海水拌合珊瑚砂混凝土軸壓性能試驗(yàn)研究

陳宗平，梁宇涵

(1.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 廣西 南寧 530004；2.工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 廣西 南寧 530004)

0 引言

珊瑚是礁石珊瑚群體的死后產(chǎn)物，質(zhì)輕、多孔、吸水性強(qiáng)且結(jié)構(gòu)疏松，是天然的輕集料，其礦物組成主要為文石和高鎂方解石，化學(xué)成分主要為碳酸鈣(CaCO3)，其含量在96 %以上[1]。珊瑚砂以珊瑚碎屑為主，其中含有少量貝殼屑，而珊瑚砂混凝土(coral sand aggregate concrete, CSAC)是指將珊瑚碎塊進(jìn)行破碎、篩分后按照一定的比例與級(jí)配混合,部分或全部代替河砂細(xì)骨料制成的混凝土。

早在20世紀(jì)，EHLERT[2]對(duì)太平洋上的Bikini島進(jìn)行實(shí)地考察，提出了珊瑚混凝土的合理配合比并證明其具有良好耐久性；20世紀(jì)60年代，美國(guó)軍方在環(huán)太平洋地區(qū)規(guī)劃建設(shè)了大批軍事基地，但在海洋條件下常規(guī)的砂石骨料數(shù)量滿足不了大批量的建設(shè)需求，為此美國(guó)軍方采用島礁地區(qū)珊瑚拌合澆筑混凝土，發(fā)布并出版了相關(guān)土木建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)，同時(shí)提出在常規(guī)混凝土骨料短缺時(shí)，以珊瑚作為骨料也可以保證混凝土質(zhì)量達(dá)到建設(shè)要求；1996年，ARUMUGAM等[3]的研究結(jié)果表明珊瑚混凝土的抗壓強(qiáng)度具有早強(qiáng)性，前期發(fā)展速率較快，后期發(fā)展緩慢。

在隨后的研究中，出現(xiàn)了全珊瑚骨料海水混凝土相關(guān)研究，但我國(guó)關(guān)于珊瑚混凝土，特別是針對(duì)珊瑚細(xì)骨料混凝土的研究較少。陳兆林等[4-5]對(duì)珊瑚石、砂的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行檢測(cè)，結(jié)果表明，珊瑚石和珊瑚砂的基本性能可以滿足混凝土骨料的要求。郭東等[6]通過(guò)對(duì)比海水拌合珊瑚礁砂混凝土和河砂混凝土力學(xué)性能的差異，對(duì)其二者微觀機(jī)理進(jìn)行分析，試驗(yàn)結(jié)果表明海水拌合珊瑚礁砂混凝土早期抗壓強(qiáng)度發(fā)展較快但后期增長(zhǎng)速率相對(duì)較為緩慢，彈性模量也低于河砂混凝土；余以明等[7]分別采用珊瑚砂與河砂配制混凝土，對(duì)二者工作性能、力學(xué)性能、干縮、抗氯離子滲透性能進(jìn)行對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)珊瑚砂混凝土的工作性能比普通混凝土的工作性能稍差，其彈性模量、抗壓強(qiáng)度、劈裂抗拉強(qiáng)度基本相當(dāng)，珊瑚砂混凝土比普通混凝土的抗折強(qiáng)度略低，因此選用珊瑚砂取代河砂配制混凝土在技術(shù)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、經(jīng)濟(jì)，節(jié)省工期。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料包括地下水、海水、天然河砂、天然珊瑚砂、人工珊瑚砂、硅酸鹽水泥以及碎石粗骨料，本次試驗(yàn)選用珊瑚取自南中國(guó)海某海島(東經(jīng)20°54′～21°10′、北緯109°00′～109°15′)西北部沙灘高潮帶。人工珊瑚砂是將取回的珊瑚碎塊清洗、晾曬、破碎、篩分后，取粒徑范圍在0.075～4.75 mm內(nèi)的骨料裝袋稱(chēng)量；天然珊瑚砂與破碎用塊狀珊瑚取自同一地點(diǎn)，將珊瑚礁灘上天然風(fēng)化而成的珊瑚碎屑過(guò)篩去除雜質(zhì)后裝袋稱(chēng)量而得；河砂為天然河砂，實(shí)測(cè)各種細(xì)骨料的物理性能指標(biāo)見(jiàn)表1；水泥全部采用海螺牌P.O.42.5R普通硅酸鹽水泥，粗骨料采用連續(xù)級(jí)配的碎石，混凝土配合比設(shè)計(jì)參考《普通混凝土配合比設(shè)計(jì)規(guī)程》(JGJ 55—2011)[8]。試驗(yàn)用細(xì)骨料物理形態(tài)見(jiàn)圖1。

