姚 勇，楊貞軍，張 昕，龐 苗，李雅祺，喻渴來

（1. 浙江大學建筑工程學院，浙江 杭州 310058；2. 武漢大學土木建筑工程學院湖北省巖土與結構安全重點實驗室，湖北 武漢 433000）

超高性能纖維增強混凝土（ultra high performance fibre reinforced concrete, UHPFRC）自20 世紀90 年代年誕生以來，受到了越來越多的關注[1-3]。UHPFRC 通常由水泥、細砂（平均粒徑小于0.5 mm）、硅灰、石英粉、高效減水劑、水（一般水膠比不高于0.2，膠凝材料包括水泥和硅灰）和高強鋼纖維按一定比例制備而成[4]。與普通混凝土相比，UHPFRC 具有超高的抗拉強度（6～12 MPa）、抗壓強度（120～200 MPa）和耐久性（使用壽命200 年以上），其直接拉伸峰值應變可達3%以上，斷裂能可達40 kJ/m2，是一種優(yōu)越的抗沖擊和抗爆結構材料[5-9]。

目前，對UHPFRC 材料的靜態(tài)力學性能研究日趨成熟，而對其動態(tài)力學性能的研究有限，且大多采用分離式霍普金森壓桿（split Hopkinson pressure bar, SHPB）進行單軸壓縮沖擊試驗[10-14]；而一般沖擊和爆炸等動態(tài)荷載在結構中產(chǎn)生壓縮和拉伸應力波，因此材料的動態(tài)拉伸性能對防護結構的安全也至關重要。然而，由于混凝土試件與拉桿之間的有效連接（多采用膠黏[15]）很難保證，采用霍普金森拉桿很難實施動態(tài)直接拉伸試驗，因此多采用劈裂試驗對動態(tài)拉伸行為進行研究。如焦楚杰等[16]、巫緒濤等[17]和Khosravani 等[18]采用SHPB 動態(tài)劈裂試驗，發(fā)現(xiàn)UHPFRC 試件的動態(tài)劈裂強度是靜態(tài)強度的1.22～1.51 倍（2～8 m/s 沖擊速率），動態(tài)抗拉強度增強因子（dynamic increase factor, DIF）較普通強度混凝土低。Park 等[19]發(fā)現(xiàn)在高應變率下，基體強度較低的UHPFRC 試件具有更高的DIF。Cadoni 等[20]研究了纖維體積含量的影響，發(fā)現(xiàn)劈裂強度和能耗均隨纖維含量的提高而增大。黃政宇等[21]和Su 等[22]發(fā)現(xiàn)UHPFRC 試件劈裂拉伸強度與破壞面上鋼纖維的平均間距有關，間距越小，強度越高。Tran 等[23-24]和Pyo 等[25]比較了螺旋和光滑直纖維對UHPFRC 試件動態(tài)拉伸強度的影響，發(fā)現(xiàn)螺旋纖維UHPFRC 試件具有更高的動態(tài)拉伸強度和耗能能力。以上研究表明，UHPFRC 材料的動態(tài)和靜態(tài)劈裂破壞機理有明顯區(qū)別，目前對其動態(tài)破壞過程和鋼纖維阻裂的微觀機理還缺乏深入研究。

作為一種無損檢測技術，微觀X 射線計算斷層掃描（micro X-ray computed tomography, μXCT）能夠獲得試件內(nèi)部高分辨率的多相材料（包括孔洞和纖維）的三維形狀、大小和分布，近年來被廣泛用于各種復合材料的表征，以及荷載下混凝土復雜損壞和斷裂機理的研究[26-28]。在纖維混凝土方面，μXCT 已被用來統(tǒng)計分析鋼纖維的分布[29]和研究纖維分布對薄板試件抗彎強度的影響[30]。最近，Yang 等和Zhang 等結合μXCT 分別進行了UHPFRC 鍥體和小梁試件的原位劈裂[31]和非原位彎曲試驗[32]，獲得了三維裂縫擴展的全過程及纖維走向?qū)α芽p擴展的影響機理，建立了基于μXCT 圖像的細觀有限元模型，發(fā)現(xiàn)孔洞分布對受彎起裂和擴展有較大影響。但將μXCT 技術應用于UHPFRC 材料動態(tài)力學性能的研究還未見報道。

