超高韌性水泥基複合材料的攪拌方法研究

1 研究背景 水利工(gōng)程是我(wǒ)(wǒ)國的一(yī)項基礎産業工(gōng)程 ,目前我(wǒ)(wǒ)國正在大(dà)規模、高速度地進行水利開(kāi)發 ,2008 年第四 季度國家新增 200 億元中(zhōng)央水利建設投資(zī)加快水利基礎設施建設。水利工(gōng)程建設耗資(zī)巨大(dà) ,如果水利 工(gōng)程結構耐久性不足 ,将增加建築物(wù)使用過程中(zhōng)的修理與加固費(fèi)用 ,影響或限制結構的正常使用功能并 縮短結構的使用年限 ,影響效益和安全 ,不僅造成經濟損失 ,而且嚴重浪費(fèi)資(zī)源 ,引發社會問題。因此有 必要全方位、多渠道地提高水工(gōng)混凝土的質量和耐久性 ,延長工(gōng)程使用壽命 ,确保國家可持續發展戰略 在水利建設開(kāi)發過程中(zhōng)的有效實施。 裂縫是影響水工(gōng)混凝土質量和耐久性的首要因素 ,如何有效地控制水工(gōng)混凝土裂縫的産生(shēng)和擴展 是目前解決水工(gōng)混凝土結構耐久性問題的關鍵之一(yī)。從材料的角度來講 ,控制裂縫的方法主要是減少 水泥用量、使用外(wài)加劑和添加纖維。其中(zhōng)纖維的添加可以更爲有效地控制混凝土裂縫的形成和擴展 ,提 高混凝土的延性和韌性 ,能較好的解決由于荷載作用或其他變形作用引起的混凝土開(kāi)裂 ,成爲提高水工(gōng) 混凝土結構耐久性的有效方法之一(yī)。 目前各種纖維混凝土的研究和應用已經取得了豐碩的成果 ,尤其是高性能纖維混凝土的研究和應 用在較大(dà)程度上解決了混凝土的開(kāi)裂問題 [1 - 4 ] 。但是普通的高性能纖維混凝土通常采用較大(dà)的鋼纖維 體(tǐ)積摻量 ,不僅成本增加 ,重量大(dà) ,施工(gōng)困難 ,而且其裂縫控制寬度一(yī)般在幾百個微米 ,尤其當應變超過 115 %時基本上不能再控制裂縫寬度 [5 ] 。根據國内外(wài)設計規範及有關試驗資(zī)料 ,混凝土最大(dà)裂縫寬度的 控制标準大(dà)緻爲 :無侵蝕介質無防滲要求時 013～014mm;輕微侵蝕、無防滲要求時 012～013mm;嚴重侵 蝕、有防滲要求時 011～012mm。爲了能更好的控制混凝土在各種荷載和變形下(xià)的裂縫寬度 ,提高混凝 — 1055 — 土結構的抗裂防滲性能 ,20 世紀 90 年代初美國密歇根大(dà)學成功研制了一(yī)種中(zhōng)等纖維體(tǐ)積摻量的随機 短纖維增強高性能水泥基複合材料(Engineered cementitious composites ,簡稱 ECC) [6 - 8 ] 。它采用聚乙烯纖 維或聚乙烯醇纖維作爲增強材 ,以水泥淨漿或特制水泥砂漿爲基體(tǐ) ,通過細觀力學、斷裂力學和數理統 計方法選擇合理的纖維、基體(tǐ)和界面性能參數。這種新型材料在拉伸、彎曲等荷載作用下(xià)具有假應變硬 化和多縫開(kāi)裂的特性 ,最大(dà)裂縫寬度可以控制在 011mm 以内 ,可以有效的防止外(wài)界有害物(wù)質的侵入 ,提 高水工(gōng)結構的耐久性。由于荷載作用下(xià)大(dà)量細密裂縫的産生(shēng)使它同時具有高延性、高韌性和高能量吸 收能力 ,解決了混凝土本身固有的脆性。目前這種材料已經在日本、美國、韓國、瑞士和澳大(dà)利亞投入使 用 [9 - 11 ] 。