粉煤灰微珠-沙漠砂陶粒混凝土力学性能试验

许建疆, 郭军林,, 甘丹, 袁康,3, 何明胜,3

( 1.石河子大学 水利建筑工程学院，石河子 832000；2.重庆大学 土木工程学院，重庆 400045；3.新疆兵团高烈度寒区建筑抗震节能技术工程实验室，石河子 832000 )

为响应国家绿色发展理念和节能减排，建筑材料正朝绿色、轻质、高强的方向发展。轻骨料混凝土(Lightweight aggregate concrete，LWAC)因其密度低、保温和耐久性好等优点广泛应用于高层建筑、大跨度桥梁和海洋平台等领域[1-5]。河砂作为一种不可再生资源，是混凝土中最主要的细骨料，近年来因消耗巨大造成供需紧张，同时，过度开采河道造成生态环境严重破坏[6]。为改善建筑用砂供需关系，减轻自然压力，寻找合适的资源替代砂是目前众多学者研究的热点问题之一。

我国西北地区沙漠砂资源丰富，利用沙漠砂替代河砂制备混凝土，不仅能解决河砂供给问题，还能降低建设成本，保护环境[7-9]。目前国内外学者对沙漠砂混凝土进行了大量研究，并利用沙漠砂替代河砂制备可满足力学和工作性能需求混凝土[10-13]。董伟等[14]和薛慧君等[15]利用风积沙配制风积沙浮石混凝土并对其进行力学性能试验；袁康等[16]利用正交实验得到了沙漠砂陶粒混凝土的配合比。

然而，沙漠砂替代河砂会造成混凝土密实度和容重增加。粉煤灰微珠由粉煤灰经过加工制备而成，其具有球形、质轻、高强的特点，可弥补沙漠砂造成混凝土容重增加的缺点，同时实现工业废料利用，绿色环保。Hanif 等[17]研究表明粉煤灰微珠可用于承重构件混凝土，最优掺量为50vol%。Satpathy 等[18]采用粉煤灰微珠代替细骨料制备出强度为20～35 MPa 的混凝土。郭峻驿等[19-20]以粉煤灰微珠作为细骨料制备出M7.5 粉煤灰微珠砂浆及粉煤灰微珠发泡混凝土。

综上，沙漠砂及粉煤灰微珠混凝土已有大量研究，沙漠砂轻骨料混凝土研究较少，尚未发现沙漠砂及粉煤灰微珠复合替代河砂制备轻骨料混凝土的相关研究。因此，本文采用沙漠砂(Desert sand，DS)和粉煤灰微珠(Fly ash cenosphere，FAC)共同替代河砂作为细骨料制备一种绿色新型轻骨料混凝土—粉煤灰微珠-沙漠砂陶粒混凝土(Fly ash cenosphere-desert sand ceramsite concrete，FDCC)，以缓解建筑用砂短缺的窘境，并添加聚合物乳液(Polymer，PL)以改善轻骨料混凝土力学性能。通过单因素配比试验，研究了DS、FAC替代率及PL 对FDCC 的表观密度、坍落度等工作性能和破坏形态、抗压强度和劈裂抗拉强度等力学性能的影响规律，建立了其强度预测模型，并进行了微观分析。为FDCC 的发展及DS 资源化利用提供数据支撑。

