玄武巖纖維織物高延性混凝土拉伸性能

鄧明科 ，韋鼎 ，張偉 ?，董志芳 ，楊鑠 ，范洪侃

（1.西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055；2.商丘師范學院 建筑工程學院，河南 商丘 476000；3.上海市建筑科學研究院有限公司 上海市工程結構安全重點實驗室，上海 200032；4.西安五和土木工程新材料有限公司，陜西 西安 710055）

纖維織物增強砂漿（Textile Renforced Mortar，TRM）是由碳纖維［1］、玻璃纖維［2］或玄武巖纖維［3］等織成的纖維編織網與無機基體結合而成的.纖維材料較強的耐腐蝕性使其保護層厚度僅需滿足錨固厚度即可，因此TRM 層可以做得較薄，適用于制作薄壁結構且可廣泛應用于加固工程［4-7］.然而TRM 具有以下缺點：基體開裂后不再傳遞荷載，僅由纖維織物承擔荷載；正常使用階段的拉應力遠低于其極限強度；織物與基體的黏結較差，織物在基體中容易滑移，其強度利用率偏低；正常使用極限狀態下，裂縫寬度較大等［8］.因此，探究有效的方法以克服TRM 的缺點，改善此類材料的力學性能，對其在實際工程中的推廣應用具有重要意義.

Li等［9］指出，將TRM中的砂漿替換為短纖維增強水泥基復合材料，可改進TRM在使用過程中的不足，并且新組成的材料具有更好的裂縫控制能力和拉伸力學性能.高延性混凝土（Highly Ductile Concrete，HDC）是一種聚乙烯醇（Professional Vodeo Assistant PVA）短纖維增強的水泥基復合材料［10-14］，在軸心拉力作用下極限延伸率不低于0.5%且平均裂縫寬度不大于200 μm，具有多裂縫開展和應變硬化特性.董志芳等［15］進行了碳纖維織物以及玻璃纖維織物增強HDC 的單軸拉伸試驗，試驗結果表明：PVA 短纖維的摻入可有效改善織物與基體的界面特性，使TR-HDC 試件表現出較好的拉伸力學性能.Jiang等［16］通過拉伸試驗研究了玄武巖纖維織物與超高延性水泥基復合材料的黏結性能，發現網格間距、纖維嵌入長度均對黏結性能有影響.

玄武巖纖維［17-18］（Basalt Fiber）是以玄武巖為原材料，經1 500 ℃高溫熔融制得的.由于具有較大的斷裂伸長率、較好的耐熱性和化學穩定性，以及較低的價格（僅為碳纖維的1/9），因此玄武巖纖維的應用較為廣泛.由文獻［15］可知，織物種類的改變導致織物與基體的界面黏結性能有所差異，因此，研究玄武巖纖維織物增強HDC 的拉伸力學性能，并建立理論計算模型具有深遠意義.

本文將玄武巖纖維織物與HDC 相結合，通過單軸拉伸試驗，研究基體類型、PVA 短纖維摻量、網格間距、織物配網率對玄武巖纖維織物增強HDC 拉伸力學性能的影響.通過理論分析，考慮纖維織物與PVA 短纖維間的耦合作用，建立了玄武巖纖維織物增強HDC 的簡化單軸抗拉強度計算模型，為此類材料在工程中的應用提供理論依據.

1 試驗概況

1.1 試驗設計

試驗共設計和制作了36 組纖維織物增強HDC單軸拉伸試件，其中包括9 組對比試件，27 組玄武巖纖維織物增強HDC 試件，每組包含3 個相同的狗骨形拉伸試件.試驗變量為：PVA 短纖維摻量、網格間距、織物的配網率、基體類型.PVA 短纖維的體積摻量有5 種：0%、0.5%、1.0%、1.5%和2.0%.網格間距有兩種：5 mm、10 mm.織物配網率（ρ）為受力方向上織物的截面面積與拉伸試件截面面積的比值，配網率可通過改變網格間距和織物層數實現［19］，其值見表1.根據前期的工作［20］，本試驗選取了表2 所示兩種基體配合比，基體中摻入PVA短纖維，其力學性能指標見表3.