由于它在提高結構的裂縫控制能力、增加結構的延性、耗能能力、抗侵蝕性、抗沖擊性和耐磨性 方面具有顯著的效果 [8 ] ,所以除了應用于水利工(gōng)程提高水工(gōng)結構的抗裂、抗侵蝕、抗凍融等耐久性能以 外(wài) ,它還可以用于橋梁工(gōng)程、道路路面工(gōng)程、地下(xià)工(gōng)程、抗震結構、大(dà)變形結構、抗沖擊結構和修複結構 等。 本文采用高強高彈模聚乙烯醇纖維作爲增強材 ,以精制水泥砂漿爲基體(tǐ) ,通過大(dà)量試驗研究成功配 制了具有類似于 ECC 材料性能的超高韌性水泥基複合材料(簡稱 UHTCC) 。本文将通過單軸拉伸試驗、 四點彎曲試驗、單軸抗壓試驗、三點彎曲缺口梁斷裂試驗研究這種超高韌性水泥基複合材料的抗拉、抗 彎、抗壓和斷裂性能。 2 試驗原材料和攪拌工(gōng)藝 211 原材料 膠凝材料包括 P. Ⅱ. 5215R 水泥和礦物(wù)摻合料 ,骨料爲特制沙 ,外(wài)加劑爲商(shāng)用高效減水 劑 ,拌和水爲飲用自來水 ,采用 PVA 纖維 ,有關性能參數見表 1 ,纖維體(tǐ)積摻量爲 2 %。 表 1 PVA 纖維參數 纖維名稱 名義強度/ MPa 纖維直徑/μm 纖維長度/ mm 彈性模量/ GPa 延伸率Π% PVA 1 620 39 12 4218 6 % 212 攪拌工(gōng)藝 首先将膠凝材料和精細沙投入攪拌機中(zhōng) ,先幹拌而後加水攪拌以使砂漿基體(tǐ)具有良好 的流動性和适宜的黏聚性 ,最後加入 PVA 纖維攪拌。攪拌結束後 ,纖維分(fēn)散均勻 ,沒有結團現象。所有 試件均鋼模成型 ,36h 後拆模 ,放(fàng)入标準養護室養護 28d 後取出 ,然後室内放(fàng)置直至試驗。 3 基本力學性能 311 拉伸性能 通過直接拉伸試驗測定超高韌性水泥基複合材料的拉伸性能。試件尺寸 350mm × 50mm ×15mm ,試件測量标距 200mm。試件形式分(fēn)爲不帶切口試件和雙邊切口試件 ,所有試件均先制成 不帶切口試件。試驗前采用約 2mm 寬的碳化鈣鋸對部分(fēn)試件進行雙邊切口 ,切口尺寸分(fēn)别爲 5mm 和 10mm。不帶切口試件的試驗齡期分(fēn)别爲 28d 和 90d ,切口試件的試驗齡期爲 90d。試驗時加載速率 011mm/ min ,采用荷載傳感器和夾式引伸計測量荷載和拉伸變形 ,德國産 IMC 全自動數據采集處理系統 進行荷載和變形的數據采集和處理。 試驗測得的荷載 - 變形曲線如圖 1 所示。 從圖 1 (a) 中(zhōng)可以看出 ,齡期從 28d 增長到 90d ,試件的拉伸應變基本沒變 ,而抗拉強度明顯增大(dà)。 由拉伸變形與測量标距的比值計算平均拉伸應變 ,由抗拉荷載與試件橫截面面積的比值計算抗拉強度。 計算得到的 28d 極限應變爲 3137 % , 抗拉強度爲 4171MPa ; 90d 極限應變爲 3140 % , 抗拉強度爲 5168MPa。由于礦物(wù)摻合料的二次水化反應 ,UHTCC 後期強度增加較大(dà) ,90d 齡期時抗拉強度較 28d 增 加了 2016 %。 試驗中(zhōng)觀察拉伸試件的開(kāi)裂情況 ,可以看到接近極限抗拉強度時 ,試件的受拉區内産生(shēng)了大(dà)量近似 平行的細密裂縫。采用 DJCK裂縫觀測儀觀測到的峰值荷載附近的裂縫張開(kāi)寬度在 50μm 左右。