高溫后鋼纖維橡膠自密實混凝土動態沖擊性能

莊金平, 任 凱, 許 可, 陳劍星

(1.福建理工大學 福建省土木工程新技術與信息化重點實驗室, 福州 350118; 2.福建理工大學 土木工程學院,福州 350118;3.四川大學 建筑與環境學院, 成都 610065)

將廢棄橡膠輪胎破碎而成的橡膠顆粒作為骨料摻入混凝土中,極大地改善了廢棄橡膠輪胎占地以及環境污染等問題[1-3]。由于橡膠自身具有良好的彈性、耐久性及變形能力已成為有效改善混凝土脆性,提升其變形能力及抗沖擊性能的有效手段[4-5]。此外,文獻[6-7]表明,自密實混凝土(self compacting concrete,SCC)具有免振搗的獨特優勢,可利用其較高的流動特性將質量輕、密度小的橡膠顆粒均勻填充至混凝土內部,有效避免了因振搗而造成混凝土內部橡膠顆粒分布不均勻以及橡膠顆粒與基體界面黏結較低等不利影響。然而,橡膠顆粒的摻入仍無法避免地造成了混凝土內部孔隙率以及薄弱界面的增加[8-9],這也是橡膠自密實混凝土(rubber self-compacting concrete,RSCC)抗壓強度低于普通混凝土的重要因素[10-11]。

趙秋蘭等[12-13]利用鋼纖維與橡膠顆粒的協調作用將強度高、剛度大的鋼纖維引入橡膠混凝土中,使抗壓、抗彎剪等力學性均得到有效提升。為進一步探明鋼纖維橡膠混凝土(steel fiber rubber concrete,SFRC)高溫后其殘余力學性能。劉鋒等[14]利用橡膠粉與鋼纖維對高強混凝土進行改性,有效改善了高溫后混凝土的爆裂現象以及脆性特征。李旭東[15]通過高溫后立方體抗壓試驗表明了鋼纖維的摻入可在一定程度上減緩橡膠混凝土殘余抗壓強度的退化。Guo等[16-18]通過圓柱體軸壓和梁的抗彎試驗探討了橡膠摻量對高溫后SFRC抗壓強度、剛度、耗能以及斷裂韌性等力學性能的影響,并分別依據殘余強度和耗能能力提出了滿足不同性能需求的最優橡膠摻量范圍。

通過以上論述可知,目前眾多學者對鋼纖維橡膠混凝土的關注點集中于靜態力學性能方面,而對于鋼纖維橡膠自密實混凝土(steel fiber rubber self-compacting concrete ,SFRSCC)高溫后的動力特性少有報道。與此同時,橡膠顆粒一般在200～300 ℃開始進入軟化階段,當溫度達到600 ℃時已基本裂解[19-20];由于鋼纖維自身的熔點較高,SFRSCC經過600 ℃高溫作用后,基體內部亂向分布的鋼纖維雖然仍可起到減緩強度的退化作用[21],但考慮到混凝土基體性能的劣化以及橡膠的分解,其高應變率下的動態力學性能必然與常溫工況有所差異。因此,對于探明高溫后SFRSCC混凝土的動態力學性能的研究顯得尤為迫切。

為此,本文利用直徑為80 mm分離式-霍普金森壓桿裝置對高溫冷卻后的鋼纖維橡膠自密實混凝土開展動態沖擊試驗研究,在確定出最優鋼纖維摻量和溫度影響的基礎上,探討SFRSCC高溫橡膠裂解后的動態力學性能,從而為高溫后其結構抗沖擊分析提供理論依據。

1 試驗材料及方法

1.1 原材料及配合比

依據JGJ/T 283—2012《自密實性混凝土應用技術規程》[22]及JGJ 55—2011《普通混凝土配合比設計規程》[23],共設計7組SFRSCC配合比,如表1所示。橡膠顆粒以等體積替代砂的方式摻入,考慮到橡膠摻量對其工作性能及力學性能的影響,其摻量ρr分別為10%、20%和30%[24],鋼纖維摻量體積分數分別為φ=0.5%,φ=1.0%及φ=1.5%,水膠比為0.29。其中,以SF1.5-R10-600為例,表示鋼纖維體積分數為φ=1.5%,橡膠摻入量為10%,經歷600 ℃高溫冷卻后的試件。