試件設計方案如表4 所示.試件編號包括4 部分：玄武巖纖維織物層數、基體類型、PVA 短纖維摻量以及網格間距.例如，“B3M1-1.5-5”表示網格間距為5 mm的3層玄武巖纖維織物增強M1基體試件，且基體中PVA短纖維摻量為1.5%.

1.2 試件設計

由文獻［4］可知，TRM 拉伸試件的厚度一般為10～20 mm，寬度為40～80 mm.AC434［21］建議試件標距段的長度不小于50 mm.如圖1 所示，本次試驗采用的試件總長為350 mm，標距段長150 mm，寬50 mm.加載前，分別在試件兩端的正反面黏貼尺寸為100 mm×50 mm和80 mm×45 mm的橫、縱向碳纖維布，以防止試件變截面處因應力集中而發生標距段外的過早失效.

圖1 狗骨形試件詳細尺寸（單位：mm）Fig.1 Dimension of dog-bone specimens（unit：mm）

1.3 材料參數

1.3.1 纖維織物

玄武巖纖維織物是以玄武巖纖維絲為原材料編織成的網格，其表面涂覆環氧樹脂膠；網格表面容易濕潤，并表現出較高的耐堿性，適用于水泥基復合材料的應用.圖2（a）（b）分別展示了網格間距為5 mm、10 mm 的雙向均質玄武巖纖維織物，其拉伸性能按照《結構工程用纖維增強復合材料網格》（GB/T 36262―2018）［22］測試，測試過程見圖3.纖維束兩端采用環氧樹脂AB 膠粘貼鋁片進行固定，通過夾具將其夾持在試驗機上.測試標距段為200 mm，加載速率為1 mm/min，測試結果見表5.

圖2 5 mm、10 mm玄武巖纖維織物Fig.2 5 mm，10 mm basalt textile

圖3 玄武巖纖維束拉伸測試Fig.3 Tensile test of basalt fiber bundle

1.3.2 基體

HDC 的抗壓強度通過100 mm×100 mm×100 mm的立方體試塊測得，HDC 的抗拉強度和峰值應變通過圖1所示狗骨形試件測得，以上試驗結果見表6.

1.4 加載裝置

本試驗采用電子萬能試驗機加載，如圖4 所示.加載裝置包括加載單元和剛性底座兩部分，豎向加載單元可提供最大100 kN 的拉力.試件中部裝有量程為25 mm 的引伸計，以測量試件標距段內的變形.試驗裝置的兩個端頭均采用鉸接，其能自由轉動，可保證試件在加載過程中始終保持軸心受力.試件的加載程序采用位移控制，加載速率為0.2 mm/min.

圖4 加載裝置Fig.4 Test set-up

1.5 施工細節

試件制作可分為以下3步：

1）模具中鋪設底層基體；

2）放置纖維織物，并輕輕按入底層基體中；

3）鋪設頂層基體，抹平表面.

當試件采用多層纖維織物時，只需重復步驟1）和步驟2）至目標層數，然后進行步驟3）.

試件制作時，在鋼模具中每鋪設一層基體，需振搗密實后再鋪設另一層織物，重復此工序，最后澆筑基體并振搗密實，以此保證施工質量，避免纖維織物與纖維織物或纖維織物與基體之間產生孔洞，具體施工步驟如圖5 所示.纖維織物之間的基體厚度應不小于2 mm.為保護內部的纖維織物，上下最外層基體厚度應不小于4 mm.試件在澆筑24 h后拆模，標準養護28 d.

