作者：P.C. A?tcin（加拿大謝爾布魯克大學土木工程系）

譯者：徐志惠，劉數(shù)華（武漢大學水利水電學院 武漢 430072）

高性能混凝土耐久性綜述

作者：P.C. A?tcin（加拿大謝爾布魯克大學土木工程系）

譯者：徐志惠，劉數(shù)華（武漢大學水利水電學院 武漢 430072）

普通混凝土的耐久性問題與環(huán)境的嚴酷性和高水膠比的不當使用有關。水膠比為0.30～0.40的高性能混凝土（簡稱HPC）通常比普通混凝土具有更高的耐久性，不僅是因為高性能混凝土的孔隙更少，而且其中的連通毛細管會由于自干燥的加劇而逐漸斷開。在高性能混凝土中，侵蝕性離子的滲入非常困難，而且只是在表層。但在水化初期，如果自干燥沒有得到控制，則將產生極其不利的影響。因此，HPC的養(yǎng)護和普通混凝土大有不同。在北海和加拿大的野外實踐表明：當HPC得到合理的設計和養(yǎng)護時，在很惡劣的環(huán)境中也表現(xiàn)得令人滿意。然而，HPC的耐火性不如普通混凝土，但也不像有些報告中寫得那么差。當它和其它材料相比時，無論哪種類型的水泥，從耐火性角度看仍然是一種安全的材料。

養(yǎng)護；耐久性；耐火性；凍融；高性能混凝土

1 前言

近年來在高性能混凝土（HPC）領域的進步預示著混凝土向高科技材料邁出一大步，材料的性能及耐久性得到大大提高。這些進步甚至已經使它成為一種更生態(tài)環(huán)保的材料。外加劑、骨料和水等成分的潛力得到最大程度的發(fā)掘，并開發(fā)成一種有著更長生命周期的材料。盡管如此，當對比地質時間評價時，混凝土永遠不會是永久的材料。如果研究得更遠，則任何混凝土都會變成石灰石、粘土及砂來結束它們的生命周期。這些物質是鈣、硅、鐵、鋁在地球環(huán)境中最穩(wěn)定的礦物形式。因此，作為工程師或科學家能做的是盡可能地延長這種人造石的生命周期。

上世紀70年代后期，常將高強度混凝土（HSC）看作HPC。由于發(fā)現(xiàn)HPC遠遠不止是強度高，在耐久性和耐磨性等方面也顯示出更高的性能。雖然運用廣泛，但術語“HPC”時常被批評為定義模糊，甚至認為毫無意義。由于對HPC沒有一個最好的定義，所以將之定義為一種獲得充足濕養(yǎng)護的、低水膠比混凝土更合適。

HPC的膠凝材料通常包含水泥和一些礦物材料（如高爐礦渣、粉煤灰、硅粉、偏高嶺土、稻殼灰以及石灰石粉之類的填充物）。三元膠凝體系充分利用了一些礦物質材料的協(xié)同優(yōu)勢，越來越多地用于提高新拌混凝土和硬化混凝土的性能，同時使得HPC更加生態(tài)環(huán)保。

必須強調的是：HPC技術的發(fā)展已不止一次向我們展示了Féret定則[1]中對混凝土抗壓強度的預測，即混凝土的抗壓強度與硬化基體的密實度密切相關。

圖1對比了水灰比為0.65和0.25的水泥漿的微觀結構。在0.25水灰比的水泥漿中，每單位體積中水泥顆粒較多而水較少，因而水泥顆粒比0.65水灰比的水泥漿更加緊密，這種差異產生一種完全不同類型的硬化水泥漿。水灰比為0.65的水泥漿多孔，而且析晶過程使其富含結晶型水化產物；而水灰比為0.25的水泥漿非常密實。圖2和圖3闡釋了高水灰比和低水灰比水泥漿在微觀結構上存在的主要差異。這些微觀結構上的差異將導致水泥漿以及水泥漿與骨料之間的界面過渡區(qū)在力學和耐久性等方面表現(xiàn)得大不相同。

特別是在降低水膠比時，水化水泥漿強度顯著增加，HPC中粗骨料成為混凝土中最薄弱的部分。在這種情況下，混凝土的破壞常發(fā)生在粗骨料上。此時，水灰比定則并不適用。在某些地方，從力學的角度來看，將水膠比減小到一定的水平并不實際。因為HPC的強度不會顯著超過骨料的抗壓強度。當抗壓強度受到粗骨料的限制時，獲得更高強度的唯一方法是使用強度更高的骨料。雖然減小水灰比時抗壓強度沒有增加，但是基體的密實度增加了，因而 HPC的耐久性也得到提高。

