玄武巖纖維網格拉伸性能試驗研究

江佳斐 豆香香 隋 凱

(同濟大學結構工程與防災研究所,上海 200092)

0 引 言

玄武巖纖維(BFRP)是以玄武巖礦石為原料,經過一系列工藝過程生產出的絲狀產品,具有力學強度高、化學穩定性好、耐溫、隔音、電絕緣等優異性能,是一種低成本、高性能的新型優質增強材料[1-3]。玄武巖纖維網格以玄武巖纖維為原料,編織成網格狀,再經過表面涂覆處理、烘干成型[4]。玄武巖纖維網格作為建筑加固用材具有廣泛的應用前景,其抗拉強度、彈性模量等基本力學性能與測定時試樣的形狀、加載速度等有關,目前,國內外對纖維網格作為結構加固用材基本力學性能的試驗方法尚無統一的規范[4-8],適用于纖維復合材料測試的國內外規范中對應應變速率各不相同(表1),依據其建議的試件尺寸和加載速度,對應的應變速率范圍為1.96×10-4～8.33×10-3s-1。一般認為,應變速率小于10-4s-1屬于低應變速率(屬靜態加載),10-4～102s-1屬于中等應變速率(屬準動態加載),大于102s-1屬于高應變速率(屬動態加載)[9]。上述規范所限定的應變速率范圍為準動態加載,為地震作用下的應變速率范圍。大量研究結果表明,加載速度對復合材料的力學參數影響很大,是影響試驗結果的重要因素[10-15]。在已有研究報道中,文獻[10]指出塑料土工格柵的拉伸強度和拉伸模量隨加載速度的降低而降低,且與加載速度的自然對數函數線性相關,峰值應變隨加載速度的增加而增加;文獻[11]和[14]指出對同一種網格,加載速度越大,極限拉伸強度越大,同一種材料在不同的加載速度下可能會出現合格與不合格兩種截然不同的結果;文獻[15]指出纖維復合板材的泊松比對加載速度不敏感,但彈性模量和極限強度隨著加載速度的增加而增加。玄武巖纖維網格作為加筋材料,拉伸性能指標的測試技術及測試結果的準確性是影響工程安全使用的重要因素。針對建筑結構正常使用狀態的受力情況(屬靜態加載范圍)與目前規范建議的應變速率范圍的不同,本文在靜態加載與準動態加載范圍內,對3種不同規格型號的玄武巖纖維網格材料在不同應變速率下的基本力學性能進行了試驗研究,并分析了纖維網格的表觀特征、纖維束初始波狀彎曲、纖維束面積、網格尺寸、浸漬程度對玄武巖纖維網格基本抗拉力學性能的影響及原因,為該材料作為建筑加固用材的基本力學性能、結構設計和材料生產提供參考。

表1我國現行的復合材料拉伸性能測試標準(規程)

Table 1 Current test standards (codes) for the tensile properties of FRP

注:表中應變速率為試驗機加載速度/試樣計量長度,實際操作過程中由于加載速度包含機械位移在內會造成實際應變率小于表中值

1 實驗材料及方法

1.1 實驗材料與試件樣式

本試驗采用的玄武巖纖維網格由江蘇綠材谷新材料科技發展有限公司提供,為編織網格,網格所采用的纖維絲均為同種玄武巖纖維絲,依據網格網孔中心距大小,分為5 mm×5 mm、10 mm×10 mm、25 mm×25 mm三種型號,試驗前對3種型號的玄武巖纖維網格纖維束采用電鏡掃描(SEM)技術,觀察樹脂浸漬程度,并依據放大后的圖像計算單根纖維束的橫截面面積,掃描結果見圖1。玄武巖纖維網格主要技術規格見表2。由掃描結果可知,3種型號的纖維束截面均呈扁平狀形態,纖維絲均呈圓柱狀;對比3種型號的纖維束浸漬效果,B組浸漬效果最好,A組其次,C組纖維束外表面部位樹脂浸漬效果較好,內部樹脂浸漬效果較差以至于核心部位出現中空現象,即C組浸漬效果最差。