本文中，采用SHPB 進行不同纖維含量UHPFRC 圓盤試件的沖擊劈裂試驗，獲得DIF 和鋼纖維含量之間的定量關系；同時采用高速攝像機結合數(shù)字圖像相關（digital image correlation, DIC）技術，獲得表面裂縫擴展全過程圖像和應變演化過程；對沖擊前后試件進行μXCT 掃描，獲得試件內(nèi)部三維高精度圖像，并通過對孔洞、鋼纖維及裂縫進行統(tǒng)計分析和可視化表征，闡明鋼纖維含量對二、三維劈裂拉伸破壞模式和纖維阻裂機理；以期研究的結果可為UHPFRC 材料在防護工程領域的應用和動態(tài)設計規(guī)范的完善提供參考。

1 試 驗

1.1 試件

材料主要包括：P. O 52.5 普通硅酸鹽水泥；硅灰，灰白色，含碳量低于2%；細砂，粒徑不超過0.5 mm；石英粉，平均粒徑約為26.7 μm；聚羧酸高效減水劑，型號為巴斯夫1641F；高強度鋼纖維，長12 mm，直徑為0.2 mm，密度為7 800 kg/m3，拉伸強度為2 500 MPa。

4 組材料的配合比如表1 所示，其中基體材料的組分及用量一致，鋼纖維體積分數(shù)分別為0、1%、2%和3%。靜力壓縮試驗的試件分組編號為C0～C3，準靜態(tài)劈裂和動態(tài)劈裂試驗的試件編號分別為ST0～ST3 和DT0～DT3。

表1 各組UHPFRC 試件的配合比Table 1 Mixing proportions of UHPFRC specimens for each test group

為了保證數(shù)據(jù)的可重復性，隨機選用試件進行編號和試驗，不同加載條件下，每組試件進行3 次試驗，共制備和加載了36 個試件。

將按表1 配合比準備好的水泥、硅灰、細砂、石英粉倒入攪拌鍋內(nèi)，干拌4 min，再加入固態(tài)高效減水劑，干拌2 min。然后倒入一半用水量，攪拌3 min，再加入另一半用水量，攪拌6 min，形成流動性良好的漿體。再分2～3 次加入鋼纖維，攪拌6～9 min，確保鋼纖維分散均勻，無結團現(xiàn)象。將攪拌好的拌合物倒入尺寸為 ? 68 mm×150 mm的圓柱體模具中，在振動頻率為50 Hz 的振動臺上振搗1 min，使拌合物密實成型。試件在室溫中養(yǎng)護24 h 后拆模，移入標準養(yǎng)護環(huán)境中（溫度為(20±3) ℃，濕度不低于 90%），養(yǎng)護28 d 后取出。將每個圓柱體試樣切割成3 個高34 mm、直徑68 mm 的圓盤，并對圓盤試樣的兩側進行切割，形成環(huán)向圓心角為20°的切割面，兩側切割面保持平行，以便進行劈裂加載，見圖1。

圖1 劈裂試件橫截面Fig. 1 The cross section of a disc specimen

1.2 靜力加載

靜力壓縮試驗在100 t 的Instron 試驗機上進行，如圖2 所示。圓柱體試件尺寸為 ? 68 mm×140 mm，加載速率0.2 mm/min。試件兩端面預先采用磨床打磨光滑，并涂抹石膏粉，以減少偏壓和端部摩擦帶來的影響。在試件表面的中部位置對稱粘貼2 片敏感柵長度為5 mm 的豎向應變片測試材料的彈性模量。彈性模量的計算按照標準ASTM C469[33]，以10%和40%峰值應力所對應的2 個數(shù)據(jù)點的割線模量為試件的彈性模量Es。

