钢纤维再生混凝土的直剪力学性能

陈宇良，姜锐，陈宗平，叶培欢; CHEN Yuliang; JIANG Rui; CHEN Zongping; YE Peihuan

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钢纤维再生混凝土的直剪力学性能 PDF

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陈宇良 ^1,2
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姜锐 ¹
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陈宗平 ^1,3
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叶培欢 ¹

1. 广西科技大学土木建筑工程学院，广西柳州 545006； 2. 华南理工大学土木与交通学院，广东广州 510641； 3. 广西大学工程防灾与结构安全教育部重点实验室，广西南宁 530004

中图分类号： TU528

最近更新：2022-09-29

DOI：10.3969/j.issn.1007-9629.2022.09.014

摘要

为研究直剪作用下钢纤维再生混凝土（SFRAC）的破坏机理，以试件尺寸、再生骨料取代率、钢纤维体积分数V_f为变化参数，设计了138个试件，并对其进行了直剪试验，得到了试件的直剪荷载-位移全过程曲线，分析了不同变化参数对SFRAC峰值剪力、抗压强度等直剪力学性能的影响规律，给出了不同试件尺寸下SFRAC峰值剪力的换算系数，提出了SFRAC抗剪强度公式.结果表明：随着试件尺寸的增大，SFRAC峰值剪力逐渐增大；随着再生骨料取代率的增加，V_f=0%的试件峰值剪力先增大后减小，V_f=1.0%的试件峰值剪力减小；钢纤维对再生混凝土抗剪能力提高幅度较大，对抗压强度提高幅度较小；提出的抗剪强度公式计算值与试验值吻合良好.

关键词

钢纤维; 再生混凝土; 尺寸效应; 直剪; 强度计算

再生粗骨料（RA）经过二次破碎后，力学性能略低于天然粗骨料（NA）^［

1‑3］.将钢纤维（SF）加入再生混凝土（RAC）中，不仅能弥补RAC性能的不足，还能极大地改善其抗裂性能和抗冲击性能^{［参考文献 4‑5}4‑5］.由于大体积混凝土力学性能的测试难度大，使用小尺寸试件表征大尺寸试件性能可解决这个问题^{［参考文献 6

百度学术}6］.因此，研究试件尺寸对钢纤维再生混凝土（SFRAC）性能的影响，对国内外环境的可持续发展意义重大.

高丹盈等^［

7］研究了试件尺寸对SF高强混凝土劈裂抗拉强度的影响，发现SF高强混凝土的劈拉强度尺寸效应换算系数与普通SFRAC接近.张学兵等^{［参考文献 8

百度学术}8］研究了SF掺量对SFRAC抗压强度、劈拉强度和抗折强度的影响，发现SF掺量对劈拉强度和抗折强度影响显著，对抗压强度影响不大.毕继红等^{［参考文献 9

百度学术}9］研究了SF掺量和分布对RAC的影响，发现SF掺量增加时，SF定向分布的RAC抗压强度持续增大，SF乱向分布的RAC抗压强度先增大后减小.赵秋红等^{［参考文献 10

百度学术}10］通过双面剪切试验研究了SF对RAC抗剪强度的影响，发现SF能提高RAC的抗剪性能.

综上，在SFRAC抗压、劈拉和抗折方面的研究较多，但对不同试件尺寸的SFRAC在直剪性能方面的研究尚未见报道.为此，为揭示SFRAC在直剪状态下的破坏机理，本文通过直剪试验，探讨了SFRAC在直剪状态下的力学性能变化规律，所得结论对完善国内外RAC方面的研究具有重要意义.

1 试验

1.1 原材料

水泥（C）为P·O 42.5普通硅酸盐水泥；骨料为砂（S）、普通碎石骨料（NA）和再生粗骨料（RA），RA为废弃RAC梁经过破碎、筛分得到，其粒径为5~20 mm，连续级配，根据GB/T 14685—2011《建设用卵石、碎石》，得到骨料的物理性质，结果见表1；SF为波纹型钢纤维，长度为37.0 mm，宽度为3.0 mm，厚度为0.9 mm，密度为7 850 kg/m³，延伸强度超过1 150 MPa.

