摘要：为实现纤维增强延性水泥基复合材料高强度与高延性的匹配，在原有材料体系中附加钢纤维，试验研究了混杂聚乙烯醇(PVA)／钢纤维增强延性水泥基复合材料的轴拉、抗压性能．结果表明：随着钢纤维掺量的增加，混杂纤维增强延性水泥基复合材料开裂强度和抗拉强度不断提高，裂 纹宽度显著降低，且钢纤维对高强基材的作用效果更加显著；当钢纤维掺量适量时，混杂纤维增强 延性水泥基复合材料的极限拉应变得到有效提升，而钢纤维掺量对抗压性能的影响并不显著； PVA纤维和钢纤维混杂可获得高强度、高延性和低裂纹宽度的水泥基复合材料．

关键词：混杂纤维增强延性水泥基复合材料；基材强度；裂纹宽度

高廷性低干缩纤维增强水泥基复合材料 (LSECC)是为克服水泥基材料的脆性、解决传统高延 性纤维增强复合材料(ECC)收缩开裂问题而发展起 来的新型土木工程材料‘卜3|．LSECC的极限拉应变可达30 000×10'6以上，28 d干缩低至200 x lO_6～ 400×10川[3]，与普通混凝土相当．目前，K；E(℃已被应 用于钢箱梁桥面铺装、高速公路桥路面板伸缩缝、建筑 外墙保温等众多工程领域[4西]，然而其抗压强度只相当 于C20～CA0普通混凝土，强度偏低，且耐磨性、抗渗性 也较差，在应用中易开裂，难以确保耐久性．因此， LSECC并不适用于高强度、高延性要求的工程结构．

不同强度等级LSECC的拉伸试验[31表明， LSECC的高强度与高延性不匹配问题比较突出．在 LSECC中掺入体积分数为2．0％左右的聚乙烯醇 (PVA)纤维后，受力破坏时，高强基材中的纤维断 裂比例高，难以有效发挥桥接作用．如果同时混杂掺入钢纤维，将有望改善LSECC的力学性能．Lawler 等[7 3采用微细钢纤维与PVA纤维混杂，控制纤维 总体积分数为2．5％，结果显示，混杂纤维体系的抗弯强度随钢纤维掺量的增加逐渐提高，即钢纤维主要提高了材料的强度，而PVA纤维主要提高了材 料的变形能力．Wang等卟3将钢纤维与PVA纤维在 水泥基材中等比例混杂，纤维总体积分数为1．0％， 结果表明，混杂纤维体系可实现拉伸应变硬化和多 点开裂，在强度和延性方面均优于单掺纤维体系，其 裂纹宽度小于100”m，抗渗性较单掺体系显著提升．然而，混杂纤维增强延性水泥基复合材料的研究 往往忽略基材强度因素，并且多采用抗弯、抗剪等简单试验方法，能够直接获得材料拉伸力学参数和开裂形态的轴拉试验较少被采用．另外，混杂纤维中各种纤维的贡献程度也不够明确。

 本文选取细短钢纤维，将其掺入LSECC体系 (PVA纤维体积分数9(PVA)为1．7％)中，试验研 究不同强度混杂PVA／钢纤维增强延性水泥基复合 材料的轴拉、抗压性能，分析基材强度和钢纤维掺量 对其力学性能及裂纹宽度的影响，以期获得高强度、 高延性、低裂纹宽度的水泥基复合材料．

1 试验

1．1原材料与配合比

 水泥为自行研发的复合水泥；砂为秦皇岛石英砂 厂生产的精制石英砂，粒径75～150弘m(200～100 目)；纤维分别为日本Kuraray公司生产的PVA纤维 和鞍山昌宏公司生产的钢纤维(ST)，2种纤维的相关 性能见表1；减水剂为江苏博特新材料公司生产的高 效聚羧酸减水剂；缓凝剂为一水柠檬酸；水为自来水． 基材采用自行研发的低干缩材料，其配合比及 28 d抗压强度如表2所示．试验中通过调整外加剂掺量来控制新拌浆体的和易性．混杂体系中PVA 纤维掺量固定为1．7％，钢纤维掺量(9(ST)，体积分 数)为o％，0．3％，0．6％和1．0％．