表1 鋼纖維橡膠自密實混凝土配合比

包括福建水泥股份有限公司生產P.O.42.5等級的普通硅酸鹽水泥,密度為3.1 g/cm3;采用普通中砂,表觀密度為2.65 g/cm3;粗骨料采用粒徑9～15 mm的反擊破碎石,密度為2.75 g/cm3;摻和料選用I級粉煤灰;聚羧酸高效減水劑,減水率30%;剪切波浪形鋼纖維(steel fiber,SF),長度為40 mm,長徑比為20;Hilal[25]研究表明,橡膠粒徑越大,對抗壓強度的不利影響也越大,因而選用粒徑為1～2 mm的廢舊細橡膠顆粒。鋼纖維及橡膠性能參數如表2及表3所示,剪切波浪形鋼纖維及橡膠顆粒如圖1所示。

圖1 剪切波浪形鋼纖維及橡膠顆粒

表2 鋼纖維性能參數

表3 橡膠性能參數

1.2 試樣設計及制備

靜態試件選用150 mm×150 mm×300 mm棱柱體測定軸心抗壓性能,各組設計3個。為減少長徑比對動態壓縮試驗的結果的影響[26],動態沖擊試驗采用φ72 mm×36 mm圓盤,長徑比為0.5,各組共設計3個。

在制備混凝土前,為減少試樣內部氣泡并增強混凝土基體與橡膠的黏結,將橡膠顆粒浸泡在質量分數為ω=5%的NaOH溶液中,1 d后置入烘干箱備用[27]。制作試樣時,先將粗骨料與細骨料倒入攪拌機中攪拌60 s;其次將粉煤灰、橡膠及鋼纖維依次加入攪拌60 s;然后將減水劑與水的混合溶液倒入攪拌機中攪拌120 s;最終將拌合好的漿體注入內徑為72 mm的PVC管中。28 d后將圓柱體PVC管切割為φ72 mm×36 mm圓盤試樣并對其表面進行打磨處理,澆筑成型的圓盤試樣如圖2所示。此外,部分漿體用于坍落度進行檢測,測試結果如圖3所示。經實測,坍落擴展度為600 mm,滿足JGJ/T 283—2012《自密實性混凝土應用技術規程》中SF1性能等級要求。

圖2 澆筑成型圓盤試樣

圖3 坍落擴展度實測圖

1.3 試驗設備及加載

采用宏順工業電火爐對試樣進行高溫處理,設備如圖4所示。加熱過程采用線性升溫方式,升溫速率為10 ℃/min。試樣設定溫度分別為300 ℃、600 ℃及900 ℃,當爐溫達到設定溫度后恒溫2 h,升溫時間如表4所示。加熱結束后待爐內溫度冷卻至室溫狀態再將試件取出。

圖4 升溫加載設備

表4 高溫加載時間

靜態抗壓試驗采用HCT306B液壓試驗機的位移控制加載模式,加載速率為0.2 mm/min。各組試件取3個試件的平均值為該試件的軸心抗壓強度,各組試件試驗結果如表5所示。

表5 SFRSCC加載試驗結果

動態沖擊試驗采用湖南大學工程結構綜合防護研究所研制的分離式-霍普金森壓桿裝置進行沖擊加載,如圖5所示。入射桿、透射桿以及撞擊桿的長度分別為4 m,3 m和1 m;桿件為高強度鋼42CrMo,密度為7 850 kg/m3,其三桿的直徑均為80 mm。共取0.2 MPa,0.3 MPa和0.5 MPa 3組氣壓進行沖擊試驗,即三種不同應變率下的加載波如圖6(a)所示。沖擊前在圓盤兩側均勻涂抹凡士林,并放置于入射桿與透射桿之間以減小桿與試件間摩擦阻力的影響。此外,為過濾高頻脈沖,提升入射波加載上升延時,采用φ25 mm×2 mm的紫銅片對波形進行整形處理[28]。加載過程中試件兩端面的受力狀態如圖6(b)所示。由圖6(b)可以看出,入射與反射兩種波形疊加與透射波基本吻合,說明試件兩端的滿足應力均勻性假定[29],確保了試驗數據的有效性。

