Pore structure and mechanical properties of foam concrete under freeze-thaw environment
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摘要: 对4种不同密度的泡沫混凝土试样进行了冻融循环试验，借助X-CT设备扫描了泡沫混凝土的孔隙结构，并使用声发射装置测试了泡沫混凝土单轴压缩过程中的声发射特征。结果表明：泡沫混凝土在单轴压缩过程中的应力-应变关系曲线具有明显的阶段性，单轴压缩过程中的声发射事件主要集中在接触期和陡增期。冻融循环后，泡沫混凝土的孔隙率和平均孔隙直径均增大，孔径分布更离散，孔隙壁厚度不断减小，引起力学性能的下降；冻融循环降低了试样的脆性，使其声发射累计振铃计数曲线更光滑，信号的活跃度随冻融次数的增加而降低；密度为1000 kg/m3的试样在冻融循环100次后，其大部分孔径在1000 μm以下，抗压强度只降低了23.7%，具有良好的抵抗冻融侵蚀的能力。Abstract: The freeze-thaw tests of four kinds of foam concrete samples with different density were carried out. The pore structure of foam concrete was scanned with X-CT equipment, and the acoustic emission characteristics of foam concrete during uniaxial compression were tested by acoustic emission device. The results show that obvious stages exist in the process of uniaxial compression test and the acoustic emission events in the process of uniaxial compression are mainly concentrated in the contact period and steep growth period. After freeze-thaw cycles, the porosity and average pore diameter of foam concrete increase, the pore size distribution is more discrete, and the thickness of pore wall decreases, which leads to the decrease of mechanical properties. The freeze-thaw cycle reduces the brittleness of the samples, and the cumulative ring count curve of acoustic emission is smoother. Besides, the signal activity decreases with the increase of freeze-thaw times. After 100 freeze-thaw cycles, most of the pore size of the sample with 1000 kg/m3 density is less than 1000 μm, and the compressive strength is only reduced by 23.7%. It has a good ability to resist freeze-thaw erosion.
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Keywords:
- foam concrete /
- freeze-thaw cycles /
- uniaxial compression /
- acoustic emission /
- pore structure
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随着我国桥梁建设的快速发展，交通量的增加，桥梁结构遭遇火灾情况也时有发生[1-4]，2007年10月广东广深高速虎门大桥，油罐车爆炸引发大火，拉索和桥墩都被大火湮灭；2014年，湖南郴州在建赤石特大桥在主跨合拢前6号桥墩左幅塔顶突发大火，事故导致6号桥墩左幅9根斜拉索断裂，这些火灾事故对缆索的受力性能构成了极大的考验。文献[5-8]对钢丝缆索的高温力学性能进行研究，在火灾高温下钢丝力学性能会明显下降，导致缆索的承载能力急剧下降。
