高溫后堿激發(fā)海砂混凝土無尺寸效應(yīng)斷裂參數(shù)的預(yù)測

王俊豪，楊樹桐，孫忠科

(中國海洋大學(xué) 工程學(xué)院，山東 青島 266100)

近年來，海洋強(qiáng)國戰(zhàn)略成為國家發(fā)展目標(biāo)之一，對沿海、近海建設(shè)以及島礁建設(shè)愈發(fā)重視，若從內(nèi)陸運(yùn)輸河砂及珍貴的淡水資源，不但會加大工程成本，還會造成資源的浪費(fèi).此外，硅酸鹽水泥作為建筑施工中使用的重要材料，其生產(chǎn)過程中不僅會產(chǎn)生大量的塵土還會產(chǎn)生大量的溫室氣體及有毒有害氣體，這會加速溫室效應(yīng)進(jìn)一步破壞環(huán)境，也阻礙了“碳達(dá)峰、碳中和”目標(biāo)的實(shí)現(xiàn).有數(shù)據(jù)表明，2021年1—10月份全國規(guī)模以上水泥生產(chǎn)19.7億t，同比2020年增長2.1%，其造成的污染和能源浪費(fèi)不可估量[1].同時，在海洋環(huán)境下服役的建筑結(jié)構(gòu)一旦遭受高溫侵蝕，在這種海洋腐蝕與高溫侵蝕的雙重作用下，對建筑物的損害是很大的.

一種新型兼具低碳環(huán)保以及耐高溫侵蝕的建筑材料——堿激發(fā)材料應(yīng)運(yùn)而生，相比于普通硅酸鹽水泥，堿激發(fā)材料具有完全不同的水化機(jī)理，同時具有高強(qiáng)、高耐久性的特點(diǎn)[2-3].目前，國內(nèi)外對于堿激發(fā)礦粉/粉煤灰混凝土高溫后的力學(xué)性能的研究已在進(jìn)行，研究表明堿激發(fā)礦粉/粉煤灰混凝土暴露在800 ℃環(huán)境下同樣可以維持其結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，并且相比于普通硅酸鹽水泥混凝土，堿激發(fā)混凝土沒有高溫爆裂現(xiàn)象[2,4-5].Li等[6]研究了堿激發(fā)礦粉海砂混凝土高溫后的力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)堿激發(fā)礦粉混凝土高溫后殘余抗壓強(qiáng)度明顯高于普通水泥混凝土，并且堿激發(fā)混凝土與普通水泥混凝土的漿體高溫后都經(jīng)歷了熱收縮，而堿激發(fā)混凝土漿體收縮更大.

此外，混凝土在經(jīng)歷高溫作用后，其表面會出現(xiàn)肉眼可見的裂縫，這就需要對高溫后的混凝土進(jìn)行斷裂行為研究.抗拉強(qiáng)度ft和斷裂韌度KIC是材料的兩個重要的斷裂參數(shù)，能體現(xiàn)混凝土抵抗裂縫的能力.此外，ft和KIC基于傳統(tǒng)方法得到具有一定的隨機(jī)性，因?yàn)閒t基本通過軸向拉伸試驗(yàn)或者劈裂抗拉試驗(yàn)得到，得到的ft是基于材料連續(xù)性以及均勻性的假設(shè)而且其值為斷裂截面的平均值[7-9].然而混凝土是一個以骨料為骨架的材料，所以它是一個不均勻的材料，其斷裂參數(shù)的確定是依賴于試件尺寸的[7-9].基于此，Hu提出了邊界效應(yīng)模型(BEM)[10]并發(fā)現(xiàn)尺寸效應(yīng)主要是由于斷裂過程區(qū)而形成的，BEM不要求嚴(yán)格的試件幾何相似條件，BEM考慮了材料非均勻性和非連續(xù)性并且其公式計算得到ft和KIC的方程也更加簡單.無尺寸效應(yīng)的斷裂參數(shù)對于大構(gòu)件的設(shè)計尤為關(guān)鍵.