2 體積的變化

和其它材料一樣，混凝土的體積隨溫度的變化而改變。根據(jù)養(yǎng)護條件的不同，混凝土表現(xiàn)出不同的體積變化，它通常會收縮，但有時也會膨脹。本文不涉及諸如硫酸鹽侵蝕、硅灰石膏侵蝕以及堿-骨料反應膨脹等化學作用引起的體積變化，主要考慮的體積變化是：塑性收縮、自收縮、溫度變形、干縮[2]。碳化收縮也不考慮，因為它是一個非常緩慢的過程，而且發(fā)生得很晚。

在本文所考慮的情況中，體積變化的起因是相同的。拉伸應力出現(xiàn)在新拌混凝土的彎月面，這種彎月面或在新拌混凝土干燥（塑性收縮）過程中產生，或在硬化混凝土自干燥（自收縮）和干燥（干縮）過程中產生。

自收縮是水泥漿中發(fā)生的化學收縮，即水和水泥顆粒發(fā)生水化作用的一個結果。事實上，水泥水化產物的絕對體積比水泥顆粒和水的總體積更小。Le Chatelier 和Power[3]發(fā)現(xiàn)水化產生了8%的孔隙。在水的遷移過程中形成毛細管孔隙，在水化過程中可以看到毛細管隨之變空（與干縮過程一樣），但沒有多少體積的減少，這種現(xiàn)象稱作自干燥。自干燥產生的原因是水的遷移：從先前存在的粗孔流向細孔。

在水灰比高于0.5的普通混凝土中，濕潤的毛細孔失水只會產生很低的拉應力。因此，水化水泥漿在自干燥過程中幾乎不收縮（40～60×10-6）[4]。在水灰比為0.35或者更小的HPC中，使用了更多的水泥和更少的水，因而初始孔隙網(wǎng)絡基本上由很細的毛細管組成，此時毛細管的干燥能產生拉應力使水泥漿收縮[2]。但是，當有外部供水時，只要和外部水源相連接，毛細管就不會干透[5]，因而此時在0.35水灰比的水泥漿中不會產生拉應力和自收縮。當水灰比低于0.35時，混凝土的微觀結構非常密實，從而使水不能滲透遷移。事實上，當水泥顆粒和外部供水發(fā)生水化作用時，水泥的絕對體積增大，致使一些孔隙和毛細管被填充。在這種情況下，討論恒溫收縮比自身收縮更恰當，因為自身收縮指的是一個封閉的系統(tǒng)。

因此，普通混凝土和HPC的本質區(qū)別是：不管是否水養(yǎng)，普通混凝土實際上并不會發(fā)生自收縮；而HPC在水化過程中如果沒有進行水養(yǎng)，就會產生明顯的自收縮。只要孔隙和毛細管相互連接且獲得外部供水，HPC就不會發(fā)生自收縮。但是，當孔隙和毛細管網(wǎng)絡的完整性被破壞時，自收縮就會在HPC硬化的水泥漿中發(fā)生，如圖4所示。

當混凝土在干燥的環(huán)境中失去部分水時，干縮就會發(fā)生。干縮中有一些質量損失。硬化水泥漿的干燥收縮從混凝土的表面開始，而這一過程的快慢取決于環(huán)境的相對濕度和毛細管的孔徑。普通混凝土的干縮非常迅速就是因為毛細管網(wǎng)絡連接良好，而且有通向混凝土表面的開口毛細孔。HPC干縮很慢是因為毛細孔很細而且會很快地斷開。

干縮和自收縮的另外一個主要不同點是干縮是由外向內進行，而當水泥顆粒和水在混凝土中均勻分散時，自收縮均勻且各向同性。

因此，普通混凝土和HPC在收縮表現(xiàn)方面有很大的差別，普通混凝土的水泥漿會表現(xiàn)出快速的由外而內的干燥收縮。但是沒有水養(yǎng)時，HPC的水泥漿會發(fā)生明顯的各向同性的自收縮。這種水泥漿收縮的不同形式對混凝土的養(yǎng)護和耐久性有十分重要的影響。

