混雜纖維超高性能混凝土斷裂性能研究

梁睿，李傳習(xí)，聶潔，李海春，劉高成，王圣杰

（長沙理工大學(xué)橋梁與建筑綠色建造和維護(hù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙，410114）

超高性能混凝土（ultra-high performance concrete，簡稱為UHPC）是一種具有超高強(qiáng)度、超高韌性和超強(qiáng)耐久性的新型水泥基復(fù)合材料[1-2]，通常摻入鋼纖維或高強(qiáng)聚合物纖維，從而提高其抗拉、彎曲韌性和抗沖擊能力[3]。目前，已廣泛應(yīng)用于大跨徑橋梁、超高層建筑及其他特殊結(jié)構(gòu)當(dāng)中[4-6]。在開展工程應(yīng)用的同時(shí)，對(duì)其材料性能的深入研究仍不可或缺，而作為準(zhǔn)脆性材料，斷裂性能研究是UHPC 安全評(píng)定的重要研究課題之一。但是由于鋼纖維造價(jià)較高，且通常在UHPC中摻量較大，導(dǎo)致UHPC的成本較高，在一定程度上阻礙了其進(jìn)一步的應(yīng)用與發(fā)展[7]。PVA 纖維表面存在羥基，具有良好的親水性，與基體錨固性能好，有利于阻礙微裂縫的發(fā)展，能有效提高混凝土的斷裂性能[8-10]。已有研究表明：PP 纖維能有效阻礙混凝土開裂[11]，對(duì)提高混凝土的斷裂韌性和改善裂后行為有明顯的效果[12-14]?？紤]到這兩種纖維的經(jīng)濟(jì)性明顯優(yōu)于鋼纖維的[13,15]，若以合成纖維（PVA 或PP纖維）代替部分鋼纖維，能提高斷裂力學(xué)性能，降低經(jīng)濟(jì)成本，對(duì)UHPC的推廣應(yīng)用有重要意義。

國內(nèi)外學(xué)者已對(duì)UHPC的斷裂性能進(jìn)行了一系列研究。楊益?zhèn)惖热薣16-17]分別針對(duì)不同鋼纖維摻量、不同試件尺寸研究鋼纖維對(duì)UHPC斷裂性能的影響，均表明鋼纖維的摻入能有效提高UHPC的斷裂韌性。Sovják 等人[18-19]的研究表明：UHPC 的斷裂能隨鋼纖維摻量增加而增加。鄧宗才[8]研究了不同摻量的鋼纖維與粗聚烯烴纖維和聚乙烯醇纖維混摻、不同幾何尺寸鋼纖維混摻對(duì)改善UHPC韌性的效果表明：鋼纖維與合成纖維在裂縫開裂階段相繼發(fā)生作用，能有效提高UHPC的韌性。這些研究表明：鋼纖維摻量的增加對(duì)提高UHPC的斷裂性能至關(guān)重要，在摻入鋼纖維的基礎(chǔ)上加入不同性能、尺寸的合成纖維，能進(jìn)一步提高UHPC的斷裂性能，但針對(duì)PVA 纖維與PP 纖維替代部分鋼纖維對(duì)UHPC斷裂性能影響的研究鮮見。因此，本研究擬以PVA 纖維與PP 纖維替代部分鋼纖維，混摻3種不同幾何尺度與力學(xué)性能的纖維（即鋼纖維、PVA 纖維、PP 纖維）制作混雜纖維超高性能混凝土（hybrid-Fiber ultra-high performance concrete，簡稱HFUHPC）材料，通過切口梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，基于雙K 斷裂模型[20-22]，研究HFUHPC 在不同纖維混摻模式下的雙K 斷裂韌度和斷裂能，分析合成纖維替代率對(duì)HFUHPC 斷裂韌度的影響規(guī)律。通過纖維橋接韌度的增值，探討不同纖維混摻的影響效果。

