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学校代号10532学号S12011029分类号TU528.1密级公开硕士学位论文高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究学位申请人姓名金宝培养单位湖南大学土木工程学院导师姓名及职称霍静思教授学科专业土木工程研究方向混凝土论文提交日期2015年5月24日 学校代号：10532学号：S12011029密级：公开湖南大学硕士学位论文高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究学位申请人姓名：金宝导师姓名及职称：霍静思教授培养单位：湖南大学土木工程学院专业名称：土木工程论文提交日期：2015年5月24日论文答辩日期：2015年5月27日答辩委员会主席：李正农教授 ExperimentalstudyondynamicbehaviorofconcreteafterexposuretohightemperatureunderimpactloadbyJINBaoB.E.(ChongqingjiaotongUniversity)2012AthesissubmittedinpartialsatisfactionoftheRequirementsforthedegreeofMasterofEngineeringinCivilEngineeringintheGraduateSchoolofHunanUniversitySupervisorProfessorHUOJingsiMay,2015 湖南大学学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的论文是本人在导师的指导下独立进行研究所取得的研究成果。除了文中特别加标注引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写的成果作品。对本文的研究做出重要贡献。的个人和集体，均己在文中明确方式标明本人完全意识到本声明的法律后果由本人承担。作者签名：＾＾日期：年６月＾日学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文的规定，同意学校保留并向国家有关部口或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权湖南大学可将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可［＾采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。本学位论文属于■１、保密□，在年解密后适用本授权书。２、不保密Ｄ。＂＂（请在Ｗ上相应方框内打Ｖ）＾＞／作者签名：金净日期；节玉年月日（导师签名日期；沁（ｒ年月ｒ日 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究摘要近年来，恐怖袭击事件及建筑火灾事故频发，在高温和冲击荷载作用下建筑结构一旦丧失承载能力发生整体坍塌将造成巨大的生命财产损失。混凝土材料高应变率下的动态力学性能和高温静态力学性能研究已经比较成熟，但混凝土在冲击荷载和火灾联合作用下的力学性能研究比较少见，且目前有限的研究也大多采用小杆径（小于100mm）的SHPB装置进行。本文运用湖南大学φ100mm大杆径分离式霍普金森压杆(SplitHopkinsonPressureBar，简称SHPB)装置进行了高温后混凝土的冲击力学性能试验，同时还进行了高温后混凝土的微观结构试验研究，主要包括以下几个方面的研究工作：（1）鉴于材料冲击荷载作用下应变率效应分析的需要，首先进行高温后混凝土的静态抗压强度试验，并对国内外有关高温后混凝土静态抗压试验研究文献进行统计，探究高温后混凝土残余抗压强度变化规律的复杂性。（2）以温度和冲击速度为试验参数进行高温后混凝土的SHPB冲击压缩力学性能试验，分析温度和应变率对高温后混凝土动态冲击应力-应变曲线特征的影响规律。（3）与其它学者小杆径SHPB冲击试验结果进行对比，探究高温后混凝土的动态强度增大系数（DIF）的变化规律，进行高温后混凝土SHPB冲击作用下的应变率效应和尺寸效应分析。（4）进行高温后混凝土及水泥浆体的热重分析（TG）、电镜扫描（SEM）和压汞（MIP）试验，得到高温后混凝土的组成成分和微观结构变化规律，揭示高温后混凝土动、静态力学性能的高温损伤机理。关键词：混凝土；高温后；分离式霍普金森压杆（SHPB）；动态强度增大系数（DIF）；微观试验II 硕士学位论文AbstractInrecentyears,frequentlyhappenedthebuildingfireaccidentsandterroristattacks.Thebuildingbearingbothofthehightemperatureandimpactloadcollapsedofwholewilltakeahugedamagetothelifeandproperty.Untilnow,researchonthedynamicmechanicalpropertiesunderhighstrainrateandstaticmechanicalpropertiesafterhightemperaturesbotharerelativelymature.However,itiscomparativelyuncommonfortheresearchonthemechanicalpropertiesofconcreteunderthejointactionofhightemperatureandimpactload.Also,thelimitedstudiesaremostlyconductedbysmalldiameterrodSHPBdevicesatpresent.Inthispaper,Φ100mmSplithopkinsonpressurebar(SHPB)inHunanUnivertitywasusedtostudyimpactbehaviorofconcreteafterhightemperatures.Themainjobsasfollows:(1)Needstoanalyzetheeffectsofthestrainrateonmaterial,thestaticcompressivestrengthtestsonconcreteafterhightemperaturewillbeconductedfirstly.Then,astatisticoftheliteratureonthestaticcompressivetestsofconcreteafterhightemperaturedomesticandaboardwillbeconductedtoexplorethecomplexityofthechangelawofresidualcompressivestrengthofconcreteafterhightemperature.(2)TheSHPBimpactmechanicalpropertiesofconcreteafterhightemperatureswillbetestedtoanalyzetheeffectoftemperatureandstrainrateondynamicstress-straincurvesofconcreteafterhightemperaturewiththeparametersoftemperatureandimpactvolocity.(3)ComparewiththetestsconductedofsmalldiameterrodSHPBdevicetoexpolrechangelawofthedynamicstrengthincreasefactor(DIF)ofconcreteafterhightemperature,analyzingthestrainrateeffectandsizeeffectofconcreteafterhightemperatureunderimpactloadofSHPB.(4)ThermogravimetricAnalysis(TGA),ScanningElectronMicroscope(SEM)andMercuryIntrusionPorosimetry(MIP)testswillbeconductedontheconcreteafterhightemperaturestorevealthedamagemechanismofhightemperatureonthedynamicandstaticmechanicalpropertiesofconcrete.KeyWords:Concrete;Hightemperature;Splithopkinsonpressurebar(SHPB);Dynamicincresesfactor(DIF);MicroscopictestIII 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究目录学位论文原创性声明..................................................................................................I摘要............................................................................................................................IIAbstract....................................................................................................................III第1章绪论...............................................................................................................11.1课题研究背景及意义...................................................................................11.2课题研究进展..............................................................................................31.2.1高温后混凝土的静态残余抗压强度.....................................................31.2.2混凝土的冲击动态力学性能.................................................................61.2.3高温混凝土的冲击力学性能.................................................................81.2.4水泥基材料高温后微观结构试验.........................................................91.3本文主要研究内容、方法和研究成果......................................................111.3.1研究内容和方法..................................................................................111.3.2研究成果..............................................................................................11第2章高温后混凝土抗压强度研究.......................................................................122.1试验概况....................................................................................................122.2.1试验设计..............................................................................................122.2.2试验方法..............................................................................................122.2试验结果....................................................................................................132.3.1试验现象..............................................................................................132.3.2试验结果..............................................................................................142.3高温后混凝土抗压试验文献统计分析......................................................142.4.1试验统计..............................................................................................142.4.2试验分析..............................................................................................172.4本章小结....................................................................................................21第3章高温后混凝土SHPB冲击试验...................................................................223.1引言............................................................................................................223.2试验概况....................................................................................................223.2.1试验设计..............................................................................................223.2.2试验装置..............................................................................................253.2.3SHPB试验原理....................................................................................263.2.4SHPB试验方法....................................................................................28IV 