中国铁路轨道系统（China railway track system，CRTS）双块式无砟轨道因其较高的性价比与良好的施工适应性，已成为我国高速铁路建设的主要轨道结构形式之一[1-2]。然而，在温差变形、收缩应力与列车荷载的长期耦合作用下，道床板混凝土极易出现开裂，进而影响结构的耐久性与轨道运行安全[3-4]。针对混凝土抗裂性能的提升，一种以低胶凝材料用量、低用水量、低坍落度和高含气量为核心的“三低一高”配合比设计理念正逐渐受到关注。其中，低胶凝材料用量可从源头减少水化热积累，降低温升收缩[5-6]；低用水量可直接减小总收缩量，改善基体密实性[7]；低坍落度有助于减少离析泌水，提高拌合物的整体性[8-9]；而高含气量则通过引入均匀分布的微小气泡，缓冲局部应力集中，同时改善抗冻耐久性[10-12]。
已有研究表明，“三低一高”理论在改善混凝土收缩性能、力学性能及工程应用方面具有积极效果。王保江[13]确定了“三低一高”的混凝土配制原则，并对内养护材料的作用机制进行了阐述。高贵[14]通过工程实践验证了“三低一高+抗裂材料”方案可有效降低道床收缩变形及开裂敏感性。陈福现[15]则通过控制低用水量并掺加减水剂与引气剂，显著改善了混凝土的抗裂性能。然而，上述研究多侧重于“三低一高”混凝土的体积稳定性与基本力学性能，针对其在受荷条件下裂纹扩展路径、峰后应变局部化发展及耗能特征的探讨尚显不足。
单轴受压试验能够获取材料从峰值应力前到峰值应力后的完整应力-应变响应，是评价配合比优化对混凝土裂纹扩展阻滞能力影响的有效手段[16-17]。数字图像相关（digital image correlation，DIC）技术[18-20]凭借其非接触、全场位移及应变测量的优势，已成功用于混凝土受压过程中的裂纹萌生与扩展监测[21-22]。扫描电子显微镜（scanning electron microscope，SEM）则从微观尺度揭示基体致密性、水化产物分布及初始微裂缝差异[23-24]。上述3种方法在分析尺度和信息维度上具有互补性：单轴受压试验能够获得宏观力学响应和峰后承载特征，但难以直接揭示裂纹局部化发展的空间路径；DIC技术能够追踪试件表面应变场演化和高应变区扩展过程，但无法解释裂纹扩展差异的微观结构原因；SEM可提供基体致密性、水化产物形貌和初始缺陷等微观证据，但不能反映加载过程中的动态损伤演化。因此，将上述三种方法相结合，可综合评价“三低一高”优化配合比对C40道床板混凝土抗裂性能的影响。
本文依托襄荆高铁CRTS Ⅰ型双块式无砟轨道工程，对“三低一高”优化配合比与工程常用配合比设计下的混凝土试件开展单轴受压对比试验。通过综合运用DIC技术、能量分析方法与SEM微观表征等手段，对比两者在受压全过程中的应力-应变响应、能量演化、裂纹扩展及微观结构差异，评价“三低一高”优化配合比设计的混凝土试件在单轴受压条件下的裂纹演变与峰后响应特征。与已有研究侧重收缩变形与基本力学指标不同，本研究重点关注优化配合比在受荷全过程的裂纹扩展路径、应变局部化发展及能量耗散特征，从多尺度揭示其抗裂改善机制，为该配合比的工程适用性提供全面的试验依据。
1 材料与配合比设计
1.1 原 料
P·O 42.5普通硅酸盐水泥（其物理与化学性质见表1和表2）、5~20 mm连续级配碎石、中砂、F类Ⅱ级粉煤灰、聚羧酸系高性能缓凝型减水剂（QX-1型）、引气剂、内养护剂（MZJ-TK-ICM型）及拌合用水。
1.2 试件分组与来源
为对比不同配合比条件下混凝土在受压全过程中的裂纹扩展与峰后响应差异，选取工程常用配合比作为验证组，表征工程现行水平。在此基础上，按照低胶凝材料用量、低用水量、低坍落度和高含气量的“三低一高”设计原则，结合粉煤灰、引气剂和内养护剂的单因素试验结果进行综合调整，最终形成优化组。前期研究已对优化组的工作性能、力学性能和干燥收缩性能进行了验证。结果表明，优化组配合比在满足C40强度等级要求的前提下，较验证组具有更好的体积稳定性和后期性能表现。本文重点在于单轴受压条件下的应力-应变响应、裂纹演变与微观结构分析，故不展开配合比优化过程，仅给出两组试件的最终配合比，如表3所示。
