頁巖陶粒輕骨料混凝土高溫后蠕變特性

劉雨姍，龐建勇，姚韋靖，2

（1.安徽理工大學土木建筑學院，安徽 淮南 232001；2.安徽理工大學 土木工程博士后流動站，安徽 淮南 232001）

輕骨料混凝土因較普通骨料混凝土具有輕質高強、耐火抗凍和保溫隔熱等優點，被廣泛應用于大跨度、高層和超高層建筑結構中［1?2］.在工程實際中，火災常引起混凝土結構的高溫損傷破壞［3］.蔣玉川等［4］進行了高溫后不同配合比的頁巖陶粒輕骨料混凝土抗壓強度試驗，得到抗壓強度與溫度水平的關系.郭榮鑫等［5］探討了高溫后輕骨料混凝土強度的損傷劣化，分析了高溫損傷機理.Yao等［6］通過對比普通骨料混凝土和輕骨料混凝土從常溫升溫至1 000℃后表觀現象變化、質量和抗壓強度損失，結合微觀結構分析了其高溫劣化過程，證實了輕骨料混凝土在高溫下具有較高的殘余抗壓強度.

以往的研究主要集中于輕骨料混凝土高溫后強度特性方面，較少涉及變形特性.在荷載長期作用下，混凝土結構會出現與時間相關的變形，即蠕變［7?9］.而 高 溫 火 災 狀 態 下 混 凝 土 結 構3 h內 的 短 期蠕變可達其常溫下1 a蠕變的32倍［10］，因此混凝土高溫下蠕變行為在結構的防火設計中極為重要.Guo等［11］研究發現普通混凝土蠕變特性主要受骨料類型、荷載水平及其持續時間的影響，當溫度高于500℃時，蠕變顯著增加.頁巖陶粒的加入使輕骨料混凝土中陶粒與水泥石的界面與普通混凝土有所不同，高溫后其界面結構亦存在差異.因此，開展輕骨料混凝土高溫后蠕變特性的研究對于輕骨料混凝土結構的火災反應分析及災后損傷評估與修復有重要的意義.

本文以頁巖陶粒輕骨料混凝土（SCLAC）為研究對象，進行了室溫至800℃后SCLAC單軸壓縮試驗、分級壓縮蠕變試驗和掃描電鏡（SEM）試驗，分析不同溫度作用后試樣的質量損失、抗壓強度損失、蠕變特性及微觀損傷機理，為工程實際提供試驗依據.

1 試驗

1.1 試驗材料與配合比

淮南八公山牌P·C 42.5級普通硅酸鹽水泥，其3、28 d抗壓強度分別為29.99、49.75 MPa；淮南平圩電廠生產的Ⅰ級粉煤灰，其化學組成（質量分數）見表1；粗骨料選用粒徑5~10 mm連續級配石灰質碎石；細骨料選用細度模數2.8的中砂；輕骨料選用頁巖陶粒，粒徑5~10 mm，其基本性能見表2；外加劑為陜西秦奮建材有限公司生產的HPWR型高性能減水劑.

表1 粉煤灰的化學組成Table 1 Chemical composition of fly ash

表2 頁巖陶粒的基本性能Table 2 Basic performance of shale ceramsite

依據JGJ51—2002《輕骨料混凝土技術規程》進行SCLAC配合比設計，見表3.為避免輕骨料在拌和過程中過度吸水，影響混凝土的和易性，在試驗前對頁巖陶粒進行了2 h的吸水處理［12］.

表3 SCLAC配合比Table 3 Mix proportions of SCLAC

1.2 試驗方法

采用?50×100 mm圓柱體試件，成型24 h后拆模，置于標準養護環境下（溫度（20±2）℃，相對濕度RH≥95%）養護56 d.高溫處理前，將所有試件放入（105±5）℃烘箱內烘干24 h，以排除含水率對試驗的影響，同時避免含濕量過大導致升溫過程中發生爆裂.采用箱式電阻爐加熱試件，設計目標溫度200、400、600、800℃，加熱速率5℃/min，升至目標溫度后恒溫3 h以保證爐溫和試件內部溫度一致，之后關閉電源，待爐內冷卻至100℃左右，打開爐蓋繼續冷卻至室溫.將處理后的試件密封保存在聚乙烯袋中，直到試驗當天.

