郭 震，王 萌，宋 雋，嚴 旻，劉 毅，王香仁

（中國礦業(yè)大學力學與土木工程學院，江蘇徐州221116）

混凝土爆裂是在火災下發(fā)生的一種碎片式破壞形式，它可能發(fā)生在構件某一局部，也可能涉及到整體構件表層［1］?；馂南禄炷帘丫哂泻艽蟮奈：π?，使鋼筋加速喪失原有力學性能，嚴重降低結構的承載能力，增加結構倒塌的幾率［2］。了解影響火災下混凝土體爆裂的因素，對于預測剝落和防止剝落的防護措施具有重要意義。

根據現有爆裂驅動機理，新澆筑混凝土在火災下引起的剝落可分為3種類型：熱-蒸氣剝落［3-4］、熱-力剝落［5-6］和熱-化學剝落［7-8］。但是，對于實際工程而言，建筑結構長期處于承受外載和環(huán)境腐蝕中，由此導致混凝土構件含水率很低，碳化程度很高，且混凝土表面存在很多微細裂縫，鋼筋失去混凝土保護層的隔熱作用［9］，這稱為長期服役鋼筋混凝土構件?，F有文獻研究發(fā)現混凝土碳化系數平均值為2.68mm·年-?［10］但是碳化深度在2mm左右對混凝土的強度基本無影響［9］。因此，采用新澆筑混凝土梁試件的火災試驗結論尚不能用于描述預計長期服役混凝土梁的火災行為。

在混凝土高溫爆裂研究中，孔隙壓力變化發(fā)展和影響機理一直是研究重點［4，11-12］，但是大量研究僅考慮混凝土在無應力條件下孔隙水壓力的變化情況，這與實際工程中混凝土的受力狀態(tài)不符。已有一部分研究人員注意到此問題，在混凝土柱火災試驗中考慮了軸心壓力的情況，結果表明壓應力具有較明顯的影響作用［13-14］。

1 試件設計與材料

試驗對2種梁進行研究：2根長期服役混凝土梁和6根新澆筑混凝土梁。新澆鋼筋混凝土梁尺寸和材料盡量與長期服役混凝土梁相近，以便研究含水率對孔隙壓力累積和混凝土爆炸剝落的影響。

1.1 長期服役混凝土梁試件

長期服役混凝土梁取自江蘇省徐州市惠民小區(qū)于1999年建造的一個住宅樓門洞過梁。梁的尺寸為150 cm×6cm×12cm，混凝土保護層厚度25cm，鋼筋設置為受拉側4Φ6.5、受壓區(qū)2Φ6.5。試件編號分別為JL1，JL2。經過酚酞測試和含水量測試，長期服役梁斷面全深度范圍內無顏色變化且鋼筋已出現銹蝕，碳化深度達到100%。利用干燥箱，測量得到含水量為0.1%。利用回彈儀無損檢測，該混凝土梁強度等級為31 MPa。

1.2 新澆筑混凝土梁試件

試件采用中聯425硅酸鹽水泥、名義最大粒徑為20mm的粗集料、細度模數為2.85的天然細砂、減水率25%的聚羧酸減水劑。新澆筑混凝土采用了3種水灰比和2種砂率，梁的尺寸為120 cm×10cm×15cm（如表1所示）。混凝土強度為C30，混凝土保護層厚度25cm，鋼筋設置為受拉側3Φ6.5、受壓區(qū)2Φ6.5、箍筋Φ6@200（如圖1所示），試件編號分別為XL1、XL2、XL3、XL4、XL5、XL6。同時，為了固定深度為75cm的熱電偶線，在75cm處加設了一根短鋼筋。每種規(guī)格的配比都預留了6個100mm×100mm×100mm的立方體試塊，共36塊。將試件和試塊在標準養(yǎng)護環(huán)境下（室溫20℃±2℃，濕度不小于95%）養(yǎng)護28d后進行試驗。

圖1 新澆筑梁配筋（單位：mm）Fig.1 Reinforcement drawing(unit：mm)

36個混凝土試塊分成6組分別進行3種試驗。

（1）強度試驗。結果見表1。試件按設計強度30MPa配制，實際測得的試塊抗壓強度均在30MPa以上，個別試塊（XL1、XL4、XL5）的抗壓強度甚至到達40MPa。

