高温后钢纤维自密实混凝土动、静态力学性能研究

2023-12-01宫能平穆朝民蔡天宇

硅酸盐通报 2023年11期

朱明,宫能平,穆朝民,蔡天宇,章雨

(1.安徽理工大学土木建筑学院,淮南 232001;2.安徽理工大学力学与光电物理学院,淮南 232001;3.安徽理工大学安全科学与工程学院,淮南 232001)

0 引言

自密实混凝土(self-compacting concrete, SCC)由于流动性高、无须人工振捣、适用性强、密实性高等特点被广泛应用于机场、核电站与大剧院等大型建筑物[1]。与普通混凝土相比,SCC具有良好的流动性,这一特点使其在拌和的过程中需要更多的水和胶凝材料,从而导致SCC在养护早期容易出现收缩开裂的问题。经前人研究[2]发现,向SCC中掺入钢纤维可以有效减轻开裂程度。钢纤维自密实混凝土(steel fiber reinforced self-compacting concrete, SFRSCC)融合了自密实混凝土与普通混凝土的特点,与普通混凝土相比,SFRSCC具有更高的流动性,与自密实混凝土相比,SFRSCC具有更高的抗裂、抗拉和抗冲击能力[3]。在面临火灾和火灾引起的爆炸等灾害时,建筑物混凝土材料与结构会不可避免地受到高温和冲击荷载的影响,这对建筑物结构的安全性与稳定性造成了巨大威胁[4]。对高温后钢纤维自密实混凝土动、静态力学性能进行研究,可以为火灾后建筑结构的稳定性和安全性评估、加固修复等提供参考[5]。

目前,国内外学者的研究主要聚焦于高温对SCC静态力学性能的影响以及不同纤维对SCC动态力学性能的影响。例如,张聪等[4]利用蒸汽压力爆裂理论预测了火灾下不同纤维SCC的高温爆裂,发现细PP纤维和钢纤维对SCC内部蒸汽压力下降有显著影响;王连坤等[6]对经过不同温度处理后的SCC采取不同冷却方式进行了静态力学研究,发现相同高温下,自然冷却的SCC具有较高的静态抗压强度,而喷水冷却的则较低;陶津等[7]对SCC、掺加聚丙烯纤维的SCC和高强混凝土开展了高温爆裂试验,发现相对于未加纤维的SCC,添加纤维的SCC爆裂现象明显改善;Ali等[8]通过研究发现,钢纤维可以阻止混凝土裂纹的扩展,有助于提高爆裂剥落强度;Karatas等[9]研究表明,200 ℃之前,随着温度等级的升高,钢纤维SCC静态抗压强度增大,与申海洋等[10]的试验结果基本一致;刘志恒等[11]发现经过300 ℃高温作用后,橡胶自密实混凝土在重复冲击下的承载能力低于普通自密实混凝土。

随着有限元数值模拟软件技术的发展,LS-DYNA成为了目前世界上分析功能最完备的显式动力分析程序包,利用LS-DYNA软件建立分离式霍普金森压杆(split Hopkinson pressure bar, SHPB)模型对混凝土在高应变率下的力学行为进行数值模拟研究正在成为一种趋势[12]。张社荣等[13]利用LS-DYNA有限元软件,采用Holmquist-Johnson-Cook(HJC)本构模型对碾压混凝土的SHPB试验进行了模拟,并得到了与试验结果一致的力学行为;巫绪涛等[14]结合混凝土动态力学试验与数值模拟对HJC本构模型参数标定等问题进行了研究;Xu等[15]利用SHPB装置对高温后的混合纤维增强混凝土进行了动态劈裂试验,结果表明,通过对HJC模型部分参数进行修正,可以很好地表征劣化后高温混凝土的力学性能状态。然而,目前对高温作用后的SFRSCC的动态抗压特性进行数值模拟研究并不十分普遍。

