PVA纤维水泥基复合材料与钢筋粘结性能研究*

刘曙光, 邓轶涵, 张　菊, 王玉清, 成　芳

(1. 内蒙古工业大学 矿业学院, 呼和浩特 010051; 2. 内蒙古工业大学 土木工程学院, 呼和浩特 010051;

3. 赤峰学院，内蒙古 赤峰 024000)



PVA纤维水泥基复合材料与钢筋粘结性能研究*

刘曙光1, 邓轶涵2, 张菊1, 王玉清2, 成芳3

(1. 内蒙古工业大学 矿业学院, 呼和浩特 010051; 2. 内蒙古工业大学 土木工程学院, 呼和浩特 010051;

3. 赤峰学院，内蒙古 赤峰 024000)

摘要：PVA纤维水泥基复合材料与钢筋之间的粘结性能，是二者安全、稳定、耐久工作的前提和保证。通过中心拉拔实验，探讨了PVA纤维水泥基复合材料和钢筋粘结滑移研究中影响因素及本构关系问题，测试得到了粘结滑移曲线，通过对加载到破坏全过程的受力分析及基材中纤维的特性分析，在已有模型的基础上，根据振动阻尼的理论提出一种新的粘结-滑移本构关系模型。并与实验结果和已有模型比较。新构建的粘结-滑移本构关系能较好地反映PVA纤维水泥基复合材料和钢筋的受力全过程，与实验结果比较吻合。可为PVA纤维水泥基复合材料与钢筋性能的非线性有限元法分析提供参考和依据；为有关规程的修订提供了依据。

关键词：PVA纤维；水泥基复合材料；钢筋；粘结性能；本构关系模型

1引言

聚乙烯醇纤维水泥基复合材料(polyvinyl alcohol fibers reinforced cementitious composite，简称PVA纤维水泥基复合材料)具有抗拉强度高、拉应变大、高断裂阻力、和易性良好以及耐久性好的特点[1]。在拉伸加载条件下，PVA纤维水泥基复合材料表现出少脆性或者说准韧性行为，同时表现出多裂缝的应变硬化状态，并且在破坏之前吸收较大的能量[2]。正是因为它具有缓解裂缝-破坏的优势，使这种材料能成功的应用到加固及修复领域，如日本三鹰大坝修复工程、美国桥面铺装改造工程、韩国水泥厂修复工程[3]。因此，PVA纤维水泥基复合材料以良好的性能和价格优势得到了国内外学术界和工程界的关注。

近些年，对PVA纤维水泥基复合材料的性能研究较为集中，Çavdar[4]对纤维增强水泥基复合材料在不同温度下(21，100，450 和650 ℃)的力学性能进行了分析，得出掺入纤维可提高材料高温力学性能，其中，掺入PVA 纤维的试件抗弯性能最好。阚黎黎[5]等对PVA-ECC的自愈合行为进行了研究，得出不同程度预加拉伸应变产生裂缝后，ECC试件的残余应变约等于预加应变的50%左右。即使是在高达2.0%拉伸应变破坏下，ECC材料裂缝的最大宽度仍维持在80 μm以下。李俊[6]等利用PVA纤维作为增强材料配置出了极限拉伸应变高于3%的SHCC，得出随着粉煤灰掺量的增加，SHCC极限拉伸应变有稍许削弱；自燃养护有利于SHCC拉伸应变的维持。张菊[7]等分析了氯盐环境对PVA纤维水泥基复合材料的抗冻性能影响，得出了相比淡水环境，氯盐环境中冻融循环后PVA-ECC 试件表层剥落严重，PVA 纤维明显外露，试件形状和尺寸完整程度较差，抗冻性显著下降。刘曙光、赵晓明[8]等分析了聚乙烯醇纤维增强水泥基复合材料在长期浸泡作用下抗硫酸盐的侵蚀性能，得出PVA纤维的掺入使PVA 纤维增强水泥复合材料在硫酸钠溶液中的侵蚀速度随之减缓，但纤维掺量有一个最佳掺量。

