Constitutive model of SAP-PVA fiber reinforced concrete under axial tensile damage at different temperatures
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摘要:
为研究不同温度下内养护聚乙烯醇(PVA)纤维增强混凝土试件的轴拉力学特性和损伤过程，进行了单轴抗压与拉伸试验，分析了其立方体抗压强度、高温质量损失率、拉伸应力-应变曲线等的变化规律；建立了考虑温度影响的单轴拉伸损伤本构模型，分析了损伤度的变化趋势，揭示了高温下内养护PVA纤维增强混凝土的损伤破坏机制。试验结果表明：立方体抗压强度随着PVA纤维掺量表现为先升高后降低的趋势，PVA纤维最优掺量为0.15vol%，高温下高吸水性树脂(SAP)颗粒释水收缩和PVA纤维的熔化是导致试件质量损失的主要原因；随着温度的升高，拉伸应力-应变曲线下降段逐渐趋向平缓，并出现了短暂的平台区；PVA纤维的掺入能较好地改善混凝土的韧性；建立的损伤本构模型适用于内养护PVA纤维增强混凝土，但仍具有一定的局限性，有待进一步改进。
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关键词:
- 高吸水性树脂(SAP) /
- PVA纤维 /
- 力学性能 /
- 本构模型 /
- 破坏机制
Abstract:In order to study the axial tensile mechanical properties and damage process of internally cured polyvinyl alcohol (PVA) fiber reinforced concrete specimens at different temperatures, uniaxial compressive and axial tensile tests were carried out to analyze the changing rules of its compressive strength, high temperature mass loss rate, stress-strain curve, etc.; A uniaxial tensile damage constitutive model considering the effect of temperature was established to analyze the trend of the degree of damage, which revealed the damage destruction mechanism of internally cured PVA fiber reinforced concrete at high temperatures. The test results show that: The compressive strength with the PVA fiber dosage shows a trend of increasing and then decreasing, the optimal dosage of PVA fiber is 0.15vol%, the water release shrinkage of super absorbent resin (SAP) particles and the melting of PVA fibers at high temperature are the main reasons for the loss of specimen quality; With the increase of temperature, the descending section of the stress-strain curve gradually tends to be flat, and there is a short-lived plateau area; The incorporation of PVA fibers can better improve the toughness of concrete; The established damage constitutive model is applicable to internally cured PVA fiber-reinforced concrete, but it still has some limitations and needs to be further improved.
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Keywords:
- super absorbent resin (SAP) /
- PVA fiber /
- mechanical properties /
- intrinsic model /
- damage mechanism
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双稳态复合材料层板具有两种稳定状态，两种稳定状态之间的转换只需要一个较小激励便可获得较大变形，且无需持续的能量输入维持其稳定构型，在可变形结构和能量收集领域得到了高度关注。
Hyer[1]首次在实验中发现了非对称铺层的复合材料层板在固化后会呈现两个圆柱形稳定状态，与经典层板理论获得的马鞍形构型不同，随后建立了双稳态层板理论预报模型[2-3]，开始了双稳态层板研究的先河。目前，国内外研究学者在双稳态层板的改进理论预报模型[4-6]、跳变过程分析[7-10]、驱动方法[11-14]与可变形结构应用[15-17]等方面展开了大量的研究。
