王秋生， 溫 唯， 羅 昊， 易 勇

(1.北京工業(yè)大學城市與工程安全減災教育部重點實驗室， 北京 100124； 2.湖南大學土木工程學院， 長沙 410012)

1 研究背景

為了改善水泥基材料的拉伸性能，Li等[1]以“纖維橋聯(lián)”理論為核心，結合初裂準則與穩(wěn)態(tài)開裂準則，提出工程水泥基復合材料(engineered cementitious composites，ECC)的概念，并應用聚乙烯醇纖維研制出聚乙烯醇纖維增強工程水泥基復合材料(polyvinyl alcohol fiber reinforced engineered cementitious composites，PVA-ECC)材料[2].PVA-ECC的高韌性與多裂縫穩(wěn)態(tài)開展模式有效彌補了普通混凝土脆性大、裂縫寬度大、耐久性能差的缺陷[3-5]，在工程中得到較為廣泛的應用.

PVA-ECC達到峰值應力前有較長的彈塑性階段，其較強的應變硬化性能來源于拉伸荷載作用下保持穩(wěn)態(tài)的多細微裂縫發(fā)展.當PVA-ECC同時滿足初裂準則與穩(wěn)態(tài)開裂準則時，便會具備較強的應變硬化性能[6-7].

初裂準則要求材料第一裂紋處的拉伸應力不得超過基體中纖維可獲得的最大橋聯(lián)應力，當材料不滿足初裂準則時，纖維會直接從基體中被拉出或扯斷，應力隨之驟降；穩(wěn)態(tài)開裂準則也稱為能量準則，要求裂紋尖端開裂韌度要小于裂紋開裂最大韌度，裂紋尖端的開裂韌度由穩(wěn)態(tài)開裂應力決定，其大小應小于纖維最大橋聯(lián)應力.

粉煤灰是PVA-ECC中重要的膠凝材料，摻入基體后能夠減弱水泥顆粒間的黏聚效應，提升材料流動性；粉煤灰與水泥水化產(chǎn)生的氫氧化鈣反應生成水化硅酸鈣凝膠，能夠改善骨料與水泥間的界面結構并有效降低基體與纖維的結合強度[8]，增強材料的韌性；另外粉煤灰消耗基體中的氫氧化鈣，可以提高基體強度.粉煤灰本身活性較低，水化速度較慢，吸水性可以達到130%，粉煤灰摻量較大時會顯著提升PVA-ECC的韌性[9]，但是會降低拌制漿體的流動性；粉煤灰摻量較小時，小幅降低基體與纖維的粘結強度，材料的韌性無法得到提升.因此，合適的粉煤灰摻量對于提高PVA-ECC的韌性十分重要.

本文應用拉伸試驗研究粉煤灰摻量對PVA-ECC抗拉性能的影響，提出粉煤灰的合適摻量范圍；應用光學掃描研究PVA-ECC試件斷口處的破壞特征，把纖維破壞模式與拉伸應力指數(shù)相聯(lián)系，探討PVA-ECC獲得高拉伸應變的評價方法.

2 試驗設計

2.1 試驗材料及性能

本試驗使用的膠凝材料包括硅酸鹽水泥(P·O42.5型)、一級粉煤灰和硅灰，其中：水泥的平均粒徑為45.184 μm，比表面積為0.986 m2/g；粉煤灰的平均粒徑為19.282 μm，比表面積為1.25 m2/g；硅灰用來增加膠凝材料流動性，其本身對強度無影響，硅灰摻量為5%以下攪拌時對纖維的分散有利.水泥和粉煤灰的化學成分見表1、2.試驗采用平均粒徑為149 μm (100目)的石英砂、二水合硫酸鈣以及日本Kuraray公司生產(chǎn)的REC-15型PVA纖維，纖維的物理屬性見表3.為加強大摻量粉煤灰PVA-ECC的流動性，采用含固量為15.8%、減水率為28%的聚羧酸類減水劑.