由于 — 1056 — 圖 1 試驗測得的荷載 - 變形曲線 開(kāi)裂混凝土的抗滲性是裂縫寬度的三次方 [5 ] ,所以如此小(xiǎo)的裂縫寬度可以有效地阻止侵蝕性物(wù)質的侵 入。如果利用這種材料作爲鋼筋的混凝土保護層 ,則可以有效地減慢(màn)鋼筋的腐蝕速率 ,提高鋼筋混凝土 結構的耐久性。由 DJCK裂縫觀測儀觀測到的裂縫寬度和裂縫條數随拉伸應變的增長關系如圖 2 所 示。從圖 2 可以看出 ,随着變形的增加 ,裂縫寬度先增長 ,當增加到一(yī)定值(本試驗爲 40～50μm) 時 ,随 着變形的增加 ,裂縫寬度不再增加 ,而裂縫條數随變形的增加近似成線性關系增長 ,峰值荷載附近裂縫 條數高達 200 條之多。 圖 2 裂縫寬度和裂縫條數随應變的增長關系 從圖 1 (b) 和圖 1 (c) 中(zhōng)可以看出 ,雙邊切口 5mm 的拉伸試件 ,測量标距内的總變形量明顯大(dà)于切口 的張開(kāi)變形量 ;雙邊切口 10mm 的拉伸試件 ,測量标距内的總變形量與切口的張開(kāi)變形量大(dà)體(tǐ)相當。由 于試件的變形主要來源于試件上産生(shēng)的裂縫條數和裂縫寬度 ,測量結果證明纖維具有非常良好的連接 作用 ,可以控制小(xiǎo)切口處裂縫的擴展 ,使小(xiǎo)切口試件的多縫開(kāi)裂形式優于大(dà)切口試件。對試件多縫開(kāi)裂 形式的實際觀察也證明了這一(yī)點。對比觀察兩種切口試件的多縫開(kāi)裂形式 ,可以看出當雙邊切口尺寸 較小(xiǎo)時 ,試件在整個測量标距範圍内産生(shēng)均勻分(fēn)布的多條細裂縫 ;當雙邊切口尺寸較大(dà)時 ,多縫開(kāi)裂僅 限于切口附近 ,并且裂縫不再近似平行 ,而是圍繞切口呈弧形曲線。 由抗拉荷載與試件切口處橫截面面積的比值計算切口試件的名義抗拉強度 ,雙邊切口 5mm 試件的 名義抗拉強度 5132MPa ,雙邊切口 10mm 試件的名義抗拉強度 5190MPa ,與無切口試件的抗拉強度對比 可以發現試件的抗拉強度基本不變。 312 彎曲性能 采用薄闆試件和梁試件研究超高韌性水泥基複合材料的彎曲性能 ,試件尺寸分(fēn)别爲 400mm ×100mm ×15mm 和 400mm ×100mm ×100mm。試驗齡期 90d。分(fēn)别在 30t 的閉環液壓伺服材料試 驗機和 100t 的閉環液壓伺服材料試驗機上進行試驗。加載速率分(fēn)别爲 015mm/ min 和 011mm/ min。加 載方式爲三分(fēn)點加載。采用荷載傳感器和 LVDT 測量抗彎荷載和跨中(zhōng)撓度 ,德國進口的 IMC 全自動數 據采集處理系統進行荷載和變形的數據采集和處理。 試驗得到的荷載 - 撓度曲線如圖 3 所示。右側縱坐标是根據材料力學公式計算得到的抗彎應力。 由荷載 - 撓度曲線可得開(kāi)裂荷載和開(kāi)裂撓度、極限荷載和極限撓度 ,然後分(fēn)别采用如下(xià)公式計算開(kāi) 裂強度、抗彎強度和極限拉伸應變預測值 ,計算結果見表 2。 — 1057 — 圖 3 荷載 - 撓度曲線 表 2 主要力學性能指标 編号 開(kāi)裂撓度 δcΠmm 開(kāi)裂荷載 PcΠN 極限撓度 δuΠmm 極限荷載 PuΠN 比例極限強度 σcΠMPa 拉伸應變 預測值Π% 抗彎強度 σuΠMPa 1 0138 367 3113 95610 4189 3134 12175 薄闆試件 2 0138 372 3012 1 01816 4196 3122 13158 3 0145 426 3015 99610 5168 3125 13128 平均值 0140 388 3017 99012 5117 3127 13120 1 0136 2415 3198 39156 7135 3118 11187 梁試件 2 0123 25152 3192 42150 7166 3114 12175 3 0125 24141 4133 40130 7132 3146 12109 平均值 0128 24181 4108 4018 7144 3126 12124 開(kāi)裂強度σc (MPa) : σc = Pc l0 bh 2 (1) 抗彎強度σu (MPa) : σu = Pu l0 bh 2 (2) 極限拉伸應變預測值εu : εu = 1 s kh l 2 0 f (3) 式中(zhōng) : Pc 爲開(kāi)裂荷載 (N) ; Pu 爲極限荷載 (N) ; l0 爲梁的計算跨度 (mm) ; b、h 爲試件的寬度和高度 (mm) ;s 爲與荷載形式、支承條件等有關的系數 ,對于大(dà)變形情況下(xià)的四點彎曲構件 ,系數 s = 1/ 8 ; k = ht / h 爲受拉區高度 ht 與構件截面高度 h 的比值 ,根據試驗得到的裂縫沿構件高度方向的擴展深度進行 估算 ;f 爲跨中(zhōng)撓度(mm) 。 由計算結果可見 ,無論是薄闆試件還是梁試件 ,拉伸應變預測值均在 3 %以上 ,遠大(dà)于混凝土的極 限拉伸應變 ,充分(fēn)體(tǐ)現了 UHTCC 的高延性性能。預測拉伸應變與實測拉伸應變的誤差約爲 318 %。 彎曲韌性是評價材料彎曲性能的重要指标之一(yī) ,根據試驗測量結果 ,參考 ASTM 标準 [12 ] ,對韌性指 标定義如下(xià) : (1) 對于薄闆試件 ,以開(kāi)裂撓度δc 對應的荷載 - 撓度曲線下(xià)面積 A0 爲基準 ,分(fēn)别取 5δc 、 10δc 、30δc 、50δc 、峰值荷載時的撓度δu 對應荷載 - 撓度曲線下(xià)的面積與 A0 的比值爲韌性指标 ,并依次 記爲 I9 、I19 、I59 、I99和 I2 u - 1 ; (2) 對于梁試件 ,以開(kāi)裂撓度δc 對應的荷載 - 撓度曲線下(xià)面積 A0 爲基準 , 分(fēn)别取 3δc 、5δc 、10δc 、15δc 、20δc 、峰值荷載時的撓度δu 對應荷載 - 撓度曲線下(xià)的面積與 A0 的比值爲 韌性指标 ,并依次記爲 I5 、I9 、I19 、I29 、I39和 I2 u - 1 。 同時參考文獻[13 ]中(zhōng)的定義 ,規定當 Ix > x 時 ,材料爲韌性材料。根據上述定義計算得到的 UHTCC 的韌性指标見表 3。由計算結果可知(zhī) ,無論是薄闆試件還是梁試件 ,均滿足 Ix > x ,且随着 x 的增加 , Ix — 1058 — 與 x 之間的差值增大(dà) ,說明随着變形的增加 ,材料韌性增加。 