在双稳态层板的基础上，发展复合材料层板的多稳态特性可以拓宽其在可变形结构中的应用范围。目前主要的实现途径分为两类，一类是分段铺层的变刚度设计，Mattioni等[18]提出了一种由对称与非对称两种不同铺层顺序组成的变刚度层板，并建立了层板的数值计算模型，验证了多稳态铺层设计。Sousa等[19]针对对称与非对称铺层区域相交处纤维不连续性所产生的应力集中问题，引入弯曲纤维来提高结构的稳定性。Arrieta等[20]提出了分段式铺层的多稳态结构，通过串联连续的复合铺层，在机翼结构中嵌入可变形单元来获得变刚度特性。Cui等[21]将多稳态层板的应用扩展至二维空间，设计了一种由9个双稳态方形单元组合而成的曲面层板，运用特定的铺层顺序减小变形单元连接处由于弯曲方向不一致而产生的几何不兼容现象。Wang等[22]引入了对称铺层的过渡单元设计来缓解各变形单元之间的几何兼容问题，提高了多稳态层板的可设计性与可变形性。Zhang等[23]受此启发，将不对称铺层层板应用于过渡单元，发现该方法不仅能减小过渡单元的面积，并且对各类变形单元都有较好的适应性。Annamalai[24]运用分布式铺层方法，对如十字形等各类不同几何外形的层板进行了多稳态结构的有限元设计，但该方法仍存在几何不兼容的问题。
第二类是使用组合叠加的方法，该方法能够优化分段铺层的几何兼容性问题，同时具有大变形与可设计性等优势。Dai等[25]采用螺栓固定的方法制备了一种多稳态晶格结构，利用刚性连接来获得相交处的几何兼容性，并且通过拼接可以使该结构具有各种变形形状。Zhang等[26]以机械连接形式将双稳态层板进行组合获得了具有多种稳态的捕蝇草结构系统。Panesar等[27]利用丝束转向技术制造了一种多稳态混合襟翼，确保了纤维在层板面内的连续性。Algmuni等[28]通过在变形单元之间连接柔性带，以提高周期性结构的稳定性。Risso等[29]提出了一种将预拉伸薄膜与条带状复合材料层板相结合的多稳态结构，通过条带状层板的调整，能够实现正多边形的多稳态结构设计。Phanendra等[30]从理论与仿真两方面对由多个矩形层板叠加铺层得到的星形多稳态层板进行了研究，但是没有考虑制备的可行性。组合叠加得到的层板，结构较复杂且需要额外的机械紧固件连接。
本文通过将两块矩形层板以交叉铺设的形式连接并采用热压罐共固化成型，期望获得多稳态层板。然而这种交叉连接的方式会引起中心胶接区域产生较大刚度，从而导致结构失去多稳态特性。因此，本文对十字形层板引入切口设计的方法削弱中心区域刚度，并获得层板的多稳态特性。通过有限元和试验手段研究了胶接面积、切口角度和层板纵横比等参数对新型十字形多稳态层板稳定构型的影响规律，并根据层板的跳变行为揭示其影响机制，为含切口十字形多稳态层板的构型调控奠定基础。
1. 含切口矩形非对称层板的双稳态特性
选用S4C9/SY-24型玻璃纤维增强环氧树脂复合材料(中航复合材料有限公司)，材料属性如表1所示。对矩形层板进行切口设计，如图1所示，采用[902/02]非对称铺层，单层厚度为0.11 mm，固化温度135℃。令层板总长L=250 mm、宽度W=75 mm，中心区域边长a=25 mm、切口角度θ=45°，首先从仿真与实验两方面分析该切口设计对矩形层板稳定构型的影响情况。
表 1 S4C9/SY-24型玻璃纤维增强环氧树脂复合材料的材料属性Table 1. Material properties of S4C9/SY-24 glass fiber reinforced polymer compositeMaterial property E1/GPa E2/GPa ν12 G12/GPa G13/GPa G23/GPa α11/℃−1 α12/℃−1 α13/℃−1 Value 54.6 10.5 0.33 5.5 5.5 3.9 6.7×10−6 2.9×10−5 2.9×10−5 Notes: E1—Longitudinal modulus; E2—Transverse modulus; ν12—Poisson's ratio; G12—In-plane shear modulus; G13, G23—Inter-laminar shear modulus; α11—Longitudinal thermal expansion coefficient; α12, α13—Transverse thermal expansion coefficient. ![]()
图 1 矩形双稳态层板切口设计L—Total length; W—Width; L1—Length of single-petal; a—Edge length of central area; θ—Notch angleFigure 1. Notch design of rectangular bistable laminate在ABAQUS中采用隐式静态几何非线性分析方法，对矩形层板的几何中心点施加一个固定约束，并在设定的固化温度条件下获得层板的第一稳态，随后在矩形的四角点上添加方向与第一稳态弯曲方向相反的位移载荷，以获得其第二稳态。在网格划分中，主要选取SR4缩减积分壳单元，切口处填充S3单元，划分完成后得到
2673 个单元网格。仿真结果如图2(a)所示，矩形层板具有传统的双稳态变形特点，在第一稳态中，矩形层板首先沿长度方向发生变形，向90°铺层面进行弯曲(沿z轴正向)，宽度方向上的纤维基本不发生改变，维持直线状态。在施加位移载荷后获得的第二稳态中，层板沿宽度方向发生反向弯曲(沿z轴反向)，在长度方向上发生回弹。在图2(b)中，含切口层板的第一稳态与矩形层板具有几乎相同的弯曲变形，但是其第二稳态构型发生了不同的变形情况，层板发生了翘曲现象，最大翘曲位置出现在层板两端中点处，如图中红色标点所示。
