作为一种高强度、高韧性、高耐久性的水泥基复合材料^[1-3]，超高性能混凝土(ultra-high performance concrete, UHPC)已被逐步应用于重要工程结构当中^[4-6]。然而，火灾一直是工程结构面临的主要灾害之一，现有研究表明混凝土材料的耐高温性能随其强度提高而趋于劣化^[7]。UHPC具有高强致密、低渗透性等特征，导致其在高温作用下更容易发生爆裂破坏^[7-9]。因此，研发耐高温UHPC材料，并研究其力学性能，对于提升工程结构，尤其是重要工程结构的抗火性能至关重要，能够进一步促进UHPC的推广与应用。

UHPC为热惰性材料，其基体在升温过程中会由于温度应力作用而产生微裂缝，导致内部结构损伤，影响其抗高温性能。同时，高温作用下，内部水分汽化造成的蒸汽压力也是引起UHPC高温爆裂的主要因素^[9-11]。因此，近年来，学者们主要从降低温度应力和蒸汽压力以及提高抗拉强度3个方面^[11]研究防止UHPC高温爆裂的方法。

早期蒸汽养护可以促进水化反应，减少UHPC基体内部的游离水，从而降低高温下水的汽化造成的内部蒸汽压力，提高UHPC抗高温性能^[12]。牛旭婧等^[13]发现热水-干热组合养护方式能够有效改善UHPC的抗高温爆裂性能。增大骨料粒径可以增加基体内部孔隙率，也能够降低高温下UHPC基体内部蒸汽压力，减轻爆裂现象^{[11, 14-15]}，且表观密度较小的粗骨料对防止混凝土高温爆裂的效果更好^[16]。添加纤维是另外一种改善UHPC抗高温性能的有效方法。有机纤维的熔化能够降低UHPC在高温作用下的蒸汽压力，有效控制基体中由蒸汽压力作用而引起的裂缝的产生和发展，防止UHPC的高温爆裂，然而对高温后UHPC强度提高比较有限^[10-17]。钢纤维可以增强UHPC的抗拉性能以及延性，从而使得UHPC基体能够承受更大的温度应力，改善其抗高温性能。然而，研究表明钢纤维可以减轻UHPC的高温爆裂，但并不能完全抑制其高温爆裂行为^{[11, 18]}。有学者^[19]还研究了钢纤维含量对高温后UHPC冲击性能的影响，结果表明：添加1%体积含量的钢纤维对改善UHPC高温动态力学性能的效果最佳。为发挥不同纤维的性能，学者们将钢纤维和有机纤维混合添加于UHPC中，有效增强了UHPC抗高温性能^[20-22]。何越骁等^[9]的研究表明：混掺8 mm共聚甲醛纤维与钢纤维，能够有效防止UHPC高温爆裂，其在500 °C高温作用后仍能保持35.7%的抗压强度。SANCHAYAN等^[20]发现混掺钢纤维和聚乙烯醇纤维也能够有效提升UHPC抗高温性能。文献[21]的结果表明：掺加了1%钢纤维和0.15%聚丙烯纤维后，UHPC高温后残余力学性能得到了明显改善。具体而言，其在800 ℃高温作用后，残余抗压和劈裂强度仍然能够达到常温的32.5%及35.4%。文献[22]的研究结果表明：混掺1.5%钢纤维和0.5%碳纤维的UHPC在800 ℃高温作用下，其残余抗压、抗拉和抗弯强度约为不加纤维UHPC的2倍、4倍以及5倍。此外，优化骨料级配同时掺入纤维，更有利于改善UHPC高温力学性能。LI 等^[14]在骨料最大粒径为5 mm的UHPC中添加了0.33%的聚丙烯纤维和2.5%的钢纤维，极大地改善了UHPC抗高温性能。YANG等^[15]在UHPC中以3∶7的比例，混掺了粒径范围为5 mm~10 mm 和10 mm~16 mm的粗骨料，同时添加了0.5%的钢纤维和0.15%的聚丙烯纤维，在800 ℃高温后，此类UHPC保持了大约30%的抗压强度。XUE等^[23]还发现在基体中添加30%的粗骨料和2%的钢纤维，不仅降低了UHPC高温后的质量损失，在900 ℃的高温作用后，还能保持约40%的抗压强度。

