錢維民, 蘇駿, 史慶軒, 李揚, 嵇威

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

目前，大多數(shù)國家仍然依賴陳舊、低效和高污染的石油和煤炭技術作為其主要能源來源，而20 世紀70 年代的世界石油危機暴露了更加尖銳的社會和環(huán)境問題，增加了全世界對清潔能源的迫切需求。隨著傳統(tǒng)能源的日益匱乏，開發(fā)新的清潔能源(如天然氣、可燃冰和核能等)對于滿足日益增長的能源需求至關重要，我國“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)略進一步加速清潔能源的發(fā)展，如2019年中國極地LNG-2 天然氣項目和核電站的建設項目。這些極端環(huán)境促進了混凝土結構在極端溫度環(huán)境下的研究，統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示極地地區(qū)溫度可低至-66.7℃，而核電站反應堆壓力容器可達到120℃以上。傳統(tǒng)混凝土由于脆性大、抗拉強度低、開裂后裂縫寬度控制能力有限，難以滿足極端環(huán)境下的工程應用。超高韌性水泥基復合材料(Ultra high toughness cementitious composites，UHTCC)作為一種新型復合材料，其優(yōu)化設計使其表現(xiàn)出類似金屬材料的偽應變硬化特性[6-8]。其極限拉應變?yōu)槠胀ɑ炷恋?00 倍、鋼筋的3 倍。在達到極限荷載時，UHTCC 的平均裂縫寬度僅為60 μm，表現(xiàn)出優(yōu)異的力學性能和耐久性。因此，UHTCC材料為工程結構中裂縫控制和長期耐久性等問題提供了一種可行的解決方案。

極端溫度作用會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]研究認為聚乙烯醇(PVA)纖維隨溫度升高發(fā)生軟化，工程水泥基復合材料(ECC)基體中的孔隙和孔道連通形成網(wǎng)絡，有利于釋放孔隙蒸汽壓力，減弱ECC 高溫損傷。時旭東等[11-13]研究結果表明超低溫環(huán)境下混凝土的抗壓強度與常溫下相比顯著增加，增強趨勢表現(xiàn)為先下降后上升最后穩(wěn)定的趨勢。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，可達到常溫下承載力的3 倍多，但恢復到常溫時承載力急劇下降。Dahmani[15]進一步研究表明在液化天然氣儲罐壁內外之間存在較大的溫度梯度，這導致出現(xiàn)較高的拉應力，由于液體滲透、混凝土孔隙壓力上升和混凝土開裂，使混凝土儲罐的力學性能進一步劣化。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致混凝土開裂。Rahman 等[17]研究也表明較小孔隙率的骨料可減小降溫過程中混凝土內部的拉應力，抑制快速降溫過程中混凝土內部裂縫的擴展。而UHTCC 的優(yōu)化設計使其能夠有效抑制熱膨脹系數(shù)差異引起的開裂，同時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)異的力學性能、耐久性能及裂縫控制能力，可將其應用于對力學性能和裂縫控制能力均要求嚴苛的極端環(huán)境中的結構建設，但目前有關UHTCC 的極端溫度作用的力學性能試驗尚未見文獻報道。本文旨在研究極端溫度和纖維體積摻量對UHTCC 基本力學性能的影響。為實現(xiàn)這一目標，對經(jīng)不同溫度作用后的UHTCC進行了單軸力學性能測試，為UHTCC 在極端溫度環(huán)境下的設計和工程應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

設計制作了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，無明顯掉角和開裂現(xiàn)象，高溫作用后試件無明顯差異，部分試件顏色加深。試驗膠凝材料為P·O 42.5 普通硅酸鹽水泥和I 級粉煤灰。材料組成見表1。細骨料采用細度模數(shù)為2.2～1.6的細砂。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 纖維的性能指標見表3，纖維形態(tài)特征見圖1(e)。