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图 2 矩形及含切口矩形双稳态层板稳定构型Figure 2. Stable configurations of rectangular and notched rectangular bistable composite laminates采用热压罐成型工艺制备了普通及含切口的矩形非对称铺层层板，如图3所示。为获得层板的稳态构型及其面外最大位移值，使用示波器(美国Tektronix，MDO3024数字混合域示波器)、滑台、滑轨与激光测距仪(日本KEYENCE，IL-100)等搭建了双稳态试件稳定构型测量平台，如图4所示。将试件放置于平整表面，操纵滑台与滑轨以控制试件在水平面内的匀速平移，采用激光测距仪沿层板对称轴连续测量试件各点的面外相对位移，并通过示波器绘制构型曲线，曲线拐点所对应的值即面外最大位移。
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图 3 矩形及含切口矩形双稳态层板试件Figure 3. Specimens of rectangular and notched rectangular bistable laminates![]()
图 4 面外相对位移(a)及构型曲线(b)测量平台Figure 4. Measurement platform for out-of-plane displacement (a) and configuration curve (b)为提高实验数据的准确性，对矩形及含切口矩形层板均制备了至少3个有效试件，实验结果通过计算均值与添加误差棒的形式表现。仿真与实验结果对比显示：矩形层板与含切口矩形层板的第一稳定构型几乎完全一致，如图5所示，切口设计对矩形层板的第一稳态影响甚微。第二稳态则出现了明显的差异，含切口矩形层板的两端出现了翘曲现象，通过对面外最大位移进行测量，得到矩形层板的面外最大位移均值仅为4.39 mm，含切口矩形层板的面外最大翘曲高度均值为11.96 mm，翘曲高度远大于纤维弯曲变形所产生的位移变化量，如图6所示。
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图 5 矩形及含切口矩形层板第一稳态稳定构型Figure 5. Stable configurations of configuration I of rectangular and notched rectangular laminates![]()
图 6 矩形及含切口矩形层板双稳态面外最大位移Con.—Configuration; Sim—Simulative; Exp—ExperimentalFigure 6. Max out-of-plane displacement of bistable configurations of rectangular and notched rectangular laminates2. 含切口十字形非对称层板的多稳态特性
2.1 十字形层板多稳态特性
将两块尺寸为250 mm×75 mm，铺层均为[902/02]的矩形层板在几何中心处交叉铺设，采用共固化成型工艺，预期获得的十字形层板具有多种稳态，且相较于传统的采用机械连接的双稳态层板组合叠加设计方案，简化了工艺步骤，降低了结构的复杂程度，拓展了多稳态层板在结构可重构领域内的实际应用价值。
然而通过实验发现，交叉铺设得到的十字形结构仅能获得第一稳态，层板跳变无法得到第二稳态。一是由于层板第二稳态以交叉形式连接时，上下胶接面的变形方向不同造成了几何不兼容问题，使共固化后胶接区域内会产生较大约束力；二是共固化引起胶接区域内的铺层厚度增大，并且铺层顺序改变为对称铺层[902/02]S，使中心区域刚度加强，二者阻碍了跳变发生，导致第二稳态失去稳定性。这一现象在仿真中表现为获得的第二稳态稳定性极差，施加的位移载荷发生微小改变就会大幅影响最终的计算结果。因此，对矩形层板进行切口设计，通过削弱中心区域的刚度减少胶接区域对第二稳态产生的影响，如图7所示。
在ABAQUS中对两个非对称矩形层板进行单独建模，在胶接区域内施加TIE约束条件连接层板模拟共固化成型，获得含切口设计的十字形多稳态层板结构，如图8所示。在图8(a)中，第一稳态发生了较大变形，随后在十字形四边的8个角点上施加垂直向下的位移载荷，层板发生跳变并获得了如图8(b)中所示的第二稳态，十字形层板的四边都发生了一定程度的翘曲现象，且翘曲高度大于矩形层板自身第二稳态发生的弯曲变形，这与含切口矩形层板第二稳态的变化情况具有相似性。此时十字形层板第二稳态的面外最大位移不再取决于宽度方向上纤维产生的弯曲变形，而是由四边翘曲高度决定。此外，单独对十字形四瓣中的其中一瓣或多瓣施加位移载荷，能够使十字形层板出现多种不同的稳定状态，将双稳态特性进一步拓展至多稳态的特性研究，如图8(c)所示。同时对含切口设计的十字形层板进行实验制备，获得的试件具有与仿真结果相同的多稳态特性，证明了通过切口设计实现十字形多稳态复合材料层板的可行性。
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图 8 十字形非对称层板的多稳态特性Figure 8. Multistable characteristics of cruciform unsymmetric laminate在多稳态层板的有限元研究中，通常使用外力加载的方式实现层板构型变换的表征，但在实际应用中，则需要通过驱动方法来实现层板多稳态构型的转变。为此，本文设计了一种基于形状记忆合金(SMA)的多稳态驱动方案，利用形状记忆合金在温度作用下形状收缩的特点实现层板多稳态构型的转变。