表1 骨料的物理性质

Table 1 Physical properties of aggregates

Aggregate	Apparent density/ (kg·m^-3)	Stacking density/ (kg·m^-3)	Water absorption (by mass)/%	Water content (by mass)/%	Crushing value (by mass)/%
RA	2 599.60	1 321.30	5.35	1.55	25.63
NA	2 703.90	1 499.90	0.43	0.07	17.15
S	2 625.83	1 638.77		0.45

1.2 试件制备

配合比设计以RA的取代率

）r=0%为基准，混凝土目标设计强度为C35.由于RA的吸水率和含水率与NA不同，导致RAC浇筑时骨料间的吸水率和含水率有一定差别.为保证RAC的和易性，当r=100%时，在RAC中加入25 kg/m³附加水；随着r的变化，试件的附加水量分别乘以相应的取代系数.试件的配合比见表2.

表2 试件的配合比

Table 2 Mix proportions of specimens

r/%	m_W/m_C	Mix proportion/(kg·m^-3)
r/%	m_W/m_C	C	S	NA	RA	Water
0	0.43	498.00	541.00	1 153.00	0	215.00
30	0.45	498.00	541.00	807.00	346.00	222.95
50	0.46	498.00	541.00	577.00	577.00	227.87
70	0.47	498.00	541.00	346.00	807.00	232.79
100	0.48	498.00	541.00	0	1 153.00	240.00

试件尺寸为150 mm×150 mm×150 mm、150 mm×150 mm×200 mm、200 mm×200 mm×200 mm，分别记为S1、S2、S3；RA取代率r=0%、30%、50%、70%、100%；SF的体积分数V_f=0%、0.5%、1.0%.以试件尺寸、RA取代率、SF体积分数为变化参数，设计并制作了用于直剪试验的SFRAC试件共31组，每组3个试件，共93个试件；为了研究SFRAC抗压强度与抗剪强度之间的换算关系，同时制作了V_f=0%、1.0%，试件尺寸和r的设置与直剪试验相同，制备了15组共45个SFRAC试件进行抗压试验.试件的命名制度为：S1‑30‑0.5为试件尺寸150 mm×150 mm×150 mm、RA取代率为30%、SF体积分数为0.5%的试件，其他类推.V_f=0%的试件记为RAC，V_f=0.5%、1.0%的试件记为SFRAC.

根据CECS13—2009《纤维混凝土试验方法标准》，采用强制式搅拌机搅拌RAC，在投料前对搅拌机进行预湿处理.投料顺序按粗骨料、细骨料、水泥的顺序依次投入，干拌60 s，待骨料搅拌均匀后，将SF连续均匀地投入搅拌机，继续干拌60 s，最后连续均匀地加入水，搅拌120 s.搅拌过程中无结团现象，SF在RAC中的分散情况良好，在标准养护条件下养护28 d后进行试验.

1.3 加载装置及加载制度

基于文献［

3］中的加载装置，对试件进行剪切试验，其中150 mm×150 mm×200 mm的试件沿长边方向进行试验，采用位移控制方式加载，加载速率为0.02 mm/s.试件安装完成后，保持上下剪切盒水平，先施加竖向荷载，后施加水平荷载.试件的受力模型见图1.

图1 试件的受力模型

Fig.1 Mechanical model of specimen

2 结果与分析

2.1 典型破坏形态

直剪作用下试件的典型破坏形态见图2.由图2可见：不同RA取代率的RAC（S1‑0‑0、S1‑100‑0）破坏形态相似，均近似为1条倾斜角约为6°~7°的直线，界面边缘无明显微裂纹；试件尺寸为S1、S2和S3的SFRAC破坏形态近似为1条水平的破坏线，部分试块周围可见向两侧延伸的微裂纹，其中试件尺寸为S2的试件破坏程度比S1和S3更严重.

图2 直剪作用下试件的典型破坏形态

Fig.2 Typical failure modes of specimens under direct shear

直剪试验的剪力传递机制见图3（图中波浪线表示连接上下剪切面的SF，包括竖向和斜向分布）.由图3可见：对于RAC，剪力沿试件中心面传递，试件内部粗骨料和水泥基体共同抵抗剪力，当剪力达到峰值时，试件沿中心面发生脆性破坏，出现1条略倾斜的破坏线；对于SFRAC，剪力沿试件中心面传递，由于中心面SF的存在，使剪力沿SF传递到骨料和水泥基体上，故SF对SFRAC强度的提高由水泥基体强度和骨料粒径决定.达到峰值荷载后，SFRAC发生脆性破坏，破坏速率较无SF的RAC稍慢.

