鋼管微膨脹混凝土的水化熱與限制膨脹性能分析

陳夢成，袁 方，許開成

(華東交通大學 土木建筑學院，南昌 330013)

在普通鋼管混凝土中，由于混凝土的收縮和徐變，使鋼管的約束作用難以發揮，不能充分顯示組合結構的優點。在鋼管核心混凝土中摻加適量膨脹劑，不僅可以補償混凝土的收縮，而且能產生一定的自應力(因混凝土膨脹而在混凝土中產生的預壓應力和在鋼管中產生的預拉應力)，使核心混凝土在鋼管的約束作用下一開始就處于三向受壓狀態，顯著提高了其力學性能，同時也解決了自應力混凝土限制不足的缺點。國內外已有研究者對鋼管自應力混凝土的性能進行了研究。盧哲安等[1]對鋼管高強低熱微膨脹混凝土進行了試驗研究;姚武和鐘文慧[2]利用摻加鋼纖維和膨脹劑來控制核心混凝土的早期膨脹和后期收縮，取得了良好的效果;黃承逵等[3]對鋼管自密實自應力混凝土短柱軸壓力學性能進行了試驗研究;常旭等[4]對圓鋼管自應力混凝土自應力的大小進行了計算，并對其進行了推出試驗。

本文擬以膨脹劑摻量為主要參數，研究鋼管微膨脹混凝土中核心混凝土的水化熱和限制膨脹特性，這些也是目前有關工程界所關注的熱點問題。

1 試件設計

1.1 試件制作

本次試驗制作了5根方鋼管混凝土試件，其中一根灌入的是普通混凝土，其余4根灌入的是微膨脹混凝土，膨脹劑摻量分別為膠凝材料的8%、12%、15%和20%，分別用 P-0，P-8，P-12，P-15和 P-20來表示。鋼管邊長為180 mm，管長為600 mm，由厚度為4 mm的4塊鋼板拼焊而成，對應每個試件加工兩個厚5 mm的鋼板作為蓋板，先在空鋼管一端將蓋板焊上，另一端要等混凝土澆灌后體積穩定(1d)再焊接。鋼材的屈服強度、抗拉強度、彈性模量及泊松比分別為312 MPa、386 MPa、1.81 ×105MPa 及 0.26。

微膨脹混凝土采用的材料是:42.5普通硅酸鹽水泥;花崗石碎石，最大粒徑為30 mm;中砂，細度模數為2.6;減水劑為PCA-Ⅳ高效減水劑，摻量為膠凝材料總量的0.3%;采用UEA膨脹劑，等量取代水泥，混凝土配合比見表1。

混凝土采用攪拌機攪拌，試件澆筑完成后置于實驗室中自然養護，同時制作150 mm×150 mm×150 mm混凝土立方體試塊5組，每組3個，均與試件同條件下養護，測試方法依據國家標準《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T50081—2002)進行，測試結果見表1。

1.2 試驗方法

在鋼管兩相鄰外表面布置規格為3 mm×5 mm的應變片，位置如圖1所示，用DH3816靜態應變數據采集箱對鋼管的應變進行采集。在混凝土內部預埋JMZX-215應變計，在各試件的中心位置布置一個橫向應變計，同時可以測量構件中心位置的溫度，用一臺JMZX-3001型綜合智能讀數測試儀對混凝土的應變和溫度進行觀測，前7 d每天采集3～4次數據，以后每天采集一次，持續觀測33 d。試件情況見圖2。

表1 混凝土配合比及試驗結果

圖1 應變片布置

圖2 試驗試件

2 結果與分析

2.1 水泥水化階段溫度實測結果與分析

鋼管混凝土試件水泥水化階段溫度實測結果如圖3所示。由圖3可知，混凝土澆灌初期，水化熱較高，最高溫度出現在澆筑后1 d左右，各試件截面中心與室內大氣最大溫差為6.5℃左右，隨著熱量的散失，2 d后水化熱放熱基本完成，核心混凝土溫度接近室內大氣溫度。隨著膨脹劑摻量的增加，核心混凝土水化階段的水化熱峰值不斷降低，這是因為膨脹劑摻量的增大使得水泥含量減小，從而在一定程度上影響了水泥的水化作用。和以往對普通混凝土水泥水化階段構件溫度場的研究結果相比[5-6]，鋼管微膨脹混凝土核心混凝土溫度變化的規律與其相似，即混凝土內部溫度均是先上升然后下降，最后接近室內溫度。

2.2 限制膨脹變形實測結果與分析

2.2.1 實測結果分析

圖3 試件內部溫度實測曲線

圖4給出了混凝土的橫向變形與時間的關系曲線，可以看出，鋼管微膨脹混凝土中核心混凝土的橫向限制膨脹變形可以歸納為膨脹期、收縮期和穩定期三個階段。第一階段膨脹變形增長迅速，維持在10 d左右，說明膨脹混凝土在早期產生了較大的膨脹，膨脹效能表現的比較顯著，混凝土膨脹遠大于收縮;第二階段為收縮期，在此階段大部分膨脹組分已經水化完畢，核心混凝土的膨脹效能在與收縮效能(化學收縮和自收縮)的對抗中處于劣勢地位;第三階段為穩定期，這一階段中收縮效能降低，剩余的膨脹組分繼續水化產生的少量膨脹抵消了混凝土的收縮，核心混凝土的收縮變形速率趨于水平。另外，對于普通鋼管混凝土構件，早期經歷了一個膨脹的過程，而后才處于收縮狀態，主要原因在于:①早期的水化溫升導致的體積膨脹，內部溫度測試結果表明，澆筑后的前12 h內出現了急劇的溫度升高，且在24 h出現溫度峰值;②縱向的沉縮導致的橫向長度增加，由于變形是從初凝起測，而沉縮是發生在混凝土終凝前，因此，在水化引起的體積減縮過程中，縱向的沉縮也許將使橫向表現出長度的增加。

