Mechanical properties of basalt fiber foam concrete based on microscopic numerical simulation
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摘要:
为研究不同密度和纤维掺量的玄武岩纤维增强泡沫混凝土(BFRFC)的孔隙特征与单轴压缩力学性能，本文对两种密度下3种纤维掺量的试样进行X射线计算机断层扫描(X-CT)与单轴压缩试验，分析实测孔隙和纤维分布特征，利用Matlab软件二次开发了BFRFC微观结构的三维重构模型，基于Hashin失效准则和损伤变量建立BFRFC的渐进损伤模型，并采用Comsol有限元软件进行单轴压缩试验仿真模拟。研究发现，BFRFC的孔隙直径服从对数正态分布，孔隙率和平均孔径随着密度的增加及纤维掺量的增多而减小；BFRFC内部的纤维极角主要集中在15°~90°之间，而方位角则在0°~360°之间均匀分布；基于微观结构所建立的BFRFC试样仿真模型，结合材料软化特性的渐进损伤模型，可以有效模拟BFRFC单轴压缩过程；BFRFC中玄武岩纤维的添加显著提升了材料的力学性能，包括峰值强度和吸能能力，且单轴压缩过程中材料内部力学响应从外层向内层进行逐层传递。
Abstract:To explore the pore characteristics and uniaxial compression mechanical properties of basalt fiber reinforced foam concrete (BFRFC) with varied densities and fiber mixtures, this study carries out X-ray computed tomography (X-CT) and uniaxial compression tests on samples featuring three types of fiber mixtures at two different densities. It examines the pore and fiber distribution within these samples and leverages Matlab to develop a three-dimensional reconstruction model of BFRFC's microstructure. Additionally, a progressive damage model, grounded in Hashin's failure criteria and damage variables, has been formulated. The uniaxial compression test simulations were executed using Comsol's finite element software. The findings indicate that BFRFC's pore diameter follows a lognormal distribution. Notably, both porosity and average pore diameter exhibit a decrease with increasing density and fibre content; Within BFRFC, the polar angle of the fibers predominantly ranges from 15° to 90°, whereas the azimuthal angle is uniformly distributed across 0° to 360°. The microstructure-based simulation model of BFRFC, integrated with the progressive damage model that accounts for the material's softening characteristics, proves effective in simulating the material's progressive damage. Furthermore, the microstructure-based simulation model, when coupled with the progressive damage model that considers the softening traits of the material, accurately simulates the uniaxial compression behavior of BFRFC. The incorporation of basalt fibers into BFRFC notably enhances its mechanical properties, such as peak strength and energy absorption capacity. Moreover, during the uniaxial compression process, the material's mechanical response is progressively relayed from the outer to the inner layers, enhancing its structural integrity and resilience.
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Keywords:
- basalt fiber reinforced foam concrete /
- microstructure /
- X-CT /
- Comsol /
- pore structure /
- mechanical simulation
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目前我国土木工程领域已经进入新建和加固并重的新时期。碳纤维增强树脂复合材料(Carbon fiber reinforced polymer，CFRP)具有耐腐蚀、轻质高强及耐久性好等优点，且外贴CFRP片材加固有可操作性高、经济效益高等优点。因此外贴CFRP片材来加固既有混凝土结构引起了广泛关注。但采用CFRP片材加固后的混凝土结构易遭受二次腐蚀，混凝土表面裂缝的出现导致应力集中，易发生CFRP片材与混凝土界面的过早剥离破坏，会大大降低CFRP片材的利用率和结构的安全性能[1]。外贴CFRP片材和既有混凝土结构之间能否保证有效粘结从而有效传递应力是决定加固效果的关键[2-3]。
