胡玲玲，賈永勝,2，孫金山，姚穎康，劉昌邦，謝全民

(1.a.省部共建精細爆破國家重點實驗室；b.爆破工程湖北省重點實驗室；c.湖北(武漢)爆炸與爆破技術(shù)研究院，江漢大學，武漢 430056 ；2.武漢爆破有限公司，武漢 430056)

21世紀以來，隨著建筑結(jié)構(gòu)不斷向超高層、大跨度方向發(fā)展，對混凝土性能也提出了更高的要求，增強增韌混凝土材料通過自身優(yōu)異性能的發(fā)揮，不僅能減小結(jié)構(gòu)截面、減輕自重，也能提升建筑結(jié)構(gòu)吸能抗沖擊性能，是未來混凝土材料與建筑結(jié)構(gòu)發(fā)展的重要方向之一[1]。

纖維是混凝土增韌的重要技術(shù)手段，它能有效提升混凝土抗拉、減緩開裂[2]。不同種類、尺寸、形狀的纖維對混凝土韌性改善效果存在較為明顯的差異性。趙小明等研究了PVA纖維的體積摻量(0.05%、0.10%、0.15%)和長度(8 mm、12 mm)對混凝土相對動彈性模量、質(zhì)量損失率和力學性能的影響[3]，發(fā)現(xiàn)長度為8 mm的PVA纖維對混凝土抗凍性能的提升效果最好。田文基等研究了在普通混凝土中摻入不同長度的合成聚丙烯纖維及聚丙烯腈纖維[4]，以改善混凝土的脆性性能，提高混凝土的韌性，落錘沖擊試驗結(jié)果顯示，纖維含量為9 kg/m3的40 mm聚丙烯纖維混凝土試件其抗沖擊韌性最好，相較于普通混凝土的抗沖擊韌性提高了306.67%。高溫條件下鋼纖維混凝土具有溫度損傷效應，霍普金森壓桿試驗下鋼纖維混凝土的動態(tài)抗壓強度隨著試驗溫度的升高大幅度降低[5]。吳偉等發(fā)現(xiàn)霍普金森壓桿下[6]，隨著碳纖維摻量的增加，試件縱波波速隨之增大，碳纖維能夠在混凝土試件內(nèi)部形成空間網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，增強試件整體性。羅憶和康建功等建立霍普金森沖擊壓縮數(shù)值模型[7,8]，根據(jù)裂紋發(fā)展規(guī)律,將試件進行分階段破壞評價，且運用LS-DYNA對一維應力波特性進行了數(shù)值模擬研究。另外，也有一些學者對有機纖維改善混凝土耐久性進行了室內(nèi)試驗研究[9,10]，或采用有限元分析方法建立模型，并提出增強增韌混凝土預測方法。

以上研究為高韌性混凝土材料的發(fā)展奠定良好基礎(chǔ)，然而增韌混凝土材料制備、在中高應變率下的抗沖擊特性及其微結(jié)構(gòu)演變特征等仍需要大量研究工作?；诖?，本文從高韌性水泥基復合材料配合比設(shè)計與優(yōu)化著手，借助硅粉、鋼纖維和高效減水劑開展配合比優(yōu)化設(shè)計，采用分離式霍普金森壓桿試驗系統(tǒng)開展抗沖擊性能研究，并結(jié)合熱重分析技術(shù)、等溫量熱技術(shù)揭示材料微結(jié)構(gòu)演變規(guī)律揭示其動態(tài)力學性能變化機制，為韌性提升的混凝土材料制備與抗沖擊性能提升的混凝土材料應用提供重要支撐。

1 試驗概況

1.1 原材料性能

水泥為湖北武漢亞東水泥公司生產(chǎn)的P Ⅱ52.5硅酸鹽水泥，密度為3120 kg/m3，比表面積為370 m2/kg，初凝和終凝時間分別為183 min和225 min。硅粉為挪威艾肯公司生產(chǎn)的微硅粉，其密度和比表面積分別為2203 kg/m3和20.0 m2/g。上述兩種材料的化學成分具體見表1，兩者的顆粒粒徑分布和形貌特征見圖1所示。硅粉的顆粒粒徑分布比水泥顆粒細較多，電鏡形貌圖再次證實該結(jié)果。