采用轻质、高强、耐腐蚀、抗疲劳的碳纤维增强树脂复合材料(Carbon fiber reinforced polymer，CFRP)用于桥梁缆索，可提高桥梁跨径，从根本上解决钢质拉索的腐蚀及疲劳问题。但CFRP索内的CFRP筋遇到火灾后环氧树脂会燃烧分解，影响其极限承载性能，对桥梁结构的安全造成影响。文献[9-12]通过试验研究发现，高温下CFRP筋的力学性能下降十分明显。付成龙等[11]研究了温度对CFRP筋弯曲强度和压缩强度的影响，研究显示温度对试样弯曲强度和压缩强度的影响较大，CFRP筋的强度保留率随温度升高而降低。方志等[12]对较高玻璃化转变温度Tg(Tg >200℃)的CFRP筋高温后力学性能进行研究，处理温度为100℃时，筋材静力性能与常温试件相比未发生明显变化，筋材经历200℃和300℃温升作用后，其抗拉强度、弹性模量和极限拉应变均有所下降。
文献[13-15]对桥梁缆索的阻燃防火措施做了一些研究。李艳等[13]在索体外表面设置一种导热系数很低的耐高温防火涂层，从而降低火源热辐射传给索体的温度。张凯等[14]研究了带砂浆包覆层CFRP筋的高温力学性能，在砂浆包覆层保持完好未爆裂的情况下，包覆层为CFRP筋提供了较好的隔氧环境，CFRP筋在长时间高温作用后具有较高的残余强度。徐玉林等[15]对外包陶瓷纤维防火层的CFRP索的耐火性进行了火灾试验研究，对CFRP 缆索外包陶瓷纤维防火层可大幅提高缆索的临界安全耐火时长。
综上所述，目前已有一些缆索的阻燃防火措施，如外包砂浆或陶瓷纤维防火层，但这些措施会大幅度增大索体直径，严重影响索体外表面的空气动力学特性。本文针对桥梁缆索用CFRP筋在高温下的力学性能及CFRP索的阻燃防火措施进行系统研究，研制开发具有阻燃防火特性的CFRP索，避免火灾带来的风险，保障应用安全，有助于CFRP索的推广应用。
1. CFRP筋高温力学性能
CFRP筋采用拉挤成型工艺制备，为了便于锚固，筋材表面带有螺旋肋，筋材底径7 mm，纤维体积分数为72vol%，密度为1.52 g/cm3，玻璃化转变温度Tg为120℃。
图1为CFRP筋高温拉伸试验。可见，筋材两端采用粘结型锚固方式，筋材锚固后穿过试验台架，在筋材中间自由段部位外套金属铝筒，金属铝筒外缠绕加热带对筒内空气进行加热，采用热电偶监测空气温度，采用温度继电器控制温度，使金属铝筒内温度保持设定温度，采用千斤顶加载，加载速度不超过300 MPa/min。筋材拉伸强度为筋材破断时压力传感器载荷读数除以筋材承载面积。
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图 1 碳纤维增强树脂复合材料(CFRP)筋高温拉伸试验Figure 1. High temperature tensile test of carbon fiber reinforced polymer (CFRP) tendon1.1 CFRP筋不同加热温度下力学性能
对筋材中间自由段部位进行加热，加热至指定温度，保温2 h后进行破断拉伸试验，获得筋材在高温下的拉伸强度。
图2为不同温度下保温 2 h后的CFRP筋材抗拉强度。可以看出，随着试验温度的升高，筋材拉伸强度呈线性下降趋势，270℃加热2 h，筋材强度降为2000 MPa左右，210℃加热2 h，筋材强度最低为2245.8 MPa，比初始强度下降26.13%。图3为保温2 h后筋材高温拉伸破断照片。可以看出，筋材发生了散丝状断裂。
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图 2 不同温度下保温 2 h后的CFRP筋材抗拉强度Figure 2. Tensile strength of CFRP tendons at different temperatures with heat preservation 2 h![]()
图 3 CFRP筋材高温拉伸破断状态Figure 3. Tensile fracture state of CFRP tendons at high temperature1.2 CFRP筋不同加热时间下力学性能
对筋材中间自由段部位进行加热，加热至210℃，分别保温1、2、3 h后进行破断拉伸试验，获得筋材在高温下的拉伸强度。图4为210℃不同保温时间下的CFRP筋材抗拉强度。
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图 4 210℃不同保温时间下的CFRP筋材抗拉强度Figure 4. Tensile strength of CFRP tendons with different holding time at 210℃可以看出，筋材高温拉伸强度仅与试验温度有关，当筋材芯部温度达到保温温度时，筋材的高温拉伸强度与保温时间无关，210℃的高温3 h内，筋材剩余拉伸强度均能达到2245.8 MPa以上。
1.3 CFRP筋加热冷却后力学性能
对筋材中间自由段部位进行加热，加热至指定温度，保温2 h，待筋材充分冷却至室温后进行破断拉伸试验，获得筋材经历高温冷却后的拉伸强度，如图5所示。可以看出，筋材高温加热冷却后继续进行拉伸试验，拉伸强度会存在一定的可逆性恢复，且恢复后的剩余强度均能达到2800 MPa以上，但最终剩余拉伸强度较原始强度呈略微下降趋势，且加热温度越高，剩余拉伸强度越低，最大下降幅度为6.13%。
