纤维编织网增强水泥基复合材料单轴拉伸性能研究 88页

分类号：TU528密级：公开UDC：624编号：201431603013河北工业大学硕士学位论文纤维编织网增强水泥基复合材料单轴拉伸性能研究论文作者：张希瑾学生类别：全日制专业学位类别：工程硕士领域名称：建筑与土木工程指导教师：田稳苓职称：教授资助基金项目：国家自然科学基金资助项目(51578208) DissertationSubmittedtoHebeiUniversityofTechnologyforTheMasterofEngineeringDegreeofArchitectureandCivilEngineeringSTUDYONUNIAXIALTENSILEPROPERTIESOFTEXTILEREINFORCEDCEMENT-BASEDCOMPOSITESbyZhangXijinSupervisor:Prof.TianWenlingMay2017ThisworksupportedbytheNationalNaturalScienceFoundationofChina.No.51578208. 原创性声明本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师指导下，进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本学位论文不包含任何他人或集体已经发表的作品内容，也不包含本人为获得其他学位而使用过的材料。对本论文所涉及的研究工作做出贡献的其他个人或集体，均已在文中以明确方式标明。本学位论文原创性声明的法律责任由本人承担。学位论文作者签名：日期：关于学位论文版权使用授权的说明本人完全了解河北工业大学关于收集、保存、使用学位论文的以下规定：学校有权采用影印、缩印、扫描、数字化或其它手段保存论文；学校有权提供本学位论文全文或者部分内容的阅览服务；学校有权将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索、交流；学校有权向国家有关部门或者机构送交论文的复印件和电子版。（保密的学位论文在解密后适用本授权说明）学位论文作者签名：日期：导师签名：日期： 摘要与普通钢筋混凝土及短切纤维增强水泥基材料相比，将双向编织的纤维网格放置于水泥基体中形成的复合材料既可改善钢筋易腐蚀的问题，又可提高纤维的利用率。在其应用过程中试件的一部分可能长期受拉，且荷载方向一直保持不变。复合材料的单轴拉伸过程受纤维网与基体界面粘结性能的影响，呈现出非线性的特征。因此，复合材料的单轴拉伸性能十分复杂。本文围绕纤维网和基体的力学性能、纤维网与基体界面粘结特性及纤维编织网增强水泥基复合材料的单轴拉伸性能展开试验和理论研究，明确了二者的界面粘结机理和复合材料的拉伸行为，并建立了单轴拉伸全曲线模型，为推动其应用提供了理论依据。本文主要开展了以下工作：1.纤维编织网与水泥基体的界面粘结性能（1）拉拔试验研究：本文针对18组粘结试件进行了拉拔试验，分别研究了不同因素对纤维编织网与水泥基体之间界面粘结性能的影响。结果表明：试件破坏形式主要由纤维网的埋置长度决定，试件极限拉拔荷载随埋长的增加而增大，界面粘结强度则随埋长的增加而减小；增大加载距离会导致试验曲线线性段斜率减小，相较于纤维束试件，纤维编织网试件的粘结强度有所提高；经过表面处理的纤维编织网与基体的粘结锚固性能较好，同时增大试件厚度可以提高试件极限拉拔荷载。（2）理论研究：基于不同类型试件的拉拔试验结果，详细分析了将纤维编织网从水泥基体中拔出的过程，并且建立了不同厚度试件的名义粘结强度计算表达式，与试验值对比，结果吻合良好。2.复合材料单轴拉伸性能（1）单轴拉伸试验研究：利用自行设计的模具，成功制备出放置1~3层纤维编织网的单轴拉伸试件，并对10组试件进行了单轴拉伸试验，以测定其轴拉全曲线，同时研究了不同因素对拉伸性能的影响。结果表明：粘砂试件的单轴拉伸过程可分为四个阶段，而在未粘砂试件的轴拉过程中，多裂缝开展状态并不明显，大多发生滑移破坏；试件初裂荷载随纤维网配置层数的增加而增大，而纤维利用率则随配网率的增加而降低。对纤维网表面进行粘砂处理，可有效改善纤维丝间的粘结性能，增大试件的极限荷载，提高纤维的利用率；在基体中加入PVA纤维可以改善试件的破坏状态，提高极限承载能力和拉伸韧性指数。（2）全曲线模型理论研究：基于单轴拉伸全过程中试件的刚度变化规律，针对不同配网率复合材料粘砂试件的单轴拉伸全曲线，提出了计算简便、物理意义明确的本构模型，且与试验数据吻合较好，满足工程应用中的精度要求。I 关键词：纤维编织网增强水泥基复合材料拉拔试验界面粘结性能单轴拉伸试验单轴拉伸全曲线本构模型II ABSTRACTComparedtocommonreinforcedconcreteandshortfiberreinforcedcement-basedcomposites,cementreinforcedbytextilewhichiswovenbyfiberbundlesintwo-directioncandealwiththeproblemofreinforcementcorrosionandimprovetheeffectivenessoffiber.Intheengineeringpractice,somestructuremembersaresubjectedtotensilestressforalongtime.Thecompositesunderuniaxialtensilestressexhibitsnon-linearpropertiesduetotheinfluenceoftheinterfacialbondingbetweentextileandmatrix,andthemechanicalpropertiesofcompositesareverycomplex.Experimentalandtheoreticalstudiesofthemechanicalpropertiesoftextileandmatrix,bondingpropertiesbetweentextileandmatrixanduniaxialtensilepropertiesoftextilereinforcedcement-basedcompositeswereconductedtounderstandthebondingmechanismandtensilebehaviorofthecomposites.Uniaxialtensilecurvemodelwasestablished,whichprovidesthetheoreticalbasisofpromotingtheapplicationofthecomposites.Thefollowingworksweremainlycarriedoutinthispaper:1.Thebondingpropertiesbetweentextileandcementmatrix(1)Experimentalstudy:18groupsofspecimenswerepreparedandpull-outtestswereconducted,thedifferentfactorsinfluencingontheinterfacialpropertiesofthecompositematerialswerestudied.Thetestresultsshowedthatthefailurestatewasmainlydecidedbytheembeddedlengthoftextile.Withtheincreaseofembeddedlengthoftextile,theultimatepulloutloadofspecimensimproves,interfacialbondingstrengthdecreasesandthelinearslopeoftestcurvealsodecreases.Comparedtofiberbundlesspecimens,thebondstrengthtextilereinforcedspecimensishigher.Whentextileimpregnatedbyepoxyresin,itcouldgainmoreglobalstress,andfinesandadhesionwasconducivetothebondanchoragepropertiesoftextileinthematrix.Increasingspecimenthicknesscouldsignificantlyimprovetheultimatepulloutloadofspecimens.(2)Theoreticalanalysis:Basedontheexperimentalresults,thepull-outbehaviorwasanalyzed.Themodelforcalculatingthenominalshearstrengthofspecimenswithdifferentthicknesseswasestablished.Thecalculatedresultswereinasatisfactoryagreementwiththeexperimentalvalues.2.Uniaxialtensilepropertiesofcomposites(1)Experimentalstudy:Uniaxialtensilespecimensconsisting1-3layerstextilewerepreparedbyusingself-designedmold.Uniaxialtensiletestson10groupsofspecimenswereconductedtogettheuniaxialtensilecurves,andthedifferentfactorsinfluencingIII ontensilepropertieswerealsostudied.Theresultsshowedthattheuniaxialtensileprocessofspecimenswithsurfacetreatmentcouldbedividedintofourstages,whilethemulti-crackingstateofuniaxialtensileprocessofspecimenswithoutsurfacetreatmentisnotobvious,mostofwhichfailedbecauseofslipping.Thecrackingloadofspecimensincreasedandtheutilizationratiooffiberdecreasedwhentextilelayersincrease.Thetextilewithsurfacetreatmentcouldeffectivelyimprovetheperformanceofthebondingbetweenfibers,andtheultimateloadstheutilizationrateoffiberwerealsohigher.AddingPVAfiberinthematrixcouldchangethedamagestate,andimprovetheultimatebearingcapacityofthespecimenandtensiletoughness.(2)Thetheoryofcompletecurveconstitutivemodel:Basedondifferentcurvesofcompositeandstiffnessvariationinthewholeprocessofuniaxialtensiletests,themoresimpleconstitutivemodelwithclearphysicalmeaningwasestablished.Theresultsagreewellwiththeexperimentalresults,andreachtherequirementofengineeringapplicationaccuracy.Keywords:Textilereinforcedcement-basedcompositesPull-outtestsInterfacialbondingpropertiesUniaxialtensiontestsUniaxialtensilecompleteconstitutivemodelIV 目录第一章绪论.....................................................................................................................-1-1.1课题研究的背景与意义..............................................................................................-1-1.2纤维编织网增强水泥基复合材料研究现状..............................................................-2-1.2.1纤维编织网增强水泥基复合材料的研究.......................................................-2-1.2.2纤维编织网增强水泥基材料单轴拉伸性能研究...........................................-3-1.2.3纤维编织网与水泥基体的界面粘结特性研究...............................................-4-1.3现阶段工作研究不足以及需要解决的问题..............................................................-6-1.4课题研究的目的及内容..............................................................................................-6-1.4.1研究目的...........................................................................................................-6-1.4.2主要研究内容...................................................................................................-7-1.5本文技术路线..............................................................................................................-8-第二章纤维编织网增强水泥基复合材料的制备.........................................................-9-2.1水泥基体......................................................................................................................-9-2.1.1基体配合比.......................................................................................................-9-2.1.2立方体抗压强度..............................................................................................-10-2.2纤维编织网................................................................................................................