新发表论文：P Li, S Li, WJ Zhu, YY Lu*. Experimental research on the mechanical properties of steel fiber recycled aggregate concrete subjected to true triaxial compression. Construction and Building Materials, 2022, 339：12759.
https：//doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2022.127579
0. 前言
钢纤维再生混凝土作为一种新型的建筑材料，既实现固体废弃物的高效资源化利用，又改善了再生混凝土的力学性能。然后，目前对钢纤维再生混凝土的研究多局限于单轴应力状态下力学性能分析，而混凝土在实际服役过程多处于复杂应力状态，而此时若仍然采用单轴本构关系设计显然是不科学的。另一方面，多轴本构关系的理论模型需要试验数据来进行验证，理论模型的工程应用更在很大程度上依赖于试验成果提供的力学指标和判断准则。
鉴于此，作者对钢纤维再生骨料混凝土试件在真三轴压(σ1≠σ2≠σ3)作用下的力学性能进行了试验研究，并系统探讨了钢纤维体积掺量Vf 、再生粗骨料替代率RAR和应力比α 三个变量对破坏模式、应力应变全曲线和峰值强度的影响。试验结果表明：(1)应力比对试件破坏模式的影响最为显著，在不同应力比作用下共表现出4种破坏模式；(2)峰值强度对钢纤维体积掺量变化敏感，钢纤维最优体积掺量为0.6% ~ 1.2%；(3)最小应力比σ1/σ3和中间应力比σ2/σ3对试件峰值三轴强度表现出相反规律。最后，在试验数据的基础上，作者提出了钢纤维再生混凝土在真三轴压作用下的三参数破坏准则。
1. 试验设计
本文利用大连理工大学的刚构伺服液压闭环试验系统进行了真三轴压缩试验。如图1所示。实验加载装置由X、Y、Z三个方向独立的刚性加载架组成，每个方向的承载能力为3000kN，位移数据由X, Y, Z 三个方向6个LVDT采集。如表1所示，试验设计了9个应力比，共计270个试件。
|
|
（a）前视图 |
（b）俯视图 |
图1 真三轴加载装置 |
|
|
|
表
1
三轴压试验应力比设计
试验 |
应力比 （σ1:σ2:σ3） |
应力比个数 |
配合比个数 |
试件总数 |
三轴压 |
-0.1:-0.1:-1; -0.1:-0.25:-1; -0.1:-0.5:-1; -0.1:-0.75:-1; -0.1:-1:-1;-0.2:-0.2:-1; -0.2:-0.5:-1; -0.2:-0.75:-1; -0.2:-1:-1 |
9 |
6 |
270 |
2. 破坏模式
在真三轴作用下，试件表现出柱状劈裂、片状劈裂、斜剪破坏和挤压流塑破坏四种破坏模式。
|
|
(a) 试件破坏照片 |
(b) 示意图 |
图2. 柱状劈裂破坏 |
|
 |
(a) 试件破坏照片 |
(b) 示意图 |
图3. 片状劈裂破坏 |
 |
|
| (a) 试件破坏照片 |
(b) 示意图 |
图4. 斜剪破坏 |
 |
 |
| (a) 试件破坏照片 |
(b) 示意图 |
图5. 挤压流塑破坏
|
3. 影响因素分析
3.1 钢纤维体积掺量Vf 对峰值应力的影响
随着Vf 的增大，σp 呈现出先增大后减小的趋势。当Vf 达到0.6%或1.2%时，σp 达到最大值，但相对Vf =0，σp 的增加幅度并不明显。这是因为钢纤维的桥接效应主要作用在宏观裂纹上，而试件一般在达到峰值强度后才形成宏观裂纹。另一方面，随着侧压的增大，钢纤维的抗裂性被侧压所覆盖，因此钢纤维对三轴峰值强度的增强作用并不明显。
另一方面，当σ1/σ3 达到0.2时，σp 的增加小于在σ1/σ3=0 的情况。这是由于随着应力比的增大，试件各方向裂缝的发展受到围压的显著约束，钢纤维的桥接作用减弱。
(a) σ1/σ3=0.1 (b) σ1/σ3=0.2
图6. 钢纤维体积掺量对峰值应力的影响（RAR=100%）
3.2 再生骨料替代率RAR 对峰值应力的影响
随着RAR从50%变为100%，σp 的下降并不明显，σp 下降幅度接近5%。小于单轴加载条件下峰值应力的下降幅度。这可能由于侧向约束限制了再生骨料内部微裂缝的扩展。
(a) σ1/σ3=0.1 (b) σ1/σ3=0.2
图7. 再生骨料取代率RAR 对峰值应力的影响（Vf =1.2%）
3.3 中间应力比σ2/σ3 对峰值应力的影响
当应力比σ1/σ3=0.1，σp 随着的增大几乎没有增加。这可以归因于σ1 太小，不能提供足够的约束来抑制裂缝的发展。而当应力比σ1/σ3=0.2时，σp 随着σ2/σ3 的增大先增大后减小。这是因为当侧压较低时，骨料结合界面和原生裂纹薄弱区改善明显，因此σp 表现出增大趋势。但随着侧压和试件变形的增加，内部微裂纹和试件损伤开始积累，从而导致σp 减小。
图8. 中间应力比σ2/σ3对峰值应力的影响
4. 八面体应力
当最小应力比σ1/σ3一定时，八面体正应力σoct/fc 随中间应力比σ2/σ3 的增大而显著增大。但有趣的是，随着中间应力比σ2/σ3 的增加，剪应力τoct/fc 却变化不大。这是因为在保持σ1/σ3 恒定，当σ2/σ3 从0.1增加到1.0的过程中，|σ2-σ3| 可能增加或减小，而τoct与∑|σi-σj|2相关，因此τoct可能会有轻微的减小或增加，变化幅度并不明显。
(a) σ1/σ3=0.1 (b) σ1/σ3=0.2
图9. 中间主应力σ2/σ3比对八面体正应力比σoct/fc的影响
(a) σ1/σ3=0.1 (b) σ1/σ3=0.2
图10. 中间主应力σ2/σ3比对八面体正应力比τoct/fc的影响
6. 总结
本文尝试研究钢纤维再生混凝土的三轴力学性能，以为其多轴本构关系的建立提供试验依据，并得到了以下结论：(1)在真三轴作用下，应力比对钢纤维再生混凝土破坏模式起决定性因素。在不同应力比作用下，试件表现为柱状劈裂破坏、片状劈裂破坏、斜剪破坏和挤压流塑破坏四种破坏模式。在较低的应力比下，大部分试件表现为柱状劈裂。当σ1≤0.1σ3或σ1≥0.15σ3时，试件表现为片状劈裂。当σ1与σ2的差值引起的剪应力较大时，大部分试件被斜剪破坏。当应力比σ1/σ3与σ2/σ3同时增大(σ1,σ2≥0.15σ3)到足以抑制横向应变的过度发展时，试件出现挤压流体破坏。(2)钢纤维体积掺量Vf 对σ1或σ2 有明显的强化作用，而对σ3的影响较小。在再生骨料掺量RAR和应力比不变的情况下，三轴峰值强度σp随应力比的增大先增大后减小，Vf 的最优值为0.6%~1.2%。(3)与单轴情况相比，三轴作用下再生骨料掺量RAR对峰值强度σp的削弱作用较小。当RAR从50%增加到100%，σp的下降幅度近5%。(4)不同的应力比对σp的影响不同。随着中间应力比σ2/σ3的增大，σp先增大后减小，而当最小应力比σ1/σ3增大时，σp单调递增。
参考文献