雖然對混凝土體積穩(wěn)定性來說，硬化水泥漿的收縮是一個非常重要的參數(shù)，但它不是唯一的一個。另一個關鍵的因素是骨料的數(shù)量，更具體地說是粗骨料的數(shù)量。這一點經常被人們遺忘，骨料的作用不僅是填充物，事實上在遏制硬化水泥漿收縮和維持混凝土體積穩(wěn)定時，都發(fā)揮著積極的作用：水灰比相同時，混凝土的收縮總是比水泥漿慢得多。通過提高骨料的用量可以大大降低混凝土的收縮；但應記住，硬化水泥漿的收縮是相同的，它只是被約束了，而且混凝土中水泥顆粒相對更少。因此，混凝土具有更好的體積穩(wěn)定性。

3 混凝土的養(yǎng)護

由于上述收縮行為的不同， HPC的養(yǎng)護方法必然與普通混凝土不同，正如圖5所強調的那樣。如果HPC在施工或完成后不立即用水濕養(yǎng)，就容易出現(xiàn)劇烈的收縮。因為HPC會因迅速的水化而產生劇烈的自收縮。養(yǎng)護薄膜可以為普通混凝土提供充足的保護（它對自收縮不敏感），而對HPC來說，薄膜只對阻止塑性收縮有幫助而對減少自收縮沒有作用。

對所有HPC而言，關鍵的養(yǎng)護周期是從施工或完成后的2～3天，而且最關鍵的時刻通常是在前12～36小時。事實上，HPC在短時間內水養(yǎng)產生效果優(yōu)于普通混凝土。

必須認識到HPC缺少早期水養(yǎng)的不良結果，24小時后再加水養(yǎng)護太遲。因為大量的塑性收縮和自收縮通常此時已經發(fā)生，而且毛細管網(wǎng)絡多處已被破壞，微觀結構已非常致密，外部的水很難滲入混凝土內部。

積水或噴霧供水是HPC最好的養(yǎng)護方法，兩者都必須在HPC施工或完成后馬上應用。如果某種原因使積水或噴霧法不能實施滿七天，那么混凝土表面應用濕麻布或事先濕潤過的土工織物覆蓋，目的是確保在養(yǎng)護期內混凝土不會干燥，也不會發(fā)生自收縮[6]。

此外，我們發(fā)現(xiàn)任何水泥在水養(yǎng)期間體積都會膨脹而不是收縮。圖6闡明了早期水養(yǎng)對混凝土體積變化的影響。

水養(yǎng)可以在7d以后停止，因為混凝土表面大部分的水泥已經水化，而且水養(yǎng)護對收縮的進展不再有什么影響。經過7d水養(yǎng)以后，由于微觀結構致密，HPC干縮很緩慢而且自收縮已經使毛細管干透。即使這樣，理論上最好的做法是將HPC表面密封，仍留在混凝土中的水可以被保留下來參加水化作用[6]。

將粗孔部分置換為相同體積的飽和輕骨料可以消減內部的自收縮[7]。飽和輕骨料顆粒具有小貯水池一樣的作用，分布在整個混凝土，可以用于水泥水化，這樣水泥漿毛細孔中就不會形成彎月面，這意味著拉應力更弱、自收縮更小。輕骨料也使抗壓強度和彈性模量減小。 也可以使用減縮劑[8]。

另外一種非常有趣的養(yǎng)護概念由Jensen和Hansen提出[9]，在混凝土攪拌時摻加高吸水性樹脂。這種高吸水性樹脂有水時被浸濕，因此在水泥水化時成為貯水層。這種供水方式可以使水均勻地分布在混凝土內部。

野外混凝土很難得到適當?shù)酿B(yǎng)護，雖然規(guī)范要求承包商必須養(yǎng)護混凝土，但是很難做到。原因很簡單，他們不會因養(yǎng)護混凝土而得到明確的報酬，因此在他們看來養(yǎng)護混凝土是無利潤行為，并可能增加開銷，甚至是浪費時間。但是，如果混凝土養(yǎng)護能得到報酬，他們會做的和其它工序一樣好。三年來，蒙特利爾和魁北克交通部明確規(guī)定早期水養(yǎng)的單項價格。自從此項早期水養(yǎng)的新政策開始實施，令人驚奇的是那些承包商在水養(yǎng)方面變得如此熱心。對他們而言，現(xiàn)在養(yǎng)護也是利潤的來源。從這方面的經驗來看，早期水養(yǎng)的費用大概是造價的千分之一，若考慮到養(yǎng)護提高了道路混凝土的耐久性，這個價格是可以接受的。

