高溫后不同冷卻方式對混凝土力學特性的影響

鄭鈺濤， 李玉成， 彭晨鑫

(上海理工大學 環境與建筑學院， 上海 200093)

1 研究背景

隨著城市的現代化發展，伴隨著建筑物的高層化以及功能的復雜化，一旦火災發生，短時間內建筑物就能達到上千度的高溫，導致建筑物混凝土結構承載能力和安全性能的降低，更對人們生命和財產造成無法估計的危害。

混凝土作為一種多向復合材料，能夠影響其力學性能的因素較多，然而大量文獻只考慮了單一的溫度或者是高溫作用下不同材料對混凝土力學性能的影響[1-10]，而不同冷卻方式對其交互影響的研究較少[11-14]?；炷恋牧W性能不但和溫度有直接關系，并且還與高溫作用后的冷卻方式有關[15]。在建筑物火災發生后，由于消防安全系統自動噴水滅火或消防隊員射水滅火，高溫混凝土在淋水后加劇了混凝土結構的變形，甚至導致整體結構坍塌的事件比比皆是。因此混凝土結構在高溫后(火災) 不同冷卻作用下的力學性能研究是其應用于實際工程時所面臨的重要課題。

本文通過高溫后不同冷卻方式下混凝土試塊力學性能試驗，分析了常溫20、200、400、600、800℃共5種不同溫度下自然冷卻、噴水冷卻兩種冷卻方式對楊氏模量、抗壓強度、峰值應力等力學性能的影響，此外還探討了高溫后不同冷卻方式試件的質量損失、破壞形態以及縱波波速和楊氏模量與溫度的關系。

2 試驗概況

2.1 試驗材料及配合比

試驗水泥采用上海海螺水泥有限公司生產的42.5復合硅酸鹽水泥，細骨料為表觀密度2 700 kg/m3的中砂，顆粒級配屬于級配II區，粗骨料為最大粒徑20 mm的連續級配的碎石，水為自來水。本試驗中基準混凝土強度等級設計為C35，配合比見表1。試驗添加質量分數為1%的YSP萘系高效減水劑(HS-AF)，形態為黃褐色粉末。

表1 試驗混凝土配合比 kg/m3

2.2 試驗設備

本試驗升溫設備采用上海尚群電子科技有限公司制造的高溫箱式電阻爐(型號SMF1900-50)，爐膛尺寸(長×寬×高)為500 mm×300 mm×300 mm，額定功率為20 kW，最高溫度可達1 900℃，如圖1所示?；炷猎嚰v波波速和楊氏模量的測量采用V-ME-TER III型超聲脈沖速度測試儀，試驗時對每個混凝土試件測量兩組對立面，得到兩個數據取平均值。單軸抗壓試驗采用最大荷載為2000 kN的SANS微型控制電液伺服壓力試驗機，如圖2所示。試驗機由電腦控制，自動采集數據,直至試樣開裂破壞。

圖1 高溫箱式電阻爐

圖2 SANS微機控制電液伺服壓力試驗機

2.3 試驗方法

本試驗共制作50塊混凝土立方體試件，尺寸為100 mm×100 mm×100 mm。所有試件采用同一配合比。在混凝土試件制作完成后將其放入恒溫養護室，1 d后脫模，然后置于標準環境養護28 d，用烘干機去除水分，待水分蒸發完全后測量試件的初始質量、縱波波速和楊氏模量。

測量后進行高溫試驗。高溫試驗分為常溫20、200、400、600、800℃共5種溫度。試驗升溫速率為5℃/min，待試件達到預定溫度后恒溫6 h。高溫作用后試件的冷卻方式分為自然冷卻和噴水冷卻。自然冷卻即高溫后于爐膛內自然冷卻至室溫；噴水冷卻即高溫后立即放入水中快速冷卻20 min后取出。

冷卻后(噴水冷卻試件室內靜置2 d使其干燥)測量試件的質量、縱波波速和楊氏模量。測量后進行混凝土試件的單軸抗壓試驗。采用力控制方式進行單軸抗壓試驗，以0.1 kN/s的恒定速率施加軸向荷載，直至試件破壞，試驗系統自動采集并導出實驗數據。

試件按照不同作用溫度、不同冷卻方式進行分組，分組及編號情況見表2。其中，第1個數字表示高溫試驗作用溫度，0、2、4、6、8分別表示常溫(20℃)、200、400、600、800℃作用；A表示自然冷卻至室溫，W表示噴水冷卻；由于混凝土內部結構不均勻，試驗結果離散型較大。本試驗每組至少取5個試件作為平行試驗，并且舍去離散性較大的試件數據，以減少誤差。