表 3 韌性指标 編号 薄闆韌性指标 梁韌性指标 I9 I19 I59 I99 I2u - 1 I5 I9 I19 I29 I39 I2u - 1 1 913 2214 8516 15418 30219 610 1119 2713 4018 4819 3016 2 1013 2416 9118 16710 30412 614 1218 3014 4815 6315 5419 3 1018 2519 9317 16910 25518 618 1315 3117 5013 6718 5815 平均值 1011 2413 9014 16316 28716 614 1218 2918 4615 6011 4810 UHTCC 的彎曲殘餘強度指标計算結果如表 4 所示。對理想彈塑性材料來說 , R = 100。從表 4 中(zhōng)可 以看出除了梁試件中(zhōng) 1 号試件的 R29 ,39低于 100 以外(wài) ,UHTCC 的彎曲殘餘強度指标都在 100 以上 ,說明 UHTCC 具有相對較高的塑性性能。 表 4 殘餘強度指标 編号 薄闆韌性指标 梁韌性指标 R9 ,19 R19 ,59 R59 ,99 R99 ,2u - 1 R5 ,9 R9 ,19 R19 ,29 R29 ,39 R39 ,2u - 1 1 131 158 173 228 148 154 135 81 102 2 143 168 188 233 160 176 181 150 143 3 151 170 188 241 168 182 186 175 186 平均值 142 165 183 234 158 171 167 135 144 試驗中(zhōng)觀測試件的變形情況和多縫開(kāi)裂形式可以發現 :薄闆試件在峰值荷載時産生(shēng)較大(dà)的彎曲變 形 ,并且保持良好的試件完整性 ,僅在試件的底面可以觀測到大(dà)量近似平行的細小(xiǎo)裂縫 ,裂縫寬度 50μm 左右 ,平均裂縫間距 1mm 左右 ;梁試件在荷載開(kāi)始下(xià)降後 ,仍然保持完整狀态 ,并且随着荷載的進一(yī)步 下(xià)降 ,僅在試件的下(xià)部可以觀測到明顯的局部破壞裂縫 ,而試件的側面卻可以看到大(dà)量細密裂縫 ,由于 受梁試件橫截面上的彎拉應力分(fēn)布的影響 ,側面裂縫間距從下(xià)往上逐漸增大(dà)。 綜上所述 ,超高韌性水泥基複合材料在彎曲荷載作用下(xià)的變形能力遠大(dà)于混凝土和普通纖維增強 水泥基複合材料 ,而且它的開(kāi)裂形式與混凝土和普通纖維增強水泥基複合材料的開(kāi)裂形式也明顯不同。 由于超高韌性水泥基複合材料選擇了更爲合理的材料參數 ,使纖維的增強增韌效果得到了更好的發揮。 在彎曲荷載作用下(xià) ,超高韌性水泥基複合材料中(zhōng)的纖維依靠其連接作用控制了裂縫的進一(yī)步擴展 ,并承 擔了基體(tǐ)釋放(fàng)的應力 ,同時依靠界面黏結将應力傳遞給周圍未開(kāi)裂的基體(tǐ) ,誘發新裂縫的産生(shēng) ,使試件 的純彎曲段逐漸出現了大(dà)量近似平行的細密裂縫。試驗中(zhōng)觀測到的試件上衆多的細密裂縫充分(fēn)體(tǐ)現了 纖維對基體(tǐ)裂縫的産生(shēng)和擴展的有效控制作用。 313 抗壓性能 試驗采用棱柱體(tǐ)試件和立方體(tǐ)試件測定超高韌性水泥基複合材料的抗壓性能。試件 尺寸分(fēn)别爲 40mm ×40mm ×160mm 和 7017mm ×7017mm ×7017mm。試驗齡期 90d。在 300t 的閉環液壓 伺服材料試驗機上進行單軸抗壓試驗 ,采用位移控制 ,加載速率 015mm/ min。