混雜鋼纖維高強混凝土斷裂特性研究

高淑玲， 徐世烺， 袁 全， 陳 培

（1.河北工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，天津 300401；2.河北省土木工程技術(shù)研究中心，天津 300401；3.浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院，浙江杭州 310058）

0 引 言

高強混凝土屬于脆性材料，高強后其固有的脆性問題更為突出，一經(jīng)開裂承載力迅速下降，因此高強混凝土的脆性性能在一定程度上影響了其推廣應(yīng)用，而且還有可能引發(fā)災(zāi)難性工程事故.為了改善高強混凝土的力學(xué)性能及其斷裂特性，通常在其基體中加入一定數(shù)量亂向分布的鋼纖維，裂紋在擴展過程中遇到鋼纖維時，由于鋼纖維在拔出過程中可以傳遞相當(dāng)大的應(yīng)力，在裂紋尖端形成一個纖維跨接區(qū)，極大地提高了鋼纖維高強混凝土的斷裂能、斷裂韌度.鋼纖維在高強混凝土基體開裂后的橋聯(lián)作用，使高強鋼纖維混凝土在破壞之前有較大的緩慢裂縫擴展區(qū)，并在裂縫擴展區(qū)存在纖維跨接區(qū)，從而阻礙混凝土內(nèi)部裂紋的擴展，顯著提高混凝土的韌性和延性，有效避免了無征兆脆性破壞的發(fā)生［1］.近幾年混雜鋼纖維對混凝土或砂漿所起的作用越來越受到人們的重視［2、3］，人們結(jié)合其各自的優(yōu)點，以較低的造價使材料發(fā)揮最好的性能，但對于長短鋼纖維混雜摻入高強混凝土后斷裂韌性的研究較少.本文配制50～90 MPa高強混凝土，把不同尺寸、形狀的異形鋼纖維混合使用，利用楔入劈拉試驗研究長、短鋼纖維對起裂斷裂韌度、失穩(wěn)斷裂韌度和斷裂能的影響及其復(fù)合作用機理.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

圖1 楔入劈拉試件形狀、尺寸（a0＝65 mm）Fig.1 Shape and size of wedge splitting specimen（a0＝65 mm）

裂縫高比0.51，澆注5個試件，試件形狀及尺寸見圖1.應(yīng)變片標(biāo)距均為10 mm，圖2中測點1＃～5＃采用全橋連接成對布置，縫端應(yīng)變片1＃測得的起裂荷載即為整個試件的起裂荷載P＊ini.

圖2 試件測點布置（A＝20 mm，B＝40 mm）Fig.2 Measuring point distribution of specimen（A＝20 mm，B＝40 mm）

1.2 原材料和配合比

采用52.5R普通硅酸鹽水泥；大連產(chǎn)中砂，細度模數(shù)約2.7；石灰石礦生產(chǎn)的碎石，最大粒徑10 mm；Ⅰ級粉煤灰；Sika－Ⅱ高效減水劑；自來水.采用上海貝卡爾特有限公司產(chǎn)佳密克絲鋼纖維，長纖維類型為RC－65／35－BN，直徑0.65 mm，長度35 mm，長徑比64，抗拉強度1 145～1 545 MPa.短纖維采用高強度OL6／.25系列鋼纖維，表面鍍銅，中等直徑0.25 mm，長度6 mm，長徑比24，抗拉強度≥2 000 MPa，纖維形狀見圖3.高強混凝土及混雜鋼纖維高強混凝土配合比見表1.

圖3 試驗過程中使用的纖維幾何形狀Fig.3 Fiber geometry shape used in the test

表1 高強混凝土及混雜鋼纖維高強混凝土配合比及28 d立方體抗壓強度Tab.1 Mix proportions and 28 d cube compressive strength of high strength concrete and hybrid－steel fiber reinforced high－strength concrete

1.3 試件制作

采用強制式攪拌機攪拌，先將水泥、石子和砂干拌2 min，然后加入水與減水劑濕拌2 min，隨后摻入鋼纖維攪拌均勻為止.試件采用木模澆注成型，用2 mm厚鋼板預(yù)制裂縫，鋼板兩側(cè)涂有潤滑油（隔離劑），將料裝入木模后，在振動臺上振動30 s，待混凝土初凝3 h后，松動鋼板.試件澆注24 h后拆模，放入水箱中，在常溫下養(yǎng)護28 d.