對于堿激發(fā)海砂混凝土高溫后的力學(xué)性能及斷裂參數(shù)的預(yù)測方面的研究甚少.本文配制了兩種類型堿激發(fā)海砂混凝土(AASSC)，分別為粉煤灰與礦粉質(zhì)量含量比1∶3的Type1AASSC以及粉煤灰與礦粉質(zhì)量含量比為1∶1的Type2AASSC，研究其五種溫度后宏觀的抗壓和抗拉強(qiáng)度、微觀形貌以及預(yù)測其斷裂參數(shù)ft和KIC.

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)材料及配合比

試驗(yàn)使用的礦粉和粉煤灰分別是S95級以及C類二級灰.粉煤灰中游離氧化鈣含量經(jīng)檢測小于4%，符合規(guī)范要求.他們的化學(xué)物質(zhì)含量由儀器帕納科Epsilon3進(jìn)行X射線熒光光譜(XRF)試驗(yàn)測得如表1.級配良好的海砂作為細(xì)骨料，其最大粒徑為5 mm.破碎的花崗巖骨料作為粗骨料，其最大粒徑為10 mm.海砂細(xì)骨料和花崗巖粗骨料的基本物理參數(shù)分別展示在表2和表3.試驗(yàn)中使用細(xì)、粗骨料的粒徑分布如圖1所示.

表1 礦粉和粉煤灰的主要化學(xué)成分Tab.1 Main chemical compositions of GGBFS and FA /%

表2 海砂的基本參數(shù)Tab.2 Basic parameters of sea sand

表3 粗骨料的基本參數(shù)Tab.3 Basic parameters of aggregates

圖1 試驗(yàn)用骨料的粒徑分布Fig.1 Size distributions of aggregates used in the test

堿激發(fā)劑為固體粉末氫氧化鈉和液體水玻璃的混合物.水玻璃中含有8.3%的Na2O、26.5%的SiO2和65.2%的H2O.氫氧化鈉顆粒的純度為99%.通過向水玻璃中加入氫氧化鈉將堿激發(fā)劑中SiO2與Na2O摩爾比控制為1.3.激發(fā)劑占固體粉料(粉煤灰和礦粉)質(zhì)量的13%.激發(fā)劑混合好后表面封塑料薄膜靜置24 h后再進(jìn)行混凝土的配制.海水參考ASTM D1141-98[11]中推薦的人工海水配方配制.本文定義粉煤灰：礦粉質(zhì)量比1∶3的為Type1AASSC，粉煤灰：礦粉質(zhì)量比1∶1的為Type2AASSC.這兩類AASSC的具體配合比如表4所示.

表4 AASSC的配合比(kg/m3)Tab.4 Mix proportion of AASSC (kg/m3)

1.2 試樣準(zhǔn)備和實(shí)驗(yàn)方法

立方體抗壓強(qiáng)度fcu試驗(yàn)和劈裂抗拉強(qiáng)度fts試驗(yàn)試件尺寸都為150 mm×150 mm×150 mm，參照規(guī)范GB/T50081-2019進(jìn)行試驗(yàn)[12].常溫下，對兩種AASSC進(jìn)行了7 d和28 d的強(qiáng)度試驗(yàn)；在高溫條件后，對兩種AASSC也進(jìn)行了兩種強(qiáng)度試驗(yàn).高溫試驗(yàn)的目標(biāo)溫度分別為200 ℃、400 ℃、600 ℃和800 ℃，常溫20 ℃作為對比組.高溫試驗(yàn)在馬弗爐中進(jìn)行，馬弗爐如圖2所示.升溫速度為10 ℃/min，到達(dá)目標(biāo)溫度后恒溫時間為180 min，等待試件靜置至室溫后取出進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)和三點(diǎn)彎斷裂試驗(yàn)，加載制度也在圖2中展示.所有的試件在溫度20±2 ℃、相對濕度95±2%的環(huán)境下養(yǎng)護(hù)至28 d進(jìn)行高溫試驗(yàn).此外，在高溫試驗(yàn)前將試件放入干燥箱105±5 ℃烘干24 h.

