超高性能海水海砂混凝土性能的影響因素試驗研究

朱德舉 李龍飛 郭帥成

摘 要：本研究分析了制備超高性能海水海砂混凝土（Ultra-high Performance Seawater Sea-sand Concrete，UHPSSC）的影響因素及其性能優(yōu)化.首先采用正交試驗，探究了水膠比、砂 膠率、硅灰摻量及粉煤灰摻量對UHPSSC力學性能及流動度的影響，并得到了最優(yōu)配比.基于最優(yōu)配比，分別研究了纖維種類和體積摻量對UHPSSC力學性能的影響，包括短切聚丙烯纖 維、聚乙烯醇纖維、玄武巖纖維、耐堿玻璃纖維、超高分子量聚乙烯纖維及鋼纖維.結果表明：對UHPSSC 流動度、抗折強度和抗壓強度影響最大的因素分別是水膠比、水膠比和粉煤灰摻 量，綜合力學性能和流動度得到的最優(yōu)配比為每立方米混凝土的水泥用量為491kg，硅灰用量140 kg，粉煤灰用量為70 kg，用水量112 kg，海砂用量 631kg.其中鋼纖維對UHPSSC力學性能的提升效果最為顯著.

關鍵詞：超高性能海水海砂混凝土;正交設計;抗折強度;抗壓強度;短切纖維中圖分類號：TU528? 文獻標志碼：A

Research on Influence Factors of Performance ofUltra-high Performance Seawater Sea-sand Concrete

ZHU Deju1，2?，LI Longfei1，2，GUO Shuaicheng1，2

（Key Laboratory for Green & Advanced Civil Engineeringmaterials and Application Technology

of Hunan Province，Hunan University，Changsha410082，China;

2.College of Civil Engineering，Hunan University，Changsha410082，China）

Abstract：The study investigated the influence factors of the ultra-high performance seawater sea-sand con-crete（UHPSSC）， and optimized its overall performance.The orthogonal experiments were first conducted to study the effects of water binder ratio， sand binder ratio， silica fume content and fly ash content on themechanical properties and fluidity of UHPSSC， and the optimalmix design is obtained.Then， based on the optimalmix proportion from the orthogonal test， the effects of volume fraction and short-cut fiber type on themechanical properties of UHPSSC were studied， including polypropylene fiber， polyvinyl alcohol fiber， basalt fiber， alkali resistant glass fiber， ultra-highmo-lecular weight polyethylene fiber and steel fiber.The results show that the most influential factors on the fluidity， the flexural strength and the compressive strength are water binder ratio， water binder ratio and fly ash content.Based on the comprehensive evaluation ofmechanical performance and flowability， the optimizedmix design is the dosage of cement， silica fume， fly ash， water and sea sand per cubicmeter of concrete is491kg，140 kg，70 kg，112 kg and 631kg， respectively.meanwhile， the enhancing effect of steel fiber on themechanical performance of UHPSSC ismost ob-vious.

Key words：ultra-high performance seawater sea-sand concrete;orthogonal design;flexural strength;compres-sive strength;short fiber

我國建筑用砂主要來源于河砂，隨著城鎮(zhèn)化建 設的推進，建筑用砂的需求量也將持續(xù)增加.目前，中國砂石產量約占世界總產量的35%，預計2030 年可達 2.5×1010 t[1].我國將面臨河砂枯竭的困境，因此 迫切需要找到河砂的替代品.據不完全統(tǒng)計，中國海 砂資源約2×109 t，開采條件良好[2].另外，沿海地區(qū)具有豐富的海水資源，如果能利用海水和海砂替代淡 水和河砂制備混凝土，這將帶來巨大的經濟效益.近 年來已有利用海砂替代河砂制備混凝土方面的研究，發(fā)現(xiàn)海水海砂混凝土中鋼筋會加速銹蝕[3]，而且 其氯離子結合能力、抗氯離子擴散能力、干燥收縮等 會顯著影響工程結構的耐久性.眾所周知，超高性能混凝土（Ultra-high Performance Concrete，UHPC）具有超高強度、優(yōu)良韌性[4]的同時，還具有均勻致密的微觀結構和優(yōu)異的抗?jié)B性能，這有助于抵抗海水的腐蝕和制約鋼筋的銹蝕等.采用海水海砂代替淡水 石英砂制備UHPC，將有效避免淡水資源的消耗以及 河砂資源開采造成的河床環(huán)境破壞，產生巨大的生態(tài)效益，將促進UHPC在沿海地區(qū)的推廣使用.