表1 水泥、粉煤灰和硅灰的物理化學性質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

按照標準GB/T 50082-2009[18]對基體材料進行攪拌。將細骨料、水泥和粉煤灰加入攪拌機(河南科賽威機械臥軸式攪拌機)，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)護室中養(yǎng)護28 天。

1.2 試驗流程

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

圖2 極端溫度設備Fig.2 Extreme temperature equipment

1.3 試驗加載

試驗過程參照我國標準《纖維混凝土試驗方法標準》(CECS 13-2009)[19]和《混凝土結構試驗方法標準》(GB/T 50152-2012)[20]。混凝土抗壓、劈裂抗拉試驗采用壓力機為山東濟南中正公司生產(chǎn)的300 噸混凝土壓力試驗機，加載試驗前，對試件進行對中、預壓處理，確保試件處于加載中心及消除壓力機與試件表面空隙，立方體試塊抗壓試驗采用位移控制，加載速率為0.1 mm/min；劈裂抗拉試驗中試驗機的加載頂板、底板和試件間各墊一條弧形墊塊，同時在墊塊上設有墊片，加載時保證上下兩個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上下加載頭中線保持在同一平面內；軸心抗壓試驗加載裝置采用山東濟南中正公司生產(chǎn)的電液伺服混凝土壓力試驗機，通過位移控制進行加載。加載速率為0.1 mm/min，將應變片接入數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，記錄試件的應變變化，軸壓試驗裝置示意圖如圖3(a)所示。軸心拉伸裝置通過萬能試驗機加載，為保證測試精度，軸拉試驗中采用引伸計測量拉伸變形，測試標距為60 mm，將引伸計固定于試件表面，同時通過位移控制進行加載，加載速率為0.1 mm/min，軸拉試驗裝置見圖3(b)。

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

2 試驗結果及分析

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)細密的微裂縫，隨著荷載的增大，裂縫逐漸延伸擴展，裂縫擴展延伸過程中伴隨纖維拔出、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)擴展，試件變形增大，此時試件進入破壞階段，當達到峰值荷載時，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)一系列垂直細微裂縫，但裂縫并未進一步擴展，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，但整個破壞過程中，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 抗壓強度與溫度關系圖?；w混凝土中出現(xiàn)初始裂縫后，由于基體強度較低，不能有效阻滯裂縫的擴展，導致開裂后立即喪失承載力。隨著纖維體積摻量的逐漸增大，纖維對于基體性能改善逐漸明顯，UHTCC 抗壓強度有一定的提升。且隨著纖維的摻入，UHTCC 的破壞形式發(fā)生變化，基體開裂后，纖維發(fā)揮橋聯(lián)作用，緩解裂縫尖端的應力集中現(xiàn)象，將應力傳遞至周圍基體，表現(xiàn)出多裂縫穩(wěn)態(tài)開裂的現(xiàn)象。當纖維體積摻量達到1.5vol% 時，材料強度達到最大，常溫狀態(tài)下，抗壓強度提升約42%，但超過1.5vol%體積摻量后，UHTCC 的強度有所降低。

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

為表征UHTCC 抗壓強度損失大小，定義抗壓強度損失率Δc，其計算方式如下所示：

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

圖5(b) 為抗壓強度損失率，溫度對UHTCC抗壓強度的影響較明顯，低溫作用后，UHTCC 抗壓強度在-50～20℃區(qū)間內抗壓強度降低速度較快，而在-100～-50℃內抗壓強度降低速度逐漸緩慢；高溫狀態(tài)下，20～200℃內抗壓強度降低較緩慢，最多降低約16%。低溫對抗壓強度的影響更顯著，當溫度降低至-100℃時，抗壓強度最多降低約50%，且纖維的摻入可以減小強度的損失。研究結論與Dahmani 等[14]的研究結論一致，主要原因為低溫作用對材料孔隙結構的影響較顯著，材料內部孔隙結構被破壞，產(chǎn)生系列缺陷和孔洞，導致材料強度降低，同時本次試驗采用快速升溫/降溫的方法，升溫/降溫速率較快，將加劇材料內出現(xiàn)不均勻溫度場和較高的溫度梯度，且達到目標溫度后，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加劇材料內出現(xiàn)更多的損傷，同時導致加載時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性能，同時會導致一定程度的不均勻受力，導致UHTCC 破壞形態(tài)發(fā)生改變及強度損失率增大。

