秦?fù)碥姡?張亮亮， 崔 壯， 邢國華,2

(1.新疆大學(xué)建筑工程學(xué)院， 烏魯木齊 830047； 2.長安大學(xué)建筑工程學(xué)院， 西安 710061)

沙漠砂混凝土(desert sand concrete，DSC)是一種新型綠色建筑材料。將豐富的沙漠砂資源按照一定質(zhì)量比例作為混凝土部分細(xì)骨料摻入其中，可有效提高混凝土抗壓強(qiáng)度。但因沙漠砂顆粒極細(xì)，屬于特細(xì)砂，比表面積較大，會導(dǎo)致混凝土流動性不佳。

目前中外學(xué)者對沙漠砂混凝土進(jìn)行了一定的研究，取得了顯著成果。Abu Seif[1-2]采用沙特阿拉伯麥加地區(qū)沙漠砂制作混凝土棱柱體和砂漿，并建議沙漠砂摻量不應(yīng)高于細(xì)骨料的50%；Fu等[3]探究澳大利亞沙漠砂混凝土特性，其試驗表明在低砂灰比下，DSC的強(qiáng)度高于河砂混凝土。Humboldt等[4]對部分細(xì)骨料使用沙漠砂進(jìn)行了研究，并申請了相關(guān)專利根據(jù)本發(fā)明；Cisse等[5]以達(dá)喀爾地區(qū)沙漠砂為例，對沙漠砂提高混凝土性能的貢獻(xiàn)進(jìn)行研究。

Zhang等[6]利用騰格里沙漠砂成功配制出混凝土和砂漿，并指出外加減水劑對改善沙漠砂混凝土工作性能的重要性。李志強(qiáng)等[7]、劉海峰等[8-9]、張廣泰等[10]分別采用古爾班通古特沙漠砂、毛烏素沙漠砂、托克遜沙漠砂成功配置出符合強(qiáng)度要求的DSC，且數(shù)據(jù)均表明沙漠砂摻量不宜高于50%。同時，李志強(qiáng)等[11]針對古爾班通古特沙漠建立了其損傷本構(gòu)模型，由于各地區(qū)沙漠砂物化成分具有一定的差異性，致使學(xué)者們對DSC力學(xué)性能的研究與討論也不盡相同。且目前沒有學(xué)者針對新疆地區(qū)分布最廣闊和資源最豐富的塔克拉瑪干沙漠砂混凝土的本構(gòu)模型展開研究?；诖?，試驗針對塔克拉瑪干沙漠砂采取研究，并將其取代率設(shè)置為50%以下，旨在研究沙漠砂取代率因素對混凝土單軸受壓性能的影響，并結(jié)合現(xiàn)有普通混凝土全曲線模型，建立DSC本構(gòu)方程，為沙漠砂研究提供理論依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

水泥選用天山水泥廠生產(chǎn)的普通硅酸鹽42.5水泥，礦物摻合料取自烏魯木齊紅二電廠，屬于Ⅲ級粉煤灰，膠凝材料化學(xué)成分如表1所示；粗骨料為5～25 mm連續(xù)級配的新疆地區(qū)卵石，體積密度為2 700 kg/m3，其壓碎指標(biāo)為3.86%，細(xì)骨料為天然河洗中粗砂其細(xì)度模數(shù)為2.97，表觀密度為2 487.5 kg/m3；沙漠砂采用新疆地區(qū)最大的塔克拉瑪干沙漠，取砂地點為新疆巴音郭楞自治州輪臺縣塔河油田沙漠公路62 km處背風(fēng)浮砂，平均粒徑為0.315 mm，細(xì)度模數(shù)為0.339。