目前，对基体自身的各种力学性能已有大量的研究，但与钢筋共同工作的粘结性能及本构关系尚不清楚。本文利用中心拉拔试件系统的研究了纤维体积掺量、锚固长度和相对保护层厚度等因素对粘结性能的影响，在对已有的τ-s本构关系模型进行分析的基础上，根据振动阻尼理论重新定义了连续曲线模型[9]的残余段。为PVA纤维增强水泥基和钢筋的粘结滑移理论的完善提供了实验基础。

2实验概况

2.1试件设计

本实验PVA纤维体积掺量为0%，0.5%和1.0%试件的水胶比为0.26，而纤维体积掺量为2.0%试件的水胶比为0.28。采用内蒙古冀东水泥有限公司生产的42.5级水泥，Ⅰ级粉煤灰为内蒙古达旗建材公司生产，细骨料为70～140目选优质石英砂，增稠剂是山东生化公司生产，型号为MK-100000S。高效减水剂采用大连西卡建材公司生产高效减水剂。高效消泡剂为北京金亮博科技有限公司生产的JXPT-1206。PVA纤维采用了日本Kuraray公司生产的K-Ⅱ可乐纶，特性如表1所示。选用包头钢铁有限责任公司生产的HRB400级变形钢筋。

表1　PVA纤维特性

结构中钢筋和基材的粘结作用是局部应力状态，应力和应变分布复杂，而且影响因素众多，很难准确模拟。由于普通混凝土与钢筋的粘结性能的研究较为成熟，针对PVA纤维水泥基复合材料与钢筋的粘结性能问题，本实验直接采用普通混凝土与钢筋粘结性能的实验方法。

实验试件形式为国内外普遍采用的中心拉拔试件。采用150 mm×150 mm×150 mm的标准试件；钢筋总长度为400 mm，拉拔端长度为200 mm，自由端长度为50 mm。各试件详细参数如表2所示。

表2　试件设计

注：试件命名规则为：F纤维体积掺量-钢筋直径-锚固长度。如F1-16-50表示纤维体积掺量为1%、钢筋直径16 mm，试件内部锚固长度50 mm。

试件制作过程中，为了避免试件在受力过程中出现应力集中与实际结构中钢筋的应力状态差别大，影响实验结果的真实性，同时也为了消除端部效应，在钢筋两端一定长度内用PVC套管将二者隔离。此外，夹具上端设有穿心球铰以避免钢筋偏斜引起的撕裂和偏心受拉，如图1所示。

2.2加载与测试

如图2所示，本实验特别制作加载装置，以便放置试件并提供反力、安装拉压力传感器；在钢筋的自由端和加载端各安装两个位移传感器，用于量测加载端和自由端钢筋相对于PVA纤维增强水泥基的滑移。实验使用100 t万能实验机采用等速位移控制，加载速率1 mm/min。各试件加载结束的标志为钢筋拔出或基体开裂。

图1　试件详图

图2　加载架示意图

本文中，CD段钢筋受拉拔荷载作用产生非滑移变形(因为CD段钢筋长度相对较长)，在加载端滑移计算时应该减去加载端lCD段的非滑移变形，具体计算公式如下：

加载端C点的滑移量

(1)

平均滑移量

(2)

钢筋的平均粘结应力为

(3)

3实验结果及参数影响分析

3.1PVA纤维体积掺量对粘结性能的影响

如图3所示，直径为16 mm，锚固长度为50 mm的试件，不同PVA纤维体积掺量的平均粘结应力-滑移量关系曲线。

图3纤维体积掺量对平均粘结应力和峰值粘结应力的影响

Fig 3 Influence of fiber volume percent on average bond stress and ultimate bond strength