硕士学位论文3.3试验结果....................................................................................................293.3.1试验现象..............................................................................................293.3.2SHPB压杆原始波形图........................................................................303.3.3动态应力应变曲线..............................................................................313.3.4应变率效应分析..................................................................................403.4本章小结....................................................................................................46第4章高温后水泥基材料的微观试验...................................................................474.1引言............................................................................................................474.2试验概况....................................................................................................474.2.1试验设计..............................................................................................474.2.2试验方法及原理..................................................................................474.3试验结果....................................................................................................494.3.1试验现象..............................................................................................494.3.2热重分析..............................................................................................504.3.3SEM试验结果......................................................................................524.3.4MIP试验结果.......................................................................................544.4混凝土宏观力学性能的微观损伤机理分析..............................................574.5本章小结....................................................................................................59结论与展望...............................................................................................................60参考文献...................................................................................................................63致谢...........................................................................................................................70附录A（攻读学位期间所发表的学术论文目录）................................................71V 硕士学位论文第1章绪论1.1课题研究背景及意义21世纪以来，恐怖主义日益猖獗，针对建筑物的爆炸袭击事件越来越多。众所周知就是2001年的“9.11事件”，该事故共造成世贸双塔在内的6座建筑完全倒塌，23座高层建筑受到不同程度损坏，3000多人死亡，千亿美元的经济损失，如图1.1所示。另外，随着人类生活对可燃性能源的依赖性的提高和高层建筑的日益增多，建筑火灾事故和爆炸事故也日益频繁，并且通常情况下，这两种事故都是同时发生。较熟知的如，2003年12月9日发生在湖南衡阳的煤气泄漏导致的爆炸事故，同时引发巨大火灾，如图1.2所示，最终大厦建筑部分坍塌，造成20多名消防官兵牺牲；最近发生的如，2015年1月3日，哈尔滨一个仓库发生大火(图1.3)，在基本扑灭建筑外部明火的情况下，消防官兵进入3层仓库内进行进一步灭火，此时上部居民楼在毫无征兆下突然整体坍塌，最终导致5名消防官兵牺牲，十多名消防官兵受伤等等。此外，随着国际形式日趋复杂，国际战争随时可能发生，此时军事防御工事及民用建筑人防就可能遭受军事武器的强烈爆炸冲击及次生火灾的作用等。所以，针对建筑物的抗火和抗爆研究，对于建筑物应对以上提到的这些极端灾害现象，减小事故破坏规模和人员财产损失具有重要意义。图1.1美国“9.11事件”图1.2湖南衡阳“11.3”大火“9.11事件”灾后事故调查表明，按照世贸大厦本身的设计标准，单单该客机的撞击作用，并不至于造成大厦的整体倒塌，也不会造成如此严重的后果。倒塌的原因是撞击和爆炸对撞击层造成一定结构损伤的同时又引发大火，当大火持续到一定时间时，导致撞击层构件受高温软化而丧失承载力，那么撞击层上部的结构就犹如一个巨大的“落锤”砸向下部结构，下部结构在巨大的冲击作用下，1 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究承载能力不足，进而发生整栋大楼坍塌。而实际上，几乎所有的建筑物爆炸或火灾事故都会经历类似的损伤过程。要么是先由于冲击波导致建筑构件的初步损伤，进而在次生火灾下构件性能进一步弱化，直到承载力不足时发生整栋建筑坍塌；要么是先发生火灾，导致建筑构件的高温损伤，然后在次生爆炸作用及局部构件坍塌的冲击荷载下整栋建筑发生坍塌。图1.32015年哈尔滨某商铺“1.3”大火从目前来看，对于爆炸和火灾联合作用下建筑材料的力学性能研究，人们大多还是单纯从材料高应变率和高温两个方面分别加以研究。而实际上，建筑材料在爆炸及其引起的火灾事故中其损坏破坏是在冲击损伤和高温损伤两个方面同时耦合的联合作用过程。即可根据实际工况分为两种情况：一是先发生火灾，然后次生爆炸导致的连续倒塌，这类问题的核心是建筑材料在高温作用下其强度和刚度已经有一定的损伤，在此基础上又遭受爆炸冲击的破坏；二是先发生爆炸，然后在次生火灾下整体倒塌，这类问题的核心是建筑构件在爆炸冲击作用下已经发生局部损伤或者严重破坏，然后高温导致其力学性能进一步弱化，最后导致整栋建筑的整体倒塌。本文针对高温后混凝土材料的抗冲击力学性能研究，类似于第一种实际荷载工况，即混凝土材料在高温损伤的前提下，又经历高应变率冲击荷载，研究材料在高温损伤效应和应变率强化效应的耦合作用下的力学性能，混凝土作为一种脆[1]性材料被认为对温度和应变率都存在敏感性，高温带来的混凝土微观结构的巨[2]大变化改变了其力学性能，高应变率导致的动态惯性效应使得混凝土的破坏准[3]则与其静力情况大不一样。本文的研究一方面是对混凝土材料高温力学性能和冲击力学性能的完善，另一方面为钢筋混凝土构件高温后的冲击力学性能的研究奠定基础。2 硕士学位论文1.2课题研究进展1.2.1高温后混凝土的静态残余抗压强度混凝土高温后的静态残余抗压强度的研究由来已久，由于其影响因素众多，导致至今人们对该研究领域的认识仍然没能得到一些统一的结论。有学者把影响高温后混凝土残余抗压强度的因素归纳内因和外因，其中内因包括混凝土强度等级、水灰比、水泥含量、骨料种类、掺加料种类和含量、养护条件和龄期、试件尺寸等等，外因包括温度、受热时间、冷却方式、高温后静置条件和静置时间等等。国内外众多学者分别针对这些影响因素，对混凝土的高温后残余抗压强度进行了一系列的研究。从内因角度：骨料体积占到了混凝土总体积的70~80%，所以许多学者认为骨料的种类对混凝土的耐火性能影响很大，目前针对混凝土骨料种类的研究普遍是分为两种类[4,5,6]型，即硅质骨料和钙质骨料，绝大多数研究者认为硅质骨料中的石英在高温过程中发生相变。众所周知的是在573℃时SiO2由型转变成型，发生1~5.7%的体积膨胀，对混凝土造成一定程度的损伤，所以认为硅质骨料混凝土的高温后[7]残余抗压强度较钙质骨料的要低，甚至在Eurocode2part1-2中都给出了类似的[8]规定。但是Zhi(2014)提出不能简单的按硅质和钙质骨料混凝土进行高温后混凝土的残余强度分析，通过实验发现同是硅质骨料，燧石的耐高温性能较石英岩要差的多。除了骨料之外，混凝土强度等级和水灰比也是影响混凝土耐高温性能的重要[9]因素，Metin(2006)分别对34MPa的普通混凝土（OMC）和71MPa的高性能混凝土（HPMC）进行了高温后抗压强度试验，结果OMC残余强度随温度的升高一直降低，到600℃时几乎完全丧失强度，而HPMC在200℃之前强度降低，200℃~400℃时强度又有所恢复，之后继续衰减，直到800℃时强度才几乎完全丧失。[10]余志武(2005)认为高性能混凝土残余抗压强度随温度的损失较普通混凝土慢，并结合文献[11~13]提出了高温后普通混凝土和高性能混凝土残余抗压强度的回归公式：f(T)1c=(1.1)[()]C1fc1+9T−20/800式中，f为常温下混凝土轴心抗压强度；对于普通混凝土c=3.55；对于高性c1能混凝土c=6.701[14]Phan(2001)对水灰比从0.22~0.57的四种高性能混凝土进行了高温后残余抗压强度试验，其常温下强度从93MPa~51MPa变化，结果发现水灰比越低（强度越高）的混凝土相较水灰比越高（强度越低）的混凝土其残余强度衰减的越慢。水灰比（w/cm）相同时，掺加了硅粉的混凝土在200℃时强度衰减的更厉害，并3 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究且硅粉的加入还增大了混凝土爆裂的几率。同时，通过对高温过程中混凝土温度场的测量，提出了导致混凝土爆裂的两大诱因，一个是由于孔隙蒸汽压力的累积，[15]另一个重要原因是热应力导致的应变能的累积；Ahmed(1992)还通过试验研究发现对于相同水灰比但是水泥含量不同的混凝土，水泥含量较高的混凝土高温后残余强度衰减的较慢；另外，还有很多学者针对混凝土中不同的矿物掺加料的影响，研究了混凝土[16~18][17]高温后残余抗压强度的变化规律。Behnood(2008)通过对不同水灰比（0.3,0.35,0.4）和硅粉（SF）含量（0%，6%，10%）的混凝土进行高温后抗压强度试验，发现在200℃之前硅粉含量对相对残余抗压强度的影响不大，300℃之后不利影响越来越大，600℃时硅粉含量6%和10%的混凝土相比纯混凝土相对残余抗压强度分别低6.7%和14.1%，最后作者提出6%的SF含量和0.35的水灰比（w/c）[18]是高强混凝土的最优配合比。Delhomme(2012)对矿渣微粒(GGBFS)掺量分别为0%、20%、50%和80%的混凝土进行了高温后强度试验，认为GGBFS可以显著提高混凝土的耐火性能，对于掺加50%GGBFS的混凝土，加热到600℃时的残余[16]强度与其初始强度相当；Nadeem(2013)对粉煤灰掺量分别为20%，40%和60%的混凝土进行了高温后强度试验，结果表明粉煤灰的掺加减缓了混凝土随温度升高强度衰减的速率，并且20%的粉煤灰掺量使得混凝土的耐火性能最好。除了混凝土的组成成分因素之外，还有学者研究了混凝土的养护条件、试验[15,19][15]龄期等因素对其高温后残余抗压强度的影响，Ahmed(1992)发现7d龄期的[19]混凝土其高温后相对残余抗压强度较35d的稍大，Vodàk(2004)研究了28d和90d龄期的混凝土在中低温区段（100℃~300℃）的高温后的残余抗压强度和孔隙率的关系，认为28d龄期时混凝土的水泥水化程度较低，在中低温区段还要发生二次水化，这类似于蒸汽养护，使得混凝土的孔隙率还有所减小，抗压强度有所提高，而90d龄期的混凝土水泥的水化程度已经很大，在中低温段没有二次水化作用来弥补混凝土的温度损伤，所以混凝土的抗压强度和孔隙率随温度的升高而[20]弱化。另外，Tahir(2014)发现试件尺寸对混凝土的相对残余抗压强度几乎无影响。从外因层面来讲：[21]Wu(2014)研究了恒温时间（1~6h）对混凝土残余抗压强度的影响，发现恒温时间大于3h之后继续恒温对混凝土的残余抗压强度几乎无影响。文献[22]研究了100~500℃时，恒温时间分别为6,24,36,48和72h时的混凝土的高温后抗压强度，结果表明恒温时间对混凝土的残余抗压强度的影响很小。对高温后混凝土的残余抗压强度的研究，冷却方式是很重要的一个影响因素，[9,11,23,24][24]所以历来对其进行研究的学者也有很多，Kowalski(2007)认为330℃时，浸水冷却相较自然冷却影响最大，自然冷却混凝土只有10%的强度损伤，而在水4 硕士学位论文中浸泡5min和20min冷却的混凝土强度损伤分别达到了35%和55%，作者认为这是由于水冷过程的热应力导致的裂缝发展对混凝土造成进一步损伤，而550℃时，冷却方式反而对混凝土的残余强度影响不大，作者认为这是由于550℃时混凝土已经有很大损伤，温度裂缝已较多，内部刚度减小，从而即使水冷过程中温[23]度梯度导致的热应力也可以得到释放；Alessandra(2011)对普通混凝土(OPC)和掺加了矿渣（BS）的混凝土(OPC/BS)经历400℃和800℃高温后采用炉内冷却和喷水冷却的方式，结果400℃时所有混凝土(OPC和OPC/BS)喷水冷却的残余抗压强度相比炉内冷却都要低20%左右，而800℃时OPC喷水冷却相较炉内冷却强度要低14%，而其余混凝土强度只相差5%左右，作者认为喷水冷却导致更大的强度损伤并不能仅仅归因于温度梯度产生的热应力，还有CaO的再水化导致的体积膨胀；类似的结论在文献[9,11]中也可以看到。试验室条件下，往往混凝土高温冷却后并不会马上进行抗压强度试验，不同试验者对高温后的混凝土静置的环境和时间不同，得到的残余强度也会有差异[11,21,25,26]，大多数学者都认为高温后静置于水中的混凝土相比静置在空气中的混凝土残余抗压强度有较大程度的恢复，且随着静置时间的增加强度前期恢复较快，[11]之后恢复逐渐放缓直到稳定。但是，阎继红(2002)发现同是喷水冷却的混凝土静置在潮湿环境相比静置在自然环境中对其残余强度更加不利，且随着静置时间[23]的增加，这种不利影响还会加剧。文献也发现类似现象，认为这是由于CaO在富水环境中生成的CH晶体相比其在蒸汽环境下生成的CH晶体体积膨胀更小。另外，基于混凝土结构火灾后的评估及修复和加固技术的研究，又有学者研究了[27]不同的处理措施和静置时间对高温后混凝土残余强度的影响。Lin(2011)对经历400~1000℃高温后的混凝土在水中养护72h，然后分别静置4~177d，结果表明在500℃之前，经过水养护的混凝土静置一定时间后其相对残余抗压强度都可以达到1.0，当温度达到600℃时即使采用水养护的混凝土，其残余抗压强度衰减程度也比较厉害，另外，随着静置时间的延长，混凝土的残余强度也逐渐恢复到趋于稳[25]定；Poon(2001)也发现高温后水中养护可以大幅提高混凝土的残余强度，并且掺加粉煤灰(FA)的混凝土强度恢复更显著，作者还认为只要保证混凝土温度低于[21]600℃通过水养护的方式都可以使得混凝土具有较好的强度恢复；Wu(2014)提出高温后混凝土在冻融环境下强度还要进一步衰减。影响混凝土高温后残余抗压强度的因素众多，并且某些因素之间又互相关联，导致针对高温后混凝土残余抗压强度的研究比较复杂，不同的研究者得到的试验结果存在较大差异。通常研究者只能就某几个影响因素进行试验研究，容易忽略其它未考虑影响因素对试验结果的影响，所以有必要针对不同研究者的试验结果进行综合分析，对高温后混凝土的静态抗压强度变化规律的复杂性有更清楚的认识。另外，对高温后混凝土静态抗压强度的研究是分析其动态应变率效应的基础。5 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究1.2.2混凝土的冲击动态力学性能总的来说，混凝土结构冲击荷载下的动态承载力的研究主要可以分为两个部分：混凝土材料动态力学性能特征的研究和混凝土结构在冲击荷载下的破坏模式及机理研究。这两者是相辅相成的，对混凝土材料力学性能的准确把握是进行混凝土结构破坏模式分析的基础，而对混凝土结构破坏模式的分析又是进行混凝土材料动态性能研究的最终目的。目前进行材料动态力学性能研究最常用的两种试验技术是落锤冲击试验[28~30,77,78][33~57]和SHPB试验。这两种试验技术都有各自的优势和局限性，对于落锤冲击试验而言，能获得的材料应变率上限较低，但是该装置可以实现较大尺寸试件的冲击试验；而对于SHPB冲击试验来说，通过调整冲击速率和改变冲击杆长度可以获得较高的材料应变率（目前相关实验研究表明对于混凝土材料的应变3-1率研究范围可以达到10~10s），但是受压杆杆径的限制只能进行相对较小尺寸[31]试件的冲击性能试验。由于落锤试验所能达到的混凝土材料应变率远远不能达到混凝土结构爆炸冲击荷载下的应变率值，所以目前针对混凝土材料动态冲击性能的研究应用最广泛的还是SHPB装置。混凝土材料在高应变率下的动态力学性能由于具有瞬时性的特点，故与其准[32]静态荷载下的力学性能有显著不同。由于材料的脆性破坏特征以及受静态围压[33]的影响较大使得其动态力学性能研究相比金属材料又要复杂的多。另外，高应变率下混凝土材料的应力应变特征还受到各种试验因素（如混凝土材料本身特性[34][35,81]（骨料类别、含水率、强度等级等），惯性效应，试件长径比以及试件端部约束条件等等）的影响。尽管如此，过去几十年间，通过对混凝土材料在高应变率下大量的动态力学性能的研究还是得到了丰富的研究成果：-1文献[31,36]认为混凝土的动态抗压强度在中等应变率（10s）之前保持线性增长，文献[37]认为在高应变率时混凝土的动态抗压强度也保持线性增长。而对于混凝土的动态强度增大系数（DIF），有研究表明DIF值与应变率之间呈非线性[38]关系增长，但更多的研究认为混凝土的DIF值与应变率之间的关系分为两个阶段，第一个阶段，DIF值随应变率线性增长到某一临界应变率处，之后进入第二[36,37,39]阶段，DIF值随着应变率的增大呈现非线性的快速增大，但是对于临界应[37,40,41]变率的大小不同的研究者得到的研究结果差别很大。[82]CEB规范规定：1.026αfε&−1cd&=ε≤30sfε&cssDIF=1/3（1.2）fcdε&−1=γε&≤30sfsε&css−1式中f和f分别表示动态抗压强度和静态抗压强度；ε&表示应变率（s）；cdcs6 硕士学位论文6−1−1.6156α−2ε&=30×10s,为参考静态应变率；α=(5+9f/f)，f=10MPa；γ=10scscocos[46][40]Ross,etal和TedescoandRoss通过对一系列不同强度和不同含水率的混凝土试件的SHPB试验提出：−10.00965logε&+1.058≥1.0forε&≤63.1sDIF=（1.3）−10.758logε&−0.289≤2.5forε&≥63.1s[49]LiandMeng基于试验研究和有限元分析提出：−10.03438(3+logε&)+1forε&≤100sDIF=（1.4）2−11.729(logε&)−7.1372logε&+8.5303forε&≥100s[37]−1Grote,etal通过对大量水泥砂浆试件在应变率250~1700s范围内的SHPB试验提出：−10.0235logε&+1.07forε&≤266sDIF=（1.5）32−10.882(logε&)−4.4(logε&)+7.22logε&−2.64forε&≥266s[80]−1Ngo结合能量理论和对数方程提出针对混凝土应变率300s以内的DIF值计算公式：1.026αε&forε&≤ε&DIF=ε&1（1.6）sAln(ε&)−Aforε&≥ε&121式中A=.09866−.00044f；A=.21396−.00128f；α=/1(20+f2/)；1cs2cscs2ε&=.00022f−.01989f+46.1371cscs[42,43]同时，又有很多学者通过试验研究和数值模拟的方式研究了导致临界应变率出现的原因，结果一致认为当混凝土的应变率超过临界应变率时，由于惯性效应导致的侧向围压对核心混凝土的约束作用以及试件端部摩擦效应快速增大，从而使得试验得到的动态增大系数DIF值也快速增大，而这种DIF值并不能反映真正的混凝土应变率效应，在进行混凝土结构爆炸和冲击荷载作用下的单轴动态抗压强度的设计以及数值模拟时需要给予修正，但是至今仍未看到有对该问题的进一步研究。