鋼纖維再生混凝土的直剪力學性能

陳宇良, 姜 銳, 陳宗平, 3, *, 葉培歡

（1.廣西科技大學 土木建筑工程學院, 廣西柳州 545006；2.華南理工大學 土木與交通學院, 廣東廣州 510641；3.廣西大學工程防災與結構安全教育部重點實驗室, 廣西南寧 530004）

再生粗骨料（RA）經過二次破碎后, 力學性能略低于天然粗骨料（NA）[1-3］.將鋼纖維（SF）加入再生混凝土（RAC）中, 不僅能彌補RAC性能的不足, 還能極大地改善其抗裂性能和抗沖擊性能[4-5］.由于大體積混凝土力學性能的測試難度大, 使用小尺寸試件表征大尺寸試件性能可解決這個問題[6］.因此, 研究試件尺寸對鋼纖維再生混凝土（SFRAC）性能的影響, 對國內外環境的可持續發展意義重大.

高丹盈等[7］研究了試件尺寸對SF高強混凝土劈裂抗拉強度的影響, 發現SF高強混凝土的劈拉強度尺寸效應換算系數與普通SFRAC接近.張學兵等[8］研究了SF摻量對SFRAC抗壓強度、劈拉強度和抗折強度的影響, 發現SF摻量對劈拉強度和抗折強度影響顯著, 對抗壓強度影響不大.畢繼紅等[9］研究了SF摻量和分布對RAC的影響, 發現SF摻量增加時, SF定向分布的RAC抗壓強度持續增大, SF亂向分布的RAC抗壓強度先增大后減小.趙秋紅等[10］通過雙面剪切試驗研究了SF對RAC抗剪強度的影響, 發現SF能提高RAC的抗剪性能.

綜上, 在SFRAC抗壓、劈拉和抗折方面的研究較多, 但對不同試件尺寸的SFRAC在直剪性能方面的研究尚未見報道.為此, 為揭示SFRAC在直剪狀態下的破壞機理, 本文通過直剪試驗, 探討了SFRAC在直剪狀態下的力學性能變化規律, 所得結論對完善國內外RAC方面的研究具有重要意義.

1 試驗

1.1 原材料

水泥（C）為P·O 42.5普通硅酸鹽水泥；骨料為砂（S）、普通碎石骨料（NA）和再生粗骨料（RA）, RA為廢棄RAC梁經過破碎、篩分得到, 其粒徑為5～20 mm, 連續級配, 根據GB/T 14685—2011《建設用卵石、碎石》, 得到骨料的物理性質, 結果見表1；SF為波紋型鋼纖維, 長度為37.0 mm, 寬度為3.0 mm, 厚度為0.9 mm, 密度為7 850 kg/m3, 延伸強度超過1 150 MPa.

表1 骨料的物理性質Table 1 Physical properties of aggregates

1.2 試件制備

配合比設計以RA的取代率1）文中涉及的取代率、比值等除特殊說明外均為質量分數或質量比.r=0%為基準, 混凝土目標設計強度為C35.由于RA的吸水率和含水率與NA不同, 導致RAC澆筑時骨料間的吸水率和含水率有一定差別.為保證RAC的和易性, 當r=100%時, 在RAC中加入25 kg/m3附加水；隨著r的變化, 試件的附加水量分別乘以相應的取代系數.試件的配合比見表2.

表2 試件的配合比Table 2 Mix proportions of specimens

試件尺寸為150mm×150mm×150mm、150mm×150 mm×200 mm、200 mm×200 mm×200 mm, 分別 記為S1、S2、S3；RA取代率r=0%、30%、50%、70%、100%；SF的體積分數Vf=0%、0.5%、1.0%.以試件尺寸、RA取代率、SF體積分數為變化參數, 設計并制作了用于直剪試驗的SFRAC試件共31組, 每組3個試件, 共93個試件；為了研究SFRAC抗壓強度與抗剪強度之間的換算關系, 同時制作了Vf=0%、1.0%, 試件尺寸和r的設置與直剪試驗相同, 制備了15組共45個SFRAC試件進行抗壓試驗.試件的命名制度為：S1-30-0.5為試件尺寸150 mm×150 mm×150 mm、RA取代率為30%、SF體積分數為0.5%的試件, 其他類推.Vf=0%的試件記為RAC,Vf=0.5%、1.0%的試件記為SFRAC.

根據CECS13—2009《纖維混凝土試驗方法標準》, 采用強制式攪拌機攪拌RAC, 在投料前對攪拌機進行預濕處理.投料順序按粗骨料、細骨料、水泥的順序依次投入, 干拌60 s, 待骨料攪拌均勻后, 將SF連續均勻地投入攪拌機, 繼續干拌60 s, 最后連續均勻地加入水, 攪拌120 s.攪拌過程中無結團現象, SF在RAC中的分散情況良好, 在標準養護條件下養護28 d后進行試驗.

