海水拌合珊瑚砂混凝土轴压性能试验研究

陈宗平，梁宇涵

(1.广西大学 土木建筑工程学院， 广西 南宁 530004；2.工程防灾与结构安全教育部重点实验室， 广西 南宁 530004)

0 引言

珊瑚是礁石珊瑚群体的死后产物，质轻、多孔、吸水性强且结构疏松，是天然的轻集料，其矿物组成主要为文石和高镁方解石，化学成分主要为碳酸钙(CaCO3)，其含量在96 %以上[1]。珊瑚砂以珊瑚碎屑为主，其中含有少量贝壳屑，而珊瑚砂混凝土(coral sand aggregate concrete, CSAC)是指将珊瑚碎块进行破碎、筛分后按照一定的比例与级配混合,部分或全部代替河砂细骨料制成的混凝土。

早在20世纪，EHLERT[2]对太平洋上的Bikini岛进行实地考察，提出了珊瑚混凝土的合理配合比并证明其具有良好耐久性；20世纪60年代，美国军方在环太平洋地区规划建设了大批军事基地，但在海洋条件下常规的砂石骨料数量满足不了大批量的建设需求，为此美国军方采用岛礁地区珊瑚拌合浇筑混凝土，发布并出版了相关土木建设标准，同时提出在常规混凝土骨料短缺时，以珊瑚作为骨料也可以保证混凝土质量达到建设要求；1996年，ARUMUGAM等[3]的研究结果表明珊瑚混凝土的抗压强度具有早强性，前期发展速率较快，后期发展缓慢。

在随后的研究中，出现了全珊瑚骨料海水混凝土相关研究，但我国关于珊瑚混凝土，特别是针对珊瑚细骨料混凝土的研究较少。陈兆林等[4-5]对珊瑚石、砂的相关参数进行检测，结果表明，珊瑚石和珊瑚砂的基本性能可以满足混凝土骨料的要求。郭东等[6]通过对比海水拌合珊瑚礁砂混凝土和河砂混凝土力学性能的差异，对其二者微观机理进行分析，试验结果表明海水拌合珊瑚礁砂混凝土早期抗压强度发展较快但后期增长速率相对较为缓慢，弹性模量也低于河砂混凝土；余以明等[7]分别采用珊瑚砂与河砂配制混凝土，对二者工作性能、力学性能、干缩、抗氯离子渗透性能进行对比分析，发现珊瑚砂混凝土的工作性能比普通混凝土的工作性能稍差，其弹性模量、抗压强度、劈裂抗拉强度基本相当，珊瑚砂混凝土比普通混凝土的抗折强度略低，因此选用珊瑚砂取代河砂配制混凝土在技术上基本可行，且海洋工程中使用珊瑚砂配制混凝土更加方便、经济，节省工期。

1 试验概况

1.1 试验材料

试验材料包括地下水、海水、天然河砂、天然珊瑚砂、人工珊瑚砂、硅酸盐水泥以及碎石粗骨料，本次试验选用珊瑚取自南中国海某海岛(东经20°54′～21°10′、北纬109°00′～109°15′)西北部沙滩高潮带。人工珊瑚砂是将取回的珊瑚碎块清洗、晾晒、破碎、筛分后，取粒径范围在0.075～4.75 mm内的骨料装袋称量；天然珊瑚砂与破碎用块状珊瑚取自同一地点，将珊瑚礁滩上天然风化而成的珊瑚碎屑过筛去除杂质后装袋称量而得；河砂为天然河砂，实测各种细骨料的物理性能指标见表1；水泥全部采用海螺牌P.O.42.5R普通硅酸盐水泥，粗骨料采用连续级配的碎石，混凝土配合比设计参考《普通混凝土配合比设计规程》(JGJ 55—2011)[8]。试验用细骨料物理形态见图1。