圖1 水泥和硅粉的粒徑分布曲線和形貌特征Fig. 1 Particle size distribution and morphology features of cement and silica fume

表1 水泥和硅粉成分組成，質(zhì)量百分比Table 1 Chemical composition of cement and silica fume,wt.%

1.2 配合比設(shè)計

為探討水泥基復合材料抗沖擊性能，本文以硅粉、鋼纖維和高效減水劑為變量，并采用較低水膠比開展配合比設(shè)計。其中，硅粉摻量取最佳摻量10%，鋼纖維摻量取最常用摻量2%(體積摻量)，減水劑摻量依據(jù)不同體系實際需求取1.5%～2.0%，具體配合比見表2。本文共制備3大類水泥基復合材料體系，基準組為C-16，摻加10%硅粉和1.5%減水劑體系為C-18，摻加10%硅粉和2.0%減水劑體系為C-17，以上體系也均同時摻加2.0%鋼纖維；其它條件不變，未摻加鋼纖維材料體系分別為C-16-con、C-18-con和C-17-con。針對準靜態(tài)力學性能試驗，攪拌并成型試塊尺寸為160 mm×40 mm×40 mm，而針對霍普金森壓桿試驗，攪拌并成型試塊尺寸為φ100 mm×50 mm。試塊成型后帶模養(yǎng)護1 d，拆模后部分直接進行準靜態(tài)抗壓/抗折強度試驗，其余放入標準養(yǎng)護箱繼續(xù)養(yǎng)護至試驗齡期。

表2 水泥基復合材料配合比設(shè)計Table 2 Mixture proportions of pastes with and without SF

1.3 力學性能試驗

力學性能試驗包括準靜態(tài)抗壓/抗折試驗和沖擊性能試驗。靜態(tài)試驗借助本實驗室量程為3000 kN的抗壓抗折一體機開展，加載速率為0.5 MPa/s，加載過程按照GB/T 50081—2019《普通混凝土力學性能試驗方法標準》要求進行。沖擊性能試驗采用精細爆破國家重點實驗室桿徑為100 mm的分離式霍普金森壓桿試驗系統(tǒng)開展，分離式霍普金森壓桿系統(tǒng)主要由壓桿系統(tǒng)、數(shù)據(jù)測量與采集系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)組成，具體實物圖見圖2。試驗采用沖擊壓強為0.4 MPa，同時配備PHANTOM高速攝像機進行試塊在沖擊荷載下的動態(tài)變化數(shù)據(jù)觀測與采集。

圖2 分離式霍普金森壓桿試驗系統(tǒng)Fig. 2 Split Hopkinson pressure bar(SHPB) testing system

2 結(jié)果與分析

2.1 準靜態(tài)力學性能

2.1.1 抗壓強度

圖3是不同水泥基復合材料體系在水化齡期為1 d和28 d的抗壓強度結(jié)果。從圖中可以看出，在低水膠比下(0.20)，材料體系的組成成分、纖維摻加和減水劑均會影響抗壓強度的發(fā)展。水化早期(1 d)，纖維摻加、硅粉摻量為10%下該體系(C-18)的抗壓強度最高，達61.4 MPa，比基準組(C-16)高約62.9%。其次，當減水劑摻量從1.5%(C-18)增加到2.0%(C-17)時，早期抗壓強度出現(xiàn)較為明顯的降低(該體系強度為42.2 MPa)，說明減水劑會一定程度上抑制水泥基復合材料早期水化，導致其抗壓強度出現(xiàn)明顯降低，這與減水劑在水泥材料中的吸附、分散過程相關(guān)。鋼纖維摻加也顯著改變了水泥基復合材料體系的早期抗壓強度發(fā)展，該功能組分摻加下幾乎都提高了漿體強度，使其超過未摻鋼纖維體系強度。另外，長齡期下(56 d)不同水泥基復合材料體系的抗壓強度變化趨勢與早期幾乎一致，最高抗壓強度幾乎至100 MPa(C-18體系)。