圖2 靜力壓縮試驗Fig. 2 Quasi-static compression test

靜力劈裂試驗在24 t 的Instron 試驗機上進行，如圖3 所示。加載速率0.2 mm/min，預先在加載平臺表面涂抹真空脂，以降低端部摩擦的影響。當試件兩端切割面所對應圓心角不超過20°時，可忽略其對試件中心點拉伸應力的影響[18,34-35]，根據(jù)巴西圓盤劈裂加載的應力解析解，劈裂抗拉強度為：

圖3 靜力劈裂試驗Fig. 3 Quasi-static split test

式中：Fm為劈裂荷載峰值，d為試件直徑，h為試件厚度。

1.3 SHPB 沖擊劈裂

動態(tài)劈裂試驗采用直徑為50 mm 的SHPB 進行，如圖4 所示，試驗裝置由發(fā)射系統(tǒng)、入射桿（長2.0 m）、透射桿（長2.0 m）及吸收裝置組成，子彈的沖擊氣壓保持在0.2 MPa。為了提高試樣前后端面受力均勻性，并且降低波形彌散對精度的影響，將黃銅片粘貼在入射桿端作為波形整形器，該方法可以有效減緩波形上升坡度[36-37]。

圖4 分離式霍普金森桿劈裂試驗裝置Fig. 4 SHPB splitting test setup

采集入射桿和透射桿上的應變片測得的應變信號，基于彈性壓桿的一維應力假定和試件的均勻性假定[38]，試件在加載過程中處于動態(tài)平衡狀態(tài)，則：

式中： εi(t) 、 εr(t) 和 εt(t) 分別為入射波、反射波和透射波的應變信號，t為時間。

采用彈性壓桿中的應變信號對式(2) 進行驗證，以檢查試件的動態(tài)平衡狀態(tài)。采用試件DT1-3 的數(shù)據(jù)進行驗證，如圖5 所示， εt(t) 與 εi(t) +εr(t)吻合良好，只在試件因破壞失去承載力后（275～400 μs）出現(xiàn)了一定偏差，這種偏差對動態(tài)劈裂強度計算的影響是可接受的。

圖5 彈性桿中的應變Fig. 5 Strain in elastic bars

在試件的2 個夾持端面的動態(tài)劈裂荷載為：

式中：A為沖擊桿的橫截面積，E為沖擊桿的彈性模量。

將式(3)代入式(1)，得到試件中心點的動態(tài)拉伸應力為：

取式(3)中F的峰值Fm代入式(1)，或取式(4)中 σt(t) 的峰值，得到動態(tài)劈裂抗拉強度 σT。

借鑒普通混凝土圓盤劈裂試驗研究[39-40]，將峰值前的平均拉伸應變率定義為該次試驗的應變率：

式中： σ ˙=σT/tm為應力率，tm為劈裂應力達到峰值點的時間。

1.4 高速攝影、DIC 和μXCT 掃描

數(shù)字圖像相關DIC 通過圖像相關匹配的方法來跟蹤試件表面標記點的運動，并通過分析材料變形前后的散斑圖像得到試件表面的位移和應變分布[41]。在沖擊試驗前先選擇表面缺陷較少的UHPFRC 試件，在表面噴涂一層均勻白色底漆，然后噴灑霧化黑漆作為隨機散斑點（見圖4(b)）。采用Photron 高速相機（Fastcam Nova S9）拍攝整個沖擊過程，采集頻率為50 000 s-1，相片分辨率為0.26 mm/像素。對DT0 和DT1 組各1 個試件進行了攝像和DIC 分析。