除了混凝土的动态抗压强度，也有很多学者针对混凝土的动态变形性能指标及其动态本构关系进行了研究。文献[41,43]试验研究认为混凝土的峰值应变随着应变率的增大而线性增大，而也有研究者认为应变率对混凝土的峰值应变几乎无[44]影响，甚至还有研究认为峰值应变随应变率的增大而减小；另外，文献[41]认为混凝土的初始弹性模量受应变率的影响很小，而又有研究者认为初始弹性模量[45]随应变率的增大而增大；文献[33]认为混凝土在高应变率下呈现典型的延性破坏模式，而在低应变率下呈现脆性破坏模式，而文献[41,43]却得到了完全相反的结论。文献[41]还基于连续损伤模型建立了混凝土冲击压缩荷载下的动态本构方程，该方程参数比较简单，且计算结果与试验数据吻合很好。7 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究针对混凝土材料的应变率敏感性的原因，不同的研究者也给出了不同的解释：文献[46,47]认为在低应变率下混凝土中的自由水由于类似于Stefan效应的作用产生了应变率效应；也有文献[48]认为在低应变率时，由于水泥砂浆的粘弹性特征和微裂缝扩展的时间滞后性导致了宏观上DIF的应变率效应；另外，文献[33,57]认为在高应变率下混凝土裂纹来不及扩展成核，而直接穿过骨料，使得骨料破碎，从而导致混凝土动态抗压强度的增加，而在高应变率下，由于惯性效应导致的侧向约束作用是导致混凝土的DIF值随应变率增长快速增大的一个非常重要的原因[39,42,49,50]，另外由于试件的端部摩擦导致的边界约束效应也会放大实际的应变率[49,50]效应。1.2.3高温混凝土的冲击力学性能针对混凝土材料高温作用后的静态力学性能的研究已经比较成熟，但是针对其动态冲击力学性能的研究还比较有限。目前仅有国内一些学者采用SHPB试验装置针对该课题进行了初步研究：弄清SHPB压杆冲击速率与高温混凝土在冲击荷载下的应变率大小的关系是[51][52]进行材料动态力学性能研究的前提，肖莉平(2010)、李志武等(2012)研究表明，混凝土的应变率随冲击速率的增大而增大，而温度对混凝土的应变率几乎无影响。对高温后混凝土的动态力学性能的研究，文献[51,52]认为高温后混凝土的动态抗压强度随着应变率的增大而增大，而这种应变率敏感性随着温度的升高而降低，文献[52]发现400℃时这种应变率敏感性最低，而文献[53]却认为在400℃之前混凝土的高温后动态抗压强度与常温相比损伤很小，400℃之后损伤加剧。[54][53]何远明(2011)、许金余(2013)进行了高温下混凝土的SHPB冲击试验，[54]何发现在200℃和300℃时，高温下混凝土的应变率敏感性非常低，几乎与其[53]静态强度相当，而许认为600℃是高温下混凝土的动态抗压强度发生剧烈变化[55]的临界温度。另外，Huo认为高温下混凝土的应力应变曲线随着应变率的的降低和温度的升高逐渐趋于扁平化，但是其应力应变归一化曲线的上升段变化趋势一致，可以采用统一的函数表达式。[56]贾彬(2013)在试验的基础上，基于高温后混凝土的动态力学性能是应变率强化效应和高温软化效应相互耦合这一理论基础，以经典损伤理论模型为参考，[57]建立了统一的方程来描述混凝土高温后动态应力-应变关系。刘传雄等(2011)认为高温后的混凝土材料的动态力学性能，一方面具有温度软化效应，另一方面又具有应变率强化效应，这两种耦合效应的影响中后者占主导地位。另外，目前针对高温混凝土冲击动态力学性能的研究多采用φ74mm杆径的[51,54,55][52,53,56]SHPB杆，也有少数学者采用φ100mm杆径的SHPB。由于混凝土材料非均匀性特点，针对大尺寸试件的试验研究是今后的发展趋势。8 硕士学位论文目前针对高温混凝土的动态冲击力学性能的研究还非常有限，不同文献甚至得到了互相矛盾的试验结论。另外，由于混凝土的非均匀性，试件尺寸越小材料的非均匀性对其力学性能的影响越大，尺寸效应问题也是材料动态力学性能必须要考虑的因素。所以，针对高温后混凝土的冲击动态力学性能仍值得进一步的研究。1.2.4水泥基材料高温后微观结构试验高温后混凝土的残余抗压强度表现出很大的不确定性，尤其是在中低温阶段（400℃之前），混凝土的残余抗压强度离散性很大。而对混凝土微观结构的高温损伤机理的认识，有助于更客观的认识在宏观力学性能层面相对较离散的研究结果。同时，在对高温后混凝土的动态力学性能研究的过程中也发现，对混凝土材料的微观结构变化，尤其是孔隙气压、微裂纹发展、骨料高温弱化等方面的研究，[35,54,57]也有助于对其动态力学响应有更清楚的认识。混凝土材料高温后的微观变化主要可以分为两个方面：一方面是高温过程中混凝土的组成成分变化，包括水泥水化产物以及骨料的高温分解等；另一方面是高温后混凝土的微观结构变化，包括微裂纹扩展、孔隙率劣化及骨料与水泥浆粘结面劣化等。普通硅酸盐水泥主要水化产物包括氢氧化钙(CH)、水化硅酸钙(C-S-H)、钙矾石(AFt)等，它们在不同的温度下发生分解，使得水泥石的粘结力下降。目前大部分研究者都一致认为Aft在80~150℃时基本分解完毕，CH在450~600℃之间大量分解，而C-S-H作为一种无定型态凝胶，随着Ca/Si的不同而以不同的化学形[58,59][58]式存在，其高温分解特性也相对较复杂。Alonso(2004)认为C-S-H在100~250℃之间缓慢脱水分解，250~450℃时部分C-S-H继续发生脱水反应，部分发生型态变化；450~650℃时几乎所有的C-S-H都发生分解。除此之外，水泥的未水化颗粒，在高温过程中还会发生再水化，从一定程度上弥补混凝土的高温损伤，发现从20~200℃，水泥浆中CH由于残余水泥颗粒的再水化增加了1%；[59]Fares(2010)发现在150~300℃水泥的未水化成分在逐渐减少，但是混凝土的孔隙率却在不断增加，而混凝土的残余抗压强度也在不断增加，作者猜想150~300℃时混凝土高温后残余抗压强度的增加是由于残余水泥颗粒的二次水化生成了粘结能力更强的水化产物，虽然新生成的水化物没能完全弥补由于裂纹扩展和孔隙率增大导致的孔隙劣化，但是混凝土的残余抗压强度仍然增加了。另外，在570℃左右，发生α-SiO2到β-SiO2的相变，使得混凝土的体积发生膨胀，对混凝土的[58,59]强度产生一定损伤。[60]Nadeem(2013)研究了高温后高强混凝土(HSC)的微裂纹的发展。将混凝土中的裂纹分为结构裂纹(T)、取向裂纹(O)、结构与取向型混合裂纹(TO)以及局部裂纹(L)，将水泥浆与骨料的结合区称作界面过渡区(ITZ)，通过微观试验重点分9 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究析了随着温度升高ITZ微裂纹的发展情况，认为400℃是ITZ微观结构显著劣化的临界温度。[61]Mindeguia(2010)研究了不同密实度的混凝土在高温过程中孔隙蒸汽压力的变化情况以及温度损伤大小，发现混凝土密实度越大孔隙蒸汽压力越大，但是蒸汽压力并不是导致混凝土发生爆裂的唯一因素。另外，还有学者就高温过程中[59,62]不同类型混凝土的孔隙结构变化情况进行了研究,结果一致表明混凝土的孔隙结构随着温度的升高而不断劣化，且孔隙率发生显著劣化的温度为400℃。但是，也有文献[19]发现对于龄期较低的混凝土，在100~300℃之间由于水泥的二次水化作用导致孔隙率减小。[8]Xing(2014)通过对燧石、石英石和钙质骨料的高温后试验研究，发现对于饱和燧石，在150~450℃时就发生了爆裂；而干燥燧石到450℃之后才会因为微裂纹的贯穿而破碎；石英石只有到600℃才会严重破坏；而钙质骨料加热到750℃[63]时仍然保持完整，空气中静置3d后完全破碎。金祖权(2010)通过热膨胀试验发现花岗岩骨料的线膨胀系数随温度的升高线性增加，当温度达到900℃时，达到最大线膨胀率3.4%，而水泥净浆在低于160℃时线性膨胀，在160℃~600℃时线性收缩，在600~700℃时保持稳定，之后净浆收缩速率快速增加，到900℃时其线性收缩率达到2.35%。将混凝土材料的宏观力学性能试验与微观试验相结合，通过对比分析有助于[23,59][59]对混凝土高温损伤机理的认识。Fares(2010)通过对自密实混凝土(SCC)和振动密实混凝土(VC)高温后残余抗压强度研究发现SCC在150~300℃时出现强度恢复现象，而VC随温度升高强度一直下降，之后通过对高温后混凝土取样进行微观试验发现，由于SCC水泥含量较高，所以在高温过程中发生残余水泥颗粒二次水化作用较强，而VC水泥含量相对较少，二次水化作用较弱。[23]Alessandra(2010)试验发现800℃高温后普通混凝土(OPC)静置1d后，喷水冷却相比自然冷却残余抗压强度要低14%，而掺加35%矿渣的混凝土(OPC/BS)同样情况下喷水冷却相比自然冷却只相差4%。通过微观试验发现，高温后OPC相对OPC/BS其CaO含量更高，冷却过程中CaO发生水解产生体积膨胀的变形损伤更大，另外OPC高温冷却并静置一周后，喷水冷却同自然冷却相比混凝土的残余抗压强度相当，但是微观试验发现前者的CH含量是后者的3倍，作者认为蒸汽环境下生成的CH晶体对混凝土的结构损伤更大，文献[11,25]也有同样的结论。混凝土材料高温结构损伤是其组成成分变化及其微观结构变化的综合作用。混凝土材料的高温结构损伤导致其动、静态力学性能与常温相比存在差异，所以通过对高温后混凝土不同方面的微观试验，揭示混凝土材料的高温结构损伤发展规律，有助于更好的理解高温后混凝土的动、静态力学性能的变化。10 硕士学位论文1.3本文主要研究内容、方法和研究成果1.3.1研究内容和方法本文旨在研究混凝土高温后动态冲击抗压力学性能，并从微观结构损伤层面分析高温导致混凝土力学性能损伤机理。本文共进行了三个系列试验，即高温后混凝土的静态抗压强度试验、高温后混凝土的φ100mmSHPB冲击试验以及高温后水泥基材料的微观试验。具体的研究内容如下：（1）鉴于材料冲击荷载作用下应变率效应分析的需要，首先进行高温后混凝土的静态抗压强度试验，并对国内外有关高温后混凝土静态抗压试验研究文献进行统计，探究高温后混凝土残余抗压强度变化规律的复杂性。（2）以温度和冲击速度为试验参数进行高温后混凝土的SHPB冲击压缩力学性能试验，分析温度和应变率对高温后混凝土动态冲击应力-应变曲线特征的影响规律。（3）与其它学者小杆径SHPB冲击试验结果进行对比，探究高温后混凝土的动态强度增大系数（DIF）的变化规律，进行高温后混凝土SHPB冲击作用下的应变率效应和尺寸效应分析。（4）进行高温后混凝土及水泥浆体的热重分析（TG）、电镜扫描（SEM）和压汞（MIP）试验，以期从高温后混凝土的组成成分和微观结构变化层面揭示高温后混凝土动、静态力学性能的高温损伤机理。1.3.2研究成果本文通过三个系列试验，即高温后混凝土的静态抗压强度试验、高温后混凝土的φ100mm杆径SHPB冲击抗压力学性能试验以及高温后混凝土及水泥浆的微观试验，主要得到以下的研究成果：（1）得到了C30混凝土高温后静态抗压强度随温度的变化规律，通过文献统计分析充分认识了高温后混凝土抗压强度衰减规律的复杂性。（2）得到了温度和应变率对C30混凝土高温后的SHPB冲击压缩应力应变曲线的影响规律。（3）得到了高温后混凝土φ100mm杆径SHPB冲击抗压试验下的应变率效应与小杆径SHPB冲击试验的差别。（4）揭示了C30混凝土的高温损伤机理及其对混凝土动、静态力学响应的影响。11 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究第2章高温后混凝土抗压强度研究2.1引言为了高温后混凝土SHPB冲击荷载作用下的应变率效应分析，进行普通C30混凝土高温后的静态抗压强度试验。对国内外涉及高温后混凝土残余抗压强度的相关文献进行了统计分析，揭示高温后混凝土残余抗压强度衰减规律的复杂性。2.2试验概况2.2.1试验设计试验旨在得到高温后混凝土的残余抗压强度，设计6个温度变量，分别为100℃、200℃、300℃、400℃、600℃和800℃，常温下的试验作为对比组。试件尺寸采用φ150×300mm的圆柱体，每个温度做3次重复性试验。采用C30混凝土，水泥为湖南省坪塘水泥厂生产的强度等级为#42.5的太平牌普通硅酸盐水泥，矿物成分检测记录如表2.1所示。粗骨料为粒径5~16mm的石灰岩碎石，细骨料为天然河沙，拌合水用自来水。混凝土的试验配合比及抗压强度指标如表2.2所示，试验配合比为水：水泥：细骨料：粗骨料=0.55:1:2.07:3.67，28d混凝土立方体抗压强度为31.4MPa，标准圆柱体的轴心抗压强度为28.4MPa。表2.1试验用水泥的矿物成分检测记录（重量，%）检测熟料成分矿物成分∑时间SiO2AL2O3Fe2O3CaOMgOf-CaOC3SC2SC3AC4AF13:0023.515.433.2965.040.890.3598.122.8758.208.989.1414:0022.935.403.2865.030.891.2098.347.9229.618.739.0715:0022.655.963.2166.300.893.4598.451.2126.338.769.76平均值23.035.603.2665.460.891.6798.340.6738.058.829.32注：水泥的矿物成分检测于2014年3月5日在湖南省坪塘南方水泥厂进行2.2.2试验方法高温试验采用高温试验炉如图2.1所示，炉子尺寸为：炉高×外径×内径=460mm×460mm×250mm，炉壁从内到外依次由炉衬、保温材料和金属外壳组成，采用优质电热丝加热，电热丝沿炉膛高度均匀布置。温度采用长城电炉厂生产的型号为KSY-80-T智能温度控制器（图2.2）进行控制，功率为6KW，电压为220V，最高温度为1600℃。电炉的升温过程是一个反馈调节的过程，控制器通过伸入炉12 硕士学位论文膛内的热电偶记录下炉内的实时温度，比较实时温度与设定温度的偏差来确定电热丝加热的输出功率，从而保证炉内的温度按照设定的升温方式进行。混凝土进行高温试验的龄期为35d左右，高温加热制度设定为以10℃/min的升温速率达到目标温度后恒温6h，使混凝土试件沿径向基本达到恒温场。加热结束后，撤去炉口的保温棉，使试件在炉内自然冷却到室温后取出，放在空气中静置两周左右，进行抗压试验。高温后混凝土的静态抗压试验在湖南大学材料试验室200t压力试验机上完成，通过粘贴在试件表面沿轴向的电阻应变片测量应变，每个试件在其高度中间位置粘贴三个应变片，沿试件环向均匀布置。试验采用浙江省黄岩测试仪器公司生产的型号为BX120-10AA的应变片，电阻为120±0.3Ω，栅长为10mm，栅宽为2mm，灵敏度系数为2.08±1%。表2.2C30混凝土的试验配合比和标准抗压强度标准立方标准圆柱体3混凝土配合比(kg/m)体试块28d试块28d抗水灰比(w/c)砂率标号抗压强度,压强度,fck水泥水砂子石子fcu,k(MPa)(MPa)C3032918168112080.550.3631.428.4图2.1高温电炉图2.2高温电炉的温度控制器2.3试验结果2.3.1试验现象如图2.3所示，温度低于400℃的混凝土试件在抗压试验中的破坏特征与常温的混凝土试块基本相同，即在加载的前期它们都没有出现明显的受压裂纹，当快达到试件的极限荷载的时候，此时试件的端部开始出现裂纹并迅速发展，端部13 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究边角脱落，同时发出清脆的响声，此时混凝土达到极限强度，试件的破坏面多发生在骨料和水泥砂浆的结合面以及水泥砂浆内部，可以看到试件的最终破坏形态都是在靠近试件上端部出现剪刀型斜裂缝，在“剪刀”交汇处破坏最严重，上端面的棱边破损也比较严重。温度为600℃和800℃的试块，由于它们在高温作用后就出现了裂纹，所以从开始加载就伴随着轻微的响声，同时裂纹迅速发展，当加载至混凝土试件的极限荷载时，试件沿高度自上而下出现多条贯穿且较宽的斜裂缝，个别试件呈崩溃的破坏形态，破碎成很多碎块，骨料与砂浆完全脱离粘结，破坏基本都发生在骨料和砂浆的粘结部位，骨料本身的破坏很少。综上所述，高温后混凝土试件的破坏特征为：中低温的试件，裂纹出现的较晚，但发展的很快，试件破坏的很迅速，破坏大多发生在骨料与水泥石的界面处和水泥石内部；高温混凝土试件，裂缝出现的很早，并贯穿发展很快，试件破坏严重，破坏面基本呈粉碎型，骨料与水泥石完全脱离。100℃200℃300℃400℃600℃800℃图2.3高温后混凝土试件抗压破坏形态2.3.2试验结果图2.4分别给出了本次试验高温混凝土试件的相对残余抗压强度(f(T)/f)cco和峰值应变(ε)随温度的变化情况。由图可知，普通C30混凝土的高温后残余抗c压强度随温度的升高一直降低，在300℃之前降低较慢，100℃、200℃时相对残余强度分别为90%和80%，在200~300℃之间强度基本保持不变；300℃~600℃之间强度迅速衰减，600℃时相对残余强度仅剩30%；600℃之后强度衰减速率又降低，到800℃时，仅剩下初始强度的21%。而峰值应变(ε)在常温时约为0.002，c之后缓慢增加，到300℃时达到0.003左右。而在400℃时又有所下降，之后快速增大，到600℃时达到0.005左右。2.4高温后混凝土抗压试验文献统计分析2.4.1试验统计表2.3对历年来国内外学者进行的高温后混凝土抗压试验进行了试验数据统14 硕士学位论文0.0081.21.00.0060.8coc0.6ε0.004(T)/fcf0.40.0020.20.0002004006008000100200300400500600700800oT/CoT/Ca)b)图2.4高温后C30混凝土的残余抗压强度和峰值应变的变化规律计，主要总结了不同试验者对试验条件的控制情况。如表所示，分别列出了试件尺寸、混凝土强度等级、28d立方体抗压强度、水灰比、矿物掺加料、养护方式、骨料类别、试验龄期、升温制度、冷却方式、静置时间及方式等试验条件。