综上所述,目前关于高温及纤维对混凝土材料动力学性能影响的研究成果颇丰,但是对利用试验及数值模拟手段对高温后SFRSCC的动力学性能影响的研究鲜有报道。为探索高温对SFRSCC动、静态力学性能的影响,本文利用RMT实验机和SHPB装置对常温及不同高温处理后的SFRSCC进行了准静态压缩试验和冲击压缩试验,考察了静态抗压强度、动态抗压强度和动态强度增长因子等力学指标。结合试验和数值分析的结果,综合分析了高温对SFRSCC的动力学性能的影响。

1 实验

1.1 试件制备

在本试验中,配制SFRSCC的水泥为杨春水泥有限公司生产的P·O 52.5型硅酸盐水泥,主要化学成分见表1;粗骨料为淮河所产的碎石,表观密度2.67 g/cm3;细骨料为天然河砂,表观密度2.67 g/cm3,堆积密度1.45 g/cm3;粉煤灰产地为大连市华能电厂所;水为自来水;外加剂为山西飞科新材料科技有限公司生产的聚羧酸类减水剂(HLX标准型),减水率28%,含气率3%;钢纤维选用φ0.2 mm× 13 mm的直钢纤维。参考已有的研究成果,混凝土中的钢纤维体积率不大于2%时,力学性能与经济效益二者最佳[16-17],故在本文的静态压缩试验与动态冲击试验中,混凝土试件的钢纤维体积率均为2%。根据《自密实混凝土应用技术规程》(JGJ/T 283—2012)进行理论计算和试验测试,控制水灰比为0.4,最终确定SFRSCC配合比(见表2)。制备2种不同规格试件(φ50 mm×100 mm、φ55 mm×30 mm)分别应用于静态压缩试验和动态压缩试验,对试件进行标准养护,养护周期28 d。

表1 胶凝材料的主要化学成分Table 1 Main chemical composition of cementitious materials

表2 钢纤维自密实混凝土配合比Table 2 Mix proportion of SFRSCC

1.2 试验装置与方法

利用FP311C型马弗炉对SFRSCC试件进行高温处理,综合先前的研究[18-20],高温加热温度设计为200、400、600和800 ℃ 4个等级。马弗炉以10 ℃/min的升温速率加热试件到预定温度后,保持温度恒定2 h。为保证试件受热均匀,并避免温差过大导致试件内部产生缺陷,冷却方式为利用炉腔内的余温冷却。采用RMT-150C实验机对高温后SFRSCC试件进行静态力学性能研究。

高温后SFRSCC的冲击压缩试验采用φ75 mm的SHPB试验系统,系统原理见图1。其撞击杆、入射杆、透射杆和吸收杆的材质均为高强度合金钢,基本参数如表3所示。根据一维应力波假设和均匀性假设,使用二波法[21]进行数据处理,其主要原理如式(1)所示。

图1 分离式霍普金森压杆试验系统原理图Fig.1 Schematic diagram of split Hopkinson pressure bar test system

表3 杆件基本参数Table 3 Basic parameters of bars

(1)

2 结果与讨论

2.1 质量损失

由于高温作用,SFRSCC试件高温前后质量发生了变化,测量并计算加热前后试件质量差与加热前的质量比,即质量损失率[20]。在不同温度等级下试件的质量损失率如图2所示,随着温度等级的增加,试件质量损失率逐渐增高。25～200 ℃时,试件失重最快,质量损失率为5.72%。一方面,试块内部孔隙的自由水加速蒸发。另一方面,钙矾石脱水分解,163 ℃时,二水合硫酸钙完全失水,导致试件质量损失率比较大[20]。200～600 ℃时,试件失重较快,C-S-H凝胶开始脱水反应,如果还有未水化的水泥,可能发生二次水化[7,22]。600～800 ℃时,试件失重最慢,质量损失率仅由600 ℃时的10.65%增长到800 ℃时的11.69%,试件的水分基本蒸发,质量损失主要是由碳酸钙高温分解产生氧化钙与二氧化碳引起[23]。如果氧化钙静置一段时间,就会水解导致试件体积膨胀。不同温度等级下的试件外观如图3所示,600 ℃时开始产生裂纹,800 ℃时出现明显裂纹。