-11-2.2.1纤维编织网几何参数.....................................................................................-11-2.2.2纤维编织网拉伸试验.....................................................................................-12-2.2.3纤维编织网力学参数.....................................................................................-14-2.3复合材料的制备........................................................................................................-15-2.3.1模具.................................................................................................................-15-2.3.2试件的制备.....................................................................................................-15-2.4本章小结....................................................................................................................-17-第三章纤维编织网与水泥基体界面粘结性能研究...................................................-19-3.1试验概况.....................................................................................................................-19-3.1.1试验简介.........................................................................................................-19-3.1.2试验方案.........................................................................................................-20-3.2拉拔试验结果及分析................................................................................................-22-3.2.1纤维的埋置长度.............................................................................................-22-3.2.2纤维编织网的加载距离.................................................................................-27-3.2.3纤维形式.........................................................................................................-28-V 3.2.4纤维编织网的表面处理方式.........................................................................-30-3.2.5试件厚度.........................................................................................................-31-3.3拉拔行为分析............................................................................................................-31-3.4名义粘结强度计算....................................................................................................-32-3.5本章小结....................................................................................................................-35-第四章纤维编织网增强水泥基复合材料单轴拉伸试验研究...................................-37-4.1单轴拉伸试验装置....................................................................................................-38-4.2试验概况....................................................................................................................-39-4.2.1试验方案.........................................................................................................-39-4.2.2加载方式.........................................................................................................-40-4.3试验结果及分析........................................................................................................-41-4.3.1水泥基体轴拉试验.........................................................................................-41-4.3.2粘砂试件单轴拉伸结果.................................................................................-41-4.3.3未粘砂试件单轴拉伸结果.............................................................................-43-4.3.4PVA基体试件单轴拉伸结果..........................................................................-45-4.4单轴拉伸性能影响因素............................................................................................-47-4.4.1配网率.............................................................................................................-47-4.4.2纤维编织网表面处理形式.............................................................................-51-4.4.3基体类型.........................................................................................................-54-4.5本章小结....................................................................................................................-57-第五章复合材料粘砂试件单轴拉伸全曲线模型研究...............................................-60-5.1单轴拉伸过程中纤维网与基体粘结特性................................................................-60-5.1.1线弹性阶段.....................................................................................................-60-5.1.2多裂缝开展阶段.............................................................................................-61-5.1.3裂缝稳定阶段.................................................................................................-63-5.2粘砂试件单轴拉伸全曲线本构模型........................................................................-64-5.2.1线弹性阶段.....................................................................................................-64-5.2.2多裂缝开展阶段.............................................................................................-64-5.2.3裂缝稳定阶段.................................................................................................-65-5.2.4破坏阶段.........................................................................................................-65-5.2.5全曲线本构模型.............................................................................................-66-5.3计算模型与试验数据对比........................................................................................-66-5.4本章小结....................................................................................................................-67-VI 第六章结论与展望.......................................................................................................-70-6.1结论............................................................................................................................-70-6.2展望............................................................................................................................-71-参考文献...........................................................................................................................-72-攻读学位期间取得的相关科研成果...............................................................................-76-致谢...........................................................................................................................-78-VII 第一章绪论1.1课题研究的背景与意义19世纪后期重工业蓬勃发展，水泥和混凝土材料的相继问世为现代土木工程材料的应用奠定了基础。但水泥基脆性材料的抗拉、抗弯强度较低，极限应变较小，且易开裂，存在着严重的耐久性问题[1]，在实际应用过程中受到了很大的限制。因此各国学者尝试开发新型复合材料，以改善传统水泥基材料的性能。上个世纪80年代，德国研究学者最早提出了利用单层或多层双向编织的纤维网格来增强水泥基材料的设想。20世纪90年代，德国在RWTHAachenUniversity（德累斯顿工业技术大学）和DresdenUniversityofTechnology（亚琛工业大学）建立了研究中心，分别致力于此种新材料的研究以及应用其于修复和加固工程中的研究。2002年，RILEM（国际材料与结构研究实验联合会）为该材料成立了研究学会(201-TRC)，正式开展了对纤维编织网增强水泥基复合材料（TextileReinforcedCement-basedMaterials）的研究[2]。目前国内对TRC的研究尚处于起步阶段，其中以徐世烺教授科研团队、荀勇教授科研团队及田稳苓教授科研团队为代表[3-5]。利用纤维编织网增强水泥基体可以起到以下三种作用：（1）有效增大水泥基体的开裂荷载；（2）提高材料的延性、能量的吸收能力以及韧度；（3）改善裂缝开展的过程，减小裂缝的宽度和间距。近年来，水泥基复合材料薄板试件因其良好的抗震性能和承载能力，成为建筑结构中的理想材料。纤维编织网具有良好的耐腐蚀性能，将单层或多层的纤维编织网放入水泥基体中制成薄板试件，可用于轻质装饰多功能幕墙[6]、加固修复已有混凝土材料[7]或单独作为承重结构[8]。在实际应用中，因其在建筑结构中的具体位置和外界荷载的特殊性，试件的一部分可能长期受拉，并且外界荷载的方向一直保持不变。在单轴拉伸荷载的作用下，纤维编织网中的经向纤维与受力方向一致可以承担抗拉部件的作用，同时经向纤维与纬向纤维的编织作用，有效提高了纤维编织网的机械咬合作用以及纤维编织网与基体之间的协同受力性能。同时多方面因素的影响导致了复合材料复杂的单轴拉伸行为。单轴拉伸荷载作用下，纤维编织网对复合材料的增强效果主要由纤维编织网与基体的界面性能决定。与普通钢筋增强混凝土相似，若没有界面剪切力存在，在基-1- 体开裂之后，纤维在外力作用下从基体中拔出，不能帮助基体承载，裂缝迅速沿横截面开展，从而造成试件破坏，不能继续承担外部荷载的作用，复合材料的强度由基体强度决定。