其中试件尺寸国内通常采用100mm或150mm的标准立方体或φ100×300mm及φ150×300mm的圆柱体，国外通常采用40×40×160mm的棱柱体或φ102×204mm的圆柱体；混凝土种类主要是普通混凝土和高强混凝土，有学者以标准立方体抗压强度作为试验变量，也有学者以水灰比作为试验变量。混凝土强度等级研究范围基本在C30~C80之间，水灰比主要在0.25~0.65之间；混凝土中较常使用的矿物掺加料种类主要有硅粉（SF）、粉煤灰（AF）、矿渣微粒（GGBFS）及偏高岭土微粉（MK）；混凝土养护方式主要以实验室自然条件空气中养护（air）和水中养护（water）为主；混凝土骨料类别主要是以钙质骨料和硅质骨料为主，其中钙质骨料常用石灰岩、花岗岩等，硅质骨料常用玄武岩、燧石等；试验龄期从28d较短龄期到180d较长龄期不等；升温制度主要是升温速率及恒温时间两个方面，通常采用的升温速率有3、5、10、15℃/min，其中绝大多数都小于10℃/min。恒温时间大多在1h~6h之间；冷却方式目前基本都采用自然冷却（air）、喷水冷却（water）及炉内冷却（furnance）三种方式；冷却后的混凝土试件，有学者会立马进行抗压试验，也有学者会静置一段时间之后再进行抗压试验，静置时间也从1d到3个月时间不等；静置环境主要是置于空气中（air）和置于水中（water）两种方式。根据既有文献中不同学者对高温后混凝土残余抗压强度各个影响因素的分析和讨论，本文通过总结概括性的将其分为三大类：第一类是混凝土的自身特性，即水灰比、强度等级、骨料种类、养护条件、矿物掺加料以及试验龄期等因素。混凝土的高温损伤过程就是其高温物理化学反应过程，混凝土的自身特性对其高温物理化学反应影响很大。对于水灰比较低或强度等级较高的混凝土，一方面其水泥含量较多，在高温下较多的残余水泥颗粒发生二次水化反应生成新的水化产物，对混凝土的残余强度有一定恢复作用15 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究[9,10,14,15]；另一方面它的密实度较高，孔隙内的蒸汽气压增加了混凝土发生爆裂的[9,14]可能。对于混凝土骨料，目前试验用绝大多数骨料都是硅质骨料和钙质骨料，[4~6]相比而言钙质骨料混凝土的耐高温性能更优越；养护条件和试验龄期实际上都是反映了混凝土的水化程度，未水化的水泥在中低温段的二次水化效应有助于[15,19]混凝土强度的恢复。对于矿物掺加料，最常用的粉煤灰（FA）和矿渣微粒[16,18](GGBFS)的掺加是有利于混凝土的高温后残余抗压强度的，而硅粉(SF)的掺加一方面有类似与FA和GGBFS的集料反应作用，对混凝土的高温性能有利，但是另一方面其填充作用和高温相变导致的体积膨胀也增加了混凝土的爆裂几率[17]。同时，矿物掺加料的添加使得水泥浆中CH的成分减少，400℃之后由于CH的高温分解产生CaO的量变少，这样高温后混凝土静置在空气中时由于CaO的水化产生的变形膨胀作用也减小。第二类是高温加热制度，即升温速率和恒温时间。升温速率的影响目前相关方面的研究文献还很少见，但是可以推测升温速率越高，混凝土试件的内外温差就越大，温度梯度导致的热应力就越大，所以对混凝土高温后残余抗压强度越不利。恒温时间方面，研究表明当恒温时间超过3h后继续增加恒温时间对混凝土的[21,22]残余抗压强度影响不大。第三类是冷却及静置条件，即冷却方式、静置环境和静置时间等。研究表明，喷水冷却相比自然冷却对混凝土的残余抗压强度损伤更大，但是不同的温度下喷[23,24]水冷却对混凝土的强度劣化的影响程度会有所不同。对于静置环境来说目前有两种观点，且分歧主要是在400℃之后。一种认为400℃之后CH分解生成CaO，[9,11]其在静置过程中再水化发生体积膨胀，对混凝土强度造成进一步的损伤。另一种观点是CaO在水蒸气中水化和在液态水中水化的表现是不一样的，在水蒸气中水化的结果就像第一种观点所描述的一样，而在液态水中水化后生成的水化产物结晶较好，且体积膨胀很小，增强了水泥浆的粘结性能，故对混凝土的强度有[23,25,27]利。对于静置时间来说目前也有两种观点。一种认为随着静置时间的延长混凝土的强度逐渐恢复，最后趋于稳[27]定，另一种认为混凝土随静置时间的变化趋势大致是先降低后又逐渐恢复，到[26]一定时间后趋于稳定。总之，高温后混凝土静置足够长时间以后，其强度就趋于稳定，且有一定程度恢复。之前学者将影响高温混凝土残余抗压强度的因素分为内因和外因，此处将高温后混凝土残余抗压强度的影响因素分为三类，即混凝土的自身特性、高温加热制度及冷却静置方式，可以从混凝土的浇筑、高温和冷却过程中依次清晰的分析混凝土的高温后抗压强度损伤规律及机理。另外这三类因素也正好对应现实混凝土结构火灾事故中的建筑材料性能、火灾大小和受火时间、灭火方式及灾后建筑服役环境这三个方面，从而可以将试验研究与工程实际很好的结合起来。16 硕士学位论文2.4.2试验分析如图2.5所示为历年来国内外学者试验得到的混凝土高温后相对残余抗压强度值f((T)f/)的数据统计，并给出了统计数据点的上、下包络线。如图所示，cco400℃之前不同学者得到的f(T)/f值随温度的变化规律差别较大，但是试验数据cco相比400℃之后离散性较小，其中100℃、200℃、300℃、400℃时数据点的波动范围分别在在0.8~1.2、0.65~1.05、0.65~1.05、0.58~0.95之间；而400℃之后，试验得到的f(T)/f值随温度的变化规律较一致，即随温度升高而减小，但是试cco验数据点相对400℃之前来说离散性更大。500℃时数据点较特殊，数据波动范围大概在0.35~1.05之间，但是大部分数据点在0.75~1.05之间；600℃、700℃、800℃、900℃时部分数据点分别在0.3~0.7、0.2~0.55、0.1~0.3、0.05~0.15之间波动。另外，统计数据点上包络线发生明显下降的温度点是在500℃，而下包络线发生明显下降的温度点是在300℃，这说明300~500℃时混凝土的高温后残余抗压强度对混凝土的耐火性能具有较大意义，仍有待进一步的研究。本文的试验结果在靠近下包络线的位置，相对残余抗压强度发生变化的转折点在300℃。图2.6所示为根据其它学者研究结果，总结得到的混凝土高温后相对残余抗压强度（f(T)/f）主要的4类衰减规律。第I类衰减规律的特征是：在cco100~200℃之间相对残余抗压强度相比常温时有一定的增强，之后随温度升高快速衰减；第II类衰减规律的特征是：400℃之前相对残余抗压强度随温度升高一直缓慢降低，400℃之后，相对残余抗压强度值急剧降低；第III类衰减规律的特征是：首先在100℃~200℃之间时，相对残余抗压强度值降低很厉害，然后在200℃~400℃之间相对残余抗压强度值出现一个平台段甚至是强度恢复段，之后快速衰减；第IV类衰减规律的特征是：相对残余抗压强度随温度升高而快速衰减，100℃~200℃时就只剩0.7左右，到400℃时仅剩0.5左右。针对第I、II类衰减规律来讲，混凝土的相对残余抗压强度值衰减的相对较慢，到600℃时该值仍保持在0.7左右；针对第III、IV类衰减规律来讲，混凝土的相对残余抗压强度值衰减的较快，到600℃时该值仅余下0.3左右。由图可以看出，混凝土在中低温段的强度衰减程度也反映了其在更高温度下的残余承载力，中低温段混凝土的微观结构损伤程度，决定了其在更高温度下的损伤发展快慢。本文试验结果基本符合第III类变化规律，混凝土在200~300℃时残余抗压强度基本不变，300℃之后强度快速衰减。由相关文献统计分析结果可知，由于高温后混凝土残余抗压强度的影响因素众多，且同一影响因素对其可能既有有利作用，又有不利作用，所以针对高17 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究表2.3高温后混凝土抗压试验的数据统计试验龄试件尺寸立方体28d抗压矿物掺养护骨料静置时间试验者强度等级w/b期升温制度冷却方式（mm）强度(MPa)，fcu,k加料方式类别及方式（d）本次试验φ150×300C30310.55—air钙质3010℃/min,6hfurnance14d,air[21]1BoWuφ100×200—35.40.43——石灰285℃/min,1~6hfurnance28d，[10]余志武150×150×150C40—0.42————ISO-834，water3个月[64]Ivanka40×40×160——0.5—water工业281.5hair—[23]4Alessandraφ100×200——0.63Slagair玄武906.25℃/min,2hfurnance1d/7d[18]5Ahmed150×150×150—38.30.65—air石灰7/2830/60/90minair/water1d[9]Metinφ150×300—71/340.3/0.5SFwater石灰285.5/6.7℃air—[20]6Tahir3种C60—0.27FAair—2815℃/min,1hair—[16]Nadeem—M100—0.3MK/FAwater—1805℃/min,3hfurnance—[17]Behnoodφ102×204C80—0.3SFwater——3℃/min,3hair—[65]Ghandehariφ102×204C80—0.3SFwater石灰283℃/min,3hair—[18]Delhomme40×40×160M30—0.66BSair—353℃/minfurnance—[19]F.Vodák100×100×400—640.43—air—28/902℃/min,2hair—[66]余志武100×100×100C40/50/8051/55/91——air—100—/1hair60d18 硕士学位论文（续表）立方体28d抗试验试件尺寸矿物掺养护骨料类静置时间试验者强度等级压强度(MPa)，w/b龄期升温制度冷却方式（mm）加料方式别及方式fcu,k（d）[14]Phanφ102×204——0.33/0.57———5℃/min,5hair—[22]Poon100×100×100—86/360.3/0.5—water花岗岩602.5℃/min,1hairair/water[11]7阎继红100×100×300—550.45—air硅质206hair/water4种[12]吴波100×100×315C70/8573/880.27/0.25FA/SFair花岗岩—10℃/min,3hair—[67]98吕天启100×100×300—460.46—air钙质45--/6h3种—[68]胡海涛100×100×100C30/60/8038/64/81——air石灰岩—10℃/min,6hair—[69]10李宁波100×100×100—4种4种—air——5℃/min,6h——[70]过镇海100×100×100C20/4030/550.6/0.46—air石灰石3510℃/min,6hair—[71]王珍100×100×100C40—0.38—air—605℃/min,2hair—[26]11贾福萍100×100×100—32.50.49—air—2810℃air/waterair注：表中各注释标记解释如下，上标“1”处采用1h,2h,3h,4h,5h,6h这5种温度；“2”处采用60、100、140和180min四种加热时间；“3”处采用了炉渣、砖头碎料、碎瓷片、白云石和辉绿岩等7中不同的骨料；上标“4”处分别掺加0%、35%和50%的矿渣；“5”处虽是同一种水灰比但采用了两种不同的水泥含量；“6”处试验分别进行了50×100mm、100×200mm、150×300mm三种尺寸的试件；“7”处采用6h、1d、3d、6d4种静置时间；“8”处高温后混凝土分别采用自然冷却、自然养护，喷水冷却、自然养护和喷水冷却、潮湿养护三种方式；“9”处混凝土的升温方式为每升高100℃恒温20min，达到预定温度后恒温6h；“10”处采用4种水灰比：0.74、0.48、0.3和0.27，各自的28d强度分别为21.8MPa、51.7MPa、42.8MPa和51.7MPa；“11”处采用6种静置时间，分别为1、3、7、14、28及56d19 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究1.4过镇海-1993吴波-2000阎继红-2000胡海涛-2004余志武-2005李宁波-2007王珍-2010余志武-20131.2Ahmed-1992Poon-2001Phan-2001Vodak-2004Behnood-2008Ghandehari-2010Alessandra-2011Delhomme-20121Nadeem-2013Tahir-2014Wu-2014下包络线上包络线本文试验0.8co(T)/ffc0.60.40.20020040060080010001200T/℃图2.5高温后混凝土相对残余抗压强度值的文献数据统计温后混凝土残余抗压强度的研究是一个非常复杂的课题。通过对不同影响因素对高温后混凝土残余抗压强度影响机理以及高温后混凝土残余抗压强度衰减规律的总结分析，从中找到可遵循的规律，为本文试验结果分析提供理论依据，为今后混凝土材料及构件的高温后力学性能研究提供参考。1.4过镇海-1993吴波-2000阎继红-2000胡海涛-2004余志武-2005李宁波-2007王珍-2010余志武-20131.2Ahmed-1992Poon-2001Phan-2001Vodak-2004Behnood-2008Ghandehari-20101Alessandra-2011Delhomme-2012Nadeem-2013Tahir-2014Wu-2014第I类第II类第III类co0.8第IV类本文试验(T)/ffc0.60.40.20020040060080010001200T/℃图2.6高温后混凝土相对残余抗压强度衰减规律分类20 硕士学位论文由图2.5和图2.6可知，本次试验得到的混凝土高温后残余抗压强度值相较文献统计的数据处于靠近下包络线的位置，相对残余抗压强度值基本符合第III类衰减规律，混凝土的残余抗压强度随温度衰减的较快。根据本文的试验条件，结合混凝土残余抗压强度影响因素的影响机理的总结分析，认为导致本次试验得到的混凝土残余抗压强度衰减较快的原因如下：第一从混凝土的自身特性而言，混凝土的水灰比为0.55，相对于表2.3中大多数实验者较大，试验龄期在35d左右，而且试验时间正值盛夏6月份左右，实验室温度和湿度都相对较高，所以进行高温试验时混凝土试件的水化程度较高，所以高温过程中残余水泥颗粒在中低温段的二次水化效应比较弱；第二从升温速率和恒温时间上来说，以往文献升温速率大多数都是在5℃/min左右，且恒温时间小于等于6h。而本次试验的升温速率采用的是10℃/min，恒温6h，显然对混凝土的残余抗压强度更不利；第三从高温后冷却和静置条件来看。本文试验虽然采用相对较有利的自然冷却，但是高温后自然环境中静置14d左右的试验条件对混凝土残余抗压强度而言也是一个比较不利的因素。2.5本章小结本章通过C30混凝土高温后抗压强度试验及相关文献统计分析，最终得到如下成果：（1）得到了C30混凝土经历100℃~800℃高温作用后残余抗压强度衰减规律。（2）总结了影响高温后混凝土残余抗压强度的三大类因素并分析了影响机理，总结了高温后混凝土残余抗压强度的四类衰减规律，对高温后混凝土的残余抗压强度研究的复杂性有了更清晰的认识。（3）分析了本次试验中导致C30混凝土高温后残余抗压强度衰减较快的原因。21 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究第3章高温后混凝土SHPB冲击试验3.1引言应用SHPB(分离式霍普金森压杆SplitHopkinsonPressureBar)实验装置进行高温后混凝土的冲击力学性能试验研究，获得高温后混凝土在冲击荷载作用下的应变率效应与常温下的差别，以及不同温度下混凝土的动态冲击应力应变曲线和应变率效应的差别。3.2试验概况3.2.1试验设计共进行了80个高温后混凝土试件的SHPB冲击力学性能试验，主要的试验参数为混凝土经历的最高温度和SHPB装置的冲击气压。目标温度通过文献分析选用常温、100℃、200℃、300℃、400℃、600℃和800℃，冲击气压通过试冲击选用0.8MPa、0.9MPa、1.0MPa和1.2MPa。每个实验参数做2次重复试验，具体试件设计情况见表3.1。本次试验采用C30混凝土，配合比及浇筑养护方法与第二章中混凝土试件相同，试件的高温加热制度以及高温后冷却养护方式也与第二章的相同，在此不再赘述。通常对于混凝土的SHPB试验，制作试件的方法有两种：一种是钻芯取样然后切割成型，另一种是采用模具浇筑，实验室条件下通常采用的是后者。本次试验采用外径110mm、内径94mm的聚氯乙烯（PVC）圆管为模具，先将圆管切割成750mm长，然后采用模板将其竖直固定在水平的钢质底座上，分层浇筑混凝土并振动密实，浇筑完成以后在实验室常温条件下洒水养护28d以后，将制作好的PVC管混凝土柱在湖南省勘测设计研究院的土工试验室采用石材切割机将其切割成约50mm高度的试块，然后脱去包裹在试块外层的PVC管，得到SHPB试验所需的混凝土试件。将制作好的试件进行表面打磨，用游标卡尺测量打磨后的试件端面的平整度（如图3.1），经测量所有试件端面最大不平整度基本可以满足小于等于0.05mm的要求。