Study on dynamic properties and dynamic temperature of concreteunder high-speed impact
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摘要: 为研究冲击作用下混凝土的动态力学性质和裂纹处的动态温度，采用系统响应速率达到微秒级的自搭建高速红外测温系统，结合霍普金森压杆试验装置，通过静态标定试验拟合了钢-聚丙烯纤维混凝土(steel-polypropylene fiber reinforced concrete，SPFRC)的温度曲线。结果表明：混凝土试件的温度演化与力学性能存在明显的耦合效应，钢纤维体积掺量对动力学性能和温度影响很大，混凝土抗压强度随着钢纤维掺量的增加而增大；其中1.5%钢纤维体积掺量的试件表现出最佳的力学性能，当钢纤维体积掺量达到2.0%时，由于混凝土内部空隙增多，导致其力学性能略有下降。在冲击过程中，裂纹处的动态温度效应呈现“台阶状”特征，温度变化分为两个阶段：在裂纹初期温度上升缓慢，而裂纹扩展后摩擦和剪切效应加剧，导致裂纹处温度急剧上升。不同钢纤维体积掺量对温度变化的影响有限，其峰值温度和峰值应力呈现相似规律，温度的主要变化由裂纹扩展和摩擦效应决定。
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关键词:
- 钢-聚丙烯纤维混凝土(SPFRC) /
- 动态温度 /
- 红外测温
Abstract: In order to study the dynamic mechanical properties of concrete and the dynamic temperature at the crack under impact, steel-polypropylene fiber reinforced concrete (SPFRC) was taken as the research object using a self-built high-speed infrared temperature measurement system. The time resolution of the high-speed infrared temperature measurement system is in the order of microsecond. The concrete temperature curve was fitted by static calibration test as a reference. Combined with the Hopkinson pressure bar test device, the dynamic properties of SPFRC specimens with different steel fiber contents and the dynamic temperature change at the crack were studied. The results indicate a significant coupling effect between the temperature evolution and mechanical properties of the concrete specimens and substantial influences of the steel fiber content on both dynamic performance and temperature. Specifically, as the steel fiber content increases, the compressive strength of the concrete improves, reaching optimal mechanical performance at 1.5% steel fiber content. However, at 2.0% steel fiber content, the mechanical performance slightly decreases due to an increase in internal voids within the concrete. During impact, the dynamic temperature effect at the crack location exhibits a “stepped” pattern, with temperature change occurring in two distinct stages: an initial slow rise during early crack formation, followed by a sharp increase as friction and shear effects intensify with crack propagation. The influence of varying steel fiber content on temperature change is limited, with peak temperature and peak stress showing similar trends. The primary temperature variations are driven by crack propagation