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 劈裂抗拉試驗破壞形態(tài)。在加載過程中，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 的裂縫沒有迅速擴展，表現(xiàn)出良好的裂縫分散能力。繼續(xù)增大荷載，裂縫逐漸擴大，承載力逐漸下降，同時隨著溫度的變化，材料會表現(xiàn)出一定的脆性。

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

圖7(a) 為溫度和UHTCC 劈裂抗拉強度關系圖。一定范圍內，UHTCC 的劈裂抗拉強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，當纖維摻量達到1.5vol%時，UHTCC 劈裂抗拉強度達到最大，約增加49%。然而，進一步增加纖維摻量至2.0vol%，劈裂抗拉強度有略微下降，相較于1.5vol%的UHTCC 降低約20%。

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

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

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

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

2.3 基體混凝土和UHTCC 的軸心抗壓性能

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

溫度對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，冰的體積膨脹導致內部出現(xiàn)膨脹應力，導致材料內部出現(xiàn)損傷。同時，UHTCC 作為一個由不同固相成分、孔隙和孔隙溶液組成的復雜非均質實體，當暴露于高溫時，其內部水化硅酸鈣(C-S-H)凝膠和鈣礬石發(fā)生脫水和分解，導致水合物在高溫下發(fā)生不協(xié)調變形，最終產(chǎn)生裂縫。宏觀力學性能表現(xiàn)為軸心抗壓強度的下降和峰值應變的上升(約0.005)。應力-應變曲線上升段隨著溫度的升高呈現(xiàn)逐漸“平緩”的趨勢。低溫對UHTCC 軸壓力學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大于高溫造成的損傷。

2.3.1 抗壓強度與軸心抗壓強度

圖9 為纖維摻量與溫度對抗壓強度-軸心抗壓強度轉換系數(shù)的影響。結果表明，溫度作用對UHTCC 抗壓強度與軸心抗壓強度轉換系數(shù)有一定的影響，主要由于棱柱體體積較大，在降溫過程中材料內往往更易出現(xiàn)不均勻溫度場，導致材料內部出現(xiàn)較大溫度梯度，材料內產(chǎn)生更大的拉應力，造成內部出現(xiàn)損傷，強度轉換系數(shù)有一定的降低。

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

兩個變量之間的關系式可表示為

式中：fc為軸心抗壓強度；fcu為立方體抗壓強度；αT為溫度T時的強度轉化系數(shù)。

根據(jù)試驗結果進行回歸可以得到不同溫度下的強度轉換系數(shù)，結果如表4 所示?，F(xiàn)有研究表明，高韌性PVA-纖維增強水泥基復合材料(FRCC)的α為0.8，高強混凝土的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]、高強混凝土[22]和鋼纖維混凝土[23]。

表4 UHTCC 強度轉換系數(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。圖10 為不同影響因素下UHTCC 的泊松比變化關系圖。結果顯示，纖維的摻入及溫度的變化并未對UHTCC 泊松比造成明顯影響，根據(jù)試驗結果，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系。隨著溫度的升高，彈性模量有一定的下降。在200℃時，彈性模量最多下降約37%。相反，溫度降低到-100℃時，彈性模量下降約63%，表明低溫對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。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]得到的結論一致：不同孔隙中的孔隙溶液的冰點與孔隙大小和孔隙溶液中的鹽濃度有關?？紫对叫?，孔隙溶液的冰點就越低。當溫度降低到-2℃時，直徑大于50 nm 的孔隙溶液會凍結。當溫度降低到-7℃時，直徑大于10 nm 的孔隙溶液將被凍結。直徑小于3 nm 的孔隙溶液將不會凍結。當溫度降低到-50℃時，孔隙中較大的孔隙已經(jīng)被冰填充，且材料中較大孔隙對材料性能影響更顯著，而較小的孔隙由于冰點較低，受孔隙水凍結的影響較小。而冰的膨脹效應破壞了原有的孔隙結構，導致溫度恢復到正常溫度后，UHTCC的性能明顯下降。