對該沙漠砂做X射線衍射(XRD)分析，其礦物成分分析如圖1所示，可發(fā)現(xiàn)其主要成分與普通中粗砂基本一致。分別對沙漠砂和普通中粗砂進(jìn)行X射線熒光(XRF)試樣分析，得其各元素成分含量如表2所示，可發(fā)現(xiàn)其主要成分含量具有一定的差異性；外加劑取自烏魯木齊西部建設(shè)攪拌站，減水率為32%,其摻量為膠凝材料的1%?；谡n題組前期對塔克拉瑪干沙漠砂混凝土試配成果，依據(jù)最佳配合比組設(shè)定沙漠砂摻量為變量因素，分別制作沙漠砂摻量為0、20%、30%、40% 4組試塊(即S0、S1、S2、S3)，每組試塊設(shè)計3個尺寸為150 mm×150 mm×300 mm的棱柱體試件，用于沙漠砂混凝土軸心受壓性能試驗?；炷猎O(shè)計強(qiáng)度均為C30。配合比如表3所示。

1.2 試驗方法

為獲取各組DSC完整荷載-位移曲線，試驗采用濟(jì)南鑫光試驗機(jī)制造有限公司生產(chǎn)的YAW3000型(最大加壓為3 000 kN)微機(jī)控制電液伺服壓力試驗機(jī)對DSC棱柱體以0.01 mm/min位移控制加載方式，加載至試件破壞，加載裝置如圖2所示。同時采用位移計對DSC軸心受壓過程中下降段進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。

圖1 沙漠砂XRD能譜分析結(jié)果

2 試驗與分析

2.1 試驗現(xiàn)象分析

(1)線彈性階段：試驗加載前期，由于荷載較小，普通混凝土和DSC的荷載位移曲線均呈現(xiàn)一個正比例的線性關(guān)系，此時兩種混凝土均處于彈性狀態(tài)，即混凝土內(nèi)部微裂縫受壓產(chǎn)生些許閉合，兩種混凝土在宏觀變形上，肉眼無法分辨。此時摻入沙漠砂對混凝土并無明顯影響。

(2)穩(wěn)定裂縫發(fā)展階段：隨著荷載逐步增大，DSC和普通混凝土內(nèi)部出現(xiàn)首條裂縫，然后逐漸延伸和增寬。與普通混凝土相比，DSC出現(xiàn)首條裂縫時間靠后，因為沙漠砂的摻入，大大減少了混凝土粗細(xì)骨架體系的微小縫隙，致使DSC骨架體系相較于普通混凝土更加密實。

(3)可見裂縫發(fā)展階段：荷載繼續(xù)增大，增大至極限荷載的80%～90%時，DSC與普通混凝土均出先第一條平行與受力方向的裂縫，此時預(yù)示著DSC和普通混凝土內(nèi)部部分裂縫開始合并，并且已貫穿混凝土的膠凝體。從出現(xiàn)首條裂縫后DSC與和普通混凝土均相繼出現(xiàn)多條平行與受力方向的裂縫。當(dāng)荷載達(dá)到峰值應(yīng)力時，裂縫數(shù)量進(jìn)一步增多，裂縫寬度基本接近最大值，混凝土有效承載力大大降低，普通混凝土和DSC均達(dá)到破壞。

表1 膠凝材料化學(xué)成分

表3 DSC試件編號及配合比

圖2 試驗加載裝置

(4)破壞階段：在峰值荷載后，DSC和普通混凝土承載力開始快速下降?；炷梁奢d下降至峰值荷載的40%～50%時，DSC內(nèi)外部貫穿裂縫持續(xù)擴(kuò)大，此時DSC軸向變形較大，并伴隨有輕微表面脫落，脆性表現(xiàn)明顯。但在達(dá)到破壞狀態(tài)時，相比普通混凝土，DSC表面脫落程度要略低于普通混凝土。