以上研究通过调整养护方式以及配合比，有效抑制了UHPC的高温爆裂现象。然而，上述优化后的UHPC高温后强度下降较为明显，这可能不足以保证高温后UHPC结构的安全性。因此，需要进一步优化配合比，提高UHPC材料的抗高温性能，使其能够在高温作用后保持较高残余承载力以满足工程需求。吴成清课题组进一步优化了UHPC的配合比，以钢渣为骨料，混掺了1%钢纤维和2%聚丙烯纤维，有效抑制了UHPC高温爆裂，使其在1000 ℃高温作用后依旧保持完整形态，并且仍有69%(112.8 MPa)的静态残余抗压强度^[24-25]。配合比优化后的UHPC在动态压缩荷载下仍具有优异的力学性能，无论在800 ℃的高温作用中还是高温作用后，仍能保持186 MPa的动态残余抗压强度^[26-27]。因此，本研究采用了吴成清课题组优化后的耐高温UHPC配合比。然而，上述仅对优化配合比后UHPC的高温后抗压性能进行研究，缺乏对其高温后抗拉性能的了解。但是高抗拉性能是UHPC区别于普通混凝土的主要指标之一，在UHPC结构设计中考虑抗拉强度也是与普通混凝土结构设计的主要区别。因此，本文重点对优化后UHPC配合比的高温后抗拉性能进行研究。

本文在前期研究的基础上，进一步通过高温后静、动态压缩与劈裂试验，比较全面地研究了优化了配合比的UHPC高温后力学性能。共制备了120个试件，研究了尺寸效应对UHPC抗高温性能的影响，分析了高温对UHPC静、动态压缩与劈裂强度的作用机制以及动态荷载对高温后UHPC冲击韧度的影响，拟合了UHPC应变率与动态增长系数(DIF)之间的变化范围公式，以期为UHPC结构、构件的耐火设计提供参考与技术支撑。

1   试验材料及方法

1.1   UHPC配合比设计及材料性能

制备材料有P·O 42.5硅酸盐水泥、硅灰、粉煤灰、钢渣、钢纤维、聚丙烯纤维、水和高效聚羧酸减水剂。钢纤维与聚丙烯纤维的体积掺量分别为1 %和2 %。UHPC配合比如表1所示，所有原材料物理特性如表2和表3所示。

表  1  UHPC配合比

Table  1.  Mix proportions of UHPC

材料	含量/(kg·m−3)
P·O 42.5硅酸盐水泥	850
硅灰	137.5
粉煤灰	112.5
钢渣	1100
水	176
高效聚羧酸减水剂	8
钢纤维	78
聚丙烯纤维	18.2

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表  2  主要材料的含量及基本物理性质

Table  2.  Content and basic physical properties of main materials

材料	平均粒径/ μm	密度/ (kg·m−3)	堆积密度/ (kg·m−3)	体表面积/ (m2·kg−1)
P·O 42.5硅酸盐水泥	40	1200	1350	340~370
硅灰	0.1~0.3	2200	1500	20000~28000
粉煤灰	<10	2500	780	340
钢渣	200~500	3300	1.8	420
水	−	1000	−	−
高效聚羧酸减水剂	−	1200	−	−

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表  3  纤维含量及基本物理性能

Table  3.  Content and basic physical properties of fibers

材料	长度/mm	直径/mm	密度/(g·cm−3)	熔点/(℃)	抗拉强度/MPa
钢纤维	10	0.12	7800	1400	>2500
聚丙烯纤维	10	0.031	910	165	≥400

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钢渣强度高、耐久性优越，其化学成分与水泥相似，与混凝土水泥基有较好的黏结^[28]，因此，本文选用钢渣作为UHPC的骨料。本研究中所添加钢渣的品质及含量符合国家标准《用于水泥和混凝土中的钢渣粉》(GB/T 20491−2017)的要求。