倪博文等[5]研究了纖維對海砂超高性能混凝土力學性能的影響，結果發(fā)現(xiàn)：鋼纖維體積摻量為1.5%時，其具備較高的抗壓和抗折強度.王越洋等[6]提出了不同海砂顆粒級配對UHPC性能影響不一的觀 點，結果表明：0.00～0.15mm粒徑段海砂加劇流動度損失;0.15～0.30mm粒徑段海砂有利于提高抗壓強 度;0.60～1.18mm粒徑段海砂對抗壓強度和抗折強 度均不利.Li 等[7]發(fā)現(xiàn)海水增強了水泥和礦渣的早 期強度發(fā)展以及礦渣的水化過程.Teng 等[8]已制備 出了強度達180mPa的UHPSSC，并得出了海水和海 砂的使用會小幅降低UHPSSC的和易性、密度和彈性模量，對早期強度有一定的提高，但7 d及以上齡期的強度會略有下降的結論.此外，已有學者使用河 砂[9]、回收的碎玻璃[10]、鐵尾礦[11]、重金石[12]、花崗 巖[13]和銅渣[14]等制備UHPC.大量研究結果表明在UHPC中摻入纖維，可顯著提高混凝土的韌性和延性[15]，其性能與纖維摻量、彈性模量、斷裂強度等力學性能及纖維表面特性有直接關系[16-17].本研究使用原狀海砂和人工海水制備 UHPSSC，采用正交設計，系統(tǒng)分析了水膠比、砂膠率、硅灰摻量和粉煤灰 摻量對UHPSSC 流動度、抗折強度和抗壓強度的影 響，并研究了短切聚丙烯纖維（Polypropylene Fiber，PPF）、聚 乙 烯 醇 纖 維（Polyvinyl Alcohol Fiber，PVAF）、玄武巖纖維（Basalt Fiber，BF）、耐堿玻璃纖 維（Alkali Resistant Glass Fiber，ARGF）、超高分子量 聚 乙 烯 纖 維（Ultra-highmolecular Weight Polyethyl-ene Fiber，UHMWPEF）及鋼纖維（Steel Fiber，SF）對UHPSSC在80℃蒸汽養(yǎng)護48h后抗折強度和抗壓強 度的影響.

1試驗測試

1.1試件制備

采用“ 南 方 牌 ”P·O42.5 級 普 通 硅 酸 鹽 水 泥 ;硅 灰 SiO2 質 量分數(shù)為97%以上，比 表面積 大于18 000m2/kg;粉煤灰為普通Ⅱ級粉煤灰;膠凝材料的主要化學成分如表1所示;海砂取自山東青島，堆積密度為1460 kg/m3，表觀密度2 610 kg/m3，壓碎 值3.1%，含泥量1.6%，氯離子質量分數(shù)為0.012%，硫 酸根質量分數(shù)為0.11%，貝殼質量分數(shù)為1.85%，篩 出粒徑1.18mm以下的顆粒，級配如表2所示;人工 海水根據美國 ASTmD-14 標準配制，成分如表3所示;減水劑為西卡公司生產的聚羧酸型高效減水劑，性能指標如表4所示;短切纖維性能如表5所示.

