混杂纤维对全沙漠砂混凝土基本力学性能的影响

马义傲 李铮翔 唐艳娟 夏多田

摘要：為研究混杂纤维对全沙漠砂混凝土力学性能的影响，将聚乙烯醇纤维（PVA）、聚丙烯纤维（PP）以不同比例混合后掺入全沙漠砂混凝土中进行了抗压、抗折等试验，同时建立了材料单轴压缩应力-应变本构模型，并采用ABAQUS软件进行数值模拟验证。研究结果表明：在混杂纤维总体积掺量为1.5%的条件下，试件抗压强度无显著变化，随着PVA纤维比例提高，试件抗折强度、拉伸强度及拉伸峰值应变明显提高；较于普通全沙漠砂混凝土，混杂纤维全沙漠砂混凝土峰值应力与弹性模量略微降低，变形能力提升显著；PP纤维和PVA纤维掺量分别为0.5%、1.0%时具有最优的混杂效应，与普通全沙漠砂混凝土相比，抗折强度、单轴拉伸强度和延性分别提高了77%、55%、16%；基于过镇海模型提出的轴压应力-应变本构模型与试验实测曲线拟合程度较好，并与ABAQUS软件的数值模拟验证结果相似。

关键词：全沙漠砂混凝土；聚乙烯醇纤维；聚丙烯纤维；力学性能；本构模型

中图分类号：TU528文献标志码：A文献标识码

Effect of mixed fibers on the basic mechanical properties of full desert sand concrete

MA  Yiao1，LI  Zhengxiang1，TANG  Yanjuan1*，XIA  Duotian1，2

（1 College of Water Conservancy & Architectural Engineering，Shihezi University，Shihezi，Xinjiang 832003，China;

2 Xinjiang Production & Construction Groups Engineering Laboratory for Seismic and Energy-Saving Building in High

Earthquake Intensity and Cold Zone，Shihezi，Xinjiang 832003，China）

Abstract： In order to study the effect of mixed fibres on the mechanical properties of all-desert sand concrete，polyvinyl alcohol fibres（PVA fibres）and polypropylene fibres（PP fibres）were mixed in different proportions and then blended into the all-desert sand concrete to conduct the tests of compression and flexural resistance，and the uniaxial compressive stress-strain constitutive model of the material was also established，and numerical simulation was carried out using ABAQUS software for verification.The results show that：under the condition that the total volume of mixed fiber mixing is 1.5%，there is no significant change in the compressive strength of the specimen，with the increase of the proportion of PVA fibers，the flexural strength，tensile strength and tensile peak strain of the specimen increased significantly;compared with the ordinary all-desert sand concrete，the peak stress and modulus of elasticity of the mixed-fiber all-desert sand concrete are slightly reduced，and deformation capacity is significantly improved;PP fiber and PVA fiber dosage of 0.5% and 1.0% respectively have the optimal mixing effect，compared with ordinary all-desert sand concrete，the flexural strength，uniaxialtensile strength and ductility were improved by 77%，55% and 16%，respectively;the axial compressive stress-strain constitutive model based on the Guo Zhenhai model fits well with the experimental measured curves and is similar to the results verified with numerical simulation of ABAQUS software.

Key words： all desert sand concrete;polyvinyl alcohol fibers;polypropylene fibers;mechanical properties;constitutive model