1.4 加載和測量系統(tǒng)

試驗在1 000 k N微機控制液壓伺服試驗機上進行.加載采用等速位移控制，高強混凝土為0.01 mm／min，混雜鋼纖維高強混凝土為2 mm／min.采用BLR－1／5000拉壓式荷載傳感器，測量范圍為0～50 k N；裂縫張開位移采用YYJ系列電子引伸計，最大變形量為4 mm；荷載、裂縫張開位移和應(yīng)變片電壓值經(jīng)YE3817動態(tài)應(yīng)變放大器放大，采用自行編制的程序用計算機對數(shù)據(jù)進行實時采集，計算機數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自始至終記錄全過程的試驗數(shù)據(jù).圖4為加載裝置圖.

圖4 楔入劈拉加載裝置圖Fig.4 Sketch of wedge splitting loading device

2 荷載－裂縫口張開位移（簡稱PCMOD）曲線

圖5（a）、（c）分別為單獨摻加長纖維和長、短纖維共同摻加時P－CMOD曲線，結(jié)果表明長、短纖維混雜摻加的系列（HSCF2）下降段平緩，曲線形狀更飽滿，峰值荷載略有增加.

相同CMOD對應(yīng)的荷載，摻加短纖維后比不摻要高很多，這說明復(fù)合摻加短纖維開裂后，由于短纖維的橋接作用，承受的荷載增大，大約是峰值荷載的80%左右，后峰值強度也提高，斷裂能自然提高，荷載為零時CMOD的值增大很多，也預(yù)示著構(gòu)件可以承受更大的裂縫張開，拔出纖維所需要耗散的能量較大.大部分曲線沒有明顯的后峰值現(xiàn)象，下降段中有段曲線接近水平.

圖5 P－CMOD曲線Fig.5 P－CMOD curves

3 雙K斷裂參數(shù)計算

3.1 起裂斷裂韌度實測值

緊湊拉伸試件的加載方向與試件自重方向垂直，自重對裂縫擴展不起作用，但其現(xiàn)場制作沒有楔入劈拉試件容易，而且楔入劈拉法通過選取合適的楔形角，可使豎向荷載低于水平荷載，這樣人為地提高了試驗機的剛度，降低了對試驗機本身剛度的要求.與緊湊拉伸試驗相比，楔入劈拉試驗輔助加載裝置造價較低，但其所采用的試件尺寸一般是非標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸試件的尺寸，因此一般采用根據(jù)普通混凝土擬合出來的經(jīng)驗公式計算斷裂韌度；而本文采用的試件形狀和尺寸與緊湊拉伸試件形式類似，采用ASTM E399—72給出的標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸試件的應(yīng)力強度因子表達式計算斷裂韌度，利用電測法可精確測得試件的起裂荷載，利用下列公式可準(zhǔn)確計算得到試件的起裂斷裂韌度：

標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸試件尺寸滿足下列要求：l／h＝1.2，f／l＝0.27，h0＝1.25h.文獻［4］根據(jù)尺寸l／h＝1.0，f／l＝0.25，h0＝1.20h的非標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸試件提出下列計算公式：

8)選擇求解器，開啟計算程序。計算完成后界面會顯示Job finished。此時可看到目錄中含有自主格式的結(jié)果文件。

式中：KⅠc為試件的斷裂韌度（MPam1／2）；a為實測預(yù)制裂縫深度（m）；h、t分別為實測試件高度、厚度（m）；F為水平荷載（k N）；P為豎向極限荷載（k N）；mg為楔形加載架的重力（k N），本試驗mg＝0.227 5 k N；θ為楔形加載架的楔面與縱軸的夾角（15°）.計算結(jié)果見表2.

表2 高強混凝土及混雜鋼纖維高強混凝土斷裂參數(shù)比較Tab.2 Fracture parameters comparisons for high strength concrete and hybrid－steel fiber reinforced high－strength concrete

3.2 失穩(wěn)斷裂韌度KunΙc計算值

根據(jù)線性疊加假定計算失穩(wěn)臨界狀態(tài)裂縫長度，將（Pmax＋mg）／2tanθ、CMODc、相對縫長αc＝ac／h代入式（3）［5、6］，用Matlab解關(guān)于ac的方程，其值見表2.

式中：E為材料的彈性模量，參考文獻［7］摻加鋼纖維后彈性模量基本跟基體的相同，可通過式（5）計算［8］：

把最大荷載Pmax與ac代入式（1）、（2）即可求得（1）和（2），計算結(jié)果見表2.

3.3 斷裂能Gf計算

高強混凝土及混雜鋼纖維高強混凝土仍屬于半脆性材料，斷裂能可根據(jù)發(fā)生單縫破壞的軟化材料的計算公式進行計算［9］：

式中：Gf為試件斷裂能（N·m－1）；W為P－CMOD全曲線與橫坐標(biāo)包圍的面積（N·m），用Origin求得；CMOD0為峰值荷載對應(yīng)裂縫口張開位移（m）；A為韌帶面積（m2），A＝t（h－a），a為預(yù)制裂縫深度（m）；斷裂能的計算結(jié)果見表2.