本試驗配合比設計采用正交設計，如表6所示，以水膠比、砂膠率、硅灰摻量和粉煤灰摻量為研究變量，變量取值范圍參考文獻[18]，固定減水劑摻量為2%，消泡劑摻量0.8%，其中水膠比、減水劑摻量和消 泡劑摻量為其與膠凝材料的質量之比.先將膠凝材料和海砂干料倒入砂漿攪拌機低速干拌3min，隨后進行翻倒攪拌，緩慢加入水和減水劑低速攪拌3min，然后進行二次翻攪，高速攪拌 2min至拌合物均勻.測完 流動性后進行澆模，試模尺寸為40mm×40mm×160mm，并在振動臺振動1min，隨后養(yǎng)護 24 h后拆 模，進行標養(yǎng).對于摻加纖維的試件，利用正交試驗 篩出的最優(yōu)配比，即每立方來混凝土水泥用量為491kg、硅灰用量140 kg、粉煤灰用量 70 kg、用水量112 kg、海 砂 用量 631kg.纖 維 體 積 摻 量分別為0.1%、0.2%、0.3%，纖 維 種 類為PPF、PVAF、BF、ARGF、UHMWPEF、SF.形成漿體以后，邊攪拌邊撒 入纖 維，攪 拌 8～10min 至 拌 合 物 均 勻，拆 模后在80℃下蒸養(yǎng)48 h，隨后冷卻至室溫進行性能測試.

1.2 測試方法

新拌 UHPSSC的流動性測試參照《水泥膠砂流 動度測定方法》（GB/T 2419—2005），強度試驗參考《水泥膠砂強度檢測方法》（GB/T17671—1999），文中的強度結果為測試的平均值.本試驗中試件尺寸為40mm×40mm×160mm，而《混凝土物理力學性能試驗方法標準》（GB/T 50081—2019）中抗壓強度試件尺寸為150mm×150mm×150mm，抗折強度試件尺寸為150mm×150mm×550mm，由于尺寸 效應，采用水泥膠砂的強度試驗方法較混凝土力學性能試驗方法所測得的抗折強度和抗壓強度偏高.

對于正交試驗，設計了4 因素4 水平的方案，分別探究了水膠比、砂膠率、硅灰摻量和粉煤灰摻量對UHPSSC 流動度及抗折強度和抗壓強度的影響，在試 驗中，每組試驗均在同一條件下進行，不考慮各因素 之間交互作用.為保證試驗結果的可靠性，每組試驗 重復進行3次.利用因素指標法，采用公式（1）根據對應指標平均值確定各因素各水平取值.參照文獻[19]中的極差分析法，采用公式（2）分別求出各因素平均值極差，根據極差大小，判斷各因素的影響程 度，判斷原則為：極差越大，所對應因素越重要;極差 越小，所對應因素對試驗影響越不顯著.

式中：xi為各因素在各水平下測試值;x為各因素在該水平下試驗結果的平均值;Ri為各因素在該水平下試驗結果極差;xi為各因素在該水平下試驗結果.

2 結果與討論

2.1正交設計試驗對UHPSSC性能的影響

2.1.1對流動度的影響

圖1給出了不同水膠比、砂膠率、硅灰摻量及粉 煤灰摻量對UHPSSC 流動性的影響.隨著水膠比的增大，UHPSSC 流動度持續(xù)增大，在0.18 到0.20 階段增幅較大，極差 R1為96.7mm，這與水膠比對普通UHPC流動度影響效果較為一致[20]，但UHPSSC 流動度降幅 更 大.而 隨著砂 膠 率 從0.8 增長到1.1，UHPSSC 流動度越來越小，降幅在1.0 到1.1階段較小，極差 R2為20.3mm.隨著硅灰摻量從10% 增大到 25%，UHPSSC 流動度先增加，隨后迅速降低，這是因為硅灰摻量較低時，不能充分填充到水泥細小顆粒 之間，因而能保持較高的流動度，而隨著摻量的增 加，填充到水泥顆粒之間的硅灰越來越多，使得流動度下降明顯，在硅灰摻量為15%時，流動度達到最高，極差 R3為39.3mm.隨著粉煤灰摻量從10% 增大到 25%，UHPSSC 流動度差別不大，在粉煤灰摻量為20%時，流動度達到最高，極差 R4為4.0mm.這是因為粉煤灰為表面光滑的球狀顆粒，雖然其滾珠效應能改善混凝土的流動性，但在較低摻量下對流動度影響并不明顯，而普通UHPC的流動度則隨著粉煤 灰摻量的增加逐漸降低[18].由于R1>R3>R2>R4，故而對UHPSSC 流動度影響的顯著性依次為：水膠比>硅 灰摻量>砂膠率>粉煤灰摻量.而對普通UHPC流動度的影響也具有相似的規(guī)律，在一定范圍內，隨著水 膠比降低，流動性也逐漸減小，而且主要影響因素也 是水膠比[21].最優(yōu)配比方案為：每立方米混凝土水泥 用量499 kg，硅灰用量115kg，粉煤灰用量153 kg，用水量169 kg，海砂用量 614 kg.