22 硕士学位论文表3.1高温后混凝土SHPB冲击试验设计试件尺寸试件尺寸温度冲击气压试件编号温度冲击气压试件编号高度h直径D（℃）（MPa）高度h直径D（℃）（MPa）(mm)(mm)(mm)(mm)C-000-08046.194.6常温0.8C-200-09047.294.92000.9C-000-09048.995.1常温0.9C-200-090(R)49.294.82000.9C-000-090(R)47.794.8常温0.9C-200-10050.195.42001.0C-000-10046.495.0常温1.0C-200-100(R)43.995.32001.0C-000-100(R)49.394.8常温1.0C-200-12044.095.32001.2C-000-12048.495.2常温1.2C-200-120(R)47.195.12001.2C-000-120(R)49.895.0常温1.2C-300-08046.795.33000.8C-100-08049.095.21000.8C-300-080(R)48.895.23000.8C-100-080(R)49.695.41000.8C-300-09048.295.33000.9C-100-09046.794.71000.9C-300-090(R)47.995.13000.9C-100-090(R)49.695.41000.9C-300-10049.395.83001.0C-100-10046.795.41001.0C-300-100(R)48.594.43001.0C-100-100(R)46.994.71001.0C-300-12047.995.03001.2C-100-12048.095.41001.2C-300-120(R)46.395.03001.2C-100-120(R)45.894.31001.2C-400-08044.995.34000.823 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究（续表）试件尺寸试件尺寸温度冲击气压试件编号温度冲击气压试件编号高度h直径D（℃）（MPa）高度h直径D（℃）（MPa）(mm)(mm)(mm)(mm)C-200-08046.795.52000.8C-400-080(R)47.295.04000.8C-200-080(R)49.195.32000.8C-400-09048.394.64000.9C-400-090(R)50.694.64000.9C-600-09048.995.56000.9C-400-10048.195.24001.0C-600-10047.095.66001.0C-400-100(R)49.795.04001.0C-600-12047.295.46001.2C-400-12047.295.04001.2C-600-120(R)49.295.56001.2C-400-120(R)48.494.94001.2C-800-08049.995.78000.8C-600-08049.195.36000.8C-800-09047.295.78000.9C-600-080(R)45.495.56000.8C-800-10050.996.28001.0注：试件编号第一个字母“C”代表混凝土；第二个数字代表温度，如“000”代表常温，“200”代表200℃；第三个数字代表冲击气压，如“080”代表冲击气压为0.8MPa，“120”代表冲击气压为1.2MPa；（R）代表重复试验24 硕士学位论文a）打磨b）测量图3.1混凝土试块表面磨平3.2.2试验装置混凝土试件高温加热采用的高温试验炉和静态试验采用的刚性试验机与第二章相同，在此就不再赘述。SHPB试验装置主要由压杆系统、数据测量系统、数据采集系统和数据处理系统构成。由于混凝土材料的非均匀性，试件尺寸过小将使得材料局部缺陷对试验结果影响很大，所以为了克服这一问题，目前学术界的SHPB试验采用的杆径在不断增大。本文试验采用的是湖南大学冲击力学实验室φ100mm杆径的SHPB试验装置，整个装置的原理图和实物图分别如图3.2和图3.3所示，入射杆、透射杆及吸收杆长度分别为6m、4m和3.4m，子弹长度为1.5m。同时，大杆径的SHPB试验装置存在两个关键问题：第一，杆件直径大，自重大，所以系统摩擦力比较大，为了减少试验过程中大直径杆件的摩擦力，在同一冲击气压下获得较稳定的冲击速度，同时也方便试验时对杆操作，入射杆、透射杆和吸收杆的支座均采用图3.4所示的滚珠轴承；第二，杆径越大应力波的弥散效应越严重，为了解决这一问题，在入射杆与子弹的接触端垫上了一层软布，过滤掉一部分高频短波，获得较理想的冲击波形。试验冲击应力波通过粘贴在压杆上的电阻应变片测量，采用扬州科动电子有限公司生产的KD6009应变放大仪进行应变采集，如图3.5所示。试验采用浙江省黄岩测试仪器公司所生产的型号为BX120-3AA的应变片，电阻为120±0.3Ω，栅长为3mm，栅宽为2mm，灵敏度系数为2.08±1%。冲击应力波通过粘贴在透射杆和入射杆上的应变片来采集。为了防止应变片受外界环境的影响和意外损坏，在其表面涂上一层环氧树脂再用医用胶带缠裹。入射杆上的应变片粘贴位置距离试件端不能太近，否则采集到的入射波与反射波可能重叠，也不能太远，否则由于波的弥散效应，25 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究图3.2SHPB试验装置系统原理图图3.3100mm杆径SHPB装置图使得采集到的波形与实际冲击波差别过大。同样的道理，透射杆上的应变片距离试件端也不能太远。本试验中入射杆和透射杆上的应变片距离试件端的距离分别为2m和1m。压杆弹性应变非常小，应变片采集的应变信号非常弱，因此采用超动态应变仪对采集的电压信号进行放大。应变放大仪采集到放大的电压信号，并在DPO4034泰克数字荧光示波器中实时显示。示波器记录的电压信号，通过计算可以转换成相应的应变，转换公式为：64×输入电压（V）×10µε=（3.1）K×桥压（V）×有用桥臂数×仪器增益其中，K为应变片灵敏度系数，取2.08。有用桥臂数为2。正式试验之前，通过预设初值并试冲击来确定最终的桥压、低通和增益等试验参数。试验时桥压为4V，低通为100kHZ，增益为500倍。3.2.3SHPB试验原理SHPB试验装置的原理是基于两个基本假定：（1）SHPB压杆中一维弹性波假定；（2）试件应力/应变沿其长度均匀分布假定。根据假定（1），即一维弹性波假设，SHPB压杆（弹性模量E，密度ρ）始终26 硕士学位论文图3.4SHPB压杆滚珠轴承支座图3.5测量和数据采集系统处于弹性状态，则入射杆端部收到撞击杆的冲击作用将以C=E/ρ的波速无改变0地沿杆向远处传播。通过撞击入射杆获得入射波ε，当波到达入射杆另一端时，由i于入射杆与试件的波阻抗不同，使得入射波在入射杆和试件的界面处发生反射和透射，又在入射杆中形成一个反方向的反射波ε，在透射杆中形成一个正方向的透射r波ε。通常入射杆与透射杆具有相同的材料（C）和横截面积（A），设F、F分t0012别为入射杆、透射杆与试件的作用力，v、v分别为试件两端的运动速度，A和l12ss分别为试件的最初截面面积和长度。则根据上述的两个基本假定可知试件的应力σ、应变ε、平均应变率分别为ε&（应力和应变均以受压为正，受拉为负）：ssF+F12σ=（3.2）s2Asv−v12ε&=（3.3）slstε=ε&td（3.4）s∫s0再根据一维应力波理论，试件断面速度、应力波和试件端面压力之间有如下关系：v=C(ε−ε)（3.5）10irv=Cε（3.6）20tF=E(ε+ε)A（3.7）1ir0F=EεA（3.8）2t0又根据试件应力（应变）均匀性假设有：F=F，即:12ε+ε=ε（3.9）irt27 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究综合式（3.2）~（3.9）得到试件的应力应变计算公式为：EA0σ=ε（3.10）stAst2C0ε=−εdt（3.11）s∫rls02C0ε&=−ε（3.12）srls3.2.4SHPB试验方法正式试验之前，通过试冲击确定冲击气压以及动态应变放大仪的参数设置。为了过滤掉冲击波中的高频振荡部分，减小冲击波的波动幅度，在入射杆一端（与撞击杆接触端）垫上一层与杆件同直径的软布。安装试件之前，将撞击杆、入射杆和透射杆进行对杆，三杆轴线尽量在同一条直线上。安装试件时，在试件两端面均匀抹上一层凡士林，可以减少试件与杆件之间的摩擦。通过挤压透射杆使得试件紧密的安装在入射杆和透射杆之间，保证试件和两杆的轴线尽量重合，从而试件在冲击加载过程中受力均匀。应变片与动态应变仪、示波器之间所有接线都采用屏蔽线，以减少噪声对信号的干扰。图3.6、3.7分别为试冲击的冲击气压与子弹冲击速度的关系以及SHPB试验典型波形。如图3.6所示，试验的重复性非常好，同一冲击气压下子弹的冲击速率基本相同，且冲击气压与子弹冲击速率之间呈现很好的线性关系，说明该SHPB实验系统稳定性很好，实验数据可靠。如图3.7所示，入射波和反射波无明显振荡，说明试验前对高频波的过滤以及对噪声干扰的屏蔽效果很好。反射波在初始段有小幅振动，之后趋于平台段，根据公式3.12可知，这说明试验满足恒应变率加载条件。入射波为理想的梯形波，满足试件的应力均匀性条件，透射波波形反映了混凝土应力时程曲线的形状。由于100mm杆径的压杆自身质量较大，杆件与支座之间的摩擦力也较大，并且入射杆的初始速度越低，系统摩擦力越大。以0.7MPa的冲击气压试打了两次，由于系统摩擦损耗过大，使得冲击速率太低，导致试件没能破坏。又选用0.8MPa的冲击气压试打，试件破坏，且示波器显示的波形较好。依次类推，最终选定目标冲击气压为0.8、0.9、1.0和1.2MPa。通过粘贴在入射杆和透射杆上的电阻应变片采集得到试验的入射波、反射波和透射波。根据SHPB试验基本原理，由公式3.10~3.12得到各试件的平均应力应变曲线。28 硕士学位论文132入射波12）111透射波m/s（100度速9Voltage(V)击-1冲8反射波7-20.70.80.911.11.21.300.511.52冲击气压(MPa)t(ms)图3.6冲击气压与冲击速度的关系图3.7SHPB试验典型冲击波形3.3试验结果3.3.1试验现象图3.8所示为高温后混凝土试件的外观形貌：在300℃之前混凝土试件相较常温下几乎无变化，试件整体保存完好，颜色无变化；400℃时试件表面开始出现淡淡的粉红色，试件质量变轻，局部可以看到少量细微的裂纹；600℃时，试件质量进一步减小，粉红色加深，试件高度方向许多微裂纹出现，局部地方还有碎屑脱落；800℃时，试件损坏非常严重，试件到处可以看到明显的裂缝，且有掉角缺角以及脱皮现象，试件质量变的很轻。常温100℃200℃300℃400℃600℃800℃图3.8高温后混凝土试件形貌本试验所有的试件都呈现粉碎性破坏，如图3.9所示。29 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究图3.9SHPB冲击试验后试件破碎情况3.3.2SHPB压杆原始波形图图3.10和图3.11分别为常温和400℃高温后混凝土不同冲击气压下的SHPB冲击波形图。如图所示，随着冲击气压的升高，入射波和反射波的变化主要表现在平台值的不断增大，波的前沿升时在不断减小。透射波的波形和波峰都受到冲击气压的影响，常温下的混凝土，冲击气压从0.8MPa增大到1.0MPa，透射波的波峰逐渐升高，波峰上升速率越来越快；400℃高温后的混凝土，在0.8MPa的冲击气压下，透射波没有明显波峰，缓慢上升后保持水平，然后缓慢下降，冲击气压大于1.0MPa后，透射波又出现明显波峰。221100Voltage(V)Voltage(V)-1-1-2-200.511.5200.511.52t(ms)t(ms)a)0.8MPaa)1.0MPa3210Voltage(V)-1-200.511.52t(ms)c)1.2MPa图3.10常温混凝土不同冲击速率下的冲击波形图30 硕士学位论文221100Voltage(V)Voltage(V)-1-1-2-200.511.5200.511.52t(ms)t(ms)a)0.8MPab)1.0MPa3210Voltage(V)-1-200.511.52t(ms)c)1.2MPa图3.11400℃混凝土不同冲击速率下的冲击波形图图3.12、图3.13分别为0.8MPa和1.0MPa冲击气压下经历不同高温后混凝土的SHPB冲击波形曲线。如图所示，入射波和反射波，受温度的影响不大，透射波随温度的变化较大。当冲击气压为0.8MPa时，常温混凝土其透射波有明显的波峰，到达峰值后快速下降；400℃混凝土其透射波先缓慢增长，到达某峰值后缓慢下降；800℃混凝土其透射波先缓慢上升，然后进入平台段，某一时间后开始下降。当冲击气压为1.0MPa时，常温和400℃混凝土其透射波有明显波峰，先快速上升，到达波峰之后出现明显的下降段；800℃混凝土，透射波先快速到达某一峰值后，开始缓慢下降。3.3.3动态应力应变曲线图3.14、3.15为高温后混凝土2次重复冲击试验的动态应力应变曲线图。可以看到相同试验条件下的两次重复试验得到的动态应力应变曲线重复性较好，说明该试验受SHPB压杆的弥散效应影响较小，也说明试件的端面处理满足试验要求，该套SHPB压杆系统的可靠性较高。另外，冲击气压越高试验的重复性越好，这是因为冲击气压越高入射杆的初始速度越大，系统摩擦力越小，系统能量损耗对冲击能量的影响越小，试验越稳定。31 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究221100Voltage(V)Voltage(V)-1-1-2-200.511.5200.511.52t(ms)t(ms)a)常温b)400℃210Voltage(V)-1-200.511.52t(ms)c)800℃图3.120.8MPa冲击气压下不同温度混凝土的冲击波形221100Voltage(V)Voltage(V)-1-1-2-200.511.5200.511.52t(ms)t(ms)a)常温b)400℃图3.131.0MPa冲击气压下不同温度混凝土的冲击波形32 硕士学位论文210Voltage(V)-1-200.511.52t(ms)c)800℃续图3.131.0MPa冲击气压下不同温度混凝土的冲击波形图3.16~3.18为高温后混凝土试件在某一冲击气压下的应变率应变曲线与应力应变曲线图。图3.16所示，在400℃之前，混凝土的应变率达到近似平台值时其应力还未达到临界值，之后应变率基本保持不变而应力继续增加，直到进入塑性强化段；400℃时，混凝土的应变率与应力随应变的增大变化趋势几乎同步，即当应变率达到近似平台值时应力也达到其到临界值，之后应变率保持近似的平台值，混凝土进入塑性强化阶段；而在600℃时，当应变率还未达到峰值应变率的1/2时，混凝土的应力就已经达到了临界值，之后应变率继续增大直到进入平台值的过程混凝土一直处于塑形强化阶段直到破坏。说明当冲击气压为0.8MPa时，当混凝土经历的温度达到600℃以后，其应变率敏感性开始下降。8080)6060)(MPa40(MPa40σσC-000-090C-200-0902020C-000-090（R）C-200-090（R）0000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεa)常温b)200℃图3.140.9MPa冲击气压下的应力应变曲线33 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究8080)60)60(MPa40(MPa40σσC-400-0902020C-600-090C-400-090（R）0000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεc)400℃d)600℃续图3.140.9MPa冲击气压下的应力应变曲线8080)60)60(MPa40(MPa40σσC-000-120C-200-1202020C-000-120（R）C-200-120（R）0000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεa)常温b)200℃8080)60)60(MPa40(MPa40σσC-400-120C-600-1202020C-400-120（R）C-600-120（R）0000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεc)400℃d)600℃图3.151.2MPa冲击气压下的应力应变曲线图3.17可知，随着温度的升高，混凝土的应变率敏感性逐渐降低，600℃时变化尤其明显。如图3.18所示为1.2MPa的冲击气压下混凝土的应力应变与应变率应变曲线的对应关系。所有温度下，混凝土的应变率达到近似平台值时其应力也几乎同时达到临界值。所以，相比冲击气压为0.8MPa和1.0MPa时，混凝土的应变率敏感性都有所提高。34 硕士学位论文综合图3.16~3.18，可以发现：在同一冲击气压下，温度越高，混凝土的应变率敏感性越低。同一温度下，冲击气压越高，混凝土的应变率敏感性越高。在冲击加[70]载过程中，混凝土材料内部同时出现两种响应，即应变率硬化和损伤软化效应。[71]而应变率硬化效应主要是由于惯性效应和损伤滞后效应导致的，随着混凝土经历的温度升高，其表面和内部的微裂纹增多，结构变得越来越松散，侧向约束作用退[69]化，削弱了结构的横向惯性效应。由于温度初始裂纹的存在，导致混凝土的损伤发展越快，损伤滞后的时间历程被缩短，损伤软化效应更明显，所以就导致了同一冲击速率下随温度的升高应变率敏感性越来越低。在同一温度下，随着冲击气压的升高，混凝土的应变率效应越来越大，尤其是对于经历600℃高温的混凝土，当冲击气压达到1.2MPa时，应变率效应急剧增大。这可能是由于当应变率增大到某种程度时，砂浆基体内部微裂缝来不及充分扩展，因而导致了裂缝直接从骨料中穿过，[69,72]从而提高了混凝土的极限抗压强度。图3.19所示为温度对高温后混凝土动态应力应变曲线的影响。图3.19a)所示，冲击气压为0.8MPa时，温度对应力应变曲线的影响非常明显，随着温度的升高曲线的初始上升段逐渐变缓，峰值应力逐渐减小，峰值应变逐渐增大，应力应变曲线逐渐由软化型朝硬化型过渡；图3.19b)、c)所示，冲击气压为0.9MPa或1.0MPa时，温度对应力应变曲线的影响有明显转折点，转折温度大概在400℃左右。在中低温段（100℃~400℃）时，温度对应力应变曲线的影响不大，所有曲线都呈应变软化型，即试样应力达到峰值后，随着应变增加，应力迅速衰减，直至破坏。峰值应力随温度的变化规律不明显，峰值应变几乎无变化，都在0.005左右。当温度超过400℃之后，曲线迅速呈应变硬化型，即当应力达到某一值之后，随着应变增大，应力一80150801501201206060)）)）90/s90/s(MPa40（40（(MPaσ60率σ60率变变20应力应变曲线应20应力应变曲线应3030应变率曲线应变率曲线000000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεa）常温b）200℃图3.160.8MPa冲击气压下的应力应变与应变率应变曲线35 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究80150801501201206060)）)）90/s90/s(MPa40（(MPa40（σ60率σ60率变变20应力应变曲线应20应力应变曲线应3030应变率曲线应变率曲线000000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεc）400℃d）600℃续图3.160.8MPa冲击气压下的应力应变与应变率应变曲线80180801801501506060)120）)120）/s/s(MPa4090（(MPa4090（率率σσ60变60变20应力应变曲线应20应力应变曲线应应变率应变曲线30应变率曲线30000000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεa）常温b）200℃80180801801501506060)120）)120）/s/s(MPa4090（(MPa4090（率率σσ60变60变20应力应变曲线应20应力应变曲线应应变率曲线30应变率曲线30000000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεc）400℃d）600℃图3.171.0MPa冲击气压下的应力应变与应变率应变曲线36 硕士学位论文2102108018080180)60150）)60150）/s/s120120（（(MPa4090率(MPa4090率σσ变变应力应变曲线60应力应变曲线6020应20应应变率曲线30应变率曲线30000000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεa）常温b）200℃2102108018080180)60150）)60150）/s/s120120（（(MPa4090率(MPa4090率σσ变变应力应变曲线60应力应变曲线6020应20应应变率曲线30应变率曲线30000000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεc）400℃d）600℃图3.181.2MPa冲击气压下应力应变与应变率应变曲线对应关系直保持恒定或缓慢增加直到应变达到一定值后试件破坏。