在ABAQUS中，由于仅利用了形状记忆合金的形状收缩特性，因此可以对仿真模型进行简化，将形状记忆合金的形状收缩等效为热膨胀材料由于温度降低引起的形状收缩，赋予材料热膨胀系数α=
0.0008 ，其余材料属性取母相奥氏体，弹性模量E=81 GPa，泊松比ν=0.3。采用片状SMA驱动器，其厚度为0.05 mm，宽度为1 mm，加载方式如图9(a)所示，驱动元件与层板之间使用TIE刚性连接，驱动元件SMA1加载于90°铺层面上，控制层板由第二稳态向第一稳态发生转变，SMA2则加载于0°铺层面上，控制层板由第一稳态向第二稳态发生转变。在网格划分中，对驱动元件进行网格加密，最终得到9893 个单元网格，如图9(b)所示。![]()
图 9 形状记忆合金(SMA)驱动元件加载方案Figure 9. Loading method of shape memory alloy (SMA) actuations仿真结果如图10所示，对于形状记忆合金驱动的十字形多稳态层板，通过控制SMA2的形状收缩，能够实现单瓣或多瓣的跳变驱动，使层板从第一稳态向第二稳态发生转变；同样，通过控制SMA1，也可以使层板由第二稳态向第一稳态发生单瓣或多瓣的跳回现象。通过对形状记忆合金的调控，实现了对十字形多稳态层板结构变形的主动控制。同时，对比形状记忆合金加载前后十字形层板多种稳态的稳定构型与面外位移，可以发现，由于采用的片状SMA驱动器尺寸很小，因此驱动元件的加载对十字形层板的构型影响甚微。
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图 10 十字形多稳态层板形状记忆合金驱动方法U, U3—Out-of-plane displacement (mm)Figure 10. Cruciform multistable laminate actuating method through SMA此外，研究发现，外力施加与形状记忆合金驱动下的十字形多稳态层板，单瓣片均具有独立变形能力，即对于未施加位移扰动的瓣片，其面外位移保持相对稳定，相较于第一稳态没有显著变化。而对于已经施加了位移扰动并完成了跳变的瓣片，其最大翘曲程度又与第二稳态具有的翘曲现象相当。
这一多稳态变形特点取决于胶接区域的大刚度特性。胶接区域的较大刚度导致了当一部分瓣片受到载荷作用时，其变形不会对其他未受载荷的瓣片产生显著影响，这种变形独立性体现了含切口十字形层板在设计上的优势，尤其是在需要精确控制局部变形的应用场景中。
2.2 胶接面积影响
对含切口十字形多稳态层板进行参数影响研究。保持层板尺寸L=250 mm、W=75 mm不变，当中心胶接区域为正方形(θ=45°)时，就能够在不改变几何外形为十字形的前提下，通过改变胶接区域边长a，研究不同胶接面积对十字型多稳态层板稳定构型的影响规律。
令胶接区域边长a在10~60 mm范围内逐渐增大，单次增幅∆a为5 mm，不同胶接面积与层板面外最大位移之间的变化关系曲线，如图11所示。由图可知，第一稳态面外位移大小随胶接面积的增大而减小，且呈线性关系，这是由于胶接面积的增大使层板参与弯曲变形的长度缩小导致的。而第二稳态中面外最大位移的变化情况较复杂，如图11(b)所示，首先当a在10~40 mm的范围内增大时，面外最大位移减小，随后a继续在40~60 mm区间内增大时，面外最大位移则出现上升趋势。
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图 11 胶接面积对十字形多稳态层板面外最大位移的参数影响分析Figure 11. Parametric analysis of co-curing area on the max out-of-plane displacement of cruciform multistable laminates依次选择参数a=10、20、30、40、50 mm，研究不同胶接面积对层板跳变行为的影响情况，如图12所示。将仿真中层板固定端支反力，等效为十字形层板跳变所需的外部加载，获得了位移-载荷曲线图。从图中能够观察到层板的跳变行为：载荷首先随层板面外位移的增大线性增加，层板发生弹性形变；当载荷上升至峰值时，层板开始跳变，曲线的最大值即跳变载荷大小；随后载荷迅速降低，载荷的减小量随胶接面积的增大而增大。当a=30 mm时，维持层板变形所需的载荷大小降为0。这意味着对于a=30 mm的含切口十字形层板，当施加的外部载荷达到结构的跳变载荷后无需继续加载，即可使层板完成向第二稳态的转变。对于a=40 mm、50 mm的十字形层板，则表现出负刚度行为，载荷出现了回升，对应着图11(b)中a=40 mm处曲线出现拐点的现象，第二稳态的面外最大位移变化趋势发生改变。
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图 12 不同胶接面积的十字形多稳态层板跳变行为分析Figure 12. Snap-through behavior of cruciform multistable laminates with different co-curing area试验验证了不同胶接面积对十字形层板稳定构型的影响规律，如表2所示，分别制备了边长a=10、25、50 mm的3种十字形层板(红色框选表示实际的胶接区域)，层板的两种稳态均具有良好的稳定性，且与仿真中两种稳定构型的变形情况吻合，第一稳态发生较大变形，第二稳态产生了四边翘曲现象，翘曲高度决定了层板的面外最大位移。同时，结构的稳定性还体现在，重复变换不同稳态多次后，结构仍然可以使用，层板的稳定构型与多稳态特性几乎不受到影响。
表 2 不同胶接面积下十字形多稳态层板的两种稳定构型Table 2. Two stable configurations of cruciform multistable laminates with different co-curing areaCo-curing area/(mm×mm) Configuration I Configuration II 10×10 