and frictional effects. After impact, the overall temperature in SPFRC specimens continues to rise within the first 300 μs. Due to the thermal lag, the temperature does not decrease immediately after unloading. The high-speed infrared temperature measurement system provides a new method for real-time monitoring of temperature changes at concrete crack locations, offering a basis for assessing temperature evolution at cracks and the evaluation of crack propagation behavior. -
钢-聚丙烯纤维混凝土(steel-polypropylene fiber reinforced concrete，SPFRC)是一种常用的脆性建筑材料，与普通混凝土相比，钢纤维的掺入提高了混凝土的强度、韧性等[1-5]，聚丙烯纤维的掺入抑制了裂纹的扩展、提升了混凝土的抗高温性能[6-8]，Kodur等[9]、Xu等[10]、徐礼华等[11]、王秋维等[12]将钢纤维(steel fiber，SF)和聚丙烯纤维(polypropylene fiber，PF)混掺加入混凝土中，能够同时提升混凝土的强度和裂后性能。混凝土除了受到静载和恒载的压力外，还会受到冲击载荷的影响，使混凝土迅速发生局部穿透破坏或结构整体破坏，造成不可估量的灾害[13]，因此对混凝土动态性能的研究具有重要意义。
目前，对纤维混凝土材料的动态力学性能的研究多集中于材料在动态压缩下的韧性和强度等方面[14-16]。但在冲击载荷作用下，混凝土、岩石等材料内部的微裂纹和断裂面会在应力作用下发生滑动摩擦，引起混凝土局部温度的变化[17-19]。混凝土受冲击破碎过程可近似为绝热过程[20]。因此，为了更深入地研究混凝土动态性能及破损后性能的变化，有必要对混凝土裂纹处的动态温度变化进行研究[21-22]。
由于温度变化的瞬时性和一次性，难以实时监测温度变化。目前主要使用热电偶[23]和红外测温方法进行温度测量。虽然热电偶技术成熟且使用方便，但其响应时间较长（约1 ms），难以满足高速测温需求。相比之下，红外测温具有响应迅速、非接触式测温等优点。
红外监测作为一种无损、非接触的监测手段，具有效率高、实时监测等优点[24-25]，已被广泛应用于混凝土和岩石结构的稳定性监测和破坏缺陷的无损检测[26-27]。红外辐射反映了混凝土加载过程中内部复杂的物理力学过程，试件损伤越严重，产生的红外温度越高[28]。吴立新等[29-30]采用热红外(TIR)成像技术研究了岩石被撞击前后红外辐射的升温最高幅度、比热和发射率等。刘善军等[31]采用红外热成像技术研究了岩石在单轴压缩时破坏的时空演化特征，其破坏特征与应力场密切相关。邓志毅等[32]、Sun等[33]采用红外成像仪监测混凝土和岩石在受力过程中的温度变化特征，发现其表面温度随着应力的增大而升高，且混凝土和岩石在破坏前存在温度奇变点。一些学者[34-36]通过红外热成像技术研究了混凝土和岩石破坏的前兆，但大多停留在静态加载或者准静态加载上。虽然有一些学者[37-38]开展了岩石高速冲击破坏红外监测实验，并研究了冲击速度对混凝土、岩石破坏时红外热成像的影响规律，但受限于红外热成像技术的采集速率，难以实现对冲击加载条件下瞬态温度变化的实时、高精度捕捉。因此，有必要对冲击状态下混凝土破坏的实时温度进行监测。
Hodowany[39]、Mason等[40]、Potdar等[41]将红外测温运用到冲击试验中，采用HgTeGe红外探测器监测铝合金表面温度，得到了塑性功转化系数β。Nieto-Fuentes等[42]详细介绍了在霍普金森压杆试验中红外测温监测固体瞬态温度的方法。夏源明等[43]采用红外探测器测量了岩石冲击拉伸断裂过程中温度的变化。刘永贵等[44]、Zhang等[45]对静态下不同材料的温度标定曲线进行了拟合，结合标定曲线实时监测了金属的表面温度。这些研究为了解混凝土和岩石等材料在瞬态破坏过程中的动态温度监测奠定了基础。因此，开展冲击状态下混凝土破坏的实时温度监测具有重要意义。
为探究混凝土的动态力学性能与动态温度之间的关系，选取钢纤维与聚丙烯纤维混杂的混凝土试件，采用分离式霍普金森压杆装置，结合高速红外测温系统和数字图像相关(digital image correlation，DIC)技术，实时监测钢-聚丙烯纤维混凝土试件裂纹处的动态力学性能和温度演化。重点分析混凝土裂纹处的动力学性能及动态温度，揭示裂纹在破坏过程中温度演化与力学性能之间的时间关联，以更有效地分析混凝土裂纹的破坏特征。
1. 混凝土试样
钢-聚丙烯纤维混凝土原材料包括：
(1)河津禹门产的P.O52.5普通硅酸盐水泥，密度为3.05×103 kg/m3，2%的石灰石，6%的天然石膏，碱含量大于0.6%，28 d的抗压强度为53.7 MPa；
(2)为了增强钢纤维与水泥之间的黏结力，防止钢纤维上锈腐蚀，采用镀铜圆直形短丝钢纤维，同时，为抑制裂纹扩展，加入了聚丙烯纤维。纤维基本参数如表1所示；
表 1 纤维基本参数Table 1. Basic property parameters of fiber纤维 长度/