圖5 分離式-霍普金森壓桿裝置

圖6 不同加載波及動態力平衡

(1)

(2)

(3)

2 試驗結果與分析

2.1 應力-應變曲線

SFRSCC在經歷不同溫度及應變率下的應力-應變曲線,如圖7所示。圖7中,各曲線為3組試樣的實測擬合結果曲線。從圖7中可以看出:在動態壓縮初始階段,應力與應變的關系基本呈線性關系;隨著應力的增長,試樣內部裂縫開始生成與擴展,此時試樣損傷加劇,應力-應變曲線進入非線性階段;當試樣裂紋基本貫通且寬度逐漸增加時,即試樣進入應變軟化階段,應力-應變開始進入下降階段。從圖7(a)中也可以看出,隨著溫度上升,其動態峰值強度逐漸降低,峰值應變逐漸增大,應力-應變曲線逐漸趨于扁平。此外,SFRSCC表現出一定的應變率強化效應,動態峰值強度及峰值應變均隨著應變率的提升而有所增長(見圖7(b)～圖7(e))。

圖7 SFRSCC動態沖擊應力-應變曲線

溫度對SFRSCC動態峰值應力、動態峰值應變影響的關系,如圖8所示。從圖8中可以看出:在10%橡膠摻量相同的情況下,隨著溫度的提升,SFRSCC動態峰值強度呈下降趨勢,其中無鋼纖維試樣(SF0-R10)的動態峰值強度下降最為顯著,當經歷600 ℃及900 ℃后,SF0-R10的動態峰值強度相較于300 ℃分別下降了38.4%和66.7%;而SF1.0-R10試樣的動態峰值強度分別下降了19.87%和64.07%。于此同時,SF0-R10與SF1.0-R10的動態峰值應變均表現出逐漸上升的趨勢,說明高溫會進一步增加SFRSCC的變形能力,而鋼纖維的加入也使試樣的變形能力要優于無鋼纖維試樣。

圖8 溫度對SFRSCC動態峰值的影響

另一方面,橡膠顆粒在200～300 ℃開始軟化裂解,當溫度達到600 ℃時已基本全部降解,通過表5分析得知:在10%橡膠摻量不變的情況下,當應變率為86～92 s-1時,隨著鋼纖維摻量的提升,SFRSCC動態峰值強度呈逐漸上升的趨勢;其中,試樣的各殘余強度分別比無鋼纖維試樣(20.01 MPa,φ(SF)=0)高出51.17%(30.25 MPa,φ(SF)=0.5%),66.32%(33.28 MPa,φ(SF)=1.0%)及79.81%(35.98 MPa,φ(SF)=1.5%)。這表明:當升溫至600 ℃后,此時的橡膠顆粒雖然已基本分解,但鋼纖維的摻入仍可改善其動態殘余強度的退化[30],其中體積分數φ(SF)=1.5%的改善效果最為顯著;當溫度升至900 ℃后,基體損傷已尤為嚴重,動態峰值強度的惡化程度與無鋼纖維試樣已處于同一水平。因此,為進一步明確橡膠摻量對高溫后SFRSCC動態沖擊性能的影響,以下主要在體積分數φ(SF)=1.5%的基礎上進行橡膠摻量影響規律的分析。

2.2 破碎形態分析

由圖9(a)橫向對比可以看出,在常溫狀態(89～95 s-1),沖擊荷載作用下,隨著橡膠摻量的增加,試樣的破碎程度有所減緩,說明橡膠顆粒的摻入進一步提高了SFRSCC抗沖擊性能[31]。由圖9(b)～圖9(d)橫向與縱向對比可以看出,當試樣經歷600 ℃高溫作用后,呈現出與常溫下不同的規律,隨橡膠摻量的增加,沖擊荷載下試樣的破碎程度均逐漸加重。當應變率達到152～160 s-1時,三種橡膠摻量下的試樣均已粉碎性破壞。由于橡膠自身具有良好的彈性及變形能力,在常溫沖擊荷載時可吸收部分應力,減少基體內部的應力集中,在一定程度上抑制了裂紋的擴展;同時,橡膠顆粒與漿體的黏結也進一步提高了內部結構的密實度,因此常溫下SFRSCC的抗沖擊性能得以提高[32-33]。但是,當試樣經歷600 ℃高溫作用后,此時水化產物以及橡膠顆粒的分解,使內部結構更為松散,基體內部的孔隙密度也會進一步升高;因此,橡膠摻量越多,高溫后其沖擊荷載作用下的破碎程度也越為嚴重。