用 2 個 LVDT 分(fēn)别在試件 兩側的對稱位置測量壓縮變形。對于棱柱體(tǐ)試件 ,在兩個對應的側面上分(fēn)别粘貼相互垂直的應變片 ,測 量試件受壓過程中(zhōng)的壓縮應變和橫向應變。采用德國進口的 IMC 全自動數據采集處理系統進行荷載、 變形和應變的數據采集和處理。 試驗測得的抗壓全曲線如圖 4 所示 ,右側縱坐标是計算得到的抗壓強度。從圖 4 可以看出 ,無論是 棱柱體(tǐ)試件還是立方體(tǐ)試件 ,峰值點以後的下(xià)降段與普通混凝土明顯不同 ,沒有出現荷載的陡然降低 , 而是表現出了較爲緩慢(màn)的下(xià)降過程 ,體(tǐ)現了纖維的增韌效果 ,表明超高韌性水泥基複合材料較混凝土有 非常明顯的峰值後延性。 根據抗壓全曲線得到的力學性能指标如表 5 所示。由于立方體(tǐ)抗壓強度僅是混凝土劃分(fēn)強度等級 的依據 ,實際工(gōng)程中(zhōng)很少有結構形式是立方體(tǐ)的 ,大(dà)部分(fēn)是棱柱體(tǐ)或圓柱體(tǐ) ,所以本文對棱柱體(tǐ)試件在 測得抗壓強度的同時 ,還根據電(diàn)測法測量得到的應變計算了 UHTCC 材料的彈性模量和泊松比。由計算 — 1059 — 圖 4 試件荷載 - 變形曲線 結果可以得到棱柱體(tǐ)試件的抗壓強度是 41192MPa ,立方體(tǐ)試件的抗壓強度是 49174MPa。UHTCC 材料 的泊松比是 01229 ,彈性模量 1913GPa。與普通混凝土相比 ,UHTCC 的彈性模量偏低 ,但受壓變形能力比 普通混凝土大(dà)很多。這主要是由于纖維的連接作用和 UHTCC 材料爲了獲得高延性和高韌性而限制了 基體(tǐ)中(zhōng)骨料粒徑的尺寸。 表 5 抗壓試驗結果 編号 比例極限應變 ×10 - 2 比例極限強度Π MPa 峰值點應變 ×10 - 2 抗壓強度Π MPa 開(kāi)裂強度 極限強度 泊松比 彈性模量Π GPa 1 0138 37181 0149 41175 0191 01229 1912 棱柱體(tǐ) 2 0142 35119 0158 41181 0184 01222 2018 3 0138 35106 0153 42119 0183 01235 1719 均值 0139 36102 0153 41192 0186 01229 1913 1 1130 37199 1191 46105 0182 立方體(tǐ) 2 0174 43111 1116 50124 0186 3 0168 40161 1106 52194 0177 均值 0191 40157 1138 49174 0182 試驗結束後觀察試件的破壞形式可以發現 ,棱柱體(tǐ)試件産生(shēng)類似于混凝土和鋼纖維混凝土的斜向 剪切破壞 ,而立方體(tǐ)試件并沒有觀測到明顯的棱錐體(tǐ)破壞 ,僅在試件表面能觀測到一(yī)些破壞裂縫。所有 試件在峰值荷載時均能保持良好的整體(tǐ)完整性 ,不會出現脆性坍塌碎裂破壞。 314 斷裂性能 采用三點彎曲梁試件研究超高韌性水泥基複合材料及其基體(tǐ)的斷裂性能,試件尺寸 40mm ×40mm ×200mm。試驗齡期 90d。試驗前采用約 2mm 寬的碳化鈣鋸在淨跨的中(zhōng)部鋸出缺口。缺 口深度分(fēn)别爲 10mm 和 16mm。在 30t 的閉環液壓伺服材料試驗機上進行試驗 ,基體(tǐ)的加載速率 0102mm/ min , UHTCC 的加載速率 013mm/ min。