从图3所示曲线可以看出，随着PVA纤维体积掺量的提高，峰值粘结应力逐渐增大。纤维体积掺量为1%和2%时的峰值粘结应力相差不大，约为纤维体积掺量为0时的3～4倍。这是因为纤维与水泥基体共同受力时，纤维的桥接作用不仅使PVA纤维水泥基复合材料整体的传力性能并没有因微细裂纹的形成而被显著削弱，而且还增加了水泥基复合材料与钢筋相对滑动的阻力。纤维体积掺量越大，被削弱的程度越小，阻力越大，峰值粘结应力越大。

不同纤维体积掺量的试件在初始滑移段，滑移量与平均粘结应力的关系均接近90°直线，随着纤维体积掺量的增加，达到峰值粘结应力的速度越快，对应的滑移量越小，超过峰值粘结应力时，下降速度越快。但纤维体积掺量为2%的试件在达到峰值粘结应力时维持的时间较长，下降段较其它曲线平缓，残余粘结应力较高。

综合看来，PVA纤维体积掺量为2%时，粘结性能较好。这是因为PVA纤维水泥基复合材料中乱向分布的纤维对基体产生均匀的短筋骨架的作用，增强基体的整体性；此外，当纤维含量较高时，PVA纤维水泥基复合材料可大量吸收和耗散由剪切粘结应力在钢筋滑移过程中做功所产生的能量，使拔出过程连续平缓，表现出较好的延性特征。

3.2锚固长度对粘结性能的影响

如图4所示，在纤维体积掺量、钢筋直径、保护层厚度相同的条件下，随着锚固长度的增加，平均粘结应力减小。这是因为粘结应力沿锚固长度的分布是不均匀的，锚固长度越长，试件破坏时的平均粘结应力τ与实际最大粘结应力τmax的比值越小，高应力区相对较窄，导致平均粘结应力较低。锚固长度较短时，锚固区钢筋积累了抵抗拉力所需的强度，高应力区相对较宽，平均粘结应力相对较高[10]。实验表明，钢筋的锚固长度由L=50 mm增加到L=100 mm时，峰值粘结应力下降43.7%。

图4　锚固长度对平均粘结应力的影响

Fig 4 Influence of anchorage length on average bond stress

3.3相对保护层厚度对粘结性能的影响

相对保护层厚度对峰值粘结应力和破坏形态的影响如表3所示，在相对保护层厚度由3.25提高到4.19时，峰值粘结应力有显著提升，破坏形态也由剪切-劈裂破坏变为剪切破坏。

表3相对保护层厚度对峰值粘结应力和破坏形态的影响

Table 3 Influence of relative protective thickness on the ultimate bond strength and failure pattern

试件编号相对保护层厚度c/d峰值粘结应力/MPa破坏形态F1-12-1005.7515.08剪切F1-16-1004.1920.36剪切F1-20-1003.259.60剪切-劈裂

相对保护层厚度由4.29增加到5.7时峰值粘结应力下降，对破坏形态影响不大。根据钢筋混凝土粘结理论[11]，对于螺纹钢，当相对保护层厚度c/d(保护层厚度与钢筋直径之比)>5～6时，粘结应力不再增大。参考钢筋混凝土粘结理论可推断，钢筋与PVA纤维水泥基复合材料的粘结也存在一个临界相对保护层厚度(c/d)cr，在4.2到5.75之间，小于(c/d)cr时，峰值粘结应力随保护层厚度的增大而增大，相对保护层厚度超过(c/d)cr峰值粘结应力不再增长。

如图5所示，在变形钢筋表面，PVA纤维水泥基复合材料基体像齿状一样嵌入变形钢筋的横肋，钢筋对基体产生斜向的挤压力， 斜向挤压力的径向分力对外围基体产生环向拉应力，犹如一个承受内压力的管壁。当环向应力大于基体的抗拉强度时，产生径向裂缝，如果c/d较小，即基体的有效握裹层[12]较小，裂缝迅速发展至试件表面形成劈裂裂缝，基体对钢筋的约束作用突然降低，峰值粘结应力下降，如图5(a)所示。如果c/d较大时，保护层的握裹作用得到充分发挥，将延缓内部裂缝的开展速度，提高外围基体的抗裂能力，最终使肋与肋之间齿状的PVA纤维水泥基复合材料部分将被压碎或剪断，使钢筋带着横肋之间的材料沿横肋外径圆柱面发生剪切滑动，直至破坏形成刮犁式破坏，如图5(c)所示。图5(b)为劈裂试件内部钢筋横肋在拔出过程中对周边水泥基产生的刮痕，即发生的是剪切-劈裂破坏。

