王開(kāi)強(qiáng)，孫 慶，董耀武，*，林 琦，楊 輝

（1.中建三局集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430070；2.中國(guó)建筑先進(jìn)技術(shù)研究院，湖北 武漢 430070）

水泥水化早期階段的養(yǎng)護(hù)是水化產(chǎn)物微觀結(jié)構(gòu)形成的關(guān)鍵，決定混凝土力學(xué)性能的發(fā)展［1-2］.不同的養(yǎng)護(hù)制度對(duì)水泥水化進(jìn)程、微觀結(jié)構(gòu)形成及強(qiáng)度發(fā)展的影響具有顯著差異，但普遍存在“高溫、高壓、潮濕環(huán)境可以促進(jìn)水化”的規(guī)律［3-6］.目前學(xué)者們多關(guān)注于溫度制度對(duì)水泥水化進(jìn)程和混凝土強(qiáng)度發(fā)展的影響［7-9］，而對(duì)壓力養(yǎng)護(hù)制度的研究較少.

壓力養(yǎng)護(hù)工藝可追溯至20 世紀(jì)70 年代，前蘇聯(lián)利用加壓和熱養(yǎng)護(hù)使混凝土快速凝結(jié)硬化，提高了模具使用周轉(zhuǎn)率［10］.中國(guó)針對(duì)鐵路配重墜砣、路面磚及離心成型管樁等混凝土制品采用壓力成型工藝，所用的混凝土多為干硬性，且成型壓力小、持續(xù)時(shí)間短［11-12］.另外，在蒸壓養(yǎng)護(hù)中所采用的加壓通常是提高所處環(huán)境的氣相壓強(qiáng)，增加的壓強(qiáng)通常小于1 MPa，壓力對(duì)拌和物內(nèi)部的影響有限［1］.

為實(shí)現(xiàn)流態(tài)化混凝土拌和物能夠在更高壓力下養(yǎng)護(hù)的目的，本文采用兩段式鋼管，利用鋼管約束混凝土拌和物，通過(guò)自制加壓裝置直接對(duì)鋼管內(nèi)的混凝土施加壓力，并維持此壓力來(lái)養(yǎng)護(hù)混凝土至終凝硬化.研究壓力養(yǎng)護(hù)條件下混凝土內(nèi)部的物料分布、微觀結(jié)構(gòu)、水化進(jìn)程和強(qiáng)度發(fā)展，測(cè)試鋼管混凝土（CFST）試件的軸壓力學(xué)性能，探索壓力養(yǎng)護(hù)工藝對(duì)CFST 材料和性能的影響機(jī)理.

1 試驗(yàn)

1.1 原材料及配合比

采用C70SF 鋼纖維混凝土和C70 混凝土制備鋼管混凝土試件.表1 為2 種混凝土的配合比和表觀密度.其中，水泥（C）為華新水泥股份有限公司產(chǎn)P·O 42.5 普通硅酸鹽水泥；礦粉（K）為武漢武新新型建材有限公司產(chǎn)S95 級(jí)礦粉；硅灰（Si）為四川朗天資源綜合利用有限責(zé)任公司產(chǎn)微硅粉，SiO2含量（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，文中涉及的含量、含固量等除特別注明外均為質(zhì)量分?jǐn)?shù)）大于等于93%；砂（S）為湖北孝感產(chǎn)水洗機(jī)制砂，細(xì)度模數(shù)為2.6；石（G）為湖北咸寧產(chǎn)5～25 mm 連續(xù)級(jí)配玄武巖青石；外加劑（PCE）為武漢優(yōu)城科技有限公司提供的UC-300 聚羧酸高性能減水劑，含固量為25%；鋼纖維（SF）為鍍銅鋼纖維，長(zhǎng)度為12～14 mm，抗拉強(qiáng)度大于等于2 800 MPa；拌和水（W）為自來(lái)水.