1 雙K斷裂參數(shù)與斷裂能解析式

斷裂韌度KIc是斷裂力學(xué)中重要的參數(shù)，是判斷混凝土對(duì)裂縫擴(kuò)展的抵抗能力，對(duì)評(píng)價(jià)裂縫的穩(wěn)定性與結(jié)構(gòu)的安全性起關(guān)鍵作用。國內(nèi)外大量研究表明：混凝土的斷裂過程分為裂縫起裂、裂縫穩(wěn)定擴(kuò)展、裂縫失穩(wěn)擴(kuò)展等3個(gè)階段。徐世烺等人[23-24]提出了雙K 斷裂理論，引入了起裂韌度KiniIc與失穩(wěn)韌度KunIc作為裂縫起裂與臨界失穩(wěn)的控制參數(shù)，分別表征材料抵抗裂縫開展的能力和構(gòu)件在裂縫即將失穩(wěn)擴(kuò)展時(shí)對(duì)外力的抵抗能力。當(dāng)裂縫尖端處的應(yīng)力強(qiáng)度因子K＜KiniIc時(shí)，裂縫不起裂；當(dāng)KiniIc≤K＜KunIc時(shí)，裂縫穩(wěn)定擴(kuò)展；當(dāng)K≥KunIc時(shí)，裂縫失穩(wěn)擴(kuò)展。

1.1 失穩(wěn)韌度

試件的失穩(wěn)韌度KunIc的計(jì)算式為[23]：

式中：Pmax為切口梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)實(shí)測峰值荷載，kN；S為兩支座間的跨度，m；t為試件厚度，m；h為試件高度，m；a0為初始裂縫長度，m；ac為臨界失穩(wěn)下裂縫的長度；CMODc為臨界失穩(wěn)狀態(tài)下裂縫口張開位移臨界值，μm，如圖1所示；m為支座間試件的質(zhì)量，kg；g為重力加速度，9.81 m/s2；h0裝置夾式引伸計(jì)刀口薄鋼板的厚度，m；E為PCMOD 曲線的計(jì)算切線彈性模量，GPa；k為PCMOD 曲線彈性段擬合直線的斜率，kN/mm；b為P-CMOD曲線彈性段擬合直線的截距，kN。

圖1 失穩(wěn)韌度的主要參數(shù)示意Fig.1 Schematic of main parameters of unstable toughness

1.2 起裂韌度

用試件的切口梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)起裂荷載Pini和初始裂縫長度a0分別代替式（1）和式（3）中的Pmax與ac，可得試件的起裂韌度。其中，起裂點(diǎn)通過試驗(yàn)曲線法確定，即起裂荷載Pini為試件PCMOD 曲線的上升段從直線段轉(zhuǎn)變?yōu)榍€段的轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載[23]。

1.3 黏聚韌度與纖維橋接韌度

根據(jù)混凝土雙K 斷裂模型，在裂縫沒有開始發(fā)展時(shí)，結(jié)構(gòu)只受到外荷載的作用。起裂韌度是裂縫開始發(fā)展時(shí)結(jié)構(gòu)抵抗外力的能力。失穩(wěn)韌度是最大荷載時(shí)結(jié)構(gòu)抵抗外力的能力。和并非2 個(gè)孤立參數(shù)，兩者之差值是虛擬裂縫上黏聚力作用的結(jié)果[24]，可認(rèn)為：

相同混凝土的基體，黏聚韌度為定值[14,25]，因此，可通過求纖維混摻后裂縫尖端處纖維橋接應(yīng)力強(qiáng)度因子的增值來表征該混摻方案對(duì)基準(zhǔn)混摻方案的效果增量：

式中：ΔKsIc、ΔKunIc、ΔKiniIc分別為目標(biāo)混凝土對(duì)基準(zhǔn)混凝土纖維橋接韌度、起裂韌度、失穩(wěn)韌度的增量。

1.4 斷裂能

混凝土的斷裂能Gf是評(píng)價(jià)混凝土斷裂過程中耗能能力的參數(shù)，反映裂縫擴(kuò)展單位面積所需消耗的能量，可由三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)測得的荷載-位移曲線（P-δ曲線）與橫坐標(biāo)包圍的面積得出[26]。由于試驗(yàn)條件的限制，P-δ曲線的尾段一般難以直接測出，P-δ曲線的尾段符合冪函數(shù)規(guī)律[23]，可表示為：

P=βδ-λ。 （11）

式中：β、λ可通過P=Pmax/3后的試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)擬合確定，設(shè)此時(shí)位移為δ1。