圖2 加熱示意圖Fig.2 Schematic of heating procedure

三點(diǎn)彎斷裂試驗(yàn)用的試件尺寸為100 mm×100 mm×515 mm，在梁底中心預(yù)制10 mm、20 mm、30 mm、40 mm、50 mm的初始裂縫，相應(yīng)的縫高比為縫長/梁高=0.1～0.5.斷裂試驗(yàn)在一臺10 t的壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試驗(yàn)加載速率為0.2 mm/min，具體的試驗(yàn)加載圖如圖3所示.使用7 t力的傳感器實(shí)時監(jiān)測力的數(shù)值.跨中以及兩端加載支座的位移使用最大量程50 mm的位移計測量.預(yù)制裂縫處的裂縫口張開位移(CMOD)使用最大張開位移40 mm的夾式引伸計進(jìn)行測量.此外，試件側(cè)面裂縫口對稱布置一對應(yīng)變計來測量裂縫尖端應(yīng)變，并通過加載過程中應(yīng)變片的突然回縮監(jiān)測裂縫的起裂狀態(tài).所有數(shù)據(jù)均由一靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀同步采集.

圖3 三點(diǎn)彎梁試驗(yàn)圖Fig.3 Test setup for three-point-bending beam

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 高溫后fcu和fts的結(jié)果分析

圖4所示折線圖展示的為兩種AASSC在7 d和28 d的劈裂抗拉強(qiáng)度變化，柱狀圖展示的為兩種AASSC在7 d和28 d的立方體抗壓強(qiáng)度變化.兩種AASSC養(yǎng)護(hù)7 d后立方體抗壓強(qiáng)度可達(dá)28 d的80%以上，劈裂抗拉強(qiáng)度可達(dá)28 d的70%以上.原因其一為在高OH-的濃度環(huán)境中加速了水化過程造成7 d強(qiáng)度上漲快[13-14]；其二為海水海砂中豐富的海洋離子如氯離子和硫酸根離子同樣可以加速水化過程[15-16].此外，Type1AASSC的兩種強(qiáng)度在7 d和28 d下均比Type2AASSC的高.其原因?yàn)楸旧矸勖夯一钚约幢鹊V粉活性低，粉煤灰的作用基本為調(diào)節(jié)新拌混凝土的流動度，隨著粉煤灰的摻量變大，在堿激發(fā)膠凝材料體系中同樣降低混凝土強(qiáng)度[14].

圖4 常溫下7 d和28 d的AASSC立方體抗壓強(qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度結(jié)果Fig.4 Result of 7 d and 28 d cubic compressive strength and splitting tensile strength at 20℃

由圖5可知，隨著溫度的升高，兩種AASSC的立方體抗壓強(qiáng)度在200 ℃和400 ℃較常溫下稍有提高，Type1AASSC分別提高10%和3%左右，Type2AASSC分別提高13%和9%左右，此后高溫作用導(dǎo)致的強(qiáng)度損失嚴(yán)重.到達(dá)800 ℃時，兩種AASSC殘余強(qiáng)度僅為常溫時的14%和44%.200 ℃強(qiáng)度提高的原因?yàn)槲此姆勖夯液偷V粉反應(yīng)生成莫來石以及在此溫度下對AASSC形成內(nèi)養(yǎng)護(hù)使得強(qiáng)度提高[17].600 ℃后AASSC強(qiáng)度急劇下降的原因?yàn)榇罅康幕瘜W(xué)結(jié)合水損失造成混凝土內(nèi)部孔隙變多，以及高溫下混凝土?xí)l(fā)生膨脹，初始裂縫會變寬邊長，膨脹引起的裂縫也會隨之增多[18].800 ℃后AASSC強(qiáng)度損失50%以下，混凝土表面密密麻麻肉眼可見的裂縫，疏松多孔.有意思的是，礦粉含量多的Type1AASSC在20 ℃、200 ℃和400 ℃高溫下抗壓和抗拉強(qiáng)度比Type2AASSC高，原因?yàn)楦嗟牡V粉在堿激發(fā)作用下產(chǎn)生更多的水化產(chǎn)物如C-S-H以及C-A-S-H，使得結(jié)構(gòu)更為密實(shí)，但大摻量礦粉的Type1AASSC形成的此類水化產(chǎn)物同樣造成了600 ℃和800 ℃大幅度強(qiáng)度的損失，原因?yàn)镃-S-H和C-A-S-H對高溫敏感易分解[19-21].