25×25 
50×50 
采用激光测距仪对层板的稳定构型与面外最大位移进行测量，如图13、图14所示，实验结果与有限元结果之间吻合良好，最大误差不超过5%。对比图13中所示的层板第一稳态构型情况，可以发现：虽然层板第一稳态的面外最大位移会随着胶接面积的改变发生线性变化，但层板在胶接区域外发生的弯曲变形曲率基本一致，胶接面积的改变对构型曲率产生较小影响。
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图 13 不同胶接面积十字形多稳态层板第一稳态稳定构型Figure 13. Stable configurations of configuration I of cruciform multistable laminates with different co-curing area![]()
图 14 十字形多稳态层板两种稳态的面外最大位移Figure 14. Max out-of-plane displacement of two stable configurations of cruciform multistable laminates2.3 切口角度影响
为了获得在相同胶接面积下不同切口角度对十字形多稳态层板稳定构型的影响情况，保持胶接区域边长a=10 mm不变，改变切口角度θ。为了保证结构的稳定性，结构参数需要满足W≤L1及防止过度胶接切口角度需小于45°。
令切口角度分别为θ=35°、37.5°、40°、42.5°和45°，切口角度对面外最大位移的影响情况如图15所示。可知：随着切口角度θ的改变，第一稳态的面外最大位移基本不受影响，改变量仅为0.38 mm，百分比变化仅为0.8%；第二稳态的面外最大位移则随θ的减小而增大，总增量为2.32 mm，百分比变化为21.6%。
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图 15 切口角度θ对十字形多稳态层板面外最大位移的参数影响分析Figure 15. Parametric analysis of notch angle θ on the max out-of-plane displacement of cruciform multistable laminates切口角度θ的减小，使胶接区域周边的纤维面积缩减。十字形层板第二稳态的面外最大位移受到中心区域内作用力影响，作用力主要取决于胶接区域内阻碍跳变发生的约束力及层板内部激发双稳态变形的热残余应力。在胶接面积不发生改变的条件下，引起层板四边翘曲的约束力大小保持不变，但切口角度与纤维面积的缩减减小了参与矩形层板第二稳态弯曲变形的热应力大小，在二者的相互作用下，导致翘曲现象更加明显，第二稳态面外最大位移增大。
2.4 纵横比影响
改变矩形层板纵横比，由于矩形宽度的改变会带动切口角度发生变化，因此保持宽度不变，令层板长度逐渐增大(L=220、230、240、250、260、270、280 mm)，参数对面外最大位移的影响如图16所示。可知：随着长度L增大，第一稳态与第二稳态的面外最大位移均随之增大，并且L对第一稳态构型的影响远大于第二稳态，第一稳态的面外最大位移总增量为19.96 mm，百分比变化为46.7%；而第二稳态总增量仅为2.83 mm，百分比变化为26.4%。
十字形层板两种稳态的构型变化规律与矩形层板基本相同，长度L与面外最大位移呈线性关系，这是由于纵横比L/W的增大，使层板内部沿长度方向上的纤维长度增加，结构发生了更大的弯曲变形。
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图 16 长度L对十字形多稳态层板面外最大位移的参数影响分析Figure 16. Parametric analysis of length L on the max out-of-plane displacement of cruciform multistable laminates3. 结 论
(1)通过仿真与试验手段研究了普通及含切口矩形双稳态层板的稳定构型，获得了二者的稳定构型与变形规律。结果表明切口设计对层板第二稳定构型影响较大，含切口的矩形层板第二稳定状态两边产生了翘曲现象，且翘曲高度大于纤维自身所产生的弯曲变形量，面外最大位移变为由翘曲高度决定。
(2)通过将两块矩形双稳态层板交叉铺设共固化成型并引入切口设计，提出了一种新的十字形多稳态复合材料层板，通过有限元和试验验证了切口设计的可行性。
(3)胶接面积与十字形层板第一稳定构型面外最大位移呈线性减小关系；第二稳定构型面外最大位移随胶接面积的增加呈现出先减小后增大的趋势。
(4)研究了相同胶接面积下不同切口角度与纵横比对十字形层板稳定构型的影响规律，切口角度主要影响十字形层板的第二稳态，而纵横比则对第一稳态起重要作用。
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图 2 BLMT-1800 B型高温节箱立式箱炉
Figure 2. BLMT-1800 type B high temperature joint box vertical box type
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图 4 混凝土抗压强度与PVA纤维掺量的关系
Figure 4. Plot of concrete compressive strength versus PVA fiber content