表1 试验用细骨料物理性能指标Tab.1 Properties of fine aggregate

(a) 人工珊瑚砂

1.2 试件设计

试验中设计并制作了11种珊瑚细骨料混凝土试件，包括天然珊瑚细骨料混凝土(取代率分别为0、30 %、50 %、70 %、100 %)、人工珊瑚细骨料混凝土(取代率分别为0、30 %、50 %、70 %、100 %)、普通河砂细骨料混凝土，共11组，每组3个(共33个)，尺寸统一为150 mm×300 mm的标准圆柱体试件。参考《普通混凝土拌合物性能试验方法标准》(GB/T 50080—2016)[9]，在浇筑过程中随机选取搅拌均匀后的混凝土拌合物测量珊瑚砂混凝土塌落度，如图2所示，各试件均为同条件浇筑养护后进行加载试验。

图2 测量混凝土塌落度 Fig.2 Measuring concrete slump

以取代率为0(即对应普通混凝土)为基准计算混凝土配合比，各组试件的配合比中严格保持细骨料的总量、水灰比(w/c)以及粗骨料用量不变、，并考虑了珊瑚本身疏松多孔的结构特殊性，相应地增加了附加用水量，珊瑚砂混凝土各组分含量见表2。本次试验所有配比下砂率均为0.33 %。表2中：试件编号“NRSAC-F”代表拌合用水为淡水(fresh water)、细骨料为天然河砂的混凝土(nature river sand)；“NRSAC-S”代表拌合用水为海水(sea water)、细骨料为天然河砂的混凝土(nature river sand)；“CSAC30-S”代表细骨料取代率为30 %，拌合用水为海水的人工珊瑚砂混凝土(coral sand aggregate concrete)；而“NCSAC30-S”代表细骨料取代率为30 %，拌合用水为海水的天然珊瑚砂混凝土(nature coral sand aggregate concrete)。

表2 珊瑚砂混凝土各组分含量Tab.2 Mix proportion of coral sand concrete

1.3 试验装置及加载制度

所有试件均在自然条件下养护28 d后进行单调静力加载试验，试验仪器采用RMT-301试验机，加载制度为位移控制加载，加载速率为0.01 mm/s，当试件的荷载下降至峰值荷载的75 %时终止加载。观察了试件的破坏形态，并通过采集系统获取试件的应力—应变全过程曲线。正式加载前将各试件加载端涂抹腻子粉找平，以避免因加载端不平整造成的应力集中现象，随后进行预加载保证试验精确性。加载装置如图3所示。

图3 加载装置Fig.3 Loading setup

2 试验结果及分析

2.1 塌落度分析

混凝土塌落度(Concrete slump，用S表示)是反应混凝土拌合物流动性的指标，表3中给出了各配合比混凝土拌合物的塌落度数值，可以看出各配合比下混凝土塌落度均集中在20～100 mm，均属于塑性混凝土范围。为了方便讨论拌合用水以及细骨料取代率对混凝土塌落度的影响，绘制如图4所示混凝土塌落度曲线图。

表3 珊瑚砂混凝土轴压力学性能指标Tab.3 Mechanical performance index of specimens

从图4(a)中可以看出，当拌合用水从淡水变为海水时，普通河砂细骨料混凝土和全珊瑚砂混凝土的塌落度均有所增加，分别增大了9 %和44 %。从材料微观角度来分析，这可能是由于海水中的离子成分，特别是Mg2+与SO42-对拌合物中水化水泥浆体的化学侵蚀所导致的。大量钙矾石因硫酸盐对水泥浆体的侵蚀而产生，但并不表现为拌合物体积的膨胀，宏观表现大多为混凝土中固体组分的消蚀或失去，即拌合物整体流动性的增加；从图4(b)中可以看出，天然珊瑚砂混凝土与人工珊瑚砂混凝土的塌落度均会随着细骨料取代率的增加而减小的，即珊瑚细骨料用量的增加在一定范围内会减小混凝土拌合物的流动性，这可能是因为在珊瑚细骨料中，会有较多的粉尘、贝壳、火山石等杂质，从而增大了拌合物骨料级配的连续程度。对于人工珊瑚砂混凝土来说，70 %取代率下的混凝土拌合物塌落度值最小，流动性最差，取代率超过70 %时，拌合物的塌落度又呈现上升趋势，这一情况的出现也可能是因为人工破碎的珊瑚砂较细且比表面积较大，导致混凝土拌合物耗水量及拌合难度增加，进而导致拌合物和易性下降。同时也不排除受浇筑场地条件限制、混凝土搅拌及振捣程度不同及混凝土浇筑时间不同等其他外界因素的影响。