另一方面，若基体与纤维接触界面存在剪应力，主要包括界面粘结力、摩擦阻力及机械咬合力，受力过程中，当基体开裂之后，由于界面粘结作用，纤维与基体之间发生应力重分布[9]，纤维可以承担裂缝截面的荷载，复合材料的强度远大于基体强度，其最终破坏由内部纤维的数量以及纤维编织网的力学性能共同决定。目前，关于纤维编织网增强水泥基材料单轴拉伸性能的研究主要集中于其影响因素和简化的计算模型，且多针对配置单层纤维编织网的复合材料。基于纤维编织网增强水泥基材料的力学优势，有必要系统性地针对纤维编织网和基体的力学性能、二者界面的粘结特性以及该复合材料的单轴拉伸性能进行深入研究。本文针对纤维编织网和纤维束试件进行了拉拔试验，并制备了配置单层或多层纤维编织网的水泥基复合材料，对其进行了单轴拉伸试验，为该新型复合材料的制备和工程应用提供理论参考及数据支持。1.2纤维编织网增强水泥基复合材料研究现状1.2.1纤维编织网增强水泥基复合材料的研究钢材、水泥及混凝土的使用为现代土木工程材料的发展奠定了基础[10]。但均质单一的建筑材料往往存在缺陷，例如：钢材易锈蚀且耐火性能差，水泥和混凝土材料的抗拉强度低且易开裂。而这些缺陷严重影响着建筑结构的使用寿命，限制其在实际工程中的应用范围。因此，研究学者将两种或多种物理、化学性质不同的物质组合，得到受力性能较好的复合材料[11]。1849年，约瑟夫·莫尼尔发明了钢筋混凝土，1990年随着建筑新纪元的到来，钢筋增强混凝土复合材料受到工程界的广泛关注。钢筋与混凝土兼容性较好，且在混凝土开裂后，钢筋可以帮助混凝土承受拉力。同时，钢筋有外部混凝土包裹，可较好地改善钢筋锈蚀的问题。但因钢筋需要较大的保护层厚度，钢筋混凝土的自重一般较大，且当复合材料裂缝宽度较大时，裂缝处的钢筋与外界水分和空气接触仍易发生严重锈蚀，从而导致结构失效。进入20世纪后，由于以有机材料为主的化学建材的形成和发展，研究学者提出将耐腐蚀的纤维加入水泥基体中，不仅解决了钢筋混凝土自重大及钢筋易腐蚀的问题，同时提高了水泥基材料的抗拉强度和韧性[12]。常见的纤维类型有钢纤维、玻璃纤维和碳纤维等。在纤维增强水泥基复合材料中，纤维的分布和使用状态不尽相同。在传统的短切纤维增强水泥基复合材料中，短纤维呈现出二维或三维不连续乱向分-2- 布[13]。在受力过程中，复合材料的力学性能与纤维的方向关系密切，与拉应力偏离角度较大的短切纤维所起的作用十分有限，而与拉应力方向垂直的纤维作用更小。因此，将经、纬向的纤维束按一定的方法编织成网放入基体中用以增强水泥基材料，可以达到抑制其裂缝的开展、提高抗拉和抗弯强度以及增加韧性的效果，同时提高了纤维的增强作用和利用率。因此，纤维编织网增强水泥基材料因其良好的力学性能引起了各国学者的关注。1.2.2纤维编织网增强水泥基材料单轴拉伸性能研究对薄板试件进行单轴拉伸试验是获得材料轴拉全曲线的主要手段[14]。由单轴拉伸试验直接得到的荷载—位移全曲线可以宏观展现受力过程中复合材料内部微裂缝的发展、损伤积累以及最终破坏的变化过程。常用的单轴拉伸方法主要有夹紧试件端部法、滚轴拉伸法以及试件两端埋设钢筋法。但前两种方法易造成试件端部应力集中现象，而在试件两端埋设的钢筋容易滑出造成试验的失败。且要实现真正的单轴拉伸存在一定困难[15]：首先，试件制作过程中存在内部缺陷，受力后易形成微裂缝，继续发展为宏观裂缝后会进一步造成试件的物理中心发生变化，因此试验中试件的物理对中比较困难。同时，试验机的刚度不足也会造成试验的失败，试验机在试验过程中储存大量的变形能，当荷载突然下降时，能量的瞬间释放会导致试件的急速破坏[16]。RostislavChudoba等[17]将纤维编织网利用环氧树脂浸渍后，用以增强水泥基体，并对表面处理后的纤维束和复合材料试件进行了单轴拉伸试验，研究发现配置经过表面处理纤维编织网的复合材料裂缝分布更均匀且宽度较小。PelloLarrinaga等认为组成材料的不均一性造成了该复合材料受拉性能复杂[18]，对4组玄武岩纤维编织网增强水泥基复合材料试件进行了单轴拉伸试验，其中分别配置1~4层纤维编织网，发现试件的单轴拉伸全过程具有非线性的特征，并将其分为四个阶段[19]，分别为线性阶段、多裂缝开展阶段、纤维承载阶段和破坏阶段，利用ACK理论和四参数方法建立了非线性开裂模型。之后，PelloLarrinaga假设纤维编织网和基体之间的界面为刚性，利用有限单元法对该复合材料单轴拉伸过程中的非线性行为进行了数值模拟，建立了3D模型，其理论研究和有限元分析结果与试验数据吻合良好。尹世平等[20]对纤维束和TRC薄板进行了拉伸试验，将纤维束的本构模型简化为双线性，并成功应用于受弯构件计算。徐世烺等[21]对低配网率的纤维编织网增强水泥基材料进行了轴拉试验，结合混合定律，基于ACK模型将其拉伸应力—应变曲线简化成三线型模型，得出了分别配置1~3层纤维编织网的复合材料的极限承载力。单轴拉伸过程中，纤维编织网与水泥基体的粘结作用不断发生变化，因此二者的界面粘结性能影响着复合材料试件的拉伸行为[14]。文献[22]和[23]研究发现纤维编-3- 织网与基体之间的界面粘结作用可分为纤维网与基体之间的粘结和纤维束内部纤维丝之间的粘结，研究了单轴拉伸荷载下TRC的粘结和破坏机理，在拉伸裂缝附近，纤维编织网与基体开始脱粘，随后产生滑移现象，外界拉力造成纤维与基体之间或纤维丝间的粘结失效导致了试件刚度的下降和复合材料的拉伸破坏行为。Jens.Hartig等[23]认为纤维束内部不均匀，将其横截面划分为多层匀质材料，利用基体渗透入纤维束的深度参数，研究了粘结性能对结构特性和局部承载的影响，分别计算了纤维丝破坏和纤维丝完好的情况下，复合材料的承载和粘结行为。试件承受拉伸荷载后，裂缝会在基体中产生并发展，试件的刚度随裂缝宽度和间距的变化而降低[24]。RichterMike等[25]考虑了拉伸状态下试件产生的损伤和裂缝，利用裂缝比重参数，对TRC的非均匀内部结构建立了模型。BarzinMobasher等人[26]认为试件的刚度是关于外加荷载产生应变的函数，定义了界面损伤参数，研究了基体配合比、粉煤灰和纤维编织网类型等因素对复合材料拉伸性能的影响。1.2.3纤维编织网与水泥基体的界面粘结特性研究当纤维编织网增强水泥基复合材料被制成薄板构件时，纤维与水泥基体之间的界面粘结作用也有所减小，纤维与基体之间的界面粘结特性严重影响着复合材料的单轴拉伸行为。纤维编织网的几何形式较为特殊，包括相互连接的经、纬向纤维束，每束纤维由成千上万根纤维组成，并按不同的方法制成成束纤维。因此通过机械咬合和纤维网的锚固作用，纤维编织网可与水泥基体形成了良好的粘结，水泥基体承载开裂后，纤维网与水泥基体的粘结作用有助于二者之间的应力传递以及限制新形成裂缝的宽度。针对纤维与基体之间的界面粘结性能，各国学者建立了计算模型用以估算二者之间的粘结强度。根据不同的界面物理特性，粘结本构模型可分为两种：第一种认为脱粘或滑移发生的同时，界面产生剪应力作为拉拔阻力以抵抗这种趋势的发展；另一种基于能量释放率理论，脱粘过程需要消耗能量，当界面上积聚的能量达到某一临界值时，脱粘才能发生。1965年，Kelly和Tyson[27]设计了相对简单的方法用以制作测量将纤维从基体中拔出的过程，考虑到拔出过程中界面破坏的现象。他们将刚度较大的金属线从刚度较小的金属基体中拔出，发现拉拔荷载与金属线的埋置长度为线性关系，由此两人提出剪应力沿粘结界面上纤维长度上均匀分布的假设，计算出了将纤维从基体中拔出所需的拉拔荷载和粘结强度。在研究纤维与基体之间界面性能的过程中，最大剪应力原则理论被广大学者所接受，该理论认为当剪应力在界面达到某一临界值时，纤维与基体之间才开始脱粘。1969年，Greszczuk等[28]根据剪力滞后效应，认为相较于纤维中拉应力，基体中拉-4- 应力可忽略以及相对于基体中的剪应力，纤维中的剪应力可忽略。研究发现：当纤维与基体完全脱粘时，界面剪应力达到最大，即达到了界面粘结强度，因此假设当剪应力达到最大时，纤维与基体瞬时脱粘。之后，1972年，Lawrence等[29]提出拉拔过程中，纤维与基体之间存在部分脱粘状态且滑移后纤维与基体之间存在摩阻力，这些现象均会对二者的粘结性能产生影响。基于上述理论，研究早期产生了以下四种的剪应力与滑移量之间的关系，主要包括：constantfriction、BEP-model、mBEP-model和Triplelinearmodel，用以描述与估算纤维与基体之间的粘结性能。图1.1早期的粘结滑移模型[26]在以上四种本构模型中，后两种模型考虑了界面粘结失效现象，对于纤维与水泥基体之间粘结滑移关系的描述较为确切，但同时也存在一些不足：无法找出一个近似封闭的解析式来描述mBEP模型；而三线型模型未考虑纤维滑移之后，静摩擦力变为动摩擦力后，剪切力减小的现象。因此，文献[30]和[31]认为纤维滑动之后，基体对纤维的正压应力减小，因此摩阻力相应减小，假设动态滑移后，界面剪应力成指数减小。以上理论研究的核心在于纤维与基体界面名义粘结强度(即τmax)的求解。文献[26]研究了纤维与基体的粘结滑移关系，但并未给出粘结强度的计算公式。τmax也可根据拉拔试验中获得的最大拉拔荷载计算得出或与试验曲线拟合得出[32,33]。PeledA[34]等建立了名义粘结强度与纤维编织网中经、纬向纤维束结点比重的关系。王晓伟等[35]对异形钢纤维粘结强度进行了理论分析，但由于纤维编织网形式的特殊性，该公式并不适用于纤维编织网与水泥基体界面粘结强度的计算。另一种方法是能量释放率理论。Gurney和Hunt[36]认为纤维与基体的脱粘产生需要能量，当释放到纤维与基体之间的界面上的能量超过某一临界值时，纤维和基体才会脱粘。1990年，Stang[37]等描述了纤维与基体的整个脱粘过程，包括脱粘的产生以及脱粘过程中拉拔荷载与位移之间的关系。Aveston和Kelly[38]提出了连续的纤维增强水泥基材料中，基体中的裂缝间距、界面脱粘或滑移长度以及界面剪应力之间的关系。而后，Mobasher和Li[39]进一步完善了上述理论，对纤维与基体之间的界面性能和裂缝宽度进行了深入分析。近年来，Peled等[34,40-43]对纤维编织网与水泥基体之间的粘结性能展开了一系列-5- 研究，对纤维编织网进行了拉拔试验，通过观察试验过程中纤维编织网和水泥基体各自的微观物理特性，得出以下结论：纤维网自身的几何形状特点，决定了纤维网与基体之间的锚固特性，同时对纤维编织网与水泥基体之间的粘结性能起到了至关重要的作用。相较于平直连续纤维束，经、纬向纤维编织形成的锚固作用较好，有助于增大试件的滑移量及产生应变硬化效果。1.3现阶段工作研究不足以及需要解决的问题相比于传统水泥基材料，纤维编织网增强水泥基复合材料力学性能优越，耐久性能更好，应用前景广阔。纤维编织网混凝土结构的设计和实际工程中要求应用纤维编织网与基体之间的粘结强度以及复合材料的单轴拉伸模型，例如：非线性有限元分析中的粘结单元，确定结构的极限承载力等。近几十年来，众多学者针对纤维编织网增强水泥基复合材料的单轴拉伸及粘结特性已取得了一定成果。然而，在发展解释单轴拉伸和粘结理论及其影响因素的进程中，还有大量的工作需要深入研究。试验研究方面：（1）针对纤维编织网增强水泥基复合材料单轴拉伸全过程的研究有限，较少关注其单轴拉伸全曲线的测定，并未深入揭示复合材料拉伸的完整破坏过程及其机理。（2）缺少较为全面探求纤维网和水泥基体的力学性能、二者的界面性能以及复合材料单轴拉伸性能的试验研究。理论分析方面：（1）由于纤维编织网几何形状的特殊性，有必要针对纤维编织网与水泥基体之间的粘结机理及复合材料的单轴拉伸行为进行深入研究。（2）目前界面粘结强度计算大多依赖于试验中获得的最大拉拔力，因此需要得出一种独立于试验的求解粘结强度计算理论。（3）尚缺少精确描述该复合材料单轴拉伸全曲线的本构模型，并且需要得出具有普适意义且不依赖于相关影响因素的刚度衰减系数。1.4课题研究的目的及内容1.4.1研究目的（1）掌握内部配置多层纤维编织网的复合材料的制备。（2）明确纤维编织网与水泥基体之间的界面粘结特性及影响因素，为研究复合材料力学性能奠定理论基础。-6- （3）寻求纤维编织网与水泥基体之间粘结机理及粘结强度的计算方法。（4）揭示复合材料单轴拉伸过程中的刚度变化规律以及纤维网与基体的界面粘结性能对单轴拉伸性能的影响。（5）得出纤维编织网增强水泥基复合材料单轴拉伸全曲线本构计算模型。1.4.2主要研究内容本文通过对纤维网和水泥基体力学性能及二者界面粘结特性的研究，针对纤维编织网增强水泥基复合材料单轴拉伸性能进行了较为全面的试验研究及理论分析。主要研究内容如下：（1）对纤维编织网及水泥基体进行力学性能研究，并制备内部配置单层或多层纤维编织网的复合材料。（2）通过拉拔试验探究纤维形式、表面处理方式及试件厚度等因素对纤维编织网与基体之间粘结性能的影响。（3）基于拉拔试验结果，确定粘结参数，得出不同厚度试件的粘结强度计算公式。（4）采用粘钢直拉法测定复合材料单轴拉伸全曲线，探究试验过程中试件的刚度变化规律及粘结特性对单轴拉伸行为的影响。（5）推导出计算简便、物理意义明确的单轴拉伸全曲线计算模型。-7- 1.5本文技术路线本文拟采用试验和理论研究相结合的方法，对纤维编织网增强水泥基复合材料的单轴拉伸性能进行研究。利用自行设计的模具制备复合材料试件，基于复合材料的拉拔试验对纤维与基体的界面粘结性能进行分析，并进行复合材料单轴拉伸试验，同时分析其轴拉行为及刚度变化规律，建立单轴拉伸全曲线模型，与试验结果作对比。本文的技术路线如图1.2所示。图1.2技术路线图-8- 第二章纤维编织网增强水泥基复合材料的制备水泥作为一种脆性材料，存在易开裂、韧性差的缺点，因此将纤维编织网作为水泥基体的增强材料可以有效地提高其力学特性。但纤维编织网的配置层数影响着上述力学性能优势的实现。目前该复合材料的制作模具多采用木模板，木模板本身属于不可重复利用的材料，利用其制备复合材料浪费木材资源。通常采用的制备方法为先放置一半厚度的模板，称重一半质量的原材料，浇筑抹平，之后将纤维编织网固定在模具上，再安置一半厚度的模板，浇筑剩余部分的混凝土后轻微振捣。上述方法的制备步骤比较繁琐，且由于纤维编织网的外形特殊，制备配置多层纤维编织网的水泥基复合材料具有一定的难度，目前大多只能在水泥基体中放置一层纤维编织网，无法实现多层纤维编织网增强水泥基复合材料的制备。因此制备满足高强度、易操作的纤维编织网增强水泥基复合材料对其在实际工程中的应用具有重要指导意义。本章自行设计了可重复利用的有机玻璃模具，用以制备出内部可放置1~3层纤维编织网的复合材料，对水泥基体进行抗压试验测定其立方体抗压强度，同时利用拉伸试验研究纤维编织网的基本力学参数并按照尺寸要求完成粘结试件以及配置1~3层纤维编织网的单轴拉伸试件的制备。2.1水泥基体纤维编织网包含众多由经、纬纤维束组成的纤维网格，与钢筋或其他纤维的外形差距较大。因此为制备与纤维编织网粘结良好的水泥基体，需保证水泥基体骨料粒径较小且具备较高流动性和不易离析的能力，能够顺利渗透进入纤维编织网的网格内，充分包裹纤维束，不易出现孔穴，从而减少实际工程中的浇筑难度。2.1.1基体配合比本次试验共设计两种基体，采用原材料如下：（1）水泥：PO42.5普通硅酸盐水泥；（2）集料：选用粒径为0~0.6mm以及0.6~1.2mm的河砂；（3）减水剂：聚羧酸型超塑化剂；-9- （4）PVA纤维：日本KURALONK—Ⅱ新型聚乙烯醇系列纤维；（5）粉煤灰：杨柳青发电厂一级粉煤灰；（6）微硅粉：一级硅灰，纯度为98%。根据试验要求，本章共制备了两种满足了高流动性和不易离析要求的纤维编织网增强水泥基体，其中一种加入聚乙烯醇（PVA）纤维，基体配合比详见表2.1。表2.1基体配合比（质量比）基体0~0.6mm0.6~1.2mm水泥水减水剂粉煤灰微硅粉PVA纤维类型河砂河砂11.0000.5500.9701.9500.0050.3600.074--21.0000.5500.9701.9500.0070.3600.0740.0142.1.2立方体抗压强度按上述水泥基体配合比浇筑边长为70.7mm的立方体试件，每三个为一组，将试块放在温度为（20±3）℃以及相对湿度为90%以上的潮湿空气中养护28天，利用SUNS微机控制电子万能试验机，根据《建筑砂浆基本性能试验方法标准》（JTJ/T70-2009）[44]规定的方法测得水泥基体的立方体抗压强度值如表2.2所示。