[1] Salman Rais M, Ahmad Khan R. Effect of biomineralization technique on the strength and durability characteristics of recycled aggregate concrete[J]. Construction and Building Materials, 2021,290：123280.
[2] Zega C J, Di Maio A A. Recycled Concretes Made with Waste Ready-Mix Concrete as Coarse Aggregate[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2011,23(3)：281-286.
[3] Chakradhara R M, Bhattacharyya S K, Barai S V. Behaviour of recycled aggregate concrete under drop weight impact load[J]. Construction and Building Materials, 2011,25(1)：69-80.
[4] Choi W, Yun H. Compressive behavior of reinforced concrete columns with recycled aggregate under uniaxial loading[J]. Engineering Structures, 2012,41：285-293.
[5] Sérifou M, Sbartaï Z M, Yotte S, et al. A Study of Concrete Made with Fine and Coarse Aggregates Recycled from Fresh Concrete Waste[J]. Journal of Construction Engineering, 2013,2013：1-5.
[6] Sivakumar N, Muthukumar S, Sivakumar V R, et al. Experimental studies on high strength concrete by using recycled coarse aggregate[A]. In, 2014[C].
[7] Carneiro J A, Lima P R L, Leite M B, et al. Compressive stress–strain behavior of steel fiber reinforced-recycled aggregate concrete[J]. Cement and Concrete Composites, 2014,46：65-72.
[8] Henry M, Pardo G, Nishimura T, et al. Balancing durability and environmental impact in concrete combining low-grade recycled aggregates and mineral admixtures[J]. Resources, Conservation and Recycling, 2011,55(11)：1060-1069.
[9] Saboori A, Yazdani S, Reberg A, et al. STEEL FIBER REINFORCED CONCRETE[J]. Materials Science & Engineering, 1976,25(SEP-O)：53-58.
[10] Park S H, Kim D J, Ryu G S, et al. Tensile behavior of Ultra High Performance Hybrid Fiber Reinforced Concrete[J]. Cement and Concrete Composites, 2012,34(2)：172-184.
[11] Banthia N, Gupta R. Hybrid Fiber Reinforced Concrete (HYFRC)： Fiber Synergy in High Strength Matrices[J]. Materials and Structures, 2004,37(10)：707-716.
[12] Feldman D, Zheng Z. Synthetic Fibers for Fiber Concrete Composites[J]. MRS Online Proceeding Library Archive, 1993,305：123.
[13] Ghods P. Multi-Scale Investigation of the Formation and Break-down of Passive Films on Carbon Steel Rebar in Concrete[D]. Carleton University (Canada)., 2010：
[14] Ceia F, Raposo J, Guerra M, et al. Shear strength of recycled aggregate concrete to natural aggregate concrete interfaces[J]. Construction and Building Materials, 2016,109：139-145.
[15] Rahal K N, Al-Khaleefi A. Shear-Friction Behavior of Recycled and Natural Aggregate Concrete—An Experimental Investigation[J]. ACI Structural Journal, 2015,112(6)：725.
[16] Erdem S, Dawson A R, Thom N H. Microstructure-linked strength properties and impact response of conventional and recycled concrete reinforced with steel and synthetic macro fibres[J]. Construction and Building Materials, 2011,25(10)：4025-4036.
[17] Belén G, Fernando M, Diego C L, et al. Stress–strain relationship in axial compression for concrete using recycled saturated coarse aggregate[J]. Construction and Building materials, 2011,25(5)：2335-2342.