因此，為確保HPC能得到適當且有效地養(yǎng)護，最好的方法是明確混凝土的養(yǎng)護酬勞。這個非常長的開場白是用來強調控制混凝土中侵蝕介質滲透的兩個關鍵因素：水灰比或水膠比和水的養(yǎng)護。特別說明低水膠比混凝土是一個必要的條件，但不是充分條件。

4 耐久性

4.1 一般事項

除了一些在北海25年海上平臺以外，仍缺少HPC在非常惡劣環(huán)境下超過5～10年的跟蹤試驗記錄，所以想要精確地預測HPC的壽命非常困難[10]。

必須記住，HPC在上世紀60年代后期和70年代初期最早應用于室內建筑，主要用在高層建筑，它們不會遭遇特別惡劣的環(huán)境。HPC在室外結構應用只能追溯到80年代后期和90年代初期，這意味著在戶外條件下的HPC建筑物服役時間太短而不能評價真正的服役壽命。但是基于普通混凝土方面的經驗，我們可以安全地假設HPC比普通混凝土更耐用。事實上，從普通混凝土中得到的經驗告訴我們，混凝土的耐久性主要取決于混凝土的滲透性和環(huán)境的惡劣程度[11]。

對于HPC而言，水化水泥漿在本質上是一個內結合水的多孔復合材料。耐久性評價包括環(huán)境對HPC特性的影響，以及侵蝕介質如何滲入混凝土中。例如：很容易測試0.70水灰比混凝土的滲透性，但不管試件的厚度和施加的壓力如何，水很難滲入0.40水灰比的混凝土中。氣體的滲透性很難測量。樣品的制備、特別的干燥都顯著地影響著氣體的滲透性。因此，怎樣測得一個低水灰比和致密微觀結構的混凝土的氣體滲透性仍是一個有爭議的問題。

不顧所有的批評，所謂的“氯化鐵快速滲透試驗”（AASHTOT-227）給出一個公正的結論：混凝土內部小孔的連接太細而使水不能流通。氯化鐵的滲透性表現(xiàn)在庫侖，這和在6小時實驗遭受50V電位差的混凝土樣本中傳遞的電荷總數(shù)相符合。

對低水灰比混凝土試件進行氯離子快速滲透試驗時，氯離子滲透性以電荷量表示，適用于HPC。對于硅灰摻量為10%、水膠比為0.40～0.45的HPC，測試氯離子滲透性很容易。水膠比低于0.25，則滲透值更低。據(jù)報道，滲透值可能低至150C，遠低于普通混凝土的5000～6000C[12]。氯離子快速實驗也顯示出孔隙連通性會隨著水膠比減小而顯著變差，使得侵蝕介質或氣體在HPC移動更困難。在相同環(huán)境下，HPC的服役壽命長于普通混凝土。確定服役壽命將會延長多久是很困難的，因為普通混凝土預測模型不能應用于HPC，但仍可以認為HPC建筑物壽命比人類的平均壽命要長。

4.2 在海洋環(huán)境中的耐久性

4.2.1 侵蝕作用的本質

對素混凝土來說，海水并不是一個特別惡劣的環(huán)境，但由于海洋環(huán)境存在多種侵蝕，對鋼筋混凝土非常有害[13]。在海洋環(huán)境中，混凝土基本上會遭受四類侵蝕因素的影響：

化學因素：溶解在海水中或在濕空氣中傳遞的多種離子；幾何因素：海平線的起伏波動（海浪、潮汐、風暴等）；物理因素：例如結冰和融化、潮濕和干燥等；

力學因素：例如海浪的動力作用，海水中懸浮的沙子引起的磨損，漂浮物甚至在北部海洋中漂浮的冰。

正是這些因素的結合對鋼筋混凝土結構造成了損害。下面將討論各種侵蝕的本質問題，說明HPC如何抵抗這些特別因素的單獨侵蝕以及它們的疊加作用。

4.2.2 混凝土的化學侵蝕

如前所述，海水對素混凝土不是特別有害，很多素混凝土結構在不同海洋環(huán)境中很多年后依然相對完好。對海洋環(huán)境中水泥的唯一化學成分限制是其C3A含量不能超過8%。圖7描述了暴露海水中很多年的混凝土結構中發(fā)生的連續(xù)性侵蝕帶：碳化作用、水鎂石和氯鋁酸鹽的形成、硫酸鹽的侵蝕產生的石膏、鈣礬石甚至硅灰石膏。這些化學原理都是大家所熟知的，而且在專業(yè)文獻[3,13-15]中有很好的解釋。