按照规范，将三个试件抗压强度实测值的算术平均值的1.3倍作为该组试件的抗压强度代表值，得到两组基体的抗压强度平均值分别为38.22MPa和48.75MPa。表2.2水泥基体抗压强度实测值试件1强度试件2强度试件3强度抗压强度平均值基体类型(MPa)(MPa)(MPa)(MPa)130.729.927.629.4237.836.338.537.5图2.1立方体抗压强度试验结果-10- 2.2纤维编织网纤维编织网增强水泥基复合材料中常用的纤维类型有多种，主要包括碳纤维、玻璃纤维、芳族聚酰胺纤维以及玄武岩纤维等。各种纤维具有抗拉强度高及耐腐蚀的共性。其中，碳纤维的弹性模量较高，与钢筋和钢绞线弹性模量相当[45,46]；其抗拉强度高，但需要用其增强预应力混凝土材料时才可以充分发挥出来。玻璃纤维耐久性稍差，但其价格较低且抗拉强度相对较高，在当今的新型建筑中很具吸引力。另外，玄武岩纤维因其环保、抗拉强度高的优势，逐渐被用于纤维编织网增强水泥及复合材料领域。纤维编织网由经、纬双向纤维束编织而成，根据经、纬纤维束交接处处理方式的不同，可将常用的编织方式分为针织和平织两种。每束纤维由数千根纤维丝经过平直或扭转处理组成[47]。纤维编织网的几何外形复杂，有必要对其几何参数和力学性能进行深入研究。2.2.1纤维编织网几何参数为充分发挥碳纤维和玻璃纤维各自的优势，本文试验采用经向碳纤维束与纬向无碱玻璃纤维束混编而成的纤维编织网，主受力方向为碳纤维，次受力方向为玻璃纤维，网格尺寸为12.5mm×12.5mm。若试件内部铺设单层纤维编织网，则纤维网放置于试件厚度的中间，若铺设两层或三层纤维编织网，则纤维编织网之间的间距分别为5.87mm和4.1mm，厂家所提供的几何特征数值见表2.3。表2.3纤维束几何及力学性能生产参数每束含纤维抗拉强度弹性模量极限应变单位长度质量密度纤维类型丝数量(MPa)(GPa)(%)Tex(g/km)(g/cm3)碳纤维1200046602312.08011.78玻璃纤维40003200654.56002.58（1）未经过表面处理的纤维束理论面积2碳纤维束理论面积：A=Tex/D=0.45mm(2.1)s1112玻璃纤维束理论面积：A=Tex/D=0.23mm(2.2)s222（2）经过表面处理的纤维束理论面积表2.3中单位长度质量是指未经表面处理的纤维束所包含的纤维丝的重量，没有考虑环氧树脂及细砂的重量。因此不能采用上述公式对进行了表面处理的纤维束理论面积进行计算。且经过环氧树脂浸渍后的纤维束截面形式不规则，粘砂粒径范围为0~0.6mm。假设纤维束表面均匀粘砂，粘砂后纤维束截面面积近似为：-11- 1/222粘砂后碳纤维束理论面积：A=π[]()A/π+0.6=1.44mm(2.3)1s11/222粘砂后玻璃纤维束理论面积：A=π[]()A/π+0.6=1.02mm(2.4)2s2每束纤维含有纤维丝数量众多，当纤维编织网被埋入水泥基体中，水泥基体并不能与内层纤维丝接触完全，导致复合材料的内外层纤维丝在受力过程中较易分离，纤维编织网的整体工作性能较差。研究表明[48]：相较于水泥基体，环氧树脂的渗透性更好。因此将纤维编织网分为两组，对其中一组纤维编织网进行环氧树脂浸渍并且在其表面粘结小粒径河砂（粒径≤0.6mm），从而使内外层纤维丝更好地粘结成束，提高纤维编织网和水泥基体的协同工作能力。环氧树脂采用德益厂家生产的E44新一代环氧树脂双组份AB胶，调配比例为1:1。不同表面处理方式的纤维编织网如图2.2所示。(a)未经表面处理(b)粘砂处理图2.2纤维编织网2.2.2纤维编织网拉伸试验根据《定向纤维增强聚合物基复合材料拉伸性能试验方法》（GB/T3354-2014）[49]对经过表面处理的纤维编织网试件进行单轴拉伸性能试验，试件形式如图2.3所示，试件的尺寸见表2.4。为避免两端出现应力集中而使纤维束提前破坏，试件两端保留三行网格，并在试验前采用环氧树脂胶将四片纤维片材粘贴于网格位置，作为加强片以增大纤维束与夹具的接触面积，避免在拉伸过程中发生应力集中现象，导致试验失败。-12- 图2.3纤维编织网拉伸试件形式表2.4单束纤维拉伸试件尺寸名称夹持长度宽度标距长度夹具、纤维、加强片总厚度总长度取值(mm)50501003.75200拉伸试验采用SUNS20kN万能伺服试验机，试验中荷载由试验装置中的力学传感器测得，加载方式采用位移加载，加载速率为1mm/min。试验前将试件放置于仪器适中位置，利用试验夹具将试件端部加强片夹持住，试验过程中需保持试件中心与夹具的中心线保持一致，试验装置如图2.4所示。输入试验参数，检查无误后将数据清零，开始加载，直至纤维束断裂试验结束。图2.4拉伸试验装置图-13- 2.2.3纤维编织网力学参数由于纤维编织网外形的特殊性，未将其放置于基体中时，经向玻璃纤维束在单轴拉伸力的作用下几乎不起作用，主要由碳纤维束承担拉力。利用上述试验方法对碳纤维束进行拉伸试验，计算得出纤维编织网的力学参数。由于纤维编织网在生产运输过程中造成的些许损坏会影响试件结果的离散性，因此共制作10个试件并对其进行拉伸试验，以保证有效试件的数量。若纤维束破坏发生在明显缺陷处、夹具内或是破坏位置与试验夹具距离小于10mm则视为无效试验结果。本文试验中有效试件为6个，纤维编织网的力学参数（抗拉强度、极限应变以及弹性模量）可根据下列定义式计算，详见式（2.5）～式（2.7）。σ=F(2.5)Af其中：σ——纤维束抗拉强度(MPa)；F——极限拉力平均值(N)；A——纤维束理论面积(mm2)。fε=ΔL(2.6)L其中：ε——极限应变；ΔL——纤维束平均伸长量(mm)；L——纤维束标距(mm)，取值为100mm。E=σ(2.7)ε其中：E——纤维束弹性模量(MPa)。表2.5纬向碳纤维束基本力学参数试验值极限荷载抗拉强度极限变形极限应变弹性模量试件编号(kN)(MPa)(mm)(%)(GPa)12.35691636.73611.62561.6256100.685022.16421502.91671.57631.576395.344632.28951589.93061.79801.798088.427741.99831387.70831.67541.675482.828552.30391599.93061.47891.4789108.183862.32721616.11111.45181.4518111.3178平均值2.241555.561.60101.601097.1618-14- 对比表2.3与表2.5可知，即使对纤维网表面进行环氧树脂浸渍并粘砂，其力学性能也不能完全发挥，与文献[20]中结论一致。究其原因，一方面是由于纤维编织网在运输过程中受到了损伤，另一方面是由于纤维束经过环氧树脂浸渍处理后整体性能得到提高，但纤维束的韧性相应降低了，因此使得纤维束基本力学性能相比于纤维丝基本力学性能有所降低。2.3复合材料的制备2.3.1模具为制备出内部配置1~3层纤维编织网的试件，本文试验订制了两组模具，分别用于研究纤维编织网增强水泥基复合材料的单轴拉伸性能以及纤维编织网与水泥基体界面的粘结特性。测定复合材料单轴拉伸性能的模具尺寸为600mm×100mm×20mm；而为测定不同厚度试件的纤维编织网与水泥基体的粘结特性，粘结试件的模具尺寸分别为300mm×100mm×20mm、300mm×100mm×15mm和300mm×100mm×12mm。2.3.2试件的制备纤维编织网水泥基复合材料单轴拉伸试件的制备过程如下（以内部放置两层纤维编织网试件的制备为例）：（1）将纤维编织网剪裁至与模具宽度相当、长度800mm略长于模具，以方便对纤维编织网施加水平力，使其在浇筑过程中保持水平；（2）根据需要配置的纤维编织网层数，选择适宜高度的侧面条状模板，浇筑第一层水泥砂浆并抹平；（3）放置第一层纤维编织网，并放置第二层适宜高度的侧面条状模板；（4）浇筑第二层水泥砂浆，浇筑过程中，对纤维编织网施加沿长度方向的力使纤维编织网尽量保持水平，如需配置多层纤维编织网，原理相似；（5）按要求继续放置一层纤维网以及相应侧面条状模板后浇筑水泥砂浆后抹平，并将试件置于振动台上振捣；（6）24小时拆模后，将试件放置在温度为（20±3）℃以及相对湿度90%以上的潮湿空气中养护；（7）28天后，利用切割机沿宽度方向对两端纤维网超出部分进行切割，剩余长度为380mm。浇筑完成的单轴拉伸试件的示意图（以内部放置两层纤维编织网试件为例）如-15- 图2.6所示。图2.6单轴拉伸试件示意图待制作完成的试件静置24小时后拆模，放入养护室进行养护，为观察该方法制备纤维编织网水泥基复合材料的效果，将试件进行切割，观察复合材料内部纤维网的分布形态，如图2.7所示。由图2.7可以观察到，切割截面上黑色点状物为纤维网纵向碳纤维，布置一层纤维网时（图2.7左），纤维网基本处于试件厚度的中间位置；布置两层纤维网时（图2.7右），纤维网也可较均匀分布。(a)布置一层纤维网试件(b)布置二层纤维网试件图2.7内部纤维分布形态纤维编织网水泥基复合材料粘结试件的制备过程与单轴拉伸试件类似，不同厚度的试件内均配置一层纤维编织网，并对部分纤维编织网进行了环氧树脂浸渍和表面粘砂处理。制备过程如图2.8所示。-16- 图2.8粘结试件的浇筑过程2.4本章小结本章研究了原材料的几何参数和力学特性，制备了内部配置单层或多层纤维编织网增强水泥基复合材料，养护完成后对试件进行切割，观察复合材料的制备效果。得出以下结论：1.根据纤维编织网的生产参数，分别计算表面处理前后碳纤维和无碱玻璃纤维的理论截面面积，为复合材料的单轴拉伸性能以及纤维网与水泥基体界面性能的研究提供理论基础。2.对进行表面处理后的纤维编织网进行拉伸试验，得出的试验结果与其生产参数对比，发现即使对纤维编织网进行环氧树脂浸渍和粘砂处理，其抗拉强度也不能完全发挥。3.自行设计了两组模具并成功制备了粘结试件及内部配置1~3层纤维编织网的复合材料拉伸试件。经过对拉伸试件进行切割，观察试件的横截面，可以发现试件内部纤维网的分布形态较好。-17- -18- 第三章纤维编织网与水泥基体界面粘结性能研究纤维编织网增强水泥基复合材料具有较高的韧性及良好的承载能力，同时与乱向短切纤维相比，沿经、纬向分布的纤维编织网可大大提升其对水泥基体的增强效率，但其增强效果很大程度取决于纤维编织网和水泥基体的粘结作用。试件在单轴拉伸过程中会产生多条裂缝，基体开裂后会引起纤维上的应力沿长度方向发生变化，为防止纤维与水泥基体之间发生快速的相对滑移，试件过早破坏，需要周围的水泥基体提供粘结应力[50,51]。纤维编织网在基体中的作用与混凝土中的钢筋作用类似：在试件受拉产生裂缝后，裂缝截面的水泥基体退出工作，裂缝截面处纤维编织网所承担的拉应力增大，但裂缝间截面上的水泥基体仍承受拉力，纤维网的拉应力较小，纤维网的应力沿受力方向发生了变化，因此其表面存在相应的界面剪应力分布。但若纤维编织网承受的拉力超过二者之间的界面强度，纤维编织网将会从水泥基体中拔出，造成滑移破坏。由于纤维编织网和水泥基体的材料本质和力学性能存在巨大差异，且二者的粘结性能受多种因素影响，纤维编织网增强水泥基复合材料的粘结机理十分复杂。另一方面，纤维编织网与水泥基体之间粘结强度的确定，对明确二者的界面粘结特性至关重要。掌握该复合材料粘结规律，对复合材料单轴拉伸性能的研究有重要指导意义。本章对纤维编织网、纤维束粘结试件进行拉拔试验，探求经、纬向纤维束的相互作用，得出纬向纤维对其粘结性能的增强效果，同时研究纤维的埋置长度、加载距离、纤维网的表面处理方式以及试件厚度等因素对纤维编织网与水泥基体界面粘结性能的影响。同时，针对不同类型试件的拉拔试验结果，对将纤维网从水泥基体中拔出的过程做出了进一步分析和描述，并基于弹性力学相关理论，分析得出纤维编织网与水泥基体的粘结强度，探究了不同厚度复合材料试件的界面粘结性能，为探究纤维编织网水泥基复合材料的单轴拉伸行为提供数据和理论参考。3.1试验概况3.1.1试验简介利用第二章介绍的粘结模具浇筑粘结试件，将浇筑完成的试件放在常温下静置24小时后拆模，养护28天之后，利用切割机将薄板切割，得到宽度为50mm、不-19- 同埋置长度的拉拔试件，如图3.1所示。(a)养护完成后的粘结试件(b)切割后的试件图3.1粘结试件为准确测定纤维编织网与水泥基体界面粘结性能，国内外学者采用拉拔试验直接测定将纤维网从基体中拔出时力与位移的关系。因此本课题组自行设计了直接拉拔试验装置。整套试验装置由上、下两部分构成。下半部分主要由一组刚度较大对称的“倒L形”装置组成，可沿试验轨道移动。试验过程中将其组装成矩形框架并固定，将拉拔试件放置在矩形框架内，纤维编织网或纤维束从中间缝隙穿出由上半部分的摩擦夹具固定夹住（如图3.2所示）。试件在拉拔过程中将抵抗下夹具的阻力，进而将纤维编织网从水泥基体中拔出。图3.2拉拔装置下夹具简图3.1.2试验方案本章针对纤维束和纤维编织网两种不同纤维形式的拉拔试件进行了试验。纤维-20- 的埋置长度不同会造成试件破坏形式的差异，而且不同试件厚度及表面的处理方式对粘结性能也有很大的影响。因此，本章共制备了6种埋长、3种厚度以及3种自由端长度的纤维编织网粘结试件并对部分试验试件进行环氧树脂浸渍及粘砂处理，每组三个试件。试验所使用的材料特性及配合比设计请参见本文第二章。各个拉拔试件参数见表3.1。表3.1中试件编号采用“纤维形式+纤维表面处理方式+试件的厚度+纤维埋长+自由端长度”的表示方法，W、S分别表示纤维编织网和纤维束，Y、N分别表示是否进行环氧树脂浸渍及表面粘砂处理，如：WY2025-30代表进行了表面处理的纤维编织网增强水泥基复合材料试件，其厚度为20mm、纤维埋长为25mm、自由端长度为30mm。表3.1拉拔试件参数是否进行试件厚度埋置长度加载距离试件编号纤维形式试件个数表面处理(mm)(mm)(mm)WY2010-30纤维编织网○2010303WY2015-30纤维编织网○2015303WY2020-30纤维编织网○2020303WY2025-30纤维编织网○2025303WY2030-30纤维编织网○2030303WY2035-30纤维编织网○2035303WN2010-30纤维编织网×2010303WN2015-30纤维编织网×2015303WN2020-30纤维编织网×2020303WN2025-30纤维编织网×2025303SY2010-30纤维束○2010303SY2015-30纤维束○2015303SY2020-30纤维束○2020303SY2025-30纤维束○2025303WY1510-30纤维编织网○1510303WY1210-30纤维编织网○1210303WY2010-25纤维编织网○2010253WY2010-20纤维编织网○2010203注：○代表纤维编织网进行了表面处理，×代表未进行表面处理-21- (a)纤维束拉拔试件(b)纤维网拉拔试件图3.3部分拉拔试件本章针对18组，共54个试件开展了拉拔试验。部分拉拔试件如图3.3所示。试验在SUNS20kN万能伺服试验机上进行，试验加载装置如图3.4所示。加载过程采用位移控制，加载速率为0.1mm/min。图3.4试验加载图3.2拉拔试验结果及分析3.2.1纤维的埋置长度本章为了分析纤维网埋置长度对纤维编织网与基体粘结性能的影响，分别设计了埋置长度为10mm、15mm、20mm、25mm、30mm、35mm进行表面处理的纤维编织网试件（以下简称粘砂纤维网试件），埋置长度为10mm、15mm、20mm、25mm的未进行表面处理纤维编织网试件（以下简称未粘砂纤维网试件）以及埋置长度为-22- 10mm、15mm、20mm、25mm的纤维束粘结试件，得到如图3.5所示的荷载—滑移曲线。各粘结试件的拉拔试验结果见表3.2。