分別對4組不同沙漠砂摻量混凝土棱柱體破壞后現(xiàn)象進(jìn)行觀察，各組棱柱體試件均表現(xiàn)為明顯的脆性破壞。破壞形態(tài)如圖3所示。由圖3可明顯看出，隨著沙漠砂摻量的不斷提高，其混凝土表面脫落程度存在一定差異性，對4組混凝土棱柱體表面進(jìn)行分析可看出，4組棱柱體均在中部出現(xiàn)較多裂縫，但貫穿裂縫大都出現(xiàn)在棱柱體兩周，中部出現(xiàn)貫穿裂縫較少。S0、S3組棱柱體試件出現(xiàn)斜向貫穿裂縫。通過對比圖3(a)～圖3(d)可發(fā)現(xiàn)，S0組(摻量為0)破壞明顯比S1組(摻量為20%)、S2組(摻量為30%)嚴(yán)重，且從裂縫數(shù)量和寬度發(fā)展角度看，S0組裂縫數(shù)量和寬度均明顯高于S1組和S2組，同時S0組峰值應(yīng)力應(yīng)低于S1組和S2組；S3組表面破壞程度明顯大于S1組和S2組。

圖3 各組DSC試件典型破壞形態(tài)

圖4 DSC破壞方式

2.2 破壞現(xiàn)象分析

將4組破壞后棱柱體試件沿其貫穿裂縫位置處將混凝土剖開，觀察混凝土內(nèi)部表面情況(圖4)。可明顯發(fā)現(xiàn)，4組混凝土試塊內(nèi)部破壞性質(zhì)基本一致。4組試件破壞形態(tài)多為從沿膠凝體與骨料結(jié)合界面處產(chǎn)生的粘結(jié)破壞，并伴隨有少量擊穿骨料的裂縫，說明DSC與普通混凝土的薄弱層十分相似，其均為骨料界面處。

對剖開的各組棱柱體的膠凝體表面進(jìn)行觀察，可發(fā)現(xiàn)各組表面具有一定的差異性。對比圖5(a)～圖5(d)可發(fā)現(xiàn)，S0組水泥漿體表面整潔，S1組表面與S0組相比表面并無明顯差異，S2組在骨料結(jié)合處表面有一定量沙漠砂存在，因沙漠砂表面光滑，使其在膠凝體與骨料結(jié)合處的黏結(jié)力有所下降，導(dǎo)致其峰值應(yīng)力低于S1組，S3組相比S1組在膠凝體與骨料結(jié)合處出現(xiàn)大量未被水泥漿所包裹的沙漠砂，使其在骨料界面處黏結(jié)力下降，導(dǎo)致S3組其峰值應(yīng)力相較于S0、S1、S2組均有所下降。

圖5 各組DSC骨料界面處浮砂情況

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€

混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€形態(tài)和數(shù)值反映了混凝土內(nèi)部受力過程。DSC各組試件的單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€圖形以及特征值試驗結(jié)果如圖6和表4所示。根據(jù)混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)[12],彈性模取各組混凝土應(yīng)力應(yīng)變曲線上升段0.4fc的割線斜率來確定其彈性模量，極限應(yīng)變?nèi)』炷翍?yīng)力應(yīng)變曲線下降段0.85fc時的應(yīng)變。

通過圖6可發(fā)現(xiàn)，在單軸受壓破壞時DSC與普通混凝土內(nèi)部受力過程基本相似，均可分為上升段和下降段兩個部分，但仍有一定的差異性。S0組普通混凝土當(dāng)其應(yīng)力大于0.4fc時，斜率開始減小，此時混凝土應(yīng)力增速較慢，應(yīng)變增速較大；DSC則時其應(yīng)力大于0.85fc時，斜率開始逐漸變小；由表4可看出，ES0

圖6 不同沙漠砂摻量DSC應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比

表4 各組DSC試驗結(jié)果

當(dāng)曲線達(dá)到峰值應(yīng)力時，其斜率變?yōu)?。由此出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，此時4組混凝土進(jìn)入應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段，各組混凝土試件應(yīng)力開始迅速下降，即下降段斜率急速變大，試件的脆性特征表現(xiàn)明顯。對比4組下降段曲線可發(fā)現(xiàn)，S0、S1、S2、S3下降段陡峭程度相差無幾，但S1、S2、S3峰值應(yīng)變遠(yuǎn)低于普通混凝土，在降低相同應(yīng)力下，DSC應(yīng)變增量較小，表明DSC的脆性明顯大于普通混凝土。

