摘要
采用聚丙烯纤维（PPF）对珊瑚混凝土进行增韧和降脆处理.结果表明：适当增加PPF的掺量或长度能在一定程度上提升珊瑚混凝土的抗弯强度与抗拉强度；当PPF长度过长或掺量过大时，PPF卷曲或聚团会引起珊瑚混凝土的局部缺陷，降低增韧效果；PPF增强珊瑚混凝土的拉伸应力-应变曲线符合三线性本构模型，极限拉应变提升了52%~333%，延性指数高达10.89；尽管PPF能显著提升珊瑚混凝土的韧性，但也可能导致其密实度和抗压强度有所降低，建议在实际应用中精确控制PPF的掺量和长度，以确保珊瑚混凝土既能获得所需的韧性，又能保持适当的密实度和抗压强度.
造礁珊瑚在生长过程中吸收海水中的钙和CO2，分泌形成了石灰石外壳.在珊瑚死亡以后，石灰石外壳经过沉积和水动力的作用，分解形成了珊瑚碎屑.在不破坏海洋环境的前提下，就地采用这些珊瑚碎屑作为粗（细）骨料制备珊瑚混凝土材料，对于远洋岛礁工程建设具有重要的战略意义，并拥有资源化利用价值和广阔的应用前
为提升珊瑚混凝土的工程应用性能，国内外学者已经开展了一些关于掺加短切纤维材料以增强珊瑚混凝土的研究.这些研究主要关注于低强度等级的珊瑚混凝土，并且多集中于描述纤维材料对珊瑚混凝土基本力学性能的提升效果，而对于纤维增韧机理的探讨还不够深
为了满足远海岛礁防护工程中对珊瑚混凝土在抗爆和抗冲击性能方面的要求，改变其目前仅限于民用和部分特殊场合使用的现状，本研究在前期开发高强度珊瑚混凝土制备技术的基础
骨料采用北部湾航道疏浚过程中开采的天然珊瑚砂（见
图1 试验材料
Fig.1 Test materials
| Diameter/μm | L/mm | Density/(g·c | Elongation at break/% | Tensile strength/MPa | Elastic modulus/GPa |
|---|---|---|---|---|---|
| 180 | 10/16/20 | 0.91 | 12-16 | 750 | 8 |
遵循GB/T 50081—2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》和CECS 13：2009《纤维混凝土试验方法标准》，制作了10组珊瑚混凝土试件，其中包括3种PPF掺量和3种PPF长度的增强试件，以及1组未掺加PPF的C60级对照组（NF）试件.各组试件的配合比如
| Specimen | Mix proportion/(kg· | L/mm | /% | |||||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| Coral sand | Water | Cement | Fly Ash | Quartz powder | Water‑reducing agent | Defoamer | Thickener | |||
| NF | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | ||
| F‑L10‑V1.0 | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | 10 | 1.0 |
| F‑L10‑V1.5 | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | 10 | 1.5 |
| F‑L10‑V2.0 | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | 10 | 2.0 |
| F‑L16‑V1.0 | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | 16 | 1.0 |
| F‑L16‑V1.5 | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | 16 | 1.5 |
| F‑L16‑V2.0 | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | 16 | 2.0 |
| F‑L20‑V1.0 | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | 20 | 1.0 |
| F‑L20‑V1.5 | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | 20 | 1.5 |
| F‑L20‑V2.0 | 1 350.00 | 270.00 | 787.50 | 112.50 | 112.50 | 3.60 | 4.00 | 3.15 | 20 | 2.0 |
进一步浇筑成不同尺寸的试件：100 mm×100 mm×100 mm的立方体抗压试件，15 mm×100 mm×400 mm的薄板抗弯试件，以及根据日本土木工程师协会推荐的标准哑铃型拉伸试件（总长320 mm、厚度13 mm，两端宽度60 mm，中部为80 mm×30 mm的等截面区域）.试件浇筑完成24 h后脱模，并在（20±2） ℃、相对湿度95%的环境下养护至28 d.根据GB/T 50081—2019，使用UTM5305型电子万能试验机对立方体抗压试件和薄板抗弯试件进行力学性能测试.拉伸试验中，采用可旋转夹头固定拉伸试件，使用电子万能试验机对两端进行加载，并利用位移引伸计测量中部80 mm标距内的轴向变形.