圖3 不同水泥基復合材料體系1 d和28 d的抗壓強度Fig. 3 Compressive strengths of blended pastes at 1 d and 28 d

2.1.2 抗折強度

圖4是不同水泥基復合材料體系在水化齡期為1 d和28 d的抗折強度結(jié)果。材料組成、鋼纖維和減水劑摻加均影響強度發(fā)展，且與上述抗壓強度變化規(guī)律相似。尤其，鋼纖維摻加對不同水泥基復合材料體系的抗折強度提升作用更加明顯。如基準體系中，未摻鋼纖維體系早期抗折強度和長齡期抗折強度(1 d和56 d)分別為9.6 MPa和12.9 MPa，而2%鋼纖維摻加后，對應體系的抗折強度分別提升至15.2 MPa和23.9 MPa，增幅為58.3%和85.3%。在其它條件不變下，10%硅粉提高抗折強度至25.7 MPa(1 d)和27.4 MPa(56 d)，表明硅粉摻加對漿體早期抗折強度的提升效果尤為明顯。

圖4 不同水泥基復合材料體系1 d和28 d的抗折強度Fig. 4 Flexural strengths of blended pastes at 1 d and 28 d

通過以上不同水泥基復合材料體系在水化早期和長齡期下的抗壓、抗折強度變化分析來看，10%硅粉和鋼纖維復摻下，C-18體系表現(xiàn)出最佳準靜態(tài)力學性能，抗壓強度和抗折強度均最高。減水劑摻量達一定時(2%)，一定程度上抑制水化過程，致使水泥基復合材料準靜態(tài)強度的降低。

2.2 動態(tài)力學性能

2.2.1 典型破壞過程

圖5和圖6分別是高速攝像機記錄下?lián)郊永w維/未摻加纖維的水泥基材料體系(C-17和C-17-con)在分離式霍普金森壓桿作用時的典型破壞過程。從圖5可以看出，高韌性水泥基復合材料在中等應變率下(約50 s-1)，試塊經(jīng)歷從作用前完整狀態(tài)(階段一)、作用中四周出現(xiàn)裂縫(階段二)到最終少許漿體碎片飛散(階段三)。從中可以發(fā)現(xiàn)，高韌性水泥基復合材料在壓桿作用下的破壞過程主要是由于內(nèi)部微裂紋出現(xiàn)，持續(xù)作用下衍生為宏觀裂縫，直至發(fā)展為外部部分碎片飛散。該作用下漿體并未發(fā)生大面積破碎，主要是由于該體系摻加2%鋼纖維，在沖擊作用下鋼纖維吸附了外部沖擊能量，同時鋼纖維也通過連接材料內(nèi)部各組分提升漿體內(nèi)部粘結(jié)性能，從而實現(xiàn)試件增韌抗沖擊性能的提升。

圖5 鋼纖維摻加下水泥基復合材料在霍普金森壓桿下的作用過程Fig. 5 Interaction process of blended pastes with steel fiber under SHPB

圖6是霍普金森壓桿在相同沖擊破壞作用下未摻加鋼纖維的材料體系在三階段的作用過程。圖中可以發(fā)現(xiàn)，未摻加鋼纖維時，試塊在階段二即出現(xiàn)大面積較為嚴重的破壞，持續(xù)的沖擊壓力下試塊隨即發(fā)生整體潰散，大量漿體碎片飛散至空中。由此可見，相同材料組分下，未摻纖維會較大程度降低試塊的抗沖擊性能，致使試塊在同樣沖擊作用下出現(xiàn)整體潰散破壞。

圖6 未摻鋼纖維下水泥基復合材料在霍普金森壓桿下的作用過程Fig. 6 Interaction process of blended pastes without steel fiber under SHPB

2.2.2 破壞形態(tài)