假設(shè)曲線尾段延伸至位移無窮大處，可得曲線尾段包圍面積：

因?yàn)楸驹囼?yàn)所用試件質(zhì)量較小，試件自重做功對(duì)斷裂能計(jì)算結(jié)果影響不大，為簡化計(jì)算，保證足夠的精確度，試件自重做功部分取實(shí)際加載過程中最終測得的跨中位移δ0進(jìn)行計(jì)算，所以斷裂能的最終計(jì)算式為：

式中：W0為實(shí)測P-δ曲線在δ＜δ1段與橫坐標(biāo)的包圍面積；A為試件斷裂韌帶面積，即A=t(h－a0)。

2 試驗(yàn)

2.1 原材料組成

試驗(yàn)原材料為：水泥、礦粉、石英砂、硅灰、減水劑、水、鋼纖維、PVA 纖維和PP 纖維等。其中，拌和用水直接采用城市自來水；水泥選用南方牌P.O52.5 級(jí)普通硅酸鹽水泥，實(shí)測抗壓和抗折強(qiáng)度分別為33.8、6.6 MPa（3 d）與61.37、8.5 MPa（28 d），比表面積342 m2/kg，燒失量1.95%；石英砂選用粒徑為26～40 目的精制石英砂；硅灰的活性指數(shù)、燒失量及比表面積分別為125、2.8、20 m2/g；減水劑減水效率為30%；鋼纖維、PVA纖維、PP纖維尺寸及力學(xué)性能見表1，纖維外觀如圖2所示。

表1 鋼纖維、PVA纖維和PP纖維物理與力學(xué)特性Table 1 Physical and mechanical properties of steel fiber,PVA fiber and PP fiber

圖2 鋼纖維、PVA纖維和PP纖維樣品Fig.2 Steel fiber,PVA fiber and PP fiber samples

2.2 纖維摻量設(shè)計(jì)

設(shè)置纖維總體積摻量為2%，以單摻2%鋼纖維（S1）為對(duì)照組，以合成纖維替代率γ為10%、20%、30%分別設(shè)置鋼纖維混摻PVA/PP 纖維各1組（S2～S7），外加1 組同時(shí)混摻3 種纖維的試件（S8）作為第2組對(duì)照組（γ=30%），見表2。

表2 試件編號(hào)及纖維體積摻量Table 2 Specimen number and corresponding volume content of each fiber %

2.3 試件制作與養(yǎng)護(hù)

UHPC混合料的攪拌流程及試件養(yǎng)護(hù)分別如圖3～4所示。

圖4 試件養(yǎng)護(hù)制度Fig.4 Specimen curing process

2.4 試驗(yàn)方法

三點(diǎn)彎曲斷裂試驗(yàn)參考《水工混凝土斷裂試驗(yàn)規(guī)程》（DL/T 5332—2005）[27]進(jìn)行。試驗(yàn)切口梁試件的使用尺寸為40 mm×40 mm×160 mm，跨中帶長12 mm、寬2 mm 的預(yù)制裂縫（澆筑前預(yù)先嵌入固定尺寸的薄鋼板），試件尺寸及試驗(yàn)裝置如圖5所示。試驗(yàn)選用WDW-300D 型萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，支座間跨度為100 mm，加載采用位移控制模式。由開始加載到荷載下降至峰值荷載的70%時(shí)，保持加載速率為0.1 mm/min。荷載小于峰值荷載的70%后，以0.5 mm/min 的速率繼續(xù)加載。荷載降至峰值荷載的10%時(shí)，停止加載，即此時(shí)的撓度值為δ0。試件的跨中撓度值δ由萬能試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)采集，跨中裂縫張開位移CMOD 由夾式引伸計(jì)采集，引伸計(jì)標(biāo)距為10 mm，量程為4 mm，精度為0.001 mm。