2500WY2010-30WY2015-30WY2020-302000WY2025-30WY2030-301500(N)1000拉拔荷载500005101520位移(mm)(a)粘砂纤维网试件1400WN2010-30WN2015-301200WN2020-301000(N)800600拉拔荷载400200002468101214位移(mm)(b)未粘砂的纤维网试件350SY2010-30-1SY2010-30-2SY2010-30-3300SY2015-30-1SY2015-30-2250SY2015-30-3SY2020-30-1SY2020-30-2(N)200SY2020-30-3150拉拔荷载1005000123456位移(mm)(c)纤维束试件图3.5不同埋置长度试件的试验曲线-23- 表3.2各试件的拉拔试验结果是否进行埋置长度极限拉拔拉拔荷载试件编号纤维形式破坏状态表面处理(mm)荷载(N)平均值(N)WY2010-30-1纤维编织网○10拔出706.34WY2010-30-2纤维编织网○10拔出718.05721.95WY2010-30-3纤维编织网○10拔出741.46WY2015-30-1纤维编织网○15拔出1100.49WY2015-30-2纤维编织网○15拔出1014.401065.94WY2015-30-3纤维编织网○15拔出1082.93WY2020-30-1纤维编织网○20拔出1375.50WY2020-30-2纤维编织网○20拔出1401.541392.24WY2020-30-3纤维编织网○20拔出1399.67WY2025-30-1纤维编织网○25拔出1712.20WY2025-30-2纤维编织网○25拔出1641.461677.53WY2025-30-3纤维编织网○25拔出1678.93WY2030-30-1纤维编织网○30拔出2012.20WY2030-30-2纤维编织网○30拔出1957.921991.21WY2030-30-3纤维编织网○30拔出2003.51WY2035-30-1纤维编织网○35拉断2206.25WY2035-30-2纤维编织网○35拉断2301.072242.07WY2035-30-3纤维编织网○35拉断2218.89WN2010-30-1纤维编织网×10拔出656.2WN2010-30-2纤维编织网×10拔出659.65654.02WN2010-30-3纤维编织网×10拔出646.22WN2015-30-1纤维编织网×15拔出952.33WN2015-30-2纤维编织网×15拔出956.65953.34WN2015-30-3纤维编织网×15拔出951.04WN2020-30-1纤维编织网×20拔出1258.63WN2020-30-2纤维编织网×20拔出1251.871252.90WN2020-30-3纤维编织网×20拔出1248.2WN2025-30-1纤维编织网×25拉断1544.27WN2025-30-2纤维编织网×25拉断1557.611547.40WN2025-30-3纤维编织网×25拉断1540.33-24- 表3.2（续）是否进行埋置长度极限拉拔拉拔荷载试件编号纤维形式破坏状态表面处理(mm)荷载(N)平均值(N)SY2010-30-1纤维束○10拔出171.93SY2010-30-2纤维束○10拔出183.61177.42SY2010-30-3纤维束○10拔出176.73SY2015-30-1纤维束○15拔出256.10SY2015-30-2纤维束○15拔出241.50251.72SY2015-30-3纤维束○15拔出257.56SY2020-30-1纤维束○20拔出328.22SY2020-30-2纤维束○20拔出321.70323.19SY2020-30-3纤维束○20拔出319.64SY2025-30-1纤维束○25拉断394.09SY2025-30-2纤维束○25拉断387.25391.36SY2025-30-3纤维束○25拉断392.74拉拔试验中，试件的破坏形式主要由纤维的埋置长度决定。当埋置长度较长时，发生拉断破坏，反之，发生拔出破坏。这是因为纤维的埋置长度决定了纤维与基体之间的接触面积，影响了纤维与基体之间的界面剪应力大小。纤维编织网的埋长越大，纤维网与基体的界面粘结强度越大，纤维在拉拔过程中受到的阻力越大。当作用在纤维上的拉拔应力大小超过纤维本身的抗拉强度，纤维将会被拉断，从而导致试件的破坏。当埋长较小时，试验过程中，首先在试件顶面埋入纤维的位置产生裂缝，之后裂缝沿纤维网的布置界面开展，当裂缝延伸至试件底面时，拉拔通道形成，纤维网发生滑移，发生拔出破坏。极限拉拔荷载是指在拉拔试验过程中，纤维编织网所受荷载的最大值，是直观反映粘结强度大小的重要指标。假设纤维截面为圆形，纤维与界面基体之间的单位面积的最大粘结力即为名义粘结强度[32,35,52]，其表达式为：Pmaxτ=(3.1)maxnπdl其中：τmax——纤维编织网与水泥基体之间的名义粘结强度(MPa)；Pmax——纤维编织网被拔出所需要的极限拉拔荷载(N)；n——纤维编织网中包含纤维束的数量；d——纤维束直径(mm)；l——纤维编织网的埋置长度(mm)。-25- 根据表3.2，对比各试件的极限拉拔荷载，如图3.6所示。利用式（3.1），计算可得各个试件的名义粘结强度平均值，如图3.7所示。图3.6各试件极限拉拔荷载对比图3.7各试件的平均粘结强度对比当纤维的埋置长度较大，施加的荷载使纤维发生破坏而且纤维不被拔出时，所需的最小埋长即为锚固长度。由表3.2可知：对于厚度为20mm的试件，粘砂纤维编织网的锚固长度是30mm；未粘砂纤维编织网的锚固长度是20mm；纤维束的锚固长度是20mm。根据图3.6和图3.7可知，无论是否对纤维编织网进行表面处理，无论是纤维编织网还是纤维束粘结试件，其极限拉拔荷载随埋置长度的增加而增大，粘结强度随埋置长度的增加而减小。这是因为随着纤维网的埋置长度增大，纤维网与基体界面的粘结应力分布均匀性降低，试件的最大拉拔荷载与纤维网埋置长度的比值越小。试件的破坏形态如图3.8所示。-26- (a)拔出破坏(b)拉断破坏图3.8试件的破坏形态3.2.2纤维编织网的加载距离纤维编织网的加载距离是指纤维网顶面到加载点的距离。本试验分别设计了加载距离为20mm、25mm和30mm的粘结试件，旨在分析纤维编织网的加载距离对试件粘结性能的影响。不同加载距离的粘砂试件荷载—滑移曲线如图3.9所示。1000WY2010-30WY2010-25WY2010-20800600(N)400拉拔荷载2000012345678位移(mm)图3.9不同加载距离的粘砂试件试验曲线图3.10纤维编织网加载距离对线性段斜率影响-27- 由图3.9和图3.10可知，随着加载距离的增大，试验曲线线性段的斜率减小。这是因为加载范围内纤维编织网会在拉力作用下产生弹性变形，加载距离越长，弹性变形越大，线性段的斜率越小，但纤维编织网的弹性模量较大，因此变形相对较小，曲线形式不会发生大幅度改变。但在进行拉拔分析时，需要考虑纤维网的加载距离对滑移量的影响，以反映纤维网与水泥基体真实的界面性能。3.2.3纤维形式本次试验选取了纤维编织网和纤维束两种不同的纤维形式，对其进行拉拔试验，以明确纬向纤维束的设置对纤维编织网与水泥基体之间粘结性能的影响。其中纤维网试件内部配置纤维编织网，经向为碳纤维、纬向为无碱玻璃纤维，每个试件中包含四根经向纤维；另一组纤维束试件中配置一根碳纤维束。纤维编织网和纤维束的粘结试件的荷载-滑移曲线如图3.11所示。800WY2010-30-1WY2010-30-2WY2010-30-3SY2010-30-1600SY2010-30-2SY2010-30-3(N)400拉拔荷载2000012345678位移(mm)(a)埋长10mm1200WY2015-30-1WY2015-30-21000WY2015-30-3SY2015-30-1SY2015-30-2800SY2015-30-3(N)600拉拔荷载40020000246810位移(mm)(b)埋长15mm-28- 1600WY2020-30-1WY2020-30-21400WY2020-30-3SY2020-30-11200SY2020-30-2SY2020-30-31000(N)800600拉拔荷载40020000246810121416位移(mm)(c)埋长20mm图3.11纤维形式对粘结性能的影响由表3.2和图3.11可知，当埋长为10mm时，纤维束试件的极限拉拔荷载平均值为177.42N，而纤维网试件的极限拉拔荷载为721.95N；当埋长为15mm时，纤维束试件的极限拉拔荷载为251.72N，而纤维网试件的极限拉拔荷载为1065.94N；当埋长为20mm时，纤维束试件的极限拉拔荷载为323.19N，而纤维网试件的极限拉拔荷载为1392.24N。对于埋置长度相同的两种类型试件，纤维网试件的极限拉拔荷载大于纤维束试件极限拉拔荷载的4倍。表3.3不同纤维形式试件的粘结强度埋置长度极限拉拔荷载粘结强度粘结强度平均试件编号纤维形式(mm)(N)(MPa)值(MPa)WY2010-30-1纤维编织网10706.347.3996WY2010-30-2纤维编织网10718.057.52237.5632WY2010-30-3纤维编织网10741.467.7676SY2010-30-1纤维束10171.937.2046SY2010-30-2纤维束10183.617.69407.4348SY2010-30-3纤维束10176.737.4057WY2015-30-1纤维编织网151100.497.6858WY2015-30-2纤维编织网151014.407.08467.4445WY2015-30-3纤维编织网151082.937.5632SY2015-30-1纤维束15256.107.1544SY2015-30-2纤维束15241.506.74667.0321SY2015-30-3纤维束15257.567.1952根据试验方案可知，每个纤维编织网试件中包含四根碳纤维，由图3.10和表3.3-29- 可知，相比于纤维束试件，纤维编织网试件的粘结强度较大。这是因为纬向纤维束在拉拔过程中发挥了作用。纤维与水泥基体之间的界面粘结力包括三部分：化学粘着力，纤维与基体之间的摩擦力、纤维的特殊形状使纤维与界面之间产生的机械锚固力[28]。经、纬向纤维束相互作用不仅可以提高机械咬合力；同时纬向纤维的设置增大了纤维网与基体接触面积，可以进一步提高纤维与基体之间的摩擦力。3.2.4纤维编织网的表面处理方式本次试验为研究纤维网表面处理方式对其与基体间相互作用的影响，分别对粘砂纤维网试件和未粘砂纤维网试件进行拉拔试验，图3.12为埋置长度分别为10mm、15mm及20mm内部配置不同表面处理方式的纤维编织网的粘结试件荷载—滑移曲线对比。1600WY2010-30WN2010-301400WY2015-30WN2015-301200WY2020-30WN2020-301000(N)800600拉拔荷载40020000246810121416位移(mm)图3.12不同表面处理方式的粘结试件试验曲线对比由图3.12可知，相较于未粘砂的纤维网试件，粘砂纤维网试件的极限拉拔荷载更大：当埋长为10mm时，粘砂纤维网试件的极限拉拔荷载提高了10.39%；当埋长为15mm时，粘砂纤维网试件较未粘砂纤维网试件极限拉拔荷载提高了11.81%；当埋长为20mm时，粘砂纤维网试件较未粘砂纤维网试件极限拉拔荷载提高了11.12%。这是因为对纤维网进行表面处理后，粘附于表面的细砂类似于变形钢筋表面的横肋或斜肋，粘砂后纤维网的凹凸边缘在拉拔荷载的作用下挤压周围的水泥基体，大大提高了纤维编织网与基体之间的机械咬合力，改变了二者界面的粘结机理，有利于纤维网在基体中的粘结锚固性能。同时，环氧树脂浸渍后的纤维束可以更好地协同受力，从而提高了极限拉拔荷载。由图3.12中还可以发现，虽然未经过表面处理的纤维编织网的极限拉拔力较小，但相较于粘砂试件，其滑移量稍有增大，这说明了纤维网不同的表面处理方式导致了纤维与基体之间界面性能的差异。-30- 3.2.5试件厚度钢筋混凝土材料中，试件的厚度决定了保护层厚度，对钢筋与混凝土界面粘结特性有着重要影响。与钢筋混凝土相似，纤维束最外层至试件表面的距离对纤维与基体之间的粘结性能有着重要影响。本文试验设计了三种试件厚度分别为：20mm、15mm、12mm，其荷载—滑移曲线如图3.13所示。800WY2010-30WY1510-30700WY1210-30600500(N)400300拉拔荷载2001000012345678位移(mm)图3.13试件厚度对粘结性能的影响从图3.13中可知，随着试件厚度的增加，极限拉拔荷载增大。这是因为增大试件厚度，纤维两侧基体的厚度随之增加，加强了两侧水泥基体的抗劈裂能力，从而提高了试件的极限拉拔荷载。在实际应用中，还应注意试件中配置的纤维网层数，纤维网与基体之间的粘结破坏形态与相邻的纤维编织网之间的层间距有关，当两层纤维网间距较近时，则可能沿两层纤维网连线发生基体的劈裂，从而导致粘结失效。3.3拉拔行为分析根据不同类型试件的拉拔试验结果，可将纤维网从基体拔出的过程分为三个阶段：线性阶段、非线性阶段和动态滑移阶段。拉拔试验曲线示意图如图3.14所示。线性阶段：加载初期，界面粘结完好，因纤维编织网自身的变形，可测得较小位移的发生。此阶段拉拔力与位移之间呈现线性关系，由界面粘结力提供拉拔阻力。非线性阶段：拉拔荷载不断增大，当拉拔荷载达到某一临界值（Fc）时，纤维编织网与水泥基体从埋置顶端开始脱粘，并且沿着纤维网的埋置方向在水泥基体中发展，拉拔力与位移之间逐渐呈现出非线性关系，随后拉拔荷载达到最大值（Fmax）时，纤维网与水泥基体处于部分粘结状态，当纤维编织网与界面粘结力失效时，即当拉拔荷载为F0时，纤维编织网与水泥基体完全脱粘。动态滑移阶段：纤维网与基体完全脱粘后，在拉拔荷载的作用下，纤维网发生-31- 动态滑移，位移明显增大，纤维编织网的末端与加载端的位移基本相同，界面剪切力逐渐由粘结力转化为摩擦力，拉拔阻力由界面摩擦力提供。随着纤维网被拔出，纤维网的位移逐渐增大，拉拔荷载减小，直至纤维网被完全拔出。图3.14试验曲线示意图3.4名义粘结强度计算拉拔过程中，纤维编织网承受平行于纤维网的拉力的同时，也承受着水泥基体给予的垂直包裹压力。水泥基体对纤维网的包裹压力影响了二者之间的粘结力，同时界面粘结力是线性阶段拉拔阻力的主要来源。若纤维沿径向受到ff的拉应力，由于纤维本身的泊松效应，其必然也会承受相应的法向变形，若γf为纤维的泊松比，则纤维的法向变形可根据公式（3.2）计算。ffε=×γ(3.2)frfEf因此，由于外部拉拔荷载的作用，纤维网周围的水泥基体会因受到法向应力而开裂。基体开裂部分的厚度可用δ表示，具体描述如图3.15所示。图3.15基体部分开裂计算模型-32- 根据文献[53,54]，假设水泥基体对纤维网的包裹压力PN和拉拔力F为正比例关系，可用公式（3.3）表示。F=νP(3.3)N式中：ν——摩擦系数。当水泥基体开裂之后，基体未开裂部分提供的压应力可表示为pN2，则有：pπr=pπ()δ+r(3.4)NN2式中：r——纤维束的半径。根据弹性力学理论，基体未开裂部分将会产生环向拉应力，计算表达式为：22()δ+rpcN2σ=1+(3.5)222c−()δ+rx式中：c——试件厚度的一半；x——任一点据纤维束中心点的距离。基体未开裂部分产生的环向拉应力最大值在x=δ+r处，而环向拉应力最大值为拉伸荷载下基体的开裂应力fc，则可得：22pδ+rc−()δ+rN=22(3.6)fcrc+()δ+r根据图3.15可知，δ的取值范围为(0，c-r)，对式（3.6）进行求导，由此可以得到δ的最大值，如公式（3.7）所示。当基体的开裂厚度超过δmax，可认为水泥基体发生劈裂破坏。δ=5-2(c-r)(3.7)max将式（3.7）带入式（3.6）中可得pN的最大值，见公式（3.8）。5-2×()5-1cfcp=(3.8)Nmax2r因此，可以得到纤维网与水泥基体之间的名义粘结强度计算公式，如式（3.9）所示。5-2×(5−1)cfcτ=ν(3.9)max2rν的取值与纤维网和水泥基体之间界面性能有关，不同的纤维种类、表面处理方式及基体强度等均会对ν的取值造成影响，因此，本文根据试验数据确定ν的取值。由此计算得出不同厚度试件的名义粘结强度，计算结果见表3.4，其与试验数据的对比如图3.15所示。-33- 表3.4不同厚度试件粘结强度试件厚度极限拉拔荷载粘结强度粘结强度平均值粘结强度计算值试件编号(mm)(N)(MPa)(MPa)(MPa)WY2010-30-120706.347.3996WY2010-30-220718.057.52237.56327.3950WY2010-30-320741.467.7676WY1510-30-115577.566.0505WY1510-30-215573.726.01035.98095.9028WY1510-30-315561.465.8819WY1210-30-112465.434.8759WY1210-30-212449.284.70674.77154.4370WY1210-30-312451.694.7319图3.15试验与理论粘结强度对比由表3.4及图3.15可知，本章提出的名义粘结强度表达式的计算结果与试验值吻合程度较好，可以采用该公式计算纤维网与基体之间的粘结强度。但仔细对比可以发现，相较于试验数据，理论计算结果较低。