采用μXCT (Nikon XTH320)掃描儀對沖擊試驗前后的試件進行掃描，如圖6 所示。該掃描儀最高焦點精度為2 μm，每次掃描時電壓為180 kV，電流為160 μA，載物臺旋轉360°，每0.143°掃描一次，共得到2 501 張二維X 射線圖，圖像分辨率為56.7 μm。采用CT Pro 和VG Studio進行三維重建。對沖擊試驗前DT0～DT3 組和沖擊后DT1～DT3 組各1 個試件進行掃描；DT0 試件不含纖維，沖擊后試件碎裂，因而未在試驗后進行掃描。

圖6 微觀X 射線計算斷層掃描儀Fig. 6 The micro X-ray computed tomography scanner used in tests

2 結果與分析

2.1 靜力試驗

如表2 所示，鋼纖維摻量的增加可顯著提升UHPFRC 材料的靜力抗壓力學性能。相比無纖維組SC0試件，摻入1%、2%和3%的鋼纖維，圓柱體的抗壓強度分別提高了11%、30%和45%，彈性模量分別提高了1.6%、11.2%和13.8%，壓縮峰值應變分別提高了0.6%、7.9%和10.4%，這與文獻[42]的結果基本一致。

表2 靜力壓縮試驗結果Table 2 Results of static compression tests

4 組試件的靜力劈裂強度見表3。無纖維組試件ST0 的平均劈裂強度為11.41 MPa，摻入1%、2%和3%的鋼纖維使試件的平均劈裂強度分別提高了84%、105%和131%?？梢?，摻入少量的纖維，即能夠大幅度提高UHPFRC 材料的劈裂抗拉強度，鋼纖維對UHPC 基體開裂具有強大的約束作用。

表3 靜力劈裂試驗結果Table 3 Results of static split tests

2.2 劈裂破壞形態(tài)

圖7 為典型靜力劈裂后（ST 組）試件的破壞形態(tài)。所有試件出現(xiàn)貫穿主裂縫，其中無纖維試件ST0 沿直徑脆斷為兩部分，裂縫面平直；有纖維試件裂而不散，主裂縫曲折且偏離圓心，顯示纖維的橋連作用和隨機分布的影響。如圖8 所示，動態(tài)沖擊下（DT 組試件），主裂縫均基本穿過圓心，其中無纖維試件（DT0）中心帶狀碎裂，而有纖維試件均裂而不散，且隨著纖維摻量增加，裂縫寬度減小，表明纖維阻裂效果明顯。還發(fā)現(xiàn)，沖擊下纖維的存在和隨機分布對裂縫擴展路徑的影響比靜態(tài)加載下要小，這是因為沖擊荷載下中心主裂縫擴展迅速，且橫向慣性力效應抑制了部分微裂縫的擴展及主裂縫偏折的趨勢，這使得動態(tài)劈裂下主裂縫更平直[43]。

圖7 靜力劈裂后的試件Fig. 7 Specimens after quasi-static splitting

圖8 動態(tài)劈裂后的試件（沖擊應變率為1.72～7.42 s-1）Fig. 8 Specimens after dynamic splitting at the strain rates of 1.72－7.42 s-1

圖9～10 分別顯示了由高速攝影和DIC 技術結合獲得的試件DT0 和DT1 在沖擊過程中豎向應變（εy）云圖的演變過程和裂縫形成過程，可見裂縫均在圓心產(chǎn)生，然后向兩端擴展，最終形成了貫穿主裂縫。不同的是，無纖維DT0 試件在貫穿主裂縫產(chǎn)生之后，其上、下兩側繼續(xù)產(chǎn)生新的次生裂縫，最終形成較寬的破碎帶；而有纖維試件雖然在主裂縫附近一定范圍內(nèi)產(chǎn)生高應變區(qū)，但因纖維的約束和橋連作用沒有形成次生裂縫，因而基本保持完整。

圖9 由高速攝影和數(shù)字圖像相關技術結合獲得的試件DT0-3 開裂過程和豎向拉應變場演化Fig. 9 Crack and vertical tensile strain field evolutions in specimen DT0-3 by combining the high-speed video and digital image correlation techniques