为了保护自然生态环境，缓解河砂资源的过度开采，近年来国内外学者提出以沙漠砂替代河砂，制备沙漠砂混凝土的概念［1-2］。我国新疆地区沙漠砂资源丰富，将其用于工程中既符合国家绿色发展理念，又起到节约工程建造成本的效用［3］。Seif等［4-5］、李志强等［6-8］围绕不同沙漠砂掺量下的沙漠砂混凝土的基本力学性能和本构方程的系列研究发现，在混凝土中加入适量的沙漠砂后易形成良好的级配，且其内部孔隙率降低，从而有利于混凝土早期强度的形成，但随着沙漠砂掺量的提高，其强度、弹性模量和峰值应变呈现先减后增再减的趋势；吕志栓等［3］、生兆亮等［9］、Che等［10］通过试验发现使用沙漠砂制备全沙漠砂混凝土是可行的。然而，由于沙漠砂混凝土存在易开裂收缩等问题而未被广泛使用［11］，故为了改善沙漠砂混凝土的抗裂性能，有学者采取加入聚乙烯醇纤维（以下简称PVA纤维）和聚丙烯纤维（以下简称PP纤维）的物理改性方式进行弥补［9，11］。PVA纤维力学性能优异，能够显著提高混凝土的劈裂抗拉强度和弯曲抗折强度［12］；PP纤维质轻价廉，耐化学腐蚀，能够有效改善混凝土整体性［11］；这2种纤维都能起到增韧阻裂的效果。张成龙等［12］研究表明混合PVA纤维和PP纤维对材料性能的改善要优于单一种类纤维，并具有较好的经济效益。

综合分析相关研究的文献表明，目前针对沙漠砂混凝土改性研究以掺入单一种类纤维为主，鲜有关于混杂纤维对沙漠砂混凝土性能改善效果的研究［13］，尤其是缺乏非线性分析所需的混杂纤维全沙漠砂混凝土本构模型的研究。因此，本文采用不同纤维掺量对全沙漠砂混凝土进行流动度测试及抗压、抗折等力学性能试验，探究不同纤维掺量对全沙漠砂混凝土工作性能和基本力学性能的影响，确定最优混掺比例，并基于棱柱体单轴压缩试验建立混杂纤维全沙漠砂混凝土的本构模型，旨在为设计和应用纤维增强全沙漠砂混凝土提供理论依据。

1 试验材料与方法

1.1 原材料及配合比

本试验所用沙漠砂取自古尔班通古特沙漠，颗粒外貌见图1，基本物理性质见表1；水泥类型为P·O 42.5；粉煤灰为I级粉煤灰；原状脱硫石膏；减水剂采用聚羧酸高效减水剂、可再分散性乳胶粉；试验所用聚乙烯醇纤维（PVA纤维）为改性PVA纤维，纤维外貌见图2；聚丙烯纤维（PP纤维）为改性PP纤维，纤维外貌见图3，2种纤维的主要参数见表2。

CECS 13—2009《纤维混凝土试验方法标准》中纤维增韧混凝土中纤维体积率范围一般为1%～3%，综合考虑规范推荐范围、课题组前期研究成果［1］和经济性等因素，本次试验确定纤维总体积掺量为1.5%。根据PVA、PP纤维掺量比例不同，共设计6组配合比，包括5组纤维混掺试件与1组对照组试件，并分别进行了流动度试验以及单轴抗压性能、三点弯曲抗折性能、单轴拉伸性能3种基本力学性能试验，其中：立方体受压试件采用边长为70.7mm的立方体试件，三点抗折试件尺寸为160mm×40mm×40mm，单轴拉伸试件尺寸为250mm×60mm×15mm；轴心受压试件尺寸均为100mm×100mm×300mm；各组试件制备3个，每组共计18个。基于课题组前期研究结果，M水泥∶M粉煤灰∶M脱硫石膏∶M沙漠砂=1.5∶7∶0.5∶12.6，减水剂与乳胶粉掺量分别为水泥质量的1%、4%，详细配合比见表3。

1.2 试验方法

本研究中共进行流动度试验、单轴抗压性能试验、三点弯曲抗折性能试验、单轴拉伸性能试验。流动度测定方法参考GB/T 2419—2005《水泥胶砂流动度测定方法》，单轴抗压试验参考规范JGJ/T 70—2009《建筑砂浆基本性能试验方法标准》，三点抗折试验参考规范GB/T 17671—2021《水泥胶砂强度检验方法（ISO法）》，单轴拉伸试验参考规范JC/T 2461—2018《高延性纤维增强水泥基复合材料力学性能试验方法》，试件尺寸、加载装置参考文献［1］。本文试件参考文献［14］中PE-DSECC的制备工艺，采用人工搅拌、分批次投入材料、人工或机械振捣；同组同龄期制备3个试件，模具浇筑后覆膜，于自然条件下静置24h，随后脱模、编号，并放入标准养护箱（湿度95%，温度（20±2）℃）中按照龄期养护至28d，再取出进行试验。