圖9 高溫后SFRSCC的破碎形態

此外,在87～91 s-1應變率范圍內,鋼纖維仍與基體保持一定黏結;但當應變率提升至152～160 s-1時,鋼纖維與基體完全剝離,其鋼纖維的橋接作用已基本喪失。說明當溫度升至600 ℃后,雖然基體的劣化與鋼纖維熱損傷效應導致鋼纖維與基體界面的黏結力進一步弱化,抗破碎的能力有所降低,但鋼纖維在中低應變率范圍內仍可起到部分的橋接作用。

2.3 動態峰值強度及峰值應變

橡膠摻量對常溫及600 ℃動態峰值應力-應變的影響,如圖10所示。從圖10中可以看出:隨著橡膠摻量的增加,SFRSCC在常溫以及600 ℃后這兩種狀態下的峰值應變均呈逐漸上升的趨勢;其中,600 ℃后的動態峰值應變明顯大于常溫試樣;SFRSCC的動態峰值強度均隨著橡膠摻量的增加而有所下降;當橡膠摻量在0～10%內,其動態峰值強度下降趨勢較為平緩,當橡膠摻量大于10%時,開始有顯著下降的趨勢。通過量化橡膠摻量對SFRSCC動態峰值強度的影響可知:對于經歷600 ℃后的試樣,當ρr增加至10%時,其動態峰值強度相較于無橡膠基準組(SF1.5-R0-600)下降了4.56%;當ρr增加至20%時,其動態峰值強度下降了42.23%;當ρr增加至30%時,其動態峰值強度下降了52.89%;另一方面,在常溫狀態下,當橡膠摻量從0提升至30%時,其動態峰值強度相較于無橡膠基準組(SF1.5-R0-20)分別降低了5.98%(R10),32.70%(R20)及38.95%(R30)。這表明:無論是在常溫試驗工況下還是在600 ℃橡膠顆粒完全裂解后的條件下,橡膠摻量的提升均會進一步加劇動態抗壓強度的劣化;當橡膠摻量小于10%時,其動態抗壓強度的降幅相對較小;當橡膠摻量大于10%時,其動態抗壓強度的惡化較為顯著。

圖10 橡膠摻量對SFRSCC動態峰值應力-應變的影響

在相近應變率范圍內,將高溫后試樣的動態峰值強度與常溫下動態峰值強度的比值定義為相對動態殘余強度率,以表征高溫后動態峰值強度的衰減程度,以87～95 s-1應變率區間內為例,計算結果如圖11所示。從圖11中可以看出:隨著橡膠摻量的提升,600 ℃后的動態殘余強度率分別為56.78%(R0),57.63%(R10),48.74%(R20)和43.81%(R30);其中,無橡膠摻量(R0)的動態強度殘余率大致與10%橡膠摻量相同,而20%及30%橡膠摻量的動態殘余強度率則有明顯的下降趨勢。主要原因可能是:當橡膠摻量相對較小,在升溫加熱的過程中,基體部分微細裂縫與橡膠分解所形成的孔道相互貫通,從而緩解了蒸汽壓力對界面的破壞,因此對SFRSCC動態殘余強度的劣化影響相對較小;若進一步增加橡膠摻量,則會導致基體內部孔洞數量急劇升高,所產生的負面效果也會進一步加劇,因此動態殘余強度率的下降趨勢較為顯著。

圖11 相對動態殘余強度率

2.4 沖擊韌性指數

分析采用ASTM C1018能量比值法[34]作為評價高溫后SFRSCC的韌性指標,以0.85倍的峰值應力點作為起裂點,并將I5,I10和I30分別為起裂點3倍應變、5.5倍應變、15.5倍應變對應的動態應力-應變曲線面積與起裂點的對應的面積比值,韌性評價曲線圖如圖12所示。由于本次試驗數據僅可求得I5,因而將通過韌性指數I5來表征600 ℃-SFRSCC的沖擊韌性。計算公式為