圖4 混凝土橫向應變—時間曲線

圖5所示為鋼管外壁1/2管長處的橫向應變—時間曲線，可以看出，鋼管微膨脹混凝土的橫向應變與普通鋼管混凝土有很大的差異。鋼管微膨脹混凝土中，由于混凝土的膨脹擠壓作用，鋼管外壁橫向應變在整個階段都是拉應變，并且前8 d增長迅速，15 d后基本保持不變，而普通鋼管混凝土的橫向應變在4 d后便為負值，這說明膨脹混凝土不僅能夠補償收縮，而且能使核心混凝土在鋼管的限制作用下產生一定的預壓應力。由圖5還可以看出，P-12試件中鋼管橫向應變最大，P-20反而最小，說明膨脹劑摻量與核心混凝土的自應力并不是成正比關系。膨脹劑摻量越多，水灰比便越大，一方面水化反應更充分，產生了更大的膨脹能和孔隙率，但另一方面由于自應力的存在，更多的膨脹能消耗于填充孔隙中，同時增加水灰比也降低了其強度，導致徐變和彈性應變增加，故而降低了限制膨脹率，所以膨脹劑的摻量對鋼管微膨脹混凝土的限制膨脹性能影響顯著，膨脹劑等量取代12%的水泥效果最佳。

圖5 鋼管橫向應變—時間曲線

圖6給出了P-12構件各測點的鋼管橫向和縱向應變，可見鋼管縱向應變比橫向應變小，10 d的縱向應變約為橫向應變的60%，這可能是因為混凝土自重對核心混凝土的縱向膨脹具有一定的影響，因此其橫向應變和縱向應變體現出一定的差異性。由圖6可知，鋼管壁端部的縱向應變小于中部的縱向應變，但差別不大，這是由于鋼管端部蓋板的約束作用引起的。另外，由于距鋼管中心位置的距離更遠，鋼管角部的橫向應變略小于中部的橫向應變。

圖6 P-12試件鋼管應變—時間曲線

2.2.2 應力分析

自應力混凝土膨脹后，鋼管在橫向和縱向受到拉力，內部混凝土則處于三向受壓應力狀態，鋼管的受力如圖7(a)和圖7(b)所示，混凝土的受力如圖7(c)所示。由于鋼管壁很薄，可以假設垂直于鋼板厚度方向的橫向應力沿管壁均勻分布，而平行于鋼板厚度方向的橫向應力很小。根據實測的鋼管橫向和縱向應變，可由式(1)和式(2)計算鋼管應力:

圖7 鋼管和混凝土受力圖

式中，σh、σz分別為垂直于鋼板厚度方向的橫向應力和鋼管縱向應力;εh、εz分別為實測的鋼管橫向和縱向應變;Es、μs分別為鋼材的彈性模量和泊松比。

根據圖7(a)所示，核心混凝土平均橫向壓應力q為

式中，a為鋼管邊長;t為鋼管壁厚。

根據縱向平衡條件σzAs=σcAc(其中As為鋼管的截面面積，Ac為混凝土的截面面積，σc為混凝土的縱向壓應力)，可得 σc為

表2給出了各鋼管的環向和縱向應變以及由式(1)～式(4)求出的鋼管混凝土中核心混凝土的橫向和縱向自應力。從表2可以看出，隨著膨脹劑的摻入，核心混凝土產生了1 MPa左右的橫向自應力，這將使結構的密實性顯著提高，從而改變組合結構的力學性能。

表2 自應力計算結果

3 結論

1)鋼管微膨脹混凝土水化階段的水化熱都是先持續上升達到峰值，接著急劇下降直至趨于室內大氣溫度，與素混凝土構件水化階段的水化熱具有類似的變化規律。

2)鋼管微膨脹混凝土中核心混凝土的膨脹變形前10 d發展較快，而后出現小幅度的收縮變形，15 d后趨于水平。

3)膨脹劑摻量對鋼管微膨脹混凝土的限制膨脹性能影響顯著，膨脹劑摻量為12%的試件比其他摻量的試件核心混凝土的橫向應變大。

4)鋼管微膨脹混凝土中核心混凝土在鋼管的限制作用下能產生1 MPa左右的橫向自應力。

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[2]姚武，鐘文慧.自密實自動應力鋼管混凝土計算分析[J].建筑材料學報，2003，6(4):369-373.

[3]黃承逵，徐磊，劉毅.鋼管自密實自應力混凝土短柱軸壓力學性能試驗研究[J].大連理工大學學報，2006，46(5):696-701.

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