中高溫及低溫作用后超高韌性水泥基復(fù)合材料的力學(xué)性能

錢(qián)維民, 蘇駿, 史慶軒, 李揚(yáng), 嵇威

( 1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055；2.湖北工業(yè)大學(xué) 土木建筑與環(huán)境學(xué)院，武漢 430068 )

目前，大多數(shù)國(guó)家仍然依賴(lài)陳舊、低效和高污染的石油和煤炭技術(shù)作為其主要能源來(lái)源，而20 世紀(jì)70 年代的世界石油危機(jī)暴露了更加尖銳的社會(huì)和環(huán)境問(wèn)題，增加了全世界對(duì)清潔能源的迫切需求。隨著傳統(tǒng)能源的日益匱乏，開(kāi)發(fā)新的清潔能源(如天然氣、可燃冰和核能等)對(duì)于滿足日益增長(zhǎng)的能源需求至關(guān)重要，我國(guó)“十四五”規(guī)劃將新能源產(chǎn)業(yè)列為戰(zhàn)略性新興產(chǎn)業(yè)[1-5]，可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略進(jìn)一步加速清潔能源的發(fā)展，如2019年中國(guó)極地LNG-2 天然氣項(xiàng)目和核電站的建設(shè)項(xiàng)目。這些極端環(huán)境促進(jìn)了混凝土結(jié)構(gòu)在極端溫度環(huán)境下的研究，統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示極地地區(qū)溫度可低至-66.7℃，而核電站反應(yīng)堆壓力容器可達(dá)到120℃以上。傳統(tǒng)混凝土由于脆性大、抗拉強(qiáng)度低、開(kāi)裂后裂縫寬度控制能力有限，難以滿足極端環(huán)境下的工程應(yīng)用。超高韌性水泥基復(fù)合材料(Ultra high toughness cementitious composites，UHTCC)作為一種新型復(fù)合材料，其優(yōu)化設(shè)計(jì)使其表現(xiàn)出類(lèi)似金屬材料的偽應(yīng)變硬化特性[6-8]。其極限拉應(yīng)變?yōu)槠胀ɑ炷恋?00 倍、鋼筋的3 倍。在達(dá)到極限荷載時(shí)，UHTCC 的平均裂縫寬度僅為60 μm，表現(xiàn)出優(yōu)異的力學(xué)性能和耐久性。因此，UHTCC材料為工程結(jié)構(gòu)中裂縫控制和長(zhǎng)期耐久性等問(wèn)題提供了一種可行的解決方案。

極端溫度作用會(huì)加速混凝土性能的劣化，李紅兵[9]研究表明纖維摻入能有效降低高溫后材料性能的劣化。陳猛等[10]研究認(rèn)為聚乙烯醇(PVA)纖維隨溫度升高發(fā)生軟化，工程水泥基復(fù)合材料(ECC)基體中的孔隙和孔道連通形成網(wǎng)絡(luò)，有利于釋放孔隙蒸汽壓力，減弱ECC 高溫?fù)p傷。時(shí)旭東等[11-13]研究結(jié)果表明超低溫環(huán)境下混凝土的抗壓強(qiáng)度與常溫下相比顯著增加，增強(qiáng)趨勢(shì)表現(xiàn)為先下降后上升最后穩(wěn)定的趨勢(shì)。Dahmani 等[14]研究發(fā)現(xiàn)在低溫環(huán)境下鋼筋混凝土的承載力有明顯提升，可達(dá)到常溫下承載力的3 倍多，但恢復(fù)到常溫時(shí)承載力急劇下降。Dahmani[15]進(jìn)一步研究表明在液化天然氣儲(chǔ)罐壁內(nèi)外之間存在較大的溫度梯度，這導(dǎo)致出現(xiàn)較高的拉應(yīng)力，由于液體滲透、混凝土孔隙壓力上升和混凝土開(kāi)裂，使混凝土儲(chǔ)罐的力學(xué)性能進(jìn)一步劣化。Masad 等[16]研究表明低溫環(huán)境中骨料與基體熱膨脹系數(shù)的差異是導(dǎo)致混凝土失效的主要原因，較大的孔隙率和孔徑的粗骨料更容易導(dǎo)致混凝土開(kāi)裂。Rahman 等[17]研究也表明較小孔隙率的骨料可減小降溫過(guò)程中混凝土內(nèi)部的拉應(yīng)力，抑制快速降溫過(guò)程中混凝土內(nèi)部裂縫的擴(kuò)展。而UHTCC 的優(yōu)化設(shè)計(jì)使其能夠有效抑制熱膨脹系數(shù)差異引起的開(kāi)裂，同時(shí)UHTCC 由于水膠比和孔隙率較低，含水率也較低，可有效延緩水結(jié)冰引起的材料性能的劣化，因此UHTCC 具有優(yōu)異的耐高和低溫性能。