2.1.2 對抗壓強度的影響

圖2顯示了不同水膠比、砂膠率、硅灰摻量及粉 煤灰摻量對UHPSSC的7 d 及 28 d 抗壓強度的影響.結果表明，UHPSSC的抗壓強度隨著齡期的增長有較大幅度提升，當齡期一定時，隨著水膠比的增大，7 d 及 28 d的抗壓強度均越來越小，降幅分別為19.9%和14.0%;隨著砂膠率的增大，7 d的抗壓強度變化不明顯，均在77mPa 左右波動，28 d的抗壓強度逐漸增 大，增幅達14.2%;隨著硅灰摻量的增大，7 d 及 28 d的抗壓強度均表現(xiàn)出先小幅提升，而后又小幅下降的趨勢，兩者均在摻量為20%時達到最大，此時抗壓 強度分別為82.1mPa和115.1mPa，而普通UHPC的強度隨硅灰摻量的增加而逐漸提升，但其硅灰摻量 超過25%時對UHPC提升效果則不再明顯[18] ;隨著粉煤灰摻量的增大，7 d 及 28d的抗壓強度均越來越小，降幅分別達到 21.4%和15.2%.各因素極差分析 及最優(yōu)取值如表7所示，根據各因素極差大小，可以明顯看出對UHPSSC的7 d 及 28 d 抗壓強度影響的顯著性依次為：粉煤灰摻量>水膠比>硅灰摻量>砂膠 率;綜合考慮各因素對UHPSSC的7 d 及 28 d 抗壓強 度的影響，可確定其最優(yōu)配比方案為：每立方米混凝 土的水泥用量478 kg，硅灰用量137 kg，粉煤灰用量 68 kg，用水量109 kg，海砂用量 683 kg.其中硅灰和粉煤灰均可以與水泥水化產生的Ca（OH）2 發(fā)生火山 灰反應生成 C-S-H 凝膠，促進混凝土二次水化.此 外，硅灰顆粒遠小于水泥顆粒，可以通過填充作用進一步提升水化產物的密實度.因為火山灰反應較慢，粉煤灰將降低早期時混凝土的水化程度.因此，隨著硅灰和粉煤灰的摻量變化，UHPSSC的7 d和28 d 抗 壓強度有不同的變化規(guī)律.

2.1.3 對抗折強度的影響

圖3顯示了不同水膠比、砂膠率、硅灰摻量及粉 煤灰摻量對UHPSSC的7 d 及 28 d 抗折強度的影響.結果表明，UHPSSC的抗折強度隨著齡期的增長有小幅度的提升，當齡期一定時，隨著水膠比的增大，7 d 及 28 d的抗折強度均越來越小，降幅分別高達 21.3%和23.3%;隨著砂膠率的增大，7 d的抗折強度先小幅 提升后又小幅降低，在砂膠率為1.0時達到最大，此時抗折強度為14.1mPa，28 d的抗折強度則越來越 大，增幅為6.6%;隨著硅灰摻量的增大，7 d 及 28 d的抗折強度均表現(xiàn)出小幅下降的趨勢，降幅均在5% 左右;隨著粉煤灰摻量的增大，7 d 及 28 d的抗折強度均越來越小，降幅分別為14.6%和9.0%.各因素的極 差分析及最優(yōu)取值如表8所示，根據各因素極差的大小，可以明顯看出對UHPSSC的7 d 及 28 d 抗折強度影響的顯著性依次為：水膠比>粉煤灰摻量>砂 膠率>硅灰摻量;綜合考慮各因素對UHPSSC的7 d 及 28 d 抗折強度的影響，可確定其最優(yōu)配比方案為： 每立方米混凝土的水泥用量 688 kg，硅灰用量 86 kg，粉煤灰用量 86 kg，用水量138 kg，海砂用量 860 kg，水 膠 比0.16，砂 膠 率1.0，硅 灰 摻 量10%，粉 煤 灰摻量10%.