圖5 不同高溫后兩種AASSC立方體抗壓強(qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度的結(jié)果Fig.5 Results of cubic compressive strength and splitting tensile strength of two types AASSC exposed different elevated temperature

2.2 掃描式電子顯微鏡(SEM)分析

電鏡圖中紅色虛線為堿激發(fā)漿體與粗骨料之間的粘結(jié)界面.從電鏡圖中可以看出，常溫下兩種AASSC的堿激發(fā)漿體與粗骨料粘結(jié)十分緊密，漿體區(qū)出現(xiàn)一些收縮裂縫，以及許多未水化的粉煤灰球狀顆粒，而且Type2AASSC中未水化的粉煤灰球狀顆粒更多，微裂縫更多，這也導(dǎo)致其強(qiáng)度低于Type1AASSC.200 ℃后，粘結(jié)界面依舊比較緊密，未水化的粉煤灰數(shù)量明顯變少，說明此溫度下粉煤灰在堿激發(fā)劑作用下繼續(xù)發(fā)生水化反應(yīng).這解釋了在此溫度下AASSC抗壓強(qiáng)度提高的原因.此外，部分微裂縫在粘結(jié)界面開展，并且裂縫寬度逐漸變大.因?yàn)樽杂伤膿p失，出現(xiàn)了小的孔隙區(qū)，這造成了抗拉強(qiáng)度的降低.400 ℃后，圖中所示裂縫數(shù)量減少，這是因?yàn)楦邷厥沟脻{體膨脹閉合了部分裂縫[22].一些大大小小的較大孔隙區(qū)出現(xiàn)，在Type2AASSC中尤為多見，這造成了漿體松散多孔.600 ℃后，隨著化學(xué)結(jié)合水的損失，較大孔隙區(qū)的數(shù)量增多，并且孔隙直徑在變大.Type1AASSC中已經(jīng)看不到明顯的裂縫，而Type2AASSC中因?yàn)槠浔旧砹芽p多，裂縫寬度也逐漸在增大.這些都造成了AASSC強(qiáng)度進(jìn)一步降低.800 ℃后，Type1AASSC漿體疏松呈顆粒狀，粘結(jié)界面十分脆弱.Type2AASSC則出現(xiàn)了大孔隙區(qū)與大裂隙，但相比Type1AASSC其粘結(jié)界面較為完整.這造成兩類AASSC在800 ℃強(qiáng)度的大量損失.

圖6 兩種AASSC不同高溫后SEM分析Fig.6 SEM analysis of two types AASSC exposed different elevated temperature