工程水泥基复合材料(Engineered cementitious composites，ECC)因其多裂缝开裂、耐久性好等特性在加固既有混凝土结构领域引起了学者广泛关注。结构用ECC加固后耐久性能提升明显，但其极限承载力提高有限[4-5]。在CFRP片材和混凝土之间设置ECC层，ECC良好的耐久性可减少外界环境对混凝土结构的侵蚀，细密裂缝的特性则可以延缓CFRP片材的剥离，有效地传递界面剪应力，从而更好地发挥CFRP片材高抗拉强度的优点。葛文杰等[6]和Wu等[7]的研究表明：混凝土结构用CFRP布和ECC复合加固后其综合性能得到明显改善，大大提高了加固效益。
学者们用纤维增强树脂复合材料(FRP)对受弯梁进行抗弯加固进行了大量研究[8-12]，结果表明：若用FRP材料对混凝土结构进行加固，其综合性能会得到明显改善。而对于ECC作为过渡层来研究FRP加固的界面粘结性能方面的研究较少，试验数据有限导致影响变量尚不明确。因此ECC与CFRP片材的结合使用时两者界面粘结性能需进一步研究。Sui等[13]研究了常规环境下FRP-ECC-混凝土单面剪切试件的性能，结果表明随着ECC的加入，极限滑移、耗能能力及FRP的有效利用率均显著提高。
本文通过单面剪切试验对CFRP片材-ECC-混凝土复合界面抗剪性能进行研究，设计变量为混凝土/ECC强度、和ECC厚度，研究其对复合界面承载力、应变分布规律、粘结滑移曲线规律等的影响。
1. 试验概况
1.1 材料性能
试验所用CFRP片材厚度为1.2 mm，其拉伸强度、弹性模量分别为2451 MPa和167 GPa，极限延伸率可达到1.41%。CFRP-A/B胶作为CFRP片材-ECC复合界面的结构胶结剂，按2∶1的质量进行配比使用。粘结胶的抗拉强度为38.2 MPa，弹性模量为2530 MPa，极限延伸率为1.72%，胶层刚度Ka
为5 MPa左右。 采用C30和C50两种强度的ECC，其配合比见表1。水泥为P42.5普通硅酸盐水泥，粉煤灰采用I级粉煤灰，石英砂采用74~106 μm石英砂，所用减水剂的减水率在25%以上。聚乙烯醇(PVA)纤维材料性能指标见表2。
表 1 工程水泥基复合材料(ECC)配合比Table 1. Proportion of engineered cementitious composites (ECC)ECC Cement Fly ash Silica fume Quartz sand Water PVA Water reducer Thickener C30 1 3.0 0.3 0.4 1.37 2.00% 0.2% 0.08% C50 1 2.0 0.3 0.4 0.92 2.00% 0.2% 0.05% Notes: Fly ash, silica fume, quartz sand, water—Relative mass ratios to cement; PVA, water reducer, thickener—Relative volume ratios to ECC; PVA—Polyvinyl alcohol. 表 2 聚乙烯醇(PVA)纤维的材料性能Table 2. Material properties of polyvinyl alcohol (PVA) fibersDiameter/μm Length/mm Tensile strength/MPa Young’s modulus/GPa Density/(g·cm−3) 40 12 1560 41 1.3 ECC基本拉伸力学性通过狗骨状试件拉伸试验进行，加载装置如图1(a)所示，加载速率设定为0.5 mm/min。ECC拉伸应力-应变曲线见图1(b)，其主要分为3个阶段：(1) 弹性阶段：应力应变线性增长且没有裂缝产生；(2) 屈服阶段：试件出现多条细密裂纹，曲线斜率下降，没有出现应力集中的现象，为ECC的应变硬化阶段；(3) 下降阶段：试件上某条裂缝宽度增大，出现应力集中，直至最终破坏。C30和C50强度ECC极限抗拉强度分别为5.5 MPa和6.3 MPa。
采用C30和C50两种强度的混凝土且配合比见表3。水泥为P42.5普通硅酸盐水泥，细骨料为细度模数为2.3~3.0的Ⅱ区河砂，粗骨料为粒径为5~20 mm的碎石。C30和C50强度混凝土28天平均立方体抗压强度分别为38.3 MPa和59.1 MPa。
表 3 混凝土配合比Table 3. Proportion of concretekg/m3 Concrete Water Cement Fly ash Sand Gravel C30 165 281 70 678 1206 C50 165 376 95 565 1199 1.2 试件设计
试件尺寸为300 mm×150 mm×150 mm。ECC尺寸为260 mm×120 mm，设置10 mm、20 mm、30 mm三种厚度。CFRP片材厚度为1.2 mm，宽度为50 mm，在ECC上的粘贴长度为200 mm。在加载端有30 mm的非粘结区以避免加载过程中出现应力集中现象。试件示意图如图2(a)所示。将混凝土/ECC强度(混凝土和ECC强度一致)、ECC厚度作为试验变量，单面剪切试件共7组21个试件。其中1组为不设置ECC层的对照组，其混凝土强度为C30。每组包含3个试件以提高结果可靠性。具体试件设计见表4。C30和C50为混凝土/ECC强度等级，E10/E20/E30为ECC层厚度，试件序号为最后一个数字。为防止混凝土和ECC界面发生剥离破坏，提高CFRP片材利用率，使用高压水射法对混凝土表面进行处理从而提高其粗糙度，处理后的界面如图3所示。
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图 3 高压水射法处理ECC-混凝土界面Figure 3. Interface treatment of ECC-concrete by high pressure water jet表 4 CFRP片材-ECC-混凝土试件设计Table 4. Design of CFRP plate-ECC-concrete specimensSpecimen Concrete/ECC strength/MPa ECC thickness/mm C30-E10 30 10 C30-E20 30 20 C30-E30 30 30 C50-E10 50 10 C50-E20 50 20 C50-E30 50 30 C30 30 – 1.3 加载装置
试件尺寸及加载示意图如图2所示。该试验用1对量程为10 T的液压千斤顶手动施加荷载。加载时调整加载端垫板的高度使千斤顶、力传感器及CFRP片材三者的中心在同一水平面上。然后用螺栓把加载端CFRP片材固定防止在加载过程中脱落。在CFRP片材表面每隔30 mm粘贴1个120-5AA应变片以测量加载过程中CFRP片材的应变变化和分布。
2. CFRP片材-ECC-混凝土试验破坏现象