采用CLY15016型電子蠕變松弛試驗機對不同高溫處理后的SCLAC試件進行單軸壓縮和分級壓縮蠕變試驗，測試溫度為25℃.單軸壓縮試驗以0.5 kN/s的速率加載獲得抗壓強度fc.分級壓縮蠕變試驗采用等量分級遞增的加載方式，加載速率0.5 MPa/s，設 計 第1級 應 力σ1為 抗 壓 強 度 的40%，記為應力水平λ=0.4，此后逐級遞增，應力水平分別為0.5、0.6、0.7、0.8、0.9，每級載荷保持12 h.試驗過程中計算機自動采集應力及應變數據，加載期間采樣間隔為5 s，穩壓期間采樣間隔為10 min.加載系統根據數據反饋自動進行應力調整，從而保證蠕變過程中施加的荷載始終恒定.試驗結束后從單軸壓縮試驗壓碎的試塊中進行取樣，使用日立產S?3400N型掃描電子顯微鏡進行SEM分析.

2 結果與分析

2.1 質量、抗壓強度損失

圖1為高溫后SCLAC質量及抗壓強度損失情況.從圖1可以看出：200℃后試件質量損失率在2.00%以內，抗壓強度則略有提高，達到最大值33.92 MPa，較常溫時的30.28 MPa提高了12.03%，原因在于SCLAC內部經歷“高溫養護”，水泥水化反應和火山灰反應相互促進，發生了二次水化作用［12?13］；溫度高于200℃后，試件質量及抗壓強度不斷降低，且下降速率隨溫度升高而加快；800℃后試件質量損失率為9.54%，抗壓強度損失率為63.88%.

圖1 高溫后SCLAC質量及抗壓強度損失情況Fig.1 Loss of mass and compressive strength of SCLAC exposed to high temperature

對SCLAC抗壓強度進行變異性分析，計算其平均值μ、標準差δ和變異系數cv：

式 中：fc，i為 各 試 件 抗 壓 強 度 試 驗 值；n為 試 驗 值 個數，n=3.

SCLAC高溫后抗壓強度的平均值μ、標準差δ及變異系數cv見表4.由表4可以看出，隨著溫度的升高，SCLAC抗壓強度變異系數呈遞增趨勢，原因為高溫作用引發SCLAC內部損傷，裂縫孔隙發育不穩定，非均勻性增加，從而導致其力學性能的離散性增大.

表4 SCLAC高溫后抗壓強度平均值、標準差及變異系數Table 4μ、δand cv of compressive strength for SCLAC exposed to high temperature

2.2 蠕變特性

2.2.1 蠕變曲線

圖2為高溫后SCLAC分級壓縮蠕變曲線.由圖2可以看出，不同溫度作用后SCLAC蠕變曲線均呈階梯狀上升，在施加應力的瞬間產生瞬時應變，應變曲線發生突變，隨后在其應力保持不變的情況下曲線趨于平緩，產生蠕變；在低應力水平下以瞬時應變為主；隨軸壓不斷增加，蠕變逐漸增加，蠕變曲線斜率增大，表現為減速蠕變和等速蠕變；在最后一級加載作用下軸向應變陡然增大并伴隨蠕變破壞，表現為減速蠕變、等速蠕變和加速蠕變這3個階段［14］.

圖2 高溫后SCLAC分級壓縮蠕變曲線Fig.2 Multistage compression creep curves of SCLAC exposed to high temperature

由圖2可見，當λ=0.4時，與20℃下蠕變0.19×10-3相 比，600℃后 蠕 變 為0.28×10-3，增 幅 為47.37%；隨著應力水平的增加，當λ=0.7時，與20℃下蠕變0.29×10-3相比，600℃后蠕變為0.53×10-3，增幅達82.76%.由此可見，高應力水平下溫度效應對SCLAC蠕變的影響更為顯著.

高溫后SCLAC應力水平與瞬時應變的關系如圖3所示.由圖3可見：隨溫度升高，SCLAC在各級應力水平下所產生的瞬時應變呈線性增大；在第1級應力水平（λ=0.4）下，與室溫20℃下SCLAC試樣的初始瞬時應變2.62×10-3相比，200、400、600、800℃后的初始瞬時應變分別增加了8.02%、26.34%、56.11%、91.60%.這反映了受熱溫度越高，高溫對SCLAC前期損傷越嚴重，瞬時應變增大.