以上由高速攝影和DIC 技術應變云圖演化顯示的表面裂紋產(chǎn)生、快速擴展和貫穿破壞的過程，證明了巴西圓盤沖擊劈裂試驗中，裂紋由中心點起裂并向兩端擴展的特性。這是高速沖擊試驗中采用肉眼觀測所發(fā)現(xiàn)不了的。

2.3 動力響應

圖11 為各組材料3 個試件中心劈裂應力時程曲線。無纖維DT0 組試件脆性破壞，含纖維DT1～DT2組試件劈裂應力達到第1 個峰值后存在一段多峰波動平臺，Tran 等[23]也發(fā)現(xiàn)了類似現(xiàn)象。這是因為試件在出現(xiàn)裂縫后，鋼纖維的阻裂和橋連效應延緩了裂縫擴展，試件內(nèi)部應力波震蕩導致了多峰出現(xiàn)[38]。此外，DT3 組試件纖維含量較高，表現(xiàn)出較強的應力強化，這在文獻[21-23, 25-27]中也有發(fā)現(xiàn)。

圖11 DT0～DT3 組試件劈裂應力-時間曲線Fig. 11 Splitting stress-time curves of specimen groups DT0－DT3

表4 匯總了各組試件的峰值應力（即動態(tài)劈裂抗拉強度 σT以及平均動態(tài)劈裂強度 σT,a）、由方程(5)計算的平均應變率（ ε˙ ）和動、靜力劈裂強度的比值即動態(tài)強度增強因子δt。可見，各組材料的動力劈裂強度均大于其靜力強度(δt＞1)，其中有纖維的DT1～DT3 組試件的δt在1.07～1.17，小于無纖維DT0 組試件的1.32～1.72。各組試件的平均應變率 ε˙ 在1.72～7.42 s-1。本文的應變率波動范圍小，對同組試件動態(tài)劈裂強度的影響可以忽略。因此，可對各物理量取平均值，并計算其標準差。

表4 動態(tài)劈裂試驗結果Table 4 Results of dynamic split tests

2.4 鋼纖維對劈裂強度及能耗的影響

各組試件劈裂強度與鋼纖維體積含量的關系如圖12 所示。鋼纖維體分數(shù)分別為1%、2%和3%的試件的靜劈裂強度比無纖維試件（ST0）的靜劈裂強度分別提高了84%、106%和131%，動劈裂強度則分別較無纖維試件（DT0）的動劈裂強度提高了47%、54%和87%（見表4）。

圖12 試件劈裂強度與鋼纖維摻量的關系Fig. 12 Splitting strength of specimens varied with steel fibre content

定義鋼纖維增強因子為：

式中： σ (φ) 為鋼纖維體積分數(shù)為 φ 的圓盤試樣的劈裂強度， σ0為無纖維UHPC 基體圓盤試樣在相同加載條件下的劈裂強度。對數(shù)據(jù)采用二階多項式擬合，得到圖13 所示鋼纖維增強因子δsf和鋼纖維體積摻量 φ 之間的拋物線關系式。

圖13 鋼纖維對試件劈裂強度的增強效應Fig. 13 Enhancement effect of steel fiber on splitting strength of specimens

靜力加載:

動態(tài)加載:

從圖13 可以看出，鋼纖維摻量對對靜劈裂強度的增強效應比對動劈裂強度的增強效應明顯。靜力加載下，跨裂縫的纖維緩慢拔出，其阻裂作用得以充分發(fā)揮，導致較好的增強效果；而動態(tài)加載下，因應力波的快速傳播和慣性效應，初裂縫來不及擴展就產(chǎn)生較多的新裂紋，導致纖維阻裂作用降低，纖維的增強效果因而相對較差，這與文獻[37]中的結論一致。