表2 試件分組

3 試驗結果及分析

3.1 外觀變化

高溫作用后的混凝土試件如圖3所示。上層為水中噴水冷卻試件，下層為自然冷卻試件；從左至右依次為常溫(20℃)、200、400、600、800℃作用后的試件。

圖3 高溫后不同冷卻方式的混凝土試件

試件在200℃高溫作用后，兩種冷卻方式后的試件外觀基本一樣。400℃作用后，兩種冷卻方式后的試件顏色基本相同，而在經歷600℃和800℃后，兩種冷卻方式后的試件顏色相近，但噴水冷卻試件顏色略深。在溫度超過400℃后，試件表面開始出現細微裂紋，隨著作用溫度的增大，細微裂紋增多，且在同樣溫度作用下，噴水冷卻試件表面出現的細微裂紋更多，也更加明顯。這是因為高溫作用后噴水冷卻試件遇水表面溫度迅速降低，試件內部和表面產生了較大的溫度差所造成的溫度應力所致。

3.2 質量損失

冷卻后(噴水冷卻試件干燥后)測得試件的質量，與初始質量比較，計算得到試件的質量損失率，見表3。

表3 高溫作用后質量損失率 %

由表3可以看出，兩組試件的質量都隨經歷溫度的升高而減小，質量損失率也相應隨之增大。然而噴水冷卻試件的質量損失率總體比自然冷卻試件要小。

3.3 縱波波速與楊氏模量

本文采用超聲脈沖速度測試儀測出不同溫度作用后兩種不同冷卻方式作用下的混凝土試件的縱波波速和楊氏模量，分別見圖4和5。

從圖4～5可以看出，隨著溫度升高，兩種冷卻方式試件的縱波波速和楊氏模量均呈降低趨勢。200℃作用后，噴水冷卻試件的縱波波速和楊氏模量均大于自然冷卻試件。兩條曲線在200和400℃之間出現交叉。大于等于400℃作用后，噴水冷卻試件的縱波波速和楊氏模量小于自然冷卻試件。作用溫度小于200℃時噴水冷卻試件遇水生成新的水化物在一定程度上彌合了高溫造成的損傷。但在作用溫度較高時，噴水冷卻使試件內部與表面產生較大的溫度差，對試件造成了損傷，使試件出現額外的裂縫。因此在溫度大于等于400℃時，噴水冷卻試件的縱波波速和楊氏模量小于自然冷卻試件，且兩者差值在溫度越高時越明顯，即噴水冷卻試件的縱波波速和楊氏模量在溫度越高時，降幅越大。

但就整體而言，兩種冷卻方式所導致的影響小于溫度變化的影響。在經歷800℃作用后，噴水冷卻和自然冷卻試件的縱波波速降幅分別為39.88%和30.65%，楊氏模量的降幅分別為63.87%和51.92%，降幅相差也僅有9.23%和11.95%。作為對比，600℃作用后的噴水冷卻和自然冷卻試件的縱波波速降幅分別為25.47%和19.22%，與800℃比較分別相差14.41%和11.43%；而楊氏模量則分別相差19.41%和17.17%。

由圖5可以看出，楊氏模量隨溫度的變化的曲線近似為直線，可擬合為下式：

自然冷卻：

ET=-0.01973T+31.98627

(1)

R2=0.963

噴水冷卻：

ET=-0.02607T+33.18836

(2)

R2=0.996

式中：ET為高溫作用后的楊氏模量,GPa；T為作用溫度,℃，20℃≤T≤800℃。

3.4 抗壓強度

采用SANS微型控制電液伺服壓力試驗機進行單軸抗壓強度試驗，試驗結果見圖6～7。

從圖6和圖7可以看出，在200℃作用后，兩種冷卻方式的試件單軸抗壓強度變化均較小，噴水冷卻試件略有增長，增幅為1.99%。在200℃和400℃之間，抗壓強度緩慢減小，溫度達到400℃時，兩種冷卻方式的混凝土試件抗壓強度幾乎相等。在溫度超過400℃后，兩種冷卻方式的試件的抗壓強度均顯著降低，而噴水冷卻試件下降速率更快。溫度達到800℃時噴水冷卻和自然冷卻試件的抗壓強度分別降低了52.09%和43.57%。在溫度高于400℃后，高溫時混凝土內部凝膠材料脫水分解、混凝土內層間水和化學結合水散失、Ca(OH)2脫水分解、混凝土內部結構被破壞[16]，同時高溫混凝土遇水冷卻，內外溫度差產生了溫度應力，使得混凝土試件開始產生裂紋，導致其強度降低。