2 结果与分析

试验测得各组材料的各项数值如表4所示。

2.1 纤维混掺对全沙漠砂混凝土流动度影响

PP纤维、PVA纤维掺量对全沙漠砂混凝土流动度影响的结果（图4）显示：

（1）全沙漠砂混凝土流动度随着PP纤维体积掺量不断减少、PVA纤维体积掺量不断增多而逐渐降低，5组材料流动度的均值为111.2mm。当向全沙漠砂混凝土中掺入掺量为PA1组的纤维时，流动度由154.5mm降至124.5mm，降幅为19.42%。其原因在于PP纤维、PVA纤维与全沙漠砂混凝土之间形成一定的团聚网络结构，从而导致流动度降低［12］。

（2）在纤维总体积掺量固定的情况下，PA1组的流动度较PA5组高出19.68%，表明PVA纤维对流动度的影响高于PP纤维。这是由于PVA纤维具有亲水性，基体材料中的自由水被PVA纤维吸附，浆体中自由水减少，所以全沙漠砂混凝土的流动度随着PVA纤维掺量的增加而大幅减小。这与文献［15］中相关的结果及原因基本一致。

2.2 纤维混掺对全沙漠砂混凝土力学性能影响

PP纤維、PVA纤维掺量对全沙漠砂混凝土力学性能的影响结果（图5、图6）显示：

（1）掺入纤维对全沙漠砂混凝土的抗压强度并无显著影响。混掺纤维的各组中抗压强度最大为PA4组的26.77MPa，相较于对照组仅提升了1.6%；最小为PA3组的23.12MPa，相较于对照组降低了12.26%。这是因为纤维在约束基体、增大内摩擦力的同时，又作为一种填充物，增加了试件内部的缺陷，导致抗压强度略微降低。这与生兆亮等［9］的研究结果相同。由上认为掺入纤维对试件的抗压强度影响较小。

（2）随着PVA纤维掺量的增加，全沙漠砂混凝土抗折强度呈现先减小后增加的趋势。PP、PVA体积掺量分别为0.5%和1.0%时全沙漠砂混凝土抗折强度达到峰值的9.59MPa，相较于未掺纤维的对照组抗折强度提升了77%。这是由于纤维在基体中易分散，在试件内部乱向分布，相当于在试件内布置了很多细小钢筋，起到纤维增强作用，因而提高了抗折强度，同时PP纤维的掺入改善了PVA纤维导致流动度降低，气孔率增加的问题，有利于PVA纤维充分分散。这与生兆亮等［9］和张成龙等［12］研究结果及相关原因分析基本相同。另外，尽管纤维在试件中存在孔隙、缺陷等消极影响，但在PA4组中2种纤维在试件中协同发挥的积极作用占据了主导地位，从而使抗折强度总体得到提升。

（3）随着PVA纤维体积掺量升高、PP纤维体积掺量降低，混杂纤维全沙漠砂混凝土的抗拉强度总体上呈现增长趋势，其中抗拉强度最大值为PA5组的2.60MPa。纤维掺量由PA1变化为PA5时，抗拉强度提升了88.4%，表明PVA纤维对混杂纤维全沙漠砂混凝土抗拉强度的影响更为显著。其原因主要是由于PP纤维与基体粘附性差，界面间隙大，且PP纤维属于低模量纤维，这与图7中黑圈标出的试件断口处滑动拔出、表面光滑的PP纤维相符；而PVA纤维具有亲水性，与基体结合紧密，且PVA纤维属于高模量、高抗拉强度纤维，这与张成龙［12］的研究结果类似，并与图7中白圈标出的试件断口处被拉断、末端呈颈缩状的PVA纤维相符。拉伸峰值应变变化的规律与抗拉强度相似，与之不同的是最大拉伸峰值应变为PA4组的3.02%，这是因为该配比下2種纤维具有更优的协同效应。