試驗沖擊氣壓恒定，子彈的沖擊速度波動很小，因此可忽略子彈速度變化對試件動能的影響。動態(tài)劈裂試驗的能量耗散W(t)計算方式如下[17]：

式中：c0為彈性波在桿件中的傳播速度，c0=5 667.2 m/s。

圖14 為鋼纖維摻量和劈裂能耗的關系，可見劈裂能耗隨鋼纖維摻量的增大呈單調(diào)上升趨勢，DT1、DT2 和DT3 組試件的劈裂能耗較DT0 組（11.1 J）分別提高了184%、222%和390%。相比對強度的提高，纖維摻量對劈裂能耗或者試件延性的提高更明顯。

圖14 UHPFRC 的動態(tài)劈裂平均能耗Fig. 14 Average energy consumption of UHPFRC in dynamic splitting

3 基于μXCT 圖像的結果分析

3.1 圖像處理、分割和統(tǒng)計分析

首先，使用CT Pro 軟件將掃描得到的二維投影圖重構為3D 圖像；然后，使用Avizo 軟件對3D 圖像進行裁剪、降噪和過濾等處理。作為示例，圖15(a)顯示了處理后的DT1-3 試件（沖擊加載前）外觀圖像，裁剪后的直徑為65.8 mm，厚度為33.6 mm；圖15(b)顯示了3 個法平面上的典型灰度圖，并標注了纖維、孔洞和砂漿。

圖15 經(jīng)裁剪、降噪和過濾處理后的μXCT 圖像Fig. 15 The μXCT images after cropping, filtering, and segmentation

根據(jù)材料組分的灰度閾值進行μXCT 圖像分割，以圖16～17 為例說明確定組分材料灰度閾值的方法，圖像為8 比特灰度圖，灰度值范圍為0～255。線段AB穿過鋼纖維、砂漿和孔洞，沿線灰度值為40～160。因鋼纖維和砂漿基體密度差別較大，鋼纖維的灰度閾值較易確定，為115?？锥吹幕叶乳撝捣秶s為60～80。為了進一步確定孔洞的灰度閾值，采用靈敏度分析[32]。圖17 顯示了采用不同閾值所計算的試件DT1-3 孔洞體積分數(shù)和灰度閾值的關系曲線，采用四階多項式進行擬合。在二階導數(shù)為零的點，孔洞體積分數(shù)對灰度值閾值的變化最不敏感，因此可將該閾值作為孔洞分割的最佳閾值。如果使用較低的閾值，識別的孔洞將不完整；反之，則更多的砂漿基體將被誤識別為孔洞。對于試件DT0-3、DT1-3、DT2-3 和DT3-3 的圖像，確定的孔洞最佳灰度閾值分別為68、71、71 和73。

圖16 纖維和孔洞灰度閾值的初步確定Fig. 16 Initial determination of grey thresholds for pores and fibres

圖17 孔洞體積分數(shù)對灰度閾值的靈敏度分析Fig. 17 Sensitivity analysis of pore volume fraction to the grey threshold

在孔洞灰度閾值確定后，對內(nèi)部孔洞進行分割，然后對孔洞信息進行統(tǒng)計和分析，結果如表5 所示。圖18 為試件DT0-3～DT3-3 中孔洞等效直徑（de）的頻數(shù)分布。可見，UHPFRC 材料雖然孔洞數(shù)目很多，但大孔洞極少，且孔洞之間互不相連，這是該材料致密性、抗?jié)B性和抗侵蝕性強的重要原因[44]。還可以看出，隨著纖維摻量的提高，孔洞數(shù)量和總體積分數(shù)降低，但孔洞的平均體積和平均等效直徑增大。這是因為，更多的纖維在基體中分布不均勻，且降低了基體流動性，從而增大了孔洞的平均尺寸和形成大孔洞的概率，這與文獻[45-46]一致。圖19 為試件DT0-3～DT3-3 孔洞的3D 圖像，可見大部分小孔洞接近球形或橢球，不規(guī)則大孔洞很少。由于本次試驗中μXCT 掃描像素分辨率為56.7 μm，等效直徑小于該值的孔洞無法被識別和統(tǒng)計。