设置ECC层的试件破坏模式均为CFRP片材-ECC复合界面的剥离破坏，如图4所示，这是希望出现的破坏模式，表明高压水枪喷射法处理混凝土表面可保证混凝土和ECC界面的有效粘结。初加荷载时，界面粘结应力主要集中在加载端，CFRP片材通过胶层与ECC粘结在一起，试件处于线弹性阶段，各部分变形协调。随着荷载的增加，参与受力的CFRP片材的长度增加，试件开始发出断断续续“噔”的声音，此时CFRP片材-ECC复合界面粘结应力开始从加载端逐渐向自由端传递。荷载达加到极限承载力的80%左右时，加载端ECC达到其抗拉强度，CFRP片材-ECC复合界面在加载端开始出现明显剥离，胶层与ECC的接触面开始出现裂缝，试件持续发出“噔”的声音。当参与受力的CFRP片材长度达到有效锚固长度后，荷载基本不再增加，但CFRP片材应变持续增大，最大剪应力处向自由端发展。复合界面剥离达到极限状态时，伴着较大的一声“砰”的声响，CFRP片材从ECC表面剥离，试件最终破坏。
不设置ECC层的试件破坏模式均为CFRP片材与混凝土界面的剥离。加载初期，混凝土和CFRP片材界面间无明显滑移。随着荷载的增加，可以听见轻微剥离声。荷载达到极限承载力的80%左右时，相对滑移明显增加，试件持续发出剥离的声音。伴随一声“砰”的声响，CFRP片材完全剥离，试件发生脆性破坏。
试件破坏后，有不同厚度的ECC被CFRP片材粘下，如图5所示。当ECC厚度为10 mm时，剥离表面可以清晰的看到PVA纤维，被粘下的ECC较薄。ECC厚度增加到20 mm时，约3~4 mm的ECC附着在CFRP片材上。当ECC厚度为30 mm时，约5 mm厚ECC被剥离，且ECC表面被拔出纤维更加明显。
3. 试验结果分析
3.1 CFRP片材-ECC-混凝土极限承载力
单面剪切试件极限承载力分布汇总见图6和表5，复合界面极限承载力随着ECC厚度及混凝土/ECC强度的增加而增加，但厚度越大增长的速率反而呈下降的趋势。设置3种不同ECC层厚度的单面剪切试件相比于无ECC层试件C30的极限承载力增加了27.3%~59.6%。对于混凝土/ECC强度为C30的试件，随着ECC厚度的增加最大承载力与未设置ECC层试件相比分别提高27.3%、49.5%和59.6%。当混凝土/ECC强度为C50，ECC厚度为20 mm、30 mm时，相比于ECC厚度为10 mm的试件极限承载力分别增加25%、27.4%。厚度为30 mm时相比20 mm厚度的ECC强度增加有限，表明单面剪切试件受力时，CFRP片材-ECC复合界面粘结应力无法传递到20 mm厚度以上的ECC或传递的力较小，因此不能仅靠提高ECC厚度来在增强极限承载力，否则无法发挥材料的最佳性能。对于ECC层厚度为10 mm、20 mm和30 mm的单面剪切试件，混凝土/ECC强度为C50时试件其极限承载力比强度为C30的试件分别提高了30.2%、38.5%和32.3%。由此可知：ECC厚度为30 mm时，随着混凝土强度提高极限承载力提高率不增反降，表明在ECC厚度较大时提高混凝土强度不是提高极限承载力有效方法。
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图 6 CFRP片材-ECC-混凝土极限承载力-ECC厚度曲线Figure 6. Ultimate load of CFRP plate-ECC-concrete specimen-ECC thickness curves表 5 CFRP片材-ECC-混凝土试验结果汇总Table 5. Summary of test results of CFRP plate-ECC-concrete specimensSpecimen Ultimate load/kN Average/kN Theoretical/kN E/T YANG yongxin et al[14] Neubauer et al[15] LU xinzheng et al[16] C30-1 9.2 C30-2 9.6 9.9 – – 12.5 20.8 15.4 C30-3 10.8 C30-E10-1 12.3 0.88 C30-E10-2 12.4 12.6 13.9 0.89 27.9 42.3 28.2 C30-E10-3 13.0 0.94 C30-E20-1 14.8 0.89 C30-E20-2 14.6 14.8 16.6 0.88 27.9 42.3 28.2 C30-E20-3 14.9 0.90 C30-E30-1 15.3 0.86 C30-E30-2 15.8 15.8 18.3 0.84 27.9 42.3 28.2 C30-E30-3 16.2 0.89 C50-E10-1 15.9 1.14 C50-E10-2 16.8 16.4 13.9 1.20 30.3 45.2 29.2 C50-E10-3 16.4 1.17 C50-E20-1 20.4 1.22 C50-E20-2 21.5 20.5 16.6 1.19 30.3 45.2 29.2 C50-E20-3 19.6 1.18 C50-E30-1 22.3 1.21 C50-E30-2 20.5 20.9 18.3 1.12 30.3 45.2 29.2 C50-E30-3 20.0 1.09 Notes: E—Experimental value; T—Theoretical value. 3.2 CFRP片材应变分布
典型试件的CFRP片材沿长度方向应变分布见图7。在加载初期，CFRP片材应变近似呈线性分布，且此时应变均较小。应变随着荷载的增加而增加，且近似呈二次分布，相邻区域应变差值逐渐增大，CFRP片材-ECC复合界面剪应力也逐渐增大，且粘结应力从加载端逐渐向自由端传递。随着荷载的增加，加载端ECC逐渐达到其极限抗拉强度，CFRP片材-ECC界面在加载端开始出现明显剥离，胶层与ECC的接触面开始出现裂缝，此时在加载端处ECC传递至CFRP片材上的应力有限，相对应的CFRP片材的应变也相对较小。传递应力最大处转移至未开裂的远离加载端的CFRP-ECC界面，因此应变峰值点也转移至未出现剥离的远离加载端的部位。CFRP片材应变表现为先增大后减小的趋势。这与试件破坏规律相对应，此时CFRP片材应变为典型的“S”形应变分布直到失效。对于具有ECC层的试件，试件破坏时距加载端160 mm以上时也存在应变，覆盖整个粘合区域，对于无ECC层试件则始终为零，这证实了ECC的裂缝控制能力可以有效地传递界面剪切应力，延缓CFRP板的剥离。试件C50-E30-3极限承载力达到20.0 kN，CFRP片材极限微应变可达到17.23×10−4，表明混凝土/ECC强度以及ECC厚度的增加有利于发挥CFRP片材性能。而对比组试件C30-3材料未充分利用，试件极限承载力和CFRP片材极限微应变均最小分别为10.8 kN和10.24×10−4。