采用夾式引伸計測量裂縫口張開(kāi)位移 ,采用荷載傳感器 測量荷載。通過在試件表面粘貼全橋電(diàn)阻應變計的方法測量起裂荷載。 31411 P2CMOD 曲線 三點彎曲梁試驗得到的荷載 - 裂縫口張開(kāi)位移曲線( P2CMOD 曲線) 如圖 5 和圖 6 所示。從圖中(zhōng)可以看出 ,纖維的加入使 UHTCC 的極限荷載較基體(tǐ)明顯提高。由于纖維的阻裂作用 , 與基體(tǐ)相比 ,UHTCC 峰值前的非線性段更爲明顯 ,峰值後的下(xià)降段更爲緩慢(màn)平穩。因此 ,纖維的加入使 UHTCC 的粘聚韌度明顯增大(dà) ,峰值前裂縫的穩定擴展階段延長 ,峰值後的延性和韌性增大(dà)。 31412 起裂荷載的确定 通過在試件表面粘貼全橋應變計的方法來确定材料的起裂荷載。試驗得到 的荷載 - 應變曲線如圖 7 所示。通過對基體(tǐ)和 UHTCC 的曲線對比可以看出 ,二者的荷載 - 應變曲線明 顯不同。 基體(tǐ)的荷載 - 應變曲線可以分(fēn)爲 3 個階段 :第一(yī)階段 ,荷載随着應變的增加近似呈線性增加 ,直至 應變達到最大(dà)值。第二階段 ,随着荷載的繼續增加 ,應變開(kāi)始減小(xiǎo) ,直至荷載達到峰值荷載。這主要是 由基體(tǐ)開(kāi)裂引起的。由于裂縫的産生(shēng) ,兩側的基體(tǐ)卸載回縮 ,導緻應變減小(xiǎo)。由此可以得到基體(tǐ)的應變 最大(dà)值點就是起裂荷載點 ;第三階段 ,峰值荷載後 ,随着應變的繼續減小(xiǎo) ,荷載開(kāi)始降低。此過程對應于 裂縫的失穩擴展過程。 UHTCC 的荷載 - 應變曲線具有明顯的假應變硬化特征。在荷載的上升過程中(zhōng) ,可以觀測到應變有 — 1060 — 圖 5 P2CMOD 曲線(缺口深度 10mm) 圖 6 P2CMOD 曲線(缺口深度 16mm) 一(yī)個明顯的回縮點 ,這個回縮點是由于裂縫的産生(shēng)引起的。但随後由于纖維的連接作用 ,應變很快又(yòu)恢 複了增加。本文将這個回縮點定爲 UHTCC 的起裂荷載點。 圖 7 荷載 - 應變曲線(缺口深度 10mm) 31413 試驗結果 通過計算得到的基體(tǐ)的試驗結果見表 6。UHTCC 的計算結果見表 7。由于纖維的加 入 ,缺口深度 10mm 的 UHTCC 的起裂荷載較基體(tǐ)提高了 3105 倍 ,峰值荷載較基體(tǐ)提高了 3181 倍 ,峰值 荷載對應的 CMOD 提高了 46173 倍 ;缺口深度 16mm 的 UHTCC 的起裂荷載較基體(tǐ)提高了 2187 倍 ,峰值 表 6 基體(tǐ)試驗結果 編号 起裂荷載 PinΠkN 名義起裂強度Π MPa 峰值荷載對應 CMODmaxΠmm 峰值荷載 PmaxΠkN 名義峰值強度Π MPa Pin Pmax 1 0141 5147 01022 0151 6180 0180 基體(tǐ)210 2 0137 4193 01018 0140 5133 0193 3 0137 4193 01027 0149 6153 0176 均值 0138 5111 01022 0147 6122 0181 1 0131 6146 01022 0133 6188 0194 基體(tǐ)216 2 0127 5163 01011 0131 6146 0187 3 0131 6146 01011 0133 6188 0194 均值 0130 6118 01015 0132 6174 0194 — 1061 — 荷載較基體(tǐ)提高了 3163 倍 ,峰值荷載對應的 CMOD 提高了 49167 倍。