圖18 孔洞等效直徑的頻數(shù)分布Fig. 18 Frequency distribution of pore equivalent diameters

圖19 試件DT0-3～DT3-3 分割后孔洞3D 圖像Fig. 19 Segmented 3D images of pores for specimens DT0-3－DT3-3

表5 試件DT0-3～DT3-3 孔洞分布統(tǒng)計Table 5 Statistics of pore distribution of specimens DT0-3－DT3-3

采用與孔洞類似的分割方法，對試件DT1-3、DT2-3 和DT3-3 分別采用分割閾值115、116 和121，如圖20 所示，所得纖維的數(shù)量分別為5 420、12 914 和16 381，體積分數(shù)分別為1.04%、1.86%和2.47%，相較于對應的配合比設計值1%、2%和3%，略有差別。這可能有2 個原因：一是澆筑過程中纖維分布不均勻，二是圓盤試件經(jīng)圓柱試件切割而來，而澆筑過程中對圓柱試件的振搗可能導致纖維在高度方向分布不均。本文中同組試件力學試驗數(shù)據(jù)的離散性不大，在可接受范圍內(nèi)(見表3～4)，可見這些因素沒有對試驗結果造成明顯影響。

圖20 試件DT1-3～DT3-3 分割后的纖維Fig. 20 Segmented 3D images and skeleton of fibres for specimens DT1-3－DT3-3

3.2 二維破壞機理

以沖擊后的試件DT1-3 為例，選取在xy平面上的二維μXCT 圖像切片，來研究試件的動態(tài)破壞形態(tài)和纖維的阻裂機理。圖21 顯示沿試件高度(z軸)方向從下至上第400 張切片的二維圖像?？梢钥闯?，動態(tài)劈裂形成一條貫穿的主裂縫及其附近少量的次裂縫，在與入射桿和透射桿接觸的端部少量基體剝離。從圖像測得3 張切片（切片200、400 和600）中心點處主裂縫寬度分別為2.74、3.09 和3.35 mm，平均值為3.06 mm。采用同樣的圖像分析方法，測得試件DT2-3 和DT3-3 試件中心點平均主裂縫寬度分別為1.86 和1.38 mm。這表明增加纖維含量能顯著降低試件動態(tài)劈裂后的主裂縫寬度。

圖21 試件DT1-3 在xy 平面裂縫寬度（切片 400）Fig. 21 Crack width on the xy plane of the specimen DT1-3 (slice 400)

圖22～24 展示了切片上加載前、后的鋼纖維變化，包括拔出、彎曲和斷裂。圖22(b)中的纖維因試件開裂而從上半側基體中被拔出，通過測量纖維拔出后留下的孔道得到纖維與基體的相對滑移為1.91 mm。從圖23(a)中測得加載前纖維與水平方向夾角為46.4°，沖擊后（圖23(b)）下半段纖維被拔出，與水平向夾角增大了17.5°，顯示該纖維在裂縫處彎曲。從圖24(a)中測得纖維原始長度為11.72 mm，從圖24(b)可以看到纖維斷裂成2 段，上半段長6.70 mm，下半段長5.52 mm，軸向殘余塑性變形為：

圖22 纖維從基體中拔出Fig. 22 Fibre pullout from matrix

圖23 纖維拔出后彎曲變形Fig. 23 Fibre bending after pullout

圖24 纖維斷裂Fig. 24 Fibre breakage

3.3 三維破壞機理

對試件DT1-3～DT3-3 主裂縫及跨過裂縫的橋連纖維進行三維可視化和統(tǒng)計分析，進一步探討破壞機理。表6 統(tǒng)計了這3 個試件中的橋連纖維數(shù)量、裂縫體積、裂縫表面積和相對表面積?？梢?，鋼纖維摻量越高，橋連纖維數(shù)目越多，破壞后主裂縫體積越小，裂縫相對表面積越大。