表1 2 種混凝土的配合比和表觀密度Table 1 Mix proportions and apparent density of two kinds of concretes

1.2 試件及加壓裝置

兩段式CFST 試件示意圖如圖1 所示.由圖1 可見(jiàn)，鋼管由行程段鋼管和試驗(yàn)段鋼管這兩段Q355 鋼管焊接而成，其中試驗(yàn)段鋼管一端閉合，另一端連接行程段鋼管，行程段鋼管直徑較小，目的是能夠在較小的頂推力下達(dá)到更高的養(yǎng)護(hù)壓強(qiáng).自制加壓裝置示意圖見(jiàn)圖2.該加壓裝置由液壓千斤頂、反力架、托架、張拉螺桿和頂推活塞桿等構(gòu)成，其中液壓千斤頂?shù)淖畲箜敁瘟?00 t，可自動(dòng)鎖閉.

圖1 兩段式CFST 試件Fig.1 CFST specimen welded together in two sections

圖2 自制加壓裝置Fig.2 Self-designed hydraulic device

CFST 試件制作步驟如下：（1）通過(guò)行程段鋼管開(kāi)口向鋼管內(nèi)澆筑混凝土，待澆筑至距開(kāi)口50 mm 處停止，放置可活動(dòng)的密封墊片進(jìn)行封口；（2）將鋼管混凝土試件整體臥式放入自制加壓裝置中，頂推活塞桿一端伸入行程段鋼管內(nèi)接觸密封墊片，一端接觸液壓千斤頂，進(jìn)行壓力養(yǎng)護(hù)；（3）壓力養(yǎng)護(hù)結(jié)束后，取出灌注混凝土的兩段式鋼管混凝土試件，用盤(pán)鋸將試驗(yàn)段和行程段切割分離，并將試驗(yàn)段斷面打磨平整，即制備得到軸壓試驗(yàn)用CFST試件.

1.3 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)方案如表2 所示.由表2 可見(jiàn)：（1）當(dāng)采用C70SF 鋼纖維混凝土填充鋼管時(shí)，壓力F設(shè)置為0（僅用震動(dòng)棒振搗密實(shí)成型）、29、45、63 t，折合壓強(qiáng)P為0、16、26、36 MPa，壓 力 養(yǎng) 護(hù) 持續(xù)時(shí)間t設(shè)置為24 h；隨著施加壓力的增加，試驗(yàn)段鋼管的壁厚T適當(dāng)增加，以防止鋼管因壓力而出現(xiàn)屈服.（2）當(dāng)采用C70 混凝土填充鋼管時(shí)，壓力F統(tǒng)一設(shè)置為45 t，折合壓強(qiáng)P為26 MPa，壓力養(yǎng)護(hù)持續(xù)時(shí)間t設(shè)置為4、8、

表2 試驗(yàn)方案Table 2 Experiment scheme

24 h.

1.4 測(cè)試方法

澆筑兩段式鋼管的同時(shí)，取部分混凝土制作邊長(zhǎng)為150 mm 的立方體試塊，同條件下養(yǎng)護(hù)至規(guī)定齡期.對(duì)行程段鋼管中的核心混凝土和立方體試塊進(jìn)行鉆芯取樣，均制備成尺寸為φ70.7×70.7 mm 的試件，依據(jù)JGJ/T 384—2016《鉆芯法檢測(cè)混凝土強(qiáng)度技術(shù)規(guī)程》進(jìn)行抗壓強(qiáng)度檢測(cè).

對(duì)試驗(yàn)段鋼管進(jìn)行切割，將混凝土斷面打磨平整，在同條件下養(yǎng)護(hù)至56 d，采用30 000 kN 電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，加載速率為0.5 mm/min，至試件破壞后停止加載.

在試驗(yàn)段鋼管外表面上部（1-1）、中部（2-2）和下部（3-3）布置應(yīng)變片和位移傳感器，如圖3 所示.監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)處理需要考慮到試件各方向變形不均勻及試驗(yàn)結(jié)果的離散性，每個(gè)截面上均以應(yīng)力為基準(zhǔn)，對(duì)4 個(gè)方向的測(cè)點(diǎn)應(yīng)變數(shù)據(jù)取平均值，獲得該截面的平均應(yīng)力-應(yīng)變曲線；荷載-位移曲線同理，取4 個(gè)方向的位移平均值.