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图 5 不同PVA纤维掺量下混凝土试件高温质量损失率变化
Figure 5. Change of high-temperature mass loss rate of concrete specimens under different PVA fiber contents
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图 6 高吸水性树脂(SAP)-PVA纤维混凝土轴拉应力-应变曲线
Figure 6. Axial tensile stress-strain curves of super absorbent resin (SAP)-PVA fiber concrete
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图 7 拟合参数a、b、c与温度和PVA纤维掺量的关系
Figure 7. Fitted parameter a, b, c versus temperature and PVA fiber incorporation
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图 8 拟合参数d与温度和PVA纤维掺量的关系
Figure 8. Fitted parameter d versus temperature and PVA fiber incorporation
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图 9 不同温度及PVA纤维掺量下混凝土试件下降段拟合与试验结果对比
Figure 9. Comparison of fitting curves and test curves of concrete specimen under different temperatures and PVA fiber contents
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图 10 不同温度及PVA纤维掺量下混凝土试件的损伤度
Figure 10. Damage degree of the concrete specimens under different temperatures and PVA fiber contents
表 1 内养护聚乙烯醇(PVA)纤维增强混凝土配合比(kg/m3)
Table 1 Mixture ratio of internal curing polyvinyl alcohol (PVA) fiber reinforced concrete (kg/m3)
Specimen number Water-
cement ratioInternal conservation
water contentCement Sand Water Coarse aggregate Water
reducerSAP PVA C 0.323 0.0 480 640 155 1160 1.2 0.000 0.000 0.05%PVA/C 0.323 27.9 480 640 155 1160 1.2 1.116 0.645 0.10%PVA/C 0.323 27.9 480 640 155 1160 1.2 1.116 1.290 0.15%PVA/C 0.323 27.9 480 640 155 1160 1.2 1.116 1.935 0.20%PVA/C 0.323 27.9 480 640 155 1160 1.2 1.116 2.580 Notes: C—PVA fiber mix in specimen is 0vol%; 0.05%PVA/C, 0.10%PVA/C, 0.15%PVA/C, 0.20%PVA/C—PVA fiber mix 0.05vol%, 0.10vol%, 0.15vol%, 0.20vol%; SAP—Super absorbent polymer. 
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表 2 不同PVA纤维掺量混凝土试件的抗压强度值
Table 2 Compressive strength values of concrete specimens with different PVA fiber contents
Specimen number Cube body compressive strength/MPa Trial 1 Trial 2 Trial 3 Trial 4 Trial 5 Average
valueC 41.71 42.65 42.99 44.54 43.43 43.06 0.05%PVA/C-25℃ 42.79 42.48 43.61 45.70 45.29 43.97 0.10%PVA/C-25℃ 45.60 46.52 49.48 47.55 43.56 46.54 0.15%PVA/C-25℃ 51.85 41.91 55.12 46.58 46.48 48.39 0.20%PVA/C-25℃ 47.19 40.36 46.47 51.32 42.99 45.67
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表 3 不同PVA纤维掺量下混凝土试件高温质量损失率
Table 3 High-temperature mass loss rate of concrete specimens under different PVA fiber contents