表1 試件材料性能Tab.1 Characteristics of materials

（2）含水率測試。結果如表1。已有研究［15］表明混凝土干燥失水在60h之后基本不會發(fā)生較大變化，故將一組試塊放置在干燥箱中72h。數據表明干燥后混凝土含水率在2%～3%之間，其中試塊2、3、5的含水率大于2.5%，其他均小于2.5%。

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2 試驗裝置與方案

試驗旨在測量火災下新澆筑梁和長期服役梁的溫度、應力和孔隙壓力，對比其在火災下爆裂現象的不同得出影響混凝土爆裂的因素。為模擬真實火災情況，采用高純度天然氣，以噴火槍模擬火焰，保證梁有效受火長度約為60cm。長期服役鋼筋混凝土梁以梁斷裂為止，新澆筑鋼筋混凝土梁若不發(fā)生破壞則以2h為停止點。根據純彎梁截面受彎承載力極限計算方法，采用荷載比0.3施加豎向荷載，各點加載砝碼質量約為240kg。整體布置如圖2、3所示。

新澆筑試件內固定孔隙測壓計（見圖4）和熱電偶線布置如圖5所示。緊貼梁跨中正下方布置一根K型WRN-130熱電偶測量火焰溫度。長期服役梁試件僅在梁中部的迎火面和背火面布置溫度測控點。梁的兩端布置位移計以矯正非接觸式光學應變采集系統的誤差。

試驗中孔隙測壓計參考了文獻［12，16］，并在其基礎上加以改進，設計了一套測量高溫下混凝土孔隙壓力的裝置，通過該設備對試塊單面加熱，測量了混凝土在高溫下的內部孔隙壓力和對應的溫度?？紫秹毫τ嬍怯啥嗫捉饘賵A盤（精度2mm）焊接在直徑為12mm的不銹鋼杯上。不銹鋼杯焊接在內徑為2mm的不銹鋼管上。在混凝土澆筑前，不銹鋼杯（帶有多孔金屬盤）在混凝土中設置在所需的深度，管子從試件的背面伸出。管內灌有二甲基硅油，黏度1 000cs，密度0.960～0.975，閃點300，熱膨脹系數0.000 95。帶有多孔金屬盤的嵌入式不銹鋼杯允許將混凝土試件內的蒸氣壓力通過多孔金屬盤和管道傳遞。

圖2 設備整體布置Fig.2 Overall layout of equipment

圖3 設備連接示意Fig.3 Schematic diagram of device connection

圖4 孔隙測壓計Fig.4 Specialized pore pressure gages

3 試驗結果與討論

3.1 破壞模式

根據熱機械理論和熱化學理論［17］，當混凝土構件處于火災狀態(tài)時，水泥漿收縮，骨料膨脹，由于構件截面上的溫度梯度和約束的熱膨脹，混凝土內部會產生熱應力從而導致混凝土破壞。在長期環(huán)境侵蝕的作用下，JL1和JL2混凝土強度降低，且含水率低于臨界含水率［18-19］，未出現混凝土高溫爆裂現象。同時，自然碳化造成了長期服役鋼筋混凝土梁表面出現較多微細裂縫，內部鋼筋在火災高溫下快速失效，導致長期服役鋼筋混凝土梁發(fā)生了脆性破壞。如圖6所示，JL1的破壞形式為完全斷裂破壞，在梁中點兩側對應位置出現了2條裂縫，受拉區(qū)鋼筋被拉斷，受壓區(qū)混凝土被壓碎；JL2的破壞形式與JL1很相似，但是僅在梁中點處出現了一條裂縫，裂縫寬度比JL1寬很多。圖7展示了鋼筋斷裂細部詳圖，圖8給出了長期服役梁跨中的時間-位移曲線。由圖可見，長期服役梁在火災前期位移變化不大，隨著微裂縫的開展逐步形成貫通裂縫，此時火災會對梁全截面造成影響，使跨中位移出現階段性攀升，直至梁發(fā)生斷裂。

圖5 孔隙測壓計和熱電偶線布置示意（單位：mm）Fig.5 Arrangement of pore pressure gages and thermocouples（unit：mm）

