第 1 章 绪论
1.1 研究背景
火灾是自然界中发生频率最高、损失最严重的灾害之一[1]。近年来，国内外陆续有房屋建筑遭受严重的火灾，对社会经济造成重大损失，如央视文化中心、天津城市大厦、南昌白金汇海航酒店、伦敦西区高层公寓楼“格兰菲尔塔”、迪拜火炬大厦等。据应急管理部消防救援局统计，2019 年我国全年共接报火灾 23.3 万起，亡 1335 人，伤 837 人，直接财产损失 36.12 亿元。其中，高层建筑发生火灾 6974 起，同比上升 10.6%。
高强混凝土材料抗压强度高、承载能力大，在高层、大跨等现代建筑结构中得到广泛应用。但当受到火灾高温作用时，其内部结构致密导致材料渗透性差、容易爆裂[2-4]，因此高温下高强混凝土构件会很快丧失承载能力。经历火灾后的工程结构还可能遭受地震等引起的低周往复作用，涉及材料高温后低周疲劳性能问题。在实际工程中，对于使用混凝土材料的结构，其火灾后评估与加固大多采用钻芯法检测部分构件的抗压强度并计算剩余承载力[5-8]。然而因芯样温场不均匀且取芯数量有限，无法得到理想数据。对火灾后结构剩余抗震能力或抗疲劳性能的评估也是如此，导致最后的评估结论及加固方案存在隐患。
混凝土材料细微观结构变化对其宏观力学性能有着重要影响。高温后混凝土内部发生了一系列复杂的物理化学变化，已出现许多微小裂纹。在循环荷载作用下，微裂纹将不断扩展、连通，细微观损伤不断累积，从而引起宏观裂缝发生并导致最终疲劳断裂。细微观结构变化是宏观损伤的内在原因，研究材料高温历程、低周受压疲劳损伤与细微观结构变化之间的关系对于高强混凝土结构火灾后的无损或微损检测、疲劳损伤评估具有重要意义。
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1.2 国内外研究现状
1.2.1 高强混凝土高温后静力性能的研究
高强混凝土为采用水泥、砂、石、高效减水剂等外加剂和粉煤灰、超细矿渣粉、硅灰等矿物掺合料，以常规工艺配制的 C50~C80 级混凝土[9]。与普通混凝土相比，高强混凝土具有强度高、负荷能力大等优点，因此在高层、大跨等现代建筑结构中得到广泛应用。目前关于高强混凝土高温后静力性能的研究较为深入。
研究大多对常温和经 100℃~800℃高温后的高强混凝土进行单轴试验[10-26]，指出高温会使高强混凝土的劈裂拉伸强度、抗压强度及抗折强度等发生不同程度的降低，且受火温度越高，相应力学性能指标越低[10]。在 100℃~400℃范围内，高强混凝土的抗压强度大致减少了初始强度的四分之一[11]，抗压强度的大幅度衰减发生在 400℃~800℃[12] ，当达到 800℃时抗压强度降至约初始强度的四分之一[11]。劣化作用对高强混凝土劈拉强度的影响较抗压强度更大，劈拉强度损失率高于抗压强度损失率[13]。随温度升高，高强混凝土的弹性模量逐渐降低，峰值应变逐渐增大[14-17]。此外，高强混凝土高温后静力学性能指标值还受恒温时间、冷却方式、试件尺寸等影响。研究结果表明：随恒温时间的增长，混凝土抗压强度呈现逐渐减小的趋势[18]；高温后采用水浸泡冷却时各种力学强度均明显低于采用自然冷却后的强度[19-21]；而大尺寸混凝土试件较小尺寸混凝土试件的残余抗压强度下降慢[22-23]。部分学者对高强混凝土高温后多轴应力状态下的静力性能进行了研究[27-31]。利用大型静动真三轴试验机，进行了常温 20℃和 200℃~600℃高温后高强混凝土多轴应力状态下的强度试验，分析了温度和应力比对单轴、双轴、三轴应力状态下强度的影响规律以及试件破坏形态，建立了高强混凝土多轴应力状态下的破坏准则公式[27-30]。进一步研究得到高强混凝土高温后性能劣化机理[31]。
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第 2 章 高温后高强混凝土疲劳性能研究
2.1 引言
连续重复作用在结构上的荷载为循环荷载，一般用 S 表示。循环荷载作用下产生疲劳破坏所需应力或应变的循环次数为疲劳寿命，一般用 N 表示。通常根据材料破坏时经受的循环加载次数大致将疲劳分为高周疲劳和低周疲劳[48]。高周疲劳一般指应力水平较低、材料或结构在疲劳失效前循环次数高于 104~105 的疲劳。当应力水平较高，材料或结构在疲劳失效前循环次数低于 104~105 时为低周疲劳。地震破坏可看作结构非弹性阶段的低周疲劳问题[49]。在实际工程中，遭受火灾或经其他高温历程后的高强混凝土结构经评估或加固后继续使用，还可能受到由地震等引起的低周往复作用，涉及材料高温后低周疲劳性能问题。本章选取 C60 混凝土立方体试块为试验对象，进行低周单轴受压疲劳试验。主要研究高强混凝土高温后低周受压疲劳性能问题，分析加热温度、恒温时间、应力水平对 C60 混凝土试块疲劳寿命、疲劳变形等疲劳性能的影响，探究宏观性能劣化规律，建立考虑高温作用的疲劳本构模型。
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2.2 疲劳试验