圖5 施工步驟Fig.5 Construction steps

2 試驗結果及分析

2.1 裂縫分布

由表7 可知，當試件中無織物時，如B0M1-0-5、B0M1-0.5-5、B0M1-1.0-5、B0M1-1.5-5 和B0M1-2.0-5，試件的失效模式均呈現單一裂縫開裂.隨著織物配網率的增加，試件逐漸表現出明顯的多裂縫開裂失效模式，裂縫數量逐漸增多，裂縫間距和寬度逐漸減小.PVA短纖維的摻入，可減緩試件表面的破損現象，改善試件的破壞形態.試件開裂后，由于裂縫處PVA 短纖維的橋聯作用，拉伸應力可繼續在裂縫周圍的基體間傳遞，使得裂縫間距進一步減小.試件的平均裂縫間距約為網格間距的倍數，這是由于橫向纖維束在整個編織網中不承擔荷載，僅起到對縱向纖維束的連接捆綁作用；橫向纖維束削弱了試件的橫截面面積，因此其所在截面處更易出現裂縫［23］.

由表7 和表8 可知，隨著織物配網率的增加，M1基體試件的多裂縫開展現象比M2基體更加明顯，裂縫間距更小；這主要是由于M1基體中更多未水化的粉煤灰微粒會填實在短纖維與基體界面過渡區，增加界面過渡區的密實性，提高了短纖維與基體的摩擦力，導致最大纖維橋接應力提高，纖維的滑移得到抑制；因此，M1 基體試件裂縫分布更加均勻，裂縫寬度較小［24-25］.網格層數相同時，與網格間距為10 mm 的TR-HDC 試件相比，網格間距為5 mm 的TR-HDC 試件的橫向纖維束更多，對試件橫截面面積削弱作用更明顯，因此其表現出更明顯的多裂縫開裂失效模式.

2.2 失效模式

如圖6 所示，織物增強試件常見的失效模式有3種［1-2］：（a）試件在標距段端部的破壞；（b）試件內部的織物發生滑移；（c）試件內部的織物發生斷裂.試件的失效模式詳見表9.

圖6 拉伸試件失效模式Fig.6 Failure patterns of tensile specimens

網格間距為5 mm 的織物增強M1 基體試件，在拉伸荷載作用下，PVA 短纖維摻量為1%及以下時，試件的失效模式為織物的斷裂和織物的滑移；PVA短纖維摻量為1.5%和2%時，試件的失效模式均為織物的斷裂.因此，隨著PVA 短纖維摻量的增加，織物與基體的界面特性得到改善，抑制了織物的滑移，改變了試件的失效模式.

PVA 短纖維摻量為1%及以下時，隨著織物層數的增加，試件的失效模式更傾向于織物的滑移；PVA短纖維摻量為1.5%和2%時，織物層數的增加未改變試件的失效模式，失效模式均為織物的斷裂.

2.3 應力-應變曲線

圖7 給出了所有試件在拉伸荷載作用下的應力-應變曲線，表9 給出了各試件特征點的平均值以及織物強度利用率K.K為試件的極限承載力與多根單束纖維承載力之和的比值.

圖7 拉伸應力-應變曲線Fig.7 Tensile stress-strain curve

加載初期，試件處于彈性階段，內部微裂縫緩慢發展，表面沒有宏觀裂縫，變形較小，荷載主要由基體承擔.隨后試件進入裂縫開展階段，由于PVA 短纖維和受力方向纖維織物的橋聯作用，拉伸應力仍然能在裂縫處傳遞，因此既有裂縫附近不斷產生新的裂縫，多裂縫開展現象較明顯.隨著荷載進一步增大，已有裂縫逐漸變寬，并伴隨有少量新裂縫的出現.當荷載達到試件的極限承載力時，主裂縫處織物被拉斷或產生滑移，導致試件承載力下降，最終發生破壞.

與TRC 試件相比，摻入短纖維的玄武巖纖維織物增強HDC 試件呈現出不同的應力-應變曲線.所有試件在第一階段均為線彈性，其應力-應變曲線可認為是一條直線.多裂縫開展階段隨著PVA 短纖維摻量和織物配網率的提高而延長.對于TRC試件，織物與基體的黏結強度較弱，試件開裂后，裂縫處織物會產生滑移，如圖7（a）、（f）中應力-應變曲線都呈現出不同程度的水平段；PVA 短纖維摻量為1%及以下的TR-HDC 試件，織物與基體的黏結強度雖得到改善，但織物仍有一定的滑移，其應力-應變曲線與TRC 試件相似，可簡化為三折線：彈性階段、多裂縫開展階段、應變強化階段.