圖7是本文研究的不同水泥基復合材料體系在分離式霍普金森壓桿作用后的破壞形態(tài)。從結(jié)果可以分析，摻加鋼纖維的3個材料體系均未發(fā)生明顯破壞，而未摻鋼纖維的3個材料體系均發(fā)生整體破壞成碎片。一方面，鋼纖維摻加下，C-16、C-18和C-17三個體系試塊表面發(fā)生少許漿體剝落，破壞程度很低，其中C-18體系幾乎無表觀明顯破壞，漿體很完整。另一方面，未摻鋼纖維下，C-16-con、C-18-con和C-17-con三個體系試塊在壓桿作用下均整體破壞成碎塊，無主體形態(tài)。該情況下，隨外部能量輸入，較短時間內(nèi)試塊出現(xiàn)大量微裂紋、發(fā)展及合并，且迅速形成大量宏觀破壞裂縫，因此試塊出現(xiàn)整體潰散。說明該作用下僅通過材料體系中漿體組成成分的優(yōu)化不能較大程度上提升試塊的抗沖擊性能，而鋼纖維在漿體抗沖擊性能提升方面作用十分關(guān)鍵。隨著鋼纖維的加入，試塊破碎時整體性發(fā)生較大程度的提升。外部能量輸入時，鋼纖維較好地抑制了試塊內(nèi)部微裂紋的大量生成、發(fā)展及合并，且一定程度上緩解了宏觀裂縫的發(fā)展，因此對應體系的試塊并未出現(xiàn)較大程度的破壞，抗沖擊性能良好。

圖7 不同水泥基復合材料體系在霍普金森壓桿下的破壞形態(tài)Fig. 7 Failure mode of blended pastes under SHPB

2.2.3 應力-應變關(guān)系

圖8～圖10分別是三個不同水泥基復合材料體系在霍普金森壓桿(沖擊壓力為0.4 MPa)作用下的應力-應變曲線，該曲線能較為全面的揭示高韌性水泥基復合材料在動態(tài)加載過程中的應力應變變化關(guān)系。在霍普金森壓桿的沖擊荷載作用下，不同高韌性水泥基復合材料受力過程呈現(xiàn)出應變硬化和損傷軟件兩種典型特征。其中，應變硬化過程是高韌性水泥基復合材料在應力作用下內(nèi)部微裂紋一定程度上被壓縮密實，致使應力出現(xiàn)相應程度的提升。另外，不同高韌性水泥基復合材料在外部沖擊荷載下的彈性變化段也表現(xiàn)出差異性特征。

圖8是基準組體系的應力-應變變化過程曲線，兩組試塊受外部荷載沖擊速度分別為8.178 m/s和8.122 m/s。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，摻加纖維(C-16)體系的彈性變形階段較長，對應的峰值應力較高，動態(tài)抗壓強度為90.7 MPa，而未摻加鋼纖維基準組體系(C-16-con)的彈性變心階段較短，對應的峰值應力顯著降低，動態(tài)抗壓強度為70.0 MPa。此外，大變形破壞階段中，兩組試塊的應力降低速率也呈現(xiàn)差異性，前者總體變形較小，且呈現(xiàn)一定程度的殘余應力，而后者試塊在峰值應力后持續(xù)變形直至完全破壞。

圖8 C-16和C-16-con體系的應力-應變關(guān)系Fig. 8 Stress-strain relationship of C-16 and C-16-con

圖9是10%硅粉摻加下兩組體系的應力-應變變化過程曲線，兩組試塊受外部荷載沖擊速度分別為8.124 m/s和8.204 m/s。從圖中可以看出，兩組體系彈性變形前階段呈現(xiàn)出幾乎一致的應力-應變關(guān)系，隨變形增大，摻加鋼纖維體系的試塊繼續(xù)彈性變形直至達峰值應力，而未摻鋼纖維體系即刻進入脆性破壞階段。兩個體系對應的動態(tài)抗壓強度也出現(xiàn)較大差異，前者高達123.3 MPa，而后者約為101.2 MPa。與圖9中結(jié)果相比，減水劑摻量增加到2.0%時應力-應變關(guān)系曲線發(fā)生較大變化(圖10)。摻加鋼纖維體系(C-17)表現(xiàn)出明顯的應變硬化特征，表明該階段試塊內(nèi)部缺陷出現(xiàn)一定程度的壓密，對應的動態(tài)抗壓強度高達127 MPa。

圖9 C-18和C-18-con體系的應力-應變關(guān)系Fig. 9 Stress-strain relationship of C-18 and C-18-con