图3 直剪试验的剪力传递机制

Fig.3 Shear stress transfer mechanism of direct shear test

2.2 剪力-位移全过程曲线

RAC和SFRAC的剪力-位移（F‑s）全过程曲线见图4.由图4可见：随着试件尺寸的增大，试件峰值剪力、剪切模量和峰值位移整体呈增大的趋势；随着再生粗骨料取代率的增大，试件峰值剪力呈先增大后减小的趋势，峰值位移呈逐渐增大的趋势.不同试件尺寸的SFRAC在剪切破坏过程中均经历了弹性阶段、弹塑性阶段、塑性阶段、破坏阶段、SF拔出阶段以及界面摩擦阶段这6个阶段：（1）弹性阶段　此过程从开始加载至剪力约为峰值剪力的60%，随着位移的增加，剪力增加迅速，此时由内部所有部件共同抵抗剪力，产生可恢复变形；（2）弹塑性阶段　此过程剪力约为峰值剪力的60%~80%，随着位移的增加，剪力增长速率逐渐变慢，此时主要由黏结力和骨料强度抵抗剪力，试件开始产生部分可恢复变形和部分不可恢复变形；（3）塑性阶段　此过程剪力约为峰值剪力的80%~100%，随着位移的增加，剪力增长速率缓慢，此时主要由骨料强度抵抗剪力，试件产生不可恢复变形；（4）破坏阶段　剪力由峰值荷载迅速降低到峰值剪力的60%，此过程水泥基体首先剪坏，接着RA剪断，然后NA剪断，最后试件破坏；（5）SF拔出阶段　此过程剪力约为峰值剪力的60%~15%，随着位移的增加，剪力降低速率逐渐变缓，此时纤维拉拔力与机械咬合力共同抵抗剪力，纤维开始从试件剪切面处逐渐拉出，剪切面强度较低的骨料和水泥基体随剪切位移逐渐增加而刮落，跟随剪切面移动；（6）界面摩擦阶段　此过程剪力约为峰值剪力的15%~5%，此时大部分SF从上下剪切面拔出，从主要由SF抵抗剪力转变为主要由剪切面摩擦抵抗剪力.

图4 RAC和SFRAC的剪力-位移全过程曲线

Fig.4 F‑s whole process curves of RAC and SFRAC

2.3 峰值剪力

不同试件尺寸下RAC和SFRAC的峰值剪力F_u见图5.由图5可见：随着试件尺寸的增大，RAC和SFRAC的峰值剪力均呈逐渐增大的趋势；对于V_f=0%的RAC，随着RA取代率的增加，试件的峰值剪力逐渐减小，这是由于RA经过二次破碎，表面存在水泥基体，内部含有微裂纹，使其强度略低于天然粗骨料；对于V_f=1.0%的SFRAC，随着RA取代率的增加，S1和S3的峰值剪力呈先增大后减小的趋势；相同试件尺寸下，SFRAC的平均峰值剪力比RAC提高了18.78%.当RA取代率为0%~50%时，RA表面附着水泥基体，RA与SF的接触面比NA粗糙，相同粒径范围内RA低级配的骨料多于NA，NA高级配的骨料多于RA，SF与RAC能发挥出更强的协同作用，使试件的峰值剪力随之增大.当RA取代率为50%~100%时，由于RA的缺陷，损伤累积使峰值剪力降低的幅度大于RA表面粗糙对峰值剪力提高的幅度，峰值剪力随之降低.

图5 不同试件尺寸下RAC和SFRAC的峰值剪力

Fig.5 F_u of RAC and SFRAC under different sizes

2.4 抗压强度

RAC和SFRAC的抗压强度 $σ_{u}$ 见图6.由图6可见：试件尺寸为S1时，相同RA取代率下，V_f=1.0%的SFRAC平均抗压强度比V_f=0%的RAC提高了6.00%；对于V_f=1.0%的SFRAC试件，随着RA取代率的增加，试件尺寸为S1、S2的SFRAC抗压强度整体呈现出逐渐减小的趋势.