表1 水泥化學成分

表2 粉煤灰化學成分

表3 PVA纖維物理屬性

2.2 試件制備與試驗方法

為保證拌制漿體良好的流動性，定制容量為100 L的橫臥式強制攪拌機：攪拌機轉軸配備2把大轉刀，6把小轉刀；電機轉速可調，每分鐘最大轉速為160轉.攪拌機細部結構如圖1所示.

圖1 攪拌機示意圖Fig.1 Schematic diagram of mixer

PVA-ECC攪拌工藝為：按照比例稱取對應原材料，將減水劑加入水中，使用玻璃棒攪拌均勻；將除PVA纖維外的干料放入攪拌機，以75 r/min的轉速攪拌1 min，隨后加入PVA纖維，加大到95 r/min的轉速攪拌1 min；倒入一半的溶液，并以90 r/min的速度攪拌1 min，隨后將剩下一半溶液倒入，加大到120 r/min的轉速攪拌2 min；最后得到PVA-ECC漿體，整體攪拌耗時5 min.抗拉試件12 h脫模，養(yǎng)護至齡期28 d并磨平試件表面.

抗拉試驗的試件尺寸為260 mm×50 mm×15 mm，每組5個，加載采用位移控制，速率為0.1 mm/min.通過傳感器連接計算機來獲取實時數(shù)據(jù)并生成測試件的應力- 應變曲線.

2.3 試驗配合比設計

試驗配合比如表4所示.配合比的設計以PVA-ECC的設計理論、文獻為主要基礎，結合現(xiàn)場試配情況進行調整.其中，粉煤灰摻量范圍為17%～70%，水膠比均小于0.3，PVA纖維摻量按照拌制漿體體積為1.0計算，其余組分按照膠凝材料質量為1.0來計算.設置配合比編號的格式為E-X-Y，E代表ECC材料，X代表粉煤灰比例，Y代表硫酸鈣比例.例如，E-17-2代表粉煤灰摻量為17%、硫酸鈣摻量為2%的PVA-ECC材料.

表4 試驗配合比

配比表中設置參量為2%硫酸鈣的對照組，旨在證明粉煤灰摻量是影響材料抗拉性能的主要原因[10]；E-17-2、E-18-0、E-28-2三組配比為石英砂的對照組，石英砂對材料的抗拉性能影響有限，旨在證明粉煤灰摻量是影響材料抗拉性能的主要原因.

3 結果與討論

3.1 粉煤灰摻量的影響

如圖2所示，3組配比的拉伸應變均低于2%.配比E-17-2與配比E-18-0的PVA纖維摻量均為1%，二者拉伸應變均低于1%；配比E-28-2的PVA纖維摻量為2%，拉伸應變值高于前者.3組配比的粉煤灰摻量較低，纖維與基體的黏結強度較高，纖維在拔出過程中易斷裂，材料的初裂強度與抗拉強度較高，拉伸應變較低.

圖2 E-17-2、E-18-0、E-28-2初裂強度及拉伸應變Fig.2 Initial crack strength and tensile strain of E-17-2, E-18-0 and E-28-2

如圖3所示， E-50-0比E-50-2增加了2%摻量的硫酸鈣，其延性減弱了0.32%.PVA-ECC中摻入硫酸鈣作為化學活化劑會激活粉煤灰與水泥的火山灰反應，硫酸鈣的加入相對應地消耗了粉煤灰.粉煤灰對于基體與纖維的黏結強度起決定作用，當粉煤灰減少時，纖維和基體黏結強度對應增大，這會對應削弱纖維的滑移過程，材料應變能力也對應減弱.但硫酸鈣摻量在2%時消耗粉煤灰的量較少，對試件的延性影響有限.