mm直径/
mm抗拉强度/
MPa弹性模量/
GPa密度/
（kg·m−3）镀铜钢纤维 15 0.25 2100 210 7.80×103 聚丙烯纤维 10 0.18 750 8 0.91×103 (3)为了提高混凝土强度和填充混凝土砂浆中的空隙，采用粒径0.1～0.3 μm的微硅粉和细度为325目的石英粉；
(4)为了影响水泥水化速度，增强混凝土强度和密实性，采用含量为15%的聚羧酸减水剂。
将试件按照钢纤维掺量不同分为5组，不同混杂比例混凝土的配比如表2所示。试验采用直径70 mm、高35 mm的圆柱形试样。所有混凝土试件在浇筑24 h后脱膜，在室温环境下(24 ℃±2 ℃)进行28 d标准养护。打磨试样，确保试样两端不平整度最大不超过0.05 mm，上下两端面不平行度最大不超过0.05 mm，使试样能够与压杆端面紧密贴合，尽量减少实验误差。
表 2 不同混杂比例的混凝土的配比Table 2. The mixture design of concrete with different mixed proportions混凝土
编号配比/（kg·m−3） 聚丙烯
纤维体积
掺量/%钢纤维
体积掺量/
%水泥 微硅粉 石英粉 细河沙 减水剂 水 SF0-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 0 SF5-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 0.5 SF10-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 1.0 SF15-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 1.5 SF20-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 2.0 混凝土编号SF0-PP5中，SF0表示钢纤维含量为0%，PP5表示聚丙烯纤维的含量为0.5%，以此类推。试件实物如图1所示。
2. 试验设备及原理
2.1 高速红外测温系统
2.1.1 红外测温原理
红外测温的基本原理是依据描述被测物体辐射能与其绝对温度关系的斯特藩-玻耳兹曼定理[46]，利用红外传感器捕捉被测物发出的红外辐射，并根据下式计算出物体的温度[47]：
T=4√P(T)γη (1) 式中：T为被测物体热力学温度；P（T）表示被测物体温度为Ｔ时，单位时间内从被测物体单位面积上辐射出的总辐射能，称为总辐射度；γ为斯特藩-玻耳兹曼常量；η为被测物体发射率。
2.1.2 高速红外测温系统搭建
高速红外测温系统响应频率能够达到1 MHz，能够实现微秒级温度测量，其主要组成部分包括：光学系统、红外探测器、前置放大器、激光器件、动态数字信号采集仪。
光学系统采用单镀金抛物面反射镜，材料为6061-T6铝合金，镜面经过黄金镀膜后对2～14 µm红外光的反射率均达到95%以上，以达到聚光的效果。
红外探测器为InfraRed Associates Inc定制的光生伏特型HgCdTe探测器，为了降低热噪声，采用77 K液氮进行冷却。探测器的接受窗口采用ZnSe窗片，可以有效透过2～14 µm波段的红外光，该探测器具有1 mm×1 mm的光敏面积，响应时间为0.5 µs，标准包装型号为MDL-12。
当试件受到快速冲击而发生瞬态温升时，其表面会辐射出较多的红外光，这些红外光通过反射镜聚集到红外探测器的接收窗口上，红外探测器将光信号转化为电流信号。由于电流信号比较微弱，所以在探测器与ADC接口之间接入前置放大器MCT-1000，最后由动态数字信号采集仪进行实时监测。
2.1.3 高速红外测温系统校准及标定
由于不同材料的发射率不相同，因此在试验前对高速红外测温系统进行光路校准和材料标定。激光器件作为矫正光源，能够提供稳定、集中的红外光。如图2所示，通过分光镜将水平红外光分成水平向右的光路和水平向左的光路，水平向右的光路用于标定镜面反射后的探测器位置，水平向左的光路用于标定试样位置。
红外探测器的标定对精确测温非常重要，有必要准确校准待测物温度与红外测温系统输出电压之间的关系。根据Zehnder等[48]的研究，由于难以确定发射率以及探测器接收的辐射占样品总辐射的比例，而且混凝土内部结构和空隙会影响混凝土升温情况，在受冲击加载时，混凝土中存在气体逸出、吸热效应及破碎产生的摩擦效应，导致各部分温度各不相同，用简单的数学表达式难以准确描述其规律，因此采用试验的方法进行标定。其中前置放大器MCT-1000具有显著的信号增强能力，可实现对电压
1000 倍的高增益放大，但由于前置放大器的隔直流作用，静标时需要在红外探测器前方放置斩波器，如图3所示。
图 3 高速红外测温标定示意图Figure 3. HSchematic diagram of high-speed infrared temperature measurement calibration为实现对SPFRC试样温度的标定，设计了5种不同含量的SPFRC试样，同时在烘箱加热至不同温度，采用德力西DM-5005测温枪和高速红外测温系统对SPFRC试样进行测温，其测温枪测温范围在−50～900 ℃，分辨率0.1 ℃，测量精度±1.5%。
标定流程图如图4所示，本次试验测温范围25～150 ℃，先对常温下不同钢纤维体积掺量的SPFRC试样温度进行多次监测，得到初始温度为25.7 ℃，将SPFRC试样放入烘箱加热；为防止温度耗散，同时采用测温枪和高速红外测温系统对SPFRC试样进行测温，记录测温枪所监测的温度和高速红外测温设备所测的电压数据，以测温枪所测温度作为标定基准温度。