表1 試驗(yàn)用細(xì)骨料物理性能指標(biāo)Tab.1 Properties of fine aggregate

(a) 人工珊瑚砂

1.2 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)中設(shè)計(jì)并制作了11種珊瑚細(xì)骨料混凝土試件，包括天然珊瑚細(xì)骨料混凝土(取代率分別為0、30 %、50 %、70 %、100 %)、人工珊瑚細(xì)骨料混凝土(取代率分別為0、30 %、50 %、70 %、100 %)、普通河砂細(xì)骨料混凝土，共11組，每組3個(gè)(共33個(gè))，尺寸統(tǒng)一為150 mm×300 mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱體試件。參考《普通混凝土拌合物性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50080—2016)[9]，在澆筑過(guò)程中隨機(jī)選取攪拌均勻后的混凝土拌合物測(cè)量珊瑚砂混凝土塌落度，如圖2所示，各試件均為同條件澆筑養(yǎng)護(hù)后進(jìn)行加載試驗(yàn)。

圖2 測(cè)量混凝土塌落度 Fig.2 Measuring concrete slump

以取代率為0(即對(duì)應(yīng)普通混凝土)為基準(zhǔn)計(jì)算混凝土配合比，各組試件的配合比中嚴(yán)格保持細(xì)骨料的總量、水灰比(w/c)以及粗骨料用量不變、，并考慮了珊瑚本身疏松多孔的結(jié)構(gòu)特殊性，相應(yīng)地增加了附加用水量，珊瑚砂混凝土各組分含量見(jiàn)表2。本次試驗(yàn)所有配比下砂率均為0.33 %。表2中：試件編號(hào)“NRSAC-F”代表拌合用水為淡水(fresh water)、細(xì)骨料為天然河砂的混凝土(nature river sand)；“NRSAC-S”代表拌合用水為海水(sea water)、細(xì)骨料為天然河砂的混凝土(nature river sand)；“CSAC30-S”代表細(xì)骨料取代率為30 %，拌合用水為海水的人工珊瑚砂混凝土(coral sand aggregate concrete)；而“NCSAC30-S”代表細(xì)骨料取代率為30 %，拌合用水為海水的天然珊瑚砂混凝土(nature coral sand aggregate concrete)。

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

1.3 試驗(yàn)裝置及加載制度

所有試件均在自然條件下養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行單調(diào)靜力加載試驗(yàn)，試驗(yàn)儀器采用RMT-301試驗(yàn)機(jī)，加載制度為位移控制加載，加載速率為0.01 mm/s，當(dāng)試件的荷載下降至峰值荷載的75 %時(shí)終止加載。觀察了試件的破壞形態(tài)，并通過(guò)采集系統(tǒng)獲取試件的應(yīng)力—應(yīng)變?nèi)^(guò)程曲線。正式加載前將各試件加載端涂抹膩?zhàn)臃壅移?，以避免因加載端不平整造成的應(yīng)力集中現(xiàn)象，隨后進(jìn)行預(yù)加載保證試驗(yàn)精確性。加載裝置如圖3所示。