相比中低温时，曲线初始上升段迅速变缓，峰值应力剧烈变小，峰值应变剧烈变大；图3.19d)所示，冲击气压为1.2MPa时，所有曲线都呈应变软化型，随温度的变化规律不明显，即使600℃时，曲线的初始上升段依然很快，峰值应力相较中低温段衰减也不是特别严重。峰值应变随温度变化不大，基本都在0.008左右。总之，当冲击气压为0.8MPa时，温度对应力应变曲线的影响非常大，曲线随温度的变化规律也很明显；当冲击气压为0.9MPa和1.0MPa时，温度对应力应变曲线的影响存在一个转折点，转折点之前温度对应力应变曲线影响不大，转折点之后温度对应力应变曲线影响显著；当冲击气压为1.2MPa时，温度对应力应变曲线的影响并不是特别明显。图3.20所示为冲击气压（应变率）对高温后混凝土动态应力应变曲线的影响。总体来说，随着冲击气压的升高，即应变率的增大，曲线逐渐由应变硬化型向应变软化型过渡。但是不同温度时，转化的临界气压（应变率）不一样。在100℃之前，所有应力应变曲线都呈应变软化型；200~300℃时，0.8MPa冲击气压下应力应变曲37 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究线呈应变硬化型，其余曲线都呈应变软化型；400℃时，0.9MPa和1.2MPa冲击气压下的应力应变曲线呈应变软化型，另外呈应变硬化型；600℃时，除了1.2MPa冲击气压下的应力应变曲线呈应变软化型，其余都成应变硬化型；800℃时都呈应变硬化型。概括的说就是，高温后混凝土的冲击动态应力应变曲线随着应变率的增大逐渐从应变率硬化型向应变率软化型过渡，但是随着温度的升高，转化的临界应变率也增大。峰值应力基本上随冲击气压的增大而增大，但是0.9MPa与1.0MPa的冲击气压相差较小，而且前面已经分析过，混凝土的应变率与冲击气压之间并不是严格的线性分布关系，所以某些温度下可能0.9MPa冲击气压下的峰值应力较1.0MPa时的更大，如200℃和300℃等。峰值应变随冲击气压的增大没有明显的变化规律。80C-000-08080C-000-090C-100-080C-100-090C-200-080C-200-090C-300-080C-300-09060C-400-08060C-400-090C-600-080C-600-090)C-800-080)C-800-0904040(MPa(MPaσσ20200000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεa)0.8MPab)0.9MPa80C-000-10080C-000-120C-100-100C-100-120C-200-100C-200-120C-300-100C-300-12060C-400-10060C-600-100C-400-120)C-800-100)C-600-1204040(MPa(MPaσσ20200000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεc)1.0MPad)1.2MPa图3.19温度对混凝土动态应力应变曲线的影响38 硕士学位论文100100C-000-080C-100-080C-000-090C-100-09080C-000-10080C-100-100C-000-120C-100-120))6060(MPa(MPaσ40σ4020200000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεa)常温b)100℃100100C-200-080C-300-080C-200-090C-300-09080C-200-10080C-300-100C-200-120C-300-120))6060(MPa(MPaσ40σ4020200000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεc)200℃d)300℃100100C-400-080C-600-080C-400-090C-600-09080C-400-10080C-600-100C-400-120C-600-120))6060(MPa(MPaσ40σ4020200000.0050.010.0150.0200.0050.010.0150.02εεe)400℃f)600℃图3.20冲击气压对混凝土动态应力应变曲线的影响39 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究100C-800-080C-800-09080C-800-100)60(MPaσ4020000.0050.010.0150.02εg)800℃续图3.20冲击气压对混凝土动态应力应变曲线的影响3.3.4应变率效应分析表3.2为本次试验的试验参数以及混凝土的动态力学性能指标的统计表。图3.21和图3.22分别为某一温度下冲击气压对混凝土的应变率的影响和某一冲击气压下温度对混凝土应变率的影响。由图3.21可知，同一温度下，随着冲击气压的升高混凝土的应变率也不断增大，且呈现近似的线性关系，但是在同一冲击气压下，不同温度的混凝土其应变率还是有一定的差别。从如3.22可以更清楚的看出，在同一冲击气压下，随着温度的升高，混凝土的应变率变化很小，基本上保持恒定，个别数据点有一定的离散性。这说明相比冲击气压来说，温度对混凝土的应变率影响很小，这与文献[39]得到的结论基本一致。200200常温0.8MPa0.9MPa180180100℃1MPa1.2MPa）160）-1s200℃-1160s（140300℃（140率率400℃变120变120应600℃应100800℃10080800.60.811.21.41.602004006008001000T(℃)冲击气压（MPa）图3.21冲击气压与应变率的关系图3.22温度与应变率的关系图3.23、3.24分别为温度对混凝土的动态抗压强度(f(T))、DIF值(f(T)/f(T))dds的影响。如图3.23所示，在400℃之前，温度对f(T)的影响规律不明显，离散性较d大，整体来说动态强度的温度损伤不大；400℃之后f(T)明显快速下降。如图3.24d所示，DIF值随着温度的升高而呈现增大的趋势，且在400℃之前增加的较缓慢，40 硕士学位论文而在400℃之后增加的相对较快，并且当冲击气压为1.2MPa时DIF值在400℃之后增加的幅度更大。表3.2混凝土试件冲击试验结果统计表静态抗压强动态抗压强DIF冲击速度应变率动态峰值应试件编号度,fs(T)度,fd(T)(fd(T)/-1（m/s）（s）变,εd（MPa）（MPa）fs(T))C-000-0807.359443.0551.40.00241.19C-000-0908.6310643.05740.00291.72C-000-090(R)8.5911043.0564.10.00461.49C-000-1009.5313243.0548.70.00611.13C-000-100(R)9.5912143.0577.80.00351.81C-000-12011.4615443.0579.20.00721.84C-000-120(R)11.5218143.0580.30.00681.87C-100-0807.288438.5555.30.00371.43C-100-080(R)7.269638.5533.10.00340.86C-100-0908.5110838.5568.30.00451.77C-100-090(R)8.5910938.5578.30.00412.03C-100-1009.4913338.5551.30.00441.33C-100-100(R)9.6515438.5570.70.00451.83C-100-12011.4316238.5563.30.00711.64C-100-120(R)11.4617938.5576.20.00691.98C-200-0807.379834.241.30.00481.21C-200-080(R)7.329334.231.70.00420.93C-200-0908.4911134.2650.00401.90C-200-090(R)8.5812134.279.10.00492.31C-200-1009.5712534.251.50.00401.51C-200-100(R)9.4912634.271.40.00482.09C-200-12011.4616134.269.20.00712.02C-200-120(R)11.2815534.280.40.00822.35C-300-0807.359333.7547.80.00321.42C-300-080(R)7.308933.7539.40.00481.1741 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究（续表）静态抗压强动态抗压强DIF冲击速度应变率动态峰值应试件编号度,fs(T)度,fd(T)(fd(T)/-1（m/s）（s）变,εd（MPa）（MPa）fs(T))C-300-0908.5311233.7553.20.00401.58C-300-090(R)8.6411933.7552.70.00561.56C-300-1009.4712633.7552.70.00361.56C-300-100(R)9.4911033.7577.20.00462.29C-300-12011.3416533.7556.70.00751.68C-300-120(R)11.4015933.7558.70.00761.74C-400-0807.3810527.337.10.00521.36C-400-080(R)7.379227.3420.00371.54C-400-0908.5810927.358.70.00372.15C-400-090(R)8.6312327.364.70.00482.37C-400-1009.4212627.3500.00431.83C-400-100(R)9.6312227.347.30.00461.73C-400-12011.4616227.367.60.00682.48C-400-120(R)11.3715327.366.80.00612.45C-600-0807.378912.944.90.00313.48C-600-080(R)7.409012.9300.00352.33C-600-0908.5911712.942.30.00303.28C-600-1009.4913612.938.90.00423.02C-600-12011.4916012.956.30.00484.36C-600-120(R)11.4015612.963.10.00564.89C-800-0807.33104922.10.00662.46C-800-0908.46131926.50.00482.94C-800-1009.41135928.10.00313.12注：试件编号中字母“C”后面第一个数字表示混凝土试件经历的最高温度；第二个数字表示SHPB试验的冲击气压，080代表冲击气压为0.8MPa，120代表冲击气压为1.2MPa；最后面的字母“R”代表重复试验42 硕士学位论文50.8MPa0.8MPa800.9MPa40.9MPa）1.0MPa1MPa31.2MPa60MPa（1.2MPaDIF2(T)fd4012000200400600800100002004006008001000T（℃）T(℃)图3.23温度与混凝土动态压缩强度的关系图3.24温度与混凝土DIF值的关系图3.25所示为混凝土的应变率对其动态抗压强度的影响。研究发现，如图3.25a)所示，当温度小于400℃时，混凝土的动态抗压强度开始随应变率的增加而增加的-1-1较快，然后达到某一应变率后(大约在110s~120s)开始增加的很缓慢，甚至保持不变，文献[39]试验结果表明高温后混凝土的动态抗压强度随着应变率的增大而增大，-1不过该文献中混凝土的应变率在400℃之前都小于120s,所以基本上与本文试验结论还是吻合的，但是该文献提到在400℃时混凝土的率敏感性最小，即随应变率增大，动态抗压强度的增大幅度最小，本试验结果中没有出现该现象；如图3.25b)所-1-1示，当温度大于400℃以后在研究的应变率范围内（80s~160s），混凝土的动态抗压强度基本上随着应变率的增加而增加，这与文献[39]的结论也一致。9090常温8080600℃70100℃）70）60200℃MPa60MPa（（50300℃50(T)800℃d(T)40f40fd400℃303020208012016020024080120160200240-1-1应变率（s）应变率（s）a)小于400℃时b)大于400℃时图3.25应变率对混凝土动态抗压强度的影响由上面分析可知，高温后混凝土的动态抗压强度是温度软化效应和应变率硬化效应耦合作用的结果。为了分析这两种效应对混凝土动态抗压强度的影响大小，表3.3列出了经历不同温度和不同冲击气压下混凝土的平均动态抗压强度。如表所示，当冲击气压为0.8MPa时，混凝土材料经历200℃的高温后，其破坏强度与常温相比下降29%；而当冲击气压升到1.0MPa时，混凝土材料经历200℃高温后，其破坏强43 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究度与常温相比下降了22.7%；当冲击气压为1.2MPa时，下降了6.8%。而由前面试验结果已知温度对混凝土的应变率影响不大，可见随着应变率的提高，经历200℃的高温后的混凝土相比常温其强度损伤率在不断减小。这说明，在200℃时，在表3.3不同温度和冲击气压下混凝土的平均动态抗压强度冲击气压平均动态抗压强度（MPa）(MPa)常温200℃400℃600℃800℃0.851.436.5(29.0%)39.6(23.0%)37.5(27.0%)22.1(57.0%)1.077.861.5(22.7%)48.7(37.4%)38.9(50%)28.1(63.9%)1.280.374.8(6.8%)67.1(16.4%)59.7(25.6%)--0.8~1.2MPa的冲击气压下，温度软化效应和应变率强化效应对混凝土动态抗压强度的影响中，后者处于主导地位。同理，当混凝土材料经历400℃高温时，其在0.8、1.0和1.2MPa的冲击气压下相对常温动态强度分别下降了23%、37.4%和16.4；当温度为600℃时，这三个值分别为27%、50%和25.6%。可以看到，在400℃和600℃下，当冲击气压为1.0MPa时，温度软化效应和应变率强化效应中前者占据了主要地位，而当冲击气压为1.2MPa时，后者又占据了主要地位。所以，温度软化效应和应变率硬化效应对其动态抗压强度的影响大小，是随着温度不同和应变率的不同[69]而不断变化的。这与刘传雄等(2011)的结论有所不同，他认为对于高温后混凝土的冲击压缩力学性能，在应变率强化效应和温度软化效应的耦合影响中，后者总是占据主要地位。根据以往研究可知，常温下混凝土为典型的应变率敏感型材料，目前针对混凝土的动态压缩强度的放大系数的研究已有很多，并提出了不同的表达式，其中最为[68]常用的是CEB规范推荐的公式：1.026αfε&−1cd&=ε≤30sfε&cssDIF=1/3（3.13）fcdε&&−1=γε≥30sfsε&css−1式中f和f分别表示动态抗压强度和静态抗压强度；ε&表示应变率（s）；cdcs−6−1−1.6156α−2ε&=30×10s，为参考静态应变率；α=(5+9ff/)，f=10MPa；γ=10。scscocos[51]图3.26以CEB曲线为参考比较了本次试验与肖莉萍论文得到的DIF值的应[51]变率效应。本文与肖的根本区别在于所采用的SHPB装置的杆径不同，肖采用的是φ74mm杆径装置，本文采用的φ100mm杆径装置。图3.26a)所示，常温时二者的44 硕士学位论文结果都与CEB曲线吻合较好；图3.26b)所示，当温度在100~200℃之间时本文的数据点离散性相较肖的更大。肖的结果显示，在应变率较低时，结果与CEB曲线吻合较好，当应变率较高时结果略高与CEB曲线，本文试验结果始终在CEB曲线上下波动，但波动范围并不是很大；图3.26c)所示，当温度在300~400℃时，肖的试验结果在应变率较低时与CEB曲线吻合较好，当应变率较高时结果略高于CEB曲线，本文结果相较肖离散性稍大，数据点部分与CEB曲线重合，部分在曲线偏上的区域，偏离的幅度并不大；图3.26d)所示，当温度大于400℃时，本文试验结果与肖的结果差别较大。肖的结果显示与CEB曲线吻合较好，本文的结果显然离散性较大，并且所有数据点都在CEB曲线的上方，且偏离幅度较大。3322DIFDIF1常温1100℃常温-Xiao200℃CEB100℃-008012016020080120160200−1ε&/s−1ε&/sa)b)35600℃4800℃500℃-2Xiao3DIFDIF21300℃400℃1300℃-008012016020080120160200ε&/s−1ε&/s−1c)d)图3.26高温后混凝土的动力增大系数与应变率的关系[51]综上所述，本文与肖得到的高温后混凝土的DIF值应变率效应结果的差异主要体现在两方面：一方面是数据点的离散性程度，另一方面是数据点随温度升高的变化规律。这种差异主要是由于SHPB装置的杆径不同导致的，众所周知SHPB试验结果受波的弥散效应、波动效应以及杆径的横向惯性效应的影响很大，本文采用45 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究较大杆径的SHPB装置，弥散效应和横向惯性效应势必更大。