 100 mm× 100 mm试块,而测量轴心抗压强度时采用尺寸为100 mm×100 mm×200 mm的试块,对于非标准试件所测得强度均乘以相应换算系数。试验机为最大荷载为200t的万能试验机。

图5(a)、(b)、(c)分别表示了历经高温后高强高性能混凝土的残余立方体抗压强度、残余劈裂抗拉强度和残余轴心抗压强度随所历经最高温度的变化。可以看出,历经高温后混凝土残余强度均随温度升高而下降,随混凝土强度等级提高而升高。

图5 残余强度随历经最高温度的变化Fig.5 Relationship between strength and elevated temperature

对于不同强度等级的混凝土,其残余立方体抗压强度在600 ℃和800 ℃高温时的差值明显小于25 ℃和200 ℃时差值,说明高温下混凝土强度等级的提高对于立方体抗压强度影响不太明显,高温下材料分解、脱水严重,强度更趋一致。残余劈拉强度、残余轴心抗压强度随温度的变化规律与残余立方体强度相似。

2.2.3高温后试件荷载-位移曲线

完整的荷载-位移曲线(包括荷载-裂缝开口位移(P-CMOD)曲线与荷载-挠度(P-δ)曲线)代表了一系列重要结果,例如初始刚度、极限承载力、起裂荷载和失稳荷载对应的开口位移、硬化软化特性,并且曲线的几何形状还能在一定程度上反应出材料的韧性和脆性。因此,荷载-位移全曲线在混凝土断裂参数的计算中起关键作用。

图6、图7分别为试件各温度下典型P-CMOD曲线和P-δ曲线,可以看到,两种类型曲线随温度升高均呈现出“变矮、变胖”趋势。试件的峰值荷载随温度升高而下降,与此对应的临界裂缝开口位移(CMOD)及挠度呈上升趋势。

图6 试件各温度下荷载-裂缝开口位移曲线Fig.6 Load-CMOD curves of concrete exposed to different elevated temperatures

图7 试件各温度下荷载-挠度曲线Fig.7 Load-deflection curves of concrete exposed to different elevated temperatures

对P-CMOD曲线的上升段近似为直线的部分进行线性回归,观察两者的符合程度,找出曲线开始偏离拟合直线的点,其对应荷载便是起裂荷载Pini,T,详见表2。

2.2.4DIC方法测试结果

图 8为对应荷载时刻由夹式引伸仪测得的裂缝口张开位移值与DIC方法确定CMOD值的对比曲线。可以看到两种测量方法得到的荷载-位移试验数据吻合良好,基本重叠。对比结果表明,DIC方法不仅能够准确测量裂缝区张开位移值,还可以用来分析位移场变化。两种测量方法得到的P-δ曲线同样吻合良好,基本重叠,如图 9所示。

表2断裂参数计算结果

Table 2Calculated results of fracture parameters

注:所有参数计算结果均为平均值

同时利用DIC方法分析初始裂缝周边100 mm×100 mm区域的水平位移场和竖向位移场。水平位移场如图 10所示,随着荷载增大,裂缝两侧水平位移场呈现明显竖向梯度,试件下部位移差值最大,从下往上位移差值越来越小,试件的最上端已经没有区别。这与裂缝常规发展呈现“倒三角”的规律是一致的,也证明了DIC方法测量水平位移场是准确的。竖向位移场如图 11所示,此时中间梯度最大挠度值为-1.02 mm,左侧梯度最大挠度值为-0.708 mm,差值为0.312 mm,考虑到两个梯度距离约为50 mm,挠度减少速度约为6.24×10-3。仔细分析裂缝中位移最大处可以看出,其范围基本覆盖裂缝发展轨迹,说明裂缝竖向位移最大值是出现宏观裂缝的区域。

图 12为裂缝尖端直线水平位移研究取样图,利用得到数据绘制90-200试件四个不同荷载条件下MN直线上相对位移值与位置坐标的函数关系,如图 13所示。其中37.4%Pmax和85.8%Pmax是未达到峰值荷载的上升段荷载,57.9%Pmax和15.5%Pmax是达到峰值荷载后下降段的荷载。

图8 两种测量方法得到的荷载-裂缝开口位移曲线(90-800)对比Fig.8 Comparison of load-COMD curves of C90 concrete from different measurements

图9 两种方法得到的荷载-挠度曲线(90-800)对比Fig.9 Comparison of load-δ curves from different measurements

图 10 90-200试件水平位移场Fig.10 Horizontal displacement field of 90-200 specimen

37.4%Pmax荷载条件下,相对位移值分布在0.130～0.135 mm之间,右侧位置点位移大于左侧位置点位移,说明MN直线点整体往右侧移动,另外没有位移突变,说明试件尚未开裂,仍处在弹性变形阶段。85.8%Pmax荷载条件下,相对位移分布在0.360～0.375 mm,且在位置坐标(0,5)之间产生位移突变,说明此时试件开始起裂,查看此时荷载值为4.51 kN,而利用P-CMOD找出的起裂荷载为4.26 kN,两者差别不大。57.9%Pmax荷载条件下,位移变化幅度增加到0.1 mm左右,而裂缝区域外相对位移值保持水平直线,说明裂缝区域外水平位移基本没变化,位移变化只发生在裂缝区域。15.5%Pmax荷载条件下,位移差值继续增加,CTOD值为0.35 mm。