圖3 加載裝置Fig.3 Loading setup

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 塌落度分析

混凝土塌落度(Concrete slump，用S表示)是反應(yīng)混凝土拌合物流動(dòng)性的指標(biāo)，表3中給出了各配合比混凝土拌合物的塌落度數(shù)值，可以看出各配合比下混凝土塌落度均集中在20～100 mm，均屬于塑性混凝土范圍。為了方便討論拌合用水以及細(xì)骨料取代率對(duì)混凝土塌落度的影響，繪制如圖4所示混凝土塌落度曲線圖。

表3 珊瑚砂混凝土軸壓力學(xué)性能指標(biāo)Tab.3 Mechanical performance index of specimens

從圖4(a)中可以看出，當(dāng)拌合用水從淡水變?yōu)楹Ｋ畷r(shí)，普通河砂細(xì)骨料混凝土和全珊瑚砂混凝土的塌落度均有所增加，分別增大了9 %和44 %。從材料微觀角度來(lái)分析，這可能是由于海水中的離子成分，特別是Mg2+與SO42-對(duì)拌合物中水化水泥漿體的化學(xué)侵蝕所導(dǎo)致的。大量鈣礬石因硫酸鹽對(duì)水泥漿體的侵蝕而產(chǎn)生，但并不表現(xiàn)為拌合物體積的膨脹，宏觀表現(xiàn)大多為混凝土中固體組分的消蝕或失去，即拌合物整體流動(dòng)性的增加；從圖4(b)中可以看出，天然珊瑚砂混凝土與人工珊瑚砂混凝土的塌落度均會(huì)隨著細(xì)骨料取代率的增加而減小的，即珊瑚細(xì)骨料用量的增加在一定范圍內(nèi)會(huì)減小混凝土拌合物的流動(dòng)性，這可能是因?yàn)樵谏汉骷?xì)骨料中，會(huì)有較多的粉塵、貝殼、火山石等雜質(zhì)，從而增大了拌合物骨料級(jí)配的連續(xù)程度。對(duì)于人工珊瑚砂混凝土來(lái)說(shuō)，70 %取代率下的混凝土拌合物塌落度值最小，流動(dòng)性最差，取代率超過(guò)70 %時(shí)，拌合物的塌落度又呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，這一情況的出現(xiàn)也可能是因?yàn)槿斯て扑榈纳汉魃拜^細(xì)且比表面積較大，導(dǎo)致混凝土拌合物耗水量及拌合難度增加，進(jìn)而導(dǎo)致拌合物和易性下降。同時(shí)也不排除受澆筑場(chǎng)地條件限制、混凝土攪拌及振搗程度不同及混凝土澆筑時(shí)間不同等其他外界因素的影響。

(a) 拌合用水的影響

2.2 受力破壞與形態(tài)分析

通過(guò)加載試驗(yàn)可以看出，珊瑚砂混凝土試件的破壞形態(tài)和破壞過(guò)程均與普通混凝土相似[10-11]。加載過(guò)程中大多試件裂縫發(fā)展相對(duì)緩慢，首先表現(xiàn)為表層砂漿開(kāi)裂翹起，隨后試件側(cè)面中部出現(xiàn)多條細(xì)微裂縫，隨著應(yīng)力的不斷增大，一部分試件中部裂縫數(shù)量不斷增多，最終破壞方式表現(xiàn)為腰部鼓曲破壞；另一部分試件沿初始裂縫斜向上下兩端發(fā)展延伸，逐漸增大變寬，進(jìn)而貫通試件全截面，形成1～2條斜向或縱向主裂縫，試件最終破壞形態(tài)整體性較好。第1種破壞形態(tài)多出現(xiàn)在低珊瑚細(xì)骨料取代率下，隨著珊瑚細(xì)骨料取代率的增大，試件逐漸出現(xiàn)第2種破壞形態(tài)。沿試件破壞主裂縫縫剖開(kāi)破壞面細(xì)致觀察后可以看出，大部分試件破壞表現(xiàn)為界面黏結(jié)破壞，即砂漿界面與骨料分離，甚至出現(xiàn)骨料脫落的現(xiàn)象，但并沒(méi)有發(fā)現(xiàn)粗骨料本身的斷裂。細(xì)骨料取代率及拌合用水對(duì)試件破壞形態(tài)并無(wú)明顯影響，如圖5所示為不同配比下試件的典型破壞形態(tài)和破壞面細(xì)節(jié)。