图5破坏形态

Fig 5 Failure mode

4粘结滑移本构关系

4.1受力过程分析

实验所得PVA纤维水泥基复合材料与钢筋的典型τ-s曲线如图6所示。根据τ-s实验曲线可以把PVA纤维水泥基复合材料与钢筋的受力过程归纳为3个阶段：上升段、下降段和残余段。

图6　PVA纤维水泥基复合材料典型的τ-s关系曲线

Fig 6 Typical bond stress-slip curve of PVA fibers reinforced cementitious composite

(1) 上升段(OA)。从加载开始到钢筋加载端开始滑移的阶段(在峰值粘结应力的60%左右)，加载端滑移很小，自由端尚未开始滑移，几乎为零，滑移量与平均粘结应力的关系接近90°直线，可以认为，在这一阶段钢筋与PVA纤维水泥基复合材料之间处于完全粘结状态，粘结界面刚刚开始受剪，此阶段主要由化学胶着力抵抗因加载产生的滑移变形。随着荷载的增加，平均粘结应力不断增大，当达到峰值粘结应力的60%以后，首先在加载端出现局部脱粘现象，逐渐由加载端沿钢筋与PVA纤维水泥基复合材料的粘结界面向纵向深处发展，平均粘结应力和滑移量均随荷载增加。平均粘结应力与荷载成正比，滑移量增加的速度加快，粘结-滑移表现为非线性关系。

(2) 下降段(AB)。荷载达到峰值后，加载端和自由端的滑移值均大幅增加，机械咬合力开始逐渐丧失，荷载下降，钢筋开始从加载端拔出。纤维体积掺量低的某些试块发生劈裂现象，荷载突然下降，破坏突然，脆性大；纤维体积掺量高的试块，荷载下降较慢且相对平缓，钢筋拔出的速度缓慢，表现出良好的粘结性能。

(3) 残余段(BC)。当荷载下降到一定程度时，滑移量大幅增加，平均粘结应力并没有完全消失，而是进入残余阶段。平均粘结应力主要由钢筋表面与PVA纤维水泥基复合材料之间的摩阻力组成。由于变形钢筋肋的存在，使摩擦力在相邻肋之间少许增加又下降，连续起来就形成周期性衰减。对于纤维体积掺量较低的试块，平均粘结应力在相邻肋之间增加又下降的过程比较突然，残余段曲线呈锯齿形；而对于纤维体积掺量较高的试块，平均粘结应力在一个变形肋之间增加又下降的过程比较平缓，残余段曲线呈波浪形。

4.2粘结滑移本构关系模型

由 PVA纤维水泥基复合材料与钢筋在粘结-滑移中的受力过程分析可得，已有τ-s本构模型基本上是混凝土基体，但由于PVA纤维水泥基复合材料与混凝土存在着区别，因此现有的混凝土与钢筋粘结滑移本构关系的研究成果，已不适用于PVA纤维水泥基复合材料。在原有连续曲线模型[9]的基础上，根据振动阻尼的理论重新定义了残余段。得到了能描述粘结-滑移的全过程、形式比较简单、连续光滑的粘结滑移本构关系模型。如图7所示。

图7PVA纤维水泥基复合材料与钢筋τ-s本构关系模型

Fig 7 Bond-slip constitutive model of PVA reinforced cementitious composite

该模型存在3个关键点O、A和B处满足以下条件

PVA纤维水泥基复合材料与钢筋粘结滑移本构关系模型的表达式为

(4)

(5)