图11 90-200试件竖向位移场Fig.11 Vertical displacement field of 90-200 specimen

图12 裂缝尖端直线水平位移研究取样图Fig.12 Study on horizontal displacement of crack tip

2.2.5双K断裂参数与温度的关系

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

其中,ac应按下式计算:

(6)

式中:Pini,T为起裂荷载;m为试件支座间的重量,用试件总质量按S/L比折算;g为重力加速度,取9.81 m/s2;S为试件两支座间的跨度;a0为跨中下部预留切口深度;t为试件厚度;h为试件高度;Pmax,T为最大荷载;ac为有效裂缝长度;h0为装置夹式引伸计刀口薄钢板的厚度;E为计算弹性模量;CMODc为裂缝口张开位移临界值。

C50强度混凝土:

Kini,TIC=-0.000 9Tm+0.6694,r=0.977 6

(7)

(8)

C70强度混凝土:

(9)

(10)

C90强度混凝土:

(11)

(12)

图14 断裂韧度随历经最高温度的变化Fig.14 Relationship between fracture toughness and elevated temperature

2.2.6断裂能与温度的关系

根据图7中P-δ曲线,断裂能GF,T计算公式如下:

(13)

式中:W0为外力功;δ0为试件破坏时裂缝开口位移;Alig为试件韧带面积;a0为试件预制裂缝高度。

不同强度等级混凝土的断裂能在各温度下的平均值与温度的关系可通过下列回归方程表示。

C50强度混凝土:

(14)

C70强度混凝土:

GF,T=470.32T-0.095,r=0.876 6

(25 ℃≤Tm≤800 ℃)

(15)

C90强度混凝土:

GF,T=540.5T-0.1057,r=0.841 8

(25 ℃≤Tm≤800 ℃)

(16)

结果表明,不同混凝土强度试件断裂能随温度发展可分为两种情况,如图15所示:

(1) 对于C50混凝土试件,温度低于400 ℃时,断裂基本呈增大的趋势(200 ℃断裂能偏低),这是由于随着温度升高,材料发生分解脱水生成较多的细微裂缝,这些裂缝在加载过程中同样消耗能量。400 ℃以后,断裂能随温度增加不断减小,此时裂缝发展成熟,缝宽变大、变长,已经不能用来传力受荷。

(2) 对于C70混凝土试件,温度低于200 ℃时,断裂能随温度急剧减小,温度高于200 ℃时,温度对断裂能影响不大,呈缓慢下降趋势,断裂能基本维持在297 N/m左右;C90混凝土试件断裂能的发展规律与C70类似。这是由于高强混凝土水灰比较小,胶凝材料比重较大,裂缝发展比较匀速,所以断裂能变化幅度比较小。

图15 不同强度等级混凝土断裂能与温度关系Fig.15 Relationship between fracture energy and elevated temperature for different strength of concrete

综合分析不同强度等级混凝土试件断裂能随温度的发展规律,混凝土强度为C50时,断裂能随温度发展呈现先升高后降低的规律,混凝土强度为C70,C90时,断裂能随温度发展呈现先快速下降后缓慢下降的规律。

3 结 论

通过带初始裂缝的三点弯曲梁实验,研究了高温后高强混凝土断裂性能,采用三种强度等级混凝土、五个温度梯度来进行对比试验,并用双K断裂理论分析高强混凝土断裂韧度和断裂能随温度变化的规律,主要结论如下:

(1) 各温度下C50混凝土烧失量均较高,400 ℃以上时C90烧失量高于C70,从整体上看,高温下高强混凝土烧失量随强度提高呈现先降低后升高的规律。

(2) 随着混凝土强度等级提高,砂浆与骨料之间的粘结应力以及砂浆的强度得到提高,抵抗高温的能力得到增强;高温后混凝土残余强度随温度升高而下降,随混凝土强度等级提高而升高。不同混凝土强度的残余立方体抗压强度在600 ℃和800 ℃高温时的差值明显小于25 ℃和200 ℃时的差值,说明高温下混凝土等级强度的提高对于立方体抗压强度影响不太明显,高温下材料分解、脱水严重,强度更趋一致。混凝土残余劈拉强度、残余轴心抗压强度随温度的变化规律与残余立方体强度相似。

(3) 利用夹式引伸计和DIC两种测量方法得到的荷载-位移试验数据吻合良好,基本重叠。对比结果表明DIC方法不仅能够准确测量裂缝区张开位移值,还可以用来分析位移场变化。说明DIC技术可以成为研究混凝土断裂力学的一种新手段。

(5) 在断裂能GF方面,混凝土强度等级为C50时,GF随温度发展呈现先升高后降低的规律,混凝土强度为C70,C90时,GF随温度发展呈现先快速下降后缓慢下降的规律。