柳根金， 丁一寧

(大連理工大學(xué) 海岸與近海工程國家重點實驗室， 遼寧 大連 116024)

不斷增加的隧道工程建設(shè)需求[1-3]以及頻發(fā)的隧道火災(zāi)事故，使得隧道火災(zāi)安全越來越受到關(guān)注，提高隧道襯砌結(jié)構(gòu)的耐火性能已成為當(dāng)前迫切需要解決的問題[4].

隧道火災(zāi)因同時具有溫度高、升溫劇烈的特點而區(qū)別于一般建筑火災(zāi)[5-6]，火災(zāi)中暴露于高溫下的襯砌結(jié)構(gòu)會發(fā)生開裂甚至嚴重變形，危害隧道的安全性和整體性[7].目前，國內(nèi)外學(xué)者對隧道襯砌結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下的力學(xué)性能研究，大多關(guān)注到溫度高這一特點，而升溫劇烈的特征并沒有得到足夠的重視.

高溫下普通混凝土材料的物理化學(xué)變化會對其宏觀熱工性能和力學(xué)性能產(chǎn)生明顯影響：升溫和高溫持續(xù)作用使混凝土內(nèi)部形成溫度和蒸汽壓力梯度[8-9]，迅速升高的熱應(yīng)力和蒸汽壓力使混凝土內(nèi)部損傷積累，最終導(dǎo)致爆裂、強度下降[10]；對于暴露在高溫下的高性能混凝土，因其具有更好的密實性，在高溫早期便會發(fā)生爆裂[11].學(xué)者們已經(jīng)從材料層面上探索了如何改善混凝土的耐高溫性能：聚丙烯(polypropylene, PP)纖維可有效提高混凝土的爆裂性能[12-14]；鋼纖維(steel fiber, SF)雖無法阻止混凝土發(fā)生高溫爆裂，但可以提高其高溫后的殘余力學(xué)性能[15-17].纖維可以提升經(jīng)歷高溫以及高溫后混凝土的物理力學(xué)性能，為改善混凝土筒體類構(gòu)件的耐高溫性能提供了一種新的途徑.但該結(jié)論是基于材料層面得出的，而從材料與構(gòu)件相互聯(lián)系角度出發(fā)，研究纖維對高溫作用下混凝土構(gòu)件整體性能的改善作用，意義更加重大.

本文借鑒德國工業(yè)標準DIN-18 160《Hausschornsteine Pruefbedinggungen und Beurteilungskviterien》中筒體構(gòu)件的時間-溫度曲線，通過燃燒液化氣來模擬隧道火災(zāi)的高溫作用，對高溫試驗過程中SF，PP纖維和鋼筋掛網(wǎng)改性混凝土筒體的筒壁各層溫度變化、徑向變形以及高溫后筒體的殘余徑向變形等展開了研究，以期為隧道襯砌結(jié)構(gòu)在高溫下的性能研究以及高溫后的修復(fù)工作奠定基礎(chǔ).

1 試驗

1.1 原材料及試件

水泥(C)為P·Ⅱ 42.5 R型硅酸鹽水泥；二級粉煤灰(FA)；細骨料(FIA)為細度模數(shù)2.46的Ⅱ區(qū)河砂；粗骨料(CA)為碎石；減水劑(SP)為聚羧酸類高效減水劑；拌和水(W)為自來水；混凝土基準配合比見表1.纖維采用冷拉鋼絲型鋼纖維(SF)和三葉截面型聚丙烯(PP)纖維，纖維性能參數(shù)見表2.

表1 混凝土基準配合比

表2 鋼纖維與聚丙烯纖維性能參數(shù)

圓筒內(nèi)半徑a為200mm，外半徑b為250mm，高1200mm.鋼筋混凝土(RC)筒體采用未摻纖維的混凝土，配置直徑為6mm的光圓鋼筋，其環(huán)向和縱向配筋率均為0.4%，其余筒體采用纖維混凝土.各試件纖維摻量見表3(表中“SFa40”表示單摻 40kg/m3SF，“HFa403”表示混摻40kg/m3SF和 3kg/m3PP纖維，以此類推).不同配合比混凝土試件的坍落流動度、28d立方體抗壓強度同列于表3.

表3 混凝土試件的纖維摻量、坍落流動度與抗壓強度

1.2 試驗加熱裝置與制度

進行高溫試驗的混凝土筒體截面及測點布置如圖1所示.試驗燃燒系統(tǒng)由液化氣罐、液化氣壓力控制閥、液化氣管道和噴火嘴構(gòu)成.在混凝土筒壁上布置鎳鉻-鎳硅鎧裝熱電偶(LVDT)后灌入水泥砂漿填實，熱氣溫度和徑向位移測量點位于噴火嘴上方600mm處.加熱溫度-時間(T-t)曲線如圖2所示，Tg表示熱氣溫度.除1次高溫試驗外，針對隧道中可能出現(xiàn)的重復(fù)燃爆，還進行了2次循環(huán)高溫試驗(2次相同的1次高溫試驗).快速升溫階段升溫速率約為 100℃/min，最高溫度 1000℃；恒溫階段Tg在 1000℃ 左右，持續(xù)時間30min；降溫階段為自然冷卻約3h[13].試驗時，實測的熱氣溫度-時間曲線與DIN-18 160標準曲線吻合良好.