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图 7 CFRP片材-ECC-混凝土试件中CFRP片材应变分布Figure 7. Strain distribution of CFRP plate in CFRP plate-ECC-concrete specimens4. CFRP片材-ECC-混凝土复合界面承载力计算模型
试件极限承载力与ECC厚度关系拟合曲线如图8所示，混凝土/ECC强度对极限承载力影响较大，因此区分不同的强度分别进行拟合。当混凝土/ECC强度为C30和C50时，曲线拟合相关系数R2分别达到0.925和0.763，表明ECC厚度与试件极限承载力间有良好的线性相关性。
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图 8 CFRP片材-ECC-混凝土极限承载力与ECC厚度关系拟合曲线Figure 8. Fitting curves of relationship between ultimate load of CFRP plate-ECC-concrete specimen and ECC thickness国内外学者经过大量试验及理论分析，提出多个极限承载力计算模型。可以得出：模型考虑因素越多，计算结果越为精准。经典承载力模型如下：
杨勇新等[14]的模型，考虑了混凝土强度、有效锚固长度及FRP片材刚度的影响：
τu=0.5ft (1a) Le=100mm (1b) Pu=(0.5+0.08√Eftf100ft)bfLeτu (1c) Neubauer等[15]的模型，考虑了混凝土强度、有效锚固长度、FRP片材刚度及宽度比的影响：
βw=√1.1252−bf/bc1+bf/400 (2a) Le=√Eftf2ft (2b) {Pu=0.64βwbf√EftfftL⩾ (2c) Lu等[16]综合诸多模型后对承载力计算模型提出简化：
{P_{\rm{u}}} = {\beta _{\rm{l}}}{b_{\rm{f}}}\sqrt {2{E_{\rm{f}}}{t_{\rm{f}}}{G_{\rm{f}}}} (3a) {G_{\rm{f}}} = 0.308\sqrt {{f_{\rm{t}}}} \beta _{_{\rm{w}}}^2 (3b) {\beta _{\rm{w}}} = \sqrt {\frac{{2.25 - {b_{\rm{f}}}/{b_{\rm{c}}}}}{{1.25 + {b_{\rm{f}}}/{b_{\rm{c}}}}}} (3c) {\beta _{\rm{l}}} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {\dfrac{L}{{{L_{\rm{e}}}}}(2 - \dfrac{L}{{{L_{\rm{e}}}}})\;L < {L_{\rm{e}}}{\rm{ }}}\\ {1\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;L \geqslant {L_{\rm{e}}}{\rm{ }}} \end{array}} \right.{L_{\rm{e}}} = 1.33\dfrac{{\sqrt {{E_{\rm{f}}}{t_{\rm{f}}}} }}{{{f_{\rm{t}}}}} (3d) 式中：τu为平均粘结应力；Pu为剥离承载力；Gf为界面破坏能；ft为混凝土抗拉强度；βw和βl分别为尺寸影响系数；Ef、tf和bf分别为CFRP片材的弹性模量、厚度和宽度；L和Le分别为粘结长度和有效粘结长度；bc为混凝土块体的宽度；Gf为破坏能。
以上3种模型计算所得结果见表5。模型计算值均与试验值有所偏差，主要原因可能是以往研究的是FRP与混凝土界面的剥离承载力，而混凝土的厚度远高于比本文所用ECC厚度且没有考虑在计算模型中[17]。而本文所用ECC厚度较小，复合界面剪应力可能传递到普通混凝土，因此在对本文单面剪切试件进行复合界面承载力计算时，不可忽略ECC厚度的影响。本文在Lu等[16]的模型基础上考虑ECC厚度对界面承载力的影响，对公式进一步改进：
{P_{\rm{u}}} = \frac{{{\beta _{\rm{l}}}{b_{\rm{f}}}\sqrt {2{E_{\rm{f}}}{t_{\rm{f}}}{G_{\rm{f}}}\sqrt {{t_{\rm{E}}}} } }}{{3.6}} (4) 式中，tE为ECC厚度。按照此极限承载力计算模型计算结果见表5。计算结果表明：本文考虑ECC厚度影响的承载力计算模型理论值与试验值吻合较好，优于Lu等[16]提出的模型。
5. CFRP片材-ECC-混凝土粘结-滑移模型
粘结-滑移关系反映了界面局部剪应力和相对滑移的发展规律，对采用理论和数值方法分析CFRP片材加固混凝土结构的性能非常重要。粘结-滑移关系决定了界面的受力过程、CFRP片材应变分布等指标。因此，为了更好地研究CFRP片材-混凝土界面性能，需更深入分析复合界面的粘结-滑移关系，其应力和变形分布如图9所示。
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图 9 CFRP片材-ECC-混凝土复合界面应力分布示意图Figure 9. Schematic diagram of interface stress distribution between CFRP plate-ECC-concrete compositeP—External force applied; εf—Strain of CFRP plate; σf(x), σc(x)—Stresses of CFRP plate and ECC, respectively; xi—Bonding position for strain gauges of CFRP plate; τ(x)—Interfacial shear stress由图9中受力平衡可得：
\tau (x){\rm{d}}x = {t_{\rm{f}}}{\rm{d}}{\sigma _{\rm{f}}}(x) (5) 进一步可得相邻两应变测点间界面剪应力：
{\tau _{i + 1/2}} = {E_{\rm{f}}}{t_{\rm{f}}}\frac{{{\rm{d}}{\varepsilon _{\rm{f}}}}}{{{\rm{d}}x}} = {E_{\rm{f}}}{t_{\rm{f}}}\frac{{{\varepsilon _i} - {\varepsilon _{i + 1}}}}{{\Delta l}} (6) 局部滑移可按照下式计算：
{s_i} = {s_{i + 1}} + \frac{{{\varepsilon _{{\rm{f}},i}} - {\varepsilon _{{\rm{f}},i + 1}}}}{2}\Delta l + {\varepsilon _{{\rm{f}},i + 1}}\Delta l{\kern 1pt} (7) 式中：