1 试验概况

1.1 原材料

本试验所选用的水泥为新疆天业水泥有限公司生产的P·O42.5 普通硅酸盐水泥；粉煤灰为新疆越隆达再生资源科技有限公司生产的II 级粉煤灰。粗骨料采用新疆沙湾县生产的页岩陶粒，粒径为5～20 mm，堆积密度为559 kg/m3，表观密度1 348 kg/m3，2 h 吸水率为7.42%。河砂采用新疆玛纳斯河的水洗中砂，粒径范围0.15～5 mm，堆积密度为1 420 kg/m3，表观密度2 475 kg/m3。DS采用新疆准格尔盆地150 团场附近浮砂，平均粒径为0.183 mm，细度模数为0.334，堆积密度为1 615 kg/m3，表观密度2 620 kg/m3。FAC 采用河南铂润新材料有限公司生产的漂珠，是通过湿分法在粉煤灰中提取、烘干、筛分得到，粒径为1～2 mm，堆积密度240 kg/m3，表观密度681 kg/m3，其化学成分见表1。对DS 和FAC 进行电镜扫描，其形态如图1 和图2所示。减水剂采用HSC 聚羧酸减水剂(石河子天长建材有限公司)，减水率为15wt%。PL 采用苯丙乳液(郑州浩达)，固含量为48wt%～50wt%。水采用实验室供应的自来水。

图1 沙漠砂(DS)宏观和微观图Fig.1 Desert sand (DS) macro and micro diagrams

图2 FAC 宏观和微观图Fig.2 FAC macro and micro diagrams

表1 粉煤灰微珠(FAC)主要化学成分Table 1 Main chemical composition of fly ash cenosphere (FAC)

1.2 试件制备

试验以DS 替代率、FAC 替代率和PL 掺量为因素进行配合比设计，配合比见表2。其中，DS和FAC 替代率分别为细骨料体积分数的10vol%、20vol%和30vol%，PL 掺量为水泥质量分数的0.5wt%、1wt%和1.5wt%。依据《轻骨料混凝土应用技术标准》(JGJ/T 12—2019)[21]，采用松散体积法进行配合比设计，水胶比定为0.35，粗细骨料总体积取1.3 m3，砂率取35%，胶凝材料取460 kg/m3，粉煤灰为胶凝材料质量的20wt%，减水剂用量为胶凝材料质量的2wt%。

表2 DS、FAC 和聚合物乳液(PL)配合比Table 2 Mixing ratio of DS, FAC and polymer (PL)

为防止陶粒高吸水率的特性影响混凝土的拌合效果，在拌合试验之前将陶粒预湿处理2 h 并过滤明水备用。采用人工搅拌，先将胶凝材料、DS、FAC 和河砂混合干拌2 min，再加入陶粒拌合2 min，最后加入水、减水剂和PL 混合湿拌，待完成坍落度测定后，装入模具人工振捣成型。混凝土在24 h 后脱模，转移至湿度大于95%、养护温度(20±2)℃的标准养护箱(天津惠达，YH-90B)中养护。每个组配合比制备9 个100 mm×100 mm×100 mm 立方体试件，各采用3 个试件分别进行7 天、28 天抗压强度试验和劈裂抗拉强度试验。

1.3 试验方法

混凝土立方体抗压强度试验和劈裂抗拉试验按照《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T 50081—2016)[22]进行，试验设备选用长春机械600 kN 电子万能试验机，试验前进行预压，抗压强度和劈裂抗拉强度试验加载速率分别为0.5 MPa/s 和0.05 MPa/s。

取小块试样浸入无水乙醇终止水化，观测前将试样烘干至恒重，涂抹导电胶带并粘贴试样，对试样进行喷金处理后，采用Regulus 8100 型场发射扫描电子显微镜进行扫描分析，研究混凝土混合料28 天后的微观特征。

2 混掺细集料级配

DS 和FAC 不同替代率的混掺细集料的粒径分布曲线如图3所示。所有细集料集配连续，其中F2D1、F2D2、F3D1 和F3D2 的粒径分布曲线较靠近II 区，其他细集料曲线在过细砂区均有明显筛余量，河砂在过粗砂区有明显筛余量， 因此，DS 和FAC 替代部分河砂能改善细集料的粒径分布曲线。结合图1 和图2，DS 颗粒较细，表面有较多凹槽和棱角，能较好地与胶凝材料结合，但过少和过量对混凝土力学性能不利。FAC 为球状，表面较光滑且有少量孔洞，有利于改善混凝土的流动性。