圖6 長期服役梁破壞圖Fig.6 State of old beam failure

圖7 鋼筋斷裂詳圖Fig.7 Details of broken steel bar

對于新澆筑混凝土試件，隨著溫度的升高，凝膠水和化學結合水將被釋放到混凝土的微孔中并加入到自由水中。由于溫度升高和水分（混合液體和蒸汽）的存在，孔隙壓力逐漸增大，因此形成了壓力梯度。當峰值壓力超過高溫下混凝土的抗拉強度時，混凝土會發(fā)生爆裂破壞。如圖9所示，新澆筑混凝土梁均出現了一定程度的爆裂現象，破壞特征相似但爆裂程度不同，XL2和XL3的爆裂程度略高于XL4和XL6。試塊含水率試驗中，XL2和XL3的含水率高于XL4和XL6，XL2和XL3的含水率均大于2.5%，而XL4和XL6的含水率均小于2.5%，說明較多的水分蒸發(fā)更易引起混凝土爆裂破壞。從爆裂程度可以看出火災下混凝土爆裂發(fā)生的概率和含水率基本成正比。另外，從圖中可觀測到混凝土爆裂區(qū)域發(fā)生在整個受火區(qū)域內（距跨中200mm范圍內）而不是僅局限在受火點。

圖8 長期服役梁跨中位移-時間曲線Fig.8 Displacement-timeoverview of long-term beams

圖10 展示了新澆筑梁跨中的時間-位移曲線。不同于長期服役梁的跨中位移的階段式變化，對于新澆筑梁來說，跨中位移呈現平緩增長趨勢。即使所有梁都發(fā)生了不同程度的混凝土爆裂現象，但由于梁均未發(fā)生斷裂，故所有新澆筑梁的跨中位移變化量相差不大，其中最高跨中位移量是XL2和XL3。由爆裂現象可知，XL2和XL3的爆裂程度略高于其他梁，相對應的XL2和XL3的跨中位移量也高于其他梁。這說明隨著表層混凝土爆裂的增多，火災對試件的影響會增大，位移量也會相應增大。

3.2 截面溫度分布

圖11和圖12分別給出了長期服役梁和新澆鋼筋混凝土梁的溫度-時間曲線，并給出了爆裂、開裂等時間標記。圖13對應圖12給出了新澆筑鋼筋混凝土梁內各測點溫度。圖中溫度為K型熱電偶測得的火焰溫度。

圖9 新澆筑梁破壞圖Fig.9 Failure of newly-casted beam

圖10 新澆筑梁跨中位移-時間曲線Fig.10 Displacement-time overview of fresh beams

由于內嵌（非預埋）熱電偶，所以長期服役梁火災試驗中，迎火面熱電偶直接受到火焰作用，使其溫度接近火焰溫度。鋼筋斷裂后，關閉火源，梁內溫度逐漸降低。

新澆筑梁試件采用預埋熱電偶，其測量到的迎火面溫度和背火面溫度緩慢上升，且遠低于火焰溫度。試樣表面和內部的溫度隨著火溫的升高而升高，但其變化率不同。這歸因于2個主要原因。首先，由于混凝土具有熱惰性，離火源越遠，混凝土的溫度越低。其次，混凝土的剝落顯著影響了截面溫度場的分布。隨著剝落深度的增加，同一時間不同截面的溫度差異逐漸增大。然而，無論是長期服役梁還是新澆筑梁，溫度在每個截面深度都是呈平穩(wěn)升高趨勢。火災進行到35～40min時混凝土迎火面會出現微細裂縫，此時迎火面溫度達到350～400℃。當火焰溫度達到500℃時混凝土梁發(fā)出爆裂響聲，此時梁底混凝土開始剝落，該過程一直持續(xù)6～10min。隨后，水分順著梁側面裂縫流出?；炷聊z結晶水逐步轉變?yōu)樽杂伤?，與原有自由水在高溫壓力作用下沿著內部孔隙向上遷移，在梁頂面出現蒸騰現象。

圖11 長期服役梁溫度-時間曲線Fig.11 Temperature-time overview of long-term service specimens

圖12 新澆筑梁溫度-時間曲線Fig.12 Temperature-time overview of new specimens

圖13 新澆筑梁各測點溫度-時間曲線Fig.13 Temperature-time curves of all measure points

3.3 孔隙壓力

利用預埋固定孔隙測壓計，測量到新澆筑梁內部的孔隙壓力變化，見圖14所示孔隙壓力-時間曲線，圖中亦標注出波峰和波谷相對應的熱電偶線溫度。由于XL1和XL4及XL2和XL5的75mm位置孔隙測壓計斷裂，未給出響應曲線，但是已得到的曲線仍能夠說明火災下混凝土梁孔隙壓力變化的基本特征。