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图 5 经历不同温度加热2 h冷却后CFRP筋材抗拉强度Figure 5. Tensile strength of CFRP tendons after heating at different temperatures for 2 h and cooling2. CFRP索阻燃防火措施
分别采用石棉布、陶瓷纤维布及阻燃防火涂层材料来研究对CFRP筋/索的阻燃防火效果。
2.1 石棉布、陶瓷纤维布阻燃防火效果
对在持荷状态下的7 mm直径CFRP筋试验件中间部位用火焰温度1000℃的高温火焰枪进行灼烧，如图6所示，其中图6(a)中筋材无保护，图6(b)中筋材包裹陶瓷纤维布，观测不同时间筋材的受力状态及筋材表面的温度变化，灼烧2 h后，进行破断拉伸试验，获得剩余强度。
表1为不同防护措施下筋材温度及持荷性能。可以看出，在无任何防护条件下，对拉伸应力水平1170 MPa条件下的CFRP筋用火焰温度1000℃的高温火焰枪进行灼烧，25 min后，筋材灼烧部位树脂热解，筋材断裂；采用45 mm厚度陶瓷纤维布与石棉包裹筋材，施加1170 MPa拉伸应力，经过1000℃火焰灼烧2 h，筋材表面温度最高分别为562℃与635℃，筋材高温部位树脂发生热解，没有发生断裂(图7)，剩余强度分别为1646 MPa与1249 MPa，图8为其破断试样；采用60 mm厚度石棉包裹筋材，施加1170 MPa拉伸应力，经过1000℃火焰灼烧2 h，筋材表面温度最高为170℃，筋材完好，没有发生断裂，剩余强度为3121 MPa，筋材基本没有发生损伤。
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图 6 持荷条件下CFRP筋阻燃防火措施对比Figure 6. Comparison on fire retardant measures of CFRP tendons under load conditions表 1 不同防护类型下CFRP筋材温度及持荷性能Table 1. Temperature and load carrying capacity of CFRP tendons under different protection typesProtection
typeProtection thickness/mm Burning time/min CFRP tendons temperature/℃ Stress level/MPa Test result Resident strength/MPa — — 25 1000 1170 Resin pyrolysis,
tendon tensile fracture— Ceramic fiber cloth 45 120 562 1170 Resin pyrolysis,
tendon is not fracture1646 Asbestos 45 120 635 1170 Resin pyrolysis,
tendon is not fracture1249 Asbestos 60 120 170 1170 The tendon is not damaged 3121 ![]()
图 7 CFRP筋材高温下树脂热解(562℃，2 h)Figure 7. Resin pyrolysis of tendons at high temperature (562℃, 2 h)![]()
图 8 树脂热解后CFRP筋材极限拉伸破断Figure 8. Ultimate tensile fracture of CFRP tendons after resin pyrolysis以上试验研究可以看出，包裹60 mm厚的石棉可以起到很好的阻燃防火效果，但是过厚的石棉必然影响索体直径，给CFRP索的盘卷带来困难，同时会改变索体表面原有的空气动力学特性，不方便应用。
2.2 阻燃防火涂层
选用一种阻燃防火涂层，刷在CFRP索股索体双层聚乙烯(PE)护套外表面，其中索股直径61 mm，PE护套厚度6 mm，阻燃防火涂层厚度2 mm，如图9所示。所用阻燃防火涂料层由基料丙烯酸乳液、膨胀催化剂聚磷酸铵、碳化剂季戊四醇、膨胀发泡剂三聚氰胺与氯化石蜡、颜料钛白粉、成膜助剂醇酯等组成。
在PE表面刷有2 mm阻燃防火涂层，并在索体PE内表面预埋测温线，用火焰温度1000℃的高温火焰枪对索股局部进行长达2 h的高温灼烧试验(图10)，阻燃防火涂料层发生膨胀并形成均匀而致密蜂窝状碳化层，保护双层PE护套不发生燃烧，使得缆索具有阻燃防火特性，PE护套仅发生软化。无阻燃防火涂层保护的索体5 min内PE护套燃烧殆尽，漏出索体(图11)。图12为2 mm阻燃防火涂层温度-时间曲线。可以看出，2 h灼烧索股PE内表面最高温度为206℃。
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图 11 无阻燃防火涂层聚乙烯(PE)燃烧Figure 11. Combustion of polyethylene (PE) sheath without fire retardant coating![]()