这是因为此公式未考虑经、纬向纤维束的相互作用，二者的相互作用会对拉拔过程造成更大的阻力，因此试验中得到的粘结强度较高。-34- 3.5本章小结本章采用自行设计的拉拔装置，对18组纤维编织网增强水泥基复合材料试件进行了拉拔试验，旨在明确纤维网的埋置长度、纤维编织网的加载距离、纤维形式、纤维网的表面处理方式以及试件厚度对纤维编织网与水泥基体界面粘结特性的影响，并详细分析了将纤维编织网从水泥基体中拔出的过程，利用弹性力学理论，计算出不同厚度试件的名义粘结强度，并将计算结果与试验中获得的数据进行对比，为进一步探究复合材料单轴拉伸性能提供理论基础。得出以下结论：1.拉拔试验中，试件的破坏形式主要是由纤维的埋置长度决定的。当埋置长度较长时，发生拉断破坏，反之，发生拔出破坏。对于厚度为20mm的试件，粘砂纤维编织网的锚固长度是30mm；未粘砂纤维编织网的锚固长度是20mm；纤维束的锚固长度是20mm。极限拉拔荷载随埋置长度的增加而增大，粘结强度随埋置长度的增加而减小。2.加载范围内纤维编织网会在拉力作用下产生弹性变形，因此随着加载距离增大，试验曲线线性段的斜率减小。但纤维编织网的弹性模量较大，因此变形相对较小，曲线形式不会发生大幅度改变。在进行拉拔分析时，需要考虑纤维网的加载距离对滑移量的影响，以反映纤维网与水泥基体真实的界面性能。3.纤维编织网中经、纬向纤维束的相互作用有效地增加了机械咬合作用，同时设置纬向纤维束可以增大界面的摩擦力，因此相较于纤维束试件，埋置长度为10mm、15mm和20mm的纤维编织网试件的粘结强度分别提高了10.39%、11.81%和11.12%。4.纤维网的不同表面处理方式导致了纤维与基体之间界面性能的差异。经过环氧树脂浸渍后的纤维网可以更好地协同受力；同时粘附于纤维网表面的细砂改变了纤维网与水泥基体之间的粘结机理，有利于纤维网在基体中的粘结锚固性能。5.随着试件厚度的增大，纤维网两侧的基体厚度增加，加强了两侧水泥基体的抗劈裂能力，可以提高试件的极限拉拔荷载。6.典型的拉拔过程可分为三个阶段：线性阶段、非线性阶段及动态滑移阶段。在拉拔过程中，界面剪切力充当拉拔阻力，线性阶段界面粘结力为拉拔阻力，动态滑移阶段界面剪切力以摩擦阻力形式出现。7.拉拔过程中，纤维编织网承受平行于纤维网的拉力的同时，也承受着水泥基体给予的垂直包裹压力。在拉拔荷载作用下，纤维网周围的水泥基体会因受到的法向应力而开裂。据此，对纤维网在水泥基体中的受力状态进行分析，提出纤维编织网与水泥基体之间的名义粘结强度计算表达式。-35- 8.名义粘结强度表达式计算结果与试验值吻合程度较好，可以采用该公式计算纤维网与基体之间的粘结强度。但未考虑经、纬向纤维束的相互作用，因此相较于试验中得到的粘结强度，公式计算结果较低。-36- 第四章纤维编织网增强水泥基复合材料单轴拉伸试验研究水泥基复合材料存在抗拉强度较低的缺点，将单层或多层双向纤维编织成的网格作为增强材料放置于水泥基体中，可以有效限制裂缝的开展并且明显改善基体的拉伸性能[55,56]。纤维编织网增强水泥基复合材料因其良好的拉伸性能得到广大学者和工程师的青睐。该复合材料的单轴拉伸性能较为复杂，整个拉伸过程呈现出非线性特征。复合材料承受拉伸荷载后，基体开裂后，由于粘结作用，纤维编织网与基体之间发生应力传递，协助水泥基体承担外力[57,58]，但随着试验的进行，纤维编织网与基体之间的粘结作用会逐渐遭到破坏，试件的单轴拉伸性能也随之受到影响。复合材料的承载能力多由弯曲和轴拉试验测定，在多孔结构中弯曲试验较容易实现，但通过单轴拉伸试验得到的荷载—位移曲线更能反映出复合材料的力学性能和真实力学行为。因此，纤维编织网水泥基复合材料的拉伸性能研究对其在工程结构应用中的延性设计和安全性评估具有重要的现实意义。本章利用粘钢直拉法对纤维编织网增强水泥基薄板试件进行单轴拉伸试验，描述不同类型的复合材料试件的单轴拉伸行为，得出其单轴拉伸荷载—位移曲线，分别研究不同纤维配网率、纤维网表面处理方式以及基体类型等因素对其拉伸性能的影响。-37- 4.1单轴拉伸试验装置将养护好的试件按照尺寸要求切割成380mm×100mm×20mm，如图4.1所示。将切割磨平的试件两端用无水酒精清洗，将由SKO厂家生产的改性环氧树脂和改性胺类固化剂为主要成分的双组份室温固化粘结剂均匀涂抹在该试件的两端，静置24小时后，粘结剂达到强度时进行单轴拉伸试验。(a)养护好的试件(b)切割后的试件图4.1单轴拉伸试件粘钢直拉法在试件的端部一定范围内均匀涂抹建筑固化粘结剂，粘贴适宜厚度的钢板，以最大程度避免试验过程中的应力集中现象；并在试件的顶端，粘贴较厚的传力钢板，从而获得较均匀的应力传递过程。传力钢板的厚度为16mm，在对侧设有直径为10mm的定位孔，粘贴钢板厚度为5mm，宽度与试件宽度相同，长度为65mm，上有两个螺杆，间距为52mm，螺杆可穿过定位孔，螺杆上部可用螺母固定。传力钢板顶端另焊接两块钢板，中间设有10mm圆孔，球铰连接直径为10mm的螺杆，螺杆恰好可通过顶端钢板的圆孔，球铰上端与试验机相连，用以小范围内自由调整，防止偏心。粘钢完成的试件如图4.2所示。-38- 图4.2粘钢后试件示意图4.2试验概况4.2.1试验方案试验主要研究纤维编织网表面处理形式、纤维编织网层数和基体类型对纤维编织网水泥砂浆的影响。设计并制作了10组试件，共30个，试件尺寸为380mm×100mm×20mm，分别配置1~3层纤维编织网，并对其中三组试件的纤维编织网表面进行处理（以下简称粘砂试件），另外三组试件中不仅对纤维编织网表面进行处理且基体中加入PVA纤维（以下简称PVA基体试件）。STRC表示素水泥砂浆，NTRC1表示配置一层未经过表面处理的纤维编织网试件，YTRCP3表示配置3层经过环氧树脂且表面经过粘砂处理的纤维网且在基体中加入了PVA纤维的试件。纤维编织网增强水泥基试件分组见表4.1。表4.1纤维编织网增强水泥基试件设计配网率纤维网试件编号纤维网层数PVA纤维数量(%)表面处理STRC00--×3YTRC110.272○×3YTRC220.544○×3-39- YTRC330.816○×3NTRC110.272××3NTRC220.544××3NTRC330.816××3YTRCP110.272○○3YTRCP220.544○○3YTRCP330.816○○3注：○代表纤维编织网进行了表面处理或基体中加入了PVA纤维，×代表未进行表面处理或未在基体中加入PVA纤维。4.2.2加载方式单轴拉伸试验在深圳三思纵横科技股份有限公司生产的20kN万能试验机上进行，加载装置图如图4.3所示。根据《纤维混凝土试验方法标准》[59]，最大荷载前采用力控制，加载速率为0.4MPa/min，而后采用位移控制，速率为0.1mm/min。试验过程中通过位移计测量试件标距范围内位移变化，标距段长度280mm，位移计量程为20mm。图4.3试验加载装置-40- 4.3试验结果及分析4.3.1水泥基体轴拉试验对未加入纤维的水泥砂浆薄板进行拉伸试验，试验结果如图4.4所示。试验目的是测定水泥基体的单轴拉伸性能，试验中可观测到一条裂缝产生并迅速开展，听见清脆的断裂声后，试件破坏，测定的力学参数见表4.2。STRC-12.0STRC-2STRC-31.61.2(MPa)0.8应应0.40.00.000.020.040.06应应应应应(%)(a)试验曲线(b)试件破坏形态图4.4水泥基体单轴拉伸试验结果表4.2水泥基体轴拉力学参数极限荷载极限应力应力平均值变形应变应分比应变应分比试件编号(kN)(MPa)(MPa)(mm)(%)平均值(%)STRC-13.501.750.14290.0510STRC-23.171.581.620.12870.04600.0477STRC-33.031.520.12900.04614.3.2粘砂试件单轴拉伸结果粘砂试件的单轴拉伸应力—应变曲线如图4.5所示。观察不同配网率的粘砂试件试验曲线变化规律，可将其单轴拉伸过程分为四个阶段：线弹性阶段、多裂缝开展阶段、裂缝稳定阶段和破坏阶段。在单轴拉伸试验过程中，加载初期，水泥基体与纤维网共同受力，试件内部微观裂缝开展，复合材料变形较小且复合材料应力—应变关系呈现线性变化，在基体出现第一条宏观裂缝后，由于纤维和基体的粘结作用，二者之间发生应力传递，在已有裂缝的两侧会不断出现新的裂缝，直至裂缝发展稳定后，裂缝截面处基体退出工作，主要由纤维编织网承担外力，当试件承担的-41- 外部荷载达到峰值，纤维编织网与基体逐渐滑移或纤维束内部发生断裂，而后进入破坏阶段，直至纤维编织网完全破坏。粘砂试件的裂缝开展状态和破坏形态如图4.6所示。3.0YTRC1-1YTRC1-2YTRC1-32.52.01.5(MPa)应力1.00.50.00.00.51.01.52.0应变应分比(%)(a)一层网粘砂试件试验曲线YTRC2-15YTRC2-2YTRC2-343(MPa)2应力100.00.51.01.52.0应变应分比(%)(b)两层网粘砂试件试验曲线7YTRC3-1YTRC3-2YTRC3-3654(MPa)3应力2100.00.51.01.52.02.53.03.5应变应分比(%)(c)三层网粘砂试件试验曲线图4.5粘砂试件应力—应变曲线-42- (a)两层网粘砂试件多裂缝开展(b)一层网粘砂试件破坏状态图4.6粘砂试件试验形态4.3.3未粘砂试件单轴拉伸结果未粘砂试件的单轴拉伸试验结果如图4.7所示，其中配置一层纤维编织网的未粘砂试件在试验过程中，试验机器出现故障，因此只有两个有效试验结果。观察未粘砂试件的应力—应变曲线，可以发现其单轴拉伸过程与粘砂试件的拉伸过程相似，但当内部布置一层未粘砂的纤维网时，试件的多裂缝开展过程不明显，且与粘砂试件的试验结果相比，试件表面裂缝数量较少。最终，未粘砂试件大多是因为内部纤维编织网与水泥基体的粘结失效导致纤维编织网发生滑移，不能继续承载而造成试件的破坏。因此，对纤维编织网表面进行环氧树脂浸渍及粘砂处理可以有效地改善纤维网与基体之间的粘结性能，并且提高试件的抗拉承载力。未粘砂试件的裂缝开展状态和破坏形态如图4.8所示。-43- 2.0NTRC1-1NTRC1-21.51.0(MPa)应力0.50.00.00.51.0应变应分比(%)(a)一层网未粘砂试件试验曲线2.0NTRC2-1NTRC2-2NTRC2-31.51.0(MPa)应变0.50.00.00.51.01.5应变应分比(%)(b)两层网未粘砂试件试验曲线3.0NTRC3-1NTRC3-2NTRC3-32.52.01.5(MPa)应力1.00.50.00.00.51.01.52.0应变应分比(%)(c)三层网未粘砂试件试验曲线图4.7未粘砂试件应力—应变曲线-44- 图4.8未粘砂试件的滑移破坏4.3.4PVA基体试件单轴拉伸结果由第二章可知，本文共制备两种基体，基体1中未加入PVA纤维，基体2中加入适当体积分数的PVA纤维。不同配网率的PVA基体试件的单轴拉伸试验结果如图4.9所示，由于在配置一层和三层纤维编织网的PVA基体试件的试验过程中，试验机器出现故障，因此只有两个有效试验结果。通过图4.9可以发现，PVA基体试件的单轴拉伸过程也可分为四个过程，与粘砂试件轴拉过程基本相同。与粘砂试件类似，试件最后多因纤维束中纤维丝的断裂而发生破坏。但与粘砂试件的试验结果相比，基体中加入PVA纤维后，试件表面裂缝分布更均匀且数量增多。由此可知，在基体中加入PVA纤维可有效改善试件的裂缝分布形态，提高开裂荷载。PVA基体试件的裂缝开展状态和破坏形态如图4.10所示。3.0YTRCP1-1YTRCP1-22.52.01.5(MPa)应力1.00.50.00.00.51.01.52.0应变应分比(%)-45- (a)一层网PVA基体试件试验曲线YTRCP2-16YTRCP2-2YTRCP2-3543(MPa)应力2100.00.51.01.52.02.5应变应分比(%)(b)两层网PVA基体试件试验曲线YTRCP3-17YTRCP3-2654(MPa)3应力2100.00.51.01.52.02.5应变应分比(%)(c)三层网PVA基体试件试验曲线图4.9PVA基体试件应力—应变曲线-46- (a)三层网PVA基体试件多裂缝开展(b)二层网PVA基体试件破坏形态图4.10PVA基体试件试验形态4.4单轴拉伸性能影响因素4.4.1配网率纤维编织网增强水泥基复合材料中常使用配网率的概念描述内部纤维含量。当纤维含量过少，纤维的承载能力小于出现裂缝时复合材料需要承担的外部荷载，复合材料将不会出现多裂缝开展阶段，当基体达到抗拉强度时，内部纤维不能发挥增强作用，迅速断裂。因此，当纤维含量大于某一临界值时，纤维网才能发挥增强作用。由第二章可知纤维编织网的几何参数，其中碳纤维束的理论面积为0.45mm2，玻璃纤维束理论面积为0.23mm2。与钢筋混凝土结构中的配筋率类似，复合材料的配网率可以定义为复合材料中纤维网的体积占总体积的比例，即复合材料中纤维的体积率。配置一层纤维网试件的配网率计算方法为：[−6−6()]()V=0.45×0.6×10×8+0.23×0.1×10×60/1.25/0.6×0.1×0.02=0.272%f1同理，配置两层纤维网的试件配网率为：Vf2=0.544%；配置三层纤维网的试件配网率为：Vf3=0.816%。-47- 不同配网率复合材料试件的单轴拉伸应力—应变曲线如图4.11所示。3.0NTRC1NTRC2NTRC32.52.01.5(MPa)应力1.00.50.00.00.51.01.52.0应变应分比(%)(a)未粘砂试件7YTRC1YTRC2YTRC3654(MPa)3应力2100.00.51.01.52.02.53.03.5应变应分比(%)(b)粘砂试件YTRCP17YTRCP2YTRCP3654(MPa)3应力2100.00.51.01.52.02.5应变应分比(%)(c)PVA基体试件图4.11不同配网率的试件应力—应变曲线-48- 由图4.11可知，配置不同层数纤维编织网的复合材料的拉伸性能存在较大的差异。配网率对试件在拉伸过程的初裂荷载和峰值荷载都有较大影响。随着纤维网层数的增加，试件的初裂荷载和极限荷载均有所提高。当配置一层纤维网（即配网率为0.272%）时，部分试件裂缝稳定阶段不明显，这是因为纤维的体积含量较低，第三阶段纤维承载能力较弱。文献[21]中提出，纤维编织网增强水泥基复合材料存在临界配网率，在设计和浇筑过程中应注意配网率应大于临界配网率，这样有助于改善复合材料中基体和纤维网协同工作以及提高复合材料的极限承载力。水泥基材料的初裂点可间接反映该材料的强度大小，试件出现首条裂缝时对应的应变则可以反映其抗裂能力。美国ASTMC1018中将初裂点定义为荷载—变形曲线由线性转变为非线性的起点。虽然初裂点的定义已知，但要在实际应用中确定初裂点并不简单。我国普遍利用观察直尺与荷载—变形曲线的线性部分重合的部分来确定初裂点。通过对试验曲线进行部分放大处理，采用上述观测方法利用直尺确定试验的初裂点。表4.3各试件初裂点特征参数初裂荷载荷载平均值初裂应力初裂应变试件编号试件类型(kN)(kN)(MPa)(%)YTRC1-13.281.640.0361一层网YTRC1-22.963.181.480.0379粘砂YTRC1-33.311.650.0385YTRC2-13.771.880.0552两层网YTRC2-23.543.571.770.0591粘砂YTRC2-33.411.710.0424YTRC3-14.152.080.0753三层网YTRC3-23.534.021.770.0863粘砂YTRC3-34.392.190.0682NTRC1-1一层网3.001.500.00342.91NTRC1-22.82未粘砂1.410.0072NTRC2-13.391.690.1874两层网NTRC2-23.193.271.590.0815未粘砂NTRC2-33.251.620.1309NTRC3-13.401.700.0515三层网NTRC3-23.633.351.810.0286未粘砂NTRC3-33.011.510.0217表4.3（续）-49- 初裂荷载荷载平均值初裂应力初裂应变试件编号试件类型(kN)(kN)(MPa)(%)YTRCP1-1一层网3.051.530.03092.87YTRCP1-22.68PVA基体1.340.0128YTRCP2-13.201.600.0435两层网YTRCP2-23.683.501.840.0232PVA基体YTRCP2-33.611.800.0433YTRCP3-1三层网5.022.510.04665.12YTRCP3-25.23PVA基体2.610.0350根据表4.3可知，对于不同类型的复合材料，内部配置的纤维编织网层数是影响初裂点性能的主要因素，因为加载初期，纤维与基体协同受力，复合材料的初裂荷载与内部配置的纤维有关，初裂荷载值随纤维编织网的配置层数的增加而增大。