圖14 新澆筑梁孔隙壓力-時間曲線Fig.14 Pore-timepressure curve

通過以上曲線可以得出下列結論。一方面，隨時間增加，孔隙水壓力的變化呈波浪形。當混凝土溫度達到640℃時，混凝土細孔內的自由水開始溢出蒸發(fā)。隨著混凝土內部溫度升高到約850℃，此時水蒸發(fā)過程持續(xù)進行，25mm處的孔隙壓力將明顯高于距火源表面75mm處的孔隙壓力。這是因為在高溫作用下，自由水和化學結合水在混凝土中的轉化和遷移導致水的蒸發(fā)，從而導致孔隙壓力的增加。當水分在壓力作用下通過混凝土孔隙向其他空間遷移時，孔隙壓力相應降低，但是隨著溫度升高，水分遷移也不斷增加，所以孔隙壓力出現波動直到試件中的水被完全蒸發(fā)。

另一奇特現象是，25mm處孔隙水壓力與75mm處孔隙水壓力呈現出交錯上升的趨勢。一開始，25mm處孔隙水壓力先上升，當其達到峰值時75mm處水壓開始增長，隨后25mm處水壓開始下降。水蒸氣通過微裂縫滲出混凝土表面，此時構件內部孔隙水壓達到谷底。這是由于混凝土的致密結構，它抑制了孔隙水的完全釋放，使混凝土中的蒸汽在火災中通過孔隙。蒸汽受壓力梯度的影響向2個位置驅動：一部分流向受熱表面，而其余的流向更深、更冷的內部。這表明火災高溫下，25mm處水蒸氣向上聚集導致75mm處孔隙壓力增大；當75mm處水氣迫于壓力遷移后，孔隙壓力再次降低，而此時25mm又開始聚集大量水氣，致使孔隙壓力增加。這種孔隙壓力沿溫度梯度方向交替增長的現象對開展孔隙-高溫-熱壓力耦合下水氣擴散遷移特征研究具有重要參考價值。

除此之外，水灰比也是影響孔隙壓力的一個重要因素，高水灰比代表高含水率。XL5和XL6的水壓峰值未達到1MPa，而XL2的水壓峰值達到1MPa，XL3的水壓峰值為1.2MPa，這說明較多的含水量會導致混凝土在高溫下爆裂剝落。Zheng等［20］提出的壓應力、含水率對預應力板混凝土高溫爆裂的數學表達式（1）也說明了在火災高溫和拉應力共同作用下，鋼筋混凝土梁爆裂時機提前，而孔隙水壓力峰值相應降低。值得注意得，陳澤世等［21］研究發(fā)現高溫下孔隙水壓力的最大值為2.5MPa，高于試驗結果。這是因為試驗的試件承擔了外部荷載，拉應力使混凝土產生裂縫釋放較多水蒸氣，內部孔隙壓力得到緩解。后面的分析可以明顯看到這種現象。

其中，μf cu范圍為20～65 MPa；ω范圍為1.6%～4.2%。

3.4 應變發(fā)展

圖15 試件應變分析Fig.15 Strain analysis diagram of all specimens

利用非接觸全場應變儀可以得到火災過程中混凝土構件的應變發(fā)展。從圖15a和圖15b可以清晰看到，舊梁試件的應變分布，在火災下微裂縫迅速發(fā)展，高應變區(qū)即是裂縫形成區(qū)，呈條狀分布。在達到極限拉應變時，裂縫出現，對應的應變云圖變?yōu)榭瞻住５铝簯兎植己桶l(fā)展完全不同于舊梁，如圖15c-15f所示。對于新澆筑的鋼筋混凝土梁來說，爆裂發(fā)生的位置很有規(guī)律，大多集中于靠近加載點處和跨中。特別是400℃后，新梁表面呈現出網狀應變分布，而長期服役的混凝土梁表面無此現象。根據上一節(jié)孔隙壓力分析，形成這種網狀應變分布的原因主要是水蒸氣在混凝土梁表面孔隙形成較大的孔隙壓力，也側面反應了混凝土梁表面隨機形成的孔隙特征。試件爆裂區(qū)的不均勻性與這種網狀的應變分布情況存在一定關系，在水蒸氣與外界良好的流通作用下，水蒸氣順著裂縫蒸發(fā)使孔隙水壓不足以使試件在應變全范圍內發(fā)生混凝土剝落。這進一步表明高溫下混凝土的含水量是產生顯著蒸汽壓進而引發(fā)混凝土開裂的主要驅動力，這種開裂的最高形式即裂紋擴展爆裂。應變圖中的白色區(qū)域即表示該區(qū)域爆裂導致表面混凝土脫落，隨著溫度增加爆裂程度逐漸加劇，白色區(qū)域逐漸變大，最終形成大面積的混凝土剝落。裂紋擴展部位應變增加，但裂紋發(fā)生后，應力降低到零。