鑒于UHTCC 優(yōu)異的力學(xué)性能、耐久性能及裂縫控制能力，可將其應(yīng)用于對(duì)力學(xué)性能和裂縫控制能力均要求嚴(yán)苛的極端環(huán)境中的結(jié)構(gòu)建設(shè)，但目前有關(guān)UHTCC 的極端溫度作用的力學(xué)性能試驗(yàn)尚未見(jiàn)文獻(xiàn)報(bào)道。本文旨在研究極端溫度和纖維體積摻量對(duì)UHTCC 基本力學(xué)性能的影響。為實(shí)現(xiàn)這一目標(biāo)，對(duì)經(jīng)不同溫度作用后的UHTCC進(jìn)行了單軸力學(xué)性能測(cè)試，為UHTCC 在極端溫度環(huán)境下的設(shè)計(jì)和工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)制作了100 mm×100 mm×100 mm 的立方體試件和100 mm×100 mm×300 mm 的UHTCC 棱柱試件和骨形試件。骨形試件的尺寸如圖1(a)所示，圖1(b)～1(d)為試件經(jīng)不同溫度作用后的形態(tài)，低溫后試件表面出現(xiàn)一層“白霜”，UHTCC 試件形態(tài)完好，無(wú)明顯掉角和開(kāi)裂現(xiàn)象，高溫作用后試件無(wú)明顯差異，部分試件顏色加深。試驗(yàn)?zāi)z凝材料為P·O 42.5 普通硅酸鹽水泥和I 級(jí)粉煤灰。材料組成見(jiàn)表1。細(xì)骨料采用細(xì)度模數(shù)為2.2～1.6的細(xì)砂。為了配制具有良好和易性的基體，使用了聚羧酸減水劑，減水率為20%。材料的配比如表2 所示。聚乙烯醇(Polyvinyl alcohol，PVA)纖維采用K-II 型纖維。PVA 纖維的性能指標(biāo)見(jiàn)表3，纖維形態(tài)特征見(jiàn)圖1(e)。

表1 水泥、粉煤灰和硅灰的物理化學(xué)性質(zhì)Table 1 Physical and chemical properties of cement, fly ash and silica fume

表2 材料配比Table 2 Ratio of materials

表3 聚乙烯醇(PVA)纖維性能指標(biāo)Table 3 Polyvinyl alcohol (PVA) fiber performance index

圖1 試件尺寸與纖維形態(tài)Fig.1 Specimen size and fiber morphology

按照標(biāo)準(zhǔn)GB/T 50082-2009[18]對(duì)基體材料進(jìn)行攪拌。將細(xì)骨料、水泥和粉煤灰加入攪拌機(jī)(河南科賽威機(jī)械臥軸式攪拌機(jī))，攪拌3 min。之后，加入90% 的水并攪拌3 min，為使基體和纖維均勻分散，隨機(jī)緩慢加入PVA，然后繼續(xù)攪拌3 min。最后，將10%的水和減水劑均勻混合加入，繼續(xù)攪拌3 min。將拌合物注入立方體、棱柱體和骨形的模具中。硬化24 h 后，取出樣品并在濕度為95%、溫度為(20±3)℃的養(yǎng)護(hù)室中養(yǎng)護(hù)28 天。

1.2 試驗(yàn)流程

目標(biāo)溫度設(shè)置為200、100、-25、-50、-75和100℃。試驗(yàn)降溫流程如圖2(a)所示，圖2(b)、圖2(c)為低溫和高溫的試驗(yàn)裝置。為模擬突發(fā)事件導(dǎo)致的溫度突變，本次試驗(yàn)采用了較快的升溫/降溫速率，同時(shí)，為了保證試件的均勻降溫，預(yù)先將熱電偶埋入試件的中心區(qū)域，以監(jiān)測(cè)試件中心區(qū)域的溫度。將UHTCC 試件放置在自主研發(fā)的極端溫度試驗(yàn)裝置的鋼槽中。低溫試驗(yàn)通過(guò)液氮降溫，低溫試驗(yàn)裝置中的環(huán)境冷卻速度為2℃/min。當(dāng)?shù)蜏叵鋬?nèi)溫度達(dá)到目標(biāo)溫度時(shí)，保持低溫箱內(nèi)溫度恒定，通過(guò)試驗(yàn)箱內(nèi)環(huán)境溫度對(duì)試件進(jìn)行降溫，并通過(guò)預(yù)先設(shè)置在試件中心處的熱電偶監(jiān)測(cè)試件溫度，當(dāng)試件中心處達(dá)到目標(biāo)溫度后，恒溫100 min 確保試件達(dá)到目標(biāo)溫度。冷卻完成后，將UHTCC 取出，自然升溫至室溫。經(jīng)過(guò)低溫作用，基體混凝土表面出現(xiàn)寬度不超過(guò)0.1 mm 的裂縫，UHTCC 無(wú)明顯變化。高溫試驗(yàn)采用通電方式進(jìn)行加熱，加熱速度與降溫速度相同。當(dāng)試件達(dá)到目標(biāo)溫度時(shí)，保持恒溫100 min，加熱過(guò)程結(jié)束后，讓高溫試驗(yàn)裝置自然恢復(fù)到室溫，試件相較于正常溫度狀態(tài)無(wú)明顯變化，試件顏色略微變深。

圖2 極端溫度設(shè)備Fig.2 Extreme temperature equipment

1.3 試驗(yàn)加載

試驗(yàn)過(guò)程參照我國(guó)標(biāo)準(zhǔn)《纖維混凝土試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(CECS 13-2009)[19]和《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152-2012)[20]?；炷量箟?、劈裂抗拉試驗(yàn)采用壓力機(jī)為山東濟(jì)南中正公司生產(chǎn)的300 噸混凝土壓力試驗(yàn)機(jī)，加載試驗(yàn)前，對(duì)試件進(jìn)行對(duì)中、預(yù)壓處理，確保試件處于加載中心及消除壓力機(jī)與試件表面空隙，立方體試塊抗壓試驗(yàn)采用位移控制，加載速率為0.1 mm/min；劈裂抗拉試驗(yàn)中試驗(yàn)機(jī)的加載頂板、底板和試件間各墊一條弧形墊塊，同時(shí)在墊塊上設(shè)有墊片，加載時(shí)保證上下兩個(gè)弧形墊塊垂直于其正截面的弧面切線，立方體中線和壓力機(jī)上下加載頭中線保持在同一平面內(nèi)；軸心抗壓試驗(yàn)加載裝置采用山東濟(jì)南中正公司生產(chǎn)的電液伺服混凝土壓力試驗(yàn)機(jī)，通過(guò)位移控制進(jìn)行加載。加載速率為0.1 mm/min，將應(yīng)變片接入數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，記錄試件的應(yīng)變變化，軸壓試驗(yàn)裝置示意圖如圖3(a)所示。軸心拉伸裝置通過(guò)萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)加載，為保證測(cè)試精度，軸拉試驗(yàn)中采用引伸計(jì)測(cè)量拉伸變形，測(cè)試標(biāo)距為60 mm，將引伸計(jì)固定于試件表面，同時(shí)通過(guò)位移控制進(jìn)行加載，加載速率為0.1 mm/min，軸拉試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖3(b)。