(6)

式中，s0，su分别为图7中A点，B点对应的滑移量，τ0，τu分别为s0，su对应的粘结应力。ω，c1，c2为由实验曲线拟合确定的参数。

4.3模型验证与对比分析

4.3.1模型验证

(4)-(6)中即可得到相应试件的τ-s理论曲线。如图8所示，τ-s实验曲线与本文建议模型比较吻合，所以式(4)-(6)表示的粘结滑移本构关系模型与实验数据比较吻合，能够较好地描述 PVA纤维水泥基复合材料与钢筋在拉拔中的受力全过程。

表4　特征值及参数拟合值

图8τ-s实验曲线与模型曲线比较

Fig 8 Comparison betweenτ-stest curves and model curves

4.3.2对比分析

为了验证本文模型的合理性以及进一步分析粘结滑移的一些基本特性，选择修正BEP 模型[13]、Zhang 模型[14]进行比较。如图9所示。由图9上升段、下降段分析可知，本文建议模型与实验曲线比较吻合，BEP模型、Zhang模型与实验曲线偏差较大，精确程度较低。由图9残余段分析可知，本文建议模型与实验曲线吻合良好，能准确的描述PVA纤维水泥基复合材料与钢筋的残余段受力机理，BEP 模型、Zhang模型认为其是水平直线，与实验曲线不吻合程度较高。

图9建议τ-s模型与已有模型比较

Fig 9 Comparison between proposedτ-smodel and existed models

多数已有模型均将上升段中滑移量微小段描述成斜率无穷大的直线，这与本实验曲线比较吻合，可见PVA纤维水泥基复合材料与混凝土基体的微小滑移段的粘结机理相似，认为PVA纤维水泥基复合材料和钢筋二者处于完全粘结状态。

5结论

考虑纤维体积掺量、相对保护层厚度及锚固长度等因素，对PVA纤维水泥基复合材料与钢筋的粘结-滑移性能进行实验研究，可以得到以下主要结论：

(1)纤维体积掺量越大，峰值粘结应力越大。相同条件下纤维体积掺量为2%时，粘结性能最好，峰值粘结应力最大。

(2)存在一个临界相对保护层厚度(c/d)cr，小于(c/d)cr时，极限粘结强度随保护层厚度的增大而提高，大于等于(c/d)cr时，极限粘结强度将不再增长。

(3)PVA纤维水泥基复合材料与钢筋的粘结-滑移曲线大致可分为上升段、下降段和残余段。在残余段内粘结强度并非恒定不变，而是呈现衰减过程，且随滑移的增大平均粘结应力无限接近零。

(4)本文建议的粘结-滑移本构关系模型与实验结果比较吻合，分析表明有较好的适用性，可为PVA纤维水泥基复合材料与钢筋结构的性能分析、设计理论及工程应用提供理论依据。

由于实验试件有限，没有考虑位置函数对粘结-滑移本构关系的影响，还有待进一步研究。

参考文献：

[1]Cai Xiangrong, Xu Shilang, Fu Baiquan. A statistical micromechanical model of multiple cracking for ultra high toughness cementitious composites [J]. Engineering Fracture Mechanics, 2011, 78:1091-1100.

[2]Antonio Caggiano, Guillermo Etse, Enzo Martinelli. Zero-thickness interface model formulation for failure behavior of fiber-reinforced cementitious composites [J]. Computers and Structures, 2012, 98-99:23-32.

[3]Hyun-Do Yun, Keitetsu Rokugo. Freeze-thaw influence on the flexural properties of ductile fiber-reinforced [J]. Cold Regions Science and Technology, 2012, 78:82-88.

[4]Çavdar A. A study on the effects of high temperature on mechanical properties of fiber reinforced cementitious composites [J]. Composite Part B: Eng, 2012, 43(5): 2452-2463.

[5]Kan Lili, Shi Huishang, Zhai Guangfei, et al. Self-healing behavior of engineering cementitious composite materials [J]. Journal of the Chinese Ceramic Society, 2011, 39(4): 682-689.