{\tau _{i + 1/2}} 和\Delta l 分别为i和i+1点间的剪应力和中心间距；{\varepsilon _i} 为第i个应变测点的值，i=1、2、…、6。选取典型试件的粘结-滑移曲线如图10所示。由式(6)和式(7)计算得到的是相邻应变测点间的平均剪应力和相对滑移值。剪应力基本符合随滑移值的增大先增大后减小的规律。从施加荷载直到剪应力峰值前，曲线近似为直线，试件处于线弹性阶段；随着荷载的增加，参与受力的CFRP片材的长度增加，此时CFRP片材-ECC复合界面进一步出现损伤，表现为达到峰值剪应力后曲线开始下降。以试件C50-E30-1为例，剪应力下降到1 MPa左右时，滑移量迅速增加。此时CFRP片材-ECC复合界面正在发生较大的剥离。滑移值达到0.1 mm左右时，大部分剪应力值已为0，但由于ECC特殊的应变硬化作用，小部分CFRP片材-ECC复合界面在滑移较大时仍能传递一定的剪应力。当剪应力降低直至于0时，CFRP片材从ECC表面剥离。
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图 10 典型CFRP片材-ECC-混凝土试件粘结-滑移曲线Figure 10. Bond-slip curves of typical CFRP plate-ECC-concrete specimens![]()
图 11 CFRP片材-ECC-混凝土试件粘结-滑移数据拟合曲线Figure 11. Bond-slip data fitting curves of CFRP plate-ECC-concrete specimensτ—Corresponding shear stress when the slip is S(Sp); τmax, \bar \tau—Peak shear stress; S_0 , \bar S —Slip corresponding to τmax; Sp—Slip; Su, Sf—Maximum slip; fc, ft—Compressive strength, tensile strength of concrete; βw, Gf—Size influence coefficient and fracture energy; Ef, tf—Elastic modulus and thickness of CFRP plate; bf, bc—Width of CFRP plate and concrete; Ga, ta—Shear modulus and thickness of the adhesive; n—Coefficient采用几种典型的FRP-混凝土界面粘结-滑移本构关系，对试件C50-E30-1的粘结-滑移数据进行拟合分析以得到一般性规律，如图11所示。图中：
\tau 为滑移为s 时对应的粘结剪应力；{\tau _{\max }} 、\overline \tau 为峰值剪应力；n为系数；{S_0} 、\overline S 为{\tau _{\max }} 对应的滑移；{S_{\rm{u}}} 、{S_{\rm{f}}} 为最大滑移；fc为混凝土抗压强度；Ga/ta=Ka，Ga和ta分别为胶层剪切模量和厚度。Ferracuti等[18]的模型相比于其他3种模型，在下降段显示了更柔软的响应，考虑的影响因素较全面(混凝土强度、FRP片材刚度、有效锚固长度及宽度比等均考虑)，模型的计算结果与试验数据拟合较好。Dai等[19]的模型是基于较小的胶层刚度(Ka<1 MPa)的试验结果，对于有普通胶层刚度(本文Ka为5 MPa左右)的粘结-滑移数据拟合结果滑移量明显偏大。Lu等[20]模型对Gf和τmax的预测值均偏小，低估了界面的抗剪承载力，与试验数据也有一定的偏差。陆新征[21]的模型在粘结-滑移曲线上升段拟合较好，但在下降段没有考虑材料应变硬化特性和界面软化的影响，下降段拟合结果不理想。用Ferracuti等[18]模型拟合典型试件的曲线见图12。设置ECC层的单面剪切试件在达到最大剪切应力时的滑移量均比无ECC层的对照试件大，且最大剪切应力均有增加。由于ECC多缝开裂及应变硬化特性，有ECC层的试件的初始刚度均比无ECC层的对比试件小。大部分试件拟合值与试验结果吻合较好，相关系数可达到0.8以上。
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6. 结 论
(1) 采用碳纤维增强树脂复合材料(CFRP)片材-工程水泥基复合材料(ECC)复合界面可有效延缓CFRP片材的剥离，可以更有效地传递界面剪应力。研究表明，复合界面的抗剪性能明显优于纤维增强树脂复合材料(FRP)-混凝土界面的抗剪性能。
(2) 设置ECC层的单面剪切试件破坏模式均为CFRP片材-ECC复合界面的剥离破坏。ECC厚度增加为20 mm以上时，试件破坏后CFRP片材上附着的ECC厚度为3~5 mm，表明ECC厚度的增加有利于提高复合界面抗剪承载力。
(3) 设置ECC层的试件相比于无ECC层试件的极限承载力增加了27.3%~59.6%。ECC厚度由20 mm增加到30 mm时，强度提高率有限，表明不能仅靠提高ECC厚度来在增强极限承载力。
(4) 本文提出的考虑ECC厚度的极限承载力计算模型计算值与试验结果吻合较好。不同的粘结滑移本构关系中，考虑下降段曲线软化的模型与本文试验结果相吻合。
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图 3 不同BFRFC试样的孔径分布特征
Figure 3. Features of pore size distribution for different BFRFC specimens
std—Standard deviation of pore diameter (%); mean—Mean of pore diameter (μm)
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图 4 各密度等级BFRFC的孔隙形状特征统计
Figure 4. Statistics of BFRFC pore shape characteristics for each density class
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图 6 参数控制的BFRFC建模流程及结果示意图
Figure 6. Parameter-controlled BFRFC modeling process and results
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图 7 BFRFC数值模型的网格划分示意图