图2 试件的破坏模式
Fig.2 Failure patterns of specimens
（1）试件NF在受荷破坏时表现出瞬发性的脆性破坏特征，PPF增强珊瑚混凝土试件的破坏形态均表现为延性破坏特征.PPF增强珊瑚混凝土试件受压破坏时，裂缝稳定缓慢发展且逐步延伸，即便在失效后，也仅出现若干明显的细裂缝，试件的整体性得以保持.PPF的随机分布增加了裂缝路径的复杂性，使得裂缝扩展更为曲折.
（2）在抗弯和抗拉试验中，试件的失效过程同样较为缓慢.在拉应力的作用下，PPF增强珊瑚混凝土试件表面及内部产生了裂缝，珊瑚骨料绝大多数发生断裂，而PPF在基体中表现出良好的分散性，没有明显的团聚现象.
图3 PPF与珊瑚混凝土的微观界面特征
Fig.3 Microscopic interface characteristics of PPF and coral concrete
（1）PPF表面仅有少量水泥水化物附着（
（2）PPF在多个断裂面上充分发挥了抗拉作用，这使得珊瑚混凝土的破坏过程表现出显著的延性特征（
图4 试件的立方体抗压强度
Fig.4 Cube compressive strengths of specimens
同时，本文还对每组试件取芯（ϕ20×40 mm）进行了CT扫描测试.通过分析逐层切片图，提取了试件的孔隙率和孔径分布数据，并计算出每组试件的平均孔隙率，结果如
图5 试件的平均孔隙率
Fig.5 Mean porosities of specimens
图6 基体中的微观孔隙
Fig.6 Micro pores in matrix
PPF增强珊瑚混凝土的荷载-挠度全曲线如
图7 PPF增强珊瑚混凝土的荷载-挠度全曲线
Fig.7 Full load‑deflection curves of PPF fiber reinforced coral concretes
①弹性上升阶段 在达到第1个峰值之前，荷载-挠度曲线显示出良好的线性关系.在这一阶段，珊瑚混凝土体和PPF共同承担外力，其中混凝土体承受的荷载比例大于PPF.
②峰值开裂下降阶段 在荷载达到第1个峰值时，试件底部出现1条或多条初始微裂缝.此时，裂缝处的珊瑚混凝土退出工作，导致试件的承载能力略有下降.然而，荷载通过PPF与基体的黏结作用传递，PPF在裂缝间发挥抗拉作用，有效阻止了承载力的进一步下降.
③二次上升阶段 荷载再次回升，但此时挠度的增长速率超过荷载的增长，荷载-挠度曲线随着新裂缝的产生而小幅度波动上升.在此阶段，荷载由珊瑚混凝土传递给PPF，PPF通过桥接作用将应力传递给周围未开裂的珊瑚混凝土基体.当应力达到基体承载力极限时，PPF周围的基体又产生新裂缝，这一过程循环进行，直到裂缝间距小到PPF传递的应力不足以使周围基体产生新裂缝为止.承载力随着外力的增加而提高.
④硬化阶段 荷载达到第2个峰值后，基体已失去承载能力，PPF需要分担的拉应力大于其与珊瑚混凝土的黏结强度.此时，裂缝间的PPF陆续被拔出或部分发生断裂，薄板底部的细密裂缝不断扩大并逐渐汇聚形成1条或多条裂缝，曲线开始下降.初始裂缝继续向试件顶部扩展，直至形成1条主裂缝导致试件破坏.该阶段曲线的下降幅度和速率均较小，极限挠度较大，表明了PPF增强珊瑚混凝土具有高韧性和强耗能能力，PPF在提升硬化珊瑚混凝土变形能力方面发挥了明显的作用.
图8 PPF增强珊瑚混凝土的抗弯强度
Fig.8 Flexural strength of PPF reinforced coral concrete
（1）得益于PPF在珊瑚混凝土中良好的分散性，珊瑚混凝土抗弯强度的增长与PPF掺量（在2.0%的掺量范围内）存在明显的正相关关系.这意味着增加PPF长度有利于应力在珊瑚混凝土与PPF之间的传递，从而提升珊瑚混凝土的抗弯强度.
（2）然而，当PPF过长时，它们容易卷曲.这在桥接混凝土基体中的裂纹时可能无法充分发挥其拉伸应变能力，限制了珊瑚混凝土韧性的提
PPF增强珊瑚混凝土的拉伸应力-应变（）曲线如
图9 PPF增强珊瑚混凝土的拉伸应力-应变曲线
Fig.9 Tensile stress‑strain curves of PPF fiber reinforced coral concrete
①上升阶段 曲线斜率大，应变增长微小，应力趋近直线上升.此时，试件中尚未观察到明显的裂缝.