由表2可知：

采用式（1）進行比較發(fā)現(xiàn)，HSC1－65失穩(wěn)斷裂韌度由原來的2.989 MPam1／2提高到3.193 MPam1／2（HSCF1－65系列），增加6.83%；HSC2－65斷裂韌度由原來的3.114 MPam1／2提高到4.049 MPam1／2（HSCF2－2－65系列），增加30.02%；HSC3－65斷裂韌度由原來的3.093 MPam1／2提高到4.122 MPam1／2（HSCF3－65系列），增加33.27%.

（2）在摻加1%RC－65／35－BN長纖維的基礎(chǔ)上再摻加0.5%的OL6／.25短纖維后，HSCF1－65系列斷裂能由1 296.630 N／m提高到1 537.160 N／m（HSCF2－65系列），增加18.59%；可知摻加短纖維后，斷裂能有一定程度的提高.

隨著混凝土強度和混雜鋼纖維混凝土強度的增加，斷裂能增加不是很明顯，有的甚至降低.

采用式（1）進行比較發(fā)現(xiàn)，HSCF1－65系列失穩(wěn)斷裂韌度由3.193 MPam1／2提高到4.208 MPam1／2（HSCF2－65系列），增加31.79%.

用標(biāo)準(zhǔn)緊湊拉伸式（1）計算的斷裂韌度是用經(jīng)驗式（2）得出的0.85～0.87倍.由于本文楔入劈拉試件形狀非立方體，建議計算時采用式（1）.

作者認為若想利用式（1）計算高強混凝土的斷裂能，需要得到比較平滑的下降段曲線，由于大部分實驗室的試驗機剛度不夠，測得的高強混凝土的下降段不是很理想，摻加纖維裂縫開裂之后鋼纖維的橋接作用使得下降段很容易得到，因此其斷裂能計算比較精確，建議混雜鋼纖維高強混凝土采用斷裂能作為斷裂參數(shù)，高強混凝土用斷裂韌度作為斷裂參數(shù).

由表2知，高強混凝土的起裂荷載是峰值荷載的70%左右；而摻加鋼纖維后，起裂荷載增大，甚至達到峰值荷載的90%還要多，說明混雜鋼纖維可阻止結(jié)構(gòu)過早開裂.

將長、短纖維混雜使用，可充分利用不同幾何尺寸纖維的混雜效應(yīng)，幾何尺寸較小的短纖維在混凝土中亂向分布，在裂縫開裂前橋接混凝土內(nèi)部分布的微裂縫，可以阻礙混凝土內(nèi)部微裂縫的擴展，控制這些微裂縫擴展成宏觀裂縫，阻滯宏觀裂縫的發(fā)生和發(fā)展［10］，見圖6，因此可以增加起裂斷裂韌度；而幾何尺寸較大的長纖維的作用主要發(fā)生在裂縫開裂后，能阻止宏觀裂縫的擴展，因此可以增加失穩(wěn)斷裂韌度，見圖6.

圖6 長、短纖維共同作用時裂縫開裂狀態(tài)Fig.6 Combined action of macrofiber and chopped fiber on crack opening

4 結(jié) 論

（1）長纖維可使失穩(wěn)斷裂韌度增加，抑制宏觀裂縫開展；短纖維可以抑制微裂縫開展，并能使起裂斷裂韌度增加.長、短纖維混雜摻加后，得到的P－CMOD曲線的下降段平緩，曲線飽滿，斷裂能增加.因此長、短鋼纖維混雜摻加既可以延遲裂縫的起裂，還可以使得開裂后的裂縫發(fā)展緩慢，耗散的總能量大大增加.

（2）摻加鋼纖維后，混凝土的失穩(wěn)斷裂韌度提高幅度遠遠不及斷裂能提高的幅度大，這是由于纖維的橋接作用發(fā)生在試件開裂以后，因此反映為下降段消耗的能量大大增加，而開裂前乃至峰值荷載前，鋼纖維起到的阻裂作用非常小.

（3）摻加鋼纖維后，鋼纖維在裂縫開裂之后的橋接作用使得下降段很容易得到，因此其斷裂能計算比較精確，建議鋼纖維混凝土或者混雜鋼纖維混凝土采用斷裂能作為斷裂參數(shù)對結(jié)構(gòu)的斷裂性能進行評價.

（4）高強混凝土脆性較大，一般的試驗機剛度不夠，很難得到P－CMOD曲線的下降段，因此建議高強混凝土不采用斷裂能作為評價指標(biāo)，而采用失穩(wěn)斷裂韌度作為斷裂參數(shù)評價結(jié)構(gòu)的斷裂性能.

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