田正宏， 江桂林， 吳 軍， 羅時權(quán)

(1.河海大學(xué) 水利水電學(xué)院， 江蘇 南京 210098；2.中國水利水電第七工程局有限公司， 四川 成都 610081)

混凝土常遇到動荷載工況，如機(jī)電設(shè)備、道路橋梁和機(jī)場跑道等結(jié)構(gòu)的動力沖擊效應(yīng).由于聚乙烯醇(PVA)性能優(yōu)越，對PVA纖維水泥基復(fù)合材料的動態(tài)抗拉力學(xué)性能研究已成為近期熱點.如Yang等[1]基于美國MTS材料測試系統(tǒng)進(jìn)行了PVA纖維水泥基材料拉伸試驗，研究表明超低應(yīng)變率條件下，PVA纖維水泥基材料的抗拉強(qiáng)度隨應(yīng)變率增長而增加；Wang等[2]開展了超高速彈射沖擊速度下PVA纖維水泥基材料的拉伸強(qiáng)度試驗，提出動力增長因子與應(yīng)變率存在正相關(guān)效應(yīng)；黃政宇等[3]進(jìn)行鋼纖維活性粉末混凝土動態(tài)拉伸試驗，分析了鋼纖維活性粉末混凝土的應(yīng)變率效應(yīng)；楊惠賢等[4]研究混合纖維增強(qiáng)水泥基材料動力拉伸特性，結(jié)果表明PVA纖維的應(yīng)變率效應(yīng)對材料耗能能力的影響比鋼纖維更強(qiáng).

超高分子聚乙烯(UHMWPE)纖維是新型超高性能制造工業(yè)用材料，其彈性模量和強(qiáng)度均遠(yuǎn)高于PVA纖維.目前對于適量摻加UHMWPE纖維的水泥基材料的動態(tài)劈拉效應(yīng)與能量耗散研究尚未見報道，而且盡管對纖維水泥基材料的動態(tài)劈拉性能研究有很多，且結(jié)論基本一致，但其理論分析仍不夠系統(tǒng)，有待進(jìn)一步完善.

為此，本文采用分離式霍普金森壓桿(SHPB)沖擊裝置，針對UHMWPE纖維砂漿、PVA(Ⅰ型和Ⅱ型)纖維砂漿進(jìn)行動態(tài)劈拉試驗，獲取不同應(yīng)變率下各類纖維砂漿的動態(tài)劈拉效果；并以纖維砂漿劈拉強(qiáng)度和能量耗散為特性指標(biāo)，同時結(jié)合纖維砂漿破壞形態(tài)，評價上述纖維砂漿抗劈拉能力的優(yōu)劣，分析應(yīng)變率對纖維砂漿劈拉強(qiáng)度、動力強(qiáng)度增長因子及動力耗散能的影響.

1 試驗

1.1 試驗材料

海螺牌P·O 42.5水泥；天然河砂，細(xì)度模數(shù)2.8；自來水；UHMWPE纖維、Ⅰ型(中國產(chǎn))PVA和Ⅱ型(日本產(chǎn))PVA纖維，各纖維物理參數(shù)見表1.

表1 纖維物理參數(shù)

1.2 試驗配合比

各組砂漿試件配合比m(水)∶m(水泥)∶m(砂)=1∶2∶4，其中，水的摻量為230kg/m3.A組為素砂漿試件，B，C，D組分別為等量摻加1.8kg/m3的UHMWPE、 Ⅰ 型PVA、 Ⅱ 型PVA纖維的砂漿試件.

1.3 試驗工況

每組砂漿試件的靜態(tài)劈拉試驗均重復(fù)5次；動態(tài)試驗僅考慮沖擊氣壓的變化，各組砂漿試件的沖擊氣壓分別采用0.20，0.25，0.30，0.35，0.40MPa，其他影響因素在試驗過程中保持不變，重復(fù)5次沖擊試驗.

2 試驗原理

2.1 靜態(tài)劈拉試驗

使用萬能試驗機(jī)進(jìn)行靜態(tài)巴西圓盤試驗.根據(jù)ASTM規(guī)范[5]建議，圓盤狀試件尺寸為φ74×37mm，其原理如圖1所示.

圖1 靜態(tài)劈拉試驗原理Fig.1 Principle of statical splitting tensile test

基于彈性理論，靜態(tài)條件下對徑壓縮的巴西圓盤試件拉、壓應(yīng)力σx，σy分別為[6]：

(1)

式中：F為動態(tài)試驗的沖擊荷載；L為試件厚度；D為試件直徑；y0為應(yīng)變片(圖1中的小矩形)中心到施加沖擊荷載點的距離.