另外，虽然试验进行了冲击波波形整形，但是随着温度的升高，混凝土的内部结构受到损伤，刚度减小，应力波在试件中传播的速度降低，波动效应对试验结果的影响越显著，导致数据点的离散性随温度升高越来越大。所以也为今后的高温混凝土大尺寸SHPB冲击试验提供一些建议，一方面应增大样本数量，另一方面应通过试冲击寻找到适合不同温度混凝土的波形整形材料。最后，本文得到的DIF值的应变率效应在常温时与CEB[51]曲线吻合较好，在高温后较CEB曲线偏大，且温度越高偏大程度越明显。肖结果显示DIF值随温度升高始终与CEB曲线吻合较好，与本文结果差异较大，有待今后的进一步研究。3.4本章小结本章对高温后混凝土进行了φ100mm杆径的SHPB动态冲击试验研究，主要考虑了温度和冲击气压（应变率）这两个参数的影响，在本文的研究范围内得到了如下结论：（1）本试验采用的波形整形方法可以得到较好的冲击波形，入射波和反射波的波幅振荡较小，得到理想的典型梯形波。冲击气压对入射波和反射波的影响主要体现在波幅的大小，对透射波的波形和波峰值都有影响；温度对入射波和透射波的影响不大，但是对透射波的波形和波峰影响较大。（2）分析了温度和应变率对高温后混凝土动态冲击应力应变曲线的影响。（3）试验发现混凝土的应变率随着冲击气压的增大而增大，随着温度的升高变化不大；混凝土的动态抗压强度发生明显衰退的临界温度：当冲击气压小于1.0MPa时，为400℃，当冲击气压为1.2MPa时，为600℃；当温度低于400℃时，混凝土的动态抗压强度随着应变率的增大先快速增大，之后基本保持不变，当温度高于600℃时，混凝土的动态抗压强度随着应变率的增大而增大；温度软化效应和应变率硬化效应对混凝土动态抗压强度的影响大小，是随着温度的高低和应变率的大小而不断变化的；在400℃之前，混凝土的动态强度增大系数（DIF）与应变率的关系跟CEB曲线吻合的较好，400℃之后，DIF值明显较CEB规定值偏大。[51]（4）与肖进行的高温后混凝土的φ74mm杆径SHPB冲击试验结果进行了对比，分析了杆径对高温后混凝土SHPB冲击试验结果的影响，对高温后混凝土的大杆径SHPB冲击试验方法的优化提出了一些建议。46 硕士学位论文第4章高温后水泥基材料的微观试验4.1引言本章进行了水泥基材料的热重分析（TG）、电镜扫描分析（SEM）及压汞分析（MIP）三个微观试验。通过TG试验得到硬化水泥浆（HCP）高温过程中组成成分的变化；通过电镜扫描（SEM）试验观测HCP及混凝土的微观结构及水化产物形貌的变化；通过压汞（MIP）试验分析HCP随温度升高孔隙率的劣化。根据微观试验结果，分析混凝土的高温损伤机理，揭示高温后混凝土动、静态力学性能响应机理。4.2试验概况4.2.1试验设计微观试验分为三部分，分别是HCP的热重试验（TG）、压汞试验（MIP），以及HCP及混凝土的电镜扫描试验（SEM）。试验变量为温度，目标温度设置同宏观力学性能试验一致，即常温、100℃、200℃、300℃、400℃、600℃和800℃。HCP采用与宏观力学性能试验的混凝土试件相同的材料、水灰比（0.55）和相同的养护条件及升降温制度。将称量好的水泥与水倒入水泥净浆搅拌仪中，慢速搅拌120秒，停拌15秒，再快拌120秒后停机，最后将搅拌均匀的水泥浆在自制模具中成型，按照第二章中的试验要求进行养护、静置和脱模。最终成型的HCP试件是φ35mm×70mm的圆柱体(图4.1)，将其与宏观力学性能试验的混凝土试件放置在相同环境下保存，并同时进行高温试验。试样冷却后按照微观试验相关试验要求在HCP圆柱体上进行取样。4.2.2试验方法及原理1.TG试验HCP在加热过程中会发生物理和化学变化，同时伴随着试样的重量变化，通过同步热分析仪（如图4.2），记录下水泥净浆试块在高温过程中重量随温度的变化情况，进而推测HCP在各温度区段内可能发生的物理和化学变化，以及由此导致的HCP的材料性能的变化。47 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究图4.1HCP试块图4.2同步热分析仪同步热分析仪基本原理：由程序控制对试件升温，自动记录试样的质量与温度的对应关系。最后得到试样的热重曲线，即试样的质量随温度的变化量，以及微分热重曲线，即试样的质量随温度的变化速率。本试验中，采用的同步热分析仪型号为STA449C。先从HCP圆柱体试件上取样并碾成粒度很小的粉末，将一定质量的粉末试样放入仪器样品仓内，样品仓处于氩气（Ar）试验气氛中，以10℃/min的升温速度加热到800℃，仪器自动记录整个高温过程中的热重变化。2.SEM试验SEM试验是采用相关的光学系统和成像系统，使电子束在物体上逐点扫描，并通过监测和处理所激发出来的信息，得到相应的物体的图像。SEM试验采用湖南大学材料科学与工程学院高分辨率电子显微镜中心的QUANTA-200环境扫描电子显微镜进行，如图4.3所示。试样制备分为切割、打磨、固定和抛光四个步骤。制备试样时先从HCP圆柱体上小心的切下一些小的水泥浆块，然后用剪刀剪成形状比较规整的立方体状颗粒，颗粒粒径尺寸不大于10mm，并用细砂砂纸打磨试样，使其表面较光滑，然后将制备好的试样颗粒用导电胶固定到样品台上，如图4.4所示，最后放入离子溅射仪中进行抛光，将抛光完成的试样放入电镜的样品室进行扫描试验。3.MIP试验汞压法（MIP），分高压测孔和低压测孔两种，低压测孔压力为0.15MPa，可测孔径从50Å到750；高压测孔压力为300Mpa，可测孔径为30Å到11µm。汞和固体之间接触角大于90°，所以汞不能湿润固体，必须有外界压力，它才能进入到多孔材料中的微小孔内。当毛细孔中的汞压平衡时，毛细孔中水银的表面张力P′与外界所施加的压力P相等，即：2P=πrp=P′=2πσcosα48 硕士学位论文图4.3FEIQUANT200电镜扫描仪图4.4SEM试验样品台其中，p为施加给汞的压强；P为外界施加给汞的总压力；P′为由于汞的表面张力而引起毛细孔壁对汞的压力；α=π-θ，θ为汞对固体的湿润角，变化在135°~142°之间；r为毛细孔半径。2由等式πrp=−2πσcosθ得到：2−2πσcosθr=p由上式可知，已知汞压，即可得到与该汞压所对应的最小孔径。式中2−2πσcosθ一般近似地取7500(MPa⋅Å)。最小孔径r是指：在汞压为p时，汞液可以进入到孔径大于r的孔内。汞压从p1改变到p2，分别测出对应孔径r1、r2，同时测量出进入试样内部的汞液体积增量∆V。连续改变汞压，就可得到不同孔径对应的压汞量，即为某一孔径对应的孔隙率。本次MIP试验是在湖南大学土木工程学院工程材料试验室的压汞仪上进行，取样时用剪刀轻轻将HPC剪成形状较规则的小颗粒，粒径为3~5mm,尽量不要对试样造成人为机械损伤，然后用砂纸磨去试样的颗粒棱角。高压测孔压力为0~200MPa，测得孔径范围为200μm~7nm。4.3试验结果4.3.1试验现象经历高温作用的HCP试件冷却并静置1d后外观形貌如图4.5所示。如图所示在400℃之前HCP的外观形貌同常温相比基本无变化，不管是颜色还是微裂缝发展情况几乎都没有任何区别。对于600℃和800℃的HCP，刚加热完毕时试块完整性很好，在室温下自然冷却并静置1d后试块出现了裂缝，800℃的裂缝比49 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究600℃时裂缝要宽很多。600℃时HCP试块变成浅黄色，而800℃时HCP试块表面发白。常温100℃200℃300℃400℃600℃800℃图4.5HPC高温冷却后外观形貌4.3.2热重分析如图4.6所示为HCP在经历高温过程中的热重曲线和微分热重曲线。由热重曲线可以看到，在20℃~800℃的高温过程中，HCP的总失重达到27%左右。根据热重损失的速率可以将HCP的热重损失随温度的变化情况分为五个阶段：阶段一：200℃之前，热重损失非常快，且损失量较大。阶段二：200℃~400℃之间，热重损失逐渐变慢，且总失重也不是很大。阶段三：400℃~470℃之间，热重损失再次加快。阶段四：470℃~650℃之间，热重损失又逐渐变缓，损失量很小。阶段五：650℃~800℃之间，热重损失又一次加快。如图4.6所示，微分热重曲线存在3个失重波谷，在波谷处表明发生了剧烈的失重反应。根据文献[59]知，图中波谷1~3分别对应着如下反应：（1）100℃附近的波谷对应着毛细孔自由水的快速蒸发以及钙矾石(AFt)和水化硅酸钙(C-S-H)的部分化学结合水的失去；（2）400℃~500℃之间的波谷是由于CH的大量脱水分解。（3）780℃~800℃之间的波谷是由于碳酸钙(CC)的高温分解，释放出CO2。如图4.7所示，计算了HCP在整个高温过程中各个温度区间的热重损失值。各阶段的失重分析如下，参考文献[73]结论：（1）低于100℃时，质量损伤主要来源于毛细孔中的可蒸发水的散失。总失重大约8.05%，可见试验时试样的含水率相对还是较高的。（2）100℃到200℃，质量损失持续增加，主要来源于100~150℃附近Aft.的脱水分解，150~170℃CaSO42H2O的脱水分解以及部分C-S-H凝胶的脱水反应。[14,16~18]许多文献都认为，200℃之后相当一部分化学结合水的失去会导致混凝土孔隙气压的上升，此时如果混凝土的密实度较高，孔隙气体释放受阻，混凝土就有发生爆裂的可能。50 硕士学位论文（3）200℃到400℃，质量损失放缓，总失重只有3.28%左右，无定型态的[58]C-S-H凝胶持续脱水发生相变。这个阶段如果混凝土中有较多未水化水泥颗粒，且之前脱掉的化学结合水没能迅速释放，就有可能发生水泥的二次水化反应。100.00.15热重曲线0.1微分热重曲线0.0590.0)0℃TG(%)-0.05DTG(/80.0-0.1-0.1570.0-0.20200400600800oT/C图4.6HPC加热到800℃时的TG和DTG曲线所以说这个阶段可能同时伴随着水化产物的分解和合成的过程。（4）400℃到500℃，此阶段的质量损失主要来源于CH的分解，对应的化学反应为C(aOH)→CaO+HO。该阶段总的失重为3.27%左右。很多研究结果都22得到400℃是混凝土残余抗压强度发生显著变化的临界温度，由此可以看出CH对水泥浆的粘结性能起到非常重要的作用。（5）500℃~600℃，此阶段的质量损伤很小，只有大约0.68%，说明此时CH的分解已经基本完成。（6）600℃~700℃,此阶段的质量损失也相对较大，根据文献[59]结论，此时又有部分C-S-H发生分解，生成β-SiO2。（7）700℃~800℃，此阶段的质量损伤较大，主要来源于CC的高温分解反应，对应的化学反应为CaCO→CaO+CO,总失重大约4.73%左右。CC脱水生成32的CaO如果静置于空气中，就会发生水解导致HCP的体积膨胀，由图4.5也看到，高温后静置一段时间的HCP就出现了明显的裂纹。如图4.8所示，对比了本次试验与文献[74,75]得到的HCP试样的热重损失曲线，发现不同水灰比的HCP试样在不同温度下失重速率有区别。从上到下三条曲线分别对应水灰比0.33、0.55和0.48。水灰比过小，水泥水化不充分，未水化水泥颗粒较多，水化产物较少，故脱水失重较小；水灰比过大，水泥含量较少，水化产物较少，故脱水失重也较小。相比水灰比0.48的HCP，水灰比为0.55的水化产物更少，高温脱水失重也相对较少。本文试验水灰比较大，混凝土中水泥水化较充分，所以中低温段二次水化反应很弱，所以混凝土在中低温段的强度损伤就很51 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究快。文献[59]对相似水灰比的普通混凝土(OPC)和自密实混凝土(SCC)进行了高温后静态抗压强度试验和微观热重试验进行对比分析，也发现SCC相对OPC在中低温段失重要慢的多，而SCC在中低温段出现强度恢复现象，而OPC随着温度升高，抗压强度一直降低。20∼1008.05)℃100∼2006.71200∼3001.9300∼4001.38400∼5003.27500∼6000.68600∼7002.32TemperatureResion(700∼8002.41MassLoss(%)图4.7HCP在各温度区段的热重损失值020040060080005文献[75]-w/c=0.33文献[74]-w/c=0.48）10本次试验-w/c=0.55%（1520Massloss2530Temperature（°C）图4.8不同水灰比HCP的热重曲线对比图4.3.3SEM试验结果图4.9所示为高温后HCP试样SEM放大400倍的形貌图。由图a）可知，HCP试样在常温时结构非常致密，只有很少的可见孔隙。由图b）、c）可知，到了100℃时，一些毛细孔洞显现出来，到了200℃可以看到HCP结构更加疏松，出现更多孔径更大的孔洞，这可能是由以下几个原因导致的：（1）根据文献[63]的结论，HCP在温度低于160℃时会随温度升高而发生膨胀，从而导致微观结构变疏松；（2）根据TG试验结果该温度段发生Aft和部分C-S-H的高温脱水分解，水化产物的分解造成了HCP结构变疏松。从图d）可知，300℃时HCP的孔洞相比200℃时变少。这可能是由于HCP在300℃时由先前的高温膨胀变成现在的脱凝胶水收缩。另外，可能也发生少量的二次水化反应生成新的水化产物，起到了52 硕士学位论文填充作用。图e)、f)看似是微观孔洞变少了，这主要是水化产物的脱水分解产物的填充作用以及高温失水收缩导致的，图g)又看到了明显的微裂纹。如图4.10所示为HCP试样SEM放大4000倍的形貌图。图a）~g）分别为HCP从常温~800℃各个温度下的SEM扫描图，如图所示在常温时可以明显看到水泥的水化产物，纤维状的水化硅酸钙（C-S-H）凝胶和细长棒状的Aft，六角薄板层状形貌的的氢氧化钙（CH），CH的层与层之间结合紧密且牢固的“镶嵌”在C-S-H之间。100℃时水化产物的形貌变化不大。200℃时依然可以清晰的看到水泥水化产物大量存在，但是明显棒状Aft和纤维状的C-S-H的数量有所减少。300℃时CH的层状薄板晶体结构受到破坏，层与层之间出现裂缝，棒状的钙矾石晶体基本分解完毕，C-S-H的量也减少较多，文献[76]也得到了同样的结论。同时水泥浆体高温脱水收缩及分解产物的填充作用，少量残余水泥颗粒的二次水化生成CH，使得HCP微观结构损伤得到一定的弥补。文献[76]认为C-S-H凝胶在300℃时热分解已经大部分完成，使得整块的C-S-H凝胶结构被破坏，致使微观结构出现较大损伤。而文献[58]认为C-S-H在该温度段发生部分脱水产生相变。400℃时，HCP的微观结构变化很大，3种最主要的水化产物几乎完全消失，层状形貌的CH也消失。文献[76]通过SEM试验也发现400℃时，原本致密整齐的CH层状结构变的支离破碎，CH的晶体尺寸较大，所以CH的高温分解会导致大量“孔洞”出现。但是通过热重分析的结果知HCP第二个失重波谷是出现在400℃~500℃之间，这个波谷的产生正是由于CH的大量脱水分解导致的。那么TG试验结果与SEM观察到的现象就存在矛盾。文献[5]给出的解释是，CH是呈典型的六角薄板层状晶体形貌，层与层之间的结合力不是以化学键的形式，而是物理结合力很弱的范德华力，而CH晶体质点间的相互作用力是共价键。所以CH层状结构的破坏并不意味着CH晶体的脱水分解。600℃之后所有的水化产物基本上都分解完毕，HCP的粘结效应大大减弱。a)T=20℃，×400b)T=100℃，×400c)T=200℃，×40053 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究d)T=300℃，×400e)T=400℃，×400f)T=600℃，×400g)T=800℃，×400图4.9高温后HCP试样放大400倍的SEM扫描图图4.11所示为高温后的混凝土试件上取下的样品的SEM扫描图。该图主要观察了骨料和HCP的粘结界面随温度的变化情况。300℃之前混凝土粘结界面变化不大，骨料与HCP始终紧密结合。400℃时界面出开始出现微小裂纹。到了600℃时粘结界面处裂缝急剧扩展，骨料和HCP几乎完全剥离开来。4.3.4MIP试验结果图4.12a）、b）所示分别为高温后HCP通过MIP试验得到的微分孔隙分布图和积分孔隙分布图。从b）图中可以很容易看到，HCP的总孔隙密度是随着温度的升高不断增大，300℃以下增加的比较缓慢，200℃和300℃时孔隙密度基本无变化。但是300℃之后孔隙密度增加很快。图a）表示某一孔径下对应的孔隙密度，波峰对应的孔径称做最可几孔径，表示该孔径范围内的孔隙最多。曲线与横坐标轴所围的面积表示总孔隙密度。如图所示，所有温度的微分孔径分布曲线的波峰都在0.1~1μm之间，且随着温度的升高，最可几孔径不断增大，表明大孔不断增多。同时，可以看到400℃和600℃时在略小于0.1μm附近也出现了一个波峰，这可能是因为水化产物分解的生成物的填充作用导致的。54 硕士学位论文a)T=20℃，×4000b)T=100℃，×4000c)T=200℃，×4000d)T=300℃，×4000e)T=400℃，×4000f)T=600℃，×4000g)T=800℃，×4000图4.10高温后HCP试样放大4000倍的SEM扫描图a)T=20℃，×400b)T=100℃，×400c)T=200℃，×40055 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究d)T=300℃，×400e)T=400℃，×400f)T=600℃，×400图4.11高温后混凝土骨料与HCP界面SEM扫描图0.220201000.31000.15200200300300(ml/g)400(ml/g)0.2400布0.1600600布分分隙隙孔孔0.1分0.05总微00110100100010000100000110100100010000100000孔径(nm)孔径(nm)b)a)图4.12高温后HCP试样的孔隙分布曲线表4.1列出了高温后HCP试样的总孔隙密度及最可几孔径。如表所示，HCP试样在20℃、100℃、200℃、300℃、400℃和600℃时的总孔隙率分别为0.163、0.185、0.215、0.218、0.259和0.304cc/g。总孔隙密度随着温度的升高不断增加，表4.1高温后HCP试样的孔隙特征指标值Temperature(℃)Poreindex20100200300400600Totalporosity(cc/g)0.1630.1850.2150.2180.2590.304Mostprobablepore(nm)252408320331399544但是在300℃之前增加的很慢，300℃之后增加速度变快。而最可几孔径在20、100、200、300、400和600℃时分别为252、408、320、331、399和544nm,除了100℃之外，都是随着温度升高而不断变大。