Specimen number Mass loss rate/% Sample 1 Sample 2 Sample 3 Average
valueC-200℃ 4.216 4.364 4.920 4.500 C-300℃ 5.829 5.988 5.419 5.745 C-400℃ 6.391 6.393 6.607 6.464 0.05%PVA/C-200℃ 4.802 5.431 4.931 5.055 0.05%PVA/C-300℃ 6.511 6.550 6.149 6.403 0.05%PVA/C-400℃ 6.724 6.341 6.744 6.603 0.10%PVA/C-200℃ 4.801 5.304 5.322 5.142 0.10%PVA/C-300℃ 6.697 6.464 6.978 6.713 0.10%PVA/C-400℃ 7.389 7.292 7.333 7.338 0.15%PVA/C-200℃ 4.767 5.379 4.761 4.969 0.15%PVA/C-300℃ 6.515 6.518 6.387 6.473 0.15%PVA/C-400℃ 7.139 8.003 7.128 7.423 0.20%PVA/C-200℃ 5.309 4.602 5.084 4.998 0.20%PVA/C-300℃ 6.489 6.344 6.688 6.507 0.20%PVA/C-400℃ 6.173 7.718 8.634 7.508
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表 4 SAP-PVA纤维混凝土轴拉损伤本构模型拟合参数的平均值
Table 4 Average values of fitting parameters of the SAP-PVA fiber concrete axial tensile damage constitutive model
Specimen number a b c d R2 C-25℃ 0.420 0.041 0.621 1.500 0.999 C-200℃ 0.371 0.045 0.674 2.800 0.986 C-300℃ 0.712 0.145 0.560 3.180 0.993 C-400℃ 0.563 0.064 0.500 1.684 0.998 0.05%PVA/C-25℃ 0.472 0.040 0.568 2.234 0.968 0.05%PVA/C-200℃ 0.478 0.060 0.582 2.308 0.987 0.05%PVA/C-300℃ 0.427 0.044 0.617 2.853 0.980 0.05%PVA/C-400℃ 0.384 0.026 0.642 1.194 0.994 0.10%PVA/C-25℃ 0.454 0.050 0.597 2.082 0.987 0.10%PVA/C-200℃ 0.453 0.069 0.616 3.291 0.989 0.10%PVA/C-300℃ 0.382 0.047 0.665 1.714 0.993 0.10%PVA/C-400℃ 0.353 <10−3 0.647 0.994 0.991 0.15%PVA/C-25℃ 0.273 0.081 0.808 2.204 0.984 0.15%PVA/C-200℃ 0.568 0.100 0.532 2.984 0.991 0.15%PVA/C-300℃ 0.298 0.027 0.729 1.499 0.998 0.15%PVA/C-400℃ 0.549 0.110 0.561 2.065 0.996 0.20%PVA/C-25℃ 0.551 0.074 0.523 4.219 0.993 0.20%PVA/C-200℃ 0.482 0.075 0.593 3.050 0.987 0.20%PVA/C-300℃ 0.521 0.093 0.572 3.210 0.998 0.20%PVA/C-400℃ 0.196 <10−3 0.804 0.683 0.989 Notes: a, b, c, d—Fitting parameters; R2—Degree of fitting.
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目的
混凝土作为一种细观非均质的材料，其抗拉强度通常只有抗压强度的1/10~1/15，对混凝土构件抗拉强度的测试是决定结构安全性和稳定性的重要保证，也是其研究的的重要内容之一。轴拉试验可以真实反映混凝土拉伸断裂特性和抗拉强度，是测试混凝土拉伸应力-应变曲线的直接有效方法。高吸水性树脂(SAP)能够缓释水分，减小混凝土后期收缩变形和自收缩应力，提高混凝土的抗裂性能和耐久性；聚乙烯醇纤维(PVA)具有良好的阻裂增韧效用，能够显著提高混凝土的劈裂抗拉和变形能力，同时提高混凝土的弯曲韧性。关于SAP和PVA纤维分别对混凝土抗拉性能的影响已有一定的研究基础，却鲜有对SAP-PVA纤维增强混凝土轴拉力学性能研究的报道，且缺乏温度对内养护纤维混凝土损伤破坏影响的研究。本文采用轴拉试验方法，对自然状态和高温条件下的内养护PVA纤维增强混凝土进行轴拉试验，研究不同温度下内养护纤维增强混凝土单轴加载的力学性能和损伤演化规律，探究了温度、纤维和SAP对混凝土的影响，为SAP在工程中的推广应用、高温后混凝土的评估加固和PVA纤维混凝土结构的稳定分析和开裂计算提供相应试验依据。