(2)

由于水泥基材料抗拉強(qiáng)度通常是其抗壓強(qiáng)度的1/20～1/10，故可認(rèn)為，劈拉試件受到法向受拉破壞時，試驗得到的σx即為試件抗拉強(qiáng)度.

各組砂漿試件靜態(tài)劈拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示.A，B，C，D組砂漿試件達(dá)到破壞所需時間分別為71.7，102.9，83.4，88.5s，與此對應(yīng)的應(yīng)變分別為205×10-6，308×10-6，251×10-6，270×10-6.由此可知，各組砂漿試件應(yīng)變率均近似為3×10-6s-1，故文中將此值取為試件的靜態(tài)應(yīng)變率.

圖2 各組砂漿試件靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Static stress-strain curves of each group mortar specimen

2.2 動態(tài)劈拉試驗

采用直徑74mm的分離式變截面霍普金森壓桿(SHPB)試驗裝置進(jìn)行砂漿試件動態(tài)劈拉試驗.試件沿徑向夾在入射桿與透射桿之間.為保證與SHPB試驗壓桿尺寸一致，將試件直徑取為74mm.參照ASTM規(guī)范[5]建議，圓盤狀試件厚度為37mm； 整形紫銅片直徑為20mm，厚度為1mm；子彈直徑為37mm，長度為600mm；裝彈長度為1800mm. SHPB裝置劈拉試驗示意圖如圖3所示.

由圖3可見，試驗裝置通過控制氣壓使子彈以不同沖擊速度沖擊入射桿，應(yīng)力波傳遞至試件后，一部分反射回入射桿，另一部分則沿透射桿繼續(xù)傳播.采用SHPB試驗獲取的入射波、反射波及透射波時程圖如圖4所示.

圖3 SHPB裝置劈拉試驗示意圖Fig.3 SHPB splitting tensile schematic diagram(size:mm)

圖4 SHPB試驗獲取的3波時程圖Fig.4 SHPB test three waves time history chart

Gomez等[7]研究表明，砂漿試件劈拉強(qiáng)度σt可由式(3)表示：

(3)

式中：εt,max為透射桿上最大應(yīng)變；Ft,max為透射桿上最大沖擊荷載；A，E分別為透射桿的橫截面積和彈性模量.

(4)

式中：Es為試件拉伸彈性模量；t為透射波從起始至最大值的時間.

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 砂漿試件破壞形態(tài)

3.1.1靜態(tài)破壞

各組砂漿試件靜態(tài)劈拉破壞形態(tài)如圖5所示.由圖5可知，纖維砂漿試件B，C，D的裂縫寬度均明顯小于素砂漿試件A，其中試件B的裂縫寬度最小.靜態(tài)破壞宏觀機(jī)理是由于纖維橋接作用有效限制了裂縫擴(kuò)展：UHMWPE纖維彈性模量和抗拉強(qiáng)度均高于PVA纖維，故其橋連作用優(yōu)于后者；Ⅱ 型PVA纖維表面經(jīng)過特殊處理(醛化處理)，降低了纖維束之間的黏結(jié)強(qiáng)度，提高了纖維在砂漿攪拌制備過程中的分散均勻性，也能顯著改善纖維與砂漿基質(zhì)接觸薄弱區(qū)域，故其限制裂縫擴(kuò)展的效果優(yōu)于 Ⅰ 型PVA.

圖5 各組砂漿試件靜態(tài)劈拉破壞形態(tài)Fig.5 Static split tensile failure mode of each group mortar specimen

3.1.2動態(tài)破壞

砂漿試件動態(tài)劈拉破壞形態(tài)如圖6所示，其中右下角的數(shù)值為應(yīng)變率，單位為s-1.

由圖6可見，各組砂漿試件動態(tài)破壞均由中心裂縫引起，沿加載方向劈裂；各組砂漿試件的破裂程度均隨應(yīng)變率的增加而增加；各組砂漿試件加載兩端均有三角形區(qū)域的局部崩裂破壞，這是由于砂漿試件在中心裂縫貫通前，斷面承受應(yīng)力大于抗壓強(qiáng)度時，試件兩端面就會出現(xiàn)局部破碎；試件B破壞模式主要以中心裂縫為主，并能保持相對完整性；Ⅱ型PVA砂漿破壞程度小于Ⅰ型PVA纖維砂漿.