單向受拉試樣采用單層玄武巖纖維網格片材,試驗試件長220 mm、寬40 mm,由一個標距段、兩個過渡段和兩個夾持段組成,試樣示意圖見圖2。其中,夾持段兩側采用環氧樹脂AB膠黏貼40 mm×40 mm的鋼板進行加固,為儀器加載頭夾持區域;過渡段兩側采用環氧樹脂AB膠各黏貼1層玄武巖纖維布進行加固,纖維布延伸至夾持段,增設過渡段目的為避免纖維束在夾持段邊緣發生斷裂。

1.2 加載制度及試驗分組

試驗在同濟大學工程結構耐久性試驗室進行,采用WDW050kN申力萬能試驗機,采樣頻率為2 Hz;采用專門定制的引申計采集標距段變形,標距段長度為80 mm,加載裝置見圖3。試驗采用位移控制加載方式,為實現應變速率在靜態加載與準動態加載的范圍,將加載速度設為3.30×10-3mm/s、1.67×10-2mm/s、3.33×10-2mm/s。材料的實際應變速率通過引申計計算獲得,見表3。試驗前施加預緊力,將試件拉直。試驗試件共分為9組,試驗分組詳見表3。

圖1 玄武巖緯向纖維束電鏡掃描圖Fig.1 SEM image of basalt fibre bundle

表2玄武巖纖維網格的主要技術規格

Table 2 Main index of the basalt fibre grid in test

注:①采用電鏡掃描3種型號單纖維束橫截面,然后通過對應圖片面積和比例尺計算得到纖維束截面面積

圖2 受拉試樣示意圖Fig.2 Tensile test specimen

圖3 加載裝置圖Fig.3 Loading equipment diagram

2 結果與討論

試驗以試件承載力出現明顯波動時為試件破壞,由圖4和圖6可知,A組和B組纖維網格應力-應變曲線分為剛度增長階段和剛度穩定階段,E為剛度穩定階段測得的彈性模量,此時σ1、ε1為剛度增長階段結束點對應的應力和應變,σ2、ε2為剛度穩定階段結束點對應的應力和應變,即為極限應力和極限應變;C組纖維網格應力-應變曲線分為剛度穩定階段和剛度退化段,E為剛度穩定階段測得的彈性模量,σ2、ε2為剛度穩定階段結束點對應的應力和應變,即為極限應力和極限應變。試驗所得玄武巖纖維網格基本力學參數見表3,表中結果為有效試件試驗結果的平均值,每組有效試件為5個。

圖4 典型應力-應變曲線Fig.4 Typical stress-strain behavior

2.1 破壞形態

在試驗過程中,發現玄武巖纖維網格在達到50%的極限荷載時發出斷斷續續的纖維絲拉斷聲,隨著荷載增加,拉斷聲愈來愈密集,部分試件出現纖維束外表面斷裂并伴隨著清脆的繃斷聲,隨后,試件達到極限荷載,發生脆性破壞。試件破壞后繼續加載,發現在較短的時間內,纖維束依次發生斷裂并伴隨著清脆的繃斷聲,各緯向纖維束的破壞順序具有隨機性,最先破壞位置多數發生在經向與緯向纖維束交節點處,經分析是受拉時節點處應力集中,導致纖維束在節點處最先發生破壞。從纖維束的破壞模式看,主要分切口式(圖5(a)、圖5(b))和散開狀(圖5(c)、圖5(d))。當纖維束浸漬效果較好,纖維絲協同工作性能好,纖維束易發生切口式破壞;當纖維束浸漬程度不足時,纖維束內外部纖維絲協同受力性能差,外部纖維絲受力大于內部纖維絲,纖維束易發生散開狀破壞,且這種現象隨著纖維束面積增加而表現的更加明顯。圖5(e)-圖5(g)為3種型號的玄武巖纖維網格破壞位置處的電鏡掃描圖。從纖維單絲破壞模式看,有纖維絲與基體間脫粘現象(圖5(f))和纖維絲斷裂(圖5(e)、圖5(g))。