圖3 E-50-0與E-50-2初裂強度及拉伸應變Fig.3 Initial crack strength and tensile strain of E-50-0 and E-50-2

從圖4發(fā)現(xiàn)：當粉煤灰摻量為45%～60%時，隨著粉煤灰摻量的增大，試件的拉伸應變會對應上升；當粉煤灰摻量在60%～70%時，其拉伸應變隨粉煤灰摻量增大而減小.當其摻量不足時，材料韌性不足；當其摻量過大時，纖維無法獲得較好的滑移硬化過程.當粉煤灰摻量在55%～65%時，初裂強度隨粉煤灰摻量的增大而減小，較低的初裂強度可以使纖維獲得較好的滑移硬化過程.配比為E-65-2的拉伸應變比配比為E-60-2的拉伸應變小0.28%，但初裂強度卻小0.72 MPa，說明配比為E-65-2時，有著較好的纖維滑移硬化過程，材料的抗拉性能更高.

圖4 試件初裂強度及拉伸應變Fig.4 Initial crack strength and tensile strain of specimen

結合數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，當粉煤灰摻量在60%～65%時，PVA-ECC會具備較高的抗拉性能.

3.2 纖維破壞形式

在拉伸試驗后，用光學顯微鏡對試件破壞斷口處進行纖維形態(tài)觀察.材料破壞機理可由纖維與基體的黏結強度強弱分為3種：“拔出型”“斷裂型”“滑移硬化型”.

當顯微鏡下的纖維形態(tài)如圖5所示時，纖維破壞模式為“拔出型”.當拉伸試驗結束后，主裂縫周圍基體破碎，紅圈標注處可觀察到纖維長度較長.此破壞模式下的材料含有高摻量的粉煤灰，呈現(xiàn)出低抗拉強度、高拉伸應變的力學特征.粉煤灰摻量過大，材料早期水化程度會對應減弱，基體與纖維之間的黏結強度較低.當拉伸荷載作用時，維會在第1道裂縫形成后更輕松地被拔出，細裂縫隨著較短長度的纖維拔出后發(fā)展為主裂縫，較長長度的纖維也隨之被拔出.

圖5 “拔出型”纖維形態(tài)Fig.5 “Pull-out type” fibers

當顯微鏡下的纖維形態(tài)如圖6所示時，纖維破壞模式為“斷裂型”.當拉伸試驗結束后，主裂縫周邊基體沒有“拔出型”.試件破壞明顯，紅圈標注處可以觀察到纖維的拔出長度較短，并且纖維端頭有斷裂痕跡.此破壞模式下的材料粉煤灰摻量較小，呈現(xiàn)出高抗拉強度的力學特征.粉煤灰摻量較小時，基體與纖維的黏結強度較高.當拉伸荷載作用時，纖維與基體間較強的黏結強度導致其很難被拔出，隨著試驗進行，纖維承受的應力超過纖維橋聯(lián)應力，纖維便發(fā)生斷裂.

圖6 “斷裂型”纖維形態(tài)Fig.6 “Fracture type” fibers

當顯微鏡下的纖維形態(tài)如圖7所示時，纖維破壞模式為“滑移硬化型”.當拉伸試驗結束后，發(fā)現(xiàn)纖維的拔出長度中等，摩擦痕跡嚴重，纖維端部損傷嚴重.這代表纖維拔出時與基體發(fā)生劇烈摩擦，纖維在拔出的過程中發(fā)揮應變硬化性能，使得材料具備較高的抗拉強度與較強的拉伸應變性能.

圖7 “滑移硬化型”纖維形態(tài)Fig.7 “Slip-hardening type” fibers

圖8為3條具有代表性的拉伸應力- 應變曲線，其中：配比E-45-2 為“纖維斷裂”曲線，初裂強度高但曲線下降很快，應變硬化程度低，其電鏡圖中纖維較短且端部不平整，表面纖維屬于斷裂后失效；E-65-0為“纖維拔出”曲線，抗拉強度較低，但具備較高的拉伸應變，電鏡圖中纖維較長且表面平滑，裂縫周圍基體破碎嚴重，表明纖維屬于拔出后失效；配比E-60-2為 “纖維滑移硬化”曲線，可觀察到曲線波動較小，抗拉強度與拉伸應變一直在持續(xù)增長，有著較好的應變硬化過程，電鏡圖顯示纖維長度中等，摩擦痕跡嚴重，表明纖維在拔出過程中獲得較好的應變硬化過程.