温度-电压拟合曲线如图5所示，拟合残差在±1 ℃，拟合精度较好。温度-电压的拟合函数为：
ΔT=T−T0=−6.293×10−5U2+0.175U+1.992 (2) 式中：∆T为温度变化量，℃；T为实时温度，℃；T0为室温，℃；U为电压，mV。
2.2 分离式霍普金森杆试验装置及原理
试验在深部煤矿采动响应与灾害防控国家重点实验室的分离式霍普金森杆（split Hopkinson pressure bar，SHPB）试验系统上完成，为达到试验的目的，在原有的SHPB试验系统上增加了高速红外测温系统。该试验系统的撞击杆、入射杆、透射杆、吸收杆直径均为75 mm，长度分别为400、
4500 、2500 、1500 mm，材质均为高强度合金钢，密度为7810 kg/m3，弹性模量为210 GPa，波速为5190 m/s，泊松比为0.23。在混凝土冲击试验中，SHPB系统通过DHDAS动态信号采集仪采集应变片数据。试验时，高压气体推动撞击杆沿轴向以一定速度撞击入射杆，使入射杆中产生压缩应力波。当应力波第1次传输到入射杆上的应变片时，得到入射应力波的信号εi(t)，随即应力波继续传输到试件，试件将反射回一个应力波至入射杆，当应力波第2次传输到入射杆上的应变片时，得到反射应力波的信号εr(t)，同时，另一个应力波入射至透射杆中，经过透射杆上的应变片得到透射应力波的信号εt(t)。
基于一维应力波理论和应力均匀性假定，再根据巴西劈裂试验和“二波法”公式[49-50]可得：
{σ(t)=ED02DBεt(t)ε(t)=−2c0l0∫t0εr(t)dt˙ε(t)=−2c0Dεr(t) (3) 式中：D0、c0分别为压杆的直径和波速，D、B分别为试件的直径和厚度。
2.3 试验方案及过程
以SHPB试验装置为基础，采用高压氮气驱动发射撞击杆，为保持相同的应变率，通过调节气压的大小来控制撞击速度；为减小横向惯性震荡的影响，在入射杆与撞击端面处加装厚0.3 mm、直径约1.5 mm的整形片。冲击加载时，由于脉冲时间短(对于长400 mm的子弹，脉冲时间约160 µs)，可以忽略与外界的热交换，视为绝热过程。在压杆与混凝土之间涂抹凡士林，以减小摩擦；将高速红外测温系统放置在混凝土试件正前方，校准监测位置；在混凝土试件另一面喷涂散斑，放置高速摄像机，如图6所示。
由于混凝土在受冲击时，裂纹处会产生应力集中，而应力集中位置会有明显升温，因此，本次试验采用巴西劈裂的方案监测混凝土试件与入射杆接触位置的温度，其具体监测位置如图7所示。
在布置高速摄像机时，需要使用强光源以确保清晰拍摄花岗岩表面的散斑。调整相机以获得清晰的散斑场景，视场范围为150 mm×100 mm，图像分辨率为0.38 mm/pixel。高速相机的图像采集频率为
12300 Hz，记录了混凝土试件从破裂到最终断裂的全过程。冲击试验结束后，使用DIC分析软件对拍摄到的所有散斑照片进行后续处理，得到应变场及破坏过程。采用DHDAS动态应变仪监测入射杆、透射杆上的应变片和高速红外探测器，以实现同步监测，系统的采集频率为1 MHz。同时，使用DIC软件与高速摄像机配合监测从宏观到微观的各种变形。
在0.6 MPa气压下，设置钢纤维体积掺量不同的5种混凝土试件，以模拟在恒定气压下SPFRC试件的动态力学特征和动态温度变化特征。
3. 结果与讨论
3.1 动力学性质分析
为了保证试验结果的准确可靠，采用二波法验证动态应力平衡，如图8所示，冲击下混凝土的动态应变εt与εi+εr基本吻合，表明加载过程中混凝土试件两侧应变大致相同，说明动态应力实现了平衡。
SPFRC试件的动态巴西圆盘劈裂试验结果列于表3。
表 3 SPFRC试件的动态巴西圆盘劈裂试验结果Table 3. Dynamic Brazilian disc splitting test results of SPFRC specimens组别 试验编号 钢纤维体积掺量/% 聚丙烯纤维体积掺量/% 速度/（m·s−1） 应变率/s−1 峰值应力/MPa 1 1-SF0-PP5 0 0.5 19.56 267.5 25.40 1-SF5-PP5 0.5 0.5 19.00 269.9 27.81 1-SF10-PP5 1.0 0.5 19.96 269.9 33.18 1-SF15-PP5 1.5 0.5 19.42 268.1 42.29 1-SF20-PP5 2.0 0.5 19.64 261.6 39.97 2 2-SF0-PP5 0 0.5 19.96 265.2 25.55 2-SF5-PP5 0.5 0.5 19.43 267.1 29.01 2-SF10-PP5 1.0 0.5 19.75 267.2 32.29 2-SF15-PP5 1.5 0.5 19.21 259.8 42.18 2-SF20-PP5 2.0 0.5 19.00 272.4 40.64 3 3-SF0-PP5 0 0.5 19.86 269.1 23.50 3-SF5-PP5 0.5 0.5 — 280.6 28.55 3-SF10-PP5 1.0 0.5 19.52 267.2 32.85 3-SF15-PP5 1.5 0.5 19.76 268.2 43.25 3-SF20-PP5 2.0 0.5 19.68 265.4 39.37 不同掺量钢纤维混凝土试件的应力演化过程如图9所示。每组混凝土试件的应力时程曲线具有相似的变化规律，以第3组试验为例，不同掺量钢纤维试件的应力时程曲线大致分为3个区域：应力迅速增长区（OA）、应力迅速衰减区（AB）和应力缓慢衰减区（BC）。