通過比較起裂荷載與峰值荷載的 比值 ,可以看出纖維的加入使材料開(kāi)裂後具有更大(dà)的荷載增值度。 表 7 UHTCC 試驗結果 編号 起裂荷載 PinΠkN 名義起裂強度Π MPa 峰值荷載對應 CMODmaxΠmm 峰值荷載 PmaxΠkN 名義峰值強度Π MPa Pin Pmax 1 1123 16140 1112 2114 28153 0157 UHTCC210 2 1189 25120 1110 2138 31173 0179 3 1149 19187 0193 2125 30100 0166 均值 1154 20149 1105 2126 30109 0168 1 1119 24179 0183 1146 30142 0182 UHTCC216 2 1109 22171 0160 1141 29138 0177 3 1121 25121 0184 1157 32171 0177 均值 1116 24124 0176 1148 30183 0179 試驗結束後觀察試件破壞情況發現 ,基體(tǐ)在兩種切口下(xià)均爲單一(yī)裂縫破壞 ,而 UHTCC 則表現出多 縫開(kāi)裂破壞 ,并且切口小(xiǎo)時 UHTCC 的多縫開(kāi)裂波及範圍較大(dà) ,裂縫條數較多 ,這與拉伸試驗中(zhōng)兩種切口 試件的試驗結果是一(yī)緻的。由此也可以證明無論是彎曲荷載還是拉伸荷載作用下(xià) ,UHTCC 對小(xiǎo)切口具 有不敏感性。 4 結論 超高韌性水泥基複合材料具有類似金屬材料的拉伸強化性能 ,其極限拉伸應變可達 3 %以上 ,幾乎 相當于鋼材的塑性應變能力 ,是一(yī)種具有像金屬一(yī)樣可變形的纖維混凝土材料。在拉伸和彎曲荷載作 用下(xià)均表現出明顯的假應變硬化和多縫開(kāi)裂特性 ,最大(dà)裂縫寬度在 50μm 左右 ,可以有效的阻止外(wài)界有 害物(wù)質的侵入 ,适用于抗裂防滲要求較高的水工(gōng)混凝土結構。同時 UHTCC 是一(yī)種具有高韌性的延性混 凝土 ,它具有很強的能量吸收能力 ,因此可以顯著改善混凝土結構的抗震性能和變形能力 ,可用于抗震 結構、大(dà)變形結構、抗沖擊結構、結構裂縫控制和耐損傷工(gōng)程結構。由于 UHTCC 具有相當于鋼材的變形 能力 ,因此可用于混凝土結構中(zhōng)一(yī)些塑性變形較大(dà)的構件和部位 ,比如在塑性鉸區使用 UHTCC ,可在很 大(dà)的塑性變形階段保持塑性鉸的完整性。此外(wài) ,UHTCC 的抗壓強度類似于混凝土 ,抗壓彈性模量較低 , 但受壓變形能力比普通混凝土大(dà)很多 ,而且在極限荷載時材料能保持良好的整體(tǐ)性 ,不會發生(shēng)坍塌破 碎。通過三點彎曲缺口梁試驗證明 ,UHTCC 的峰值荷載和峰值荷載對應變形都較基體(tǐ)有非常明顯的提 高。缺口拉伸試件和缺口梁試件均證明 ,UHTCC 可以将單一(yī)裂縫細化成多條細密裂縫 ,同時 UHTCC 具 有對小(xiǎo)缺口不敏感的特性。由于超高韌性水泥基複合材料具有多方面的優越性 ,因此在很多建設項目 中(zhōng)有着潛在的應用前景。