2.1.4 配合比的優(yōu)化與驗證

根據以上試驗結果，可以得出 UHPSSC 流動度達到最優(yōu)的配比方案為：水膠比0.22，砂膠率0.8，硅灰摻量15%，粉煤灰摻量 20%.抗壓強度的最優(yōu)配比 方案為：水膠比0.16，砂膠率1.0，硅灰摻量 20%，粉 煤灰摻量10%.抗折強度的最優(yōu)配比方案為：水膠比0.16，砂膠率1.0，硅灰摻量10%，粉煤灰摻量10%.采用綜合平衡法，對各指標的分析結果進行綜合比較和分析.對于砂膠率，由于砂膠率在0.8～1.0 階段，流動度損失十分顯著，而對7 d的抗折強度和抗壓強 度幾乎沒有影響，對于28 d 抗折強度和抗壓強度，砂 膠率在0.9～1.1階段增幅不是十分明顯，綜合考慮流 動度和抗折強度和抗壓強度影響，可將最優(yōu)砂膠率定為0.9，既保證了應有的流動度和成型條件，又兼 顧了UHPSSC的抗折強度和抗壓強度.對于硅灰摻 量，抗壓強度受其波動影響較大，抗折強度幾乎不受 影響，故可將最優(yōu)硅灰摻量定為20%，此時流動度也 表現(xiàn)良好.而 UHPSSC的抗折強度和抗壓強度的最 優(yōu)水膠比、粉煤灰摻量則保持一致，分別為0.16、10%，流動度的最優(yōu)方案與此有一定的偏差，而本試 驗以抗折強度和抗壓強度為優(yōu)化目標，在流動度能夠保證其成型良好的條件下，可將其最優(yōu)配比確定為：每立方米混凝土的水泥用量為491kg，硅灰用量140 kg，粉煤灰用量為70 kg，用水量112 kg，海砂用量 631kg.按照該配比進行制備的UHPSSC，流動度為185mm，抗折強度可達16.5mPa，抗壓強度高達135.2mPa，論證了該配比的最優(yōu)性.

2.2 短切纖維對UHPSSC 強度的影響

2.2.1對抗壓強度的影響

表9 給 出了不同 纖 維 種 類和體 積 摻 量對UHPSSC 抗壓強度的影響，結果表明，UHPSSC的抗 壓強度隨著BF、ARGF 摻量的增加而逐漸降低，降幅分別達14.3%和9.5%;UHPSS（抗壓強度）在PPF 摻 量為0.1%時達到峰值，為138.8mPa，隨后小幅降低;而 UHPSSC的抗壓強度隨著PVAF、UHMWPEF、SF 摻量的增加逐漸提升，增幅分別為2.0%、5.1%和15.2%，提升效果依次為SF>UHMWPEF >PVAF.這 是 由于外 摻 纖 維的加入在一定程 度上 約束了UHPSSC的橫向變形，進而延緩了其破壞進程，從而對改善抗壓性能有積極作用.但纖維的摻入使基體內出現(xiàn)了脆弱的交界面，且摻量越大，產生的脆弱界面越多，尤其是對于親水性強的纖維.當纖維在基體中的積極作用大于其脆弱界面的削弱影響時，抗壓 強度會隨纖維摻量的增加而提升，例如本次試驗中的SF、UHMWPEF、PVAF，當纖維在基體中的積極作用小于其脆弱界面的削弱影響時，抗壓強度會因為纖維摻量的增加而降低，例如本次試驗中的PPF、BF、ARGF.此外，鋼纖維具有較高的模量和抗拉強 度，且分散性優(yōu)于其他高分子纖維，因而對力學性能的提升效果更為顯著.