表4进一步给出了C40验证组和C40优化组的前期基本性能测试结果，两组混凝土均满足C40强度等级要求，坍落度和含气量均处于相应控制范围内。其中，优化组的坍落度虽略有提高，但仍保持在低坍落度目标区间内，而含气量则明显提高，满足高含气量设计要求。与验证组相比，优化组的28 d抗压强度略有降低，但56 d抗压强度、28 d抗折强度及弹性模量均有所提高，且56 d干燥收缩率显著降低，说明其在满足强度要求的前提下，体积稳定性和后期力学性能更优。基于此，本文选取上述两组混凝土试件开展后续单轴受压对比试验，并进一步分析其在受荷条件下的裂纹演变与峰后响应差异。
2 实验方案
2.1 单轴受压试验
采用尺寸为150 mm×150 mm×300 mm的棱柱体试件进行单轴受压试验。试件标准养护至28 d龄期后取出，表面处理后喷涂散斑，静置待表面干燥后进行试验。试验在RMT-301岩石压力试验机上进行，采用位移控制加载，速率为0.002 mm/s。每组配合比测试3个平行试件，取平均值作为最终结果。根据试验采集的轴向荷载-位移数据，将其换算为应力-应变曲线：
[σ=FA, ε=Δll0] （1）
式（1）中：σ为轴向应力，单位为MPa；F为加载过程中的轴向荷载，单位为N；A为试件受压截面面积，单位为mm2；[ε]为轴向应变；l0和Δl分别为试件初始长度及其在加载过程中的轴向位移，单位为mm。
在单轴受压试验中，应力-应变曲线的峰值应力用于表征混凝土在受压全过程中的力学响应与破坏特征。由于前期抗压强度测试（用于评估配合比是否满足C40强度等级要求）结果与单轴受压试验获得的峰值应力在试件形式、测试条件及分析目的上存在差异，数值上不作简单等同。在此基础上，结合DIC测试与能量分析方法，对两组试件受压全过程中的局部化发展特征和峰后响应差异进行分析。
2.2 DIC测试方法
为获取试件在加载过程中的表面变形演化特征，采用DIC技术对其表面应变场进行监测与分析。DIC测试系统主要由单轴受压加载装置、工业相机、计算机及图像处理软件组成。工业相机内置CMOS图像传感器，分辨率为1 400万像素，图像采集频率为1 帧/s。加载过程中连续采集试件表面散斑图像，经相关计算与后处理后，可获得试件表面全场位移场和应变场。为便于不同试件间的对比，对受压应力进行了无量纲化处理，以应力比σ/σmax（σ为当前应力，σmax为峰值应力）表征加载进程。为便于两组直观对比，选取裂纹稳定扩展阶段（峰前σ/σmax=0.5）、临近峰值阶段（峰前σ/σmax=0.9）、极限承载阶段（峰值σ/σmax=1.0）及峰后破坏阶段（峰后σ/σmax=0.7）等4个典型应力比状态进行重点分析，以反映裂纹萌生、扩展、贯通及峰后局部化的完整演化过程。
2.3 能量分析方法
基于应力-应变曲线对试件在加载全过程中的能量转化规律进行分析。受压过程中，外界输入能量一部分以弹性应变能的形式储存于试件内部，另一部分则通过微裂纹萌生、扩展、界面滑移及不可逆塑性损伤演化等过程耗散，形成耗散能。总能量积累水平与耗散能能量演化指标能够定量表征不同配合比试件在受压破坏过程中的能量吸收与耗散能力，并反映其抗裂性能和峰后稳定性差异。
单轴受压条件下，单位体积试件吸收总能量可由应力-应变曲线积分得到：
[U=0εσdε] （2）
式（2）中：U为单位体积试件在加载至应变时吸收的总能量，单位为J/cm3。
在材料处于弹性响应阶段时，外部输入能量主要以弹性应变能形式存储于试件内部，单位体积弹性能Ue可表示为：
[Ue=σ22E] （3）
式（3）中：弹性模量E取自各试件单轴受压应力-应变曲线上升段0.1σmax~0.4σmax区间的割线模量，该区间内试件近似处于线弹性响应阶段。该取值方法与表4中单独测定的弹性模量结果偏差小于5%，对能量计算的影响可忽略。根据能量守恒，试件在加载过程中的耗散能可表示为：