表3玄武巖纖維網格力學參數

Table 3 Tensile properties of basalt fibre grid

注:①編號為字母-數字,其中字母代表網格尺寸,同表2;②應變速率為試件破壞前,標距段的引申計實測應變與時間的比值;③Fmax為A組和B組剛度穩定段結束時的荷載,為C組剛度退化段結束時的荷載。

2.2 應力-應變曲線

由圖6可知,A組和B組纖維網格應力-應變曲線分為剛度增長階段和剛度穩定階段。主要原因是網格中的玄武巖纖維束存在波浪狀彎曲現象,見圖7,文獻[16]也指出由于機織物紗線的彎曲形狀,使得其初始彈性模量明顯較低,當所有纖維束均被拉直時進入剛度穩定階段;所以,在受拉初期纖維束的變形由纖維束從波浪狀彎曲狀態逐漸拉直的變形和纖維束微段受拉產生的變形兩部分組成;相較于A組和B組,C組纖維束較硬挺,初始彎曲程度較小,沒有明顯的剛度增長階段,但存在剛度退化階段,主要原因是C組單束纖維面積遠大于A組和B組(約為10倍),且纖維束環氧樹脂浸漬效果差,發生纖維與樹脂剝離破壞,造成宏觀應力-應變的退化現象。

圖5 玄武巖纖維網格破壞形態Fig.5 Failure patterns of basalt fibre grid

圖6 試件應力-應變曲線Fig.6 Stress-strain behavior of specimens

為克服纖維束初始波浪狀彎曲對材料彈性參數測量的影響,試驗中通常采用拉伸試驗前施加預緊力的方法。文獻[4]指出試樣在最終加緊前,應在試件上施加2.0±0.2 N/tex的預張力,文獻[17]則指出應施加2.0±0.2 cN/tex的預張力,兩者相差102倍。本次試驗,以20 N作為初始預緊力。從應力應變曲線發現,A組和B組仍存在初始彎曲問題。以剛度穩定階段的起始應力可獲得各試件為克服初始波浪狀彎曲所需施加的預應力,則應施加預應力在極限應力的6.08%～14.39%之間,各組應施加應力平均值及變異系數見圖8。所需施加預應力范圍較大的主要原因是纖維束的初始彎曲程度差異較大,初始彎曲程度的差異性將給通過彈性參數預測網格在結構中的應力狀態造成誤差。

圖7 A組單根纖維束圖Fig.7 Basalt fibre bundle of group A

2.3 彈性模量、破壞強度與應變

應變速率從3.33×10-5s-1增加到3.33×10-4s-1時,對比3種型號的玄武巖纖維網格拉伸試驗結果,由圖9(a)可知,3種型號的網格的彈性模量在26～34 GPa之間,其中A組彈性模隨應變速率的增加呈現增長趨勢,呈現的正相關性;B組彈性模量出現先降低后增長的趨勢,最大彈性模量與最小彈性模量相差11.29%;C組彈性模量整體小于A組和B組,并在應變速率從3.33×105s-1增加到1×10-4s-1時,出現增長趨勢,最大彈性模量與最小彈性模量相差7.02%。B組和C組的彈性模量與應變速率的相關性規律不明顯。

由圖9(b)可知,3種型號的網格應力σ2均大于490 MPa,其中,A組和B組應力呈先降低后增加的趨勢,C組應力出現先增加后降低的趨勢。

由圖9(c)可知,3種型號的網格ε2均大于1.8%,小于2.5%;從試驗結果看,3種型號網格ε2變化比較平穩,A組網格ε2變化了7.39%,B組網格ε2變化了0.91%,C組網格ε2變化了2.25%。C組網格ε2明顯大于A組和B組,且3種型號的網格ε2與應變速率無明顯的相關性。