2.2.2 對抗折強度的影響

表9 結果表明，加入PPF，會小幅降低UHPSSC 抗折強度;隨著PVAF 摻量的增加，在摻量為0.1%時，其抗折強度達到峰值，此時為17.3mPa，隨后小幅 降低;而 UHPSSC 抗 折 強 度隨著BF、ARGF、UHMWPEF 及 SF 摻量的增加而小幅增大，增幅依次為11.5%、17.0%、9.7%和9.7%.這 是 因為PPF和PVAF的抗拉強度較其他纖維相對偏低，而 UHPSSC 強度較高，只有當纖維達到一定強度時才會對其有提升作用.而摻入強度較高的纖維，會對基體中的裂 縫起到“橋聯(lián)作用”，在彎曲荷載作用下，纖維能對UHPSSC基體提供足夠的橋聯(lián)應力，開裂后能顯著抑 制裂縫進一步擴展，承擔基體因開裂釋放的部分應力，依靠基體與纖維的黏結將力傳遞給兩側未開裂的基體，最終因纖維拔出或拔斷而破壞.開裂前纖維對其影 響較小，開 裂后破壞 形 式 同 未 摻 纖 維的UHPSSC 存在較大差異，改變了其開裂即斷的脆性破壞，同時未摻纖維的UHPSSC斷面較為平整，加入纖 維后破壞斷面較為粗糙，且隨著纖維摻量的增加，斷面粗糙度顯著增加.

3結論

通過本文的試驗研究可以得到以下結論：

1）基于正交試驗，對UHPSSC 流動度影響最顯著性的因素是水膠比，流動度隨著水膠比增加而顯著減小，同時流動度隨硅灰摻量的增加先提升后降低.

2）基于正交試驗結果，對UHPSSC 抗折強度和抗壓強度影響最顯著的因素分別為水膠比和粉煤灰

摻 量，綜 合 考慮 流 動度及 抗 折 強 度和抗 壓 強 度，UHPSSC的配合比推薦為：每立方米混凝土的水泥用量為491kg，硅灰用量140 kg，粉煤灰用量為70 kg，用水量112 kg，海砂用量 631kg.

3）UHPSSC的抗壓強度隨著PPF、BF、ARGF 摻 量的增加而降低，隨著PVAF、UHMWPEF、SF摻量的增加而提升，提升效果最顯著的為SF;UHPSSC的抗 折強度隨著BF、ARGF、UHMWPEF及 SF摻量的增加出現(xiàn)小幅提升.

參考文獻

[1]周繼凱，何旭，王澤宇，等.海水海砂混凝土與潛在危害研究進展[J].科學技術與工程，2018，18（24）：179-187.

ZHOU J K，HE X，WANG Z Y，et al.Research progress on seawa-ter and sea sand concrete and its potential hazards[J].Science Technology and Engineering，2018，18（24）：179-187.（In Chi-nese）

[2]曹雪晴，譚啟新，張勇，等.中國近海建筑砂礦床特征[J].巖石礦物學雜志，2007，26（2）：164-170.

CAO X Q，TAN Q X，ZHANG Y，et al.Characteristics of con-structionmarine sand deposits in offshore area of China[J].Acta Petrologica etmineralogica，2007，26（2）：164-170.（In Chinese）

[3]FANG C Q，LUNDGREN K，CHEN L G，et al.Corrosion influ-ence on bond in reinforced concrete[J].Cement and Concrete Research，2004，34（11）：2159-2167.

[4]SHI C J，WANG D H，WU Lm，et al.The hydration andmicro-structure of ultra high-strength concrete with cement-silica fume-slag binder[J].Cement and Concrete Composites，2015，61：44-52.

[5]倪博文，王晶，王祖琦，等.纖維對海砂超高性能混凝土性能的影響[J].新型建筑材料，2018，45（10）：5-7.

NI B W，WANG J，WANG Z Q，et al.Influence of fiber on ultra-high performance concrete with sea sand[J].New Buildingmate-rials，2018，45（10）：5-7.（In Chinese）

[6]王越洋，歐忠文，趙雅璐，等.海砂顆粒級配對UHPC性能的影響[J].材料開發(fā)與應用，2019，34（2）：98-104.

WANG Y Y，OU Z W，ZHAO Y L，et al.Effects of sea sand par-ticle size on the properies of ultra high performance concrete[J].Development and Application ofmaterials，2019，34（2）：98-104.（In Chinese）

[7]LI H，F(xiàn)ARZADNIA N，SHI C J.The role of seawater in interac-tion of slag and silica fume with cement in low water-to-binder ra-tio pastes at the early age of hydration[J].Construction and Buildingmaterials，2018，185：508-518

[8]TENG J G，XIANG Y，YU T，et al.Development andmechanical

behaviour of ultra-high-performance seawater sea-sand concrete[J].Advances in Structural Engineering，2019，22（14）：3100-3120.