(a) 拌合用水的影响

2.2 受力破坏与形态分析

通过加载试验可以看出，珊瑚砂混凝土试件的破坏形态和破坏过程均与普通混凝土相似[10-11]。加载过程中大多试件裂缝发展相对缓慢，首先表现为表层砂浆开裂翘起，随后试件侧面中部出现多条细微裂缝，随着应力的不断增大，一部分试件中部裂缝数量不断增多，最终破坏方式表现为腰部鼓曲破坏；另一部分试件沿初始裂缝斜向上下两端发展延伸，逐渐增大变宽，进而贯通试件全截面，形成1～2条斜向或纵向主裂缝，试件最终破坏形态整体性较好。第1种破坏形态多出现在低珊瑚细骨料取代率下，随着珊瑚细骨料取代率的增大，试件逐渐出现第2种破坏形态。沿试件破坏主裂缝缝剖开破坏面细致观察后可以看出，大部分试件破坏表现为界面黏结破坏，即砂浆界面与骨料分离，甚至出现骨料脱落的现象，但并没有发现粗骨料本身的断裂。细骨料取代率及拌合用水对试件破坏形态并无明显影响，如图5所示为不同配比下试件的典型破坏形态和破坏面细节。

图5 典型试件破坏形态Fig.5 Typical failure mode of specimens

2.3 应力—应变曲线

各组珊瑚砂混凝土试件的应力—应变全过程曲线根据试验实测荷载—位移曲线得到，由图6中曲线可以看出，即使试验所用材料与试验条件完全相同的混凝土试件，其试验结果之间的离散性也是无法避免的，但总体可以反映出试件受力和破坏特征。由图可以看出，加载初期应力较小，应变近似按比例增长，试件处于弹性阶段，随着应力不断加大，混凝土塑性变形和微裂缝稍有发展，应变加速增长，曲线斜率逐渐减小，混凝土内出现非稳定裂缝，应力提高值有限，进而达到承载力峰值，裂缝继续扩展试件应变继续增大但承载力迅速下降，随后沿混凝土内部最薄弱的面形成宏观裂缝。珊瑚砂混凝土圆柱体试块抗压强度取每组取代率下3个试件的平均值，根据各组试件的应力—应变(σ-ε)曲线可以得到各自的峰值应力和峰值应变，具体数据见表3。

以珊瑚为细骨料的混凝土应力—应变(σ-ε)曲线形状与普通混凝土相似，发展过程均经历了弹性阶段、弹塑性阶段、峰值点和下降段，将离散超过10 %的数据舍弃后(舍弃NRSCA-S-1、CSAC30-S-3以及CSAC100-S-1系列数据)，将各取代率下试件的应力、应变数据分别取平均值，再分别除以其峰值应力σc与峰值应变εc,然后以ε/εc(应变/峰值应变)为横坐标，σ/σc(应力/峰值应力)为纵坐标得到如图7所示的归一化曲线。由图6、图7可见，在曲线上升段，珊瑚砂混凝土与普通混凝土基本一致，受浇筑施工因素影响，曲线上升段离散性略大，但总体发展趋势相同，峰值点后，各曲线下降段均较为平缓，延性较好。

(a) NRSCA-F

(a) 天然珊瑚砂无量纲化应力—应变曲线

采用过镇海教授提出的普通混凝土单轴受压本构方程进行拟合[12]：

(1)

式中：a为上升段控制参数，b为下降段控制参数，将试验所得数据经过软件拟合后得到各取代率下控制参数见表4。由表4可以看出，本次试验混凝土应力—应变全过程曲线的上升段曲线控制参数a分布在0.34～2.59，下降段曲线控制参数b分布在0.97～7.44，而控制决定校正系数R2几乎全部达到0.99，拟合效果较好，因此建议对珊瑚砂混凝土采用式(1)进行计算，对于人工珊瑚砂来说，方程控制参数建议取值为a=1.23，b=1.82；各取代率下天然珊瑚砂建议控制参数取值为a=1.17，b=1.99。