根据纤维利用率的定义[21,60]：受力过程中，纤维束所承担的最大拉伸应力与纤维束的极限抗拉强度之比为纤维利用率，计算得出各试件的纤维利用率见表4.4。表4.4试件的纤维利用率配网率纤维束抗拉强度极限荷载极限荷载平均值纤维束应力纤维利用率试件编号(%)(MPa)(kN)(kN)(MPa)(%)YTRC1-11555.564.68YTRC1-21555.560.2724.504.67858.4655.19YTRC1-31555.564.83YTRC2-11555.567.79YTRC2-21555.560.5448.378.02737.1347.39YTRC2-31555.567.91YTRC3-11555.5612.02YTRC3-21555.560.81611.7811.91729.9846.93YTRC3-31555.5611.94NTRC1-11555.563.000.2722.91534.9334.88NTRC1-21555.562.82NTRC2-11555.563.39NTRC2-21555.560.5443.413.45317.1020.38NTRC2-31555.563.56表4.4（续）-50- 配网率纤维束抗拉强度极限荷载极限荷载平均值纤维束应力纤维利用率试件编号(%)(MPa)(kN)(kN)(MPa)(%)NTRC3-11555.565.15NTRC3-21555.560.8165.075.06310.0519.93NTRC3-31555.564.96YTRCP1-11555.565.020.2725.16948.5360.98YTRCP1-21555.565.29YTRCP2-11555.568.28YTRCP2-21555.560.5449.359.07833.6453.59YTRCP2-31555.569.60YTRCP3-11555.5612.190.81612.51766.5449.28YTRCP3-21555.5612.84根据表4.4可知，纤维的利用率会随着复合材料中纤维编织网层数的增多而降低。单轴拉伸过程中，复合材料出现宏观裂缝后，裂缝截面基体退出工作，荷载全部由纤维编织网承担。由于纤维束由大量纤维丝组成，外层的纤维丝与基体粘结较好，而内部纤维丝与基体接触较差，不能帮助基体共同受力，内部纤维丝强度不能充分发挥出来。随着纤维编织网层数的增加，与每层纤维编织网接触的基体减少。且在浇筑过程中，纤维编织网表面容易产生气泡或孔洞，造成外层纤维丝与基体的粘结质量降低，导致纤维的利用率降低。4.4.2纤维编织网表面处理形式配置不同表面处理形式纤维编织网试件的峰值点特征参数见表4.5，各类型试件极限荷载对比如图4.12所示。表4.5各试件峰值点特征参数极限荷载极限荷载平极限应力极限应变试件编号试件类型(kN)均值(kN)(MPa)(%)NTRC1-1一层网3.001.500.00342.91NTRC1-2未粘砂2.821.410.0072NTRC2-13.391.690.1874两层网NTRC2-23.413.451.710.2053未粘砂NTRC2-33.561.780.2502表4.5（续）-51- 极限荷载极限荷载平极限应力极限应变试件编号试件类型(kN)均值(kN)(MPa)(%)NTRC3-15.152.580.1339三层网NTRC3-25.075.062.840.2180未粘砂NTRC3-34.962.850.2531YTRC1-14.682.340.8575一层网YTRC1-24.504.672.250.8549粘砂YTRC1-34.832.410.8493YTRC2-17.793.901.3906两层网YTRC2-28.378.024.181.4609粘砂YTRC2-37.913.951.4052YTRC3-112.026.061.8381三层网YTRC3-211.7811.916.391.6734粘砂YTRC3-311.946.271.7376YTRCP1-1一层网5.022.510.67845.16YTRCP1-2PVA基体5.292.650.6307YTRCP2-18.284.141.3507两层网YTRCP2-29.359.074.671.3059PVA基体YTRCP2-39.604.801.5007YTRCP3-1三层网12.196.091.563412.51YTRCP3-2PVA基体12.846.421.7718图4.12不同类型试件极限荷载对比-52- 5NTRC2YTRC243(MPa)2应力100.00.51.01.52.0应变应分比(%)图4.13两层网粘砂试件与未粘砂试件极限应力对比由表4.5和图4.12中可知，无论配网率大小，相较于配置未粘砂试件，粘砂试件的极限荷载值较大。由第三章结论可知，对纤维网表面进行环氧树脂浸渍处理能增加纤维丝之间的相互作用，帮助纤维丝拧合为一个整体，且对其进行粘砂处理后，纤维网表面砂砾形成的凹凸边缘有助于提高纤维丝间及纤维网与基体之间的粘结作用，提升纤维丝之间的协同工作能力，从而帮助复合材料在裂缝稳定阶段承担外力，大幅提高试件的极限拉伸荷载。对比粘砂试件与未粘砂试件的极限应力（以内部配置两层网的试件为例，如图4.13）可以发现，未粘砂试件的极限荷载较低，但其破坏过程较缓和，这是因为对纤维网进行表面处理后，虽然提高了其抗拉强度但纤维网的韧性会降低。同时根据第三章的拉拔试验结果，可以发现不同的表面处理方式影响着纤维网与基体之间的界面性能，相比于同类型的粘砂粘结试件，未粘砂粘结试件的位移较大。图4.14表面处理方式对纤维利用率的影响同时，根据表4.4和图4.14可知，在三组不同配网率下，粘砂试件纤维利用率-53- 相较于未粘砂试件提高了58.23%、132.5%和135.47%。这是因为经过表面处理的纤维丝之间及纤维网与基体之间的粘结作用较大，弥补了纤维束内部的部分缺陷，有助于整体承担拉力，更容易发挥其抗拉强度。4.4.3基体类型文献[61]中指出，在基体中加入PVA纤维可改善纤维编织网薄板试件的弯曲力学性能。为探究在基体中加入PVA纤维对复合材料单轴拉伸性能的影响，因此本文制备了两种基体，旨在探究两种基体类型试件的轴拉性能。虽然试验过程中多裂缝开展明显，如图4.10所示，但一旦主裂缝开展，试件沿主裂缝位置破坏，其余裂缝的宽度会有所减小，因此为方便观察，试验结束后，将破坏试件的裂缝位置用记号笔标出，采用不同基体类型试件的单轴拉伸破坏形态如图4.15所示。(a)两层粘砂试件破坏图(b)两层PVA基体试件破坏图图4.15试件破坏状态对比由图4.15可知，可以发现在基体中加入PVA纤维可以增加试件受拉过程中的裂缝数量，可使裂缝分布更均匀，且可使破坏阶段较缓和。这是由于在基体中的PVA纤维的桥联作用，在未超过纤维的抗拉强度前，PVA纤维可以产生桥联应力，可以起到阻止裂缝扩展和合并的作用，因此，随着荷载的增大，试件中微细裂缝加密，最终使裂缝分布更均匀。但在基体中加入PVA纤维对试件的开裂荷载和极限拉伸荷载影响不大。-54- 图4.16基体类型对极限荷载的影响由表4.5和图4.16可知，相较于普通基体试件，三组不同配网率的短切纤维增强基体试件极限荷载分别提高了10.49%、13.09%和5.04%。这是因为水泥基体常常因为自身内部缺陷而破坏，利用乱向分布的短切纤维增强水泥基体可以改变其内部结构，有效提高材料的连续性。在拉伸过程中，试件出现第一条微裂缝时，短切纤维与基体之间的有效粘结从一定程度上抑制了微裂缝发展成为宏观裂缝。宏观裂缝出现后，短切纤维的桥联作用，帮助开裂基体不断承担荷载，从而保证水泥基体的抗拉强度。韧性指数可表征材料在荷载的作用下吸收能量的大小，通常采用应力—应变曲线或是荷载—位移曲线的面积来表示。关于纤维水泥基材料的韧性指数，国内外有多种计算方法，但并不统一，其中应用最广的方法为美国材料与试验协会的韧度指数法[15,62]，该方法的计算原理如图4.17所示，图中Sc为第一条裂缝产生时的试件的变形大小，选取3Sc、5.5Sc、15.5Sc作为特征位置。计算韧性指数的具体方法，如式（4.1）~式（4.3）所示。I=()A+A/A(4.1)5121I=()A+A+A/A(4.2)101231I=()A+A+A+A/A(4.3)3012341A1、A2、A3、A4分别为两特征点之间荷载—变形曲线的面积。I5、I10、I30为韧性指数，实质上是一种变形能量的比值。-55- (a)粘砂试件(b)未粘砂试件图4.17不同类型试件的韧性指数计算原理粘砂试件和未粘砂试件单轴拉伸曲线的形式相差较大，未粘砂试件的初裂点对应变形过小，其韧性指数偏小。因此本章针对不同基体类型的粘砂试件的韧性进行了研究。利用粘砂试件的韧性指数计算原理图及origin软件求出A1、A2、A3、A4，计算得出不同类型粘砂试件的韧性指数，见表4.6。由于试验的离散性较大，去除误差较大的试件韧性指数（例如YTRCP1-1中的I30），将不同基体类型的粘砂试件韧性指数进行对比，如图4.17所示。表4.6不同基体类型粘砂试件韧性指数试件编号A1A2A3A4I5I10I30YTRC1-10.16870.76370.81913.50835.527010.382331.1784YTRC1-20.16340.71050.84433.85225.348210.515334.0906YTRC1-30.18050.73540.85223.63225.07429.795629.9186YTRC2-10.35851.09601.52408.01234.05728.308230.6577YTRC2-20.32491.15091.65538.33494.54239.637135.2909YTRC2-30.19220.75301.17125.60964.917811.011440.1977YTRC3-10.56541.69452.376715.89393.99708.200636.3115YTRC3-20.55612.08143.090919.93564.742910.301046.1500YTRC3-30.51891.39021.903714.90223.67917.347936.0667YTRCP1-10.09690.44250.70554.48535.568912.853459.1652YTRCP1-20.06120.15040.18220.98003.45636.432022.4372YTRCP2-10.22660.84561.27636.51954.731710.364139.1350YTRCP2-20.35540.60401.18555.88732.69956.035222.6005YTRCP2-30.25030.83381.25986.01854.33129.364433.4095-56- 表4.6（续）试件编号A1A2A3A4I5I10I30YTRCP3-10.37531.33292.065710.39374.551610.055737.7501YTRCP3-20.29740.99791.84658.42424.355410.564238.8904图4.18不同基体类型的粘砂试件韧性指数由表4.6和图4.18可知，相较于普通基体试件，三组不同配网率的短切纤维增强基体试件的韧性指数较高。这是因为承受外力后，水泥基复合材料的内部缺陷将会率先产生应力集中，最早产生裂缝，裂缝处的荷载由加入的短切纤维承担，帮助复合材料继续承受较大荷载，缓和应力集中程度，产生较大的变形。4.5本章小结本章针对10组不同类型纤维编织网增强水泥基材料试件进行了单轴拉伸试验，研究了配网率、纤维网的表面处理方式以及基体类型对复合材料的轴拉性能影响。分析了不同类型试件的初裂点、峰值点特征以及纤维利用率的变化规律。得出以下主要结论：1.粘砂试件的单轴拉伸过程可分为明显的四个阶段，分别为线弹性阶段、多裂缝开展阶段、裂缝稳定阶段和破坏阶段；而未粘砂试件的轴拉过程中多裂缝开展状态并不明显，大多发生滑移破坏。同时因为纤维编织网进行表面处理后韧性降低，相比于粘砂试件，未粘砂试件的破坏过程较缓和。2.计算了复合材料的配网率，随着配网率的增加，复合材料的初裂点性能有着明显的改变。试件的初裂荷载值随内部纤维编织网的配置层数的增加而增大，但纤维的利用率会随配网率的增加而降低。-57- 3.对纤维编织网表面进行粘砂处理，可以改善纤维丝间及纤维网与基体之间的粘结性能，提高纤维的整体工作能力，从而提高试件的极限荷载，与第三章得出的结论一致。在三组不同配网率下，粘砂试件纤维利用率相较于未粘砂试件提高了58.23%、132.5%和135.47%。4.因PVA纤维的桥联作用，利用短切纤维增强水泥基体可以有效控制裂缝的宽度，使裂缝分布更均匀，改善试件的破坏状态，同时提高试件的极限承载能力。相较于普通基体试件，三组不同配网率的PVA基体试件的极限荷载分别提高了10.49%、13.09%和5.04%；且将PVA纤维加入基体中，可提高试件的拉伸韧性指数。-58- -59- 第五章复合材料粘砂试件单轴拉伸全曲线模型研究纤维编织网增强水泥基复合材料制成的薄板试件因其较好的抗拉性能，在实际工程中得到广泛应用，既可利用其加固原结构，又可将其作为单独承载结构，而且在应用过程中，试件的一部分可能长期受拉，并且外界荷载的方向长期保持不变。研究学者发现：纤维束可被分为内外两层，外层纤维丝与基体粘结完好，但内层纤维丝不能与基体直接接触，只能通过摩擦粘结作用与外层纤维丝进行荷载传递。对纤维编织网进行表面环氧树脂浸渍和粘砂处理后，可提高内、外层纤维丝的粘结力，进一步加强纤维丝之间的协同工作能力，改善复合材料的拉伸性能。配置表面处理的纤维编织网的拉伸试件具有更广阔的应用前景，但纤维编织网表面粘砂后，复合材料的力学性能更加复杂。因此，明确粘砂纤维网复合材料试件的单轴拉伸性能并探究其单轴拉伸全曲线模型将对推动其应用具有深远的意义。本章分析了单轴拉伸过程中，纤维编织网与基体之间的粘结特性，结合纤维编织网增强水泥基复合材料的单轴拉伸试验结果，根据粘砂试件的单轴拉伸行为，探究了受力过程中试件的刚度变化规律，利用刚度衰减系数，推导出不同配网率复合材料的单轴拉伸全曲线本构模型，并与试验数据作对比，结果吻合良好。5.1单轴拉伸过程中纤维网与基体粘结特性根据第五章的试验结果可知，粘砂试件的单轴拉伸过程可以分为四个阶段：线弹性阶段、多裂缝开展阶段、裂缝稳定阶段和破坏阶段。纤维网与基体之间的界面粘结特性对复合材料的单轴拉伸性能的影响主要体现在前三阶段。5.1.1线弹性阶段试验开始时，复合材料处于弹性变形阶段，根据力的平衡原则，在沿纤维方向，取一小段位移dl，可得：rdεfτ=E⋅⋅(5.1)()lf2dl式中：Ef——纤维束的弹性模量；r——纤维束半径；-60- εf——纤维束的应变；l——沿纤维方向与粘结长度有关的坐标。纤维网与基体的相对滑移量为：S=δ−δ(5.2)fmd/d=ε(5.3)δflfd/d=ε(5.4)δmlm式中：δf——纤维网的位移；δm——基体的位移；εm——基体的应变。因此，公式（5.1）可改写为：rdεf()τ=E⋅⋅⋅ε−ε(5.5)()xffm2ds当试件承受荷载较小时，εf(s)是线性函数，d/d是恒定的。同时，单轴拉伸第εfl一阶段，纤维编织网与基体之间粘结完好，二者共同受力，纤维网的应变和基体中应变值较低且近似相等。因此当试件处于线弹性阶段，粘结剪应力τ近似等于0。5.1.2多裂缝开展阶段单轴拉伸过程中，裂缝由产生、扩展到发展稳定的过程则为多裂缝开展阶段。当裂缝出现并发展，接近纤维编织网时，纤维网与基体之间发生脱粘，由于界面剪切力的存在，纤维网会将应力传递给基体，纤维网与基体的应力分布如图5.1所示。图5.1中，σm1为基体抗拉强度，δ是界面脱粘长度。图5.1纤维网、基体中应力分布示意图[63]-61- Vrσmm1δ=(5.6)V2τf式中：τ——纤维网与基体的界面剪切力；Vf——纤维的体积率；Vm——基体的体积率。根据ACK理论[34]，不同位置的基体在承受恒定应力σm1时，基体会产生新的裂缝，并且在裂缝两侧较远位置基体所受力等于σm1。因为在裂缝两侧的脱粘范围2δ内，基体的应力小于σm1，不会再产生新的裂缝。相反，当两裂缝之间的间距大于2δ时，在此范围内基体会产生新的裂缝，且新裂缝产生的位置具有随机性。