PVA 短纖維摻量為1.5%和2%的TR-HDC 試件，由于PVA短纖維的橋聯作用，織物與基體的界面特性顯著改善，拉伸試件呈現出與極限應力相適應的極限應變；此時，TR-HDC 試件的應力-應變曲線與TRC 試件相比波動較小，多裂縫開展階段從第一條裂縫產生一直持續到試驗結束，其應力-應變曲線可簡化為二折線：彈性階段、應變強化階段.

2.4 因素分析

2.4.1 配網率的影響

如圖8 所示，當PVA 摻量相同時，隨著織物層數的增加，試件的極限強度和峰值應變大幅提高；TRHDC試件的拉伸強度不是多根單束纖維強度的簡單疊加，織物層數的增加會降低纖維織物的強度利用率.

圖8 配網率和PVA短纖維摻量對極限強度、峰值應變和織物強度利用率的影響Fig.8 Effect of reinforcing ratio and short PVA contents on tensile strength，peak strain and textile strength utilization

織物與基體的黏結性能對復合材料的力學性能影響較大.文獻［19］指出，TRC 中，織物層數的增加降低了纖維束與基體界面的黏結強度，導致織物在達到其抗拉強度之前產生滑移；因此，本試驗中，三層織物網格的TRC 試件以及短纖維摻量較少的TRHDC試件，容易發生織物的拔出破壞；當短纖維摻量為1.5%時，所有TR-HDC 試件均發生織物的拉斷破壞.

2.4.2 PVA纖維摻量的影響

PVA 短纖維在基體中亂向隨機分布，可以橋聯裂縫，在裂縫處傳遞應力，有助于延緩微裂縫的產生；PVA 短纖維的摻入可以提高TR-HDC 試件的抗裂能力，改善織物與基體的界面特性，減少裂紋的發展和織物的滑移.

TRC 試件中，由于織物與基體的黏結性較差，裂縫處織物表現出明顯的拔出行為.對于TR-HDC 試件，由“cross-link”模型［26］可知，基體中亂向分布的短纖維附著在織物表面，使織物與基體的界面性能得到改善；因此，在拉伸荷載作用下，織物與基體之間的滑移較少，TR-HDC 試件的失效模式以織物拉斷為主.

由圖8（b）可知，PVA 短纖維摻量從0.5%增加到1.5%時，TR-HDC 試件的峰值應變呈下降趨勢；PVA短纖維摻量從1.5%增加到2%，織物層數為1、2層的TR-HDC試件峰值應變略有增加，織物層數為3層的TR-HDC 試件峰值應變趨于平緩.這是由于PVA 短纖維摻量達到或超過1.5%時，PVA 短纖維為織物與基體之間提供了足夠的交聯鍵，阻止了織物的滑移，使織物在裂縫處均表現為拉斷，此時TR-HDC 試件的峰值應變由纖維網格和PVA短纖維的拉伸變形共同決定［27］，且PVA 短纖維摻量較高的試件，其應變較高.

2.4.3 基體類型的影響

由表6 可知，PVA 短纖維摻量對HDC 立方體抗壓強度影響較小.相比M2 基體的HDC，M1 基體的HDC 由于水泥含量較低而粉煤灰摻量較高，導致其抗壓強度較小，拉伸應變較大；其原因是粉煤灰中大部分Ca2+是非游離的，粉煤灰的摻入會稀釋基體中Ca2+的濃度，使短纖維與基體的水化程度降低，界面處很難形成強的化學黏結力，導致裂縫處的短纖維更容易脫黏；而未水化的粉煤灰微粒則會附著于纖維與織物表面，增加了界面的摩擦力，使最大纖維橋接應力提高并抑制了短纖維的滑移，導致多裂縫開展現象更加明顯，裂縫寬度減小且裂縫分布均勻［24-25，28-29］；因此高粉煤灰摻量的試件會獲得更好的拉伸應變能力；同理可知，高粉煤灰摻量的基體中，纖維網格容易獲得良好的拉伸應變能力.