[9]鄧宗才，肖銳，申臣良.超細水泥活性粉末混凝土的配合比設計[J].建筑材料學報，2014，17（4）：659-665.

DENG Z C，XIAO R，SHEN C L.mix proportion design of reac-tive powder concrete with superfine cement[J].Journal of Build-ingmaterials，2014，17（4）：659-665.（In Chinese）

[10] SOLIMAN N A，TAGNIT-HAMOU A.Development of ultra-high-performance concrete using glass powder-Towards ecofriendly con-crete[J].Construction and Buildingmaterials，2016，125： 600-612.

[11] ZHAO S J，F(xiàn)AN J J，SUN W.Utilization of iron ore tailings as

fine aggregate in ultra-high performance concrete[J].Construc-tion and Buildingmaterials，2014，50：540-548.

[12] JANKOVI? K，STANKOVI? S，BOJOVI? D，et al.The influence

of nano-silica and barite aggregate on properties of ultra high per-formance concrete[J].Construction and Buildingmaterials，2016，126：147-156.

[13] SBIA L A，PEYVANDI A，LU J，et al.Productionmethods for re-

liable construction of ultra-high-performance concrete（UHPC）structures[J].Materials and Structures，2016，50（1）：1-19.

[14] AMBILY P S，UMARANI C，RAVISANKAR K，et al.Studies on

ultra high performance concrete incorporating copper slag as fine aggregate[J].Construction and Buildingmaterials，2015，77： 233-240.

[15] KImD J，NAAMAN A E，EL-TAWIL S.Comparative flexural be-havior of four fiber reinforced cementitious composites[J].Cement and Concrete Composites，2008，30（10）：917-928.

[16] TOSUN-FELEKOGLU K，F(xiàn)ELEKOGLU B.Effects of fiber-matrix interaction onmultiple cracking performance of polymeric fiber reinforced cementitious composites[J].Composites Part B： Engineering，2013，52：62-71.

[17] TOSUN K，F(xiàn)ELEKO?LU B，BARADAN B.multiple cracking re-sponse of plasma treated polyethylene fiber reinforced cementi-tious composites under flexural loading[J].Cement and Concrete Composites，2012，34（4）：508-520

[18]陶毅，張海鎮(zhèn)，史慶軒，等.活性粉末混凝土配合比研究綜述[J].西 安 建 筑 科 技 大學 學 報（自然 科 學 版），2016，48（6）： 839-845.

TAO Y，ZHANG H Z，SHI Q X，et al.State of art ofmix design theory of reactive powder concrete[J].Journal of Xian University of Architecture & Technology（Natural Science Edition），2016，48（6）：839-845.（In Chinese）

[19] 李嘉，曾玉，易篤韜，等.超高性能輕型組合橋面設計指標近似計算方法[J].湖南大學學報（自然科學版），2017，44（9）：1-9.LI J，ZENG Y，YI D T，et al.Approximate calculation of design indices for high-performance lightweight composite bridge decks ??? [J].Journal of Hunan University（Natural Sciences），2017，44（9）：1-9.（In Chinese）

[20] 胡翱翔，梁興文，李東陽，等.超高性能混凝土配合比設計及其受 拉性能[J].湖 南 大學 學 報（自然 科 學 版），2018，45（3）：39-46.

HU A X，LIANG X W，LI D Y，et al.mix designmethod and uni-axial tensile characteristics of ultra-high performance concrete ?? [J].Journal of Hunan University（Natural Sciences），2018，45（3）：39-46.（In Chinese）

[21] 鄭文忠，李莉.活性粉末混凝土配制及其配合比計算方法[J].

湖南大學學報（自然科學版），2009，36（2）：13-17.

ZHENG W Z，LI L.Preparation andmix proportion calculation of reactive powder concrete[J].Journal of Hunan University（Natural Sciences），2009，36（2）：13-17.（In Chinese）