圖3 試驗(yàn)段鋼管的應(yīng)變片和位移傳感器布置Fig.3 Strain gauge and displacement sensor arrangement of test steel pipe

將行程段鋼管混凝土斷面處的20 mm×20 mm砂漿碎片，與作為對(duì)比樣品的同條件養(yǎng)護(hù)試塊的砂漿碎片，放入無(wú)水乙醇中密閉保存24 h 以終止水化；隨后在105 ℃烘干24 h 后制得微觀試樣，采用日本電子JSM-IT300 型掃描電子顯微鏡（SEM）進(jìn)行微觀結(jié)構(gòu)表征.

2 結(jié)果與討論

2.1 物理性能

2.1.1 核心混凝土的工作性能和力學(xué)性能

表3 為核心混凝土的工作性能和力學(xué)性能.圖4為核心混凝土的抗壓強(qiáng)度和表觀密度變化.

計(jì)算如下：TLI（∑）=∑Wj·TLI（j）[5]，采用總磷（TP）、總氮（TN）、 葉綠素 a（Chla）、高錳酸鹽指數(shù)（CODMn）、透明度（SD）作為水質(zhì)綜合營(yíng)養(yǎng)狀態(tài)指標(biāo)的評(píng)價(jià)參數(shù)，式中Wj是第j種參數(shù)的營(yíng)養(yǎng)狀態(tài)指數(shù)的相關(guān)權(quán)重，TSI（j）是第j種參數(shù)的營(yíng)養(yǎng)狀態(tài)指數(shù)。

表3 核心混凝土的工作性能和力學(xué)性能Table 3 Workability and mechanical property of core concrete

圖4 核心混凝土的抗壓強(qiáng)度和表觀密度變化Fig.4 Changes in compressive strength and apparent density of core concrete

結(jié)合表3 和圖4 可知，2 種新拌混凝土均滿足大流態(tài)工作性，特別是C70SF 鋼纖維混凝土由于摻有鋼纖維，微硅粉用量大且聚羧酸減水劑摻量高，導(dǎo)致混凝土拌和物黏度增大、倒置坍落度桶的排空時(shí)間延長(zhǎng)、凝結(jié)時(shí)間延長(zhǎng).核心混凝土的抗壓強(qiáng)度和表觀密度受配合比、養(yǎng)護(hù)壓力和壓力持續(xù)時(shí)間等因素的綜合影響，總體呈現(xiàn)下述規(guī)律：（1）壓力養(yǎng)護(hù)下，2 種核心混凝土的表觀密度均有所增加，增幅為25～30 kg/m3；（2）相較未加壓的C70SF 鋼纖維混凝土芯樣對(duì)照組，隨著養(yǎng)護(hù)壓力的提高，加壓C70SF 鋼纖維混凝土芯樣抗壓強(qiáng)度的增幅為21.1%～24.5%；但最大養(yǎng)護(hù)壓力（36 MPa）與最小養(yǎng)護(hù)壓力（16 MPa）下的2 組C70SF 鋼纖維混凝土芯樣抗壓強(qiáng)度增幅接近，僅相差1.9 MPa，表明過(guò)高的養(yǎng)護(hù)壓力對(duì)核心混凝土強(qiáng)度的提升效果并不顯著.（3）相較未加壓的C70 混凝土芯樣對(duì)照組，隨著壓力養(yǎng)護(hù)時(shí)間的延長(zhǎng)，加壓C70 混凝土的表觀密度和抗壓強(qiáng)度均有所增加；與壓力養(yǎng)護(hù)時(shí)間為4 h 的C70 混凝土相比，壓力養(yǎng)護(hù)時(shí)間為24 h 的C70 混凝土強(qiáng)度僅提高3.5 MPa，表明混凝土流態(tài)階段時(shí)的加壓養(yǎng)護(hù)可以顯著提高混凝土密實(shí)度，但初凝后的持續(xù)加壓對(duì)混凝土密實(shí)度的改善效果有所降低.