圖1 筒體截面及測點布置Fig.1 Cross-section of specimen and measuring positions

圖2 高溫試驗T-t曲線以及RC筒體筒壁溫度變化曲線Fig.2 Temperature-time curve and temperature change of RC specimen

2 試驗結(jié)果

2.1 T-t曲線及筒壁溫度分布變化

試驗中所有試件的筒壁溫度分布規(guī)律均比較類似[18-19].由圖2(a)可以看出：1次高溫試驗時，RC試件內(nèi)壁首先升溫，隨后，筒壁中間和外壁溫度逐漸升高.由于混凝土材料的熱惰性，試件由內(nèi)向外各層溫度的傳遞表現(xiàn)出一定的滯后性：Tg上升到1 000℃時，筒體內(nèi)壁溫度Tinn達到106℃，筒壁中間層溫度Tmid為33℃，而外壁溫度Tout仍保持為室溫；熱氣溫度穩(wěn)定階段末，筒壁溫度達到峰值，此時Tinn上升至420℃，Tmid為176℃，Tout為107℃，筒壁內(nèi)外溫差也達到峰值；隨著熱氣關(guān)閉，筒壁各點溫度開始逐漸下降，筒壁內(nèi)外層溫度差也逐漸縮小；自然冷卻階段末(210min)，筒內(nèi)外壁溫差降至20℃.由圖2(b)可見，2次高溫試驗中，第2個高溫循環(huán)熱氣溫度穩(wěn)定階段末筒體各層的溫度比第1個高溫循環(huán)高出50℃左右.

2.2 纖維對混凝土筒體構(gòu)件徑向變形的影響

2.2.1SF混凝土筒體與RC筒體徑向位移對比

圖3為不同摻量SF混凝土筒體與RC筒體在1次高溫作用下筒壁徑向位移與加熱時間的關(guān)系曲線.由圖3可以看出：熱氣升溫開始后30min內(nèi)，筒體的徑向位移隨熱氣升溫迅速增大，SFa40，SFa55，SFa70的徑向位移增加速率相近，30min后SFa70徑向位移增加速率減緩；RC，SFa40，SFa55與SFa70的最大徑向位移均發(fā)生在熱氣升溫的第40min，試件SFa70的最大徑向位移為0.70mm，比SFa55，SFa40以及RC筒體的最大徑向位移分別減少了7.9%，13.6%和18.6%；40min后筒體進入冷卻階段，徑向位移逐漸減小，而RC筒體徑向位移的減少比摻SF筒體更迅速.

圖3 鋼纖維/鋼筋混凝土筒體徑向位移-加熱 時間對比曲線Fig.3 Comparison of radial deformation-time curves of SF reinforced and RC specimen

圖4為2次高溫循環(huán)下不同摻量SF混凝土筒體與RC筒體徑向位移-熱氣溫度曲線對比.由圖4可以看出：第1次高溫試驗中，Tg小于400℃時筒壁無明顯徑向變形；Tg升至500～600℃時筒體徑向變形顯著增加，其中SFa70的徑向位移增大幅度小于SFa55和SFa40，而相同熱氣溫度下?lián)絊F筒體的徑向位移均小于RC筒體；Tg增至1000℃時，筒壁徑向變形急劇增加；關(guān)閉熱氣后筒內(nèi)熱氣溫度下降迅速，徑向變形開始減小，最終殘余變形為0.3～0.4mm；第2次高溫循環(huán)試驗中熱氣上升段徑向位移增加相對平緩，隨后徑向位移又開始急劇增加，最終附加的不可恢復(fù)殘余徑向變形達0.1～0.2mm.2次高溫循環(huán)后，SFa70的最大徑向位移為1.15mm，比SFa55，SFa40和RC試件的最大徑向位移分別減少了2.6%，7.8%，13.0%.在熱氣溫度穩(wěn)定階段末和冷卻階段相同的熱氣溫度下，摻SF筒體均比RC筒體相應(yīng)的徑向位移小，且隨著SF摻量增加，筒體徑向位移減小，表明了筒體中摻入SF對限制其高溫徑向變形具有顯著作用.