圖4縱波波速與溫度的關系曲線 圖5楊氏模量與溫度的關系曲線

圖6單軸抗壓強度和溫度的關系曲線 圖7相對抗壓強度和溫度的關系曲線

抗壓強度隨溫度變化的規律可用下式擬合：

自然冷卻：

fT=-2×10-5T2+4.3×10-4T+35.57504

(3)

R2=0.992

噴水冷卻：

fT=-3×10-5T2+5.2×10-4T+35.94529

(4)

R2=0.983

式中：fT為高溫后的抗壓強度，MPa；T為作用溫度(℃)，20℃≤T≤800℃。

3.5 應力-應變關系

采用SANS微機控制電液伺服壓力試驗機進行單軸抗壓試驗，數據由試驗機配套的數據采集系統自動采集，經整理后得到試件的應力-應變關系曲線。圖8和9分別為自然冷卻和噴水冷卻混凝土試件的典型全應力-應變曲線。

混凝土的應力-應變曲線大致可分為3個階段[17]：(1)壓密階段。曲線呈上凹型，混凝土內的微裂紋在外力作用下發生閉合；(2)彈性階段。應力-應變曲線基本呈直線，在直線末端應力達到峰值；(3)應變軟化階段。應變增長較快，試件迅速破壞。

由圖8和9可看出，兩種冷卻方式試件的應力-應變曲線呈現相似的趨勢：隨著作用溫度的升高，曲線的峰值應力顯著降低；應力峰值所對應的應變明顯增加；彈性階段曲線斜率顯著降低，即彈性模量隨溫度的升高而明顯降低。此外，200和400℃后的混凝土應力-應變曲線形狀相似，為典型的脆性材料應力-應變曲線；而600和800℃后的混凝土應力-應變曲線的形狀較為扁平，表明混凝土脆性降低，延性增大，應力-應變關系在彈性階段由直線變為曲線，呈非線性變形。

圖10～13分別為同一溫度作用后兩種冷卻方式應力-應變曲線的對比。

由圖10～13可以看出，經200和400℃作用后，兩種冷卻方式的應力-應變曲線形狀相似；經600和800℃作用后，噴水冷卻試件峰值應力對應的應變大于自然冷卻試件。

4 破壞形態

對高溫后不同冷卻方式試件進行破壞形態分析，試件主要有3種破壞形態：柱狀破壞、錐形破壞和松潰破壞，見圖14和15。

從圖14和15可以看出，作用溫度小于400℃時，試件主要呈現柱狀破壞和錐形破壞形態；在作用溫度達到600℃時，試件開始出現松潰破壞形態(圖14、15中省略)；在作用溫度達到800℃時，試件較多呈現松潰破壞形態。而對比兩種冷卻方式，其破壞形態沒有明顯差別。影響試件破壞形態的主要因素仍然是作用溫度。

圖8自然冷卻試件應力-應變曲線 圖9噴水冷卻試件應力-應變曲線

圖10200℃后混凝土的應力-應變曲線 圖11400℃后混凝土的應力-應變曲線

圖12600℃后混凝土應力-應變曲線 圖13800℃后混凝土應力-應變曲線

圖14 不同溫度作用后自然冷卻試件典型破壞形態

圖15 不同溫度作用后噴水冷卻試件典型破壞形態

5 結 論

(1)混凝土試件在200和400℃作用后兩種冷卻方式的外觀基本一致。在經歷600和800℃作用后，噴水冷卻試件顏色略深；同時試件表面開始出現細微裂紋，隨著作用溫度的增大，裂紋增多。在同樣溫度下，噴水冷卻試件表面出現的裂紋更多，劣化程度更高。

(2)隨著作用溫度升高，兩種冷卻方式下試件的質量損失率均逐漸增大，噴水冷卻方式的試件質量損失小于自然冷卻方式；縱波波速、楊氏模量和抗壓強度也都呈降低趨勢。當作用溫度小于400℃時，兩種冷卻方式的縱波波速、楊氏模量和抗壓強度均比較相近；當作用溫度超過400℃后，噴水冷卻試件的降低幅度更大。但就整體而言，兩種冷卻方式所導致的影響小于溫度變化的影響。同時，通過楊氏模量、抗壓強度隨溫度變化的規律擬合關系式也可以看出類似的規律。

(3)隨著作用溫度的升高，應力-應變曲線的峰值應力顯著降低；所對應的峰值應變明顯增加；彈性階段曲線斜率顯著減小，即彈性模量明顯降低。200和400℃作用后的混凝土應力-應變曲線形狀相似，為典型的脆性材料應力-應變曲線；而600和800℃作用后的混凝土應力-應變曲線的形狀較為扁平，表明混凝土脆性降低，延性增大，應力-應變關系在彈性階段由直線變為曲線，呈非線性變形。兩種冷卻方式的應力-應變曲線的形狀相似。