图 12 2 mm厚阻燃防火涂层温度-时间曲线Figure 12. Temperature-time curve of 2 mm thickness fire retardant coating2.3 CFRP索股表层不同位置处温度测定
为探究发生火灾时CFRP索股内部PE内筋材温度，将测温线置于不同位置处测量灼烧试验时各位置的温度(图13)，分别为索股PE内表面、距离PE内表面7 mm、距离PE内表面14 mm。图14为灼烧2 h索股内部不同位置处温度-时间曲线。可以看出，紧贴PE内表面的温度最高，为206℃，其次是测温线与PE内表层间隔7 mm处的温度(次外层筋材)，为156℃，温度最低的是与PE内表层距离14 mm处的温度(第三层筋材)，为100℃。
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图 14 CFRP索股不同位置处温度-时间曲线Figure 14. Temperature-time curves at different positions of CFRP cable strand3. 阻燃防火涂层耐火时间
针对阻燃防火涂层的不同厚度，试验研究在1000℃火焰灼烧下阻燃防火效果的持续性，索股规格同2.2节。图15为不同厚度阻燃防火涂层温度-时间曲线。可知无阻燃防火涂层防护，索股PE层5 min燃烧殆尽；0.3 mm厚度阻燃防火涂层可保护索股PE层20 min；1.4 mm厚度阻燃防火涂层可保护索股PE层160 min；刷有2 mm厚度阻燃防火涂层的索股在长达360 min的火焰灼烧下，PE内表面最高温度为245℃，PE层未发生破坏，仅发生软化，建议阻燃防火涂层厚度为2 mm。
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图 15 不同厚度阻燃防火涂层的温度-时间曲线Figure 15. Temperature-time curves of fire retardant coating with different thickness图16为2 mm厚度阻燃防火涂层的索股燃烧360 min试验过程的发泡过程。可以看出，随着火焰灼烧时间的增长，发泡层高度逐渐增大，发泡尺寸也逐渐增大，6 h熄火后形成一个6 cm×8 cm、高4 cm的发泡层，长达6 h的灼烧试验，PE内表面最高温度为245℃，熄火后，拨开厚厚的发泡层，PE护套仅发生软化。结合图15与图16，可以看出，燃烧前20 min为快速发泡升温阶段，发泡层快速增大，PE内表面温度从室温上升到196℃；20~140 min为稳定阶段，发泡层缓慢增大，PE内表面温度维持在203~209℃之间；140~360 min为动态平衡阶段，继续燃烧温度缓慢升高，燃烧至180 min，PE内表面温度达到216℃，阻燃防火涂层内层达到发泡温度开始发泡，发泡层高度增加，PE内表面温度下降，燃烧至240 min，PE内表面温度降至200℃，燃烧至280 min左右，发泡层表层开始发生热解，PE内表面温度升高至230℃左右，阻燃防火涂层内层达到发泡温度进一步发泡，发泡层高度持续增加，PE内表面温度下降，但随着发泡层表层热解，PE内表面温度又缓慢上升。
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图 16 2 mm厚度阻燃防火涂层的CFRP索股膨胀发泡过程Figure 16. Intumescent process of CFRP cable strand coated with 2 mm thickness fire retardant coating4. 结 论
(1) 碳纤维增强树脂复合材料(Carbon fiber reinforced polymer，CFRP)筋材高温剩余强度随温度升高呈线性下降趋势，210℃加热3 h，剩余强度最低为2245.8 MPa，比初始强度下降26.13%。
(2) CFRP筋材高温加热冷却后强度存在一定程度的可逆性恢复，剩余强度均能达到2800 MPa以上，但较原始强度略微下降，且经历温度越高剩余强度越低，最大下降幅度为6.13%。
(3) 对比3种阻燃防火措施，阻燃防火涂层具有较好的阻燃防火效果，2 h灼烧索股聚乙烯(PE)内表面最高温度为206℃，次外层筋材最高温度为156℃，第三层筋材最高温度为100℃，火灾2 h内，索股仍可承载，剩余强度≥2245 MPa。
(4) 阻燃防火涂层越厚防护时间越长，2 mm厚阻燃防火涂层的索股在长达360 min的火焰灼烧下，PE内表面最高温度为245℃，PE层未发生破坏，仅发生软化，建议阻燃防火涂层的厚度为2 mm。
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图 1 试验仪器示意图
AE-MTS—Acoustic emission-uniaxial compression
Figure 1. Schematic diagram of test instrument