图2 不同温度等级下SFRSCC的质量损失率Fig.2 Mass loss rate of SFRSCC with different temperature grades

图3 不同温度等级下试件外观特征Fig.3 Appearance characteristics of specimens exposed with different temperature grades

2.2 静态压缩试验结果

图4为不同温度等级下SFRSCC的静态抗压强度,数据为相同温度等级下3个静态压缩试验结果的平均值。由图4可以看出,随着温度等级的提高,静态抗压强度呈先上升后下降的趋势,并在200 ℃时达到最大值66.9 MPa,相较于常温(25 ℃)下提升了11.3%。400、600和800 ℃时,相较于常温(25 ℃)下分别下降了25.5%、49.4%和84.7%。该趋势和申海洋等[10]研究的轻骨料混凝土的静态抗压强度与温度的关系具有相似规律。高温对SFRSCC的静态抗压强度不仅有弱化效果还有增强效果,对SFRSCC的静态抗压强度具有显著影响。

图4 不同温度等级下SFRSCC的静态抗压强度Fig.4 Static compressive strength of SFRSCC with different temperature grades

2.3 动态压缩应力-应变曲线

经历不同温度后的SFRSCC在不同平均冲击速度(6.7、9.6、11.0、12.5 m/s)下的动态压应力-应变曲线如图5所示,为了便于叙述,本文中平均冲击速度均简称为冲击速度。图5表明,经高温处理后SFRSCC的动态应力-应变曲线变化规律与常温(25 ℃)下SFRSCC动态应力-应变曲线具有相似的发展趋势,大致可以划分为4个阶段:1)压密阶段,曲线呈上凹形,试件内部细微裂缝在外力作用下闭合;2)弹性变形阶段,曲线近似为一条直线;3)塑性发展阶段,此阶段随着应变不断增加,应力的增长速率不断减小,达到峰值应力时,曲线的斜率为0;4)破坏阶段,该阶段对应峰值应力后迅速下降曲线,此时曲线斜率为负,试件发生破坏。

图5 高温后不同冲击速度下SFRSCC的动态应力-应变曲线Fig.5 Dynamic stress-strain curves of SFRSCC after high temperature under different impact velocities

2.4 动态抗压强度

混凝土动态峰值应力为动态应力-应变曲线中的最大应力值,当混凝土发生破坏时,动态抗压强度值与动态压缩峰值应力相等,当混凝土未发生破坏时,动态抗压强度值大于动态压缩峰值应力[24]。在本文所涉及的动态力学试验中,SFRSCC试件均在冲击压缩下发生破坏,故SFRSCC的动态压缩峰值应力可视作动态抗压强度值。不同冲击速度下,SFRSCC动态抗压强度与温度等级的关系如图6所示,在相同冲击速度下,随温度等级的提高试件的动态抗压强度呈先增大后减小的趋势,当温度等级为200 ℃时,动态抗压强度达到最大值,当温度大于200 ℃时,试件的动态抗压强度减小。为进一步研究应变率与温度对SFRSCC动态抗压强度的影响,根据式(2)[25]拟合得到不同温度等级下动态抗压强度与应变率的拟合结果关系如图7所示,试件的动态抗压强度与应变率呈明显的线性相关。在不同温度等级(25～800 ℃)下,试件的动态抗压强度与应变率呈正线性相关。

图6 不同冲击速度下SFRSCC动态抗压强度与温度等级的关系Fig.6 Relationship between dynamic compressive strength and temperature grade of SFRSCC at different impact velocities

图7 不同温度等级下SFRSCC动态抗压强度与应变率拟合结果Fig.7 Fitting results of dynamic compressive strength and strain rate of SFRSCC at different temperature grades

(2)

表4 式(2)的拟合参数结果Table 4 Fitting results of parameters in Eq.(2)