图6 RAC和SFRAC的抗压强度

Fig.6 Compressive strength of RAC and SFRAC

2.5 尺寸换算系数

由于相同试件尺寸的SFRAC峰值剪力随RA取代率变化不大，将其取平均值，得到试件尺寸为S1、S2、S3的SFRAC平均峰值剪力F_u1、F_u2、F_u3分别为103.80、142.18、201.51 kN.由试件尺寸可知，S2与S1、S3与S2的剪切面面积比均约为1.33，S3与S1的剪切面面积比为1.78，S3和S1的剪切面均为正方形，3种试件尺寸的剪切面面积呈线性关系.试件尺寸效应下，S2与S1、S3与S2、S3与S1的峰值剪力换算系数α₁、α₂、α₃（即其平均峰值剪力的比值）分别为1.37、1.42、1.94.相同面积比的条件下，α₁<α₂.这是由于S2的剪切面为长方形，长边方向沿剪切方向，随着SFRAC水平位移的增加，在垂直于剪切方向α、β面上的SF与再生混凝土各部件承受剪力时，剪力沿α面向β面逐渐削弱，而沿α面方向上增加尺寸，无此削弱作用，故峰值剪力换算系数α₂>α₁.S3与S1的峰值剪力换算系数α₃略大于两者剪切面面积比，其比值关系为1.09.

SFRAC的剪力传递方式见图7.由图7可见：SF在试件内部分布方式为乱向分布（见图7（a）），直剪试验中发挥作用的纤维主要为连接上下剪切面的纤维，包括垂直于剪切面和倾斜于剪切面的纤维，图中仅用垂直方向表示.

图7 SFRAC的剪力传递方式

Fig.7 Shear stess transfer mode of SFRAC

3 抗剪强度计算

本节试件尺寸均为150 mm×150 mm×150 mm的标准立方体.SFRAC立方体抗剪强度τ_cu，k主要由RAC立方体抗剪强度τ_cv，k和SF抗剪强度τ_f组成.其计算式为：

τ_{c u, k} = \frac{F_{u}}{S} = τ_{c v, k} + τ_{f}

（1）

f_{c u, k} = k τ_{c v, k}

（2）

τ_{c u, k} = \frac{1}{k} f_{c u, k} + τ_{f}

（3）

式中：S为剪切面面积；f_cu，k为立方体抗压强度；k为立方体抗剪强度与立方体抗压强度的换算系数.

将RAC的立方体抗压强度f_cu，k、立方体抗剪强度τ_cv，k进行均值化处理，得到f_cu，k、τ_cv，k分别为41.33、3.88 MPa，由此可得RAC的立方体抗压强度与立方体抗剪强度的换算系数k为10.65.

由文献［

11］中SF抗剪强度与其体积分数的关系，得到SF标准立方体剪切强度

τ_{f} = 5.522 8 {V_{f}}^{0.411 2}

，并由此得到τ_cu，k为：

τ_{c u, k} = \frac{1}{10.65} f_{c u, k} + 5.522 8 {V_{f}}^{0.411 2}

（4）

采用式（4）计算得到RAC和SFRAC的抗剪强度，并将其与试验值进行对比，结果见图8.由图8可见：不同RA取代率下，试件的抗剪强度计算值与试验值最大误差不超过9%；不同SF体积分数下，试件的抗剪强度计算值与试验值最大误差不超过9%，其中V_f=0%、1.0%的试件抗剪强度误差不超过0.05%.由此可见，试件的抗剪强度计算值与试验值吻合良好.

图8 RAC和SFRAC抗剪强度计算值与试验值对比

Fig.8 Comparison of calculated values and tested values for shear strength of RAC and SFRAC

4 结论

（1）不同试件尺寸钢纤维再生混凝土（SFRAC）的直剪破坏形态相似，钢纤维体积分数V_f为1.0%、试件尺寸为150 mm×150 mm×200 mm的SFRAC破坏程度最严重.

（2）随着试件尺寸的增大，再生混凝土（RAC）和SFRAC的峰值剪力显著提高.随着再生骨料（RA）取代率的增加，V_f=1.0%的SFRAC峰值剪力呈先增大后减小的趋势，抗压强度逐渐减小；V_f=0%的RAC峰值剪力、抗压强度均逐渐减小.

（3）钢纤维对再生混凝土抗剪能力提高幅度较大，对抗压强度提高幅度较小.V_f=1.0%的SFRAC平均峰值剪力比V_f=0%的RAC提高了18.78%，平均抗压强度提高了6.00%.

（4）本文提出的SFRAC抗剪强度公式计算值与试验值吻合良好.

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