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图 2 各密度泡沫混凝土的应力-应变关系曲线
Figure 2. Stress-strain curves of foam concrete with different densities
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图 4 A06与A10的声发射特征
F-T—Freeze-thaw
Figure 4. Acoustic emission characteristics of A06 and A10
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图 5 冻融循环后泡沫混凝土的三维扫描图
Figure 5. Three-dimensional scanning map of foam concrete after freeze-thaw cycle
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图 6 两试样在冻融循环前后的孔隙网络模型
Figure 6. Pore network models of two samples before and after freeze-thaw cycle
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图 7 A06与A10试样的孔隙分布特征
Figure 7. Pore distribution characteristics of A06 and A10 samples
表 1 泡沫混凝土的配合比及实测特征值
Table 1 Mixture proportion and measured characteristic value of foam concrete
Density level Cement
/(kg·m−3)Foam
/(kg·m−3)Water
/(kg·m−3)Wet density
/(kg·m−3)Dry density
/(kg·m−3)Porosity
/%A05 364.0 36.85 218.4 619.0 524.6 68.8 A06 430.7 33.55 258.4 722.4 642.1 58.5 A08 564.1 26.40 338.5 929.2 853.8 52.5 A10 697.6 19.80 418.6 1136.0 1054.6 46.3 
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表 2 各密度泡沫混凝土的声发射(AE)累计振铃计数
Table 2 Cumulative acoustic emission (AE) ringing count of foam concrete with different densities
Freeze-thaw cycle A05 A06 A08 A10 0 66652 58324 21028 15946 25 49069 51653 16002 16021 50 35845 37752 15673 13875 75 27061 38847 14583 12601 100 31698 17542 12097 11792
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表 3 A06与A10试样的孔隙结构参数
Table 3 Pore structure parameters of A06 and A10 samples
Density level Freeze-thaw cycle Porosity
/%Pore number Average pore
wall thickness
/μmPore diameter/μm Max. Min. Average A06 0 58.5 117468 107 3157 41 907 50 64.1 74341 92 3811 40 1262 100 78.8 62159 74 5384 41 1403 A10 0 46.3 176610 248 1208 42 238 50 52.8 125782 185 2105 41 355 100 57.3 102647 154 2357 41 527 Notes: Limited by the resolution and testing accuracy of X-CT equipment, the minimum pore size calculated by three-dimensional reconstruction is about 40 μm; But in fact, the minimum pore size of foam concrete should be smaller than 40 μm and different from each other.