综合图6和图7可以看出,高温后SFRSCC的动态抗压强度是应变率效应和温度效应耦合作用的结果。进一步对比分析应变率效应与温度效应对SFRSCC动态抗压强度的影响大小,图8为不同高温处理后SFRSCC动态抗压强度变化率(相较于常温)。当温度等级为200 ℃时,不同冲击速度下的SFRSCC较常温强度变化率均为负值,说明SFRSCC不仅有温度软化效应,还有温度强化效应;当温度等级为800 ℃时,SFRSCC强度变化率随着冲击速度的增大(即应变率的增大)而逐渐减小,说明在800 ℃、6.7～12.5 m/s的冲击速度下,应变率强化效应较温度软化效应对SFRSCC动态抗压强度的影响更大,占主导地位;当温度等级为400 ℃、冲击速度为11.0～12.5 m/s时,SFRSCC强度变化率增大,温度软化效应占据主导地位。综上可知,应变率效应和温度效应对高温后SFRSCC的动态抗压强度影响程度随着应变率的不同和温度的不同而不断变化。

图8 不同高温处理后SFRSCC动态抗压强度变化率Fig.8 Dynamic compressive strength change rate of SFRSCC after different high temperature treatments

2.5 动态强度增长因子

动态强度增长因子(dynamic intensity growth factor, DIF)通常被用来量化应变率效应对混凝土动态强度的影响,是动态强度与静态强度的比值[26],计算公式如式(3)所示。

DIF=fd/fs

(3)

式中:fd为动态强度,fs为静态强度。

不同冲击速度下DIF值随温度变化曲线如图9所示,在相同温度等级下,SFRSCC试件DIF值随着冲击速度的提升而增大。在同一冲击速度下,600与800 ℃时曲线的斜率有明显提升,即SFRSCC试件DIF值在800 ℃时出现明显增大。除800 ℃外,温度等级的提升对SFRSCC试件的DIF值影响无显著规律。

图9 不同冲击速度下DIF值与温度的关系Fig.9 Relationship between DIF value and temperature at different impact velocities

普通混凝土动态强度增长因子与应变率的关系计算现阶段已有很多经验公式,本文采用的计算方法如式(4)[26]所示。

(4)

按照式(3)和式(4)计算SFRSCC与普通混凝土的DIF值如图10所示,温度等级为25～600 ℃时,试验数据点分布在CEB-FIP曲线两侧,说明SFRSCC的应变率敏感性和普通混凝土比较接近。当应变率低于350 s-1时,试验数据点均在CEB-FIP曲线下方。当应变率高于350 s-1时,试验数据点大多在CEB-FIP曲线上方。800 ℃时,SFRSCC数据点均在CEB-FIP曲线上方,说明800 ℃高温处理后SFRSCC的应变率敏感性大于普通混凝土,当应变率为497.16 s-1时,800 ℃时SFRSCC的DIF值是常温下普通混凝土的3.6倍。

图10 不同温度下DIF值与应变率的关系Fig.10 Relationship between DIF value and strain rate at different temperatures

为进一步研究应变率对DIF值的影响,采用广泛使用的拟合公式[27],如式(5)所示。

(5)

式中:a、b均为拟合参数,拟合参数结果如表5所示。

表5 式(5)的拟合参数结果Table 5 Fitting results of parameters in Eq.(5)

拟合结果如图11所示,经不同温度处理后,SFRSCC的DIF值都随着应变率的增大而增大。温度等级为25～600 ℃时,DIF值为1.1～4.2,4条拟合曲线基本接近,而800 ℃的拟合曲线斜率则明显高于其他温度等级。

图11 不同温度下DIF值与应变率的拟合结果Fig.11 Fitting results of DIF value and strain rate at different temperatures

为进一步研究温度与应变率对DIF值的影响规律,对应变率求导可得式(6)。

(6)