[6]Li Jun, Sun Mingqing, Wang Yingjun, et al. Preparation and tension performance of strain hardening cement-based composites [J]. Journal of Functional Materials, 2014, 21(45): 117-121.

[7]Zhang Ju, Liu Shuguang, Yan Changwang, et al. Influence of chloride environment on frost resistance of PVA fiber reinforced engineered cementitious composite [J]. Journal of the Chinese Ceramic Society, 2013, 41(6): 766-771.

[8]Liu Shuguang, Zhao Xiaoming, Zhang Ju, et al. Resistance of polyvinyl alcohol fiber reinforced cementitious composites to sulfate attack under long-term immersion [J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2013,30(6): 32-38.

[9]Gao Danying, Zhu Haitang, Xie Jingjing. The constitutive models for bond slip relation between FRP rebars and concrete [J]. Industrial Construction, 2003, 33(7): 41-44.

[10]Xu Youlin. Experimental study on the bond-anchorage properties between deformed bar and concrete[D]. Beijing: Tsinghua, 1990.

[11]Guo Zhenghai, Shi Xudong. Reinforced concrete theory and analyse [M].Beijing: Tsinghua University Press, 2003.

[12]Jiang Tianyong, Fang Zhi. The oretical and experimental investigation on anchorage peformance of CFRP tendon in RPC[J]. Engineering Mechanics, 2009, 26(1)：166-173.

[13]Cosenza E, Manfredi G, Realfonzo R. Behavior and modeling of bond of FRP rebars to concrete [J]. Journal of Composites for Construction, 1997, 1(2): 40-51.

[14]Zhang Burong, Benmokrane Brahim. Pullout bond properties of fiber-reinforced polymer tendons to grout [J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2002, 14(5):399-408.

Research on bond behavior between PVA fiber reinforced cementitious composites and rebar

LIU Shuguang1, DENG Yihan2, ZHANG Ju1, WANG Yuqing2, CHENG Fang3

(1. School of Mining and Technology, Inner Mongolia University of Technology, Hohhot 010051,China;2. School of Civil Engineering, Inner Mongolia University of Technology, Hohhot 010051,China;3. Chifeng University, Chifeng 024000, China)

Abstract:The bond behavior between PVA fiber reinforced cementitious composites and rebar is precondition and guarantee for the safe, stable and durable work. By centre pull-out test, these specimen were tested to investigate the influencing factors and the constitutive relation problems in the bond-slip study between PVA fiber reinforced cementitious composites and rebar, and the bond-slip curves were obtained for each specimen. By stress analysis of the whole process from loading to failure and characteristics analysis of fiber in elementary materials. Based on the existing bond-slip constitutive models, one new bond-slip constitutive model was proposed according to the theory of vibration damping. The newly built bond-slip constitutive model was compared with the test results and existing bond-slip models. It can well reflect the whole mechanical process between PVA fiber reinforced cementitious composites and rebar, which is well in agreement with the test results. These tests and experiments which not only provide a good reference and basis for non-linear finite element analysis of PVA fiber reinforced cementitious composites and rebar property, but also have provided the bases for respective revision of relevant codes.

Key words:PVA fiber；cementitious composites；steel；bond behavior；constitutive model

DOI:10.3969/j.issn.1001-9731.2016.01.023

文献标识码：A

中图分类号：TU528.01

作者简介：刘曙光(1960-)，男(蒙古族)，内蒙古赤峰人，教授，硕士，主要从事纤维混凝土基本理论与研究 。

基金项目：国家自然科学基金资助项目(51168033，51368041)；内蒙古自然科学基金资助项目(2012MS0706，2013MS0709)；内蒙古自治区高等学校科学研究资助项目(NJZY13104)

文章编号：1001-9731(2016)01-01110-07

收到初稿日期：2015-02-08 收到修改稿日期：2015-09-13 通讯作者：张菊，E-mail: ycw970741@126.com