2.3 基于邊界效應(yīng)的ft與KIC的預(yù)測

2.3.1ft與KIC的閉合解

傳統(tǒng)連續(xù)介質(zhì)力學(xué)計算得出的ft建立在材料是均勻的，可是混凝土材料由不同的組分組成，內(nèi)部極其不均勻.尺寸效應(yīng)模型被Ba?ant提出，他提出試件的尺寸對斷裂參數(shù)的確定有影響[23].從另外一個角度，一個閉環(huán)的邊界效應(yīng)模型(BEM)被Hu提出，當(dāng)裂縫尖端遠(yuǎn)離試件的邊界，斷裂參數(shù)的尺寸效應(yīng)基本消失[7-9].近年來，BEM模型已經(jīng)在混凝土材料被多次驗(yàn)證其正確性[24-25].圖7所示為三點(diǎn)彎梁當(dāng)極限荷載Fmax達(dá)到時截面的應(yīng)力分布，Δac為等效裂縫擴(kuò)展長度，它等于一個離散系數(shù)β乘平均骨料粒徑G.對于混凝土材料，本試驗(yàn)中使用的粗骨料最大骨料粒徑為10 mm，根據(jù)理論預(yù)測模型，綜合考慮粗骨料與細(xì)骨料粒徑的影響，G≈dmax/1.5≈7 mm.假設(shè)在有限裂縫擴(kuò)展長度的虛擬裂縫區(qū)粘結(jié)應(yīng)力隨著名義強(qiáng)度σn變化為一個常數(shù).根據(jù)圖中力的平衡關(guān)系可以得出如下關(guān)系.

(1)

式中：W為梁自重，b為梁寬，h為梁高，a0為初始裂縫長度，L為梁的跨度.

圖7 當(dāng)Fmax達(dá)到時截面應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution in the cross-section when Fmax is reached

圖8展示的是σn隨ae變化的曲線圖.其中ae是等效裂縫長度，其用于描述裂縫尖端距離試件最近邊界的距離.根據(jù)BEM，σn可以表示為

圖8 σn隨ae變化曲線Fig.8 Variation of σn with ae

(2)

(3)

式中：α為縫高比等于初始縫長a0與梁高h(yuǎn)之間的比值.對于跨高比為4的標(biāo)準(zhǔn)三點(diǎn)彎曲梁為

(4)

(5)

結(jié)合公式(1)和(2)可得

(6)

式中：

(7)

通過結(jié)合公式(5)，斷裂韌度KIC可以得到

(8)

2.3.2ft和KIC結(jié)果分析

從公式(6)和(7)可以看到，三點(diǎn)彎試驗(yàn)梁的基本尺寸信息、平均骨料粒徑G、離散系數(shù)β、縫高比以及最大承載力Fmax知道后，ft和KIC都可以通過簡單的公式得到求解.利用公式(6)計算得到的不同溫度后的ft隨初始裂縫長度a0的曲線如圖9所示，KIC隨a0的變化規(guī)律與ft一致，因?yàn)楣?8)所示兩者成正比關(guān)系，這里就不再敘述.

圖9 不同高溫下ft隨a0的變化Fig.9 Variation of ft with a0 after exposure to different temperatures

如圖9所示，ft基本隨a0水平波動變化，這是因?yàn)榛炷敛牧系牟痪鶆蛐詫?dǎo)致的，即使是同情況下的五個試件，計算得出的ft也有差距.此外，這種水平波動變化也說明了這一種尺寸的試件在恒溫加熱180 min后，混凝土內(nèi)外部達(dá)到了受熱均勻的狀態(tài)，否則，圖中的散點(diǎn)不會均勻的波動變化，會出現(xiàn)明顯的折點(diǎn).

圖10所示為ft隨溫度的變化曲線，同樣，KIC隨溫度變化曲線類似這里也不再贅述.從圖中可以看出，兩類AASSC隨溫度的升高，ft變化規(guī)律近似為一條負(fù)斜率的直線，在400 ℃之前，Type1AASSC的ft比Type2AASSC大，600 ℃后Type1AASSC則相對小，這與劈裂抗拉強(qiáng)度得出的規(guī)律一致.圖中的每一個數(shù)據(jù)點(diǎn)為每一類AASSC五種溫度、五種縫高比共25個試件ft計算結(jié)果的平均值，并且添加了代表95%保證率上下限的誤差棒.表5展示了兩種AASSC在不同高溫溫度下的ft和KIC的計算結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)基于BEM計算得到的ft明顯高于相同溫度下的劈裂抗拉強(qiáng)度fts.這是因?yàn)楸疚乃岢龅哪Ｐ陀嬎愕贸龅目估瓘?qiáng)度為真實(shí)值，而劈裂抗拉試驗(yàn)得到的拉伸強(qiáng)度為破壞截面上的平均強(qiáng)度.