2.1.2 CFST 試件的軸壓性能

表4 為10 個(gè)CFST 試件單軸壓縮時(shí)的特征參數(shù).圖5 對(duì)比了試驗(yàn)段鋼管外徑D＝273.0 mm 的6 個(gè)CFST 試件的荷載-位移曲線.結(jié)合表4 和圖5 可知：（1）CFST 試件受壓時(shí)，荷載-位移曲線呈現(xiàn)彈性段、彈塑性段和塑性段3 個(gè)階段；（2）彈性段時(shí)CFST 試件的荷載-位移曲線近似線性關(guān)系，且隨著鋼管壁厚的增加，曲線斜率顯著增加，表明CFST 試件整體剛度增加；而相同壁厚的壓力養(yǎng)護(hù)試件（S2A10、S2B10和S2C10）的剛度較振搗成型對(duì)照組試件（D2A10、D2B10 和D2C10）提升幅度為13%～23%.（3）進(jìn)入彈塑性段時(shí)CFST 試件的軸壓剛度降低，直至到達(dá)極限荷載，相同壁厚的壓力養(yǎng)護(hù)組試件的極限承載力較對(duì)照組提升20%以上.（4）隨著鋼管壁厚的減小，壓力養(yǎng)護(hù)對(duì)CFST 試件極限承載力的提升幅度基本一致.（5）隨著壓力養(yǎng)護(hù)時(shí)間的延長(zhǎng)，特別是混凝土終凝后的持續(xù)加壓對(duì)CFST 試件承載力提升效果有限.

表4 CFST 試件單軸壓縮時(shí)的特征參數(shù)Table 4 Characteristic parameters of CFST specimens under uniaxial compression

圖5 CFST 試件的荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of CFST specimens

圖6 為試件S2A10 和D2A10 在3-3 截面處的荷載-應(yīng)變曲線.由圖6 可見(jiàn)：S2A10 試件的環(huán)向和軸向曲線拐點(diǎn)處的應(yīng)變值稍小，表明鋼管中殘存的應(yīng)力導(dǎo)致鋼材更早進(jìn)入屈服狀態(tài)；但由于鋼管增強(qiáng)了對(duì)核心混凝土的約束作用，提升了核心混凝土強(qiáng)度，使試件的極限承載力顯著增加.

圖6 試件S2A10 和D2A10 在3-3 截面處的荷載-應(yīng)變曲線Fig.6 Load-strain curves at sections 3-3 of specimen S2A10 and D2A10

2.1.3 CFST 試件的破壞特征

圖7 為CFST 試件的破壞特征.由圖7 可見(jiàn)：隨著軸向壓力的逐漸增大，在試驗(yàn)段鋼管上部1-1 截面處率先出現(xiàn)鼓脹變形現(xiàn)象，該處鋼管在極限荷載出現(xiàn)前就已進(jìn)入屈服狀態(tài)；當(dāng)荷載到達(dá)極限時(shí)，鋼管呈現(xiàn)兩端小、中間大的整體鼓脹變形狀，并逐漸產(chǎn)生斜向45°的變形紋路，這是混凝土受壓產(chǎn)生剪切滑移的典型破壞特征，表明鋼管內(nèi)部的混凝土已經(jīng)完全破壞；繼續(xù)加載后，鋼管變形繼續(xù)增大，壓力下降到一定程度時(shí)維持穩(wěn)定，此時(shí)鋼管整體出現(xiàn)明顯鼓脹屈服變形.由此可見(jiàn)，雖然壓力養(yǎng)護(hù)的核心混凝土具有更高的表觀密度和抗壓強(qiáng)度，CFST 試件的極限承載力有一定提升，但其變形破壞特征并無(wú)顯著差別.