1．2试验方法、

 轴拉试件为200 mm×100 mill×20 mm薄板， 每组6个试件，在标准条件((20±2)℃，相对湿度 >95％)下养护至27 d取出，再在室温环境下放置 2 h，使表面水分散失．然后在试件表面粘贴铝片，以加固试件端头，防止其在引伸计标距之外产生裂纹． 铝片粘贴完成后将试件放置6 h，以确保粘胶完全硬化．抗压试件为70．7 mm×70．7 mm×70．7 mm立 方体，每组3个试件，在标准条件下养护至28 d取 出，再在室温环境下放置2 h后进行力学性能试验． 轴拉及抗压试验均在MTS 810材料试验机上进行，采用位移控制模式加载，加载速率为0．15 mm／min．试件应变通过夹持在两侧的引伸计测量，引伸计标距为50 mm，试验装置分别如图1，2 所示．加载过程中，计算机自动采集时间、荷载和应 变，采集频率为2次／s．

 2 轴拉性能

试件的开裂强度仃鼬，开裂应变e耗，弹性模量 E。，抗拉强度盯。和极限拉应变e。的确定方法详见文 献[3]．试件的典型轴拉应力一应变曲线如图3所示． 试件的力学性能见表3。

在混杂体系中，钢纤维掺量相对较小(0％～ 1．0％)，因此试件的轴拉应力一应变曲线形状受 PVA纤维控制．随着钢纤维掺量的增加，试件的开裂强度逐渐提高，同时，其轴拉应力一应变曲线中 的应变硬化段趋于光滑，这主要是钢纤维协同 PVA纤维在裂纹间更好地发挥了桥接作用所 致跏．试件的抗拉强度随钢纤维掺量的变化规律 与开裂强度类似．此外，钢纤维对试件的增强程度 明显受水胶比影响．由图3可见，钢纤维对高强系 列(M0．25)试件轴拉应力一应变曲线的影响较大， 而对低强系列(M0．55)试件轴拉应力一应变曲线的 影响较小．

图4为钢纤维掺量对试件抗拉强度和极限拉应变的影响．由图4(a)可见，试件的抗拉强度随钢纤 维掺量的增加逐渐提高．钢纤维掺量为0．3％， 0．6％和1．0％时，M0．25系列试件的抗拉强度较单 掺纤维体系分别提高了0．43，0．53和0．70 MPa， MO．55系列试件的抗拉强度较单掺体系分别变化了一0．01，0．44和0．45 MPa，即钢纤维对高强基材的增强程度明显大于低强基材．由图4(b)可见，当 钢纤维掺量不超过0．6％时，试件的极限拉应变随钢纤维掺量的增加呈上升趋势，但是，当其掺量较大时，会对试件的极限拉应变造成负面影响．在PVA 纤维掺量为1．7％时，提高试件极限拉应变的最优 钢纤维掺量为0．3％～O．6％．

3裂纹宽度控制

纤维增强水泥基复合材料在拉伸极限状态下的 裂纹间距和裂纹宽度是评价其延性和耐久性的重要 指标．本文采用式(1)来计算轴拉试件达到极限抗拉 强度时的平均裂纹间距

S。(mrn)． S=L。／N     

式中：L。为试件开裂区域在平行于加载方向上的长 度(ram)，在本试验中，试件的开裂区域为引伸计的 标距范围，即L。一50 mm；N为L。范围内试件表面 的裂纹数量．

在轴拉试件中，平均裂纹宽度硼。(ram)可通过 剔除极限拉应变中的基材弹性应变获得，即W。可通 过式(2)进行估算．

 根据式(2)计算得到2个强度系列试件的平均 裂纹间距和平均裂纹宽度，如图5所示． 由图5可见，当水胶比由0．55降至0．25时，试件的平均裂纹间距显著增大，平均裂纹宽度减小．这说明基材强度仍是控制材料开裂形态的重要因素． MO．25系列试件的平均裂纹间距受钢纤维掺量的影响较为显著，当其掺量为0．3％时，试件的平均裂 纹间距由6．8 mm降至4．0 mm，降幅约41％，当其 掺量超过0．6％后，试件的平均裂纹间距有“反弹” 增加趋势．降低试件裂纹间距、提高其延性的最优钢 纤维掺量为0．3％～o．6％．MO．55系列试件的平均裂纹间距受钢纤维掺量影响并不明显．平均裂纹间 距随钢纤维掺量的变化规律与极限拉应变的变化规律密切相关，因为材料延性在本质上是多条裂纹累加的结果，裂纹间距越小(裂纹数量越多)材料延性越大．由此可见，裂纹间距(裂纹数量)是衡量延性的间接指标．