如圖9 所示，對于PVA 短纖維摻量為1.5%的TR-HDC 試件，當織物配網率相同時，所有試件的拉伸強度差異較小；由此可得，PVA 短纖維摻量為1.5%時，粉煤灰摻量對玄武巖纖維織物增強HDC 的拉伸強度影響較小.

圖9 基體類型對極限強度和峰值應變的影響Fig.9 Effect of matrix type on tensile strength and peak strain

2.4.4 網格間距的影響

對于TR-HDC 試件，當織物網格中纖維束的周長相同時，網格間距的變化對纖維織物的黏結強度影響較小；當短纖維較長而網格間距較小時，短纖維不易穿透纖維網格，此時，多數短纖維僅附著于纖維束的單側表面［16］.

如圖10 所示，當PVA 短纖維摻量為1.5%時，與網格間距為5 mm 的TR-HDC 試件相比，網格間距為10 mm 的TR-HDC 試件的織物強度利用率更高；其原因是，網格間距的增加，長度為12 mm 的PVA 短纖維更易穿過纖維網格，此時，短纖維與纖維束的接觸面積更大，并且形成類似于鋼筋的“銷栓作用”，致使其界面性能得到很大的改善；因此，網格間距為10 mm的TR-HDC試件的織物強度利用率更高.

圖10 網格間距對織物強度利用率的影響Fig.10 Effect of mesh spacing on textile strength

3 抗拉承載力

抗拉承載力是復合材料力學性能的關鍵參數，國內外許多學者對于未摻加短纖維的TRC薄板提出了其抗拉承載力的計算方法.由于復合材料內部應力傳遞的復雜性和觀測手段的局限性，目前還不能正確、完整地從微觀角度評估.徐世烺等［30-31］依據試驗結果從宏觀上得出僅考慮纖維利用率的TRC薄板在單軸拉伸時的極限承載力計算公式為：

式中：At為試件截面上沿受力方向纖維織物的面積；ft為纖維織物的抗拉強度；K′為纖維織物的利用率.

式（1）僅考慮了織物配網率的影響，并不能計算摻入短纖維的TRC 試件承載力.董志芳等［15］提出通過與短纖維摻量直接相關的短纖維指數來考慮PVA短纖維對織物增強試件的抗拉承載力的貢獻，計算公式為：

式中：kα′為名義纖維織物的利用率；k為織物的理論承載力與織物增強試件的抗拉承載力的比值；α′ 為短纖維指數.

式（2）雖能用于摻入短纖維的TRC 的抗拉承載力計算，但存在以下缺點：初始k值需通過未摻短纖維的試件得到；采用指數計算，有一定的復雜性.

3.1 承載力計算公式

纖維織物增強HDC 試件由纖維織物和高延性混凝土兩部分組成，從宏觀上看，試件的承載力由纖維織物、高延性混凝土以及二者之間的相互耦合作用共同組成.文獻［9］針對TR-ECC 的試驗結果表明，當PVA 短纖維摻量為2.0%時，試件的極限荷載并不等于纖維織物和工程用水泥基增強復合材料（Engineered Cementitious Composite，ECC）受拉承載力的簡單疊加.由本文試驗結果可知，試件的失效模式直接由纖維織物的拉斷或滑移控制，即極限抗拉強度由纖維織物控制.PVA 短纖維的加入改善了織物與基體的界面特性，對承載力的影響通過織物強度利用率的提高來反映.因此，本文仍假定抗拉承載力主要由纖維織物承擔，然后提出同時考慮短纖維摻量和織物配網率的承載力計算公式，公式如下：

式中：K為纖維織物強度利用率；α為與短纖維摻量和織物配網率相關的常數；a、b為系數，其值與纖維織物和短纖維類型有關.

對于網格間距為5 mm 的玄武巖纖維織物增強M1基體試件，由圖8（c）可知：當織物配網率一定時，短纖維摻量的增加提高了織物強度利用率，并在短纖維摻量達到2%時織物強度利用率達到最大；當短纖維摻量一定時，織物配網率的增加降低了織物強度利用率.