圖3 加載裝置示意圖Fig.3 Sketches of the test setup

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 基體混凝土和UHTCC 的抗壓性能

圖4 為基體混凝土和UHTCC 立方體抗壓的破壞形態(tài)，基體混凝土表面發(fā)生明顯剝落，而UHTCC 表現(xiàn)出不同的破壞形態(tài)。首先，UHTCC試件的角部出現(xiàn)垂直裂縫，且在裂縫周邊出現(xiàn)細(xì)密的微裂縫，隨著荷載的增大，裂縫逐漸延伸擴(kuò)展，裂縫擴(kuò)展延伸過(guò)程中伴隨纖維拔出、拉斷的聲音；繼續(xù)加大荷載，裂縫沿著主裂縫的方向繼續(xù)擴(kuò)展，試件變形增大，此時(shí)試件進(jìn)入破壞階段，當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí)，試件破壞，但材料整體性良好，并未出現(xiàn)大量剝落、掉角現(xiàn)象。且溫度作用后，一定程度削弱了纖維-基體界面，且高溫作用的溫度越高或低溫作用的溫度越低，其削弱程度越明顯，其破壞形態(tài)發(fā)生一定的變化，在其角部出現(xiàn)一系列垂直細(xì)微裂縫，但裂縫并未進(jìn)一步擴(kuò)展，隨著荷載增大，裂縫逐漸變寬并向兩端延伸，試件喪失承載力，但整個(gè)破壞過(guò)程中，UHTCC 仍表現(xiàn)為延性破壞，試件未出現(xiàn)掉角和剝落現(xiàn)象。

圖4 試件抗壓破壞形態(tài)Fig.4 Compressive failure mode of specimens

圖5(a) 為UHTCC 抗壓強(qiáng)度與溫度關(guān)系圖?；w混凝土中出現(xiàn)初始裂縫后，由于基體強(qiáng)度較低，不能有效阻滯裂縫的擴(kuò)展，導(dǎo)致開(kāi)裂后立即喪失承載力。隨著纖維體積摻量的逐漸增大，纖維對(duì)于基體性能改善逐漸明顯，UHTCC 抗壓強(qiáng)度有一定的提升。且隨著纖維的摻入，UHTCC 的破壞形式發(fā)生變化，基體開(kāi)裂后，纖維發(fā)揮橋聯(lián)作用，緩解裂縫尖端的應(yīng)力集中現(xiàn)象，將應(yīng)力傳遞至周?chē)w，表現(xiàn)出多裂縫穩(wěn)態(tài)開(kāi)裂的現(xiàn)象。當(dāng)纖維體積摻量達(dá)到1.5vol% 時(shí)，材料強(qiáng)度達(dá)到最大，常溫狀態(tài)下，抗壓強(qiáng)度提升約42%，但超過(guò)1.5vol%體積摻量后，UHTCC 的強(qiáng)度有所降低。

圖5 UHTCC 抗壓強(qiáng)度和強(qiáng)度損失率Fig.5 Compressive strength and strength loss ratio of UHTCC

為表征UHTCC 抗壓強(qiáng)度損失大小，定義抗壓強(qiáng)度損失率Δc，其計(jì)算方式如下所示：

式中：fc-20為常溫狀態(tài)下抗壓強(qiáng)度；fc-T為溫度T作用后的抗壓強(qiáng)度。

圖5(b) 為抗壓強(qiáng)度損失率，溫度對(duì)UHTCC抗壓強(qiáng)度的影響較明顯，低溫作用后，UHTCC 抗壓強(qiáng)度在-50～20℃區(qū)間內(nèi)抗壓強(qiáng)度降低速度較快，而在-100～-50℃內(nèi)抗壓強(qiáng)度降低速度逐漸緩慢；高溫狀態(tài)下，20～200℃內(nèi)抗壓強(qiáng)度降低較緩慢，最多降低約16%。低溫對(duì)抗壓強(qiáng)度的影響更顯著，當(dāng)溫度降低至-100℃時(shí)，抗壓強(qiáng)度最多降低約50%，且纖維的摻入可以減小強(qiáng)度的損失。研究結(jié)論與Dahmani 等[14]的研究結(jié)論一致，主要原因?yàn)榈蜏刈饔脤?duì)材料孔隙結(jié)構(gòu)的影響較顯著，材料內(nèi)部孔隙結(jié)構(gòu)被破壞，產(chǎn)生系列缺陷和孔洞，導(dǎo)致材料強(qiáng)度降低，同時(shí)本次試驗(yàn)采用快速升溫/降溫的方法，升溫/降溫速率較快，將加劇材料內(nèi)出現(xiàn)不均勻溫度場(chǎng)和較高的溫度梯度，且達(dá)到目標(biāo)溫度后，將試件取出在常溫狀態(tài)下自然冷卻/回溫，這種較大的溫度梯度變化不僅會(huì)加劇材料內(nèi)出現(xiàn)更多的損傷，同時(shí)導(dǎo)致加載時(shí)荷載作用接觸面均勻受力狀況變差，這些因素不僅降低材料的力學(xué)性能，同時(shí)會(huì)導(dǎo)致一定程度的不均勻受力，導(dǎo)致UHTCC 破壞形態(tài)發(fā)生改變及強(qiáng)度損失率增大。