圖7 CFST 試件的破壞特征Fig.7 Damage characteristics of CFST specimens

2.2 壓力下的鋼-砼協(xié)同效應(yīng)

2.2.1 壓力下的混凝土拌和物

圖8 混凝土拌和物的固-液-氣三相體系Fig.8 Solid-liquid-gas dispersion system of concrete mixture

圖9 振動(dòng)成型的混凝土立方體試塊斷面的孔隙分布Fig.9 Pore distribution in the cross-section of concrete cube specimens formed by vibration

圖10 為試件S2A10 的切割斷面及其二值化圖像.由圖10 可見(jiàn)，壓力養(yǎng)護(hù)的混凝土試件斷面骨料分布均勻，宏觀觀測(cè)幾乎無(wú)明顯的氣孔或孔洞，經(jīng)Image J 軟件分析可知，該處斷面的宏觀孔隙率為0.35%，與振搗成型的試件斷面相比，改善效果顯著.這表明，在外部壓力增加過(guò)程中，混凝土拌和物中的顆粒之間相互錯(cuò)動(dòng)擠壓、重新組合排布，氣泡通過(guò)顆粒間隙排出，拌和物體積被顯著壓縮，從而達(dá)到緊密堆積的效果.

圖10 試件S2A10 的切割斷面及其二值化圖像Fig.10 Cutting section of specimen S2A10 and its binarization image

2.2.2 壓力下的水泥早期水化的微觀結(jié)構(gòu)

有研究認(rèn)為，養(yǎng)護(hù)條件可以促使C-S-H 凝膠的類(lèi)型發(fā)生變化，從而影響混凝土的微觀力學(xué)性能和形貌結(jié)構(gòu)［4］.

圖11 為同條件養(yǎng)護(hù)和壓力養(yǎng)護(hù)試件的斷面微觀形貌.由圖11 可見(jiàn)：（1）同條件養(yǎng)護(hù)試件的斷面存在較多微孔隙，且有較多貫穿孔結(jié)構(gòu)和界面過(guò)渡區(qū)的微裂紋；同條件養(yǎng)護(hù)下水化產(chǎn)物多為聚合度較低的絮狀或顆粒狀，少量水化產(chǎn)物交叉生長(zhǎng)于孔洞、微裂紋和界面過(guò)渡區(qū)（ITZ）中.（2）壓力養(yǎng)護(hù)試件的斷面上的水化產(chǎn)物多為纖維狀的AFt 和無(wú)定形狀凝膠狀的C-S-H，形貌更粗壯和豐富，晶體的生長(zhǎng)發(fā)育更粗大，相互交聯(lián)更緊密，遍布界面過(guò)渡區(qū).這表明，壓力養(yǎng)護(hù)下水化產(chǎn)物密集填充到孔結(jié)構(gòu)、微裂紋和界面過(guò)渡區(qū)中，使得水泥石微觀結(jié)構(gòu)更為致密，微米級(jí)的孔洞數(shù)量少，抑制了微裂紋的發(fā)展.

圖11 同條件養(yǎng)護(hù)和壓力養(yǎng)護(hù)試件的斷面微觀形貌Fig.11 Section microstructures of specimens under the same curing condition and pressure curing condition