式中:a为拟合参数。

3 冲击压缩数值模拟

3.1 模型建立与参数选取

利用LS-DYNA前处理模块建立SHPB与试件的有限元模型,模型尺寸与真实尺寸一致,模型的单位制是t-mm-s(吨-毫米-秒)。模型由撞击杆、入射杆、试件和透射杆四个部分依次组成(见图12),单元选用Solid164。参考文献[15,27]的介绍方法,选择编号为001,关键字为“*MAT_ELASTIC”设置撞击杆、入射杆、透射杆模型,基本参数见表3。选择编号111#的“*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRET”设置试件模型。通过修改关键字“*INITIAL_VELOCITY_GENRATION”来改变撞击杆的初始速度。

图12 混凝土SHPB试验的数值模型Fig.12 Numerical model of concrete SHPB test

HJC本构模型是Holmquist等[28]基于大应变、高应变率、高压力的混凝土所提出的基本计算模型,主要由3个部分构成:强度方程、损伤演化方程和状态方程。HJC模型有21个不同的参数,按照性质可分为:基本物理力学参数、强度参数、损伤参数和压力参数。SFRSCC基本物理力学参数参照前文已知部分参数(见表6),最大拉伸强度T和弹性模量E采用文献[29]中方法计算,其余参数借鉴文献[13,15,27]中所介绍的“试算-调整-验证”方法,基于SFRSCC试件动、静态力学试验数据确定(见表7)。

表6 试件主要物理力学参数Table 6 Main physical and mechanical parameters of specimens

表7 混凝土HJC模型参数[14]Table 7 HJC model parameters of concrete[14]

3.2 模拟结果

SFRSCC动态应力-应变曲线的模拟与试验结果对比如图13和图14所示。由图13可以看出,在相同温度等级(25 ℃)下,模拟曲线与试验曲线吻合度较好,并且表现出明显的应变率效应。在相同的冲击速度下,模拟与试验两者曲线在上升阶段无明显差距,但在冲击速度等级为12.5 m/s时,试验所得应力-应变曲线与模拟所得曲线有一定差异,原因可能是混凝土试块不均匀。误差的产生主要来自两个方面:一方面,数值模拟设置的试件为均匀材质,而试验试件的均匀性无法达到模拟的水准;另一方面,HJC模型参数的选取也会影响模拟值[13]。

图13 不同冲击速度下常温SFRSCC的动态应力-应变曲线Fig.13 Dynamic stress-strain curves of SFRSCC at room temperature under different impact velocities

图14 9.6 m/s冲击速度下不同温度处理后SFRSCC动态应力-应变曲线Fig.14 Dynamic stress-strain curves of SFRSCC at 9.6 m/s impact velocity after different temperature treatment

相同的冲击速度(9.6 m/s)下SFRSCC冲击压缩试验与模拟结果对比如图14所示,在25与200 ℃温度等级下,SFRSCC模拟应力-应变曲线与试验曲线相差不大,曲线上升阶段基本相同;而在400、600、800 ℃温度等级下,模拟应力-应变曲线与试验曲线在上升阶段吻合度不高。当应变小于峰值应变二分之一时,模拟曲线均小于试验曲线的应力;当应变在峰值应变的二分之一至快达到峰值应变时,模拟曲线均大于试验曲线的应力;600与800 ℃处理后的SFRSCC冲击压缩应力-应变曲线呈现应变硬化型,模拟曲线呈应变软化型。

为揭示高温对SFRSCC在冲击荷载下的影响,以冲击速度为9.6 m/s的SFRSCC试件为例,选取其在5个温度等级下的试件破坏图(见图15),模拟试件先从其边缘破坏脱落,再向中间逐渐发生破坏,并向内部塌陷。在25和200 ℃时,试件出现“留芯”现象[13]。在400、600、800 ℃时,随着温度等级的逐渐提高,试件的破坏程度加剧,试件“留芯”现象减弱,与试验中SFRSCC试件的破坏规律具有一致性。数值研究表明,利用LS-DYNA建立SHPB与试件的有限元模型,在SFRSCC静态力学试验和动态力学试验的基础上确定HJC参数,模拟SFRSCC在冲击荷载下的破坏过程和破坏形态并进行定性分析是可行的。