2.2 基體混凝土和UHTCC 的劈裂抗拉性能

圖6 為基體混凝土和UHTCC 劈裂抗拉試驗(yàn)破壞形態(tài)。在加載過(guò)程中，基體混凝土表現(xiàn)出明顯的脆性。隨著荷載的增加，試件上出現(xiàn)垂直裂縫，繼續(xù)增加荷載，裂縫迅速擴(kuò)展，并伴隨劇烈的斷裂聲，主裂縫處基體發(fā)生剝落，試件迅速喪失承載力。纖維的加入有效地改變了材料的脆性，隨著荷載的增加，UHTCC 的裂縫沒(méi)有迅速擴(kuò)展，表現(xiàn)出良好的裂縫分散能力。繼續(xù)增大荷載，裂縫逐漸擴(kuò)大，承載力逐漸下降，同時(shí)隨著溫度的變化，材料會(huì)表現(xiàn)出一定的脆性。

圖6 試件劈拉試驗(yàn)破壞形態(tài)Fig.6 Specimen splitting tensile failure mode

圖7(a) 為溫度和UHTCC 劈裂抗拉強(qiáng)度關(guān)系圖。一定范圍內(nèi)，UHTCC 的劈裂抗拉強(qiáng)度隨著纖維摻量的增加而表現(xiàn)出明顯的增加。20℃狀態(tài)下，當(dāng)纖維摻量達(dá)到1.5vol%時(shí)，UHTCC 劈裂抗拉強(qiáng)度達(dá)到最大，約增加49%。然而，進(jìn)一步增加纖維摻量至2.0vol%，劈裂抗拉強(qiáng)度有略微下降，相較于1.5vol%的UHTCC 降低約20%。

圖7 UHTCC 劈拉強(qiáng)度和強(qiáng)度損失率Fig.7 Splitting tensile strength and strength loss ratio of UHTCC

為表征UHTCC 劈裂抗拉強(qiáng)度損失大小，定義劈裂抗拉強(qiáng)度損失率Δt，其計(jì)算方式如下所示：

式中：ft-20為常溫狀態(tài)下劈裂抗拉強(qiáng)度；ft-T為溫度T作用后的劈裂抗拉強(qiáng)度。

圖7(b) 為UHTCC 劈裂抗拉強(qiáng)度損失率，溫度對(duì)UHTCC 劈裂抗拉強(qiáng)度的影響更顯著，UHTCC的劈裂抗拉強(qiáng)度在-50～20℃范圍內(nèi)下降速率較大，而在-100～-50℃范圍內(nèi)，劈裂抗拉強(qiáng)度下降緩慢，當(dāng)溫度降低至-100℃時(shí)，劈裂抗拉強(qiáng)度降低約75%。在高溫下，劈裂抗拉強(qiáng)度的降低較緩慢。當(dāng)溫度上升到200℃時(shí)，UHTCC 的劈裂抗拉強(qiáng)度下降了約29%。

2.3 基體混凝土和UHTCC 的軸心抗壓性能

圖8 為UHTCC 軸心受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由于加載裝置的限值，本次試驗(yàn)僅測(cè)量峰前荷載-位移曲線。在初始加載階段，應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈線性關(guān)系。隨著荷載的增加，材料表面出現(xiàn)裂縫，應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)入彈塑性階段。UHTCC 的軸心抗壓強(qiáng)度隨著纖維摻量的增加而增大，當(dāng)纖維摻量增加到2.0vol% 時(shí)，UHTCC 的強(qiáng)度略有降低。纖維摻量可以顯著提升峰值應(yīng)變和塑性變形能力，常溫狀態(tài)下峰值應(yīng)變均大于基體混凝土峰值應(yīng)變(0.0045)。

溫度對(duì)UHTCC 的抗壓性能有顯著影響，現(xiàn)有研究成果表明：孔隙溶液在低溫下發(fā)生凍結(jié)，冰的體積膨脹導(dǎo)致內(nèi)部出現(xiàn)膨脹應(yīng)力，導(dǎo)致材料內(nèi)部出現(xiàn)損傷。同時(shí)，UHTCC 作為一個(gè)由不同固相成分、孔隙和孔隙溶液組成的復(fù)雜非均質(zhì)實(shí)體，當(dāng)暴露于高溫時(shí)，其內(nèi)部水化硅酸鈣(C-S-H)凝膠和鈣礬石發(fā)生脫水和分解，導(dǎo)致水合物在高溫下發(fā)生不協(xié)調(diào)變形，最終產(chǎn)生裂縫。宏觀力學(xué)性能表現(xiàn)為軸心抗壓強(qiáng)度的下降和峰值應(yīng)變的上升(約0.005)。應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段隨著溫度的升高呈現(xiàn)逐漸“平緩”的趨勢(shì)。低溫對(duì)UHTCC 軸壓力學(xué)性能的影響明顯高于高溫，且低溫下曲線上升段更“平緩”，表明低溫造成的損傷遠(yuǎn)大于高溫造成的損傷。