100℃的最可几孔径比200℃、300℃和400℃56 硕士学位论文的都要大。这是因为100℃时主要是由于自由水蒸发导致的毛细孔，而200℃之后由于水化产物分解导致的凝胶孔为主要孔型。4.4混凝土宏观力学性能的微观损伤机理分析图4.13为本文试验得到的高温后混凝土的静态和SHPB冲击动态抗压强度试验结果。对于混凝土的静态抗压强度，发生显著转折的临界温度为300℃；而对于冲击动态抗压强度其发生显著转折的临界温度与冲击气压（应变率）有关，当冲击气压（应变率）较低时（小于1.0MPa）临界温度为400℃；当冲击气压（应变率）较高时临界温度为600℃。结合本文微观试验结果对宏观力学性能变化规律给予分析：35.00.8MPa30.0800.9MPa25.0）1MPa20.060(T)MPa1.2MPacf（15.0(T)d10.0f405.00.020010020030040050060070080002004006008001000T(oC)T(℃)a)静态b)动态图4.13高温后混凝土的静、动态抗压强度试验结果根据微观试验结果，300℃之前水泥水化产物Aft、部分C-S-H发生高温脱水分解，而且此阶段残余水泥颗粒的二次水化反应较弱，导致水泥浆体的化学粘结能力一定程度下降。另外，由于水化产物的分解使得凝胶孔体积增大，孔隙结构缓慢劣化，但是混凝土的静态抗压强度并未发生剧烈衰减。300℃之后CH的层状结构开始遭到破坏，孔隙体积快速增大，混凝土的静态抗压强度衰减也随之加速；400℃之后CH大量脱水分解，导致水泥浆粘结能力剧烈下降的同时孔隙结构严重劣化，而且该温度段还伴随着SiO2的相变导致体积膨胀，使得混凝土的静态抗压强度剧烈衰减。600℃之后部分C-S-H继续脱水分解，混凝土的静态强度进一步下降。可以看出，混凝土的静态抗压强度的衰减与水泥浆的脱水反应及由此导致的孔隙结构劣化紧密相关，如图4.14所示为混凝土的高温后静态抗压强度与对应HCP的总孔隙率的关系。众所周知，混凝土的抗压强度是与骨料、HCP及骨料和HCP二者之间的粘结界面共同决定，本文通过微观试验研究发现C30混凝土的高温后残余抗压强度几乎与HCP的高温劣化程度一致，根据文献[8]的结论，钙质57 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究骨料在730℃之前的力学性能非常稳定，又由文献[82]的结论，增大混凝土的孔隙率可以减小其热膨胀系数。本文试验选用钙质骨料的普通C30混凝土，骨料的化学稳定性较好，且混凝土的水灰比较大，孔隙率也较大，水泥基体与骨料的线膨胀变形差异导致的变形损伤相较HCP的高温劣化导致的高温损伤处于次要地位，由图4.11也可以看到，400℃之前，由于HCP与骨料的变形差导致的界面处裂缝开展基本不明显。所以，最终得到的高温后混凝土的静态抗压强度与HCP随温度的劣化程度较一致，这一现象既有一定的偶然性，也有一定的必然性。冲击动态抗压强度在400℃之前离散性很大，但是可以看到衰减并不是很严重。当冲击气压达到1.2MPa时，即使温度达到600℃，动态抗压强度衰减的也不厉害。根据混凝土材料冲击力学损伤机理，混凝土材料在高应变率冲击荷载下，通常情况下是平行于荷载作用方向的过渡区初始裂纹在拉应力作用下发展聚集120100)10080%()80%(度60强60率余40隙残40孔对总2020相抗压强度总孔隙率000100200300400500600温度(℃)图4.14混凝土的相对残余抗压强度与HCP的孔隙率的关系[77]成核，待到不连续的初始微裂纹贯通连续之后，混凝土破坏。通常情况混凝土在高应变率下的动态强度，与HCP的自身质量关系不大，而与过渡区的微裂缝发[77]展情况有很大关系。Ozbek(2013)通过对多孔隙混凝土的落锤动态冲击试验研究，发现静态强度相当的混凝土，通过调整水胶比使得其孔隙率不同，对混凝土的动态强度影响并不大，反而是骨料的尺寸影响较大。在400℃之前尽管部分水化产物的脱水分解导致水泥浆孔隙体积增大，但是过渡区微裂纹并没有显著发展，直到600℃时才看到骨料与水泥浆粘结界面的明显裂纹。所以在相对较低的冲击气压（应变率）下，到400℃之后混凝土的动态抗压强度开始快速衰减。[33]Salloum(2015)发现当应变率较低时，混凝土沿着骨料与砂浆粘结界面劈裂破坏；当应变率相对较高时，大量的骨料发生了破碎。说明在高应变率下裂缝来不及汇集成核，直接穿过骨料，从而导致动态强度更大。根据SEM结果，600℃时，粘结界面处已经出现明显裂纹，而在1.2MPa冲击气压下，混凝土的动态强度衰减并不显著，这是因为当应变率达到一定程度后，部分微裂缝直接穿过骨料，而58 硕士学位论文钙质骨料在600℃时性能还比较稳定，所以混凝土动态强度也基本保持稳定。4.5本章小结本章通过对高温后HCP及混凝土的三组微观试验，并结合高温后混凝土的宏观动、静态力学性能试验结果进行分析，得到如下结论：（1）本文高温后C30混凝土的静态残余抗压强度发生显著衰减的临界温度为300℃，主要是因为300℃之前Aft及部分C-S-H等水化产物脱水分解，而由于混凝土本身水泥水化程度较高，导致在300℃之前残余水泥颗粒的二次水化效应很弱，所以300℃之后HCP的粘结性能和孔隙结构都劣化较厉害，导致静态抗压强度快速衰减。（2）当冲击气压小于1.2MPa时，高温后混凝土的动态抗压强度显著衰减的临界温度为400℃，这是因为在高应变率下混凝土的动态抗压强度主要与混凝土的裂纹发展情况有关，而与HCP的孔隙劣化程度关系相对较小，而通过微观试验发现400℃之前虽然HCP的部分水化产物分解导致其粘结性和孔隙结构一定程度劣化，但是混凝土微观裂纹的显著发展是在400℃之后。（3）当冲击气压为1.2MPa时，高温后混凝土的动态抗压强度显著衰减的临界温度为600℃，这是因为在冲击荷载作用下，当应变率达到一定值后混凝土微裂纹来不及扩展联接成核，直接穿过骨料，虽然600℃时混凝土过渡区微裂缝已经显著发展，但是钙质骨料性能依然稳定，所以其动态抗压强度并没显著衰减。59 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究结论与展望本文以高温后的混凝土为研究对象，分别对其进行了静态抗压强度试验、分离式霍普金森杆（SHPB）冲击试验及微观试验，其中第一部分静态抗压强度试验是第二部分动态冲击试验时分析高温后混凝土的动态应变率效应的基础。第三部分微观试验是为了探究混凝土的高温损伤机理，进而从混凝土的微观损伤层面分析高温后混凝土的动、静态力学响应。而第二部分高温后混凝土的φ100mmSHPB冲击力学性能是本文研究的核心。通过这三部分的研究，本文主要得到了如下一些结论：（1）将影响高温后混凝土的残余抗压强度的主要因素分成了三大类：即混凝土的自身特性、高温加热制度和冷却静置方式，这正好与实际火灾事故中评估建筑结构火灾后残余承载力需要考虑的因素，即建筑材料性能、现场火灾大小和灭火方式相对应。这种分类方法相比之前学者提出的两大类分类法，即内因和外因，有助于更好的理解分析高温后混凝土的强度衰减的机理。（2）从影响因素以及残余抗压强度试验结果两个方面详细分析了高温后混凝土残余抗压强度衰减规律的复杂性。根据相关文献统计结果将高温后混凝土的残余抗压强度随温度的衰减规律分为四大类，并描述了各类曲线的特征。本文C30混凝土高温后的残余抗压承载力随温度的变化规律基本与第III类曲线相符，相对来说强度随温度衰减较快，按照三大类影响因素分析其可能原因：1、水灰比（w/c=0.55）较高，在中低温段二次水化作用较弱；2、10℃/min的升温速率相对较快，6h的恒温时间相对较长；3、高温后静置在空气中14d左右对混凝土的残余抗压强度来说较不利。（3）高温后混凝土的冲击力学性能试验采用湖南大学冲击力学试验室的100mm杆径SHPB系统完成。本试验中利用一定厚度和直径的软布垫在入射杆的撞击端来对入射脉冲进行整形，可以获得较理想的冲击波，基本满足通常SHPB冲击试验有效性条件。该试验系统稳定，冲击气压与冲击速率完全满足线性关系，同一冲击气压下可以得到几乎完全相同的冲击速率。冲击气压对入射波和反射波的影响主要体现在波幅的大小差异，对透射波的波形和波峰值都有影响；温度对入射波和透射波的影响不大，但是对透射波的波形和波峰影响较大。（4）得到了温度对高温后混凝土的冲击动态应力应变曲线的影响。当冲击气压为0.8MPa时，温度对应力应变曲线的影响非常大，曲线随温度的变化规律也很明显；当冲击气压为0.9MPa和1.0MPa时，温度对应力应变曲线60 硕士学位论文的影响存在一个转折点，转折点之前温度对应力应变曲线影响不大，转折点之后温度对应力应变曲线影响显著；当冲击气压为1.2MPa时，温度对应力应变曲线的影响并不是特别明显。（5）得到了冲击气压（应变率）对高温后混凝土的冲击动态应力应变曲线的影响。高温后混凝土的冲击动态应力应变曲线随着应变率的增大逐渐从应变硬化型向应变软化型转变，但是随着温度的升高，发生转变的临界应变率也增大。峰值应力基本上随冲击气压的增大而增大，峰值应变随冲击气压的增大没有明显的变化规律。（6）混凝土的动态抗压强度发生明显衰退的临界温度：当冲击气压小于1.0MPa时，为400℃，当冲击气压为1.2MPa时，为600℃；当温度低于400℃时，混凝土的动态抗压强度随着应变率的增大先快速增大，之后基本保持不变，当温度高于600℃时，混凝土的动态抗压强度随着应变率的增大而增大；温度软化效应和应变率硬化效应对混凝土动态抗压强度的影响大小，是随着温度的高低和应变率的大小而不断变化的。[51]（7）将本文高温后混凝土的φ100mm杆径的SHPB冲击试验与肖进行的高温后混凝土的φ74mm杆径SHPB冲击试验结果进行了对比，分析了杆径对高温后混凝土SHPB冲击试验结果的影响，对高温后混凝土的大杆径SHPB冲击试验方法的优化提出了一些建议。（8）本文还通过热重分析（TG）、电镜扫描（SEM）和压汞（MIP）一系列微观试验，分析了高温后混凝土的微观结构损伤规律，并从微观损伤学角度分析了混凝土宏观静态及冲击动态力学响应的机理：高温后C30混凝土的静态残余抗压强度发生显著衰减的临界温度为300℃，主要是因为300℃之前Aft及部分C-S-H等水化产物脱水分解，而由于混凝土本身水泥水化程度较高，导致在300℃之前残余水泥颗粒的二次水化效应很弱，所以300℃之后HCP的粘结性能和孔隙结构都劣化较厉害，导致静态抗压强度快速衰减；当冲击气压小于1.2MPa时，高温后混凝土的动态抗压强度显著衰减的临界温度为400℃，这是因为在高应变率下混凝土的动态抗压强度主要与混凝土的裂纹发展情况有关，而与HCP的孔隙劣化程度关系相对较小，而通过微观试验发现400℃之前虽然HCP的部分水化产物分解导致其粘结性和孔隙结构一定程度劣化，但是混凝土微观裂纹的显著发展是在400℃之后；当冲击气压为1.2MPa时，高温后混凝土的动态抗压强度显著衰减的临界温度为600℃，这是因为在冲击荷载作用下，当应变率达到一定值后混凝土微裂纹来不及扩展联接成核，直接穿过骨料，虽然600℃时混凝土过渡区微裂缝已经显著发展，但是由于钙质骨料性能依然稳定，所以其动态抗压强度并没显著衰减。61 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究目前，针对高温后混凝土的冲击力学性能的研究才刚刚起步，可供借鉴的经验不多，加上混凝土材料及其高温结构损伤本身的复杂性，所以该课题的研究仍需要经历一个复杂而漫长的过程。下面就本文试验过程中存在的一些问题和不足进行简单探讨，从而为后面的研究者提供一些参考：（1）通过本文试验及分析发现，高温后混凝土的力学性能受试验控制因素（混凝土本身特性、高温加热制度及冷却静置制度）的影响较大，所以以后在针对混凝土材料或构件的高温试验时，一定要尽可能的对所有试件试验条件的一致性进行严格控制和记录。（2）对混凝土的动态力学性能的研究通常考虑的是混凝土的应变率效应，因此往往是以应变率作为试验参数，但是实际上由于混凝土材料的非均匀性加上高温对其结构损伤的复杂性，使得同一冲击速率下，相同条件的混凝土，其应变率存在较大离散性，给后期的试验数据对比分析带来一定难度，所以针对同一类型的试验研究有必要增大试验样本数量，以使试验结果的规律性更明显。（3）针对应变率与混凝土材料动态增大系数（DIF）的关系的研究，目前，不同研究者选用的静态抗压强度的试件尺寸存在差异，由此得到的DIF值的应变率效应也缺乏可比性，文献[79]对该问题进行了比较深入的讨论，也给出了合理的建议，所以针对混凝土材料的动态力学性能研究有必要建立统一的试验标准及规范。（4）本文的混凝土试件尺寸较小，且研究的都是高应变率下高温后混凝土的冲击性能。今后可以采用落锤进行一些稍低应变率下，且较大尺寸混凝土试件的冲击试验，并可以结合高温后混凝土材料的动态力学性能的研究结果进行一些大尺寸构件的相关研究。62 硕士学位论文参考文献[1]LiZW，XuJY，BaiEL．Staticanddynamicmechanicalpropertiesofconcreteafterhightemperatureexposure．MaterialsScienceandEngineering：A，2012，544：27－32[2]BazantZP，KapalanMF．Concreteathightemperature:materialpropertiesandmathematicalmodels．LongmanGroupLimited，1996[3]BischoffPH，PerrySH．Compressivebehaviorofconcreteathighstrainrates．MaterialsandStructures，1991，24：425－450[4]姚建国，袁广林，宋永娟等．粗骨料类型对混凝土高温后抗压强度的影响研究．混凝土，2011，2：245－250[5]BazantZP，KaplanMF．Concreteathightemperature:materialpropertiesandmathematicalmodels．LongmanGroupLimited，London，1996[6]RobertF，ColinaH．Theinfluenceofaggregatesonthemechanicalcharacteristicsofconcreteexposedtofire．MagazineofConcreteResearch，2009，61（5）：311－321[7]ComitéEuropéendeNormalisation(CEN)，prENV1992-1-2：Eurocode2：DesignofConcreteStructures．Parts1-2：StructuralFireDesign，CEN/TC250/SC2，1993[8]ZhiX，RonanH，AnneLB，etal．Influenceofchemicalandmineralogicalcompositionofconcreteaggregatesontheirbehavioratelevatedtemperature．MaterialsandStructures，2014，47：1921－1940[9]MetinH．Theeffectsofhightemperatureoncompressiveandflexuralstrengthsofordinaryandhigh-performanceconcrete．FireSafetyJournal，2006，41：155－163[10]余志武，丁发兴，罗建平．高温后不同类型混凝土力学性能试验研究．安全与环境学报，2005，5（5）：1－6[11]阎继红，林志伸，胡云昌．高温作用后混凝土抗压强度的试验研究．土木工程学报，2002，35（5）：17－19[12]吴波，袁杰，王光远．高温后高强混凝土力学性能试验研究，土木工程学报，2000，33（2）：8－12[13]吴波，马忠诚，欧进萍．高温后混凝土的变形性能和本构关系试验研究．建筑结构学报，1999，20（5）：42－4963 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硕士学位论文－1590[81]KaplanSA．Factorsaffectingtherelationshipbetweenrateofloadingandmeasuredcompressviestrengthofconcrete．MagazineofConcreteResearch，1980，32（11）：79－88[82]CEB．Concretestruturesunderimpactandimpulsiveloading．SynthesisReport，Bulletind’informationNo.187.Lausanne:ComiteEuro-InternationalduBeton，1988，205－206[83]TayfunU，&lIkerBT．Thermalexpansionofself-consolidationnormalandlightweightaggregateconcreteatelevatedtemperature．ConstructionandBuildingMaterials，2009，23（9）：3063－306969 高温后混凝土材料的冲击力学性能试验研究致谢三年时光如白驹过隙，如人饮水冷暖自知。首先在此谨向本人导师霍静思教授表示衷心的感谢。本文从选题到试验方案制定，从完成试验到论文撰写的整个过程，导师都给予了细心的指导和帮助，无不凝聚着导师的巨大汗水和心血。回顾论文，颇多细节不足之处都是没有严格按照导师要求，不免心有惭愧！霍静思教授在学术上治学严谨、热爱科研、思维敏锐、高瞻远瞩，对学生研究课题循循善诱，孜孜不倦；在生活上，朴素大方、为人正直、谦逊随和，对学生宽严相济，使人如沐春风。在这三年的时间里，我从导师身上不仅学到了学术科研能力，更多的是学到了他严谨求实，脚踏实地的做人做事的方式，相信这会是我一生的财富，师恩终身难忘！同时，也感谢试验过程中陈柏生老师无私的帮助和指导；感谢这三年所有同门兄弟姐妹对本人学习生活上的无私帮助和支持，在一起的这三年是辛苦的三年也是最美好的三年，我们同舟共济，患难与共，我们也势必永不相忘，珍惜彼此！最后还要感谢我的家人对我这二十多年来学习生涯的支持和鼓励，研究生毕业只是人生的一个小小转折，我会一如既往的努力，不会辜负你们的期望！最后，向所有关心、支持和帮助我的老师、同学、好友致以最真诚的感谢！从这里出发，愿我们一起朝向美好的未来奋斗！金宝2015年5月于长沙70 硕士学位论文附录A攻读学位期间所发表的学术论文目录[1]金宝，霍静思.钙质骨料混凝土抗压强度的高温损伤机理试验研究.建筑材料学报，2015,1.（已接收，论文编号：20141928）71
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