圖5 切口梁試件及斷裂試驗(yàn)裝置Fig.5 Notched beam specimen and fracture test device

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

各組切口梁試件的斷裂破壞形態(tài)如圖6 所示。從圖6中可以看出，由于混凝土基體中存在纖維橋接的作用，斷裂面的發(fā)展并沒有隨著荷載的增大直達(dá)試件頂面，而是以“C”形或者“S”型的形式曲折地向上蔓延。在蔓延過程中，主裂縫附近會(huì)出現(xiàn)很多細(xì)小的裂縫，這些細(xì)小的裂縫與主裂縫共同承擔(dān)耗能作用，具有明顯的延性破壞特征。在試驗(yàn)過程中，當(dāng)荷載達(dá)到試件的“起裂點(diǎn)”后，試件會(huì)隨著荷載的提升，偶爾發(fā)出鋼纖維與混凝土基體輕微摩擦的“呲啦”聲，并逐漸在預(yù)制裂縫上方出現(xiàn)眾多細(xì)小裂紋。當(dāng)荷載達(dá)到最大荷載后或即將達(dá)到最大荷載時(shí)，預(yù)制裂縫尖端的微裂縫變得更加清晰可見。同時(shí)，試件會(huì)發(fā)出清脆的鋼纖維拔出聲或較小的合成纖維被拔出或拉斷的聲音，隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，最后試件斷裂破壞。在斷裂面可以看出，破壞主要是因?yàn)殇摾w維被拔出，其次是PVA/PP纖維等合成纖維被拔出或拉斷。

圖6 各組試件斷裂破壞形態(tài)Fig.6 Fracture failure modes of specimens in each group

3.2 荷載-變形曲線

各組試件的荷載變形曲線如圖7～14所示，部分不完整的P-CMOD 曲線是因引伸計(jì)的安裝誤差使裂縫張開的位移超出了引伸計(jì)的量程所致。

8組試件在P-CMOD 曲線形態(tài)中，曲線皆出現(xiàn)了明顯斜率不變的彈性段，斜率逐漸降低的裂縫穩(wěn)定發(fā)展階段，以及平穩(wěn)下降的裂縫失穩(wěn)發(fā)展階段。PVA/PP 纖維代替部分鋼纖維后，大部分試件在最大荷載附近出現(xiàn)明顯的曲線波動(dòng)，具體表現(xiàn)為荷載短暫下降后繼續(xù)上升的“二次硬化”現(xiàn)象，原因是部分鋼纖維拔出后荷載下降，當(dāng)合成纖維普遍開始發(fā)揮作用后，荷載又隨之繼續(xù)上升。

在P-δ曲線中，除S3 組與S8 組試件外，其余試件的曲線飽滿程度皆有不同程度的削弱，甚至出現(xiàn)曲線在達(dá)到峰值荷載后快速下降的現(xiàn)象。表明：單以一種合成纖維代替部分鋼纖維，容易引起試件耗能能力的下降，而混摻兩種不同尺度的合成纖維代替鋼纖維時(shí)，3 種纖維由于彈性模量、幾何尺寸和抗拉強(qiáng)度的梯度變化，在斷裂過程中相繼發(fā)揮橋接的作用，彌補(bǔ)了性能較弱的單一合成纖維對(duì)試件耗能能力的削弱。與S1 組試件進(jìn)行對(duì)比，S2～S7組試件P-δ曲線的下降段皆出現(xiàn)了更為明顯的波動(dòng)，原因是摻入了合成纖維后，合成纖維不斷拔出、拉斷所致。而S8 組的下降段并沒有出現(xiàn)明顯的波動(dòng)，表明：3 種纖維在開裂區(qū)相繼發(fā)揮作用的機(jī)理，有利于促進(jìn)裂縫失穩(wěn)擴(kuò)展后纖維橋接應(yīng)力傳遞的穩(wěn)定。