添加钢纤维与聚丙烯纤维可以有效提高UHPC高温后力学性能^{[14, 21, 24-27]}。这是由于钢纤维的抗拉强度高，对混凝土基体具有拉结和桥接作用，且熔点高，可以在提高UHPC力学性能的同时有效减弱试件在高温环境下的脆性破坏^{[4, 11, 15]}；聚丙烯纤维熔点较低，其在高温作用下熔解蒸发后，在UHPC基体内部形成自由分布的交错孔隙，为基体内部水分散发提供有效通道，缓减了基体内部蒸汽压的堆积，防止蒸汽压力超过UHPC抗拉强度引发的爆裂行为^{[14, 21]}。试验所得，添加体积分数为1 %钢纤维与2 %聚丙烯纤维能有效提高UHPC高温后力学性能^[24-27]。因此，本文在所有试件中添加了同等含量的钢纤维与聚丙烯纤维。

采用30 L单轴卧式强制搅拌机对UHPC原料进行拌合。首先，将一定量的P·O 42.5硅酸盐水泥、硅灰、粉煤灰倒入搅拌机中搅拌3 min，使其充分混合后再加入钢渣骨料持续搅拌3 min。之后缓慢而均匀加入减水剂和水。搅拌大约5 min后，均匀分散地加入钢纤维和聚丙烯纤维，待所有材料均充分混合且浆体具有较好的流动性后，将其倒入模具，振捣并封膜。在常温下静置24 h后拆模，并进行48 h 90 ℃的高温养护。最后在标准养护室中养护28 d后进行各项试验。

1.2   试验设计

边长为50 mm和100 mm的立方体试件用于静力压缩试验，底面直径为50 mm、径高比为2的圆柱体试件用于巴西圆盘劈裂试验与动态抗压试验。需要注意的是，研究表明劈裂拉伸与直接拉伸强度具有很强的相关性^[29]，且其测试方法较为简单。因此，本研究参考国际岩石力学学会和美国材料试验学会推荐的巴西圆盘试件进行UHPC静、动态拉伸性能测试，进而根据格里菲斯理论以及圆盘平面弹性力学解得到UHPC试件的拉伸强度^[30]。

共进行8组试验。大量研究结果表明^[22-27]，设置以200 ℃ 为增量的目标温度，能够比较准确反映出高温作用下UHPC强度先增加后降低的变化规律。因此，本试验参考前人的研究结果，每组试验设定了5个目标温度，分别为25 ℃(室温)、200 ℃、400 ℃、600 ℃、800 ℃。为减小误差，每个目标温度下制备3个试件，共制备120个试件，取每组结果平均值作为最终结果。具体试验方案见表4、表5。

表  4  静态力学性能试验方案与结果

Table  4.  Experimental scheme and results of static mechanical performance

试验方法	试件编号	温度/(℃)	强度/MPa
压缩	SPRTα	25	141.3
	SP200α	200	159.4
	SP400α	400	181.5
	SP600α	600	125.7
	SP800α	800	100.9
	SPRTβ	25	163.6
	SP200β	200	184.5
	SP400β	400	210.2
	SP600β	600	145.5
	SP800β	800	116.8
	SPRTγ	25	172.3
	SP200γ	200	194.4
	SP400γ	400	221.4
	SP600γ	600	153.2
	SP800γ	800	123.1
劈裂	STRTγ	25	12.2
	ST200γ	200	13.6
	ST400γ	400	16.1
	ST600γ	600	10.0
	ST800γ	800	7.9
注：SP为静态压缩试验；ST为静态劈裂试验；RT、200、400、600和800分别为试件加热的目标温度为25 ℃ (室温)、200 ℃、400 ℃、600 ℃和800 ℃；α为100 mm×100 mm×100 mm立方体试件；β为50 mm×50 mm×50 mm立方体试件；γ为D50 mm×H25 mm圆柱体试件。