綜上所述，DSC與普通混凝土一樣，最終均表現(xiàn)為脆性破壞。適量沙漠砂摻入混凝土中，對混凝土單軸受壓性能會產(chǎn)生一些積極影響，可輕度降低混凝土脆性特征，并對混凝土的強(qiáng)度有顯著的提高，建議沙漠砂最優(yōu)摻量為20%。

3.2 峰值應(yīng)力

通過表4可發(fā)現(xiàn)，DSC和普通混凝土峰值應(yīng)力的差異性，其按大小排序為S1>S2>S0>S3。S1、S2組相較于S0組，其軸心抗壓強(qiáng)度分別提高了18.2%、8%；S3組相較于S0組，其軸心抗壓強(qiáng)度降低了7.2%。綜上可知，當(dāng)沙漠砂摻量大于40%時，其棱柱體強(qiáng)度開始低于普通混凝土，且當(dāng)沙漠砂摻量為30%時，棱柱體抗壓強(qiáng)度開始走下降趨勢。隨著沙漠砂摻量的不斷提高，其混凝土峰值應(yīng)力呈現(xiàn)先增大后減少的趨勢，其原因之一在于，沙漠砂和普通中粗砂相比比表面積較大，在用于混凝土拌制時，則需要更多的水泥漿包裹，當(dāng)沙漠砂摻量較高，在相同水膠比情況下會出現(xiàn)部分沙漠砂無法被膠凝體所完全包裹，導(dǎo)致DSC骨料界面處的黏結(jié)力與普通混凝土相比有所降低。

3.3 峰值應(yīng)變

結(jié)合表4和圖6可發(fā)現(xiàn)DSC的峰值應(yīng)力所對應(yīng)的應(yīng)變均小于普通混凝土峰值應(yīng)力所對應(yīng)的峰值應(yīng)變，即S3

為確定峰值應(yīng)變與峰值應(yīng)力、沙漠砂摻量之間的關(guān)系，對試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合回歸，可得到

(1)

式(1)中：s為沙漠砂取代率；fc為DSC棱柱體峰值應(yīng)力；fc0為沙漠砂摻量為0%時棱柱體抗壓強(qiáng)度。

3.4 彈性模量

根據(jù)實測DSC應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€，可得各摻量下DSC的彈性模量，結(jié)果如表4所示。可發(fā)現(xiàn)摻入沙漠砂可提高DSC的彈性模量。但隨著摻量的不斷增大，DSC的初始彈性模量出現(xiàn)下降，由于過高的沙漠砂摻入將導(dǎo)致DSC骨料界面處的黏結(jié)能力下降，從而降低試件的彈性模量，例如S2(摻量30%)組和S3(摻量40%)兩組試件。S1(摻量20%)組較S0組(普通混凝土)彈性模量增大了68.8%，增幅較大且明顯，其原因之一是沙漠砂摻入導(dǎo)致DSC骨架體系十分密實，使得彈性模量增大。S2組較S1組彈性模量增大了16.8%。S2組較S3組彈性模量下降了14.3%。

3.5 極限應(yīng)變

令K=極限應(yīng)變/峰值應(yīng)變，即K為DSC極限應(yīng)變與峰值應(yīng)變的比值。由表4可看出，極限應(yīng)變隨沙漠砂摻量的提高而逐漸降低，且K呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。S3組較S0組極限應(yīng)變縮小了55.9%，且S1、S2、S3組極限應(yīng)變均小于S0組，表明在DSC達(dá)到峰值應(yīng)力以后，相較于普通混凝土其變形能力較差，且脆性表現(xiàn)愈加明顯。對于S1、S2、S33組相比而言，S1組其極限應(yīng)變最大且K最大，表明S1組DSC在達(dá)到峰值應(yīng)力后其變形能力要優(yōu)于S2、S3組。綜上所述沙漠砂摻量為20%時，其混凝土變形能力相對較好。