圖5 典型試件破壞形態(tài)Fig.5 Typical failure mode of specimens

2.3 應(yīng)力—應(yīng)變曲線

各組珊瑚砂混凝土試件的應(yīng)力—應(yīng)變?nèi)^(guò)程曲線根據(jù)試驗(yàn)實(shí)測(cè)荷載—位移曲線得到，由圖6中曲線可以看出，即使試驗(yàn)所用材料與試驗(yàn)條件完全相同的混凝土試件，其試驗(yàn)結(jié)果之間的離散性也是無(wú)法避免的，但總體可以反映出試件受力和破壞特征。由圖可以看出，加載初期應(yīng)力較小，應(yīng)變近似按比例增長(zhǎng)，試件處于彈性階段，隨著應(yīng)力不斷加大，混凝土塑性變形和微裂縫稍有發(fā)展，應(yīng)變加速增長(zhǎng)，曲線斜率逐漸減小，混凝土內(nèi)出現(xiàn)非穩(wěn)定裂縫，應(yīng)力提高值有限，進(jìn)而達(dá)到承載力峰值，裂縫繼續(xù)擴(kuò)展試件應(yīng)變繼續(xù)增大但承載力迅速下降，隨后沿混凝土內(nèi)部最薄弱的面形成宏觀裂縫。珊瑚砂混凝土圓柱體試塊抗壓強(qiáng)度取每組取代率下3個(gè)試件的平均值，根據(jù)各組試件的應(yīng)力—應(yīng)變(σ-ε)曲線可以得到各自的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變，具體數(shù)據(jù)見(jiàn)表3。

以珊瑚為細(xì)骨料的混凝土應(yīng)力—應(yīng)變(σ-ε)曲線形狀與普通混凝土相似，發(fā)展過(guò)程均經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段、峰值點(diǎn)和下降段，將離散超過(guò)10 %的數(shù)據(jù)舍棄后(舍棄NRSCA-S-1、CSAC30-S-3以及CSAC100-S-1系列數(shù)據(jù))，將各取代率下試件的應(yīng)力、應(yīng)變數(shù)據(jù)分別取平均值，再分別除以其峰值應(yīng)力σc與峰值應(yīng)變?chǔ)與,然后以ε/εc(應(yīng)變/峰值應(yīng)變)為橫坐標(biāo)，σ/σc(應(yīng)力/峰值應(yīng)力)為縱坐標(biāo)得到如圖7所示的歸一化曲線。由圖6、圖7可見(jiàn)，在曲線上升段，珊瑚砂混凝土與普通混凝土基本一致，受澆筑施工因素影響，曲線上升段離散性略大，但總體發(fā)展趨勢(shì)相同，峰值點(diǎn)后，各曲線下降段均較為平緩，延性較好。

(a) NRSCA-F

(a) 天然珊瑚砂無(wú)量綱化應(yīng)力—應(yīng)變曲線

采用過(guò)鎮(zhèn)海教授提出的普通混凝土單軸受壓本構(gòu)方程進(jìn)行擬合[12]：

(1)

式中：a為上升段控制參數(shù)，b為下降段控制參數(shù)，將試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)經(jīng)過(guò)軟件擬合后得到各取代率下控制參數(shù)見(jiàn)表4。由表4可以看出，本次試驗(yàn)混凝土應(yīng)力—應(yīng)變?nèi)^(guò)程曲線的上升段曲線控制參數(shù)a分布在0.34～2.59，下降段曲線控制參數(shù)b分布在0.97～7.44，而控制決定校正系數(shù)R2幾乎全部達(dá)到0.99，擬合效果較好，因此建議對(duì)珊瑚砂混凝土采用式(1)進(jìn)行計(jì)算，對(duì)于人工珊瑚砂來(lái)說(shuō)，方程控制參數(shù)建議取值為a=1.23，b=1.82；各取代率下天然珊瑚砂建議控制參數(shù)取值為a=1.17，b=1.99。