2.3 混杂纤维全沙漠砂混凝土轴心抗压试验

针对棱柱体试件进行轴心抗压试验，测定其轴压应力-应变曲线，试验加载装置如图8所示。

2.3.1 破坏过程及形态

混杂纤维全沙漠砂混凝土棱柱体试件的破坏形态（图9）显示：

（1）掺入纤维后，因其阻裂效应，裂缝间的纤维将应力传至裂缝上下表面，裂缝处应力集中程度降低，纤维抑制了裂缝开展，破坏过程更为缓慢，试件延性提高，这与崔涛等［16］相关研究结果及原因类似。

外部荷载施加初期，试件内部应力较小，主要变形为弹性变形，初始微裂缝未发展，纤维阻裂作用未发挥，应力-应变曲线接近直线上升；随着荷载增加，试件内部微裂缝开始扩展延伸，并不断从中部向试件表面发展，出现垂直微裂缝，此时由于混杂纤维的阻裂作用，限制了试件表面细裂缝的发展，应力-应变曲线呈非线性关系，直至试件承载力达到极限；超过峰值承载力后，试件表面的微裂缝在荷载作用下形成宏观裂缝，裂缝处的纤维承受很大拉应力，起到桥联作用，抑制了裂缝发展速率，此时应力-应变曲线快速下降，斜率逐渐变大；最后试件表面裂缝逐渐变宽，纤维被拔出或被拔断，在此过程中纤维表面与基体间的摩擦作用有效控制了试件承载力的下降，应力-应变曲线趋于水平，变形增加但荷载变化较小。

上述破坏过程与文献［14］中的相似。

（2）各组棱柱体试件破坏时，其侧面产生一条沿着上下对角线方向贯通的主裂缝。NA组试件出现明显的脱落现象，类似于普通混凝土的“锥形破坏”；PA1组试件裂缝最多且主裂缝形态最不清晰，这是因为PVA纤维掺量过少，PP纤维控制基体裂纹发展的能力较差［12］，应力随着PP纤维的滑移向周围传递；PA2组试件裂缝呈现“Y”型，试件对裂缝开展的抑制能力相较于上一组有所提高，主裂缝较清晰；PA3组试件主裂缝更明显，表明混杂纤维的协同效应得到进一步发挥；PA4、PA5两组试件破坏时都出现一条斜向贯穿的主裂缝，且在附近出现细小的次生裂缝，PA4组试件的次生裂缝较多，且剪切破坏形态更为明显，表明PA4组具有更好的抵抗变形能力，PA5组试件中PP纤维掺量过少，混杂纤维的协同效应相较于上一组有所降低。

2.3.2 应力-应变全曲线

各组试件的应力-应变曲线如图10所示，表5为各组试件应力-应变曲线的特征参数，其中，弹性模量值取应力-应变曲线上升段0.4倍fc处割线弹性模量，根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》，极限应变取应力-应变曲线下降至0.5倍fc时所对应的应变。

由图10可知：相较于不掺纤维的对照组试件，掺入纤维试件的应力-应变曲线上升段的斜率有所下降，下降段拐点处应力与残余应力较高，表明延性有所提升。PA4试件的下降段曲线较其余组试件表现出更好的延性，表明在纤维总掺量为1.5%的情况下，PP纤维和PVA纤维体积掺量分别为0.5%、1.0%时纤维具有更好的混杂效果。