海水對鋼筋混凝土非常有害，因為一旦氯離子和鋼筋相接觸，會導致表層混凝土快速剝落。因此氯離子和第二層鋼筋的接觸更容易，諸如此類。阻止或盡可能久地延遲氯離子腐蝕鋼筋的方法是：

（1）配制極為致密且不滲透的混凝土，并進行正確的施工和養(yǎng)護。

（2）增加混凝土保護層的厚度。

所有這些侵蝕機制主要取決于侵蝕離子滲入混凝土的能力，顯然，在HPC這樣非常致密的、不滲透的材料中，能夠提供對海洋環(huán)境最好的保護。

HPC用于建造北海海上平臺已經20年了，最近用來建造了兩座設計100年服役壽命的大橋。一座是加拿大的同盟橋，一座是葡萄牙里斯本市的塔果橋。非常有趣的是，它們都是以建筑集團包攬建造、所有、經營、運輸?shù)姆绞浇ㄔ欤邪虒⒈仨殞勺鶚蜻M行養(yǎng)護。此外，混凝土保護層被增至75mm以滿足100年服役壽命的需要。

4.2.3 耐磨性

在海洋環(huán)境中，HPC中基體的密實性和高抵抗力有助于保護混凝土免受砂、石甚至流動的冰塊的磨蝕作用。就聯(lián)盟橋而言，基礎混凝土柱使用了90MPa的引氣HPC，這種混凝土能夠抵抗冬天凍融循環(huán)和潮汐流動的冰塊的腐蝕作用。而由于潮汐和風的原因，這種腐蝕作用在諾森伯蘭海峽特別嚴重。

4.3 抗凍性

對HPC引氣使其具有抗凍性的必要性現(xiàn)在仍有爭議[16]。加拿大任何戶外混凝土都必須引氣，用于建造聯(lián)盟大橋的混凝土也是這樣[17]；在挪威，HPC可以引入少量空氣，但更多的是為了使它的施工和修整變得更容易，而不是為了提高抗凍性。

爭議仍將繼續(xù)。第一，尚無標準實驗以檢測某種特殊混凝土的抗凍性。ASTM C666之類的標準提出多道生產工序來確定抗凍性，而且應選擇適當?shù)纳a工序，這個要求并不簡單。第二，實驗室的凍融速度變化很大，這會影響實驗的結果。第三，還沒有任何耐久性數(shù)值可以明確區(qū)分混凝土是否抗凍。第四，混凝土經歷多少個凍融循環(huán)才能認為具有抗凍性。

ASTM C666規(guī)定： 300次凍融循環(huán)后，如果混凝土的耐久性指數(shù)仍大于60%，則認為具有抗凍性。由于該實驗需時太長（通常多于10周），其他的一些標準給出了抗凍性更快速的評價，如臨界氣泡間距。臨界氣泡間距的測試并不簡單，但它能在1周或更短的時間內完成。普通混凝土的平均間距小于230μm且單值不大于260μm，則可劃分為抗凍混凝土。

實驗證明這一標準對HPC太苛刻。HPC有高達350μm的臨界氣泡間距，而且在能夠承受500次凍融循環(huán)的HPC中，臨界氣泡間距甚至達到425μm。2000年制定的加拿大標準CSA 23.1規(guī)定，當一種HPC的水膠比低于0.36且臨界氣泡間距小于250μm，同時單值不大于300μm時，則可定義為抗凍混凝土。

HPC抵抗多少凍融循環(huán)才可定義為抗凍混凝土仍不清楚。A?tcin[17]最近做的實驗對象是水膠比相同但種類不同的HPC，它們的臨界氣泡間距在190～425μm之間。實驗表明，臨界氣泡間距和HPC失效時承受的循環(huán)數(shù)成反比。例如，當水膠比為0.35，臨界氣泡間距為190μm的HPC失效時經歷了2000次凍融循環(huán)（ASTM C666標準實驗）。

兩種HPC用于建造舍布魯克一家麥當勞的兩扇大門[18]，一座大門是未引氣混凝土，另一座大門是引氣混凝土。八個冬天過后，兩種混凝土的性能差別仍不明顯。在此期間，可以假定在飽和狀態(tài)下混凝土平均每年要經歷50個凍融循環(huán)且暴露在冰鹽中。