表4 珊瑚砂混凝土應(yīng)力—應(yīng)變曲線方程擬合系數(shù)Tab.4 Stress-strain curve equation fitting coefficient

3 力學(xué)性能指標(biāo)及其影響參數(shù)分析

3.1 峰值應(yīng)力與峰值應(yīng)變

由表3可知，試件峰值應(yīng)變集中在3.30×10-3～7.94×10-3。根據(jù)拌合用水以及細(xì)骨料取代率兩個(gè)變參數(shù)得到各試件峰值應(yīng)力與峰值應(yīng)變變化趨勢(shì)如圖8所示。從圖8(a)中可以看出，拌合用水對(duì)峰值應(yīng)力幾乎沒(méi)有影響，但當(dāng)拌合用水由淡水變?yōu)楹Ｋ畷r(shí)，天然河砂混凝土峰值應(yīng)變呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，下降幅度達(dá)到23.8 %，而珊瑚砂混凝土的應(yīng)變卻隨著海水取代率的增加有14.5 %的增大幅度。

(a) 拌合用水對(duì)峰值點(diǎn)的影響

從圖8(b)中可以看出，在取代率小于70 %時(shí)，兩種珊瑚細(xì)骨料的峰值應(yīng)力都隨取代率的升高逐漸增大，但與天然珊瑚砂應(yīng)力隨細(xì)骨料取代率逐漸增大不同的是，人工珊瑚砂在取代率為30 %～50 %出現(xiàn)應(yīng)力的陡降現(xiàn)象，降低幅度達(dá)41.5 %，隨后峰值應(yīng)力隨珊瑚細(xì)骨料取代率增大繼續(xù)增大，直至當(dāng)取代率為70 %時(shí)二者都達(dá)到應(yīng)力最大值，即在相同配合比下，取代率為70 %的珊瑚砂混凝土峰值應(yīng)力最大。這可能是由于人工珊瑚砂經(jīng)過(guò)挑選、破碎、篩分后除去大部分貝殼及火山石雜質(zhì)，且經(jīng)過(guò)破碎的珊瑚砂粒表面附著大量微塵顆粒，造成拌合物攪拌均勻難度增大，隨后可能出現(xiàn)骨料分布不均勻的情況，宏觀表現(xiàn)為拌合物和易性變差且強(qiáng)度減小。

3.2 彈性模量

彈性模量的確定參照文獻(xiàn)[12]：試件初始彈性模量取σ=0.4fc時(shí)的割線模量值。由圖9可見(jiàn)，不論拌合用水是淡水還是海水，珊瑚砂混凝土的彈性模量均大于普通河砂混凝土，但拌合用水中離子成分的增多會(huì)減小這種差距，使其二者差值從35.73 %縮小到28.88 %；且拌合用水中氯離子的含量增大使普通河砂混凝土和珊瑚砂混凝土的彈性模量分別降低了17.48 %和30.77 %，即采用海水為拌合用水會(huì)削弱混凝土拌合物的變形能力；隨著珊瑚細(xì)骨料取代率的增加，人工珊瑚砂與天然珊瑚砂呈現(xiàn)幾乎完全相反的變化趨勢(shì)，天然珊瑚砂在取代率為50 %時(shí)彈性模量最大，變形能力最好，而人工珊瑚砂卻在取代率為50 %時(shí)變形能力最差。但不管是人工珊瑚砂還是天然珊瑚砂，當(dāng)取代率為100 %時(shí)，其彈性模量值均高于海水河砂混凝土。