圖7 S1組試件的荷載-變形曲線Fig.7 Load-deformation curves of specimens in group S1

圖8 S2組試件的荷載-變形曲線Fig.8 Load-deformation curves of specimens in group S2

圖9 S3組試件的荷載-變形曲線Fig.9 Load-deformation curves of specimens in group S3

圖10 S4組試件的荷載-變形曲線Fig.10 Load-deformation curves of specimens in group S4

圖11 S5組試件的荷載-變形曲線Fig.11 Load-deformation curves of specimens in group S5

圖12 S6組試件的荷載-變形曲線Fig.12 Load-deformation curves of specimens in group S6

圖13 S7組試件的荷載-變形曲線Fig.13 Load-deformation curves of specimens in group S7

圖14 S8組試件的荷載-變形曲線Fig.14 Load-deformation curves of specimens in group S8

3.3 斷裂參數(shù)計(jì)算結(jié)果及分析

由式（1）和（14）計(jì)算得出各組試件雙K 斷裂韌度參數(shù)和斷裂能，見表3，表中數(shù)據(jù)皆為均值。

由表3 可知，與S1 相比，試件S2～S4 的起裂韌度均有所提升，表現(xiàn)為正替代效應(yīng)，隨著合成纖維替代率（γ）的增加呈逐漸提升趨勢(shì)，最大增幅為34.2%（γ=30%）。試件S2～S4 的失穩(wěn)韌度隨著γ的增加而逐漸降低，均低于試件S1 的，表現(xiàn)為負(fù)替代效應(yīng)，最大降幅為56.0%（γ=30%）。表明：直徑較小的PVA 纖維能有效抑制HFUHPC 微裂縫的產(chǎn)生與發(fā)展，且抑制效果較鋼纖維的優(yōu)秀，但對(duì)裂縫穩(wěn)定擴(kuò)展階段的抑制作用則遜色于鋼纖維的。當(dāng)γ=30%時(shí)，摻量過大的PVA 纖維將導(dǎo)致纖維分布不均，從而影響纖維整體的增韌效果[29]，失穩(wěn)韌度呈斷崖式下跌。試件S5～S7 的起裂韌度較S1 的均有所減小，但減小幅度并不大，表現(xiàn)為負(fù)替代效應(yīng)。γ=20%時(shí)，其最低下降13.0%；γ=10%時(shí)，其最高下降7.5%。試件S5～S7 的失穩(wěn)韌度與S1 的對(duì)比，也有不同程度下降，表現(xiàn)為負(fù)替代效應(yīng)，但降幅隨著γ的提高而減小。試件S5～S7的失穩(wěn)韌度在γ=10%時(shí)，最低下降36.1%；γ=30%時(shí)，最高下降29.9%。這是由于PP 纖維較PVA 纖維的直徑大，加上PVA 纖維表面的羥基具有優(yōu)秀的基體黏結(jié)性能，表明：①PP 纖維在早期抗裂減縮的能力上較PVA 纖維的差[8，29]。PP纖維的彈性模量較低，意味著對(duì)抑制微裂縫的產(chǎn)生與發(fā)展存在“效果延遲”，導(dǎo)致其對(duì)起裂韌度的增益效果不如鋼纖維的。②以少量PP 纖維替代鋼纖維（γ=10%），會(huì)嚴(yán)重影響鋼纖維對(duì)HFUHPC 的增韌效果，而隨著替代率的提高，較長的PP 纖維所帶來的裂縫有效橋接，能部分彌補(bǔ)這種混摻的負(fù)效應(yīng)。因此，相同單種合成纖維替代率下（S2～S7），PVA 纖維對(duì)起裂韌度的增益效果優(yōu)于PP 纖維與鋼纖維的，PVA 纖維與PP 纖維對(duì)失穩(wěn)韌度的增益效果均不如鋼纖維的。

在斷裂能方面，無論是單以PVA 纖維還是單以PP 纖維替代鋼纖維，隨著γ的逐漸提升，斷裂能變化趨勢(shì)皆為先減后增再減，且均在γ=20%時(shí)，分別達(dá)到混摻后斷裂能的最大值。但是，除S3 與S6外，斷裂能均低于S1的，最低為S5組的，下降了40%。同時(shí)，在γ值一致的前提下，以PVA 纖維替代部分鋼纖維試件的斷裂能，大于以PP 纖維替代部分鋼纖維試件的。表明：單種合成纖維替代鋼纖維時(shí)，替代率過低或過高，會(huì)因?yàn)槔w維整體質(zhì)量的降低，纖維分布不均等原因，使試件耗能能力大幅降低。PVA 纖維因?yàn)閷?duì)混凝土基體的錨固能力更強(qiáng)，所以在提升試件耗能能力方面更優(yōu)于PP纖維。