2.2.1 试块制备及加温
制备边长为 100 mm 的 C60 混凝土立方体试块，混凝土集料配合比见表 2-1。使用箱式电阻炉（型号 SX2-12-10N）进行加温试验。该电阻炉的炉膛轮廓尺寸为宽 300 mm、高 500 mm、深 200 mm，额定温度为 1000℃，控温精度为±1℃，输出功率为 12 KW，如图 2-1(a)所示[36]。每种高温工况下至少 6 个试块，部分试块如图 2-1(b)所示，常温试块作为对比样本。本研究采用的加热速率根据 ISO834 标准火灾温度-时间曲线设置[50]。加热之前，在试块顶部和底部表面使用有效的防火隔离材料，防止温度沿试块纵向变化，
其他四个面均匀加热。设计加热温度为 100℃~900℃，每隔 100℃为一组。达到设计值后，温度分别保持恒定 0.5 h，
1 h，2 h 和 3 h。将热电偶放置在距 C60 立方体试块的三个相邻表面 30 mm 处，以测量试块内部温度场。加热后将试块自然冷却至室温。
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3.1 引言..............................21
3.2 超声试验.............................21
第 4 章 疲劳损伤模型及疲劳寿命预测............................39
4.1 引言.....................................39
4.2 疲劳损伤模型........................ 39
第 5 章 结 论............................. 51
第 4 章 疲劳损伤模型及疲劳寿命预测
4.1 引言
疲劳可看作损伤趋于临界值的累积过程，也可看作材料本身寿命不断消耗的过程。关于混凝土材料的疲劳寿命预测研究，很多学者提出了疲劳损伤累积模型以评估材料剩余寿命，如 P-M 准则[64]、Chaboche 模型[65]、Manson-Halford 模型[66]等。其中，P-M 准则将疲劳损伤与循环次数之间的关系视为线性积累，定义疲劳损伤 D 为循环次数 n 与材料疲劳寿命 Nf 之比，即f?Nn D / 。因 P-M 准则能简便地计算出随机荷载作用下的剩余疲劳寿命而广泛应用到实际工程结构中。但由于线性累积损伤模型未能考虑荷载作用顺序及荷载之间的作用效应对疲劳寿命的影响，寿命预测结果精度往往不理想，因此部分学者基于试验提出了非线性累积损伤模型[67-68]。然而由于大多数非线性累积损伤模型没有从本质上考虑疲劳损伤、缺乏理论依据或试验样本量较少而导致模型预测结果仍不够精确，无法客观反映出疲劳损伤的一般规律。因此从高强混凝土材料破坏的本质原因入手，深入研究高温后不同应力水平下材料的疲劳损伤，建立出科学合理、简单实用的疲劳损伤累积模型，在火灾后高强混凝土剩余疲劳寿命预测方面具有重要的现实意义。
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第 5 章 结论
工程实际中，目前尚不具备对高温后现场工程的混凝土材料力学性能包括抗疲劳性能进行无损检测分析的得力技术手段，无法准确评估火灾后结构剩余抗震能力或抗疲劳性能，导致最后的评估结论及加固方案存在隐患。本文通过高温后单轴受压低周疲劳试验，测量经不同高温历程后 C60 混凝土的疲劳寿命、残余应变、变形模量等参数，探究混凝土低周疲劳性能劣化规律。使用多种细微观检测手段，如超声试验、显微硬度检测及扫描电子显微镜等，测定高温后疲劳过程中混凝土试件内部各位置的超声波声速、声幅、显微硬度，观察微观结构样貌与微裂纹发展变化情况，研究高温后疲劳过程中高强混凝土材料的细微观结构动态演化过程。
得出以下主要结论：
（1）高温后高强混凝土试块内部存在初始损伤，单轴抗压强度、弹性模量等静力学指标发生不同程度衰减。提出高温作用下的抗压强度折减系数表达式用以表征 C60 混凝土经不同高温历程后的抗压强度损失。
（2）宏观疲劳性能参数如残余应变、变形模量比随疲劳循环加载次数的增加呈明显三阶段发展规律。疲劳性能劣化程度与加热温度、恒温时间及应力水平大小有关，其中加热温度对其影响最大，恒温时间、应力水平作用不显著。得到高温、相对循环次数与疲劳性能参数之间的关系模型，并构建出适用于高温后高强混凝土的疲劳损伤本构模型。
（3）随疲劳循环次数增加，水泥砂浆-骨料界面过渡区形貌发生了显著变化：宽度逐渐增加，结构疏松程度加剧，孔隙率升高，微裂纹不断扩展、合体，纵横微裂缝相互贯穿，最终形成宏观裂缝导致破坏发生。从疲劳加载前至约疲劳寿命的 75%，各细微观参数（超声波声速、声幅、显微硬度）呈相同的“快-慢”两阶段衰减规律，约疲劳寿命的 25%为分界点。建立了各细微观参数与高温、相对循环次数之间的关系模型，建立了不同应力水平下细微观参数、宏观疲劳性能参数与高温、相对循环次数之间的关系模型，并提出相应的简化关系模型。
参考文献（略）