摘要:混凝土作为盾构隧道中钢筋混凝土管片结构的关键组成部分,与钢筋混凝土结构的稳定性与耐久性密切相关,而不同矿物掺合料制备的混凝土性能存在差异。在800 ℃条件下,以所设计的混凝土钢筋保护层厚度处(50 mm) 温度达到250 ℃的时间确定为耐火极限,研究了不同矿物掺合料制备的盾构管片混凝土在高温作用下的性能。结果表明:混凝土试件在经历高温作用时,其中心处的温度变化速率包括成峰,波动和平稳三个阶段。掺加25 %矿粉试件(J 2) 的耐火极限为19 min ,爆裂面积为7. 06 cm2 ,测试结果优于纯水泥体系试件(J 0) 和掺加20 %粉煤灰试件(J 3) 。J 0 ,J 2 和J 3 达到耐火极限后冷却36 h的物理力学性能损失率相近:抗压强度损失率约为50 %,弹性模量损失率约为40 %。此外,J 0 ,J 2 和J 3的超声波声速值约为2. 5 km/ s。
关键词:混凝土; 高温; 耐火极限; 物理力学性能; 爆裂程度; 超声波
中图分类号: TQ172 文献标志码:A 文章编号:100627329 (2008) 01-0125-04
在盾构隧道中,管片是隧道结构骨架和防水主体,也是最重要和最关键的衬砌结构构件,而目前在盾构隧道衬砌结构中应用最广泛的是钢筋混凝土管片。混凝土作为钢筋混凝土管片结构的关键组成部分,其性能直接与管片的使用性能和寿命相关。当高温作用时,混7 凝土中水泥石脱水、集料晶型转化、分解高蒸汽压等物理化学性质的变化所产生的应力应变作用下,导致了性能的劣化,并最终造成了钢筋混凝土结构的破坏。例如,1996 年11 月,英法海底隧道发生的火灾造成隧道内表面高强混凝土爆裂,就导致隧道大面积的受损区域。因此,研究混凝土在高温作用下的性能具有重要意义。文献[ 1 ]表明:水灰比为0. 3 ,胶凝材料用量为500 kg/ m3 ,受火温度为650 ℃时,纯水泥制备的混凝土试件出现了明显的大裂缝,而掺加25 %粉煤灰的混凝土试件表面仅出现了细小网络状的裂纹,这表明矿物掺合料的掺入可以改善混凝土高温后的性能。目前混凝土高温后性能测试方法,存在主观确定受热制度,性能表征指标单一,忽视混凝土中钢筋高温破坏的问题,所以本文根据混凝土高温破坏的特征,设计了一种混凝土高温性能劣化的测试方法,主要研究了不同矿物掺合料制备盾构隧道管片混凝土在高温作用下的性能劣化,研究结论将有助于从材料体系的角度改善盾构隧道管片混凝土高温性能。
1 试验
1. 1 原材料
洋房牌42. 5 普通硅酸盐水泥, 3 d 抗压强度为27. 3 MPa ,3 d 抗折强度6. 0 MPa ,28 d 抗压强度为52. 7 MPa ,28 d 抗折强度为9. 1 MPa ;中砂,细度模数为2. 5 ,含泥量为1. 0 %;5～25 mm 连续级配碎石,含泥量为1. 5 % ,针片状含量为4. 5 % ,压碎指标为6. 2 ;武汉阳逻Ⅱ级粉煤灰;武钢矿粉,比表面积为450 m2 /kg ;RB 萘系减水剂。
1. 2 试验配合比
试验配合比见表1 。混凝土坍落度为30 ～ 50mm ,试件成型后静置3 h 进行蒸养,温度设定为45℃,静停、升温、恒温、降温时间为3 h —3 h —4 h —2 h ;完成蒸养后,将混凝土试件转移至(20 ±5 ℃) 水槽中养护7 d ,最后将试件取出标养至90 d。
1. 3 试验方法
根据混凝土高温性能劣化的特征[2 - 5 ] ,提出一种新型测试方法: 在目标温度场800 ℃条件下,以100mm ×100 mm ×100 mm 混凝土试件中心(即钢筋保护层厚度为50 mm) 处温度达到250 ℃时间确定为耐火极限。然后以该耐火极限为基准,根据混凝土试件内部温度场的变化、高温后的物理力学性能、混凝土试件的超声波检测、混凝土试件的爆裂情况,测试不同配比混凝土达到耐火极限时,其性能的劣化情况。