综合分析图10与表5可知：曲线的上升段规律较为统一，PA4组试件峰值应力较于对照组试件有小幅提高，但掺入纤维的试件峰值应力较基体试件整体呈下降趋势，降幅为11.95%～25.85%；弹性模量相较于对照组试件有所降低，最大降幅为35.51%；峰值应变呈上升趋势，涨幅为24.94%～56.36%；极限应变涨幅更为明显，为27.07%～72.44%；在纤维总掺量为1.5%的情况下，随着PVA纤维掺量的增加和PP纤维掺量的降低，试件峰值应变与极限应变整体呈现上升趋势；加载经过应力峰值点后应力骤降47.4%～62.8%后出现拐点，应力下降速度减缓，应力-应变曲线接近水平，残余应力较基体有大幅提升。

峰值应变与极限应变的比值为延性指数。综合分析图11和表5可知，延性指数整体表现出上升趋势，掺入纤维后试件的延性都有提升，涨幅为4.90%～15.69%，表明掺入纤维改善了全沙漠砂混凝土的脆性破坏［17］。这是因为掺入适量的纤维填充了混凝土内部空隙，形成网状结构并起到了桥联作用，但纤维分布不均出现打结成团现象，造成试件内部缺陷增加，与生兆亮等［9］研究结果的原因分析相同，所以峰值应力与弹性模量较于基体试件有所下降，混杂纤维的桥接效应抑制了裂缝的发展速度从而提高了试件延性。PVA纤维与PP纤维掺入全沙漠砂混凝土中显著改善了其抵抗变形能力，对其弹性模量与受压承载力有略微的负向影响，这与崔涛等［16］研究的相关结果一致。

2.4 混杂纤维全沙漠砂混凝土单轴压缩本构模型

2.4.1 现有模型比较

混凝土轴压应力-应变曲线主要包括上升段与下降段，多数学者采用分段函数分别进行拟合，目前国内外学者常采用的本构方程包括多项式、指数式与有理分式等。当前国内运用最广泛的是过镇海模型［18］，该模型形式简单、参数较少，同时考虑到全沙漠砂混凝土具有较大的脆性，其应力-应变曲线下降段具有更陡峭等特点，故本文选取与其特点较为相似的PET-CGC模型［19］与FR-ACC模型［20］分别对混杂纤维全沙漠砂混凝土应力-应变曲线进行拟合，本构模型见表6，拟合结果见图12与表7。

综上结果的对比及分析得知：总体上对各组混掺纤维全沙漠砂混凝土的应力-应变曲线拟合精度由高到低排序为FR-ACC模型、PET-CGC模型、过镇海模型。其中FR-ACC模型在PA2组与PA4组中表现最为良好，相关系数R2分别达到了0.932与0.937；过镇海模型与PET-CGC模型在PA4组中拟合程度最低，R2分别为0.631与0.766。由于在0≤x<1的上升段各个本构模型函数表达式一致，故上升段拟合程度一致且均表现良好。在1≤x的下降段中，由于几乎竖直的快速下降段与残余应力较大的缓慢下降段之间的突变，现有本构模型无法较好地拟合出下降段的整体。

2.4.2 应力-应变曲线拟合

通过比较现有本构模型可知，试验曲线上升段与本文选取的混凝土本构模型拟合效果较好，但下降段曲线拟合效果并不理想。因此，本文引入一個新的拟合系数c，用以实现快速下降段到缓慢下降段的良好吻合，并提出适用于本文中混掺纤维全沙漠砂混凝土轴心受压本构模型MF-DSC（Mixed Fibers-Desert Sand Concrete），结果为式（1），与各组应力-应变曲线的拟合情况见图13，拟合参数见表8。

y=ax+（3-2a）x2+（a-x）x3，

y=xb（x-1）c+x。（1）

由图13、表8可知：MF-DSC模型与本文中各组应力-应变曲线的拟合程度较好，在各组中的曲线拟合程度均优于上述3种现有本构模型，

并且对于应力-应变曲线中快速下降段与缓慢下降段的过渡也能较好的拟合。表明MF-DSC模型适用于拟合本文中混杂纤维全沙漠砂混凝土轴心受压应力-应变曲线。

最终该模型上升段参数a=0.21，下降段参数b=8.052、c=1.211，可得以下公式：

y=0.21x+2.58x2+（0.21-x）x3，

y=x8.052（x-1）1.211+x。（2）

2.4.3 数值模拟验证

利用ABAQUS软件进行数值模拟，将模拟与试验结果进行对比分析，以验证MF-DSC模型的合理性与可靠性。本文选用混凝土塑性损伤模型（CDP模型）作为材料的本构模型，采用能量法计算。

