ECC三軸壓縮特性試驗研究

管延華，吳佳杰，朱登元，張宏慶，孫仁娟，王怡凱

(1.山東大學齊魯交通學院，濟南 250000；2.臨沂大學土木工程與建筑學院，臨沂 276000； 3.齊魯交通發展集團有限公司，濟南 250000)

0 引 言

纖維增強水泥基復合材料(Engineered cementitious composites,簡稱ECC)最早由美國密歇根大學的Li教授提出[1]，通過在水泥砂漿基體中添加纖維材料，能起到阻止、延緩、分散材料裂縫發展的作用，使ECC的拉應變穩定達到3%以上，極大地提高了材料的變形能力、抗裂能力和耐久度[2-3]。Song[4]、劉從亮[5]等研究了粉煤灰摻量對ECC力學性能的影響，試驗結果表明，粉煤灰的摻入有利于改善ECC中的纖維-基體界面性能，提高材料的延性和韌性。徐世烺[6]、胡春紅[7]等對ECC進行了單軸受壓試驗，指出纖維的摻入能夠提高基體的韌性，其破壞模式由脆性破壞轉變為延性破壞，且ECC在峰值荷載后的軸壓應力-應變曲線較普通混凝土緩和，極限壓應變明顯大于普通混凝土。然而，目前對ECC受力性能的研究以單軸拉壓和四點彎曲試驗居多，而對于ECC多軸受壓下的力學性能響應研究則較少[8]。潘金龍[9]、李艷[10]等通過常規三軸壓縮試驗指出，圍壓的存在能夠提高ECC的極限抗壓強度和峰值應變，且ECC在多軸壓下的破壞準則與普通混凝土不完全一致。因此，當ECC應用于橋梁墩柱中時，其墩身內的鋼筋骨架將起到約束變形作用，這相當于給ECC施加一個圍壓，此時若仍用單軸受力模型去評價ECC的力學性能是不合適的，因而有必要研究ECC在復雜應力條件下的受力特性和多軸破壞準則。

本文通過常規三軸壓縮試驗，得到了不同圍壓下的ECC壓縮應力-應變曲線，并就其強度、變形特性以及破壞模式進行了分析，為今后構建ECC材料本構模型提供理論依據。

1 實 驗

1.1 原材料及配合比

ECC三軸壓縮試件由水、水泥、粉煤灰、石英砂、增稠劑、減水劑和纖維拌和澆筑而成，其中水泥標號P·O 42.5，粉煤灰采用Ⅰ級粉煤灰，石英砂規格為120目，增稠劑為15萬粘度羥丙基甲基纖維素，減水劑為聚羧酸系高效減水劑，纖維采用日本可樂麗公司生產的PVA纖維。試驗配合比詳見表1，其中水膠比為0.26，粉煤灰與水泥質量比1.2，纖維體積摻量2%。PVA纖維性能見表2。

表1 試驗配合比Table 1 Mix proportions of experiments

表2 PVA纖維性能Table 2 Properties of PVA fibers

1.2 試驗設計

ECC三軸壓縮試件為φ50 mm×100 mm圓柱體，試驗中采用了0 MPa、1.5 MPa、3 MPa、4.5 MPa四組不同圍壓，同時為了加強對比，還澆筑了一組配比相同但不摻PVA纖維的砂漿試件。各試件具體參數如表3所示。

表3 試驗設計Table 3 Design of experiments

圖1 三軸試驗裝置Fig.1 Triaxial test setup

采用濟南海威爾HSW-1000B微機控制電液伺服巖石三軸儀進行三軸壓縮試驗，如圖1所示。試驗中的加載制度為：(1)對試件進行預加載，目標值3 kN，加載速率0.5 kN/s；(2)施加圍壓，加載速率0.05 MPa/s，直至目標值并保持恒載；(3)軸向加載，加載速率0.05 MPa/s，直至試件破壞。試驗過程中通過軸向變形傳感器和徑向變形傳感器測量試件的實時變形，試驗結束后觀測試件的破壞位置及形態。

2 結果與討論

2.1 試件破壞形態

圖2顯示了各試件的典型破壞模式，對比圖(a)、(b)可以看出，在無圍壓條件下，不摻PVA纖維的砂漿試件其破壞模式為脆性破壞，試件發生塊狀碎裂。而對于摻入PVA纖維的ECC試件，其基體受力開裂后，裂縫處的纖維繼續承受拉應力并傳遞給周圍未開裂的基體進而產生新的裂縫，試件由脆性破壞轉為延性破壞[11]，試件的韌性提高，裂縫開展得到有效限制。由圖(c)～(e)可以看出，在施加圍壓后，試件的韌性進一步增大，徑向變形得到有效約束，裂縫寬度相對減小，最終各試件均發生剪切破壞，且破壞后仍具有較好的整體性。

圖2 各試件典型破壞面
Fig.2 Typical failure surfaces of specimens

2.2 圍壓對抗壓強度的影響

圖3 不同圍壓下ECC的軸向峰值抗壓強度Fig.3 Axial peak strength of ECC under different confining pressures