圖9 變化參數(shù)對(duì)彈性模量的影響Fig.9 Effect of variation parameters on elastic modulus

3.3 位移延性

試件的延性采用位移延性系數(shù)μ=ε85/εy來(lái)定量地評(píng)估試件的變形能力。應(yīng)變延性系數(shù)取極限應(yīng)變?chǔ)?5是峰值應(yīng)力下降到85 %時(shí)對(duì)應(yīng)點(diǎn)的應(yīng)變值，εy是初始屈服應(yīng)變，極限應(yīng)變和初始屈服應(yīng)變根據(jù)等值能量法確定，如圖10所示，其中OAC的面積等于CYM的面積[13-14]。

圖10 等值能量法示意圖Fig.10 Schematic diagram of energy equivalent method

從表3中可以看出，由等值能量法計(jì)算得到各編號(hào)試件位移延性系數(shù)從1.28到2.47大小不等，為了便于比較不同參數(shù)的影響，繪制出在拌合用水及細(xì)骨料取代率下的延性系數(shù)變化趨勢(shì)如圖11所示。

圖11 變化參數(shù)對(duì)延性系數(shù)的影響Fig.11 Effect of variation parameters on ductility

從圖中可以看出，拌合用水對(duì)試件延性幾乎沒(méi)有影響，當(dāng)拌合用水從淡水變?yōu)楹Ｋ倪^(guò)程中，普通河砂混凝土的延性系數(shù)僅下降了0.9 %，而人工珊瑚砂混凝土的延性系數(shù)下降了1.5 %；隨著珊瑚細(xì)骨料取代率的增大，人工珊瑚砂混凝土的位移延性系數(shù)呈現(xiàn)先降低后升高隨后又降低的趨勢(shì)，出現(xiàn)峰值和最低點(diǎn)，峰值出現(xiàn)在取代率為50 %處，而30 %與70 %取代率下材料延性系數(shù)幾乎完全相同；對(duì)于天然珊瑚砂來(lái)說(shuō)，隨著取代率的升高，在0～50 %延性系數(shù)大小隨取代率的升高不斷減小，波動(dòng)幅度為48 %，當(dāng)細(xì)骨料取代率大于50 %時(shí)，材料延性系數(shù)又隨著骨料取代率增大而增大，但最終取代率為100 %的兩種珊瑚混凝土延性系數(shù)均低于普通河砂海水混凝土。

3.4 能量耗散

以耗能系數(shù)η定量評(píng)估試件軸壓耗能能力，基于應(yīng)力—應(yīng)變曲線、按照下式計(jì)算耗能系數(shù)：

(2)

式中：SOUYC為應(yīng)力應(yīng)變曲線與橫坐標(biāo)軸圍成的面積，其中Y點(diǎn)為應(yīng)力降至峰值應(yīng)力的85 %時(shí)破壞點(diǎn)；SOABC為經(jīng)過(guò)峰值點(diǎn)U和極限點(diǎn)Y且與坐標(biāo)軸平行的橫線與坐標(biāo)軸圍成的矩形面積，如圖12所示。

圖12 能量耗散系數(shù)示意圖Fig.12 Schematic diagram of energy dissipation coefficient

從圖13中可以看出，珊瑚砂混凝土的耗能系數(shù)整體小于同條件河砂混凝土，當(dāng)?shù)疄榘韬嫌盟畷r(shí)，二者耗能系數(shù)差值比例為6.49 %，海水拌合下二者耗能系數(shù)則完全相同，總體來(lái)說(shuō)拌合用水對(duì)普通河砂混凝土及全珊瑚砂混凝土均無(wú)明顯影響；而觀察細(xì)骨料取代率對(duì)耗能系數(shù)的變化曲線可以看出，取代率為0 %的河砂海水混凝土與取代率為100 %的珊瑚砂海水混凝土耗能系數(shù)幾乎完全相同，曲線在取代率為50 %處略有波動(dòng)，波動(dòng)幅值均不超過(guò)10 %。