1.3 加載裝置及加載制度

基于文獻[3］中的加載裝置, 對試件進行剪切試驗, 其中150 mm×150 mm×200 mm的試件沿長邊方向進行試驗, 采用位移控制方式加載, 加載速率為0.02 mm/s.試件安裝完成后, 保持上下剪切盒水平, 先施加豎向荷載, 后施加水平荷載.試件的受力模型見圖1.

圖1 試件的受力模型Fig.1 Mechanical model of specimen

2 結果與分析

2.1 典型破壞形態

直剪作用下試件的典型破壞形態見圖2.由圖2可見：不同RA取代率的RAC（S1-0-0、S1-100-0）破壞形態相似, 均近似為1條傾斜角約為6°～7°的直線, 界面邊緣無明顯微裂紋；試件尺寸為S1、S2和S3的SFRAC破壞形態近似為1條水平的破壞線, 部分試塊周圍可見向兩側延伸的微裂紋, 其中試件尺寸為S2的試件破壞程度比S1和S3更嚴重.

圖2 直剪作用下試件的典型破壞形態Fig.2 Typical failure modes of specimens under direct shear

直剪試驗的剪力傳遞機制見圖3（圖中波浪線表示連接上下剪切面的SF, 包括豎向和斜向分布）.由圖3可見：對于RAC, 剪力沿試件中心面傳遞, 試件內部粗骨料和水泥基體共同抵抗剪力, 當剪力達到峰值時, 試件沿中心面發生脆性破壞, 出現1條略傾斜的破壞線；對于SFRAC, 剪力沿試件中心面傳遞, 由于中心面SF的存在, 使剪力沿SF傳遞到骨料和水泥基體上, 故SF對SFRAC強度的提高由水泥基體強度和骨料粒徑決定.達到峰值荷載后, SFRAC發生脆性破壞, 破壞速率較無SF的RAC稍慢.

圖3 直剪試驗的剪力傳遞機制Fig.3 Shear stress transfer mechanism of direct shear test

2.2 剪力-位移全過程曲線

RAC和SFRAC的剪力-位移（F-s）全過程曲線見圖4.由圖4可見：隨著試件尺寸的增大, 試件峰值剪力、剪切模量和峰值位移整體呈增大的趨勢；隨著再生粗骨料取代率的增大, 試件峰值剪力呈先增大后減小的趨勢, 峰值位移呈逐漸增大的趨勢.不同試件尺寸的SFRAC在剪切破壞過程中均經歷了彈性階段、彈塑性階段、塑性階段、破壞階段、SF拔出階段以及界面摩擦階段這6個階段：（1）彈性階段 此過程從開始加載至剪力約為峰值剪力的60%, 隨著位移的增加, 剪力增加迅速, 此時由內部所有部件共同抵抗剪力, 產生可恢復變形；（2）彈塑性階段 此過程剪力約為峰值剪力的60%～80%, 隨著位移的增加, 剪力增長速率逐漸變慢, 此時主要由黏結力和骨料強度抵抗剪力, 試件開始產生部分可恢復變形和部分不可恢復變形；（3）塑性階段 此過程剪力約為峰值剪力的80%～100%, 隨著位移的增加, 剪力增長速率緩慢, 此時主要由骨料強度抵抗剪力, 試件產生不可恢復變形；（4）破壞階段 剪力由峰值荷載迅速降低到峰值剪力的60%, 此過程水泥基體首先剪壞, 接著RA剪斷, 然后NA剪斷, 最后試件破壞；（5）SF拔出階段 此過程剪力約為峰值剪力的60%～15%, 隨著位移的增加, 剪力降低速率逐漸變緩, 此時纖維拉拔力與機械咬合力共同抵抗剪力, 纖維開始從試件剪切面處逐漸拉出, 剪切面強度較低的骨料和水泥基體隨剪切位移逐漸增加而刮落, 跟隨剪切面移動；（6）界面摩擦階段 此過程剪力約為峰值剪力的15%～5%, 此時大部分SF從上下剪切面拔出, 從主要由SF抵抗剪力轉變為主要由剪切面摩擦抵抗剪力.

圖4 RAC和SFRAC的剪力-位移全過程曲線Fig.4 F-s whole process curves of RAC and SFRAC

2.3 峰值剪力

不同試件尺寸下RAC和SFRAC的峰值剪力Fu見圖5.由圖5可見：隨著試件尺寸的增大, RAC和SFRAC的峰值剪力均呈逐漸增大的趨勢；對于Vf=0%的RAC, 隨著RA取代率的增加, 試件的峰值剪力逐漸減小, 這是由于RA經過二次破碎, 表面存在水泥基體, 內部含有微裂紋, 使其強度略低于天然粗骨料；對于Vf=1.0%的SFRAC, 隨著RA取代率的增加, S1和S3的峰值剪力呈先增大后減小的趨勢；相同試件尺寸下, SFRAC的平均峰值剪力比RAC提高了18.78%.當RA取代率為0%～50%時, RA表 面附著水泥 基 體, RA與SF的 接觸面比NA粗糙, 相同粒徑范圍內RA低級配的骨料多于NA, NA高級配的骨料多于RA, SF與RAC能發揮出更強的協同作用, 使試件的峰值剪力隨之增大.當RA取代率為50%～100%時, 由于RA的缺陷, 損傷累積使峰值剪力降低的幅度大于RA表面粗糙對峰值剪力提高的幅度, 峰值剪力隨之降低.