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

規(guī)范《混凝土結構設計規(guī)范》(GB/T 50010-2010)[24]給出了普通混凝土彈性模量的計算公式：

計算結果表明，由式(4)得到的UHTCC 在極端溫度作用后的彈性模量計算值大于實測值。普通混凝土的彈性模量計算表達式不適用于極端溫度作用后的UHTCC。需要在式(4)的基礎上考慮溫度作用和纖維體積摻量的影響，對其進行修正。通過回歸分析得到不同影響因素下UHTCC 的彈性模量計算公式，計算表達式如下所示：

式中：Vf為纖維體積含量；T為作用溫度。

圖12 為UHTCC 修正彈性模量計算值與試驗值的對比，結果表明修正后的計算表達式具有良好的預測精度。

圖12 UHTCC 修正彈性模量計算值與試驗值對比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，在達到峰值荷載時，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)出一定的應變硬化特性，當纖維體積摻量達到2.0vol% 時，UHTCC 表現(xiàn)出明顯的多裂縫穩(wěn)態(tài)開展現(xiàn)象。加載初期，此時荷載較小，截面上應力-應變關系呈線性，試件無明顯變化，但隨著荷載的增加，試件表面出現(xiàn)首條裂縫，試件進入彈塑性階段，纖維發(fā)揮橋聯(lián)作用，纖維將應力逐漸傳遞至周圍基體，首條裂縫處的應力集中現(xiàn)象開始緩解，直至出現(xiàn)第二條裂縫，試件由單一裂縫破壞轉變?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軸拉應力-應變曲線，結果表明：極端溫度對UHTCC 的軸向拉伸性能有顯著影響，隨著溫度的升高或降低，UHTCC 內部出現(xiàn)一定損傷，多裂縫的穩(wěn)態(tài)擴展現(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被削弱，UHTCC 的變形能力和軸向拉伸峰值應力明顯降低。且低溫造成的破壞比高溫造成的破壞更明顯，當溫度達到200℃時，UHTCC 的峰值應力下降了約21%，峰值應變下降了約60%。當溫度降低到-100℃時，UHTCC的峰值應力下降了約51%，峰值應變下降了約92%。

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

圖14 UHTCC 應力-應變曲線Fig.14 Stress-strain curves of UHTCC

3 UHTCC 的應力-應變關系

3.1 UHTCC 的軸心受壓應力-應變關系

圖8 結果表明，纖維體積摻量和溫度顯著影響峰值應力和應變。根據(jù)本文的試驗結果，主要考慮纖維體積摻量和溫度的影響。采用參考文獻[25]的峰值應變計算表達式，如下式所示：

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

根據(jù)試驗結果，提出不同影響因素下UHTCC峰值應力的計算表達式，計算表達式如下式所示：

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

圖15 為不同影響因素下UHTCC 峰值應力和峰值應變的計算值與試驗值。結果表明，本文提出的模型能夠較好地計算不同因素下UHTCC 的峰值應變和峰值應力。

圖15 不同影響因素下UHTCC 峰值應力、峰值應變的試驗值與計算值Fig.15 Experimental and calculated values of peak stress and peak strain of UHTCC under different influencing factors

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

通過式(6)、式(9)、式(12)，可以得到極端溫度下UHTCC 上升段的應力和應變計算表達式。為了驗證本文模型的合理性，圖16 比較了模型的計算曲線和試驗得到的應力-應變曲線的計算結果。同時將本文模型計算的受壓應力-應變曲線與李紅兵[9]的試驗結果進行比較。結果表明，本文提出的模型能夠與試驗曲線保持一致，能夠描述極端溫度下UHTCC 的應力-應變關系曲線。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)類似的超高韌性水泥基復合材料的受壓應力-應變關系預測。