圖10 C-17和C-17-con體系的應力-應變關(guān)系Fig. 10 Stress-strain relationship of C-17and C-17-con

以上不同水泥基復合材料體系應力-應變關(guān)系分析得到，經(jīng)過材料體系優(yōu)化(10%硅粉摻加)和2.0%鋼纖維摻入，試塊的動態(tài)抗壓強度得以顯著提高，最高強度幾乎為127 MPa，表現(xiàn)出優(yōu)異的抗沖擊特性，且該結(jié)果與準靜態(tài)力學性能變化高度一致。

2.3 水化熱動力學

圖11是單位質(zhì)量水泥基材料水化放熱速率與放熱量變化結(jié)果。水泥基材料水化熱動力學性能演變?yōu)榻沂竞暧^力學性能變化提供重要依據(jù)。從水化放熱速率曲線分析來看，與基準組相比，10%硅粉且與1.5%～2.0%外加劑復合作用下水泥基材料呈現(xiàn)出水化放熱速率加快的現(xiàn)象，表現(xiàn)為水化速率誘導期提前結(jié)束和水化放熱速率主峰時間提前，這為前述該體系早期強度較高的結(jié)果提供良好依據(jù)。另外，放熱速率主峰峰值受兩者綜合作用下有所降低，且減水劑摻量從1.5%增至2.0%時，放熱速率主峰降低更加顯著。從單位質(zhì)量的放熱量結(jié)果分析，水化早期(1 d內(nèi))摻加硅粉的膠凝材料體系水化放熱量較高，超過基準組熱量，隨水化齡期增加出現(xiàn)放熱減緩的趨勢，后期放熱量較基準組低。

圖11 單位質(zhì)量水泥基材料水化放熱速率(a)與放熱量(b)Fig. 11 Normalized heat flow(a) and heat(b) of cement-based materials

2.4 水化產(chǎn)物

不同水泥基復合材料體系呈現(xiàn)的宏觀力學性能變化特征，主要受其微結(jié)構(gòu)演變影響，其中水化產(chǎn)物——氫氧化鈣，是最重要的組成部分之一。圖12是不同水化齡期下的氫氧化鈣含量變化結(jié)果。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，水化早期(1 d)時，基準組的氫氧化鈣含量較其它體系均較高，這是由于除基準組體系外的四個體系樣品中均摻加10%硅粉，高活性硅粉會在漿體內(nèi)部較快發(fā)生火山灰活性消耗氫氧化鈣，同時10%取代量也一定程度降低了參與水化反應的水泥量，致使最終氫氧化鈣含量較基準組低。長齡期下氫氧化鈣含量變化也呈現(xiàn)出相似的規(guī)律，相同條件下鋼纖維摻加體系的氫氧化鈣含量受到一定程度抑制，出現(xiàn)降低趨勢，這較大程度漿體該產(chǎn)物相的取向性，有利于優(yōu)化漿體微結(jié)構(gòu)。

圖12 不同水泥基復合材料體系中氫氧化鈣含量變化Fig. 12 Changes of calcium hydroxide content in blended pastes

3 結(jié)論

(1)硅粉在10%摻量下有效提升了水泥基復合材料體系早期和后期的準靜態(tài)力學性能，其56 d齡期下的抗壓強度高至100 MPa，抗折強度高至27.4 MPa。

(2)水泥基復合材料在沖擊荷載下呈現(xiàn)三個典型的破壞階段，鋼纖維能有效抑制沖擊破壞，試塊僅出現(xiàn)少許漿體碎片飛散，而未摻鋼纖維試塊則整體剝落破壞；水泥基材料體系優(yōu)化和鋼纖維的摻入，均能明顯提升漿體動態(tài)抗壓強度，最高強度可達123.3 MPa(基準組動態(tài)抗壓強度為90.7 MPa)。

(3)10%硅粉和1.5%～2.0%減水劑復合作用下漿體早期水化速率主峰提前，放熱較多，水化后期則逐漸平緩；主要水化產(chǎn)物相氫氧化鈣也隨硅粉的摻加而降低，降低水化產(chǎn)物相分布取向性，有效改善了漿體微結(jié)構(gòu)。