圖5 不同試件尺寸下RAC和SFRAC的峰值剪力Fig.5 Fu of RAC and SFRAC under different sizes

2.4 抗壓強度

RAC和SFRAC的抗壓強度σu見圖6.由圖6可見：試件尺寸為S1時, 相同RA取代率下,Vf=1.0%的SFRAC平均抗壓強度比Vf=0%的RAC提高了6.00%；對于Vf=1.0%的SFRAC試件, 隨著RA取代率的增加, 試件尺寸為S1、S2的SFRAC抗壓強度整體呈現出逐漸減小的趨勢.

圖6 RAC和SFRAC的抗壓強度Fig.6 Compressive strength of RAC and SFRAC

2.5 尺寸換算系數

由于相同試件尺寸的SFRAC峰值剪力隨RA取代率變化不大, 將其取平均值, 得到試件尺寸為S1、S2、S3的SFRAC平均峰值剪力Fu1、Fu2、Fu3分別為103.80、142.18、201.51 kN.由試件尺寸可知, S2與S1、S3與S2的剪切面面積比均約為1.33, S3與S1的剪切面面積比為1.78, S3和S1的剪切面均為正方形, 3種試件尺寸的剪切面面積呈線性關系.試件尺寸效應下, S2與S1、S3與S2、S3與S1的峰值剪力換算系數α1、α2、α3（即其平均峰值剪力的比值）分別為1.37、1.42、1.94.相同面積比的條件下,α1＜α2.這是由于S2的剪切面為長方形, 長邊方向沿剪切方向, 隨著SFRAC水平位移的增加, 在垂直于剪切方向α、β面上的SF與再生混凝土各部件承受剪力時, 剪力沿α面向β面逐漸削弱, 而沿α面方向上增加尺寸, 無此削弱作用, 故峰值剪力換算系數α2＞α1.S3與S1的峰值剪力換算系數α3略大于兩者剪切面面積比, 其比值關系為1.09.

SFRAC的剪力傳遞方式見圖7.由圖7可見：SF在試件內部分布方式為亂向分布（見圖7（a））, 直剪試驗中發揮作用的纖維主要為連接上下剪切面的纖維, 包括垂直于剪切面和傾斜于剪切面的纖維, 圖中僅用垂直方向表示.

圖7 SFRAC的剪力傳遞方式Fig.7 Shear stess transfer mode of SFRAC

3 抗剪強度計算

本節試件尺寸均為150 mm×150 mm×150 mm的標準立方體.SFRAC立方體抗剪強度τcu, k主要由RAC立方體抗剪強度τcv, k和SF抗剪強度τf組成.其計算式為：

式中：S為剪切面面積；fcu, k為立方體抗壓強度；k為立方體抗剪強度與立方體抗壓強度的換算系數.

將RAC的立方體抗壓強度fcu, k、立方體抗剪強度τcv, k進 行 均 值 化 處 理, 得 到fcu, k、τcv, k分 別 為41.33、3.88 MPa, 由此可得RAC的立方體抗壓強度與立方體抗剪強度的換算系數k為10.65.

由文獻[11］中SF抗剪強度與其體積分數的關系, 得到SF標準立方體剪切強度τf=5.522 8Vf0.4112, 并由此得到τcu, k為：

采用式（4）計算得到RAC和SFRAC的抗剪強度, 并將其與試驗值進行對比, 結果見圖8.由圖8可見：不同RA取代率下, 試件的抗剪強度計算值與試驗值最大誤差不超過9%；不同SF體積分數下, 試件的抗剪強度計算值與試驗值最大誤差不超過9%, 其中Vf=0%、1.0%的試件抗剪強度誤差不超過0.05%.由此可見, 試件的抗剪強度計算值與試驗值吻合良好.

圖8 RAC和SFRAC抗剪強度計算值與試驗值對比Fig.8 Comparison of calculated values and tested values for shear strength of RAC and SFRAC

4 結論

（1）不同試件尺寸鋼纖維再生混凝土（SFRAC）的直剪破壞形態相似, 鋼纖維體積分數Vf為1.0%、試件尺寸為150 mm×150 mm×200 mm的SFRAC破壞程度最嚴重.

（2）隨著試件尺寸的增大, 再生混凝土（RAC）和SFRAC的峰值剪力顯著提高.隨著再生骨料（RA）取代率的增加,Vf=1.0%的SFRAC峰值剪力呈先增大后減小的趨勢, 抗壓強度逐漸減小；Vf=0%的RAC峰值剪力、抗壓強度均逐漸減小.

（3）鋼纖維對再生混凝土抗剪能力提高幅度較大, 對抗壓強度提高幅度較小.Vf=1.0%的SFRAC平均峰值剪力比Vf=0%的RAC提高了18.78%, 平均抗壓強度提高了6.00%.

（4）本文提出的SFRAC抗剪強度公式計算值與試驗值吻合良好.