[Ud=U-Ue] （4）
式（4）中：Ud为单位体积耗散能，反映试件内部不可逆损伤过程所消耗的能量。
为定量评价不同组别混凝土在单轴受压过程中的峰后响应特征，引入基于应力-应变曲线面积所构造的脆性评价指标，即将峰值点前应力-应变曲线所围面积记为A1，峰值点后至终止应变所围成的面积记为A2，则脆性改善指数BI定义为：
[BI=A2A1] （5）
式（5）中：BI为峰后脆性改善指数，该指标本质上反映了峰后曲线面积相对于峰前曲线面积的大小关系。BI的值越大，说明试件在达到峰值后仍具有更强的持续变形和耗能能力，材料脆性越弱，破坏过程越趋于渐进。反之，则表明峰值后承载能力衰减更快，峰后耗能能力不足，材料脆性较强。
2.4 SEM测试方法
为分析不同配合比混凝土的微观结构差异，选取C40验证组与优化组中具有代表性的试样碎片进行扫描电子显微镜观察。测试采用二次电子成像模式，加速电压为15 kV。为兼顾整体形貌与局部细节特征，分别在×500和×1 000放大倍数下进行观察，其中×500图像和×1 000图像分别对应比例尺为50 μm和10 μm。重点对比分析两组试样中水化产物形貌、孔隙分布及微裂缝特征，并结合单轴受压与DIC结果，讨论优化配合比对基体致密性及裂纹扩展通道的影响。SEM样品取自单轴受压破坏后试件内部距表面约20 mm处的典型区域，经无水乙醇终止水化后，在60 ℃下烘干至恒重，表面喷金处理后进行观察。
3 结果与讨论
3.1 应力-应变全过程特征
图1给出了C40验证组与C40优化组试件在单轴受压条件下的应力-应变曲线。两组试件均经历了初始压密阶段、近似线弹性阶段、非线性损伤发展阶段和峰后软化阶段，但在峰值附近及峰后响应特征上存在明显差异。
C40验证组在达到峰值应力后，曲线迅速进入下降阶段，且下降段坡度较陡，表明试件峰后承载能力衰减较快，破坏过程具有较强的脆性集中破坏特征。随着内部微裂纹扩展并逐步贯通，试件较快形成主破坏带并发生整体失稳。相比之下，C40优化组的应力-应变曲线在峰值附近表现出更明显的非线性过渡特征，峰后下降段相对平缓，曲线尾部延伸更长，说明试件在达到峰值后仍能够保持一定的残余承载能力和持续变形能力。与此同时，优化组的峰值应变高于验证组，反映其在破坏前能够承受更大的压缩变形。上述结果表明，“三低一高”优化配合比设计改变了C40道床板混凝土在单轴受压条件下的破坏响应特征。与验证组相比，优化组由峰后快速衰减的脆性集中破坏，转变为峰后下降更缓和的渐进损伤破坏过程，表现出更优的峰后稳定性和变形协调能力。
3.2 能量演化与峰后脆性改善
图2给出了C40验证组与C40优化组在单轴受压过程中总能量和耗散能的演化趋势，两组试件均表现出随应变增加而逐步积累能量的特征。其中，优化组总能量和耗散能的整体水平高于验证组，表明其在受压破坏过程中具有更强的能量吸收与耗散能力。从总能量演化结果来看，优化组的终止应变处的单位体积总能量较验证组提高45.1%，说明其在受压全过程中能够吸收更多外部输入能量。同时，优化组的耗散能整体水平高于验证组，且增长过程更为持续和平稳，说明其在峰后阶段能够通过更渐进的损伤演化和裂纹扩展来耗散外部能量，而非以突发性局部失稳的方式完成破坏。
综合图1所示应力-应变曲线与图2所示能量演化结果可以看出，C40优化组的峰后曲线下降段更平缓，峰后响应更稳定，反映出其在受压破坏过程中具有更优的能量调控能力。“三低一高”优化配合比能够使C40道床板混凝土由峰后快速衰减的脆性集中破坏，转变为更缓和的渐进损伤破坏过程。需要说明的是，优化组峰后脆性的改善并不体现为强度的提升，而主要表现为峰值后变形协调能力的增强和渐进损伤破坏特征的显现。
优化前后混凝土试件的峰后脆性改善指数如表5所示。C40优化组的峰后脆性评价指标显著高于对应验证组，表明“三低一高”优化有助于改善混凝土的峰后响应特征，减缓峰后脆性破坏的发展过程。上述结论与图1中优化组峰后下降段更平缓的现象一致。