800 ℃包括了混凝土在高温作用下几乎所有的物理化学变化,如:自由水与结晶水的脱逸;钙矾石的分解;Ca (OH) 2 与C - S - H 凝胶的分解;SiO2 晶型转变;碳酸盐的大量分解等。耐火极限确定为250 ℃的依据在于:高温作用时,钢筋强度与弹性模量在300 ℃～400 ℃发生明显的衰减[2 ,3 ] ;而且荷兰标准[6 ] 规定在混凝土覆盖层厚度最少为25 mm 的条件下,增强钢筋的表面温度不应超过250 ℃;德国标准[6 ] 规定钢筋的表面温度不应超过300 ℃。
本次测试采用混凝土试件尺寸为100 mm ×100mm ×100 mm 的立方体试件和100 mm ×100 mm ×400 mm 的棱柱体试件, 养护龄期为90 d。其中100mm ×100mm ×100mm 立方体混凝土试件用于测试混凝土试件的耐火极限和内部温度场的变化,需要在成型时预先于混凝土试件中心处埋设测温元件;其他立方体试件分别用于测试室温下和达到耐火极限后混凝土试件的抗压强度,爆裂程度和超声波声参量的变化。所有试件在达到养护龄期进行测试前,都应提前一周置于温度为(20 ±2) ℃,相对湿度为(60 ±5) %恒温恒湿室(以下简称,恒温恒湿室) 中养护,避免混凝土试件受外部环境的影响,导致对混凝土性能评价的偏差。
混凝土试件耐火极限与内部温度场测试:设定目标温度场为800 ℃,达到(800 ±5) ℃后,把事先准备好的混凝土试件置于目标温度场中,从混凝土试件开始接触到目标温度场开始计时,进行耐火极限与内部温度场变化的测定。这种测量采用手动法。手动法从计时零点开始,采用温控仪表人工读取数据,每隔1 min记录温度变化一次,直至试件内部温度接近800 ℃,温度变化较小时止(每5 min 升温速率小于1 ℃) 。
物理力学性能,爆裂程度和超声波检测:在恒温恒湿室中测定提前一周预置于该环境中混凝土试件的质量,采用超声波探测仪测定混凝土试件的波速。达到(800 ±5) ℃后,把准备好的1 组混凝土试件置于该温度场中。在达到耐火极限后,将试件取出后迅速转移至恒温恒湿室中,记录混凝土试件破损程度。置于恒温恒湿室36 h 后,该组混凝土试件的抗压强度、质量损失、弹性模量。
2 结果与讨论
2. 1 耐火极限与内部温度场测试
表2 为100 mm ×100 mm ×100 mm 混凝土试件耐火极限与混凝土试件中心处温度场变化的结果。由表2 可见,就耐火极限而言,掺加25 %矿粉的试件(J 2)与掺加20 %粉煤灰的试件(J 3) 分别比空白样试件(J 0)提高26. 7 %与13. 3 %;混凝土试件在800 ℃作用下,其中心处的平均温度变化速率测试结果表明:J 2 抵抗高温作用的能力优于J 2 与J 3 ,虽然J 0 ,J 2 与J 3 在平均温度变化速率上所体现出来的差别较小(约为1 ℃/min 左右) ,但随着受热时间的增加,不同矿物掺合料制备混凝土试件中心处的温度差别将明显体现出来(见图1) 。此外,J 2 的最大温度变化速率低于J 0 与J 3 ,说明J 2 在高温作用下所产生的温度梯度小,遭受高温作用的损伤程度低。
图1 与图2 分别从混凝土试件中心处温度场和温度场速率的变化,说明了J 0 ,J 2 与J 3 在高温作用下的损伤情况。从图1 可知,当受热时间小于60 min 时,混凝土试件中心处温度上升剧烈; 受热时间大于60min 时,混凝土试件中心处温度波动较小,呈平稳状态。图2 的结果表明:在800 ℃时,混凝土试件中心处的温度变化速率分为三个阶段:第Ⅰ阶段在刚开始受热的10 min 内。此时,混凝土试件遭受的温度梯度约达到800 ℃,混凝土试件中心处温度变化速率短时间达到极大值后,由于受热温度与热传导速率的限制而下降;第Ⅱ阶段混凝土试件中心处温度变化速率呈现出波动起伏的变化趋势,这表明混凝土在高温作用下的损伤过程是一个随着热量传递,混凝土各组成与结构逐渐破坏的过程,该阶段是混凝土经受高温作用,性能产生劣化的主要阶段;第Ⅲ阶段混凝土试件中心处温度变化速率几乎降为0 ℃/ min ,达到热平衡状态。
2. 2 高温后物理力学性能
图3 和图4 为J 0 ,J 2 与J 3 达到耐火极限,静置于
恒温恒湿室中36 h 后的残余抗压强度与弹性模量。