图 9 不同掺量钢纤维试件的应力时程曲线Figure 9. Stress-time curves of specimens with different content of steel fiber由图9可知，钢纤维的添加提升了混凝土的整体抗压强度，同时，添加0.5%的聚丙烯纤维，使混凝土在受冲击后仍具有一定的残余承载力，峰后力学性能得到显著改善，延性显著增强。由于冲击速度过大，未能呈现出文献[51-53]中所述的压密阶段，仅有应力迅速增长阶段（OA）；应力随时间呈非线性递增，直至达到峰值应力，试件被明显破坏进入应力迅速衰减阶段（AB）；混凝土承载能力随应变的增大迅速下降，应力随之快速减小，试件被迅速破坏；由于添加了0.5%的聚丙烯纤维，使试件具有一定的残余承载力，因此出现了应力缓慢衰减阶段（BC）。
由图10可知，SPFRC试件动态抗压强度先变大后减小，钢纤维体积掺量为1.5%时动态抗压性能最优。钢纤维体积掺量为0.5%、1.0%、1.5%、2.0%的钢纤维与未掺钢纤维的混凝土相比，动态抗压强度分别提高了26.81%、32.18%、41.29%、38.97%，钢纤维体积掺量为2.0%的混凝土的抗压强度比钢纤维体积掺量为1.5%的略有下降，原因可能是钢纤维含量过多，导致SPFRC试件内部结构不均匀，凝胶材料、砂浆和钢纤维未能很好地黏结，导致其抗压强度不升反降，而钢纤维体积掺量为0.5%～1.5%时，则能够有效地提升混凝土的抗压强度。
3.2 破坏过程与破坏形态分析
在相同气压下，不同掺量钢纤维混凝土试件在不同时刻的破坏形态如图11所示。从与无钢纤维体积掺量试件（SF0-PP5）的对比可知，由于聚丙烯纤维的掺加，混凝土试件在81.3～162.6 μs期间形态较为完整。随着钢纤维体积掺量的增加，试件的破碎程度加大，当钢纤维体积掺量为0.5%～1.5%时，在81.3～162.6 μs期间，试件有明显的主裂纹，且在钢纤维较少处破裂，从243.9～325.2 μs期间的试件可以看出，钢纤维体积掺量的增加显著减少了中间裂纹的数量和宽度。钢纤维体积掺量为2.0%时，在81.3 μs时基本无明显裂纹，随后，在与压杆接触端钢纤维较少处出现破裂，中间裂纹宽度也最小。从试验结果还可以看出，当钢纤维体积掺量从0.5%增加到2.0%时，砂浆对骨料表面的黏结作用逐渐减小。
在无钢纤维试件中，试件的破坏主要表现为裂纹的快速扩展，且裂缝较多、较宽，聚丙烯纤维起到了一定的延展作用，但不足以阻止破坏。随着钢纤维体积掺量的增加，试件的破坏演化过程明显受到控制，裂纹扩展速度减缓，裂纹形态变得更加集中和受控。钢纤维通过其桥接作用在裂纹之间形成了应力传递通道，有效减小了裂纹扩展的幅度，尤其是在掺量较高时，裂纹的宽度和数量都显著减小。这种纤维-基体之间的相互作用在冲击载荷下尤为明显，表现出优异的抗裂性能。
由图12可见，不同掺量钢纤维混凝土试件破坏后的形态存在显著差异。在未掺入钢纤维的情况下，聚丙烯纤维通过形成有效的纤维网状结构，分散应力并减少应力集中，使破坏后的碎块较大且整体性较好，试件相对完整。然而，随着钢纤维体积掺量的增加，尽管块状碎片未显著增多，但粉末状碎片却明显增加。主要是由于钢纤维与混凝土基体结合后形成了网状结构，该结构在高冲击载荷下增加了混凝土的韧性，并改变了裂纹的扩展方式。
具体来说，高掺量钢纤维通过桥接裂纹并分散应力，抑制了裂纹沿特定路径的扩展，使裂纹难以形成大块状碎片，而是以更细小的粉末状碎片形式破裂。此外，钢纤维与脆性混凝土基体之间的黏结效应导致裂纹在微观层面被分散，进一步耗散了冲击能量。因此，在钢纤维交接作用与混凝土基体脆性的共同作用下，试件在受拉开裂时更倾向于粉末化破碎。
3.3 DIC分析
为验证动态加载下的劈裂是否为中心起裂，使用超高速摄像机以
12300 Hz的频率拍摄断裂图像，并利用DIC方法计算应变场、位移场演化。由于SPFRC试件破坏很快，仅在81.3、162.6 μs时，DIC能有效反映试件的位移、应变情况。为了更好地比较不同掺量钢纤维在冲击过程中的位移和应变情况，选取试件径向方向的位移场和应变场进行分析。取圆盘中心点竖直方向（即试件的拉伸应力主轴）应变，如图13所示，在81.3 μs时，尽管从图11中看不出混凝土试件有明显的裂纹，但拉应变从加载方向开始扩展，此时应变值较小。到162.6 μs时，裂纹开始形成并逐渐加宽，拉应变显著增大。由此可知，应变在圆盘中心靠近加载方向的一端（右端）最先增大，出现应力集中。应力集中极有可能引发局部温度的快速上升。对比不同钢纤维体积掺量的混凝土试件可知，随着钢纤维体积掺量的增加，在162.6 μs时的峰值应变逐渐减小，表明钢纤维的加入能够有效抑制裂缝的扩展。当钢纤维含量增加时，形成了更致密的纤维网络结构，使钢纤维在受力时能更好地桥接裂纹，有效分散应力集中区域的能量，抑制裂纹的扩展和裂宽的增大，从而降低混凝土试件在受力过程中的最大拉应变。
从位移场分析可知，SPFRC试件在SHPB劈裂冲击下从中间破碎，发生上下方向的位移。这种位移行为受钢纤维桥接作用的影响，钢纤维分布在混凝土基体中形成连接网络，阻止了裂纹的快速扩展和整体断裂，减缓了破坏速度。随着钢纤维体积掺量的增加，上下位移量减小，钢纤维使混凝土表现出更好的抗裂性能和能量耗散能力。
温度场的变化则揭示了热力耦合效应。在81.3 μs时，温度虽然有所升高，但升幅较小，仅表现为局部轻微升温，这与裂纹形成的初期阶段相对应。而在162.6 μs时，随着裂纹扩展和裂缝逐渐贯通，摩擦和剪切效应显著增加，导致裂纹处的温度迅速升高。