3種型號的網格雖然均為玄武巖纖維網格,但其材料屬性與應變速率相關性存在明顯的差異性,其原因是材料屬性受纖維束面積、網格尺寸、樹脂浸漬程度等因素的影響。

2.4 纖維束面積、網格尺寸、樹脂浸漬程度的影響

從A組到C組,網格尺寸逐漸增大。B組纖維束面積最小,C組最大。在相同應變速率下,B組纖維束破壞時纖維網格錯位較大,緯向纖維束與經向纖維束基本發生分離,大部分纖維束發生斷裂現象,其破壞劇烈程度大于A組和C組,彈性模量及應力σ2隨應變速率變化波動較大。A組和C組纖維束破壞時網格相對初始狀態基本無錯位,緯向纖維束與經向纖維束未發生分離;A組纖維束存在切口式和散開狀破壞,而C組纖維束僅為散開狀破壞;破壞劇烈程度上,A組和C組破壞劇烈程度在試驗設定的應變速率范圍內差異性不大,C組比A組緩和。由此可知,纖維束面積增大和纖維束間距變小均能提高非受力向纖維束對受力向纖維束的約束作用,降低纖維網格斷裂時的破壞劇烈程度與應變速率的相關性。

借助電鏡掃描圖像分析各型號纖維束的樹脂浸漬程度。C組樹脂浸漬效果差,纖維束內部存在中空現象(圖1(c)),內外部纖維絲受力不均勻,發生散開狀破壞,同時內外部纖維絲之間相互滑動導致應變ε2較大;A組和B組樹脂浸漬效果比C組均勻(圖1(a)、圖1(b)),單根纖維束內外纖維絲受力較均勻,在破壞過程中纖維束主要為切口式破壞,同時,纖維絲之間未發生滑動,所以A組和B組纖維網格應變ε2小于C組。因此,樹脂浸漬程度效果影響纖維束內外部纖維絲協同工作性能,進而影響玄武巖纖維網格的破壞模式與峰值應變[18-19]。

B組和A組的彈性模量明顯大于C組,且B組的彈性模量大于A組,由此可知,纖維網格彈性模量受纖維束浸漬程度和纖維束面積的共同影響,且隨著纖維束面積增大和浸漬效果降低而降低。

3 結 論

(1) 玄武巖纖維網格在單軸受拉時纖維束依次發生破壞,各緯向纖維束的破壞順序具有隨機性,破壞位置多數發生在經向與緯向纖維束交節點處,破壞形態主要分為切口式和散開狀兩種破壞模式,破壞時纖維絲出現脫黏和斷裂兩種破壞模式。

(2) 對較柔軟纖維束(A組和B組),受纖維編織工藝影響,試驗試件纖維束存在初始彎曲,應力-應變曲線出現剛度逐漸增長的初始階段和應力-應變為線性關系的剛度穩定階段。以剛度穩定階段的起始應力作為克服初始波浪狀彎曲所需施加的預應力,則應施加預應力在極限應力的6.08%～14.39%之間。

(3) 單束纖維截面面積和網格尺寸大小影響纖維束受力向斷裂破壞程度,截面面積增大或減小網格尺寸可降低纖維脆性破壞的劇烈程度。在采用同種樹脂和纖維的前提下,樹脂浸漬程度影響纖維與樹脂的協同工作性能,直接反映在纖維網格復合材料的應變ε2、彈性模量和破壞模式上。

(4)不同網格的速率相關性并不相同,從本次試驗三組規格的試驗結果可知,纖維網格復合材料極限應變受應變速率影響較小,彈性模量及峰值應力在0.3×10-4～1×10-4s-1區間變化幅度較大,規律并不統一,在1×10-4～3×10-4s-1區間變化趨勢較平穩,呈現略微增長的趨勢。因此,建議材性測試的應變率區間設定在1×10-4～3×10-4s-1區間。

玄武巖纖維具有強度高、耐高溫、耐化學腐蝕以及性價比高等眾多優點,但影響纖維網格材料力學性能的因素較多,在產品規格要求,加工工藝控制及試驗方法的差異性將引起產品力學性能差異,將影響產品的設計和利用效率。其在我國作為建筑加固用材依舊處于初期,尤其在玄武巖網格方面,國內研究甚少。對玄武巖纖維網格作為建筑加固用材需要進行更深入的研究。

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