研究表明，ECC的最大裂纹宽度为60～ 100”m．而由式(2)计算得到的MO．25，MO．55系列 单掺PVA纤维的试件平均裂纹宽度分别为81， 117“m．可见，采用本文中的试验方法确定的裂纹宽度合理可信．由图5(b)可见，钢纤维可显著降低 试件的平均裂纹宽度，并且随着其掺量的增加， MO．25，MO．55系列试件的裂纹宽度均逐渐降低． 当钢纤维掺量提高至1．0％时，试件的平均裂纹宽 度分别减小至27，60弘m，说明钢纤维对控制裂纹宽度非常有效．在工程应用中，裂缝宽度控制往往比提 高极限拉应变(延性)更为关键，即使材料的极限拉 l、≥ 万方数据 220 建筑材料学报 第21卷应变仅有1％，也远大于一般构件所要求的变形量， 而且，构件中形成的裂纹数量也远低于轴拉试验中观察到的结果，因此片面追求材料的高延性并没有太大的实际意义．在保证LSECC具有一定延性变形能力的前提下，大幅提升其自身的裂纹宽度控制 能力，将有望改善、甚至根除其带裂纹工作时的耐久性问题．

  4抗压性能

试件28 d的抗压强度仃。，峰值压应变￡。和抗压 弹性模量E。如表4所示．不同钢纤维掺量试件28 d 的压应力一应变曲线如图6所示．图7为钢纤维掺量 对试件抗压强度和峰值压应变的影响．

由表4，图6可见，M0．25，M0．55系列试件具有明显不同的抗压性能．降低基材的水胶比，试件的弹性模量和抗压强度均显著提高．M0．25，M0．55 系列试件28 d的抗压强度分别为62．0，18．4 MPa， 与相应的基材抗压强度相差不大．另外，基材强度对试件的峰值压应变影响较小，M0．25系列试件的峰值压应变为0．33％～0．42Voo，M0．55系列试件的峰值压应变为0．40％～0．46％，即M0．55系列试件 的峰值压应变略大于M0．25系列试件．但二者的峰 00 00 00 0 80．00 山毒60．00 警40．00 拿20．00 0 0 表4试件的抗压性能 Table 4 Compressive parameters of specimens Matrix P(PVA)／％o 9(ST)／％d。／MPa ￡。／％ E。／GPa 0 0．3 O．6 1．O 值压应变均显著优于普通混凝土的峰值压应变(约 0．20％)．由图6还可发现，在峰值应力后，M0．25， M0．55系列试件的应力下降幅度较为平缓，其后期抗压韧性突出，表现出优良的抗压变形能力．

与轴拉试验结果不同，钢纤维掺量对试件抗压强度和峰值应变的影响并不显著．在高强基材中，钢纤维掺量0％，0．3％，0．6％和1．0％的试件28 d抗 压强度分别为62．8，61．7，58．4和67．1 MPa，变化幅度不大．在本文的配合比范围内，钢纤维并未显著 提高试件的抗压强度．

5 结论

 (1)基材强度显著影响混杂纤维增强延性水泥 基复合材料的抗拉性能．降低基材水胶比，混杂纤维 增强延性水泥基复合材料的开裂强度和抗拉强度明显提高，而极限拉应变有所降低．随着钢纤维掺量的增加，混杂纤维增强延性水泥基复合材料的开裂强 度和抗拉强度逐渐提高，且钢纤维对高强基材的增强效果尤为明显．钢纤维掺量适量(不大于0．6％) 时，混杂纤维增强延性水泥基复合材料的极限拉应 变与钢纤维掺量正相关．

 (2)掺人钢纤维显著提升了混杂纤维增强延性水泥基材料的裂纹宽度控制能力，随着钢纤维掺量 的增加，其平均裂纹宽度减小．在裂纹宽度控制方面，钢纤维与PVA纤维混杂优势明显．

 (3)混杂纤维增强延性水泥基复合材料的抗压 强度由水胶比控制，M0．25，M0．55系列水泥基复合材料28 d的抗压强度分别为62．0，18．4 MPa． M0．55系列水泥基复合材料的峰值压应变略大于M0．25系列水泥基复合材料，二者在抗压变形能力方面均明显优于普通混凝土．钢纤维掺量对混杂纤 维增强延性水泥基复合材料弹性模量、抗压强度和峰值压应变的影响不显著．