2.3.1 抗壓強(qiáng)度與軸心抗壓強(qiáng)度

圖9 為纖維摻量與溫度對(duì)抗壓強(qiáng)度-軸心抗壓強(qiáng)度轉(zhuǎn)換系數(shù)的影響。結(jié)果表明，溫度作用對(duì)UHTCC 抗壓強(qiáng)度與軸心抗壓強(qiáng)度轉(zhuǎn)換系數(shù)有一定的影響，主要由于棱柱體體積較大，在降溫過(guò)程中材料內(nèi)往往更易出現(xiàn)不均勻溫度場(chǎng)，導(dǎo)致材料內(nèi)部出現(xiàn)較大溫度梯度，材料內(nèi)產(chǎn)生更大的拉應(yīng)力，造成內(nèi)部出現(xiàn)損傷，強(qiáng)度轉(zhuǎn)換系數(shù)有一定的降低。

圖9 UHTCC 抗壓強(qiáng)度與軸壓強(qiáng)度轉(zhuǎn)換系數(shù)Fig.9 UHTCC compression strength and axial compression strength conversion coefficient

兩個(gè)變量之間的關(guān)系式可表示為

式中：fc為軸心抗壓強(qiáng)度；fcu為立方體抗壓強(qiáng)度；αT為溫度T時(shí)的強(qiáng)度轉(zhuǎn)化系數(shù)。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行回歸可以得到不同溫度下的強(qiáng)度轉(zhuǎn)換系數(shù)，結(jié)果如表4 所示?，F(xiàn)有研究表明，高韌性PVA-纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料(FRCC)的α為0.8，高強(qiáng)混凝土的α為0.83，鋼纖維混凝土的α為0.81，極端溫度作用后UHTCC 的α略低于高韌性PVA-FRCC[21]、高強(qiáng)混凝土[22]和鋼纖維混凝土[23]。

表4 UHTCC 強(qiáng)度轉(zhuǎn)換系數(shù)αTable 4 Strength conversion coefficient α of UHTCC

2.3.2 泊松比

泊松比能夠反映材料的橫向變形，泊松比越大，材料橫向變形能力越大，韌性越強(qiáng)。圖10 為不同影響因素下UHTCC 的泊松比變化關(guān)系圖。結(jié)果顯示，纖維的摻入及溫度的變化并未對(duì)UHTCC 泊松比造成明顯影響，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，UHTCC 泊松比建議取值為0.24。

2.3.3 彈性模量

圖11 為溫度和彈性模量關(guān)系。隨著溫度的升高，彈性模量有一定的下降。在200℃時(shí)，彈性模量最多下降約37%。相反，溫度降低到-100℃時(shí)，彈性模量下降約63%，表明低溫對(duì)材料的影響更加明顯，且纖維的摻入明顯減小了彈性模量的損失率，表明UHTCC 在溫度作用后具有良好的力學(xué)性能。值得注意的是，彈性模量的最大幅度下降發(fā)生在-50～0℃的溫度范圍內(nèi)。表明低溫引起的損傷主要發(fā)生在降溫初期。這與之前研究[23]得到的結(jié)論一致：不同孔隙中的孔隙溶液的冰點(diǎn)與孔隙大小和孔隙溶液中的鹽濃度有關(guān)?？紫对叫?，孔隙溶液的冰點(diǎn)就越低。當(dāng)溫度降低到-2℃時(shí)，直徑大于50 nm 的孔隙溶液會(huì)凍結(jié)。當(dāng)溫度降低到-7℃時(shí)，直徑大于10 nm 的孔隙溶液將被凍結(jié)。直徑小于3 nm 的孔隙溶液將不會(huì)凍結(jié)。當(dāng)溫度降低到-50℃時(shí)，孔隙中較大的孔隙已經(jīng)被冰填充，且材料中較大孔隙對(duì)材料性能影響更顯著，而較小的孔隙由于冰點(diǎn)較低，受孔隙水凍結(jié)的影響較小。而冰的膨脹效應(yīng)破壞了原有的孔隙結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致溫度恢復(fù)到正常溫度后，UHTCC的性能明顯下降。

圖11 UHTCC 彈性模量Fig.11 Elastic modulus of UHTCC

規(guī)范《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB/T 50010-2010)[24]給出了普通混凝土彈性模量的計(jì)算公式：

計(jì)算結(jié)果表明，由式(4)得到的UHTCC 在極端溫度作用后的彈性模量計(jì)算值大于實(shí)測(cè)值。普通混凝土的彈性模量計(jì)算表達(dá)式不適用于極端溫度作用后的UHTCC。需要在式(4)的基礎(chǔ)上考慮溫度作用和纖維體積摻量的影響，對(duì)其進(jìn)行修正。通過(guò)回歸分析得到不同影響因素下UHTCC 的彈性模量計(jì)算公式，計(jì)算表達(dá)式如下所示：

式中：Vf為纖維體積含量；T為作用溫度。

圖12 為UHTCC 修正彈性模量計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比，結(jié)果表明修正后的計(jì)算表達(dá)式具有良好的預(yù)測(cè)精度。

圖12 UHTCC 修正彈性模量計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.12 Comparison of calculated and experimental values of UHTCC modified elastic modulus