2.2.3 鋼管-核心混凝土的協(xié)同增強(qiáng)機(jī)理

壓力養(yǎng)護(hù)在增強(qiáng)核心混凝土自身密實(shí)度的同時(shí)，勢(shì)必會(huì)對(duì)外圍約束的鋼管產(chǎn)生影響.以試件S2A10 為例，研究了壓力養(yǎng)護(hù)時(shí)鋼管的環(huán)向應(yīng)變變化情況，結(jié)果見(jiàn)圖12.由圖12 可見(jiàn)：混凝土拌和物將壓力傳導(dǎo)至約束鋼管上，導(dǎo)致鋼管各部位均產(chǎn)生環(huán)向膨脹，其中試驗(yàn)段鋼管上部1-1 處和中部2-2 處的環(huán)向應(yīng)變較為接近，且均略大于底部3-3 處，這是壓力在混凝土內(nèi)部傳導(dǎo)衰減，且鋼板封底的約束作用所導(dǎo)致的；在壓力保持階段，環(huán)向應(yīng)變值隨著時(shí)間的延長(zhǎng)而緩慢減小，表明混凝土拌和物內(nèi)顆粒持續(xù)擠壓重組，體積逐漸收縮，加之混凝土水化硬化過(guò)程中的溫度收縮和自收縮，導(dǎo)致約束鋼管的環(huán)向應(yīng)變有所減小.鋼管恢復(fù)原狀的趨勢(shì)會(huì)對(duì)核心混凝土產(chǎn)生“環(huán)箍”作用，從而給核心混凝土提供向內(nèi)的預(yù)壓應(yīng)力.

圖12 壓力養(yǎng)護(hù)時(shí)鋼管的環(huán)向應(yīng)變Fig.12 Circumferential strain of steel pipe during pressure curing

對(duì)于振搗成型試件，由于核心混凝土硬化時(shí)的自然收縮，使其與鋼管產(chǎn)生“剝離”趨勢(shì)；在受壓時(shí)鋼管變形會(huì)進(jìn)一步增加兩者的“剝離”趨勢(shì)，其核心混凝土總體處于單向受壓狀態(tài)［13-15］.圖13 顯示了CFST 試件的初始應(yīng)力狀態(tài).由圖13 可見(jiàn)，CFST 試件在軸向壓縮時(shí)，外圍約束鋼管在軸向和環(huán)向上均處于拉伸應(yīng)力的狀態(tài)，具有收縮壓實(shí)核心混凝土的趨勢(shì)，因此在受壓初期需先克服鋼管內(nèi)的軸向拉應(yīng)力；核心混凝土在受壓初期即處于三向受壓的應(yīng)力狀態(tài)，混凝土橫向變形須先克服外圍約束鋼管的預(yù)加環(huán)向壓應(yīng)力，加之核心混凝土自身密實(shí)度和強(qiáng)度的提升，鋼管和核心混凝土產(chǎn)生協(xié)同互補(bǔ)、共同受力的效果，使得試件整體承載力顯著提高.

圖13 CFST 試件的初始應(yīng)力狀態(tài)Fig.13 Initial stress state of CFST specimen

3 結(jié)論

（1）在混凝土凝結(jié)硬化階段采用壓力養(yǎng)護(hù)，可以改善混凝土自身的微觀結(jié)構(gòu)和力學(xué)性能.壓力養(yǎng)護(hù)后水化產(chǎn)物結(jié)晶良好、形貌多樣化，能夠充分填充孔隙和界面過(guò)渡區(qū)；混凝土斷面處的宏觀孔隙率由4.70%降至0.35%.

（2）過(guò)高的養(yǎng)護(hù)壓力和初凝后的持續(xù)加壓，對(duì)繼續(xù)提高核心混凝土強(qiáng)度的效果有限.當(dāng)養(yǎng)護(hù)壓力由16 MPa 增 加 到 36 MPa 時(shí)，C70SF 鋼筋纖維混凝土芯樣強(qiáng)度僅提高1.9 MPa；當(dāng)壓力養(yǎng)護(hù)持續(xù)時(shí)間由4 h 增加到 24 h 時(shí)，C70 混凝土芯樣強(qiáng)度僅提高3.5 MPa.

（3）壓力傳導(dǎo)至外圍鋼管上，使鋼管發(fā)生環(huán)向拉伸變形.隨著壓力養(yǎng)護(hù)結(jié)束和核心混凝土的自身收縮，鋼管收縮趨勢(shì)給核心混凝土施加環(huán)向預(yù)壓應(yīng)力，同時(shí)由于混凝土自身強(qiáng)度的提高，使得鋼管混凝土試件的極限承載力提高20%以上，壓力養(yǎng)護(hù)對(duì)試件的破壞特征無(wú)顯著影響.