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表  5  动态力学性能试验方案与结果

Table  5.  Experimental scheme and results of dynamic mechanical performance

试验方法	试件编号	温度/ (℃)	冲击速度/ (m·s−1)	应变率/ s−1	强度/ MPa	动态增长 系数(DIF)
压缩	${\text{DP}}_{\text{a}}^{{\text{RT}}}\gamma$	25	7.2	108.1	195.3	1.1
	${\text{DP}}_{\text{a}}^{{\text{200}}}\gamma$	200		134.0	199.2	1.0
	${\text{DP}}_{\text{a}}^{{\text{400}}}\gamma$	400		76.4	241.8	1.1
	${\text{DP}}_{\text{a}}^{{\text{600}}}\gamma$	600		118.2	203.1	1.3
	${\text{DP}}_{\text{a}}^{{\text{800}}}\gamma$	800		124.1	187.0	1.5
	${\text{DP}}_{\text{b}}^{{\text{RT}}}\gamma$	25	10.2	217.9	226.9	1.3
	${\text{DP}}_{\text{b}}^{{\text{200}}}\gamma$	200		246.4	244.2	1.3
	${\text{DP}}_{\text{b}}^{{\text{400}}}\gamma$	400		186.3	279.1	1.3
	${\text{DP}}_{\text{b}}^{{\text{600}}}\gamma$	600		190.1	236.4	1.5
	${\text{DP}}_{\text{b}}^{{\text{800}}}\gamma$	800		230.7	206.3	1.7
	${\text{DP}}_{\text{c}}^{{\text{RT}}}\gamma$	25	12.2	291.0	248.2	1.4
	${\text{DP}}_{\text{c}}^{{\text{200}}}\gamma$	200		362.3	268.9	1.4
	${\text{DP}}_{\text{c}}^{{\text{400}}}\gamma$	400		320.1	310.1	1.4
	${\text{DP}}_{\text{c}}^{{\text{600}}}\gamma$	600		330.4	264.0	1.7
	${\text{DP}}_{\text{c}}^{{\text{800}}}\gamma$	800		338.5	225.7	1.8
劈裂	${\text{DT} }_{\text{d} }^{ {\text{RT} }}\gamma$	25	5.4	14.7	19.2	1.6
	${\text{DT} }_{\text{d} }^{ {\text{200} }}\gamma$	200		11.7	20.1	1.5
	${\text{DT} }_{\text{d} }^{ {\text{400} }}\gamma$	400		10.1	21.1	1.3
	${\text{DT} }_{\text{d} }^{ {\text{600} }}\gamma$	600		16.5	16.8	1.7
	${\text{DT} }_{\text{d} }^{ {\text{800} }}\gamma$	800		28.9	12.5	1.6
注：DP为动态压缩试验；DT为动态劈裂试验；a、b、c、d分别为子弹的四种不同冲击速度；RT、200、400、600、800以及表示的含义与表4相同。

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采用SSJ-14T型箱式电炉对试件进行加热。试验平均升温速率为4 ℃/min。为确保试件内外温度保持一致，炉内温度在达到目标温度后需恒温2 h，再将试件取出，待其自然冷却后进行试验。

参考国家规范《混凝土物理力学性能试验方法标准》(GB/T 50081−2019)，在天津城建大学结构实验室使用YAW-3000型微机控制电液伺服压力试验机对试件进行静态压缩和劈裂试验。由于目前没有混凝土关于霍普金森压杆(split hopkinson pressure bar, SHPB)动态力学性能试验技术的相关规范，因此本文根据已有的试验研究方法^[31-34]，采用合肥炮兵防空学院提供的Ф75mm分离式SHPB系统对试件进行动态压缩和劈裂试验。试验装置如图1所示。

其中，静力试验加载速率为0.5 mm/min；根据试验设备实际情况以及结合其他学者的研究^{[26, 31]}，动态压缩试验的冲击速度分别设置7.2 m/s、10.2 m/s以及12.2 m/s，选用5.4 m/s作为动态劈裂试验的冲击速度。冲击速度是通过发射器对子弹施加气压，通过测速器测得的。0.20 MPa、0.25 MPa、0.35 MPa和0.45 MPa气压分别对应5.4 m/s、7.2 m/s、10.2 m/s以及12.2 m/s的冲击速度。需要注意的是，同一气压下测得的冲击速度会有微小偏差。因此，此处的冲击速度取同一气压下所有试件的平均值，以减小数据误差。子弹撞击入射杆后产生压缩应力波，当入射杆中压缩应力波到达试件接触面时，一部分波被反射，形成反射波，另一部分则透过试件进入透射杆，形成透射波。在入射杆端部加入波形调整器，保证入射波形的平滑；在霍普金森杆上布置应变片(如图1(b)所示)来捕获入射应变波、透射应变波和反射应变波。试验测得的典型原始冲击波型如图2所示。采用一维应力波理论计算试件受到的平均应力、应变和应变率^{[26, 31-34]}。计算公式如下：