5 HPC的耐火性

很多年來，HPC的耐火性一直飽受爭議。一些報道認為HPC和普通混凝土一樣好，另一些則持相反意見[19-26]。自從HPC建筑第一次發(fā)生火災，即英吉利海峽隧道火災[17-28]，很多研究表明HPC的耐火性很明顯不如普通混凝土，但也不像那些報道介紹的那樣差。就耐火性而言，HPC仍是一種安全的建筑材料。

施工和材料的自身抵抗力對結構的耐火性有很大影響。目前給出了一些評價火災中HPC建筑安全性的簡單準則。此外，還研究了提高HPC耐火性的一些措施。必須記?。菏覂拳h(huán)境下，50mm石膏保護層仍是大火中保護任何材料最好和最經濟的方法。有三篇論文報道了HPC和普通混凝土的實際耐火性：第一篇是發(fā)生在英吉利海峽隧道的那場猛烈火災，依據(jù)是Demorieux[28]的報告；第二篇是發(fā)生在杜塞爾多夫機場的大火災[29]；第三篇則介紹了Brite-Euram HITECO BE-1158研究計劃的最新發(fā)現(xiàn)。

5.1 英吉利海峽隧道火災

英吉利海峽隧道中一輛卡車起火不會使海峽管理局的安全部門驚訝，因為每天都有卡車在法國或英格蘭起火。如果在隧道中發(fā)生火災，司機將被要求盡快駛離隧道[27]。

1996年11月11日發(fā)生的火災距離法國入口18公里處。幸運的是，從滲水觀點來看那里是隧道中最干燥的地區(qū)。在那片區(qū)域，隧道挖穿的是藍色的白堊紀時代形成的巖層，此巖層是所有巖層中最不滲水的。如果火災發(fā)生在更遠幾公里處，一個不能利用白堊層不透水性的地方，將難以想象海底隧道將受到怎樣的破壞。

就最高溫度和持續(xù)時間而言，這場火災特別猛烈。最高溫度大概到了700～1000℃，而且火災大約持續(xù)了十幾個小時。根據(jù)Demorieux[28]的報告，一個標準的ISO 834火災實驗將導致海底隧道30mm襯砌剝落?；馂陌l(fā)生區(qū)域的混凝土襯砌是設計強度70～80MPa、水膠比0.32的預制構件。在火勢最強的區(qū)域，混凝土襯砌被嚴重地破壞，已不能承受設計所要求的靜水壓力?；馂倪^后一個未受影響的區(qū)域的混凝土實驗表明，抗壓強度平均為70～80MPa，抗折強度為7～8MPa，彈性模量為37～44GPa。

可以看到，在這個區(qū)域鋼筋的使用起了非常重要的作用，由于那些鋼筋使混凝土不至掉落，保護了里面的混凝土。在中心區(qū)域的很多地方，由于火災嚴重，鋼筋產生很大變形。此外，在熱作用下，內層膨脹的自約束在混凝土中沿橫斷線和水平線方向產生巨大的壓力，因此在預制水泥構件邊緣可以看到大量45°裂縫?；炷猎阡摻罹W(wǎng)中心處真正地裂開，裂開的大致厚度取決于它的位置和火災中心的距離。

混凝土裂成平均厚度約10mm的小塊，一些碎塊和硬幣一樣小?；炷烈r砌的頂部要比隧道底部接縫遭到的破壞大。可以看到，在預制過程中用尼龍墊片來正確放置鋼筋的地方常發(fā)生破壞，很有可能是尼龍墊片燃燒的氣壓造成這種爆裂。

火災區(qū)域未受損的內層混凝土實驗表明：內層頂部和稍低一些的混凝土幾乎完好無損。SEM觀測顯示，剩余的混凝土沒有發(fā)生顯著的改變，而且在混凝土表面沒有看到永久變形，在任何情況下剩余混凝土只在薄層中發(fā)生變形。最后根據(jù)巖相學實驗，在那個區(qū)域混凝土達到的最高溫度低于700℃。

在軌道和內層稍低部分的混凝土的觀察和實驗使他們決定在重建時仍將這些混凝土置于原處。

根據(jù)所有觀測和試驗結果，決定在認真清理被破壞的混凝土后用噴射混凝土來重建內層。

5.2 杜塞爾多夫機場火災

1996年4月16日一場毀滅性的大火發(fā)生在杜塞爾多夫，17人因吸入煙塵死亡，數(shù)百人受傷?；馂钠鹨蚴且兹冀^緣材料和空心天花板中電纜塑料外殼的不當使用，由長時間工作而走神的焊接工作而引起的。因此濃煙有足夠時間由空心天花板和通風系統(tǒng)進入機場的所有地方。