圖12 SFRSCC韌性評價指標

(4)

由圖13可以看出,在常溫狀態時,SFRSCC的韌性指數I5隨著橡膠摻量的增加而得到提升;當橡膠摻量提升至10%～30%時,其韌性指數分別上升了13.83%,34.18%和27.82%。郭永昌等和聞洋等[35]試驗均得出,常溫下10%～20%的橡膠摻量并不利于動態抗壓強度增長,但應力-應變所圍成的曲線面積顯著增大,因而韌性得到了有效提高。而在600 ℃后的韌性變化規律與常溫完全相反。可以看出,在三種相近應變率范圍內,隨著橡膠摻量的增加,SFRSCC的韌性指數I5呈現出逐漸下降的趨勢,當橡膠摻量在20%和30%時,其韌性指數下降幅度更為顯著。其中,當橡膠摻量為10%時,韌性指數I5相較于基準組(R0)的平均降幅為8.21%;隨著橡膠摻量的提升,韌性指數I5的平均降幅達到了28.12%(R20)和41.36%(R30)這是可能是由于600 ℃高溫作用后的基體損傷較為嚴重,橡膠顆粒也已基本分解,因此橡膠摻量的增加已無法起到增韌的效果。

圖13 橡膠摻量對SFRSCC韌性的影響

通過上述常溫及高溫后的分析可以看出,雖然在常溫狀態下,橡膠的摻入使SFRSCC的沖擊韌性有所提高,但橡膠的增加也會成為高溫后SFRSCC沖擊韌性下降的重要因素。因此,若要有效減緩高溫后SFRSCC動態抗壓強度及抗沖擊韌性的衰減,其橡膠摻量應控制在10%以內。

2.5 高溫后機理分析

高溫后鋼纖維-橡膠與水泥漿體的黏結情況,如圖14所示。從圖14(a)可以看出,經歷300 ℃冷卻后的水泥基體結構較為密實,在基體界面處的橡膠顆粒并未完全分解,其部分橡膠顆粒仍與基體保持黏結狀態,已分解的部分黑色分解產物附著于基體表面并產生了明顯孔隙,說明300 ℃基體內橡膠并未完全分解,基體內部分橡膠顆粒的存在仍可緩解動態殘余強度的退化,該結果與張海波等[36]的分析較為一致。依據文獻[37]的研究成果可知,常溫下鋼纖維的摻入可減少界面過渡區裂縫并能有效分散基體內收縮拉應力,使過渡區更為密實,進而提高其宏觀力學性能。但在600 ℃作用后,基體內部的C-S-H凝膠、Ca(OH)2及CaCO3等水化產物分解致使結構松散,并且此時橡膠顆粒已基本分解,其黑色分解產物附著于孔道表面(見圖14(b))。此外,由于高溫后鋼纖維的熱損傷效應以及基體的劣化,使基體自身的裂縫以及纖維與基體黏結部位的微裂縫進一步加劇(見圖14(c))。以上分析進一步證實,橡膠顆粒完全分解后的動態宏觀力學性能受水化產物的分解、鋼纖維-界面黏結力及橡膠顆粒分解等多因素影響,若進一步增加橡膠摻量則必然導致高溫后基體內部孔隙密度的上升,因而加劇了高溫后SFRSCC動態力學性能的劣化。

2.6 動態增長因子預測公式

動態增長因子μDIF為動態抗壓強度與靜態抗壓強度的比值,用以描述不同應變率下其動態抗壓強度的增減程度,SFRSCC的應變率效應也可通過μDIF加以分析。不同橡膠摻量下600 ℃-SF1.5動態增長與應變率對數的關系,如圖15所示。從圖15中可以看出,在橡膠摻量相同的情況下,μDIF均隨著應變率的提高而提高,大致呈線性的方式增長。在準靜態的荷載作用下,基體內初始裂縫有充足的時間進行擴展,直至試樣破壞。在高應變率下的沖擊荷載下,動態抗壓強度的增長與裂紋傳播效應以及縱向的慣性效應密切相關[38];沖擊速率越高,基體內裂紋擴展所需的能量也越多,但此時因裂紋擴展所需的時間極短,沖擊的能量只能被多裂紋同時吸收,因而表現明顯的應變率強化效應[39-40]。