从图3 可见,J 0 ,J 2 与J 3 达到耐火极限后的抗压强度已发生明显的衰减,抗压强度损失率达到50 %左右。其中J 2 与J 3 的强度损失率比J 0 高10 %左右。图4中J 0 ,J 2 与J 3 达到耐火极限后,弹性模量的损失率在40 %左右,不同矿物掺合料制备试件的弹性模量损失率差别较小。
2. 3 爆裂程度
爆裂是指混凝土在高温(火灾) 作用下,达到一定温度时,在没有任何预兆的情况下混凝土表面突然发生崩裂的现象。为了能够较全面地说明混凝土试件的爆裂程度,以混凝土高温前后质量损失率,爆裂试件数、爆裂形式,平均最大爆裂面积与最大爆裂深度进行表征。其中,混凝土试件的爆裂形式分为三类:表面局部剥落;边角和棱部出现剥落;断裂。平均最大爆裂面积定义为一组混凝土试件中各试件最大爆裂面积的平均值,爆裂面积采用DT2000 图像分析软件(V2. 0) 对爆裂试件数码照片进行分析计算[7 ] 。
从表3 可知,J 2 在质量损失率,爆裂试件数、爆裂形式,平均最大爆裂面积与最大爆裂深度的测试结果上均优于J 0 与J 3 ,表现出较好的抵抗高温作用能力。
图5b 中J 2 的爆裂照片与J 0 (见图5a) 和J 3 (见图5c)相比较,具有完整的外观,爆裂损伤区域小,说明在制备混凝土时,适量的矿粉掺入到混凝土中有利于改善混凝土的抗爆裂高温性能。
2. 4 超声波声参量测试
2. 4. 1 超声脉冲波检测仪
本次测试仪器为数字式超声脉冲波检测仪,其技术要求符合《超声法检测混凝土缺陷技术规程》(CECS 21 :2000) 的相关规定。
2. 4. 2 测试方法
采用对测法将一对发射和接收换能器分别耦合于100 mm ×100 mm ×100 mm 试件成型时的侧面,两个换能器的轴线位于同一直线上,每一个侧面测试5 个点,每组配比混凝土超声脉冲波声参量测试值取一组测试结果的平均值。
2. 4. 3 超声脉冲波测试结果
图6 表明:J 0 ,J 2和J 3 经历高温作用前后的超声波声速发生了明显的衰减,达到耐火极限后取出冷却36 h 的声速值约为2. 5 km/ s ,声速损失率分别达到55. 3 % , 63. 5 %和59. 8 %。文献[8 ] 表明,混凝土遭受破坏的程度与声速呈对应关系,当声速大于4 km/ s 时,混凝土破坏程度不大;当声速小于3 km/ s 时,混凝土遭受破坏程度很高;当声速界于3 km/ s 和4 km/ s 之间时,混凝土破坏程度属中等。从图7 中J 0 ,J 2 和J 3 经历高温作用前后的超声波声速值可以看出,高温前各组配比混凝土的声速值在5. 5 km/ s 左右,高温作用后声速值在2. 5km/ s 左右,这说明混凝土内部结构破坏程度严重。
3 机理分析
经历高温作用后,混凝土的性能与结构发生劣化的主要原因在于混凝土自身物理化学性质产生了负面变化。混凝土升温到100 ℃左右时,水泥砂浆和骨料中的自由水分蒸发,钙矾石分解;300 ℃左右时,混凝土中结晶水开始散失,水化产物开始分解; 500 ℃左右时,结晶水几乎全部丧失,水化产物大量分解,混凝土整体结构已变酥松; 800 ℃左右时,钙质骨料的碳酸盐分解。
4 结论
1) 不同掺合料制备混凝土试件在目标温度场800℃的作用下,其中心处的温度变化速率分为三个阶段:第Ⅰ阶段,混凝土试件中心处温度变化速率短时间达到极大值后,迅速下降;第Ⅱ阶段混凝土试件中心处温度变化速率呈现出波动起伏的变化趋势;第Ⅲ阶段混凝土试件中心处温度变化速率几乎降为0 ℃/ min ,达到热平衡状态。
2) 25 %矿粉的混凝土试件(J 2) 耐火极限为19min ,分别比掺加20 %粉煤灰的混凝土试件(J 3) 和空白样(J 0) 提高了26. 7 %与13. 3 %。
3)J 0 ,J 2 和J 3 达到耐火极限后冷却36 h 的物理力学性能损失率相近, 其中抗压强度损失率约为50 %,而弹性模量损失率约为40 %。
4) 与J 0 和J 3 相比,J 2 的爆裂程度较低。
5)J 0 ,J 2 和J 3 达到耐火极限后取出冷却36 h 的声时值与室温时相比,表明混凝土内部结构破坏程度严重。