混凝土天花板遭受的最高溫度約為1000℃，普通混凝土會裂開，但從結構的觀點來看，建筑結構沒被破壞。此外還發(fā)現(xiàn)有害物質如二氧化碳沒有滲入混凝土中，因此混凝土結構仍可用。但由于它的所有者和經營者計劃建立一個更大規(guī)模的現(xiàn)代化機場，他們拆毀了被燒過的混凝土建筑。

5.3 火災中混凝土的爆裂

對這兩起火災進行直接比較很困難，但在這兩個事件中可以看到很偶然的共同點是：火災的起因都是一些聚苯乙烯的燃燒，達到的最高溫度都是1000℃，而且海峽隧道中用的HPC和杜塞爾多夫機場用的普通混凝土均發(fā)生爆裂。

當然，正像在海底隧道火場不同區(qū)域看到的那樣，混凝土裂開的厚度由火災中達到的最高溫度和混凝土暴露在此溫度下的時間共同決定。

5.4 Brite-Euram HITECO BE-1158 研究計劃

這個計劃由歐洲共同體出資進行，在1999年3月9日法國土木工程師協(xié)會的一次會議上，發(fā)表了他們的初步結論。所有的實驗都是在芬蘭的V.T.T.實驗室進行，V.T.T.實驗室是歐洲火災研究方面最好的實驗室之一。

他們發(fā)表的結論是：不含硅灰60MPa的HPC和含硅灰90MPa的HPC，除重荷載的一小段外，在試驗中均顯示出極好的耐火性。

實際結構處于更有利的環(huán)境，原因如下：

柱子比試驗中用的尺寸更大；

荷載是工作荷載而不是最大荷載；

FIREXPO軟件可以用來預測任一構件的熱力學行為。

6 結論

HPC不會曇花一現(xiàn)，會長久存在，不僅因為強度高，還因為耐久性好。

因此，在21世紀到來之際，不難預測，為了延長混凝土結構在嚴酷環(huán)境中的壽命，HPC的應用會更廣泛。混凝土結構的耐久性取決于幾個因素，其中之一是混凝土自身的耐久性。本質上混凝土的耐久性與其滲透性有關，結構致密和滲透性低的HPC明顯比普通混凝土更耐久。

然而，必須強調，好的施工操作（包括養(yǎng)護）對生產一個耐久的構件必不可少。如果因為不適當?shù)氖┕ず腿鄙兖B(yǎng)護而導致本不透水的混凝土出現(xiàn)許多裂縫，那將是個遺憾。因為我們仍不知道如何配制滲透性很低、但強度不高的混凝土，設計師必須學會利用低水膠比來提供額外的強度。有朝一日我們可能能生產出低強度、高耐久性的混凝土。

[1]Féret R. Sur la compacité des mortiers hydrauliques, Mémoire et documents relatifs des constructions et au service del. Annales des Ponts et Chaussées 1892;4 (2e semestre): 5–161.

[2] A?tc in P-C, Neville AM, Acker P. Integrated view of shrinkage deformation. Concr Int 1997;19(9):35–41.

[3]Neville AM. Properties of Concrete. 4th ed. London: Longham; 1995.

[4]Davis HE. Autogenous volume change of concrete. In: Proceedings of the ASTM 43rd Annual Meeting, Atlantic City, NJ, June. 1940. p. 1103–13.

[5] A?tcin P-C. Non-shrinking concrete. In: Supplementary Papers, CANMET/ACI/JCI 4th International Conference on Recent Advances in Concrete Technology, Tokushima, Japan, June. 1998. p. 215–26.

[6]Standard Specification for High-Performance Concrete, City of Montreal, HPC 93VM-20, Canada, 1998, 19.

[7]Weber S, Reinhardt H. Improved durability of high-strength concrete due to autogenous curing. In: Fourth CANMET/ACI International Conference on Durability of Concrete. SP-170. ACI Publication; 1997. p. 93–121.

[8]Shah SP, Weiss WJ, Yang W. Shrinkage cracking. Can it be prevented?. Concr Int 1998;20(4):31–7.

[9]Jensen OH, Hansen PF. Water-entrained cement-based materials. 1.- Principe and theoretical background. Cement Concr Res October 2000;31(4):647–54.