在ABAQUS中CDP模型的其他相关参数取值见表9，用于定义混杂纤维全沙漠砂混凝土的CDP模型所需的数据见图14。

峰值荷载下试件压缩损伤和拉伸损伤情况（图15）显示：试件的损伤从试件中部外表面开始，逐渐向两端发展，且与试验结果接近。

将试验实测各组试件的应力-应变曲线与ABAQUS中数值模拟所得曲线进行对比，结果（图16）显示：数值模拟曲线与实测曲线吻合较好，模拟曲线与实测曲线的峰值应力、峰值应变吻合程度较高，大部分曲线段拟合程度也较高，说明提出的MF-DSC模型在本文所研究的混凝土材料中表现出较好的适应性。

3 讨论

（1）本文混杂纤维全沙漠砂混凝土的破坏形态主要体现为沿对角线方向出现一条贯穿试件的主裂缝，这与Seif等［4］及崔涛等［16］中所描述的破坏形态相类似，不同的是Seif等［4］研究的沙漠砂混凝土由于未掺入纤维，在破坏过程中会出现明显的脱落现象。

（2）本文PA4组的立方体抗压强度与轴压峰值应力与橡胶沙漠砂混凝土［21］及李志强等［6］的沙漠砂混凝土之间存在一定差距。这是原因为本文试验设计考虑绿色、低碳、易获取等多方面因素，大量使用沙漠砂与煤基固废，并且纤维的掺入在一定程度上增加了试件内部缺陷，所以导致抗压强度与峰值应力有所降低。

（3）本文混杂纤维全沙漠砂混凝土的抗折强度9.59MPa约为采用玄武岩纤维沙漠砂混凝土3.90MPa［22］的2.46倍，约为采用混杂玻璃纤维与PP纤维沙漠砂混凝土［23］（4.10MPa）的2.34倍；峰值应变（6.27×10-3）约为文献［21］（2.13×10-3）的2.94倍，约为文献［6］（3.08×10-3）的2.04倍；说明PVA纤维与PP纤维混掺对改善沙漠砂混凝土抗裂性能效果更佳。

（4）后期在保证绿色环保及经济效益较好的基础上，对本文设计的配合比进行合理优化，以进一步提高混杂纤维全沙漠砂混凝土的抗压强度。

4 结论

（1）相较于全沙漠砂混凝土，掺入混杂纤维后的流动度会有不同程度的降低，抗压强度无明显变化，同时其峰值应力与弹性模量下降。

（2）掺入混杂纤维后全沙漠砂混凝土的变形能力提升显著，抗折强度、拉伸强度及拉伸峰值应变得到明显改善，轴压峰值应变与极限应变提升，轴压应力-应变曲线下降段表现出更好的延性且残余应力较大。

（3）在混杂纤维总体积掺量为1.5%的条件下，随着PVA纤维占比提升，混杂纤维全沙漠砂混凝土力学性能的改善更为明显；同时，纤维混掺比例为PP纤维体积掺量取0.5%、PVA纤维体积掺量取1.0%时，全沙漠砂混凝土性能获得显著提升，其中抗折强度达到9.59MPa、拉伸强度达到2.20MPa、延性指数达到1.18。

（4）提出了适用于混杂纤维全沙漠砂混凝土的轴压应力-应变本构模型，该模型能够较好地描述混杂纤维全沙漠砂混凝土轴压应力应变关系。

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（责任编辑：编辑张忠）