表6 裂縫及橋連纖維的統(tǒng)計分析Table 6 Statistical analysis of cracks and bridged fibers

圖25～27 顯示了3 個試件中的三維裂縫及跨過裂縫的纖維三維形態(tài)，其中紅色為裂縫，黃色為纖維，藍色邊框為試件的幾何中心面（xz平面）。根據(jù)裂縫的彎曲程度和完整度，將裂縫沿x方向大致分為A、B和C等3 個區(qū)域。從圖25 可以看出，裂縫完全貫穿了DT1-3 試件，在橋連纖維較少的區(qū)域A和C 基本沿試件中心面擴展，裂縫表面光滑；而在纖維分布相對密集的區(qū)域B， 裂縫稍微偏離試件中心面，底部最大偏移量（裂縫中心面與試件中心面的最大距離）為3.03 mm。從圖26 可以看出，在試件DT2-3中，纖維在區(qū)域A分布密集，橋連作用強，裂縫未貫穿試件；在纖維較少的區(qū)域B，裂縫偏離中心面，上部最大偏移量為4.06 mm。從圖27 可以看到，試件DT3-3 中的裂縫面變得更粗糙，在纖維密集的區(qū)域A和B，裂縫明顯偏離中心面，最大偏移量為9.87 mm；裂縫在纖維較少的區(qū)域C基本沿試件中心面擴展。

圖25 試件DT1-3 主裂縫及跨過裂縫的纖維Fig. 25 The main crack and crack-crossing fibres of specimen DT1-3

圖26 試件DT2-3 主裂縫及跨過裂縫的纖維Fig. 26 The main crack and crack-crossing fibres of specimen DT2-3

圖27 試件DT3-3 主裂縫及跨過裂縫的纖維Fig. 27 The main crack and crack-crossing fibres of specimen DT3-3

從以上μXCT 圖像可以看出，隨著橋連纖維數(shù)量的增加，3 個試件的裂縫面粗糙程度和裂縫與中心面的偏移量增大。這與表6 中的相對表面積的變化規(guī)律一致，表明纖維摻量的增加能夠顯著提高試件的強度（見表4 和圖11）、能耗（見圖14）、斷裂韌性和延性。此外，裂縫趨向于避開纖維密集的區(qū)域而向纖維稀疏的區(qū)域擴展。

4 結 論

對不同體積摻量的UHPFRC 圓盤試件進行了靜力和動力劈裂試驗，采用高速攝像機結合DIC 技術，獲得了表面裂縫擴展的全過程影像；并對加載前、后的試件進行了μXCT 掃描，通過圖像處理，對試件的微觀結構及破壞機理進行了分析。

(1)相比無纖維試件，鋼纖維體積摻量為1%～3%的圓盤試件靜劈裂強度提高了84%～131%，動劈裂強度提高了47%～87%，劈裂強度提高因子和鋼纖維體積摻量呈近似拋物線關系，且相同鋼纖維體積摻量試件的動力劈裂強度比靜力劈裂強度提高了7%～72%。

(2)通過分析二維μXCT 切片圖像，清晰地闡明了鋼纖維脫粘、滑移、拔出、彎曲、斷裂等變形現(xiàn)象及鋼纖維對圓盤試件裂縫的橋連和限制機理。

(3)通過分析三維μXCT 圖像發(fā)現(xiàn)，隨著鋼纖維摻量的提高，孔洞的數(shù)量和總體積分數(shù)降低，但孔洞的平均體積和平均等效直徑增大。雖然UHPFRC 材料中孔洞很多，但大孔洞極少，且孔洞之間互不相連，這是該材料致密性、抗?jié)B性和抗侵蝕性強的重要原因。

(4)鋼纖維的分布和數(shù)量對UHPFRC 圓盤試件的劈裂破壞形態(tài)有顯著影響。裂縫趨向于避開纖維密集的區(qū)域，而向纖維稀疏的區(qū)域擴展。裂縫橋連纖維數(shù)量的增加，能夠降低破壞時裂縫的體積和寬度，提高裂縫面的粗糙度和比表面積，從而提高試件的強度、能耗、韌性和延性。