参考文献:
[ 1 ] Y. XU , Y. L. WONG, C. S. POON , et , al. Influence ofPFA on cracking of concrete and cement paste af terexposure to high temperatures [J ] . Cement and ConcreteResearch , 2003 , 33 :200922016.
[2 ] 肖建庄,王平,朱伯龙. 我国钢筋混凝土材料抗火性能研究回顾与分析[J ]. 建筑材料学报, 2003 , 6 (2) : 1822187.XIAO J Iian2zhuang , WAN G Ping , ZHU Bo2long. Reviewon fire2resistance behavior of reinforced concrete in China[J ] . Journal of Building Materials (in Chinese) ,2003 , 6(2) : 1822187.
[3 ] 阎慧群, 王清远, 闫宁. 高温下及高温后钢筋混凝土结构性能评述[J ]. 重庆建筑大学学报, 2003 ,25 (3) :1102115.YAN Hui2qun , WANG Qing2yuan , YAN Ning. Behaviorof reinforced concrete st ructure under and af ter hightemperature : A review[J ] . Journal of Chongqing JianzhuUniversity , 2003 , 25 (3) :1102115.
[4 ] 吴波,袁杰,杨成山. 高温后高强混凝土的微观结构分析[J ] . 哈尔滨建筑大学学报,1999 ,32 (3) : 8212.WU Bo , YUAN J ie , YANG Cheng2shan. Analysis of themicrost ructure of HSC af ter high temperature[J ] , Journalof Harbin University of C. E. & Architecture ( inChinese) , 1999 , 32 (3) : 8212.
[5 ] 吕天启,赵国藩,林志伸,岳清瑞. 高温后静置混凝土的微观分析[J ] . 建筑材料学报,2003 , 6 (2) : 1352142.LU Tian2qi , ZHAO Guo2fan , L IN Zhi2shen , et al.Microscopic analysis of long standing concrete af ter hightemperature [ J ] . Journal of Building Materials ( inChinese) ,2003 , 6 (2) : 1352142.
[6 ] 李引擎. 建筑防火性能化设计[M] . 北京:化学工业出版社, 2005.
[7 ] 耿飞,钱春香. 图像分析技术在混凝土塑性收缩裂缝定量测试与评价中的应用研究[J ] . 东南大学学报(自然科学版) ,2003 ,33 (6) :7732776.GEN G Fei , QIAN Chun2xiang. Image analysis techniquefor quantitative testing and evaluation of plastic shrinkagecracks in concrete [ J ] . Journal of Southeast University(Natural Science Edition) , 2003 ,33 (6) :7732776.
[8 ] CHEW MI YL. The assessment of fire damaged concrete[J ] . Building Environ , 1993 ,28 (1) :972102.