图  1  试验设置

Figure  1.  Test setup for SHPB

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图  2  SHPB试验典型冲击波型

Figure  2.  Typical shock wave type of SHPB test

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动态压缩：

动态劈裂：

式中：t为时间；σ_c(t)和σ_t(t)分别为动态压缩应力和动态劈裂应力；ε_c(t)和ε_t(t)分别为动态压缩应变和动态劈裂应变；${{\dot \varepsilon _{\rm{c}}}} \left( t \right)$和${{\dot \varepsilon _{\rm{t}}}} \left( t \right)$分别为动态压缩应变率和动态劈裂应变率；ε_i(t)为入射应变波；ε_t(t)为透射应变波；ε_r(t)为反射应变波；A_bar为入射杆和透射杆的横截面积；C₀为弹性波速；E_bar为入射杆和透射杆的弹性模量；L为试件沿杆轴方向的长度；F(t)为加载力；d为试件直径；A为试件横截面积。

2   结果与分析

受篇幅所限，试验结果与试验方案一同总结于表4和表5中。

2.1   高温后静态力学性能

2.1.1   静态压缩

由图3可见，UHPC静态抗压强度存在明显的尺寸效应，具体表现为试件尺寸越大，抗压强度越小，最大相差 21.95%。然而尺寸效应对于UHPC抗压强度随温度的变化规律几乎没有影响，即抗压强度均表现出随温度升高先增加后降低的趋势，临界温度约为400 ℃。许多学者通过大量试验也证明了UHPC抗压强度随温度升高先增后降，临界温度为400 ℃^{[8, 11, 15]}。

图  3  不同温度下不同尺寸试件的静态抗压强度

Figure  3.  Static compressive strength of different size specimens at different temperatures

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由于尺寸效应几乎不影响UHPC在高温作用后的各种变化规律，因此只对“SPα”系列试件应力-应变曲线进行讨论(图4)。在25 ℃~400 ℃范围内，试件弹性模量随温度的增加而增大(见表6)，峰值强度随温度升高而增大，而下降段随着温度升高逐渐陡峭。在600 ℃~800 ℃范围内，试件弹性模量逐渐变小，峰值强度逐渐降低，而曲线下降段则趋于平缓。可见，高温后UHPC抗压强度的增加导致了试件脆性的增大。此外，在800 ℃高温作用后，UHPC仍然保留70%以上的静态残余抗压强度。

图  4  不同温度下SPα试件静态压缩应力-应变曲线

Figure  4.  Static compressive stress-strain curves of SPα specimens at different temperatures

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表  6  在不同温度下的压缩弹性模量

Table  6.  Elastic modulus of compressive at different temperatures

温度/(℃)	弹性模量/GPa	曲线峰值后下降段斜率
25 (室温)	49.0	−412.4
200	50.0	−421.6
400	63.4	−621.9
600	43.9	−239.8
800	35.3	−213.0