2.4 基體混凝土和UHTCC 的軸拉性能

圖13 為UHTCC 的軸拉破壞形態(tài)，基體混凝土在軸向拉力作用下表現(xiàn)出顯著脆性，在達(dá)到峰值荷載時(shí)，伴隨劇烈的斷裂聲，試件喪失承載力。隨著纖維的摻入，試件表現(xiàn)出一定的應(yīng)變硬化特性，當(dāng)纖維體積摻量達(dá)到2.0vol% 時(shí)，UHTCC 表現(xiàn)出明顯的多裂縫穩(wěn)態(tài)開(kāi)展現(xiàn)象。加載初期，此時(shí)荷載較小，截面上應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系呈線性，試件無(wú)明顯變化，但隨著荷載的增加，試件表面出現(xiàn)首條裂縫，試件進(jìn)入彈塑性階段，纖維發(fā)揮橋聯(lián)作用，纖維將應(yīng)力逐漸傳遞至周?chē)w，首條裂縫處的應(yīng)力集中現(xiàn)象開(kāi)始緩解，直至出現(xiàn)第二條裂縫，試件由單一裂縫破壞轉(zhuǎn)變?yōu)槎嗔芽p穩(wěn)態(tài)破壞，隨著荷載繼續(xù)增大，試件表面裂縫寬度增大，形成主裂縫，試件喪失承載力。圖14 為UHTCC軸拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線，結(jié)果表明：極端溫度對(duì)UHTCC 的軸向拉伸性能有顯著影響，隨著溫度的升高或降低，UHTCC 內(nèi)部出現(xiàn)一定損傷，多裂縫的穩(wěn)態(tài)擴(kuò)展現(xiàn)象逐漸減弱，彈塑性階段明顯縮短，纖維與基體的界面效應(yīng)被削弱，UHTCC 的變形能力和軸向拉伸峰值應(yīng)力明顯降低。且低溫造成的破壞比高溫造成的破壞更明顯，當(dāng)溫度達(dá)到200℃時(shí)，UHTCC 的峰值應(yīng)力下降了約21%，峰值應(yīng)變下降了約60%。當(dāng)溫度降低到-100℃時(shí)，UHTCC的峰值應(yīng)力下降了約51%，峰值應(yīng)變下降了約92%。

圖13 UHTCC 破壞形態(tài)Fig.13 Fracture morphology of UHTCC

圖14 UHTCC 應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.14 Stress-strain curves of UHTCC

3 UHTCC 的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

3.1 UHTCC 的軸心受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

圖8 結(jié)果表明，纖維體積摻量和溫度顯著影響峰值應(yīng)力和應(yīng)變。根據(jù)本文的試驗(yàn)結(jié)果，主要考慮纖維體積摻量和溫度的影響。采用參考文獻(xiàn)[25]的峰值應(yīng)變計(jì)算表達(dá)式，如下式所示：

式中：εp為不同因素下UHTCC 峰值應(yīng)變；ε0為常溫下基體混凝土峰值應(yīng)變；α1、α2分別為纖維體積摻量和環(huán)境溫度對(duì)UHTCC 峰值應(yīng)變的影響系數(shù)。通過(guò)數(shù)據(jù)擬合得到α1、α2的計(jì)算表達(dá)式：

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，提出不同影響因素下UHTCC峰值應(yīng)力的計(jì)算表達(dá)式，計(jì)算表達(dá)式如下式所示：

式中：σp為不同因素下UHTCC 峰值應(yīng)力；σ0為常溫下基體混凝土峰值應(yīng)力；β1、β2分別為環(huán)境溫度和纖維體積摻量對(duì)UHTCC 峰值應(yīng)力的影響系數(shù)，通過(guò)數(shù)據(jù)擬合得到β1、β2的計(jì)算表達(dá)式：

圖15 為不同影響因素下UHTCC 峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變的計(jì)算值與試驗(yàn)值。結(jié)果表明，本文提出的模型能夠較好地計(jì)算不同因素下UHTCC 的峰值應(yīng)變和峰值應(yīng)力。

圖15 不同影響因素下UHTCC 峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變的試驗(yàn)值與計(jì)算值Fig.15 Experimental and calculated values of peak stress and peak strain of UHTCC under different influencing factors

UHTCC 的軸壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線作為材料的基本力學(xué)性能，是表征受壓性能的主要依據(jù)。因此，有必要對(duì)不同影響因素下UHTCC 的受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行研究。由于本研究只考察上升段的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，故僅對(duì)該部分進(jìn)行分析，采用二次拋物線描述其受壓特性，模型表達(dá)式如下所示：

通過(guò)式(6)、式(9)、式(12)，可以得到極端溫度下UHTCC 上升段的應(yīng)力和應(yīng)變計(jì)算表達(dá)式。為了驗(yàn)證本文模型的合理性，圖16 比較了模型的計(jì)算曲線和試驗(yàn)得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的計(jì)算結(jié)果。同時(shí)將本文模型計(jì)算的受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線與李紅兵[9]的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。結(jié)果表明，本文提出的模型能夠與試驗(yàn)曲線保持一致，能夠描述極端溫度下UHTCC 的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。需要指出的是，本文提出的模型主要適用于模型參數(shù)(纖維摻量和溫度)類(lèi)似的超高韌性水泥基復(fù)合材料的受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系預(yù)測(cè)。

3.2 UHTCC 的受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

圖17 為不同影響因素UHTCC 的初裂應(yīng)變、峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變關(guān)系圖以及擬合關(guān)系曲線。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，選取承載力降低至極限承載力85%時(shí)所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變作為極限應(yīng)變?chǔ)舥。同時(shí)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，可取εu= 1.2εp，σk= 0.65σu。不同影響因素下的應(yīng)變計(jì)算表達(dá)式如下所示：

圖17 UHTCC 受拉應(yīng)力和應(yīng)變Fig.17 Tensile stress and strain of UHTCC

Han 等[26]將曲線分為三階段：彈性階段、多裂縫開(kāi)展段和應(yīng)變軟化階段，提出UHTCC 的本構(gòu)方程如下式所示：

式中：σk、εk分別為初裂應(yīng)力和初裂應(yīng)變；σu為破壞應(yīng)力。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，得到了極端溫度后UHTCC 的軸拉本構(gòu)關(guān)系。圖18 對(duì)比了本文提出的模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)。結(jié)果表明，本文提出的模型能夠有效描述UHTCC 在經(jīng)歷極端溫度后的受拉力學(xué)性能。

圖18 UHTCC 試驗(yàn)曲線與計(jì)算曲線對(duì)比Fig.18 Comparison of test curves and calculation curves of UHTCC