结合这三种场的变化可以看出，钢纤维在冲击载荷下起到了多重作用：不仅有效桥接裂纹、分散应力集中、增强抗裂性能，还减缓了裂纹的扩展速度，减小了位移。钢纤维体积掺量的合理控制使混凝土展现出更均衡的力学性能与热响应，揭示了在冲击破坏过程中，力学行为与热效应的密切耦合关系。
3.4 动态温度分析
3.4.1 动态温度效应
混凝土受冲击破坏引起温度变化的现象实际上是一种能量累积及其转化的复杂效应，其中一部分机械能转化为热能，而混凝土是典型的脆性材料，在受冲击时会产生大量的微裂纹，而伴随微裂纹的产生，破裂面会发生错动和摩擦，因而有摩擦热效应产生，必然导致温度上升。对于不同性质的裂纹，其摩擦热效应也会有所不同。为了研究冲击荷载下混凝土裂纹处的动态温度效应，通过搭建的高速红外测温系统实时监测混凝土破裂瞬间裂纹处的温度变化情况。
为深入分析混凝土受冲击时裂纹处温度的演化规律，对整个冲击过程(约10 ms)的温度变化进行分析。
钢纤维混凝土试件在冲击荷载作用下表现出明显的温度变化趋势。由于混凝土内部存在空隙，受冲击后裂纹处的应力分布不均匀，导致温度波动较大。此外，不同钢纤维体积掺量的混凝土内部空隙分布不同，影响了裂纹处的吸热效应，最终造成温度变化的差异。尽管具体温度有所不同，但整体趋势大致相同，即在冲击后温度迅速上升，随后在一定范围内保持平稳波动，再快速下降。
在升温过程中，由于内部空隙和钢纤维的掺入，使混凝土产生吸热效应，导致温度略微下降。当混凝土被破坏到一定程度时，温升和吸热效应相互制约，出现高温保持阶段（图14中绿色区域）。此时，定义峰值温度Tm的95%为高温保持温度，即在高温保持阶段的最低温度为高温保持温度Tc，高温保持阶段所处的时间为高温保持时间tc，高温保持温度Tc的计算式如下：
图 14 不同钢纤维体积掺量混凝土试件的动态温度效应Figure 14. Dynamic temperature effect of concrete specimens with different steel fiber contentsTc=Tm1+Tm2+⋯Tmnn×95% (4) 钢纤维体积掺量为0%、0.5%、1.0%、1.5%、2.0%时，高温保持时间tc分别持续了约1.5、3.0、2.5、1.8、0.7 ms，钢纤维体积掺量与高温保持时间tc呈非线性关系，这是由于钢纤维体积掺量的增多，混凝土内部空隙增加，在冲击过程中增强了吸热效应，加速了热量的扩散，导致高温保持阶段的持续时间缩短。如图14(e)所示，当钢纤维体积掺量为2.0%时，大量的钢纤维导致凝胶材料、砂浆与纤维之间不能很好地黏结，混凝土中的气体从空隙中逸出，产生吸热效应，引起温度下降，导致温度在达到峰值后迅速下降，高温保持时间非常短暂。
结合表4和图15分析可知，在整个冲击过程中，峰值温度和峰值应力呈现相似规律，在钢纤维体积掺量为0%～1.5%时，峰值温度随着钢纤维体积掺量的增加而上升，由于适量的钢纤维在冲击过程中起到桥接作用，阻止了裂纹的快速扩展，使裂纹集中在局部区域，产生较高的摩擦和剪切效应，进而导致局部温度升高。随着钢纤维体积掺量的增加，裂纹扩展受到更有效的抑制，摩擦和破坏能量更多地转化为热能，因而温度达到更高的峰值。
表 4 SPFRC试件的动态温度试验结果Table 4. Dynamic temperature test results of SPFRC specimens混凝土试件 钢纤维体积掺量/% 均值温度Ta/℃ 峰值温度Tm/℃ 峰值均值温度Tma/℃ 高温保持时间tc/ms 1-SF0-PP5 0 13.685 14.212 14.167 1.462 2-SF0-PP5 0 13.241 14.470 1.415 3-SF0-PP5 0 13.435 13.819 1.524 1-SF5-PP5 0.5 23.443 23.963 25.470 3.456 2-SF5-PP5 0.5 24.497 25.583 2.859 3-SF5-PP5 0.5 23.834 26.865 2.613 1-SF10-PP5 1.0 27.097 30.179 29.934 2.501 2-SF10-PP5 1.0 28.250 30.423 3.029 3-SF10-PP5 1.0 27.774 29.201 2.809 1-SF15-PP5 1.5 33.536 34.073 34.462 1.020 2-SF15-PP5 1.5 33.831 35.097 1.499 3-SF15-PP5 1.5 33.645 34.217 3.058 1-SF20-PP5 2.0 57.652 29.103 28.437 1.053 2-SF20-PP5 2.0 56.942 28.705 0.674 3-SF20-PP5 2.0 25.241 27.502 0.523 
图 15 不同钢纤维体积掺量时混凝土的峰值温度Figure 15. Peak temperature of concrete with different steel fiber content然而，当钢纤维体积掺量达到2.0%时，峰值温度略有下降，这是由于较高的纤维掺量导致混凝土内部纤维分布不均匀，部分区域形成了较多的空隙。高纤维掺量虽然能够抑制部分裂纹扩展，但在高冲击下，纤维与基体的黏结作用减弱，导致混凝土破碎成较多小颗粒，热量更易散失。因此，温度上升受到抑制，峰值温度下降。
在冲击过程中，混凝土的最高温度达到了34.462 ℃，而在传统的混凝土裂纹计算[54]和混凝土本构[55]中，通常忽略了混凝土破坏过程中温度变化的影响，这种忽略会导致一定程度的误差。尤其是在应力与温度相互作用明显的情况下，忽略温度的变化不仅会影响对裂纹扩展行为的准确判断，还会导致对能量耗散和整体力学性能的评估产生偏差。监测裂纹处的温度变化有助于更全面地分析裂纹扩展的动力学过程，对于提高计算精度和准确预测裂纹扩展具有重要意义。