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2.1.2   静态劈裂

UHPC静态劈裂强度也随着温度升高先增加后减小，临界温度约为400 ℃(见图5)。在800 ℃高温作用后，UHPC保留35.7%的静态残余劈裂强度。由表4知，在不同温度作用后UHPC静态劈裂强度约为静态抗压强度的1/14。如表7和图6所示，高温后UHPC静态劈裂弹性模量和峰值应力变化一致。室温和200 ℃高温作用后的UHPC劈裂应力-应变曲线下降段具有一定的延性，这是由于此时钢纤维未失效，提供了良好的桥接作用。然而，400 ℃以上时，试件发生明显的脆性破坏，具体表现为峰值后曲线几乎垂直下降。这是由于经过400 ℃以上的高温作用，钢纤维和UHPC黏结界面的疏松以及钢纤维的脱碳氧化导致的。由于钢纤维与UHPC的热膨胀系数不同，在400 ℃时，两者黏结界面出现应力微裂缝，黏结界面开始变得疏松，降低了钢纤维的桥接作用。然而，UHPC“高温固化”^[35]作用在400 ℃时仍在持续。因此，在上述因素的共同作用下，UHPC在宏观上表现为劈裂强度增加，但发生脆性破坏。在600 ℃时，UHPC基体水化产物C-S-H凝胶开始分解，钢纤维脱碳氧化，与UHPC界面黏结持续弱化，劈裂强度开始下降。800 ℃高温作用后，C-S-H凝胶大量分解，基体疏松，钢纤维完全脱碳氧化，与UHPC界面黏结性能基本丧失，试件劈裂强度持续降低。

图  5  不同温度下试件的静态劈裂强度

Figure  5.  Static splitting strength of specimens at different temperatures

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表  7  在不同温度下的劈裂弹性模量

Table  7.  Elastic modulus of splitting at different temperatures

温度/(℃)	弹性模量/GPa
25 (室温)	43.6
200	44.2
400	50.3
600	39.0
800	34.3

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图  6  不同温度下静态劈裂应力-应变曲线

Figure  6.  Static splitting stress-strain curves at different temperatures

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图7为不同目标温度作用后UHPC在静态劈裂试验中的破坏形态。由图7可知，劈裂试件的主要破坏形态为沿直径的贯穿裂缝。在25 ℃~400 ℃范围内，此裂缝随着温度的升高而更加显著，而400 ℃以后，此裂缝变窄且不显著。这一现象主要是由不同温度下UHPC应变能不同导致的。具体而言，400 ℃以内，随着温度升高，水化反应更充分，UHPC基体更加密实，在加载过程中试件能够存储更多的应变能。因此，试件破坏时会释放更多的能量，从而导致破坏裂缝随着温度升高而更加显著。而当温度超过400 ℃以后，UHPC内部C-S-H凝胶脱水分解，基体更加疏松，试件的破坏机理与400 ℃以内时是相反的。

图  7  不同温度下试件的静态劈裂破坏形态

Figure  7.  Static splitting failure modes of specimens after different temperatures

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2.2   高温后动态力学性能

2.2.1   动态压缩

在前期工作^[26]中分析了应变率和温度对本研究中UHPC动态压缩力学性能的影响。结果表明高温作用并没有影响UHPC材料的应变率效应；同静态力学性能一样，UHPC动态抗压强度随温度的升高先增加后降低，临界温度为400 ℃，800 ℃高温作用后，UHPC仍然保留90%以上的动态残余抗压强度。然而并未分析冲击速度和高温的耦合作用对UHPC材料冲击韧度的影响。冲击韧度(impact toughness)是材料在冲击荷载作用下吸收能量的大小，反映了材料抵抗冲击荷载的能力，是材料强度、变形特性的综合体现，对高温后UHPC材料的动态性能研究十分重要^[36]。因此，本节主要研究了高温后UHPC的冲击韧度，并根据试验结果和总结现有研究结果，拟合了UHPC的压缩动态增长系数(CDIF)和应变率之间的关系范围公式。

冲击韧度以试件动态应力-应变曲线从起点到峰值应力之间曲线与横轴(应变)所围成的面积计算。温度对UHPC抗压冲击韧度的影响如图8所示。当冲击速度大于10.2 m/s时，在同一子弹冲击速度下，冲击韧度随作用温度的升高先增加后降低，400 ℃时试件吸收的能量最大，这与UHPC在不同高温作用下的强度变化规律相一致。UHPC强度越高，吸收冲击动能越多，因此，冲击韧度增加。当冲击速度为7.2 m/s时，5个目标温度作用下试件冲击韧度变化不明显。这是由于在试件受到低速冲击时，冲击动能基本会被完全吸收，温度对试件冲击韧度的影响不大。