4 UHTCC 的極端溫度損傷機(jī)制

4.1 UHTCC 的低溫?fù)p傷機(jī)制

UHTCC 是一種復(fù)雜的復(fù)合材料，由骨料、水泥漿、孔隙溶液、孔隙蒸汽、界面及孔隙溶液中的溶質(zhì)組成。低溫所造成的材料破壞主要是由于孔隙中冰的體積膨脹破壞了內(nèi)部的孔隙結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致一系列的裂縫和初始缺陷。通過(guò)核磁共振(NMR)技術(shù)，研究人員發(fā)現(xiàn)，在低溫環(huán)境下，混凝土的孔隙率增加?；炷林锌紫度芤旱谋c(diǎn)與孔隙大小有關(guān)。隨著孔隙尺寸的減小，孔隙溶液的表面張力越大，孔隙溶液的冰點(diǎn)越低[27]。材料中較大的孔隙(104～105nm)中的孔隙溶液在-4～0℃范圍內(nèi)凍結(jié)，中等孔隙(10～104nm)中的孔隙溶液在-30～-20℃凍結(jié)。膠凝孔隙(3～10 nm)中的孔隙溶液在-80～-30℃下凍結(jié)?？讖叫∮? nm 的孔隙中的孔隙溶液不會(huì)在-160℃下凍結(jié)[28]。

Rostásy 等[29]根據(jù)不同大小的孔隙溶液的冰點(diǎn)和混凝土的熱膨脹系數(shù)的變化，討論了飽和混凝土和正常養(yǎng)護(hù)混凝土在冷卻-加熱過(guò)程中的熱應(yīng)變行為(20℃～-170℃～20℃)，如圖19 所示。(1) 當(dāng)溫度從20℃到0℃時(shí)，混凝土孔隙中的溶液處于未凍結(jié)狀態(tài)，材料的變形主要由熱脹冷縮引起；(2) 當(dāng)溫度從0℃下降到-20℃時(shí)，材料中較大的孔隙中的溶液逐漸凝結(jié)成冰。隨著冰的體積膨脹，擠壓膨脹效應(yīng)將把一些孔隙溶液擠壓到附近的小孔中。溶液的遷移過(guò)程會(huì)誘發(fā)微裂縫，造成內(nèi)部損傷。但當(dāng)溫度低于冰點(diǎn)時(shí)，冰的膨脹系數(shù)大于混凝土的膨脹系數(shù)，冰的收縮率也大于混凝土的收縮率?？紫度芤嚎梢詽B透到孔隙中，冰體進(jìn)一步增長(zhǎng)；(3) 在-60～-20℃的溫度范圍內(nèi)，較大的孔隙被填充，冰體停止生長(zhǎng)。此時(shí)，中等孔隙溶液開(kāi)始凍結(jié)。由于冰和毛細(xì)孔壁之間的吸附水層，更多的孔隙溶液被吸進(jìn)中等孔。冰體進(jìn)一步增長(zhǎng)，膨脹產(chǎn)生的拉應(yīng)力導(dǎo)致材料內(nèi)部誘發(fā)微裂縫；(4) 當(dāng)溫度從-60℃降低到-90℃時(shí)，中等孔中的冰體停止生長(zhǎng)，膠凝孔中的孔隙溶液開(kāi)始結(jié)冰；(5) 在-170～-90℃的溫度范圍內(nèi)，小于3 nm 的孔隙中的孔隙溶液仍未凍結(jié)，只有部分溶液遷移到膠凝孔隙中，大量的膠凝孔隙被冰填充；(6) 當(dāng)溫度從-170℃上升到-60℃時(shí)，孔隙中的冰開(kāi)始融化；(7) 當(dāng)溫度從-60℃上升到-20℃時(shí)，中等孔隙中的冰開(kāi)始融化。由于冷卻階段一些溶液的吸入，中等孔隙中的溶液體積大于孔隙的體積，產(chǎn)生的膨脹力會(huì)誘發(fā)一定的裂縫；(8) 隨著溫度的升高，混凝土輕微膨脹。當(dāng)溫度從-20℃上升到0℃時(shí)，較大孔隙中的冰體逐漸融化；(9)當(dāng) 溫度從0℃上升到20℃時(shí)，混凝土孔隙中的冰融化消失，材料的熱脹冷縮效應(yīng)使混凝土逐漸膨脹。

圖19 混凝土的熱應(yīng)變行為[29]Fig.19 Cooling-heating thermal strain behavior of concrete[29]

圖20 為低溫下UHTCC 損傷演化示意圖，纖維的摻入能夠有效緩解溫度作用造成的內(nèi)部損傷，溫度作用下UHTCC 的熱應(yīng)變與普通混凝土不同。當(dāng)材料內(nèi)出現(xiàn)凍脹效應(yīng)和膨脹系數(shù)差異所導(dǎo)致的裂縫，纖維發(fā)揮橋聯(lián)作用，能有效抑制裂縫的出現(xiàn)及擴(kuò)展，一定程度上緩解材料在降溫-升溫過(guò)程中不均勻的熱應(yīng)變行為和開(kāi)裂損傷行為，同時(shí)纖維的親水性可以在一定程度上減少溶液遷移，緩解冰晶生長(zhǎng)過(guò)程中裂縫的擴(kuò)展，降低低溫作用帶來(lái)的損傷。