表4 珊瑚砂混凝土应力—应变曲线方程拟合系数Tab.4 Stress-strain curve equation fitting coefficient

3 力学性能指标及其影响参数分析

3.1 峰值应力与峰值应变

由表3可知，试件峰值应变集中在3.30×10-3～7.94×10-3。根据拌合用水以及细骨料取代率两个变参数得到各试件峰值应力与峰值应变变化趋势如图8所示。从图8(a)中可以看出，拌合用水对峰值应力几乎没有影响，但当拌合用水由淡水变为海水时，天然河砂混凝土峰值应变呈现下降趋势，下降幅度达到23.8 %，而珊瑚砂混凝土的应变却随着海水取代率的增加有14.5 %的增大幅度。

(a) 拌合用水对峰值点的影响

从图8(b)中可以看出，在取代率小于70 %时，两种珊瑚细骨料的峰值应力都随取代率的升高逐渐增大，但与天然珊瑚砂应力随细骨料取代率逐渐增大不同的是，人工珊瑚砂在取代率为30 %～50 %出现应力的陡降现象，降低幅度达41.5 %，随后峰值应力随珊瑚细骨料取代率增大继续增大，直至当取代率为70 %时二者都达到应力最大值，即在相同配合比下，取代率为70 %的珊瑚砂混凝土峰值应力最大。这可能是由于人工珊瑚砂经过挑选、破碎、筛分后除去大部分贝壳及火山石杂质，且经过破碎的珊瑚砂粒表面附着大量微尘颗粒，造成拌合物搅拌均匀难度增大，随后可能出现骨料分布不均匀的情况，宏观表现为拌合物和易性变差且强度减小。

3.2 弹性模量

弹性模量的确定参照文献[12]：试件初始弹性模量取σ=0.4fc时的割线模量值。由图9可见，不论拌合用水是淡水还是海水，珊瑚砂混凝土的弹性模量均大于普通河砂混凝土，但拌合用水中离子成分的增多会减小这种差距，使其二者差值从35.73 %缩小到28.88 %；且拌合用水中氯离子的含量增大使普通河砂混凝土和珊瑚砂混凝土的弹性模量分别降低了17.48 %和30.77 %，即采用海水为拌合用水会削弱混凝土拌合物的变形能力；随着珊瑚细骨料取代率的增加，人工珊瑚砂与天然珊瑚砂呈现几乎完全相反的变化趋势，天然珊瑚砂在取代率为50 %时弹性模量最大，变形能力最好，而人工珊瑚砂却在取代率为50 %时变形能力最差。但不管是人工珊瑚砂还是天然珊瑚砂，当取代率为100 %时，其弹性模量值均高于海水河砂混凝土。

图9 变化参数对弹性模量的影响Fig.9 Effect of variation parameters on elastic modulus

3.3 位移延性

试件的延性采用位移延性系数μ=ε85/εy来定量地评估试件的变形能力。应变延性系数取极限应变ε85是峰值应力下降到85 %时对应点的应变值，εy是初始屈服应变，极限应变和初始屈服应变根据等值能量法确定，如图10所示，其中OAC的面积等于CYM的面积[13-14]。

图10 等值能量法示意图Fig.10 Schematic diagram of energy equivalent method

从表3中可以看出，由等值能量法计算得到各编号试件位移延性系数从1.28到2.47大小不等，为了便于比较不同参数的影响，绘制出在拌合用水及细骨料取代率下的延性系数变化趋势如图11所示。

图11 变化参数对延性系数的影响Fig.11 Effect of variation parameters on ductility

从图中可以看出，拌合用水对试件延性几乎没有影响，当拌合用水从淡水变为海水的过程中，普通河砂混凝土的延性系数仅下降了0.9 %，而人工珊瑚砂混凝土的延性系数下降了1.5 %；随着珊瑚细骨料取代率的增大，人工珊瑚砂混凝土的位移延性系数呈现先降低后升高随后又降低的趋势，出现峰值和最低点，峰值出现在取代率为50 %处，而30 %与70 %取代率下材料延性系数几乎完全相同；对于天然珊瑚砂来说，随着取代率的升高，在0～50 %延性系数大小随取代率的升高不断减小，波动幅度为48 %，当细骨料取代率大于50 %时，材料延性系数又随着骨料取代率增大而增大，但最终取代率为100 %的两种珊瑚混凝土延性系数均低于普通河砂海水混凝土。