各圍壓(σ3)下ECC的峰值抗壓強度(即偏應力Δσ，Δσ=σ1-σ3)如圖3所示，由圖可知，隨著圍壓的增加，ECC的極限抗壓強度顯著提高，兩者大致呈線性關系。試驗結果匯總于表4中，根據各試件的實測第一主應力σ1與圍壓σ3可繪制不同圍壓下ECC的摩爾圓如圖4所示，由相應的抗剪強度包絡線可確定出ECC的c值為8.9 MPa，φ值為51°。此外，根據摩爾-庫倫破壞準則[12]，應有：

(1)

(2)

(3)

式中：c為ECC粘聚力，φ為ECC摩擦角，fc為ECC單軸抗壓強度，k為側向壓力系數。

表4 各試件的強度參數Table 4 Strength parameters of specimens

將φ=51°代入式(3)中，可得k=7.974。同時，根據實測數據可繪制不同圍壓下ECC試件σ1/fc與σ3/fc關系曲線如圖5所示，擬合直線方程的斜率即kECC為7.995，與理論計算k值基本吻合，但大于普通混凝土k=4.1～5.3[13-14]，表明ECC軸壓強度受圍壓影響的程度大于普通混凝土，即隨著圍壓的增大，ECC的主壓應力顯著提高。

圖4 不同應力狀態下的ECC摩爾圓
Fig.4 Mohr’s circles of ECC under different stress conditions

圖5 不同圍壓下ECC的σ1/fc與σ3/fc關系曲線
Fig.5 Relationship betweenσ1/fcandσ3/fcof ECC under different confining pressures

2.3 應力-應變特性分析

砂漿試件和不同圍壓下ECC試件的軸壓應力-應變曲線如圖6所示。無圍壓條件下，ECC的單軸壓縮峰值應變一般在0.005左右[6]。從圖6中可以看出，當圍壓為0 MPa時，ECC試件的峰值壓應變已達到0.004，且存在有一個明顯的水平屈服段。隨著應變的進一步增大，試件的承載力才呈現出快速下降趨勢，與李艷等學者的試驗結果較為一致[10]，表明PVA纖維的摻入能夠提高試件的韌性，減緩應力-應變曲線的下降段，使試件由脆性破壞轉變為延性破壞。ECC的受壓過程可以分為三個階段，即彈性階段、應變硬化階段和軟化階段。圍壓的存在會約束ECC的徑向變形，延緩裂縫的產生，因此圍壓越高，ECC的彈性階段越長，相應的彈模也越大，反應在應力-應變圖中為曲線斜率增大。在應變硬化階段，由于圍壓約束的存在，使得試件在達到單軸抗壓強度后仍然能繼續受力，且圍壓越大，極限抗壓強度越高。圍壓對試件的軟化階段同樣有顯著影響，圍壓越大，曲線下降得越平緩，ECC韌性得到提高。

圖6 不同圍壓下各試件的軸向應力-應變曲線
Fig.6 Axial stress-strain curves of speciments under different confining pressures

圖7 ECC 的ε1/εc與σ3/fc關系圖
Fig.7 Relationship betweenε1/εcandσ3/fcof ECC

不同圍壓下ECC試件的軸向峰值應變如表5所示，當圍壓分別為1.5 MPa、3 MPa、4.5 MPa時，相應ECC的軸向峰值應變ε1分別為單軸受壓條件下峰值應變εc的1.48倍、1.65倍、1.79倍。由此可構建ECC在三軸受壓狀態下相對峰值應變與相對圍壓的關系如圖7所示，相應表達式為：

(4)

式(4)表明ECC軸向峰值應變與圍壓間有較好的線性關系。

表5 ECC軸向峰值應變Table 5 Axial peak strain of ECC

3 結 論

(1)ECC中PVA纖維的摻入能起到橋聯作用，有利于限制試件的裂縫發展，提高韌性，試件由脆性破壞轉為延性破壞。

(2)三軸壓縮試驗中，隨著圍壓的增大，ECC的軸向極限抗壓強度和峰值應變均有所提高。這是因為圍壓能夠約束ECC的徑向變形，進而限制裂縫的發展，使ECC在達到單軸抗壓強度后仍然能夠繼續受力。

(3)ECC三軸受壓下的變形特性可表現為彈性變形-應變硬化-應變軟化三階段，且與圍壓大小有關。隨著圍壓提高，ECC應力-應變曲線彈性段斜率增大，同時應變硬化段提高，相應峰值強度和應變增大，軟化下降段減緩。

(4)三軸受壓狀態下，各試件均為剪切破壞，且ECC的主壓應力以及軸向峰值應變與圍壓間有較好的線性相關性。計算結果顯示，ECC的側向壓力系數大于普通混凝土的側向壓力系數，表明ECC軸向峰值強度受圍壓影響較大。