從應變數值上來看，在火災影響下，新澆筑鋼筋混凝土梁的最大應變約為0.2%，接近于混凝土的理論拉伸極限。而長期使用鋼筋混凝土梁的極限抗拉應變可達5%。這意味著長期服役鋼筋混凝土梁由于環(huán)境侵蝕的長期影響，對火災作用更加敏感，導致其在火災中的變形能力和抗裂性能惡化。

圖16 跨中全截面應變變化Fig.16 Strain changing of total cross section

圖16 展示了跨中全截面應變增量沿縱向的變化規(guī)律。加載后截面應變被視為初始零點，故圖中所示應變實際為受火后梁截面的應變增量。從圖中可以看出，長期服役鋼筋混凝土梁和新拌鋼筋混凝土梁截面的應變增量沿縱向均呈現出一種規(guī)律性變化，即梁上下表面的應變變化明顯大于梁內部應變變化。但是從應變值上來看，在火災作用下長期服役鋼筋混凝土梁的應變值比新拌鋼筋混凝土梁高10倍左右。這是由于長期服役鋼筋混凝土梁自身帶有很多微裂縫，從而導致其受火災影響更為明顯。在火災作用下，表面混凝土直接接觸火焰，從而快速提高了應變水平。隨著溫度逐漸上升，內部混凝土也開始升溫，內應力隨之提高，但變化速度明顯低于表面混凝土。迎火面微裂縫在火災作用下發(fā)展，在裂縫附近應變增量最大。不論是長期服役鋼筋混凝土梁還是新拌鋼筋混凝土梁，700℃之前迎火面基本都出現了開裂或者爆裂現象導致應變消失。長期服役鋼筋混凝土梁由于微裂縫的存在，背火面應變隨著背火面裂縫的開展也呈現出應變增量較大的現象。而新拌鋼筋混凝土梁背火面在壓應力作用下也產生了較大的應變增量，直至混凝土壓碎應變消失。由于距離迎火面60～120mm范圍內的混凝土接近中軸線，受火影響小，且?guī)缀醪淮嬖谖⒘芽p，故此范圍內的應變增量最小。

4 結論

對火災下新舊混凝土試件在工作應力狀態(tài)下的破壞行為和力學性能進行試驗研究。從試驗結果可得到以下結論：

（1）在工作應力作用下，混凝土的爆裂很大程度上是由混凝土含水量決定的。一般情況下混凝土含水量越高混凝土爆裂現象越明顯。在試驗中，混凝土含水量超過2.5%時比含水量低于2.5%時爆裂現象明顯。

（2）混凝土的碳化程度會導致混凝土強度降低并帶有微細裂縫，鋼筋也失去了其隔熱保護作用。從而使混凝土梁受力鋼筋的力學性能在火災高溫下退化斷裂，繼而使混凝土梁失去承載能力。

（3）混凝土在有拉應力狀態(tài)下孔隙水壓力峰值會降低，且孔隙壓力變化呈波浪式曲線。這一現象的出現是由于混凝土內部的結合水和自由水在高溫作用下相互轉化，水蒸氣可以在孔隙間自由流通導致孔壓的規(guī)律性變化。

（4）混凝土爆裂分布區(qū)域與應變分布規(guī)律有一定關系。高應變分布網格區(qū)域與受火區(qū)域大體一致，可以認為網格狀應力分布的情況與混凝土爆裂的不均勻分布有一定的聯系。但混凝土爆裂不會發(fā)生在應力全范圍內，這是因為表面混凝土與外界有良好的流通作用，水蒸氣通過微裂縫蒸發(fā)從而導致孔隙水壓力不足以使混凝土發(fā)生爆裂。

作者貢獻申明：

郭 震，負責課題規(guī)劃及論文撰寫。

王 萌，負責試驗方案設計、試驗操作及試驗數據處理。

宋 雋，負責試驗操作與數據采集。

嚴 旻，負責試驗數據采集及安全防護。

劉 毅，負責試驗準備與操作。

王香仁，負責試驗準備與操作。