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其他类型引用(1)
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目的
为了研究泡沫混凝土在冻融环境下的孔隙结构及力学性能的变化情况，使用单轴压缩与声发射设备，测试了不同冻融次数后泡沫混凝土的单轴抗压强度，同时记录了在压缩过程中的声发射特征，并使用X-CT技术测试了各密度等级泡沫混凝土孔隙结构。通过分析泡沫混凝土的孔隙结构-力学性能-声发射特征，从多个角度研究冻融循环对泡沫混凝土的作用机制，研究结果可为泡沫混凝土在寒区工程的应用提供有益参考。
方法借助声发射监测设备，收集了不同冻融循环次数后的泡沫混凝土单轴压缩过程中的声发射特征，从应力-应变、能量释放角度来分析泡沫混凝土在冻融循环后力学性能的下降情况，实现了对泡沫混凝土单轴压缩全过程特性的研究。同时借助X-CT设备对泡沫混凝土的孔隙结构进行扫描，从微观孔隙结构方面对其宏观力学特征进一步说明和补充，同时通过对比冻融循环前后泡沫混凝土孔隙结构的变化情况来研究冻融的作用机制。
结果通过单轴压缩-声发射联合试验以及孔隙结构扫描测试，得到了泡沫混凝土在不同冻融循环次数后的单轴压缩应力-应变特征、声发射特征、孔隙结构特征等各类特征参数，结果表明：(1)泡沫混凝土单轴压缩过程中的应力-应变曲线存在明显的阶段性，这与其丰富的孔隙结构有关，随着试样密度的增大，泡沫混凝土的强度迅速提升，孔隙率的下降同时造成了脆性的增大。(2)冻融循环劣化了泡沫混凝土的孔隙结构，增大了试样的孔隙率，使其分布更为离散；引起各密度试样的单轴抗压强度不断下降，经历100次冻融循环后，A05、A06、A08和A10试样的单轴抗压强度分别下降了40.3%、63.6%、53.8%和23.7%。(3)泡沫混凝土单轴压缩的声发射过程曲线分为接触期、平静期和陡增期三个阶段，声发射事件主要分布在接触期和陡增期，试样在该阶段发生较大的变形；随着冻融循环次数的增加，声发射累计振铃计数曲线在平静期的斜率不断变大，表明试样在该阶段的损伤破坏事件增多；由于冻融循环加速了孔隙的开展，使得弹性波在孔隙内多次反射导致信号衰减，不利于AE事件的捕捉及定位，导致信号的活跃度降低。(4)泡沫混凝土的孔隙直径大致服从对数正态分布，随着密度的增大，试样的孔隙率下降、孔隙结构更为均匀、孔径分布更加集中，其中A10试样主要以直径在500μm以下的孔隙为主；而随着冻融循环的增加，试样的孔隙率均发生增大，靠近上下两侧的孔隙率接近80%，其中A06试样在冻融循环100次后，孔隙率由58.5%增至78.8%，且大部分孔隙直径在1000μm以上，孔隙的劣化引起其单轴压缩力学性能的大幅下降。
结论泡沫混凝土的力学性能与其孔隙结构特征紧密相关，随着试样密度的增大，其孔隙率下降，孔径分布更加集中，带来其单轴抗压强度的迅速提升；其单轴压缩过程的声发射特征记录了试样内部的损伤破坏事件，结果表明试样的初步密实阶段、屈服阶段和平台阶段存在大量的声发射事件，表明上述阶段发生了较多的变形和内部损伤；冻融循环劣化了泡沫混凝土的孔隙结构，引起试样孔隙壁厚度减小、增大了相邻孔隙的连通程度，带来力学性能的下降，同时引起了声发射信号活跃度的下降。A06和A10在经历100次冻融循环后，各自的平均孔隙率分别由58.5%、46.3%增至78.8%和57.3%，其单轴抗压强度分别下降63.6%、23.7%，可见通过增大试样的密度有助于改善其抵抗冻融侵蚀能力，但密度的增大可能会引起试样保温隔热性能的下降，在应用过程中应根据实际需要选择合适的密度。
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泡沫混凝土丰富的孔隙结构赋予其出色的保温性能，未来在寒区建筑结构保温防护领域具有良好的应用前景，然而内部孔隙结构的存在削弱了其结构强度，限制其推广和应用。当前关于泡沫混凝土力学性能的研究大多停留在正常环境中，而少有学者研究冻融循环对其孔隙结构和力学性能的影响。
本文对四种不同密度的泡沫混凝土试样进行冻融循环，随后开展了单轴压缩-声发射联合试验、X-CT扫描试验，通过研究冻融循环后泡沫混凝土的单轴压缩力学性能和声发射特性，同时分析其孔隙结构在冻融循环过程中的变化情况。结果表明：泡沫混凝土在单轴压缩过程中的应力-应变关系曲线和声发射累计振铃计数曲线具有明显的阶段性，试样的孔隙结构赋予了其优秀的缓冲性能；试样的变形是声发射事件产生的主要原因，冻融循环通过劣化泡沫混凝土的孔隙结构来影响其力学性能，并同时降低了声发射信号的活跃度；泡沫混凝土的孔隙结构在冻胀力的作用下逐渐扩张，孔隙直径不断增大，分布更加离散且孔隙壁厚度不断减小，表现为试样力学强度的大幅下降；通过对比不同密度试样的孔隙结构参数可知：孔隙结构是决定泡沫混凝土力学性能的内在因素，高密度试样的孔隙结构更为均匀致密，具有良好的抵抗冻融侵蚀的能力。
(a)各试样的强度损失率 (b)A10在冻融100次后的声发射特征 (c)A10在冻融循环后的孔径分布
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