圖8 試件應力- 應變曲線Fig.8 Stress-strain curves of spcimens

3.3 拉伸應力指數(shù)

Kanda等[11]發(fā)現(xiàn)當纖維最大橋聯(lián)應力值大于等于初裂強度值的1.2倍時，PVA-ECC具備較強的應變硬化性能.據(jù)此提出將纖維橋聯(lián)應力值與初裂強度值的比值稱為拉伸應力指數(shù)，并作為ECC材料的設計指標.當材料拉伸應力指數(shù)滿足

σut/σfc>1.2

(1)

時，PVA-ECC的應變硬化性能較強.部分高抗拉強度的PVA-ECC試件的拉伸應力指數(shù)需滿足公式[12]

σut/σfc>1.3

(2)

本文中試件的拉伸應變大于2%代表其應變硬化性能較強，拉伸應力指數(shù)的計算方法為材料直接拉伸試驗數(shù)據(jù)中的抗拉強度與初裂強度的比值.

根據(jù)試件的拉伸試驗結果，“斷裂型”試件的平均抗拉強度高于4 MPa，“滑移硬化型”試件的平均抗拉強度為3～4 MPa，“拔出型”試件的平均抗拉強度低于3 MPa.按照抗拉強度平均值對試件進行分組：3 MPa以下的配比歸類到T1組中；3～4 MPa的配比歸類到T2組中；4 MPa以上的配比歸類到T3組中.分別對T1、T2、T3組進行拉伸應力指數(shù)的分析.

3.3.1 T1組分析

圖9為T1組的拉伸應力指數(shù)- 拉伸應變散點圖，圓形點為E-70-0配比，其散點的拉伸應變值大于2%，拉伸應力指數(shù)大于1.2時，數(shù)據(jù)點基本落在陰影區(qū)域中，這代表著其拉伸應力指數(shù)在大于1.2時，試件具備著較強的抗拉性能.由圖中的方形點E-18-0可以發(fā)現(xiàn)，當PVA纖維的摻量為1%時，其拉伸應變因纖維摻量低而無法到達2%，所以拉伸應力指數(shù)達到1.2也無法使得拉伸應變到達2%.

圖9 T1組試件拉伸應力指數(shù)- 拉伸應變散點圖Fig.9 Scatter diagram of tensile stress exponent-tensile strain of specimens in group T1

觀察E-70-0配比系列試件，發(fā)現(xiàn)其斷口處纖維大多較為光滑，并且裂縫周圍呈破碎狀.E-70-0配比粉煤灰摻量為70%，初裂強度平均值低.由于大摻量的粉煤灰存在，纖維與基體的黏結強度較弱，在受到拉伸荷載時，纖維在基體中滑移程度更大；初裂強度低，因此基體給纖維傳遞的力不高，纖維得以發(fā)揮高應變能力.而較低的抗拉強度與較弱的基體則是試件承載時裂縫處發(fā)生破碎現(xiàn)象的原因.

這類纖維在破壞過程中的特征屬于“拔出型”纖維，拉伸應力指數(shù)大于1.2也是“拔出型”纖維獲得大于2%拉伸應變的一項必要條件.

3.3.2 T2組分析

圖10為T2組的拉伸應力指數(shù)- 拉伸應變散點圖，方形點為E-17-2配比和E-28-2配比，圓形點為E-50-2配比與E-65-2配比，三角形點為E-55-2、E-60-0和E-60-2配比.圖中僅有2個點未落入拉伸應力指數(shù)大于1.2、拉伸應變大于2%的陰影區(qū)域，其余全部處于陰影區(qū)域中.這代表著其拉伸應力指數(shù)大于1.2時，試件的拉伸應變達到2%以上.