图  8  不同温度下的冲击韧度

Figure  8.  Impact toughness after different temperatures

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动态增长系数(DIF)通常用来表征混凝土材料的应变率效应。图9给出了不同温度下UHPC抗压强度动态增长系数 (CDIF)，并结合其他文献中UHPC的CDIF数据^[37-42]进行分析。结果表明： UHPC抗压强度具有应变率敏感性。本文依据目前已获得的结果对UHPC的CDIF和应变率之间的关系变化范围进行了界定，拟合得到的变化范围公式如下所示。

上界限(即UHPC在不同应变率下CDIF最大值拟合出的包络线)：

下界限(即UHPC在不同应变率下CDIF最小值拟合出的包络线)：

式中：$\dot \varepsilon$为应变率；R²为决定系数，是评估回归模型好坏的指标。

图  9  压缩动态增长系数

Figure  9.  Compression dynamic increase factor

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2.2.2   动态劈裂

由于在结构中混凝土主要提供抗压性能，且由研究^[26]可知，应变率不影响UHPC强度随温度改变的变化趋势。因此，本节仅对1种冲击速度下的UHPC动态劈裂性能进行研究。

图10为不同温度作用后UHPC动态劈裂破坏形态。由图10可知，UHPC在各个目标温度下的动态劈裂破坏均为试件被分裂两半，产生了比静态劈裂更为严重的破坏。这是由于在进行动态劈裂试验时，入射杆冲击UHPC试件，将大量动能转化为UHPC的动能和内能，试件吸收了大量的冲击能量。

动态劈裂强度随温度升高的变化规律如图11(a)所示。结果表明：UHPC动、静态压缩劈裂强度随作用温度改变的变化规律一致。目标温度为400 ℃时，试件动态劈裂强度最大(21.1 MPa)，比室温时高9.9 %；在800 ℃温度作用下，试件动态劈裂强度最小(12.5 MPa)，约为室温时的65.1 %。这表明高温后UHPC在受到动态荷载作用时也能保持较高的拉伸强度。

图  10  不同温度下试件的动态劈裂破坏形态

Figure  10.  Dynamic splitting failure modes of specimens after different temperatures

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图11(b)展示了动态劈裂冲击韧度与温度之间的关系。可以看出动态劈裂冲击韧度随着温度的增加出现先增加后减小的变化规律。其中，在400 ℃取得最大值，最大为99.9 kJ/m³。由于高温对UHPC动态压缩与劈裂强度的作用规律相同，因此，UHPC试件在动态压缩与劈裂试验作用下，冲击韧度受温度影响的变化关系差异不大。

另外，图11(b)还显示了冲击速度为5.4 m/s，各个目标温度下拉伸动态增长系数(TDIF)。从图中可知，除800 ℃温度作用外，UHPC试件在经过高温作用后，劈裂抗拉强度越高，TDIF越低。在25 ℃~400 ℃温度范围内，静态劈裂强度的增长率大于动态劈裂，TDIF逐渐降低；当温度从400 ℃上升至600 ℃时，静态劈裂强度的下降率明显大于动态劈裂抗拉强度，TDIF增加。然而，当温度从600 ℃上升至800 ℃时，动态劈裂强度的下降率大于静态劈裂抗拉强度，TDIF下降。这表明：UHPC受到的应变率增强效应随着UHPC劈裂强度的增加而减弱。经过800 ℃目标温度作用后，UHPC试件劈裂抗拉强度最低，但DIF并非最高，主要是由于800 ℃高温作用后，C-S-H凝胶的分解、孔隙率的增加以及钢纤维的脱碳氧化使试件内部结构遭到破坏，基体疏松。高温对UHPC内部造成的损伤，使试件对应变率效应的敏感度降低，不能产生较大的强度增量。

图  11  动态劈裂性能

Figure  11.  Dynamic splitting properties

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图12为不同应变率下UHPC的拉伸动态增长系数(TDIF)。结合其他研究成果^[42-50]，对UHPC拉伸动态增长系数(TDIF)与应变率之间的关系变化范围进行了界定，拟合得到的变化范围公式如下所示。

图  12  拉伸动态增长系数

Figure  12.  Tensile dynamic increase factor

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上界限(即UHPC在不同应变率下TDIF最大值拟合出的包络线)：