根據短纖維摻量（v）、織物配網率（β）與織物強度利用率的關系，本文將v、β簡化為α，關系見式（5）.

由式（5）可知：當v恒定時，α隨β的增大而降低；當β恒定時，α隨v的增大而增大.這與本試驗和文獻［15］所反映的結論一致，因此用α來反映短纖維摻量和織物配網率之間的關系是合適的.

忽略基體類型的影響，通過對本試驗中27 組玄武巖纖維織物增強HDC 拉伸試件結果的平均值進行擬合分析，可以確定a、b的取值.α與K經擬合分析得到的回歸直線如圖11 所示，確定的a、b數值及對應的標準誤差見表10.度量擬合優度的可決系數R2=0.917，接近于1.0，這說明假定的線性關系完全適用，且可通過進一步增加樣本容量來減少a、b的誤差.

圖11 線性擬合分析Fig.11 Linear fitting analysis

表1 玄武巖纖維織物配網率Tab.1 Ratio of basalt textile grids

表2 基體配合比Tab.2 Mixed proportions of matrices kg·m-3

表3 PVA短纖維力學性能指標Tab.3 Mechanical performance indicators of short PVA fibers

表4 試件設計方案Tab.4 Specimens design plan

表5 玄武巖纖維織物力學性能Tab.5 Mechanical properties of basalt textile

表6 基體力學性能Tab.6 Mechanical properties matrix

表7 網格間距5 mm的試件開裂模式Tab.7 Cracking pattern of specimens with 5 mm mesh spacing

表8 網格間距10 mm的試件開裂模式Tab.8 Cracking pattern of specimens with 10 mm mesh spacing

表9 試驗結果匯總Tab.9 Summary of test results

表10 常數a、b取值及標準誤差Tab.10 Values of a and b and standard errors

用本文提出的承載力計算公式來計算文獻［15］中碳纖維織物增強HDC試件（CTR-HDC）、玻璃纖維織物增強HDC試件（GTR-HDC）的抗拉承載力，回歸直線見圖11.碳纖維織物、玻璃纖維織物的可決系數分別為0.895和0.888.確定的a、b數值及對應的標準誤差見表10.

由圖11可知：三種纖維織物增強HDC 試件的織物強度利用率差別較大.這是由于不同纖維織物與基體的界面黏結性能不同，導致纖維織物在復合材料中抗拉強度發揮能力產生差異.

3.2 抗拉強度計算公式

纖維織物增強HDC 的抗拉強度是其力學性能的關鍵參數，將式（3）除以試件的截面面積A，則可得到不同織物配網率和不同PVA 短纖維摻量下，纖維織物增強HDC的抗拉強度計算公式：

式（6）可用于計算不同織物配網率和PVA 短纖維摻量下，網格間距為5 mm 和10 mm 的玄武巖纖維織物增強HDC 的抗拉強度，為工程實際中的設計、應用提供了理論依據.

4 結論

1）對于玄武巖纖維織物增強HDC 試件，配網率的提高，試件的極限強度和峰值應變隨之提高，但織物強度利用率降低；PVA 短纖維摻量的增加，提高了試件的極限強度和織物強度利用率，但峰值應變下降.

2）隨著織物配網率的提高，試件呈現出典型的多裂縫開展特征，裂縫間距和寬度逐漸降低.PVA短纖維的摻入可減少織物的滑移，改善試件的破壞形態.

3）基體中粉煤灰摻量的變化對玄武巖纖維織物增強HDC 試件的抗拉強度影響較小，而粉煤灰摻量較高的試件，峰值應變提高.

4）當PVA 短纖維的長度大于網格間距時，隨著網格間距的增大，PVA 短纖維更多地附著于纖維束表面，提高了TR-HDC試件的織物強度利用率.

5）根據試驗結果提出同時考慮短纖維摻量和織物配網率的耦合作用系數，可用于計算不同PVA 短纖維摻量下，網格間距位5 mm 和10 mm 的玄武巖纖維織物增強HDC的抗拉強度.