圖15 動態增長因子與應變率對數的關系

在常溫狀態下,橡膠摻量的提高也使DIF-σ得到了一定提升(89～95 s-1),其μDIF分別為1.21(R0),1.68(R10),1.73(R20)和1.75(R30)。分析得知,常溫下μ_DIF的提升,其部分是由于上述的裂紋傳播效應所致;此外,基體內均勻分布的橡膠顆粒越多,越能有效緩解裂縫尖端所產生應力的集中現象,同時也能夠有效約束試樣的側向變形,從而抑制了徑向裂紋的擴展,因此μDIF有所提升。但相反的是,從圖15中縱向分析可知,在三種相近應變率范圍內,高溫后μDIF隨著橡膠摻量的提升而大致呈現出逐漸下降的趨勢,這是由于高溫后大摻量的橡膠顆粒會顯著加劇動態峰值強度的惡化,因而μDIF呈逐漸下降的趨勢。

利用動態增長因子CEB-FIP經驗公式[41](式(5))與試驗所得出的μDIF進行了對比。從圖15中可以看出,隨著應變率的升高,10%及20%橡膠摻量下的μDIF與經驗公式值的趨勢基本一致,而CEB-FIP經驗公式所計算的μDIF則明顯高估了30%摻量的SFRSCC,表明現有經驗公式仍無法客觀描述高溫后SFRSCC動態增長因子與應變率之間的關系。考慮到溫度、鋼纖維變量以及橡膠摻量對SFRSCC動態增長因子的影響,依據試驗所得數據對式(5)進行部分修正,分別得到高溫后橡膠摻量影響系數(式(6))以及鋼纖維影響系數(式(7)),最終利用式(8)可得出高溫后SFRSCC動態增長因子修正值。

動態增長因子μDIF修正值與試驗值的結果對比,如表6所示。同時基于式(6)～式(8)對其他學者的部分數據進行整理分析,其對比結果如表7所示。分析得出,當橡膠摻量為0～30%時,試驗值與計算值μDIF-1/μDIF-2均值為0.957,方差為0.006;通過對比部分學者數據,μDIF-1/μDIF-2平均值為0.956,方差為0.006,表明修正公式擬合較為良好,可進一步為SFRSCC動態增長因子與應變率的關系提供一定參考。

表6 動態增長因子試驗值與修正值對比

表7 CEB-FIP修正公式計算結果對比

(5)

δ(s)=1+0.102 4ρs

(6)

δ(r,T)=(1+1.787 1ρr-9.905 3ρr2)[1- 0.000 2(T-20)+10-7(T-20)2]

(7)

(8)

3 結 論

(1)隨著橡膠摻量的增加,600 ℃高溫冷卻后的SFRSCC動態抗壓強度呈降低的趨勢;當橡膠摻量為10%,20%和30%時,其動態抗壓強度分別下降了4.56%、42.23%和52.89%。

(2)隨著橡膠摻量的提高,常溫下SFRSCC抵抗破碎的能力及沖擊韌性均得到了有效提高;與之相反,經600 ℃高溫冷卻后的SFRSCC其抵抗破碎的能力及沖擊韌性均逐漸降低。其中,當橡膠摻量為10%,20%和30%時,其動態韌性指數I5分別下降了8.21%,28.12%和41.36%。

(3)為有效減緩高溫后SFRSCC動態抗壓強度、沖擊韌性以及抵抗破碎能力的劣化,建議橡膠摻量應控制在10%以內。

(4)600 ℃后SFRSCC的動態增長因子μDIF均隨著應變率的提高而提高,表現出一定的應變率強化效應。當橡膠摻量超過10%時,其μDIF會隨著橡膠摻量的提升而進一步降低;其中,當橡膠摻量增加至20%和30%時,μDIF分別降低了5%～10%和32%～42%。

(5)提出了高溫后SFRSCC的μDIF預測公式,可為進一步分析探討高溫后SFRSCC動力特性提供一定參考。