圖6 各組砂漿試件動態(tài)劈拉破壞形態(tài)Fig.6 Dynamic split tensile failure mode of each group mortar specimen

在0.35MPa沖擊氣壓下，各組纖維砂漿試件斷面破壞形態(tài)如圖7所示.由圖7可見，UHMWPE纖維砂漿試件斷裂面幾乎沒有裂縫，而PVA纖維砂漿試件出現(xiàn)了明顯裂縫.結(jié)合表1可知，UHMWPE纖維彈性模量和抗拉強(qiáng)度指標(biāo)均高于PVA纖維，而斷裂伸長率小于PVA纖維，由此可證實彈性模量和抗拉強(qiáng)度對砂漿試件的限裂阻裂具有重要影響，斷裂伸長率則不是關(guān)鍵因素[9].綜上可知，UHMWPE纖維阻裂能力明顯優(yōu)于PVA纖維，Ⅱ型PVA纖維優(yōu)于Ⅰ型PVA纖維.

圖7 各組纖維砂漿試件斷裂面破壞形態(tài)Fig.7 Failure modes of fracture surface of each group fiber mortar specimen

3.2 砂漿試件劈拉強(qiáng)度分析

各組砂漿試件動態(tài)性能參數(shù)如表2所示.

表2 不同應(yīng)變率下各組砂漿試件性能參數(shù)

由表2可知，各組砂漿試件動態(tài)劈拉強(qiáng)度均隨應(yīng)變率增加而提高，但UHMWPE纖維砂漿試件劈拉強(qiáng)度始終最大，相比素砂漿試件，UHMWPE纖維砂漿試件的劈拉強(qiáng)度最大可提高20.6%左右.原因是在沖擊荷載下，試件內(nèi)部應(yīng)力上升時間很短，材料變形緩沖小，在力學(xué)性能上表現(xiàn)出黏性機(jī)制，只能通過增加應(yīng)力的途徑來抵消外部能量，從而使材料的強(qiáng)度提高[10]；隨著應(yīng)變率的增加，試件由二維應(yīng)力狀態(tài)向應(yīng)變狀態(tài)轉(zhuǎn)換，尤其是中間部分的側(cè)向變形由于慣性作用而受到限制，材料近似處于圍壓狀態(tài)，故增加了試件的破壞應(yīng)力.而纖維橋接作用既能改變且延長試件的裂縫開展路徑，又能增加側(cè)向約束，故能有效延緩裂縫擴(kuò)展速率進(jìn)而提高試件韌性.

3.3 劈拉強(qiáng)度與應(yīng)變率關(guān)系

纖維砂漿動態(tài)增長因子(DIF， dynamic increase factor)由動態(tài)劈拉強(qiáng)度σd與靜態(tài)劈拉強(qiáng)度σs的比值來表征，即DIF=σd/σs.已有研究用分段函數(shù)來表示應(yīng)變率與動態(tài)劈拉強(qiáng)度的關(guān)系，如Zhou等[11]通過試驗提出水泥基類材料的動態(tài)增長因子DIF的表達(dá)式，如式(5)所示：

(5)

式(5)形式復(fù)雜、存在分段點且物理意義不夠明確.結(jié)合前述試驗結(jié)果，本文提出了基于應(yīng)變率效應(yīng)的靜動態(tài)統(tǒng)一劈拉強(qiáng)度σ的擬合公式，如式(6)所示：

(6)

對各組砂漿試件進(jìn)行擬合，擬合曲線如圖8所示，擬合參數(shù)如表3所示.

由圖8可知，本文提出的經(jīng)驗公式可以很好地模擬各組砂漿試件劈拉強(qiáng)度與應(yīng)變率之間的關(guān)系.由式(6)可知，砂漿試件的劈拉強(qiáng)度由靜態(tài)項和率型增強(qiáng)項組成.由表3可知，參數(shù)p接近砂漿的靜態(tài)抗壓強(qiáng)度，在靜態(tài)條件下，由于應(yīng)變率變化很小，此時試件劈拉強(qiáng)度取決于靜態(tài)抗拉強(qiáng)度；參數(shù)q表示隨應(yīng)變率增加的抗拉強(qiáng)度增幅程度；UHWMPE纖維砂漿試件強(qiáng)度與沖擊應(yīng)變率呈強(qiáng)正相關(guān)關(guān)系，驗證了UHWMPE纖維的增強(qiáng)和阻裂效果最理想；參數(shù)r表征各組砂漿試件強(qiáng)度率型效應(yīng)程度，其中UHWMPE纖維砂漿的率型效應(yīng)最弱.