圖3 高溫后SCLAC應力水平與瞬時應變關系Fig.3 Relationship between stress level and transient strain of SCLAC exposed to high temperature

2.2.2 蠕變速率

圖4為20、800℃后SCLAC在不同應力水平下的蠕變速率.由圖4可以看出：對于室溫狀態下的等速蠕變曲線，當λ<0.5時，等速蠕變階段速率趨于0；而當0.6<λ<0.9時，等速蠕變速率趨于1個非零值；最后一級應力水平下，加載完成后經歷較短的等速蠕變階段，蠕變速率開始急劇增加，隨之試件發生破壞.且隨著溫度的升高，試件等速蠕變速率的波動范圍增加：20℃時試件在各分級應力水平下的等速蠕變 速 率 變 化 范 圍 為0.22×10-5~0.51×10-5h-1；800℃時等速蠕變速率變化范圍為0.63×10-5~1.79×10-5h-1.原因在于高溫引發SCLAC內部損傷，較高的應力水平加速了裂紋的發展和內部弱化區的擴展，在長期應力作用下呈現出明顯的不均勻性特征.

圖4 20、800℃后SCLAC在不同應力水平下的蠕變速率Fig.4 Creep stain rate of SCLAC under different stress levels exposed to 20，800℃

2.2.3 加速蠕變階段

在最后一級應力水平下，不同受熱溫度的試件發生蠕變破壞規律基本一致，試件由減速蠕變階段經等速蠕變階段發展到加速蠕變階段.由試件蠕變曲線可以得出試件發生破壞時的應力水平及蠕變歷時，具體結果見表5.由表5可知：室溫下試件在λ=0.9時發生蠕變破壞，而800℃后破壞時的應力水平僅為λ=0.7；在相同應力水平下，隨溫度升高，蠕變全程歷時變短，減速蠕變階段和加速蠕變階段歷時占全程歷時的比例逐漸升高，800℃后分別達到32.49%、14.04%.

表5 SCLAC破壞時的應力水平及蠕變歷時Table 5 Failure stress level and creep durations for SCLAC

2.2.4 蠕變破壞臨界應力水平

為進一步探究高溫作用對SCLAC蠕變特性的影響，定義不同溫度作用后SCLAC的蠕變εc與總應變εt的比值為φ，即

圖5給出了高溫后試件φ值隨應力水平的變化趨勢.由圖5可以看出：每條曲線均有1個臨界點（對應的應力水平為蠕變破壞臨界應力水平）將曲線分為遞減和遞增2個部分；在臨界點前，隨應力水平遞增，蠕變增幅較小，而瞬時應變增幅很大，導致φ值呈下降趨勢；在臨界點之后，蠕變增量顯著，φ值隨應力水平呈冪函數增加.在高溫后試件φ值隨應力水平增加的演化規律表現得更加清晰，對于800℃后試件，雖只有4個數據點，但φ值先減小后增加，與其他試件變化趨勢一致.

圖5 高溫后試件φ值隨應力水平的變化趨勢Fig.5 Variation ofφvalue of specimens with stress level

20、200℃后試件的蠕變破壞臨界應力水平為λ=0.7，隨溫度升高曲線臨界點逐漸前移，800℃后蠕變破壞臨界應力水平為λ=0.5，這反映了SCLAC高溫后更容易失穩.Yu等［15］研究發現在應力水平低于峰值強度的50%時，紅砂巖試件的蠕變可忽略不計，但若應力水平超過該臨界點，長期應力作用將會導致試樣破壞.然而，大多數關于高溫火災對輕骨料混凝土性能影響的研究都針對高溫后其峰值強度的變化，未考慮其在溫度應力及荷載作用下的變形，導致混凝土結構工程設計存在不安全性.因此，可以通過本文方法，采用分級壓縮蠕變試驗來確定蠕變破壞臨界應力水平.圖5的結果表明，高溫后的SCLAC長期應力低于峰值強度的50%時是安全的.

2.2.5 Burgers蠕變模型

除最后一級應力水平外，其余各級蠕變曲線均由減速蠕變階段-等速蠕變階段組成.因此選用Burgers蠕變模型來描述試件的蠕變特性.Burgers蠕變模型由Kelvin模型和Maxwell模型串聯組成，如圖6所示.

圖6 Burgers蠕變模型Fig.6 Creep model of Burgers

Burgers蠕變模型方程為：

式中：ε（t）為t時刻的應變；σ為軸向應力；EM為彈性模量；EK為黏彈性模量；ηM為黏彈性系數；ηK為黏性系數.該模型的第1項表示瞬時應變或與時間無關的彈性應變，第2項表示與時間相關的蠕變，第3項表示蠕變速率遞減的減速蠕變［16］.