Figure 7. Schematic mesh delineation of the numerical model of BFRFC
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图 9 BFRFC材料本构关系
Figure 9. BFRFC material ontological relationship
Point A represents the onset of material damage, point B corresponds to the damage state at any given moment, and point C represents the moment when the material is completely degraded; Ei0 and Eid denote the initial elastic modulus and the hardening modulus of the material after yielding; \varepsilon _{{\rm{eq}}}^0 , εeq and \varepsilon _{{\rm{eq}}}^{\mathrm{f}} represent the yield strain, strain, and ultimate strain; εi and σi represent the strain and stress of concrete, respectively; Ri is the yield strength
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图 10 各BFRFC试样的应力-应变关系曲线
Figure 10. Stress-strain relationship curves for each BFRFC specimen
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图 12 BFRFC单轴压缩结果示意图
Figure 12. Schematic diagram of BFRFC uniaxial compression results
表 1 玄武岩纤维增强泡沫混凝土(BFRFC)的配合比及密度(kg/m3)
Table 1 Mix ratio and density of basalt fiber reinforced foam concrete (BFRFC) (kg/m3)
Sample No. Cement Water Basalt fiber Foam Wet density Dry density A08-0 416.67 208.33 0 35.49 944.31 868.03 A08-0.15% 416.67 208.33 4.2 35.49 959.33 840.00 A08-0.30% 416.67 208.33 8.4 35.49 1002.33 891.33 A08-0.45% 416.67 208.33 12.6 35.49 965.33 846.00 A10-0 743.05 371.53 0 21.83 1187.60 1075.05 A10-0.15% 743.05 371.53 4.2 21.83 1240.33 1138.00 A10-0.30% 743.05 371.53 8.4 21.83 1226.00 1073.00 A10-0.45% 743.05 371.53 12.6 21.83 1235.67 1131.33 Note: Sample number A08-0.15% represents the design of dry density of 800 kg/m3 and the volume of basalt fiber mixed with 0.15vol%. 
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表 2 各组BFRFC的孔隙率
Table 2 Porosity of each group BFRFC
Density grade Fiber content/vol% Porosity/% X-CT analysis Saturated water absorption A08 0 15.43 15.87 0.15 14.91 15.29 0.30 14.44 14.84 0.45 14.02 13.75 A10 0 10.94 11.51 0.15 10.39 10.45 0.30 10.54 10.92 0.45 9.93 10.75
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表 3 BFRFC代表试样的孔隙尺寸特征
Table 3 Pore size features of representative BFRFC specimens
Sample No. Fiber content/vol% Porosity/% Pore diameter/μm Distribution parameter Max Min Average \mu \sigma A08 0 15.43 4480.61 44.54 425.15 5.99 0.34 0.15 14.91 4503.13 44.54 437.94 5.98 0.37 0.30 14.44 4534.57 44.54 447.85 6.11 0.34 0.45 14.02 4556.17 44.54 458.14 6.03 0.40 A10 0 10.94 3000.06 44.54 244.18 5.71 0.29 0.15 10.39 3035.25 44.54 245.92 5.66 0.30 0.30 10.54 3094.54 44.54 294.85 5.75 0.27 0.45 9.93 3136.87 44.54 307.14 5.77 0.32 Notes: The minimum pore diameter of the measured BFRFC specimens is 44.54 μm due to the limitation of testing accuracy and resolution of the X-CT equipment. In fact, the minimum pore diameter of each specimen should be less than 44.54 μm and different from each other; μ and σ are the mean and standard deviation of the logarithm of the pore diameter, respectively.