圖8 各組砂漿試件劈拉強(qiáng)度與應(yīng)變率的關(guān)系Fig.8 Relationship between tensile strength and strain rate of motar specimens

SpecimenNo.pqrA4.180.00650.46B4.460.01800.41C4.280.01200.43D4.340.01500.42

3.4 能量耗散

采用能量原理分析動態(tài)劈拉過程中砂漿的力學(xué)性能.定義輸入波Wi(t)，反射波Wr(t)及透射波Wt(t) 能量分別如式(7)～(9)所示[12]：

(7)

(8)

(9)

式中：C為波速，m/s；εi，εr，εt分別為輸入波、反射波及透射波的脈沖應(yīng)變.

由能量守恒原理，能量耗散Ws(t)可由式(10)得到：

Ws(t)=Wi(t)-Wr(t)-Wt(t)

(10)

由圖9可知，各組砂漿試件的峰值耗散能均表現(xiàn)出相同劈拉破壞閾值時間段，即初始段(a段，0～40μs)，試件劈拉處于壓實階段，尚未體現(xiàn)出損傷效應(yīng)；累積段(b段，40～270μs)，不同類型試件耗散能隨時間基本呈線性增長，且UHMWPE砂漿試件的耗散能較其他各組砂漿試件高；穩(wěn)定段(c段，270μs以后)，試件已進(jìn)入破壞狀態(tài)，表明峰值耗散能量已穩(wěn)定且不再增長.上述3個階段特征對應(yīng)前述破壞形態(tài)，表明無論是否摻纖維，砂漿的動態(tài)劈拉耗能歷時差異均較小，反映出纖維只對改善砂漿破壞形態(tài)有效，而對阻止裂縫尖端開度影響不大.

圖9 不同應(yīng)變率下各組砂漿試件Ws(t)時程曲線Fig.9 Ws(t) time history curves of mortar specimens under different strain rates

圖10 各組砂漿試件應(yīng)變率與最大耗散能關(guān)系Fig.10 Relationship between strain rate and maximum dissipation energy of each group mortar specimen

由圖10可以看出，各組砂漿試件最大耗散能隨應(yīng)變率增加呈非線性增長，UHWMPE纖維砂漿Ws,max最大.這是由于UHWMPE纖維的彈性模量和抗拉強(qiáng)度較PVA纖維高，故摻入砂漿后其基體能量耗散能力顯著增強(qiáng)，其中摻1.8kg/m3UHMWPE纖維的砂漿試件最大耗散能Ws,max的閾值較素砂漿試件大約增加15%；Ⅱ型PVA纖維的彈性模量和抗拉強(qiáng)度略高于Ⅰ型PVA纖維，且Ⅱ型PVA纖維表面經(jīng)過特殊化處理，與水泥基質(zhì)間的黏結(jié)力得以增強(qiáng)，因而Ⅱ型PVA纖維砂漿的能量耗散要優(yōu)于Ⅰ型PVA纖維砂漿.當(dāng)應(yīng)變率超過50s-1后，各組砂漿試件最大耗散能則趨于平緩且不再增加，這是由于高應(yīng)變率下裂縫迅速貫穿試件，纖維此時已被拉斷或與水泥基質(zhì)脫離，無法繼續(xù)吸收能量.

綜上可知，各組砂漿試件施加抗拉能力隨Ws,max增加而提高，這與強(qiáng)度及破壞形態(tài)的試驗規(guī)律一致，也從另一角度驗證了本文試驗結(jié)果的可信性.

4 結(jié)論

(1)沖擊荷載下UHMWPE纖維砂漿抗拉性能最優(yōu)，Ⅱ型PVA纖維砂漿次之，Ⅰ型PVA纖維砂漿最差，但仍優(yōu)于素砂漿.

(2)纖維砂漿動態(tài)劈拉強(qiáng)度、動態(tài)增長因子和耗散能均隨應(yīng)變率增大而非線性增加，但存在增幅顯著衰減閾值.

(3)UHMWPE纖維砂漿動態(tài)劈拉強(qiáng)度最大，較素砂漿最大提高約20.6%；當(dāng)UHMWPE纖維摻量為1.8kg/m3時，其最大耗散能Ws,max的閾值比素砂漿增加15%左右.

(4)砂漿靜動態(tài)統(tǒng)一擬合公式能很好地模擬砂漿劈拉強(qiáng)度的沖擊率效應(yīng)關(guān)系.

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