下界限(即UHPC在不同应变率下TDIF最小值拟合出的包络线)：

式中：$\dot \varepsilon$和R²代表的具体含义与式(7)和式(8)中的相同。

2.3   微观结构分析

为进一步揭示高温后UHPC力学性能变化的原因，通过扫描电镜(SEM)观察了不同温度下UHPC的微观结构，如图13所示。可以发现，在25 ℃~400 ℃范围内，随着温度增加，UHPC微观结构更加密实。这主要是因为在此范围内温度的升高能够显著促进水化反应，进一步消耗自由水及Ca(OH)₂，从而提升了UHPC力学性能。此外，还可以观察到，聚丙烯纤维在加热至165 ℃时熔解，在UHPC中形成孔洞，这些孔洞为蒸汽的溢出提供了通道，释放了试件内部的气体压力，降低了微观结构损伤的可能性。同时，还需注意到，此温度对水化反应的促进作用，能够在一定程度上填补由聚丙烯纤维熔解造成的孔洞，也能够有效改善钢纤维与UHPC基体之间的黏结性能。因此，当温度在400 ℃以下时，上述因素的共同作用能够提升UHPC力学性能。但是，当温度达到400℃时，可以观察到钢纤维与UHPC的黏结面上产生了微裂缝，这是由于钢纤维与UHPC的热膨胀系数不同导致的应力引起的。应力微裂缝的出现表明了钢纤维与UHPC基体协同工作性能的降低，然而，此时UHPC“高温固化”^[35]作用仍在持续，掩盖了由微裂缝引起的性能劣化，宏观上表现为力学性能的提升。

UHPC在600 ℃~800 ℃高温作用后，基体内部的C-S-H凝胶逐步脱水分解，试件内部密实度降低，孔隙率增加，基体疏松，与钢纤维的黏结界面逐渐劣化，在600 ℃高温作用后，钢纤维与UHPC基体基本脱黏；同时，钢纤维脱碳氧化，力学性能逐渐退化。作用温度达到800 ℃，钢纤维完全脱碳氧化，力学性能基本丧失。UHPC的静、动态力学性能持续下降。

综上所述，在25 ℃~400 ℃温度范围内，UHPC“高温固化”的增强效应掩盖了由聚丙烯纤维熔解及钢纤维与基体黏结性能劣化所带来的对UHPC性能的降低效果，宏观表现为UHPC力学性能的提升。而后力学性能的降低，则是在C-S-H凝胶的脱水分解、钢纤维与基体黏结性能退化以及钢纤维脱碳氧化的共同作用下导致的。聚丙烯纤维熔化时产生的孔洞能够为蒸汽的溢出提供通道，有效的缓解了基体内部的蒸汽压力，降低了UHPC高温爆裂的可能性，但是其熔化后在基体内产生的孔洞，不利于UHPC力学性能的提升。

图  13  不同温度下UHPC的微观结构分析

Figure  13.  Microstructure analysis of UHPC after exposure to different temperatures

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3   结论

通过静、动态试验，研究了高温作用后超高性能混凝土(UHPC)压缩和劈裂性能。根据试验结果，可以得出以下结论：

(1) 高温后UHPC静、动态压缩与劈裂强度随温度的升高均呈现为先增加后降低的趋势，临界温度均约为400 ℃。

(2) 在同一冲击速度下， UHPC的压缩与劈裂冲击韧度随着作用温度的升高呈现先增加后降低的变化规律，但当冲击速度较小时，温度对冲击韧度影响不明显。

(3) UHPC具有应变率敏感性，依据研究结果拟合了UHPC的DIF和应变率之间的关系变化范围公式。

(4) UHPC试件在不同目标温度(除800 ℃外)作用后劈裂抗拉强度越高，TDIF越低。UHPC受到的应变率增强效应随着UHPC劈裂强度的增加而减弱。

(5) 高温后UHPC静、动态压缩与劈裂强度随温度的升高而升高主要是UHPC“高温固化”的结果，在作用温度约为400 ℃时，“高温固化”的增强效应最大。而后强度降低是在UHPC基体C-S-H凝胶的分解、钢纤维与基体黏结界面退化以及钢纤维脱碳氧化的共同作用下导致的。