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表 4 计算机性能表
Table 4 Computer performance specifications
Component Specification Processor (CPU) AMD Ryzen Threadripper 3990X; 32 cores/64 threads; Base frequency: 3.7 GHz;
Max boost frequency: 4.5 GHzGraphics processor (GPU) NVIDIA RTX 4090; VRAM: 24 GB GDDR6X Memory (RAM) 256 GB DDR4 ECC; Frequency: 3200 MHzPrimary storage 2 TB NVMe SSD (Samsung 980 PRO) Secondary storage 4 TB NVMe SSD (Samsung 970 EVO Plus) Mass storage 10 TB HDD (Seagate IronWolf Pro) Operating system Windows 11 Pro or Ubuntu 22.04 LTS Motherboard ASUS ROG Zenith II Extreme Alpha; Supports multiple GPU slots (PCIe 4.0); 8 DIMM slots;
USB 3.2; Wi-Fi 6; 10 G Ethernet
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表 5 三维Hashin失效准则
Table 5 Three-dimensional Hashin failure criteria
Failure mode Standard of judgment Fiber tension {\hat \sigma _{11}} \geqslant 0 F_{\text{f}}^{\text{t}} = {\left( {\dfrac{{{{\hat \sigma }_{11}}}}{{{X_{\text{T}}}}}} \right)^2} + \alpha {\left( {\dfrac{{{{\hat \tau }_{12}}}}{{{S_{\text{L}}}}}} \right)^2} \leqslant 1 Fiber compression {\hat \sigma _{11}} < 0 F_{\text{f}}^{\text{c}} = {\left( {\dfrac{{{{\hat \sigma }_{11}}}}{{{X_{\text{C}}}}}} \right)^2} \leqslant 1 Cement matrix tension {\hat \sigma _{22}} \geqslant 0 F_{\text{m}}^{\text{t}} = {\left( {\dfrac{{{{\hat \sigma }_{22}}}}{{{Y_{\text{T}}}}}} \right)^2} + {\left( {\dfrac{{{{\hat \tau }_{12}}}}{{{S_{\text{L}}}}}} \right)^2} \leqslant 1 Cement matrix compression {\hat \sigma _{22}} < 0 F_{\text{m}}^{\text{c}} = {\left( {\dfrac{{{{\hat \sigma }_{22}}}}{{2{S_{\text{T}}}}}} \right)^2} + \left[ {{{\left( {\dfrac{{{Y_{\text{C}}}}}{{2{S_{\text{T}}}}}} \right)}^2} - 1} \right] \dfrac{{{{\hat \sigma }_{22}}}}{{{Y_{\text{C}}}}} + {\left( {\dfrac{{{{\hat \tau }_{22}}}}{{{S_{\text{L}}}}}} \right)^2} \leqslant 1 Notes: X_{\text{T}}^{} and {X_{\text{C}}} represent the longitudinal tensile and compressive strengths, respectively; {Y_{\text{T}}} and {Y_{\text{C}}} denote the transverse tensile and compressive strengths of the specimen, respectively; {S_{\text{L}}}and {S_{\text{T}}} are the longitudinal and transverse shear strengths of the specimen, respectively; \alpha is the coefficient of contribution of shear stress to fiber tension (0 \leqslant \alpha \leqslant 1); \hat \sigma is the normal stress for material damage; \hat{\tau} is the shear stress for material damage; F_{\text{f}}^{\text{t}} , F_{\text{f}}^{\text{c}} , F_{\text{m}}^{\text{t}} and F_{\text{m}}^{\text{c}} represent four failure indices for the four directions: Fiber direction tension, fiber direction compression, cement matrix direction tension, and cement matrix direction compression, respectively.