表5 优化前后混凝土试件的峰后脆性改善指数
Table 5 The improvement index of post-peak brittleness of concrete specimens before and after optimization
[组别 脆性改善指数 C40验证组 0.606 0 C40优化组 0.924 6 ]
3.3 DIC裂纹演变特征
为对比优化前后不同混凝土试件在受压过程中的裂纹扩展差异，以应力比σ/σmax表征加载进程，对C40验证组与C40优化组的主应变场演化进行分析，典型结果如图3和图4所示。
在峰前阶段（σ/σmax=0.5），验证组的左上区域已出现明显的高应变斑块，并开始沿斜向薄弱面扩展，呈现出明显的条带化趋势。优化组在同一应力水平下，整体仍以均匀分布为主，未见明显定向高应变带，说明“三低一高”优化配合比在中等应力水平下对裂纹扩展具有一定的抑制作用。当接近峰值时（σ/σmax=0.9~1.0），验证组斜向主裂纹带发展并趋于贯通，高应变区向单一路径收敛，局部化特征显著。优化组虽也出现高应变集中区，但呈分散分布，带间区域仍保留一定范围的协同变形区，主裂纹带的形成过程相对缓和。进入峰后阶段（σ/σmax=0.7），验证组的变形集中于斜向主裂纹带，带外区域应变响应迅速消退，协同变形区基本消失，表现典型的集中性局部化失稳特征。优化组的局部化带虽已形成，但范围相对较宽，带外区域保留一定应变响应，说明试件在破坏后期具有一定的残余协同变形能力。
3.4 SEM微观形貌分析
图5展示了C40验证组与C40优化组的SEM观察结果，从微观尺度揭示了不同组别混凝土试件性能差异的内在原因。验证组[图5（a，b）]基体中存在大量疏松的水化产物团聚区，水化硅酸钙（calcium silicate hydrate，C-S-H）凝胶呈离散颗粒状分布，微裂缝较为明显，并未形成连续致密的微观结构，这种疏松的微观结构为裂纹萌生提供了通道，与DIC观测中验证组的高应变区出现较早、峰后局部化发展较快的宏观现象相吻合。相比之下，优化组[图5（c，d）]的微观结构则表现出更高的致密性，疏松水化产物团聚区显著减少，C-S-H凝胶分布范围更广且连续，部分孔隙和微裂缝区域被凝胶状水化产物填充。该结果表明，“三低一高”优化配合比设计在一定程度上改善了混凝土的微观结构连续性，降低了内部初始缺陷对裂纹扩展的不利影响，使裂纹在受压过程中不易沿既有薄弱部位快速萌生与贯通。上述微观结构差异与宏观力学响应（图1）及DIC主应变场演化结果（图3和图4）具有一致性，为理解不同配合比混凝土在受压条件下裂纹扩展行为的差异提供了微观层面的结构表征依据。
4 结 论
依托襄荆高铁CRTS Ⅰ型双块式无砟轨道工程，对“三低一高”优化配合比设计与工程常用配合比设计的C40道床板混凝土开展了单轴受压对比试验，结合DIC技术与SEM分析了不同配合比混凝土试件在受压全过程中的应力-应变响应、能量演化、裂纹演化及微观结构差异。主要结论如下：
（1）C40优化组的峰后应力-应变曲线下降段更为平缓，表明其在单轴受压条件下的峰后变形协调能力和受压破坏稳定性有所改善，破坏过程呈现出由脆性集中失稳向渐进损伤发展的特征。
（2）C40优化组终止应变处的单位体积总能量较验证组提高45.1%，峰后脆性改善指数由0.606 0提升至0.924 6，增幅达52.6%，表明“三低一高”优化配合比不仅增强了混凝土的能量积累能力，也提升了材料在峰后阶段更强的持续耗能能力，从而有效抑制了脆性破坏的突发性失稳。
（3）DIC结果显示，C40优化组的高应变区出现相对较晚，裂纹扩展及应变局部化发展过程较验证组更为缓和。SEM结果表明C40优化组具有更好的基体致密性，疏松水化产物和初始微裂缝明显减少。上述宏观力学响应、表面应变局部化特征与微观结构变化结果一致，表明“三低一高”配合比设计可协同改善C40道床板混凝土在单轴受压条件下的裂纹演化特征与峰后响应。