②屈服阶段 当试件表面相对薄弱的区域出现第1道裂纹时，应力-应变曲线上升阶段出现明显的转折点.此时，PPF开始承担荷载，并在裂纹处发挥其桥接作用.随着细微裂缝的逐渐增多，伴随着应变的增长，应力维持相对稳定，曲线呈出小幅度的水平波动.
③强化阶段 开裂处截面减小，某一条细微裂缝逐渐发展为主裂缝，应力-应变曲线变得光滑，并开始加速上升.当荷载达到最高点后，PPF被拔出或拉断，导致应力-应变曲线出现断崖式下降，试件发生断裂.
图10 试件F‑L16‑V1.5和F‑L20‑V1.0的拉伸应力-应变曲线与三线性本构模型曲线对比
Fig.10 Comparison of tensile stress‑strain curves with the trilinear constitutive model curves of specimen F‑L16‑V1.5 and F‑L20‑V1.0
由
| （1） |
式中：为初始阶段（OA段）弹性模量，MPa；为稳定开裂阶段（AB段）弹性模量，MPa；为裂缝扩展阶段（BC段）弹性模量，MPa；为初裂点（A点）的应力，MPa；为裂缝饱和点（B点）的应力，MPa；εt为初裂点（A点）的应变；εsc为裂缝饱和点（B点）的应变；为极限拉应力点（C点）的应变.
值得注意的是，PPF增强珊瑚混凝土拉伸应力-应变曲线的上升段与三线性本构模型的OA段略有不同.具体来说，前者存在斜率的小转折变化，可将此上升阶段进一步细分为前、后2个子阶段.在上升阶段初期，应力-应变曲线具有较大的斜率，应变的增长很微小，此时主要由珊瑚混凝土承担应力，这属于前弹性段；随着拉应力的增大，珊瑚混凝土中的PPF开始逐渐分担部分应力，导致应力-应变曲线斜率略有降低，这一现象在PPF长度为16、20 mm的试件中尤为明显. 在此阶段，试件中并未观察到明显的裂缝，这属于后弹性段.因此，适当增加PPF的长度可以在一定程度上提高珊瑚混凝土的早期延性.
本研究中，PPF增强珊瑚混凝土试件在出现主裂缝后，其抗拉承载力并未迅速下降，而是展现出了应变硬化的特性.极限拉应变提升幅度达到了52%~333%（见
图11 试件的极限拉应变和增长率
Fig.11 Ultimate tensile strain and growth rate of specimens
图12 试件的抗拉强度
Fig.12 Tensile strengths of specimens
延性指数（）可以用于评价PPF增强混凝土材料抵抗开裂变形的能力.在相同的情况下，越大，结构材料的韧性越
| （2） |
式中：为极限位移，mm；为屈服位移，mm.
本文试验的PPF增强珊瑚混凝土试件可按三线性本构模型特征计算延性指数.显然，
| （3） |
式中：为极限应变；为屈服应变.
通过参考文献［
图13 纤维增强混凝土的延性指数对比
Fig.13 Comparison of ductility index of fiber‑reinforced coral concrete
然而，目前关于纤维增强珊瑚混凝土延性的研究相对较少，已有的试验数据还不够充分，仍未能建立起纤维材料参数与混凝土强度等级、延性指数之间的量化关系.为了更深入地理解这些因素之间的相互作用，未来需要进行更加系统化的研究工作.
（1）聚丙烯纤维（PPF）通过桥接机制有效分散了裂缝尖端的应力集中，延缓了材料脆性破坏的发展.PPF在断裂界面上发挥了显著的抗拉作用，直至其被拔出、断裂或弯扭，导致试件最终失效.
（2）在2.0%的掺量范围内，珊瑚混凝土的抗弯强度与PPF掺量呈现出明显的正相关性.增加PPF长度有利于应力在珊瑚混凝土与PPF之间更有效地传递，从而提升了珊瑚混凝土的抗弯强度，最高可达到231%.
（3）PPF增强珊瑚混凝土在极限抗拉强度上得到了显著提升，增幅在4.0~9.7倍之间.其拉伸应力-应变曲线与三线性本构模型的吻合度很高，表现出了明显的应变硬化特性.极限拉应变的提高幅度在52%~332%之间，延性指数可达到10.89.
（4）PPF对珊瑚混凝土起到了显著的增韧和降脆效果，但同时在一定程度上可能导致珊瑚混凝土的密实度和抗压强度降低.因此，在工程应用中采用PPF增韧珊瑚混凝土时，建议根据具体应用场景，综合考量增韧效果与可能导致的密实度和抗压强度降低之间的平衡.
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