圖10 ft隨溫度變化曲線Fig.10 Variation of ft with temperature

表5 ft和KIC的計算結(jié)果Tab.5 Results of ft and KIC

3 結(jié)論

本文對兩種AASSC進(jìn)行了五種高溫溫度后抗壓、抗拉與斷裂性能的試驗(yàn)研究，觀察了其高溫后微觀界面的形貌變化，并最終基于BEM探究了該堿激發(fā)海砂混凝土高溫后無尺寸效應(yīng)的斷裂參數(shù)的預(yù)測，得到結(jié)論如下：

(1)該AASSC具有明顯的快凝早強(qiáng)的特點(diǎn).護(hù)齡期到達(dá)7 d時，其抗壓強(qiáng)度和劈裂抗拉強(qiáng)度可分別達(dá)到28 d的80%和70%.而且這種早期強(qiáng)度上漲的快慢與粉煤灰和礦粉摻量比沒有明顯關(guān)系.此外，本文兩類AASSC混凝土在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，有研究表明，隨著試件養(yǎng)護(hù)溫度從50 ℃到90 ℃，混凝土7 d與28 d強(qiáng)度比從50%提高至62%[26].這說明高溫養(yǎng)護(hù)有利于堿激發(fā)混凝土早期強(qiáng)度的發(fā)展；

(2)在加熱至200 ℃后，兩種AASSC的立方體抗壓強(qiáng)度有一個明顯的上漲，原因?yàn)槲此牡V粉和粉煤灰繼續(xù)其水花反應(yīng)，從SEM圖中也可以看到球狀顆粒未水化的粉煤灰在200 ℃高溫后消失殆盡.該兩種AASSC的抗拉強(qiáng)度變化則從200 ℃到800 ℃過程中一直逐漸降低，這是因?yàn)閺腟EM圖中可以看到高溫的作用劣化了堿激發(fā)漿體，從而使堿激發(fā)漿體與骨料之間的粘結(jié)變?nèi)酰瑢?dǎo)致了強(qiáng)度的降低.粉煤灰和礦粉的微觀化學(xué)成分對不同高溫下混凝土的宏觀力學(xué)性能也有影響，礦粉較粉煤灰中含有更多的活性物質(zhì)如氧化鈣、二氧化硅、氧化鋁，所以常溫、200 ℃、400 ℃后Type1AASSC的強(qiáng)度高于Type2AASSC，而更好的溫度對這些活性物質(zhì)產(chǎn)生的水化產(chǎn)物比如C-S-H和C-A-S-H不利，所以600 ℃高溫后Type2AASSC殘余強(qiáng)度更高；

(3)對于每種AASSC，其預(yù)測到的ft和KIC隨a0呈水平波動變化，即隨縫高比的增加沒有明顯的趨勢變化，這是在不同方向以及不同的試件材料的不均勻性導(dǎo)致的；

(4)隨著高溫溫度的升高，每種AASSC的ft都呈現(xiàn)負(fù)斜率的下降，這與劈裂抗拉強(qiáng)度結(jié)果的規(guī)律不謀而合.并且溫度越高，這種下降的程度越大因?yàn)槠鋬?nèi)部損傷的擴(kuò)大.在400 ℃以下，更高GGBFS/FA質(zhì)量比的堿激發(fā)海砂混凝土預(yù)測得到的斷裂參數(shù)值比低GGBFS/FA質(zhì)量比的混凝土高；超過400 ℃后，前者強(qiáng)度損失更大并且其殘余強(qiáng)度明顯低于后者.