圖20 UHTCC 低溫?fù)p傷演化示意圖Fig.20 Cryogenic temperatures damage evolution of UHTCC

4.2 UHTCC 的高溫?fù)p傷機(jī)制

暴露在高溫下，混凝土材料往往會(huì)發(fā)生骨料膨脹和膠體脫水分解。其中混凝土中的水可以分為兩個(gè)類(lèi)別：結(jié)晶水和自由水。其中自由水在新拌合物中的比例約為95%，結(jié)晶水約占總含水量的5%。在約100℃時(shí)，加熱過(guò)程中自由水吸收大量的熱量并迅速汽化，同時(shí)混凝土體積大幅膨脹。這種膨脹導(dǎo)致材料的內(nèi)部出現(xiàn)拉應(yīng)力，導(dǎo)致孔隙結(jié)構(gòu)被破壞，形成大量的裂縫和孔洞。圖21 為UHTCC 在高溫下的損傷示意圖，在升溫過(guò)程中，UHTCC 中的纖維發(fā)揮橋聯(lián)作用，緩解材料內(nèi)部裂縫尖端的集中應(yīng)力現(xiàn)象，減小材料內(nèi)部損傷，同時(shí)，高溫作用下，UHTCC 中的纖維發(fā)生軟化，纖維通道形成的網(wǎng)絡(luò)有利于材料內(nèi)蒸汽壓力的釋放，減小了溫度對(duì)UHTCC 的破壞程度。隨著溫度的繼續(xù)升高，硅酸鈣凝膠發(fā)生分解產(chǎn)生的蒸汽通過(guò)蒸發(fā)逸出，導(dǎo)致孔隙結(jié)構(gòu)的破壞。然而，這個(gè)過(guò)程造成的破壞相對(duì)于自由水蒸發(fā)造成的破壞要弱一些。

圖21 UHTCC 高溫?fù)p傷示意圖Fig.21 High temperature damage diagram of UHTCC

4.3 UHTCC 的微觀形態(tài)

圖22 為UHTCC 經(jīng)低溫和高溫后的微觀形貌。結(jié)果表明，經(jīng)溫度作用后，材料內(nèi)部出現(xiàn)了一些微裂縫。證實(shí)了UHTCC 材料在經(jīng)歷極端溫度作用后，由于低溫下的凍脹效應(yīng)、高溫下的汽化效應(yīng)和水化物分解引發(fā)材料內(nèi)部損傷，導(dǎo)致材料內(nèi)部產(chǎn)生微裂縫和孔洞，進(jìn)而導(dǎo)致材料性能下降。常溫下，纖維表面附著較多基體，同時(shí)基體上有明顯的纖維拔出痕跡，說(shuō)明纖維-基體界面效應(yīng)較強(qiáng)，纖維與基體之間的結(jié)合強(qiáng)度較高，但經(jīng)過(guò)溫度作用后，纖維表面逐漸光滑，纖維-基體界面效應(yīng)減弱，宏觀力學(xué)性能表現(xiàn)出變形能力降低等特點(diǎn)。

圖22 UHTCC 的SEM 圖像Fig.22 SEM images of UHTCC

5 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)不同纖維摻量的超高韌性水泥基復(fù)合材料(UHTCC)進(jìn)行中高溫和極端低溫后的基本力學(xué)性能試驗(yàn)，得到了不同影響因素下UHTCC 的強(qiáng)度、軸壓和軸拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線。分析了不同影響因素對(duì)UHTCC 強(qiáng)度、峰值應(yīng)力和應(yīng)變的影響。得到的主要結(jié)論如下：

(1) 達(dá)到200℃時(shí)溫度對(duì)UHTCC 抗壓強(qiáng)度(-16%)和劈裂抗拉強(qiáng)度(-29%)產(chǎn)生不利影響；達(dá)到-100℃時(shí)，UHTCC 抗壓強(qiáng)度(-50%) 和劈裂抗拉強(qiáng)度(-75%)受到不利影響，在極端溫度作用后UHTCC 棱柱體強(qiáng)度換算系數(shù)略低于其他材料。與抗壓強(qiáng)度相比，纖維對(duì)劈裂抗拉強(qiáng)度和軸心抗拉強(qiáng)度的影響更顯著，一定范圍內(nèi)的纖維摻入可以提高UHTCC 的強(qiáng)度，但纖維摻入量過(guò)多，強(qiáng)度略有下降；

(2) 通過(guò)回歸分析，給出了適用于不同摻量和溫度作用的彈性模量計(jì)算表達(dá)式，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好，但纖維體積摻量和溫度對(duì)泊松比的影響較小，建議極端溫度作用后的泊松比取值為0.24；當(dāng)纖維體積摻量達(dá)到2.0vol%時(shí)，表現(xiàn)出顯著的應(yīng)變硬化特性，且SEM 結(jié)果表明極端溫度會(huì)削弱纖維-基體界面效應(yīng)，導(dǎo)致材料內(nèi)部產(chǎn)生裂紋和孔洞，降低材料的變形能力，峰值應(yīng)變?cè)?00℃時(shí)降低約60%，在-100℃時(shí)降低約92%；

(3) 在軸壓過(guò)程中，纖維體積摻量和溫度變化對(duì)UHTCC 的峰值應(yīng)變和峰值應(yīng)力影響顯著。通過(guò)引入影響系數(shù)α1、α2、β1和β2，建立了極端溫度后UHTCC 軸壓應(yīng)力-應(yīng)變模型。結(jié)果表明，模型計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好，可作為UHTCC 經(jīng)歷極端溫度后的軸壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系預(yù)測(cè)模型；

(4) 在拉伸過(guò)程中，低溫對(duì)UHTCC 的影響明顯大于高溫。溫度越低，UHTCC 的峰值應(yīng)變退化越顯著。在此基礎(chǔ)上，給出了不同溫度下UHTCC的應(yīng)力-應(yīng)變計(jì)算表達(dá)式。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好，可作為描述極端溫度作用后UHTCC 軸向拉伸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的表達(dá)式。