因此，当裂缝发展稳定时，两裂缝间距会在δ和2δ之间，裂缝的平均间距X=1.337δ[19,63]。但在裂缝发展过程中，裂缝间的实际距离为x，x的取值是时刻变化的，且x与δ之间的关系取决于复合材料应力的大小，在裂缝发展过程中，x可能小于、等于或大于2δ。x＜2δ和x＞2δ时纤维网和基体中应力的分布形态如图5.2所示。(a)x＜2δ时(b)x＞2δ时图5.2纤维网和基体中应力的分布-62- 当x＜2δ（如图5.2a所示）时，裂缝间距范围内的纤维网处于完全脱粘状态，纤维网中应力的最大值和最小值可以被表达为公式（5.7）和（5.8）。σ=σ/V(5.7)fmaxcfσ=xEσ/()2δ⋅E(5.8)fminfcc1其中：σc——复合材料的应力大小；Ec1——第一阶段末复合材料的弹性模量。因此，在x范围内，纤维网上的应力值可表示为：σ=σ/V−xEσ/()2δ⋅E(5.9)fcffcc1纤维编织网的弹性模量较大，在多裂缝开展阶段，纤维编织网为弹性变形，且复合材料的应变与纤维编织网的平均应变近似相等。由此，当x＜2δ时，复合材料的应力应变关系为：1αxeε=σ−(5.10)cc2EV4δEffc1α=E⋅V()E⋅V(5.11)emmff其中：Em——纤维编织网和基体的弹性模量；Vf、Vm——纤维网和基体的体积分数。同理可得，当x＞2δ（如图5.2b所示）时，复合材料的应力应变关系为：σcαeδεc=1+(5.12)Ec1x5.1.3裂缝稳定阶段进入第三阶段后，纤维网与基体逐渐发生相对滑移，但由于裂缝发展稳定后，裂缝间距较小，纤维网与基体之间的粘结长度小于二者的有效粘结长度，因此二者之间传递的力较小。纤维编织网转变为主要的外力承担者，但由于纤维网与基体之间的滑移，二者的粘结逐渐破坏，造成试件的刚度逐渐减低。因此可以发现，第三阶段开始复合材料的刚度接近纤维编织网自身的刚度，随着试验的进行，逐渐小于纤维编织网自身刚度。-63- 5.2粘砂试件单轴拉伸全曲线本构模型5.2.1线弹性阶段在线弹性阶段，基体和纤维编织网共同承担外部荷载作用。虽然纤维和基体弹性模量不同，但两者之间存在界面剪切应力，保证了复合材料受力后两者应变值相等。假设此阶段复合材料在拉力作用下发生弹性变形，纤维与基体之间粘结完好，依据ACK理论，复合材料的弹性模量符合叠加原理：E=EV+EV(5.13)c1ffmm复合材料的内部微观裂缝逐渐形成并沿试件宽度开展，但在此期间并未有裂缝贯穿整个截面。直到基体的薄弱截面达到其抗拉强度σm1（即Ec1·ɛm1）后，开始出现宏观裂缝。复合材料的第一阶段末应力的表达式为：σ=E⋅σ/E(5.14)c1c1m1m式中：ɛm1——基体极限应变。5.2.2多裂缝开展阶段基体出现第一条裂缝后继续加载，在这条裂缝两侧的一定范围内会逐渐出现新的裂缝。裂缝在整个试件中产生并发展，此阶段为多裂缝开展阶段。通过5.1节可知，多裂缝开展阶段复合材料的应力应变是不断变化的，但从整体角度来看，在多裂缝发展阶段，纤维编织网增强水泥基复合材料的截面应变不断增长，平均应力略有增加，而增加量可以忽略[19,38]。该复合材料在单轴拉伸过程中的多裂缝开展行为与普通钢筋混凝土相似，根据相关规范[64]及纤维编织网水泥基复合材料的受拉性能，将普通钢筋混凝土的表达式改写成[19]：σm1()ε−ε=σ−K⋅⋅1+α⋅VE(5.15)cm1fteffVfσ=σV(5.16)fcf式中：σc、ɛc——复合材料的应力和应变；σm、σf——基体和纤维的平均应力。因此裂缝停止发展时即第二阶段末试件的平均应变ɛ[19]c2可以表示为：-64- σσc2m1ε=−K⋅⋅(1+α⋅V)E+ε(5.17)c2teffm1VVff由式（5.17）推导出第二阶段末的试件平均应力的表达式为：σ=V⋅E⋅(ε−ε)+K⋅σ⋅(1+α⋅V)(5.18)c2ffc1m1tm1ef式中：σc2——第二阶段末试件所受平均应力；K[19]t——经验系数，可取：Kt=0.2。5.2.3裂缝稳定阶段进入第三阶段，裂缝发展稳定之后，随着外部荷载的增加，基体应力保持不变，复合材料的刚度由纤维决定，因此，试验曲线的斜率接近于纤维编织网的拉伸荷载—变形曲线的斜率。当纤维编织网独自承载且在荷载作用下只发生理想伸长变形时，试件的刚度为Ef·Vf。二者的差别主要来源于纤维束与基体之间相互作用的降低。进入第三阶段后，纤维丝逐渐断裂、纤维网从基体裂缝中拔出以及纤维编织网的节点作用部分失效，试件的刚度逐渐降低，第三阶段末，试件刚度接近为0。根据试验曲线的形态以及刚度变化规律，本章提出刚度衰减系数p，建立刚度衰减表达式P用以描述纤维编织网增强水泥基材料受拉过程中的刚度下降行为。P=exp[]-p()ε−ε(5.19)c2根据表达式（5.18），结合刚度衰减系数，受拉模型中的第三阶段应力应变关系式为：σ=V⋅E⋅()ε−ε⋅P+K⋅σ⋅(1+αV)(5.20)cffm1tm1ef5.2.4破坏阶段自峰值点之后，纤维网的承载能力小于试件的外部荷载，试件进入破坏阶段，承载能力下降。随着有效承载的纤维数量逐渐减少，刚度下降速度也逐渐加快，大于裂缝稳定阶段后期，观察曲线形态可知，破坏阶段曲线先以较快速度下降，而后曲线趋于平缓，据此建立表达式如下：εS−Q(−1)σ=σeεc3(5.21)cc3σc3、ɛc3为峰值点试件的平均应力和平均应变，由上一阶段的表达式计算得来，Q、S为参数，分别控制了破坏阶段的刚度下降速率以及平缓部分的起始位置和高度。-65- 5.2.5全曲线本构模型综上，粘砂试件轴拉全曲线的本构模型可表示为：σc=Ec1⋅εε≤εm1(5.22a)σc=Vf⋅Ef⋅(ε−εm1)+Kt⋅σm1⋅(1+αe⋅Vf)εm1<ε≤εc2(5.22b)σc=Vf⋅Ef⋅()ε−εm1⋅P+Kt⋅σm1⋅(1+αeVf)εc2<ε≤εc3(5.22c)Sε-Q−1εc3ε>εc3(5.22d)σ=σecc3其中，刚度衰减系数表达式中P、Q和S为经验值，第五章中试验数据为各参数的取值提供依据。由此可得，裂缝稳定阶段：低配网率时（YTRC1），P=3；较高配网率时（YTRC2~YTRC3），P=50；破坏阶段：低配网率时（YTRC1），Q=9，S=1；较高配网率时（YTRC2~YTRC3），Q=9，S=0.6。5.3计算模型与试验数据对比将采用上述模型的计算结果与第四章试验数据进行对比如图5.3所示，其中YTRC代表试验中粘砂试件的应力—应变曲线，YTRC-Model代表模型计算结果。2.5YTRC1YTRC1-Model2.01.5(MPa)1.0应力0.50.00.00.51.01.52.0应变应分比(%)(a)一层网粘砂试件-66- 5YTRC2YTRC2-Model43(MPa)2应力100.00.51.01.52.0应变应分比(%)(b)两层网粘砂试件7YTRC3YTRC3-Model654(MPa)3应力2100.00.51.01.52.02.53.03.5应变应分比(%)(c)三层网粘砂试件图5.3粘砂试件计算结果与试验数据对比从图5.3中可以看出：受拉过程第一阶段，试件近似线弹性变形；第二阶段曲线近似水平或有微微上升趋势，本文模型在第一、二阶段与试验数据吻合较好。第三阶段后，试件刚度逐渐降低，曲线斜率逐渐减小，本文模型中的第三阶段成功模拟出刚度下降行为，拟合结果与试验数据吻合程度较高，满足精度要求，且具有一定的实用性。此外，与其他计算模型对比，本文模型还包括了试件单轴拉伸过程中的破坏阶段，且求解简便、物理含义明确。5.4本章小结本章针对第四章配置不同纤维编织网层数粘砂试件的轴拉试验结果，分析了其轴拉过程，研究了粘砂试件的轴拉全曲线本构模型，并将试验数据与计算结果进行对比分析。得出如下结论：-67- 1.本章详细地分析了单轴拉伸过程中纤维编织网与基体的粘结特性，研究了二者的界面粘结特性对单轴拉伸性能的影响。2.研究了纤维编织网增强水泥基复合材料的轴拉行为，分析了单轴拉伸过程中的刚度变化过程，并建立了刚度衰减系数表达式，成功地模拟了自裂缝发展稳定后刚度下降的力学行为。建立包含了受拉全过程中的下降段的全曲线本构模型，能够更完整地描述其受拉过程。3.利用第四章中的单轴拉伸试验结果为刚度衰减系数的取值提供参考，提出了计算简便、物理含义明确的数学模型，且与试验结果吻合较好，满足工程应用中的精度要求，为实际应用提供计算理论依据。-68- -69- 第六章结论与展望6.1结论本文在掌握了内部配置单层或多层纤维编织网的水泥基复合材料制备方法的基础上，一方面针对18组粘结试件开展了拉拔试验，研究了纤维编织网和水泥基体界面粘结性能的影响因素，并得出了不同厚度粘结试件的名义强度表达式。另一方面，对10组复合材料拉伸试件进行了单轴拉伸试验，探究了不同类型试件的单轴拉伸全曲线，研究了不同配网率、表面处理方式和基体类型试件的单轴拉伸行为。主要得出以下结论：1.利用自行设计的模具成功制备了粘结试件及内部配置1~3层纤维编织网的复合材料拉伸试件。经过对拉伸试件进行切割，观察试件的横截面，发现纤维网在试件内部的分布较好。2.拉拔试验中，试件的破坏形式主要是由纤维的埋置长度决定的。极限拉拔荷载随埋置长度的增加而增大，粘结强度随埋置长度的增加而减小；随着加载距离增大，试验曲线线性段的斜率有所减小，相较于纤维束试件，埋置长度为10mm、15mm和20mm的纤维编织网试件的粘结强度分别提高了10.39%、11.81%和11.12%；对纤维网进行表面处理有利于纤维网与基体之间的粘结锚固性能，同时增大试件厚度可以较为显著地提高试件极限拉拔荷载。3.在拉拔荷载作用下，纤维网周围的水泥基体会因受到法向应力而开裂。据此提出了不依赖试验测得的极限拉拔荷载同时考虑了试件厚度的纤维编织网与水泥基体界面的名义粘结强度计算表达式，且与试验数据计算值吻合程度较好。4.粘砂试件的单轴拉伸过程可分为四个阶段，而在未粘砂试件的轴拉过程中，多裂缝开展状态并不明显，大多发生滑移破坏；试件的初裂荷载值随内部纤维编织网的配置层数的增加而增大；对纤维编织网表面进行粘砂处理，可以增强纤维网与水泥基体之间的粘结作用，提高试件的极限荷载，在三组不同配网率下，粘砂试件的纤维利用率相较于未粘砂试件分别提高了58.23%、132.5%和135.47%。5.因PVA纤维的桥联作用，短切纤维增强水泥基体可以改善试件的破坏状态，同时提高试件的极限承载能力，提高试件的拉伸韧性指数。相较于普通基体试件，-70- 三组不同配网率的短切纤维增强水泥基体试件的极限荷载分别提高了10.49%、13.09%和5.04%。6.基于复合材料粘砂试件的轴拉行为，建立包含了受拉全过程下降段的全曲线本构模型，能够更完整地描述其受拉过程，计算过程简便、物理含义明确，其结果与试验数据吻合较好。6.2展望纤维编织网增强水泥基复合材料是一种轻质、耐腐蚀、力学性能良好的建筑材料，在实际工程中试件的一部分可能长期处于受拉状态。针对该复合材料的单轴拉伸性能，本文进行了试验研究和理论分析，但仍存在一定的局限性，需要进行深入研究和探讨，主要体现在：1.本文虽针对纤维编织网与基体之间的界面粘结性能及其影响因素进行了研究，但未将单轴拉伸过程中粘结特性对轴拉性能的影响定量分析。2.得出粘结强度表达式的过程中未考虑经、纬向纤维束的相互作用，且缺少描述完整拉拔过程的理论公式。3.本文只得出了粘砂试件的单轴拉伸全曲线计算模型，未粘砂试件和PVA基体试件的单轴拉伸全曲线模型仍需进一步研究。4.理论分析时考虑到单轴拉伸过程中，多裂缝发展阶段复合材料的应力应变变化，但由于试验设备和时间的限制，未能归纳于模型中，因此需要进一步测定单轴拉伸过程中裂缝间距的变化。-71- 参考文献[1]赵建宇.纤维编织网增强自应力混凝土的自应力分布模型[D].吉林大学,2016.[2]艾珊霞,尹世平,徐世烺.纤维编织网增强混凝土的研究进展及应用[J].土木工程学报,2015(1):27-40.[3]张芳源.纤维编织网增强混凝土材料配合比设计及弯曲性能研究[D].河北工业大学,2012.[4]沈玲华,王激扬,徐世烺.掺入短切纤维的纤维编织网增强混凝土薄板弯曲力学性能试验研究[J].建筑结构学报,2016(10):98-107.[5]荀勇,徐业辉,尹红宇.织物增强混凝土永久模板叠合混凝土圆形短柱轴压性能试验研究[J].混凝土,2016(1):25-28.[6]戴清如,徐世烺,李庆华.基于纤维编织网增强混凝土的TRC薄壁外挂幕墙的研究进展[C]//全国土木工程研究生学术论坛.2011.[7]杨喻声,毛振西,吕颂晨,等.纤维编织网加固隧道衬砌性能的评估方法研究[J].公路隧道,2016(1):6-10.[8]刘海燕.德国一座纤维编织网增强混凝土人行桥[J].世界桥梁,2015(5):91-92.[9]黄东,徐世烺.超高韧性水泥基复合材料应力-裂缝开口解析模型[C]//全国土木工程研究生学术论坛.2010.[10]过镇海,时旭东.钢筋混凝土原理和分析[M].清华大学出版社,2003.[11]赵忠华.浅析博采众长的复合材料[J].硅谷,2010(3):146-146.[12]田稳苓,张希瑾,卿龙邦.纤维编织网水泥基复合材料轴拉全曲线本构模型[J].土木工程与管理学报,2017(02):25-28.[13]武文红,牛恒茂,赵燕茹,等.基于图像处理的纤维分布与取向分布对水泥基材料弯曲性能的影响[J].材料导报,2017,31(6):140-146.[14]HartigJ,JesseF,SchicktanzK,etal.Influenceofexperimentalsetupsontheapparentuniaxialtensileload-bearingcapacityofTextileReinforcedConcretespecimens[J].MaterialsandStructures,2012,45(3):433-446.[15]吴锋.混凝土单轴抗拉应力—应变全曲线的试验研究[D].湖南大学,2006.[16]陈桂斌,王立成.轻骨料混凝土应力-应变全曲线的数值模拟[J].建筑材料学报,2008,11(2):138-143.[17]RostislavChudoba,MartinKonrad,MarkusSchleser,etal.ParametricstudyoftensileresponseofTRCspecimensreinforcedwithepoxy-penetratedmulti-filamentyarns[J].4thColloquiumon-72- 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致谢时光荏苒，已是三度花开花落。短暂的研究生求学生涯转瞬即逝，在此论文即将完成之时，谨向我的恩师、同窗、益友、家人表达最诚挚的感谢与最美好的祝愿！首先，感谢我的导师田稳苓教授。田老师亦师亦母，为我提供了学习和锻炼的机会，从最初的举步维艰到现在能独立完成科研任务，每一步成长都凝聚着老师的心血。恩师严谨的治学态度以及豁达的生活观念将成为我一生学习、研究、生活的指引。谁言寸草心，报得三春晖，在此向恩师致以衷心的感谢和崇高的敬意。衷心感谢卿龙邦副教授、慕儒教授、北京交通大学井国庆副教授、陈培老师、肖成志教授及郝春森老师在我攻读研究生期间给予的关心和帮助，各位老师严谨求实的工作态度、锐意创新的科研精神将继续指引我更好的去迎接未来的挑战。感谢师兄王浩宇、马林翔、李辉、韩龙、余建福、夏铭禹、张鹏及师姐张瑶、籍晓凯、张楷婕和樊亚菲给予我的指导和建议；感谢同门刘旭、朱瑞经、常翔宇和刘金朋的陪伴与鼓励；感谢孟毅远、魏延凯等七位师弟对试验的支持与帮助。感谢三年来建筑与土木工程S1417班全体同学的陪伴。衷心感谢520宿舍舍友郭娇、杨雨兮和霍帅三朵小花的相知相守、互敬互爱。感谢闺蜜张梦昕的不离不弃，七年来一起分享喜悦，共同克服困难。感谢老乡兼七年同窗的安帅锟、死党苏恒博、战友聂雅彤以及组长葛志明的支持与关心。同时特别感谢北京交通大学丁东，山东大学李吉帅、韦国强，贵州大学韩雪，兰州理工大学许钦钦，哈尔滨工业大学郑鑫等同学以及舍友河北工业大学材料学院陈立品、西北工业大学周颖、北京科技大学熊清香在上海培训期间的帮助与照顾。我要将内心最深的谢意献给我的父母以及爱人史学伟先生。是你们的理解、支持和鼓励，让我能够专心完成学业，勇敢踏上异国求学之旅。感谢我的父亲母亲，二十多年的养育之恩无以为报，你们永远是我求学路上最坚强的后盾，你们的爱与包容是我不断前行的动力！最后，感谢这片孕育知识的土地，感谢傍晚塔楼钟响，感谢北洋桃花正红，感谢我的母校，感谢她七年来对我的养育，感谢她见证了我的岁月青葱。张希瑾2017.4.25-78-