圖13 變化參數(shù)對(duì)耗能系數(shù)的影響Fig.13 Effect of variation parameters on energy dissipation

4 結(jié)論

① 在不添加任何外加劑的情況下，水灰比為0.43的珊瑚砂混凝土塌落度在25～100 mm，均屬于塑性混凝土或低塑性混凝土?；炷了涠鹊拇笮∈芗?xì)骨料取代率影響較大，總體呈現(xiàn)出隨珊瑚細(xì)骨料取代率增大，拌合物塌落度減小的趨勢(shì)。

② 珊瑚砂混凝土與普通混凝土的破壞過(guò)程及破壞形態(tài)基本相似，發(fā)展過(guò)程均經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段、峰值點(diǎn)和下降段。珊瑚細(xì)骨料取代率小于50 %時(shí)，試件單軸受壓破壞形態(tài)主要表現(xiàn)為腰鼓破壞；在高珊瑚骨料取代率下，試件破壞形態(tài)逐漸轉(zhuǎn)為沿試件主裂縫劈裂破壞。珊瑚砂混凝土與普通混凝土應(yīng)力—應(yīng)變曲線基本一致，曲線上升段離散性略大，但總體發(fā)展趨勢(shì)相同，峰值點(diǎn)后，各曲線下降段均較為平緩，延性較好。

③ 根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合了圓柱體人工珊瑚砂混凝土及天然珊瑚砂混凝土單軸受壓應(yīng)力—應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系，擬合精度較高。其中人工珊瑚砂本構(gòu)關(guān)系控制參數(shù)建議值為a=1.23，b=1.82，天然珊瑚砂本構(gòu)關(guān)系控制參數(shù)建議值為a=1.17，b=1.99。

④ 珊瑚砂混凝土峰值應(yīng)力幾乎不受拌合用水種類(lèi)影響，但當(dāng)拌合用水由淡水變?yōu)楹Ｋ畷r(shí)，天然河砂混凝土峰值應(yīng)變呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，而珊瑚砂混凝土的應(yīng)變卻隨著海水取代率的增加出現(xiàn)小幅上升。在取代率小于70 %時(shí)，兩種珊瑚細(xì)骨料的峰值應(yīng)力都隨取代率的升高逐漸增大，取代率為70 %時(shí)，兩種珊瑚砂混凝土的峰值應(yīng)力均達(dá)最大值，因此采用珊瑚細(xì)骨料制作混凝土?xí)r建議此配合比。

⑤ 珊瑚砂混凝土的彈性模量總體上優(yōu)于天然河砂混凝土，拌合用水由淡水變?yōu)楹Ｋ畷r(shí)，天然河砂混凝土和珊瑚砂混凝土的彈性模量分別降低了17.48 %和30.77 %；隨著珊瑚細(xì)骨料取代率的增加，人工珊瑚砂與天然珊瑚砂呈現(xiàn)幾乎完全相反的變化趨勢(shì)，在取代率為50 %時(shí)，天然珊瑚砂彈性模量最大，變形能力最好，而人工珊瑚砂彈性模量最小。

⑥ 采用等值能量法計(jì)算各組試件延性系數(shù)，對(duì)比發(fā)現(xiàn)拌合用水對(duì)珊瑚砂混凝土試件延性幾乎沒(méi)有影響。隨著珊瑚細(xì)骨料取代率的增大，兩種珊瑚砂混凝土的延性系數(shù)變化趨勢(shì)不同，但總體均隨珊瑚骨料取代率的增大而增大。

⑦ 拌合用水對(duì)普通河砂混凝土及全珊瑚砂混凝土均無(wú)明顯影響；而觀察細(xì)骨料取代率對(duì)耗能系數(shù)的變化曲線可以看出，取代率為0 %的河砂海水混凝土與取代率為100 %的珊瑚砂海水混凝土耗能系數(shù)幾乎完全相同，曲線在取代率為50 %處略有波動(dòng)，而這波動(dòng)幅值均不超過(guò)10 %。