3.4 能量耗散

以耗能系数η定量评估试件轴压耗能能力，基于应力—应变曲线、按照下式计算耗能系数：

(2)

式中：SOUYC为应力应变曲线与横坐标轴围成的面积，其中Y点为应力降至峰值应力的85 %时破坏点；SOABC为经过峰值点U和极限点Y且与坐标轴平行的横线与坐标轴围成的矩形面积，如图12所示。

图12 能量耗散系数示意图Fig.12 Schematic diagram of energy dissipation coefficient

从图13中可以看出，珊瑚砂混凝土的耗能系数整体小于同条件河砂混凝土，当淡水为拌合用水时，二者耗能系数差值比例为6.49 %，海水拌合下二者耗能系数则完全相同，总体来说拌合用水对普通河砂混凝土及全珊瑚砂混凝土均无明显影响；而观察细骨料取代率对耗能系数的变化曲线可以看出，取代率为0 %的河砂海水混凝土与取代率为100 %的珊瑚砂海水混凝土耗能系数几乎完全相同，曲线在取代率为50 %处略有波动，波动幅值均不超过10 %。

图13 变化参数对耗能系数的影响Fig.13 Effect of variation parameters on energy dissipation

4 结论

① 在不添加任何外加剂的情况下，水灰比为0.43的珊瑚砂混凝土塌落度在25～100 mm，均属于塑性混凝土或低塑性混凝土。混凝土塌落度的大小受细骨料取代率影响较大，总体呈现出随珊瑚细骨料取代率增大，拌合物塌落度减小的趋势。

② 珊瑚砂混凝土与普通混凝土的破坏过程及破坏形态基本相似，发展过程均经历了弹性阶段、弹塑性阶段、峰值点和下降段。珊瑚细骨料取代率小于50 %时，试件单轴受压破坏形态主要表现为腰鼓破坏；在高珊瑚骨料取代率下，试件破坏形态逐渐转为沿试件主裂缝劈裂破坏。珊瑚砂混凝土与普通混凝土应力—应变曲线基本一致，曲线上升段离散性略大，但总体发展趋势相同，峰值点后，各曲线下降段均较为平缓，延性较好。

③ 根据试验数据拟合了圆柱体人工珊瑚砂混凝土及天然珊瑚砂混凝土单轴受压应力—应变本构关系，拟合精度较高。其中人工珊瑚砂本构关系控制参数建议值为a=1.23，b=1.82，天然珊瑚砂本构关系控制参数建议值为a=1.17，b=1.99。

④ 珊瑚砂混凝土峰值应力几乎不受拌合用水种类影响，但当拌合用水由淡水变为海水时，天然河砂混凝土峰值应变呈现下降趋势，而珊瑚砂混凝土的应变却随着海水取代率的增加出现小幅上升。在取代率小于70 %时，两种珊瑚细骨料的峰值应力都随取代率的升高逐渐增大，取代率为70 %时，两种珊瑚砂混凝土的峰值应力均达最大值，因此采用珊瑚细骨料制作混凝土时建议此配合比。

⑤ 珊瑚砂混凝土的弹性模量总体上优于天然河砂混凝土，拌合用水由淡水变为海水时，天然河砂混凝土和珊瑚砂混凝土的弹性模量分别降低了17.48 %和30.77 %；随着珊瑚细骨料取代率的增加，人工珊瑚砂与天然珊瑚砂呈现几乎完全相反的变化趋势，在取代率为50 %时，天然珊瑚砂弹性模量最大，变形能力最好，而人工珊瑚砂弹性模量最小。

⑥ 采用等值能量法计算各组试件延性系数，对比发现拌合用水对珊瑚砂混凝土试件延性几乎没有影响。随着珊瑚细骨料取代率的增大，两种珊瑚砂混凝土的延性系数变化趋势不同，但总体均随珊瑚骨料取代率的增大而增大。

⑦ 拌合用水对普通河砂混凝土及全珊瑚砂混凝土均无明显影响；而观察细骨料取代率对耗能系数的变化曲线可以看出，取代率为0 %的河砂海水混凝土与取代率为100 %的珊瑚砂海水混凝土耗能系数几乎完全相同，曲线在取代率为50 %处略有波动，而这波动幅值均不超过10 %。