3.2 UHTCC 的受拉應力-應變關系

圖17 為不同影響因素UHTCC 的初裂應變、峰值應力和峰值應變關系圖以及擬合關系曲線。根據(jù)試驗結果，選取承載力降低至極限承載力85%時所對應的應變作為極限應變εu。同時，根據(jù)試驗結果，可取εu= 1.2εp，σk= 0.65σu。不同影響因素下的應變計算表達式如下所示：

圖17 UHTCC 受拉應力和應變Fig.17 Tensile stress and strain of UHTCC

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

式中：σk、εk分別為初裂應力和初裂應變；σu為破壞應力。

根據(jù)試驗結果，得到了極端溫度后UHTCC 的軸拉本構關系。圖18 對比了本文提出的模型與試驗數(shù)據(jù)。結果表明，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性能。

圖18 UHTCC 試驗曲線與計算曲線對比Fig.18 Comparison of test curves and calculation curves of UHTCC

4 UHTCC 的極端溫度損傷機制

4.1 UHTCC 的低溫損傷機制

UHTCC 是一種復雜的復合材料，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部的孔隙結構，導致一系列的裂縫和初始缺陷。通過核磁共振(NMR)技術，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與孔隙大小有關。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℃范圍內凍結，中等孔隙(10～104nm)中的孔隙溶液在-30～-20℃凍結。膠凝孔隙(3～10 nm)中的孔隙溶液在-80～-30℃下凍結?？讖叫∮? nm 的孔隙中的孔隙溶液不會在-160℃下凍結[28]。

Rostásy 等[29]根據(jù)不同大小的孔隙溶液的冰點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)護混凝土在冷卻-加熱過程中的熱應變行為(20℃～-170℃～20℃)，如圖19 所示。(1) 當溫度從20℃到0℃時，混凝土孔隙中的溶液處于未凍結狀態(tài)，材料的變形主要由熱脹冷縮引起；(2) 當溫度從0℃下降到-20℃時，材料中較大的孔隙中的溶液逐漸凝結成冰。隨著冰的體積膨脹，擠壓膨脹效應將把一些孔隙溶液擠壓到附近的小孔中。溶液的遷移過程會誘發(fā)微裂縫，造成內部損傷。但當溫度低于冰點時，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，冰體進一步增長；(3) 在-60～-20℃的溫度范圍內，較大的孔隙被填充，冰體停止生長。此時，中等孔隙溶液開始凍結。由于冰和毛細孔壁之間的吸附水層，更多的孔隙溶液被吸進中等孔。冰體進一步增長，膨脹產(chǎn)生的拉應力導致材料內部誘發(fā)微裂縫；(4) 當溫度從-60℃降低到-90℃時，中等孔中的冰體停止生長，膠凝孔中的孔隙溶液開始結冰；(5) 在-170～-90℃的溫度范圍內，小于3 nm 的孔隙中的孔隙溶液仍未凍結，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) 當溫度從-170℃上升到-60℃時，孔隙中的冰開始融化；(7) 當溫度從-60℃上升到-20℃時，中等孔隙中的冰開始融化。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)生的膨脹力會誘發(fā)一定的裂縫；(8) 隨著溫度的升高，混凝土輕微膨脹。當溫度從-20℃上升到0℃時，較大孔隙中的冰體逐漸融化；(9)當 溫度從0℃上升到20℃時，混凝土孔隙中的冰融化消失，材料的熱脹冷縮效應使混凝土逐漸膨脹。

圖19 混凝土的熱應變行為[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部損傷，溫度作用下UHTCC 的熱應變與普通混凝土不同。當材料內出現(xiàn)凍脹效應和膨脹系數(shù)差異所導致的裂縫，纖維發(fā)揮橋聯(lián)作用，能有效抑制裂縫的出現(xiàn)及擴展，一定程度上緩解材料在降溫-升溫過程中不均勻的熱應變行為和開裂損傷行為，同時纖維的親水性可以在一定程度上減少溶液遷移，緩解冰晶生長過程中裂縫的擴展，降低低溫作用帶來的損傷。