當(dāng)3 種纖維混摻時(shí)（S8），試件的起裂韌度明顯大于單摻鋼纖維試件（S1）的，提升了20.1%，表現(xiàn)為正替代效應(yīng)。但其起裂韌度低于同γ值下S4組試件的，同時(shí)略高于PVA纖維摻量較大試件（S3）。原因?yàn)椋孩貾VA 纖維對(duì)起裂韌度的增益效果遠(yuǎn)比PP 纖維優(yōu)秀，在同γ 值下，試件S8 的起裂韌度略低于試件S4 的。②混摻多種尺寸、性能尺度的纖維，能進(jìn)一步抑制試件微裂縫的產(chǎn)生，足以抵消PP 纖維對(duì)起裂韌度微弱的削弱效果。與此同時(shí)，S8組試件的失穩(wěn)韌度、斷裂能皆高于S1組試件的，分別提升了2.9%、0.7%，表明：PVA 纖維與PP 纖維的組合能在斷裂性能上良好的替代部分鋼纖維。

斷裂位移δ0越大，試件在裂縫失穩(wěn)發(fā)展后，保持強(qiáng)度的能力越強(qiáng)，延性越強(qiáng)。S2～S8組試件中，除S4 組外，斷裂位移皆高于S1 組的。表明：以適量的合成纖維替代部分鋼纖維，能提升UHPC的延性。其中，S3 組試件（γ=20%）的斷裂破壞位移最大，延性最佳，提升了19.2%。除S4 組的斷裂位移小于S7、S1 組外，同γ值下PVA 纖維對(duì)斷裂位移的提升效果大于PP 纖維的，表明：在合適的摻量范圍內(nèi)，PVA 纖維更有利于提高試件的延性，而過多的PVA 纖維因分布不均，對(duì)試件的延性產(chǎn)生負(fù)替代效應(yīng)。3 種纖維混摻后（S8），試件的斷裂位移與S1 組的對(duì)比，沒有獲得較大的提升（僅提升0.1%），且小于除S4 組外的各組單以一種合成纖維替代鋼纖維的試件。表明：PVA 纖維與PP纖維同時(shí)替代鋼纖維，對(duì)UHPC延性的提升作用不大，且不及單一合成纖維替代鋼纖維的。

表3 斷裂參數(shù)計(jì)算結(jié)果Table 3 Calculation results of fracture parameters

由式（8）、（10）計(jì)算出各組試件的黏聚韌度，以及混摻合成纖維后的試件纖維橋接韌度的增量（皆以S1組試件為基準(zhǔn)），其計(jì)算結(jié)果見表4。由表4 可知，單獨(dú)以PVA 纖維或PP 纖維替代鋼纖維，纖維橋接應(yīng)力與黏聚應(yīng)力裂縫尖端處的應(yīng)力強(qiáng)度因子皆有明顯下降，且兩者變化趨勢(shì)相同。而PVA 與PP 纖維共同替代部分鋼纖維時(shí)（S8），黏聚韌度提升了1.5%，且纖維橋接韌度增量為正數(shù)（即0.247），3 種纖維隨著裂縫的產(chǎn)生與發(fā)展相繼產(chǎn)生橋接效果，共同作用產(chǎn)生的橋接應(yīng)力對(duì)裂縫尖端強(qiáng)度因子具有明顯的增強(qiáng)效果，產(chǎn)生正替代效應(yīng)，進(jìn)一步驗(yàn)證了以多種多尺度的合成纖維混摻替代部分鋼纖維在一定纖維摻量范圍內(nèi)行之有效。

表4 黏聚韌度與纖維橋接韌度增量計(jì)算結(jié)果Table 4 Calculation results of cohesion toughness and fiber bridging toughness increment