利用Origin軟件，以不同溫度后的試件在第1級應力水平下的試驗數據分別對EM、ηM、EK、ηK進行流變參數反演，繪制蠕變試驗數據與Burgers蠕變模型曲線，見圖7，對應的Burgers蠕變模型參數見表6.由表6可見，各擬合相關系數R2均大于0.98，表明Burgers蠕變模型能較好地反映高溫后SCLAC的減速蠕變和等速蠕變特征.

表6 Burgers蠕變模型參數Table 6 Simulated parameters of Burgers creep model（λ=0.4）

圖7 不同溫度后SCLAC在第1級應力水平下蠕變試驗數據和Burgers蠕變模型曲線Fig.7 Creep strain curves of SCLAC after exposure to different temperatures for experimental data and Burgers creep model under the first stress level（λ=0.4）

2.3 輕骨料混凝土高溫后微觀結構特征

圖8為高溫后水泥基體的SEM圖.由圖8可見：室溫下水泥基體結構完整連續，原因在于經過56 d養護，水泥基體內部水化反應基本完成，生成了較多的水化硅酸鈣（C?S?H）凝膠和鈣礬石［17］；200℃后內部自由水和毛細水汽化并逸出，致使水泥基體表面留有細小孔洞，試件相當于經歷了“高溫養護”［18］，因此其抗壓強度略有提高；400℃后除自由水和毛細水基本蒸發外，C?S?H凝膠中吸附水散失，水泥水化產物間黏結減弱，有細小裂縫出現；隨著水分的大量流失，孔隙開始變得明顯，800℃后C?S?H凝膠完全脫水分解，孔洞擴大發育成連通孔，孔結構嚴重粗化［19?20］.

圖8 高溫后水泥基體的SEM圖Fig.8 SEM micrographs of cement matrix exposed to high temperature

輕骨料混凝土以其特有的界面過渡區顯著區別于普通混凝土，圖9為高溫后頁巖陶粒與水泥基體界面過渡區SEM圖.由圖9（a）可知：頁巖陶粒表面粗糙且開孔較多，室溫下其與水泥基體黏結緊密；界面過渡區的孔中發現的C?S?H凝膠說明水泥水化產物可填充到骨料表面孔洞中，提高頁巖陶粒外殼密實度［21］.與室溫下相比，200℃后試件的界面過渡區微觀結構并無明顯變化，頁巖陶粒與水泥基體嚙合完好.

從圖9（c）~（e）可以看出：頁巖陶粒與水泥基體界面過渡區的裂紋隨溫度升高逐漸形成；400℃后界面過渡區出現碎狀顆粒及細小裂縫，宏觀表現為抗壓強度減??；600℃后界面過渡區出現明顯孔洞互穿現象；800℃后水泥基體分解，與頁巖陶粒的黏結力明顯減弱，界面過渡區裂紋加寬，出現碎石從水泥基體中脫離的現象，見圖9（f）.

圖9 高溫后頁巖陶粒與水泥基體界面過渡區SEM圖Fig.9 SEM micrographs of interfacial transition zone between shale ceramsite and cement matrix exposed to high temperature

頁巖陶粒是一種優良的耐高溫材料，其在20、800℃后的微觀形貌如圖10所示.由圖10可見：800℃后頁巖陶粒表面出現一些孔隙，但其內部結構保持完整.因此，頁巖陶粒輕骨料混凝土高溫后抗壓強度損失的主要原因是水泥基體的弱化和界面黏結力的喪失.相比于石灰質碎石中的CaCO3在750℃左右會受熱分解［13］，頁巖陶粒高溫后相對完整，因此頁巖陶粒輕骨料混凝土較普通混凝土高溫性能更為優異［5］.

圖10 20、800℃后頁巖陶粒的微觀形貌Fig.10 Micro?structures of shale ceramsite exposed to 20，800℃

3 結論

（1）高溫作用顯著降低了頁巖陶粒輕骨料混凝土的質量及抗壓強度，800℃后其質量損失率和抗壓強度損失率分別達到9.54%和63.88%，且抗壓強度變異系數隨溫度升高而增大.

（2）隨溫度升高和應力水平增加，頁巖陶粒輕骨料混凝土蠕變和蠕變速率增大，蠕變歷時和蠕變破壞臨界應力水平減小.溫度高于600℃時蠕變明顯增大，在相同應力水平下，600℃后蠕變較室溫增加了82.76%.

（3）高溫作用改變了頁巖陶粒輕骨料混凝土的內部微觀結構，隨溫度升高，內部水泥凝膠由整體逐漸分散、疏松，頁巖陶粒與水泥基體黏結力不斷減弱、喪失，誘發了裂紋和孔隙的擴展、貫通，導致宏觀強度損失和變形增大.