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表 6 各类损伤变量Di
Table 6 Impairment variables by category Di
Damage pattern Value of the damage variable Fiber material damage D{}_1 = \phi \left( {\max \left\{ {F_{\text{f}}^{\text{t}},F_{\text{f}}^{\text{c}}} \right\}{\text{ }}} \right) Cement matrix damage D{}_2 = \phi \left( {\max \left\{ {F_{\text{m}}^{\text{t}},F_{\text{m}}^{\text{c}}} \right\}{\text{ }}} \right) Composite shear damage {D_3} = 1 - (1 - {D_1})(1 - {D_2})
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表 7 各BFRFC试样的峰值强度差异
Table 7 Differences in peak strength of each BFRFC specimen
Density grade Fiber content/vol% Simulation result/MPa Actual result/MPa Absolute error/MPa Relative error/% A08 0.15 4.17 4.01 0.16 3.99 0.30 5.02 5.50 0.48 8.73 0.45 6.36 6.59 0.23 3.49 A10 0.15 7.44 7.04 0.40 5.68 0.30 8.12 8.33 0.21 2.52 0.45 10.59 11.18 0.59 5.25
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目的
玄武岩纤维增强泡沫混凝土(BFRFC)因其轻质和良好的隔音性能而备受关注。已有研究主要通过室内试验对BFRFC的宏观力学性能进行了初步探讨，揭示了其在建筑应用中的潜力，但对于其应力分布特征和纤维受力状况的深入了解却相对有限，需进一步开展对BFRFC内部微观结构的研究。
方法研究采用X-CT微观结构扫描和单轴压缩试验相结合的方法，使用Avizo软件对数据进行滤波、降噪和阈值分割处理，实现BFRFC细观结构的三维重构。利用Matlab软件生成包含随机孔隙和纤维的三维模型，并基于Hashin失效准则和损伤变量建立BFRFC渐进损伤模型。采用Comsol有限元软件对BFRFC的力学性能进行仿真分析。
结果通过细观数值模拟方法研究玄武岩纤维增强泡沫混凝土(BFRFC)的力学性能。探讨不同密度和纤维掺量对BFRFC孔隙特征及单轴压缩力学性能的影响，揭示其内部应力分布特征和纤维受力情况。此外，还通过建立渐进损伤模型和数值仿真方法，验证BFRFC在实际工程应用中的力学性能表现，结果表明：(1) BFRFC的孔径分布近似服从对数正态分布。随着密度等级越高，内部水泥基占比增大，在浇筑的过程中不易出现气泡合并，从而降低了孔隙率和平均孔径，同时使孔径的分布范围变得更加集中。(2) BFRFC的纤维在一定范围内大体分布均匀。由于玄武岩纤维在浇筑的过程中受重力的影响，BFRFC内部的纤维极角主要集中在15°~ 90°之间，而方位角则在0°到360°之间均匀分布。(3) 基于微观结构的随机分布采用MATLAB的二次开发Comsol LivelinkTM for MATLAB的建模技术可以准确地模拟BFRFC试样内部微观结构分布情况，这种方法不仅提升了数值仿真结果的准确度，而且为多孔混凝土结构的仿真研究提供了新的方向和思路。(4) 基于Hashin失效准则和损伤变量的渐进损伤模型，考虑了材料软化特性，有效改进了BFRFC的数学仿真模型，从而使得仿真结果可以精准地模拟单轴压缩过程中的力学行为，为深入认识试样的细观力学性能提供了更为全面的视角。(5) BFRFC单轴压缩过程中，材料的峰值强度和吸能能力随着纤维掺入量及材料密度的增加而显著提升，因此，玄武岩纤维可有效提升材料的力学性能特征。此外，试件的边缘应力相对于中心应力的增大，说明材料内部力学响应从外层向内层进行传递。
结论玄武岩纤维泡沫混凝土的孔径分布和纤维分布特征对其力学性能有显著影响。低密度试样的孔径较大且分布范围广，较高密度的试样孔隙率和平均孔径较低，孔隙结构更为致密。玄武岩纤维在BFRFC中的分布较为均匀，但适当的搅拌和混合过程可进一步改善其均匀性，从而提高材料的整体性能。通过细观结构的数值模拟和基于Hashin失效准则的渐进损伤模型，有效提升了BFRFC力学性能分析的准确性，仿真结果与实际试验数据吻合良好，验证了模型的可靠性。玄武岩纤维的添加显著增强了BFRFC的峰值强度和吸能能力。适当增加纤维掺量和调整材料密度，可显著优化材料的力学性能，使其在高强度和高韧性方面表现突出。然而，过高的纤维掺量可能导致纤维打结和团聚，反而削弱了增强效果。因此，在实际应用中，需要综合考虑纤维掺量和密度的优化配置，以实现最佳性能。
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玄武岩纤维增强泡沫混凝土(BFRFC)因其轻质和良好的隔音性能而备受关注。已有研究主要通过室内试验对BFRFC的宏观力学性能进行了初步探讨，揭示了其在建筑应用中的潜力，但对于其应力分布特征和纤维受力状况的深入了解却相对有限，需进一步开展对BFRFC内部微观结构的研究。
本文通过开展X-CT微观结构扫描和单轴压缩试验，并结合Avizo软件对数据进行滤波、降噪和阈值分割处理，成功实现了BFRFC微观结构的三维重构。通过Matlab软件二次开发，生成了包含随机孔隙和纤维的BFRFC三维模型，并基于Hashin失效准则和损伤变量考虑材料软化特性，建立BFRFC的渐进损伤模型，利用Comsol有限元软件对BFRFC的力学性能进行了仿真分析。在此基础上，本文继续探索了玄武岩纤维在泡沫混凝土中的增强效应，探究了纤维掺量和密度的变化对力学性能具体作用机制。可以发现，BFRFC的峰值强度和吸能能力随着纤维掺量及材料密度的增加而显著提升，玄武岩纤维可有效提升材料的力学强度。此外，相对于中心应力来说，试件的边缘应力更大，说明材料内部力学响应从外层向内层进行传递。通过将数值仿真与实际试验结果进行对比，进一步验证了仿真模型的可靠性，为BFRFC在实际工程应用中的优化提供了科学依据。
应力分布图(a)和仿真结果和实验的差值(b)
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