方法采用干掺法(额外引水)掺入SAP，并设计了五组不同PVA纤维掺量(0%、0.05%、0.1%、0.15%和0.2%)的试验对照组配合比，分析PVA纤维对SAP-PVA纤维增强混凝土在不同温度下轴拉力学性能的影响。试验温度条件设置为常温25℃、200℃、300℃和400℃，升温速率为5℃/min，恒温保持150min后自然冷却至常温。立方体抗压试验参考《普通混凝土力学性能试验方法标准:GB/T 50081-2002》。取五次试验的平均值作为每组立方体抗压强度值。圆柱体试件单轴拉伸试验采用MTS322型电液伺服万能试验机，位移控制方式，加载速率为3.5×10 mm/s。试验前为保证中轴线与MTS试验机轴拉作用线重合，减小初始偏心率带来的误差，用球铰连接试件和MTS装置，试件两端均匀涂抹结构胶并与钢板粘贴，胶水完全固化后方可进行轴拉试验。
结果随着PVA纤维掺量的增加，立方体抗压强度呈现先升后降的趋势。在0%-0.05%掺量范围内强度增长缓慢，0.05%-0.1%掺量范围内强度增长幅度较大，0.15%掺量时达到峰值。在高温条件下，混凝土试件的质量损失率随着温度的上升而不断增大，且增长速度逐渐减缓。这可能是由于内部自由水和结合水的蒸发、SAP颗粒水分蒸发收缩以及PVA纤维高温融化形成孔洞所致。温度越高混凝土试件的抗拉强度越小，同时下降速率也越小，这可能是因为高温在混凝土试件内产生了大量的热损伤，导致了混凝土强度的显著降低，其变形能力反而有所提高。纤维含量较低的混凝土试件峰前曲线呈直线状，纤维含量增加致使峰前曲线非线性更加明显。这表明PVA纤维能改善混凝土韧性，抑制基体内裂缝发展。建立了考虑温度影响的轴拉损伤本构模型，描述SAP-PVA混凝土在不同温度下的单调拉伸响应。参数随温度的升高先增加后下降，随PVA纤维掺量的增加先下降后升高。温度升高最终会降低SAP-PVA混凝土软化速率，提高韧性。合适的PVA纤维掺量也能显著增加SAP-PVA混凝土的韧性。随着PVA纤维体积率上升，其桥联作用限制裂缝扩展，损伤过程逐渐变缓。高温对混凝土和PVA纤维均造成损伤，破坏纤维的增韧、阻裂作用。因此，随着温度上升，损伤度快速增大。相同应变值下的损伤变量随温度增大而减小，这是因为温度导致了混凝土强度的削弱，产生了更多微裂隙，但整体传力结构并未完全破坏，使得韧性增强。
结论本文阐述了不同温度下内养护纤维混凝土单轴加载的力学性能和损伤演化规律，探究了温度、纤维和内养护材料SAP对混凝土的影响，主要结论如下：1.内养护纤维混凝土的抗压强度随着纤维掺量表现为先升高后降低的趋势，聚乙烯醇纤维(PVA)最优掺量为0.15%；高温下超级吸水性树脂(SAP)颗粒释水收缩和PVA纤维的熔化是导致试件质量损失的主要原因。2.随着温度的升高，应力-应变曲线下降段逐渐趋向平缓，并出现了短暂的平台区；在25°C和200°C时，PVA纤维的掺入能较好的改善混凝土的韧性，抑制裂缝的发展并降低其破坏程度，使得应力-应变曲线下降速率变慢。3.建立了考虑温度影响的损伤本构模型，该模型适用于描述SAP-PVA纤维混凝土应力-应变软化段曲线，通过分析获得了不同温度作用下的模型参数。
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混凝土作为一种细观非均质的韧性材料，其抗拉强度通常只有抗压强度的1/10~1/15。工程中经常会发生混凝土构件由于抗拉性能不足而导致的结构失稳破坏，且破坏往往也先从受拉处开始。因此，抗拉强度是结构安全性和稳定性的重要参数。目前，混凝土拉伸性能的研究方法主要是劈拉试验和弯拉试验，但这不能准确反映应力状况复杂的混凝土试件的抗拉性能，轴拉试验可以测试混凝土拉伸应力-应变曲线，能真实反映拉伸断裂特性和抗拉强度值。
高吸水性树脂(SAP)和聚乙烯醇纤维(PVA)对混凝土的轴向力学特性有明显影响。SAP能缓释水分，减小混凝土的后期收缩变形和自收缩应力，从而提高混凝土的抗裂性能和耐久性。PVA纤维能显著提高混凝土的抗拉和变形能力，同时提高混凝土的弯曲韧性。虽然已有关于SAP和PVA纤维对混凝土抗拉性能的影响的研究，但关于SAP-PVA协同作用的纤维增强混凝土轴拉力学性能研究较少，且缺乏温度对SAP-PVA混凝土损伤破坏影响的研究。
本文采用轴拉试验方法，制备五组不同PVA纤维掺量(0%、0.05%、0.1%、0.15%和0.2%)试验对照组的配合比，分别在常温25°C、200°C、300℃和400℃四个温度条件下探究不同温度和不同PVA纤维掺量对内养护SAP-PVA纤维增强混凝土抗压强度、单轴加载的力学性能和损伤演化规律，发现当纤维掺量在0.15%时，会有效提高混凝土的抗压强度，大约提高10.77%。在高温条件下，200℃时混凝土试件的抗拉强度损失约25.4%，而在200°C~300°C区间内损失约27.2%，下降速度加快，400°C时抗拉强度基本丧失；当PVA纤维掺量在0.20%时，混凝土试件较普通混凝土试件抗拉强度提高11.68%。
本文建立了考虑温度影响的轴拉损伤本构模型，以描述不同温度下SAP-PVA混凝土在单调拉伸载荷下的响应。通过拟合发现，试验曲线与理论模型曲线一致性较好，所建立的损伤本构方程能描述单轴拉伸荷载作用下内养护纤维混凝土试件的损伤本构关系。通过计算混凝土的损伤变量D分析了PVA纤维体积率对损伤演化过程的影响，发现PVA纤维体积率的上升限制了混凝土裂缝扩展，损伤过程逐渐变慢，直至试件完全破坏；而高温对混凝土和PVA纤维均产生损伤，破坏其增韧阻裂作用，随着温度上升，损伤度快速增大。
不同温度下SP-0.15%混凝土试件的下降段拟合曲线与试验曲线对比图
Fitted curves of falling section of 0.15% PVA/C concrete specimens at different temperatures vs. experimental curves
不同温度下SP-0.15%混凝土试件的损伤度
Damage of 0.15% PVA/C concrete specimens at different temperatures
计量
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