3.4.2 热力效应
图16为SPFRC试件的典型霍普金森压杆波形图和动态温度波形图，在应力波脉冲到达试件的瞬间，温度信号仅小幅上升，随后温度基本保持不变，在约180 μs后温度开始明显上升，由于混凝土密度较低和其多孔结构的特点，导致其导热系数较低，在受到冲击作用时，温度变化与力学响应之间的传递和反馈并非瞬间完成，而是相对于力存在滞后效应。
图 16 SPFRC试件的霍普金森压杆波形图和温度变化波形图Figure 16. Waveform diagram of SPFRC specimen on the Hopkinson pressure bar and temperature variation两种信号在时间上相匹配，进一步证实了力与温度变化之间的关联性，这种由混凝土受冲击破坏从而引起温度变化的现象被称为热力耦合效应。
如图17所示，SPFRC试样在受冲击后温度变化呈现“台阶状”，在加载初期，升温较为缓慢；在混凝土达到峰值应力后升温迅速。根据SPFRC试件的应力-时程曲线，结合∆T-时程曲线，大致可将温度变化分为两个阶段。
图 17 混凝土试件应力、温度时程曲线Figure 17. Stress-temperature time history curves in concrete specimen（1）温度缓慢上升阶段，与应力迅速增长区(OA)对应，此时，混凝土表面出现细微裂纹，在裂纹处温度上升较为缓慢，裂纹扩展较小，摩擦效应并不显著，因此，温度上升缓慢，显示出混凝土在承载初期的稳定性。
（2）温度迅速上升阶段，与应力迅速衰减区(AB)和应力缓慢衰减区(BC)对应。当混凝土试件达到峰值应力并逐渐破裂后，裂纹增多且贯通，摩擦效应显著增强，导致裂纹处的温度急剧上升。这表明，当混凝土失去承载能力时，摩擦和剪切作用显著，裂纹区域迅速升温，进一步验证了裂纹扩展与温度变化的密切关系。
在整个冲击过程中，混凝土试件的温度呈现持续上升的趋势。由于混凝土导热系数较低，热量难以及时与外界交换，尽管试件的应力开始卸载，但温度仍未下降。在峰值应力之后，混凝土并不会立即被完全破坏，其强度会逐渐下降，而裂纹由于摩擦效应持续产生热量，导致温度继续上升，形成滞后效应。
通过进一步分析可知，在不同钢纤维体积掺量下，温度变化并未表现出明显规律。在300 μs之前，∆T基本保持在2.7 ℃左右，说明温度的变化并不会随着钢纤维体积掺量的增加而产生显著变化。这一现象表明，尽管钢纤维可以改善混凝土的力学性能，但对温度的影响有限，裂纹处的温度上升主要由裂纹扩展与摩擦效应决定。
从热力耦合效应的角度分析，混凝土在承受冲击载荷时，应力和温度变化是相互作用的。应力的增长促进了裂纹的产生和扩展，而裂纹的摩擦和剪切作用又进一步导致了局部温度的上升。因此，在分析混凝土的破坏过程时，不仅要考虑力学响应，还需关注温度变化，才能全面理解混凝土在冲击下的破坏机理。
4. 结 论
搭建高速红外测温系统（响应速度能够达到微秒级），对不同钢纤维体积掺量的SPFRC试件的动力学、动态温度进行分析，监测混凝土冲击破碎过程，得到以下结论。
(1)不同钢纤维体积掺量的SPFRC试件在冲击载荷下表现出显著的力学性能差异。随着钢纤维体积掺量的增加，混凝土试件的抗冲击性能和残余强度均得到了提升，裂纹扩展得以抑制。掺量为1.5%的钢纤维混凝土表现出最佳力学性能，然而，当掺量达到2.0%时，由于内部空隙增加，力学性能略有下降。破坏过程显示，钢纤维能够有效增强裂纹扩展的抵抗能力，使混凝土在峰后阶段具有较好的残余承载力。
(2)冲击荷载下，SPFRC试件的动态温度变化呈现出明显的“台阶状”特征。温度变化可以分为两个阶段：第一阶段温度缓慢上升，与应力迅速增长阶段相对应，此时裂纹尚未完全形成；第二阶段温度迅速上升，与应力衰减和裂纹扩展相对应。当混凝土裂纹扩展并贯通后，摩擦和剪切效应加剧，导致裂纹处温度急剧上升，形成动态温度效应。
(3)力学应力与温度变化之间存在热力耦合效应，在冲击后的300 μs内，SPFRC试件的温度整体呈上升趋势，由于温度的滞后效应，并没有因卸压而导致温度下降；在不同钢纤维体积掺量下，温度变化并未表现出明显规律，在300 μs之前∆T基本保持在2.7 ℃左右，并未随着钢纤维体积掺量的改变而变化。
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图 3 高速红外测温标定示意图
Figure 3. HSchematic diagram of high-speed infrared temperature measurement calibration
图 9 不同掺量钢纤维试件的应力时程曲线
Figure 9. Stress-time curves of specimens with different content of steel fiber
图 14 不同钢纤维体积掺量混凝土试件的动态温度效应
Figure 14. Dynamic temperature effect of concrete specimens with different steel fiber contents
图 15 不同钢纤维体积掺量时混凝土的峰值温度
Figure 15. Peak temperature of concrete with different steel fiber content
图 16 SPFRC试件的霍普金森压杆波形图和温度变化波形图