3.4 合成纖維替代鋼纖維增韌機(jī)理分析

試驗(yàn)表明，單以PVA 或PP 纖維任意一種纖維替代鋼纖維時(shí)，失穩(wěn)韌度、黏聚韌度、纖維橋接韌度與斷裂能都會(huì)受到不同程度的削弱，起裂韌度則各有增減，而以等量的PVA 與PP 纖維共同替代30%鋼纖維時(shí)，HFUHPC 的各項(xiàng)斷裂性能參數(shù)皆高于單摻鋼纖維UHPC 的。這歸因于鋼纖維、PVA 纖維與PP 纖維之間良好的協(xié)同抗裂能力。在裂縫產(chǎn)生前，不僅細(xì)小的PVA 纖維與PP 纖維填充了混凝土基體內(nèi)的細(xì)微孔隙，降低了HFUHPC 初期的塑性收縮，減少了其內(nèi)部初始缺陷[29]，而且PVA 纖維的表面存在羥基，具有加強(qiáng)纖維與混凝土基體黏結(jié)作用的能力，進(jìn)一步阻止微裂縫的產(chǎn)生[8]，使試件的初裂強(qiáng)度與起裂韌度得到提高。在裂縫起裂后，鋼纖維具有彈性模量較高、長度較短、對(duì)混凝土基體錨固能力強(qiáng)的特點(diǎn)，其附近微小的變形能使鋼纖維產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力。鋼纖維最先對(duì)微裂縫起到了橋接作用，有效阻止微裂縫的發(fā)展。彈性模量居中的PVA 纖維隨著荷載提升與鋼纖維拔出，開始發(fā)揮阻止裂縫進(jìn)一步發(fā)展的作用。同時(shí)，PVA 與混凝土基體黏結(jié)能力強(qiáng)，使其在拔出與拉斷的過程中消耗較多能量。試件變形繼續(xù)增大，鋼纖維的作用逐漸減小。此時(shí)，彈性模量最小、長度最大的PP 纖維開始發(fā)揮作用，在纖維地拔出與拉斷過程中消耗大量能量，而PP纖維本身的疏水性為其帶來了良好的分散性，使試件的增韌效果更穩(wěn)定。與此同時(shí)，細(xì)小的PVA纖維與PP 纖維在攪拌的過程中，與鋼纖維產(chǎn)生“纖維連鎖”機(jī)制[29-30]，從而產(chǎn)生了良好的機(jī)械咬合力，有效阻止了HFUHPC 裂縫間的纖維被拔出，進(jìn)一步增強(qiáng)了試件的韌性。PVA 纖維與PP 纖維組合因?yàn)樵摾w維混摻增韌機(jī)理，良好的彌補(bǔ)了由于鋼纖維摻量下降而導(dǎo)致斷裂性能下降的缺陷，并產(chǎn)生了正替代效應(yīng)，從而在提升斷裂性能的情況下有效降低成本。

4 結(jié)論

通過三點(diǎn)彎曲斷裂試驗(yàn)，以合成纖維替代率為變量，開展了以聚乙烯醇纖維（PVA 纖維）、聚丙烯纖維（PP 纖維）替代部分鋼纖維對(duì)UHPC 斷裂性能影響的研究工作，得到結(jié)論為：

1）以PVA 纖維替代適量的鋼纖維，能有效提高單摻鋼纖維UHPC試件的起裂韌度與延性，同時(shí)會(huì)造成黏聚韌度與纖維橋接韌度的下降，從而導(dǎo)致失穩(wěn)韌度的下降。其中，γ=30%時(shí)試件的起裂韌度最高，提升了34.2%，但失穩(wěn)韌度最低，下降了56.0%；γ=20%時(shí)試件的斷裂破壞位移最大，斷裂能最大，延性最佳，增幅分別為19.2%、14.5%。

2）以PP纖維替代一定量鋼纖維，會(huì)導(dǎo)致單摻鋼纖維UHPC試件的起裂韌度小幅下降，γ=20%時(shí)最低，下降了13.0%；也會(huì)導(dǎo)致失穩(wěn)韌度與斷裂能明顯下降，兩者在γ=10% 時(shí)最低，分別下降36.1%、40.0%。PP 纖維替代部分鋼纖維，能小幅提升單摻鋼纖維UHPC試件的斷裂破壞位移量。

3）鋼纖維、PVA纖維與PP纖維共同增韌的效果良好，3 種纖維能在裂縫開裂的不同階段發(fā)揮自身的效果，且三者形成的“纖維連鎖”機(jī)制使纖維更難被拔出，有效彌補(bǔ)了因鋼纖維的減少而造成斷裂韌性降低的缺陷，從而在提升斷裂性能的情況下有效降低成本。以等量的PVA 纖維與PP 纖維，共同替代30%的鋼纖維，能提高單摻鋼纖維UHPC試件的起裂韌度、黏聚韌度、失穩(wěn)韌度、斷裂破壞位移量與斷裂能，增幅分別為20.1%、1.5%、2.9%、0.1%、0.7%。

4）纖維橋接韌度增量的概念對(duì)纖維橋接效果的定量描述更為清晰，有助于分析HFUHPC 在不同纖維混摻模式下纖維增韌的機(jī)理。