圖20 UHTCC 低溫損傷演化示意圖Fig.20 Cryogenic temperatures damage evolution of UHTCC

4.2 UHTCC 的高溫損傷機制

暴露在高溫下，混凝土材料往往會發(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類別：結晶水和自由水。其中自由水在新拌合物中的比例約為95%，結晶水約占總含水量的5%。在約100℃時，加熱過程中自由水吸收大量的熱量并迅速汽化，同時混凝土體積大幅膨脹。這種膨脹導致材料的內部出現(xiàn)拉應力，導致孔隙結構被破壞，形成大量的裂縫和孔洞。圖21 為UHTCC 在高溫下的損傷示意圖，在升溫過程中，UHTCC 中的纖維發(fā)揮橋聯(lián)作用，緩解材料內部裂縫尖端的集中應力現(xiàn)象，減小材料內部損傷，同時，高溫作用下，UHTCC 中的纖維發(fā)生軟化，纖維通道形成的網(wǎng)絡有利于材料內蒸汽壓力的釋放，減小了溫度對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)生的蒸汽通過蒸發(fā)逸出，導致孔隙結構的破壞。然而，這個過程造成的破壞相對于自由水蒸發(fā)造成的破壞要弱一些。

圖21 UHTCC 高溫損傷示意圖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。結果表明，經(jīng)溫度作用后，材料內部出現(xiàn)了一些微裂縫。證實了UHTCC 材料在經(jīng)歷極端溫度作用后，由于低溫下的凍脹效應、高溫下的汽化效應和水化物分解引發(fā)材料內部損傷，導致材料內部產(chǎn)生微裂縫和孔洞，進而導致材料性能下降。常溫下，纖維表面附著較多基體，同時基體上有明顯的纖維拔出痕跡，說明纖維-基體界面效應較強，纖維與基體之間的結合強度較高，但經(jīng)過溫度作用后，纖維表面逐漸光滑，纖維-基體界面效應減弱，宏觀力學性能表現(xiàn)出變形能力降低等特點。

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

5 結 論

通過對不同纖維摻量的超高韌性水泥基復合材料(UHTCC)進行中高溫和極端低溫后的基本力學性能試驗，得到了不同影響因素下UHTCC 的強度、軸壓和軸拉應力-應變曲線。分析了不同影響因素對UHTCC 強度、峰值應力和應變的影響。得到的主要結論如下：

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

(2) 通過回歸分析，給出了適用于不同摻量和溫度作用的彈性模量計算表達式，計算結果與試驗值吻合較好，但纖維體積摻量和溫度對泊松比的影響較小，建議極端溫度作用后的泊松比取值為0.24；當纖維體積摻量達到2.0vol%時，表現(xiàn)出顯著的應變硬化特性，且SEM 結果表明極端溫度會削弱纖維-基體界面效應，導致材料內部產(chǎn)生裂紋和孔洞，降低材料的變形能力，峰值應變在200℃時降低約60%，在-100℃時降低約92%；

(3) 在軸壓過程中，纖維體積摻量和溫度變化對UHTCC 的峰值應變和峰值應力影響顯著。通過引入影響系數(shù)α1、α2、β1和β2，建立了極端溫度后UHTCC 軸壓應力-應變模型。結果表明，模型計算值與試驗值吻合較好，可作為UHTCC 經(jīng)歷極端溫度后的軸壓應力-應變關系預測模型；

(4) 在拉伸過程中，低溫對UHTCC 的影響明顯大于高溫。溫度越低，UHTCC 的峰值應變退化越顯著。在此基礎上，給出了不同溫度下UHTCC的應力-應變計算表達式。計算結果與試驗值吻合較好，可作為描述極端溫度作用后UHTCC 軸向拉伸應力-應變關系的表達式。