圖4 熱氣溫度-鋼纖維/鋼筋混凝土筒體徑向位移對比曲線Fig.4 Comparison of gas temperature-radial deformation curves of SF reinforced and RC specimen

2.2.2PP纖維混凝土筒體與RC筒體徑向位移對比

圖5為1次高溫作用下PP纖維混凝土筒體與RC筒體的徑向位移與時間關(guān)系曲線.由圖5可以看出：熱氣升溫開始后13min，摻PP纖維筒體的徑向位移隨加熱時間的增加比RC筒體更為明顯；第40min，筒體徑向位移達到峰值，隨著PP纖維摻量的增加，筒體最大徑向位移有所減少，其中PP3的最大位移比PP1減少了19.2%，但與RC筒體相比，PP3最大徑向位移高出22%；冷卻階段末(取為180min)PP1筒體的殘余徑向位移為0.42mm，比PP3和RC筒體分別大了23.8%和90.9%.上述結(jié)果表明3kg/m3PP纖維對徑向位移的限制作用不及RC筒體所配鋼筋網(wǎng)片的作用.

圖5 聚丙烯纖維/鋼筋混凝土筒體徑向 位移-加熱時間對比曲線Fig.5 Comparison of radial deformation-time curves of PP fiber reinforced and RC specimen

圖6為2次高溫循環(huán)試驗中不同摻量PP纖維混凝土筒體與RC筒體徑向位移隨熱氣溫度的變化曲線.由圖6可以看出：第1次高溫循環(huán)試驗中Tg上升至500～600℃前，3種筒體的徑向位移增加不明顯；Tg超過 600 ℃ 后，3種筒體的徑向位移顯著增加，摻PP纖維筒體的徑向位移隨熱氣升溫的增加速率快于RC筒體.第2次高溫循環(huán)試驗中，PP1的最大徑向位移為2.1mm，比PP3和RC筒體分別增加了23.5%和90.9%；且經(jīng)歷第2次高溫作用后，PP3和PP1筒體的殘余徑向位移趨于相同并明顯高于RC筒體，說明PP纖維摻量對筒體殘余變形的影響已經(jīng)不明顯.

圖6 熱氣溫度-聚丙烯纖維/鋼筋混凝土筒體徑向 位移對比曲線Fig.6 Comparison of gas temperature-radial deformation curves of PP fiber reinforced and RC specimen

圖7對比了熱氣恒溫階段末筒體截面不同測點的最高溫度分布.以PP3筒體為例，1次高溫循環(huán)中，Tinn，Tmid和Tout最高可分別達到416，168，106℃；2次高溫循環(huán)中，Tinn，Tmid和Tout最高可分別達到460，258，155℃.上述結(jié)果表明：高溫后分布在筒壁中間層以內(nèi)的PP纖維處于高于其熔點溫度(165 ℃)的環(huán)境而融化，可防止筒體內(nèi)壁混凝土的爆裂；而處于外壁附近的PP纖維雖還未達到熔點，但試驗所用PP纖維屬于非結(jié)構(gòu)型纖維，無法限制筒體因開裂所產(chǎn)生的徑向位移.

圖7 熱氣恒溫階段末筒體截面不同測點的最高溫度分布Fig.7 Maximum temperature distribution at different measuring points on the cross-section at the end of thermal stability stage

2.2.3混雜纖維混凝土筒體與RC筒體徑向位移對比

圖8為1次高溫作用下混雜纖維混凝土筒體與RC筒體徑向位移與時間關(guān)系曲線.由圖8可以看出：熱氣升溫開始后25min內(nèi)，混雜纖維筒體與RC筒體的徑向位移增長相近，25min后HFa552筒體的徑向位移增速趨緩；摻混雜纖維筒體HFa701和HFa552比RC筒體的最大徑向位移(0.84mm)分別減少了8.1%和13.9%.

圖8 混雜纖維/鋼筋混凝土筒體徑向位移-加熱 時間對比曲線Fig.8 Comparison of radial deformation-time curves of hybrid fiber reinforced and RC specimen

為了分析纖維對經(jīng)歷高溫后筒體殘余徑向位移的影響，取1次高溫試驗第180min(Tg為40℃)的數(shù)據(jù)進行對比.混雜纖維筒體相較于單摻纖維筒體，均表現(xiàn)出了更小的殘余變形，且與RC筒體的殘余變形(0.22mm)相近.其中，HFa701的殘余徑向變形為 0.25mm，比SFa70與PP1的殘余變形分別減少了28.6%和51.9%；HFa403的殘余徑向變形為 0.27 mm，比SFa40與PP3的殘余變形分別減少了28.9%和35.7%，表明混雜SF與PP纖維對混凝土筒體的徑向變形限制有一定的正混雜效應(yīng).

3 結(jié)論

(1)熱氣溫度穩(wěn)定階段末，摻SF、PP纖維混凝土和RC混凝土筒體的筒壁溫度、內(nèi)外溫差以及徑向位移均達到峰值；筒壁溫度的升/降相對于熱氣溫度的變化具有滯后性.

(2)單摻40～70kg/m3SF或SF與1～3kg/m3PP纖維混摻，對筒體高溫下最大徑向位移的限制作用優(yōu)于配筋率為0.4%的RC筒體.

(3)經(jīng)歷每次高溫循環(huán)后，混凝土筒體均有部分殘余徑向位移產(chǎn)生，混摻SF和PP纖維在減少混凝土筒體高溫后殘余變形方面可發(fā)揮一定的正混雜效應(yīng).