[10]Mehta PK. Durability of concrete––fifty years of progress. In: Durability of Concrete: Second International Conference, Montreal, Canada 1991. ACI SP-126; 1991. p. 1–132.

[11] A?tcin P-C. Durable concrete––current practice and future trends. In: Mehta PK, editor. Concrete technology: past, present, and future. ACI SP-144; 1994. p. 83–104.

[12] Gagne R, Lamothe P,A?tcin P-C. Chloride-ion permeability of different concretes. In: Proceedings of the Sixth International Conference on Durability of Building Materials Components, Omiya, Japan. 1993. p. 1171–80.

[13]Duval R, Hornain H. La durabilite du beton vis des eaux agressives. In: Baron J, Ollivier J-P, editors. La durabilite des betons, Presses de EEcole Nationale des Ponts et Chaussees, Paris. 1992. p. 376–85.

[14] A?tci n P-C. High performance concrete. London: E&F SPON; 1998.

[15]Mehta PK, Monteiro P. Concrete––microstructure, properties, and materials. New York: McGraw-Hill; 1993.

[16]Hammer TA, Sellevold EJ. Frost resistance of high strength concrete. In: High-Strength Concrete: Second International Symposium. ACI SP-121; 1990. p. 457–88.

[17] A?tcin P-C, Pigeon M, Pleau R, Gagne R. Freezing and thawing durability of high performance concrete. In: Proceedings of the International Symposium on High-Performance Concrete and Reactive Powder Concretes, Sherbrooke _98, vol. 4. 1998. p. 383–91.

[18] Lessard M, Dallaire E, Blouin D,A?tcin P-C. Highperformance concrete speeds reconstruction of McDonalds. Concr Int 1994; 16(9):47–50.

[19]Diederich U, Spitzner J, Sandvik M, Kepp B, Gillen M. The behavior of high-strength lightweight aggregate concrete at elevated temperature. In: High strength concrete. 1993. p. 1046–53.

[20]Noumowe AN, Clastres P, Delvicki G, Costaz J-L. Thermal stresses and water vapour pressure of high-performance concrete at high temperature. In: Proceedings of Utilization of high strength/high performance concrete, Presses de cole Nationale des Ponts et Chaussees, Paris. 1996. p. 561–70.

[21]Sanjayan G, Stocks LJ. Spalling of high-strength silica fume concrete in fire. ACI Mater J 1993;90(2):170–3.

[22]Chan SYN, Peng GF, Chan JKW. Comparison between high strength concrete and normal strength concrete subjected to high temperature. Mater Struct 1996;29:616–9.

[23]Khoylou N, England GL. The effect of elevated temperature on the moisture migration and spalling behaviour of high strength and normal concretes. In: High-strength concrete: an international perspective. ACI SP-167; 1996. p. 263–89.

[24]Breitenbucker R. High strength concrete C105 with increased fire resistance due to propylene fibers. In: Proceedings of Utilization of high strength/high performance concrete, Presses de cole Nationale des Ponts et Chaussees, Paris. 1996. p. 571–8.

[25]Jensen BC, Aarup B. Fire resistance of fibre reinforced silica fume based concrete. In: Proceedings of Utilization of high strength/ high performance concrete, Presses de cole Nationale des Ponts et Chaussees, Paris. 1996. p. 551–60.

[26]Phan LT. Fire performance of High-Strength Concrete: A Report of the State-of-the-Art, Res Rep NISTIR 5934, NIST, Gaithersburg, Maryland, USA, 1997.

[27]Acker P, Ulm F-J, Levy M. Fire in the channel Tunnel––Mechanical Analysis of the Concrete Damage, Concrete Canada. In: Proceedings of the Technology Transfer Day, October 1, Toronto,Ontario. 1997 (17 p).

[28]Demorieux J-M. Le comportement des BHP hautes temperatures de la question et resultats experimentaux. In: Ecole Francaise du Beton et le Projet National BHP 2000, November 24–25, Cachan, France. 1998 (27 p).

[29]Neck U. Personal communication. March 1999.

[30]Cheyrezy M, Beloul M. Comportement des BHP au feu. In: Proceedings of the French Civil Engineering Association Meeting, March 9. 1999 (7 p).

原 文：P.C. A?tcin. The durability characteristics of high performance concrete: a review. Cement and Concrete Research. 25 (2003) 409–420

劉數(shù)華，武漢大學副教授，主要從事高性能水泥基材料研究。

[單位地址]武漢大學水利水電學院建筑材料教研室（430072）