為確定K和fc、s之間的關(guān)系，對其數(shù)據(jù)進(jìn)行無量綱化回歸分析，可得到

(2)

3.6 無量綱應(yīng)力-應(yīng)變曲線

綜合中國學(xué)者對DSC力學(xué)性能研究發(fā)現(xiàn)，DSC單軸受壓本構(gòu)模型的研究資料較少，且難以準(zhǔn)確描述DSC的破壞特征，其計算結(jié)果存在一定隱患。為方便研究DSC棱柱體受壓變形和破壞過程，將應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行無量綱化。橫坐標(biāo)為應(yīng)變/峰值應(yīng)變，縱坐標(biāo)為應(yīng)力/峰值應(yīng)力，并結(jié)合3種混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線模型，分別為過鎮(zhèn)海模型[13]、Carrerira J模型[14]、Yang KH模型[15]，相關(guān)擬合方程如表5所示，并采用相關(guān)數(shù)據(jù)分析軟件對試驗結(jié)果進(jìn)行分別擬合。其擬合結(jié)果如表6所示。

表5 混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€模型

表6 DSC應(yīng)力-應(yīng)變曲線擬合方程系數(shù)

圖7 擬合曲線與試驗曲線

圖7所示為各組試件試驗曲線和模型曲線相對比。由圖7可看出，過鎮(zhèn)海、Yang KH、Carrerira J 3種模型的擬合結(jié)果均與不同沙漠砂摻量的試驗曲線的上升段吻合較好，且擬合系數(shù)均高于0.96，但在DSC穩(wěn)定裂縫發(fā)展階段時，Carrerira J 模型所擬合結(jié)果與原試驗曲線相比略低。就3種摻量下DSC應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段而言，過鎮(zhèn)海模型擬合效果要明顯優(yōu)于Yang KH、Carrerira J模型，且擬合度達(dá)到0.98以上。

綜上所述，對DSC單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線方程而言，過鎮(zhèn)海模型可以較好地描述DSC上升段和下降段變形過程，因此建議DSC本構(gòu)方程為過鎮(zhèn)海模型擬合方程(表5)。但由于各地區(qū)粗、細(xì)骨料物化性質(zhì)以及不同地區(qū)沙漠砂物化性質(zhì)和摻量對DSC力學(xué)性能的影響具有一定的差異性，該模型對各地區(qū)DSC的普遍適用性仍需要進(jìn)一步分析和驗證。

4 結(jié)論

(1)沙漠砂摻量為20%時混凝土強(qiáng)度達(dá)到最高。當(dāng)采用沙漠砂取代部分細(xì)骨料拌制混凝土?xí)r，建議摻量為20%。

(2)DSC隨著沙漠砂摻量的不斷提高時，由于沙漠砂顆粒較細(xì)且表面光滑、比較面積較大，其膠凝體材料對沙漠砂包裹力在不斷下降，導(dǎo)致DSC在骨料界面處的黏結(jié)力不斷下降，從而致使DSC其抗壓強(qiáng)度不斷降低。

(3)隨著沙漠砂摻量不斷提高，其峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變均呈現(xiàn)減小趨勢，脆性表現(xiàn)愈加明顯，就DSC而言，當(dāng)沙漠砂摻量為20%時，其綜合性能達(dá)到最優(yōu)，但脆性仍高于普通混凝土。

(4)DSC單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線受沙漠砂摻量影響較大，但其整體變化規(guī)律與普通混凝土十分相似，且采用過鎮(zhèn)海模型對試驗結(jié)果的上升段和下降段的擬合效果較好，其模型能夠準(zhǔn)確表述DSC在單軸受壓荷載作用下的變性特征。