圖10 T2組試件拉伸應力指數(shù)- 拉伸應變散點圖Fig.10 Scatter diagram of tensile stress exponent-tensile strain of specimens in group T2

由圖10中的方形點可以發(fā)現(xiàn)，粉煤灰摻量為28%時，整體水泥占比過大，材料脆性較大，摻量為2%的PVA纖維無法使材料本身的拉伸應變到達2%.根據(jù)試驗結果顯示，粉煤灰摻量至少要達到40%時，纖維才可充分發(fā)揮其應變作用.

觀察T2組中粉煤灰摻量在50%以上的試件，發(fā)現(xiàn)其斷口處纖維明顯出現(xiàn)大量劃痕，其初裂強度低于“斷裂型”試件.合適的粉煤灰摻量可以帶給纖維和基體較高的黏結強度，纖維在拔出的過程中，與基體發(fā)生了強烈摩擦，但二者黏結強度不夠強，無法將纖維扯斷，纖維因此產(chǎn)生較長的滑移過程并完全發(fā)揮自身的應變硬化性能，材料因此獲得較高的拉伸應變.

這類纖維在破壞過程中的特征屬于“滑移硬化型”纖維，拉伸應力指數(shù)大于1.2也是“拔出型”纖維獲得大于2%拉伸應變的一項必要條件.

3.3.3 T3組分析

圖11 T3組試件拉伸應力指數(shù)- 拉伸應變散點圖Fig.11 Scatter diagram of tensile stress exponent-tensile strain of specimens in group T3

圖11為T3組的拉伸應力指數(shù)- 拉伸應變散點圖，方形點為E-45-2配比，圓形點為E-50-0配比，三角形點為E-55-0配比.拉伸應力指數(shù)在大于1.2時，存在拉伸應變小于2%的數(shù)據(jù)點；在拉伸應力指數(shù)大于1.3時，散點的拉伸應變大于2%，均落在陰影區(qū)域中，占據(jù)所有數(shù)據(jù)點的78%.這代表著其拉伸應力指數(shù)大于1.3時，該組試件的拉伸應變達到了2%以上.

觀察此組試件，發(fā)現(xiàn)其斷口處纖維大多長度都較短，并且部分纖維有因斷裂而出現(xiàn)的頸縮現(xiàn)象.此組試件配比中粉煤灰摻量比T2組低，初裂強度較高.粉煤灰的摻量減少之后，纖維與基體的黏結強度隨之增加，在受到拉伸荷載時，纖維從基體中拔出的難度對應增大；當纖維承載應力超出自身橋聯(lián)應力后，纖維便會因此斷裂.而初裂強度變高，拉伸應力指數(shù)值隨之變小，所以整體標準需要上升到1.3才可以保證試件的拉伸應變到達2%.

這類纖維在破壞過程中的特征屬于“斷裂型”纖維，拉伸應力指數(shù)大于1.3應是“斷裂型”纖維獲得大于2%拉伸應變的一項必要條件.

不同的工程條件會對材料有不同的力學性能要求，針對初裂強度與抗拉強度需求大的特殊工程位置，“斷裂型”纖維會是更合適的纖維破壞模式，拉伸應力指數(shù)的設計值應提升到1.3；在一般的工程中，“滑移硬化型”纖維是最合適的纖維破壞模式，拉伸應力指數(shù)設計值應大于1.2.

4 結論

通過直接拉伸試驗與光學掃描研究了粉煤灰摻量對PVA-ECC應變硬化性能的影響.得到以下結論：

1) 在粉煤灰摻量為45%～65%時，隨著粉煤灰摻量的增大，試件的抗拉性能會對應提高；粉煤灰摻量在60%～65%時，PVA-ECC的抗拉性能較好.

2) “滑移硬化型”纖維的破壞模式可以對應較高的極限抗拉強度和極限拉應變.

3) 拉伸應力指數(shù)大于1.2是“拔出型”與“滑移硬化型”纖維獲得大于2%拉伸應變的必要條件；拉伸應力指數(shù)大于1.3是“斷裂型”纖維獲得大于2%拉伸應變的必要條件.