Figure 16. Waveform diagram of SPFRC specimen on the Hopkinson pressure bar and temperature variation
图 17 混凝土试件应力、温度时程曲线
Figure 17. Stress-temperature time history curves in concrete specimen
表 1 纤维基本参数
Table 1. Basic property parameters of fiber
纤维 长度/
mm直径/
mm抗拉强度/
MPa弹性模量/
GPa密度/
（kg·m−3）镀铜钢纤维 15 0.25 2100 210 7.80×103 聚丙烯纤维 10 0.18 750 8 0.91×103 
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表 2 不同混杂比例的混凝土的配比
Table 2. The mixture design of concrete with different mixed proportions
混凝土
编号配比/（kg·m−3） 聚丙烯
纤维体积
掺量/%钢纤维
体积掺量/
%水泥 微硅粉 石英粉 细河沙 减水剂 水 SF0-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 0 SF5-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 0.5 SF10-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 1.0 SF15-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 1.5 SF20-PP5 800 200 240 880 14.4 152 0.5 2.0
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表 3 SPFRC试件的动态巴西圆盘劈裂试验结果
Table 3. Dynamic Brazilian disc splitting test results of SPFRC specimens
组别 试验编号 钢纤维体积掺量/% 聚丙烯纤维体积掺量/% 速度/（m·s−1） 应变率/s−1 峰值应力/MPa 1 1-SF0-PP5 0 0.5 19.56 267.5 25.40 1-SF5-PP5 0.5 0.5 19.00 269.9 27.81 1-SF10-PP5 1.0 0.5 19.96 269.9 33.18 1-SF15-PP5 1.5 0.5 19.42 268.1 42.29 1-SF20-PP5 2.0 0.5 19.64 261.6 39.97 2 2-SF0-PP5 0 0.5 19.96 265.2 25.55 2-SF5-PP5 0.5 0.5 19.43 267.1 29.01 2-SF10-PP5 1.0 0.5 19.75 267.2 32.29 2-SF15-PP5 1.5 0.5 19.21 259.8 42.18 2-SF20-PP5 2.0 0.5 19.00 272.4 40.64 3 3-SF0-PP5 0 0.5 19.86 269.1 23.50 3-SF5-PP5 0.5 0.5 — 280.6 28.55 3-SF10-PP5 1.0 0.5 19.52 267.2 32.85 3-SF15-PP5 1.5 0.5 19.76 268.2 43.25 3-SF20-PP5 2.0 0.5 19.68 265.4 39.37
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表 4 SPFRC试件的动态温度试验结果
Table 4. Dynamic temperature test results of SPFRC specimens
混凝土试件 钢纤维体积掺量/% 均值温度Ta/℃ 峰值温度Tm/℃ 峰值均值温度Tma/℃ 高温保持时间tc/ms 1-SF0-PP5 0 13.685 14.212 14.167 1.462 2-SF0-PP5 0 13.241 14.470 1.415 3-SF0-PP5 0 13.435 13.819 1.524 1-SF5-PP5 0.5 23.443 23.963 25.470 3.456 2-SF5-PP5 0.5 24.497 25.583 2.859 3-SF5-PP5 0.5 23.834 26.865 2.613 1-SF10-PP5 1.0 27.097 30.179 29.934 2.501 2-SF10-PP5 1.0 28.250 30.423 3.029 3-SF10-PP5 1.0 27.774 29.201 2.809 1-SF15-PP5 1.5 33.536 34.073 34.462 1.020 2-SF15-PP5 1.5 33.831 35.097 1.499 3-SF15-PP5 1.5 33.645 34.217 3.058 1-SF20-PP5 2.0 57.652 29.103 28.437 1.053 2-SF20-PP5 2.0 56.942 28.705 0.674 3-SF20-PP5 2.0 25.241 27.502 0.523
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