Area I, area II and area III represent over fine, normal and over coarse sand area, respectively; F1D2 represents mixed sand with FAC replacement 10vol% and DS replacement 20vol%图3 细集料粒径分布曲线Fig.3 Fine aggregate particle size distribution curves

3 试验结果

FDCC 抗压强度和劈裂抗拉强度取每组3 个试件的平均结果，忽略与设计强度偏差超过10%的试件结果，结果见表3。此外，对立方体试件进行称重测试表观密度。

表3 粉煤灰微珠-沙漠砂陶粒混凝土(FDCC)力学性能试验结果Table 3 Mechanical property test results of fly ash cenosphere-desert sand ceramsite concrete (FDCC)

3.1 FDCC 的表观密度

由表3 可见，FDCC-10 的表观密度最大，为1 765.27 kg/m3，FDCC-21 的表观密度最小，为1 683.22 kg/m3，较FDCC-1 分别提高1.95%和降低2.70%；FDCC 的28 天抗压强度与表观密度关系如图4所示，其抗压强度与表观密度呈一定线性关系，即表观密度越大，抗压强度越大，主要原因是表观密度大的混凝土致密性好，故抗压强度高。此外，FDCC-20 和FDCC-24 表观密度相对较小，但抗压强度较大，结合骨料物理特性和细集料粒径分布可以发现，FDCC-20、FDCC-24 组对应粒径分布曲线F3D1 和F3D2，混合细集料级配好，能够合理填充混凝土孔隙，提高混凝土强度。FDCC 抗压强度与表观密度的关系方程如下所示：

R2—Coefficient of determination图4 FDCC 表观密度与28 天抗压强度关系图Fig.4 Apparent density of FDCC related to 28 days compressive strength

式中：fcu为混凝土28 天抗压强度(MPa)；m为混凝土表观密度(kg/m3)。

3.2 FDCC 的坍落度

DS、FAC 替代率和PL 掺量对FDCC 坍落度平均值的影响规律如图5所示。FDCC 坍落度平均值随着DS 替代率的增加而降低，随着FAC 和PL掺量的增加而增加。当DS 替代率从10vol%增至30vol%时， 坍落度平均值由101 mm 降低至70 mm，降幅为30.92%。由于DS 属于特细砂，相较于河砂，其比表面积大，在FDCC 制备过程中包裹DS 颗粒的泥浆需求量增加，故随着DS 替代率增加，FDCC 坍落度降低。当FAC 替代率从10vol%增至30vol%时，坍落度平均值由75 mm提升至100 mm，增幅为33.72%。由于FAC 为球形，具有“滚珠”效应，因此FAC 掺入会增加FDCC 的流动性，使其坍落度增加。PL 掺量从0.5wt%增至1.5wt%时，坍落度平均值由78 mm提升至93 mm，增幅为17.89%，这是由于PL 具有一定的减水性，因此PL 掺量增加亦会增加混凝土的坍落度。

图5 各因素对FDCC 坍落度的影响Fig.5 Effect of factors on slump of FDCC

3.3 FDCC 的抗压强度

3.3.1 DS 替代率对FDCC 抗压强度影响

DS 替代率与FDCC 抗压强度的关系如图6所示。FDCC 的7 天和28 天抗压强度随着DS 替代率增加先增大后减小；在FAC 替代率和PL 掺量一定的情况下，DS 替代率由10vol%增至20vol%时FDCC 的抗压强度逐渐提高，当替代率增至30vol%时抗压强度降低。由于DS 为特细砂，替代率较小时能较好填充混凝土孔隙，提高混凝土密实度进而提高其抗压强度；当DS 替代率增大时，使胶凝材料与骨料的界面粘结力降低，进而使混凝土抗压强度降低。

图6 DS 替代率与FDCC 抗压强度的关系Fig.6 Relationship between DS replacement rate and FDCC compressive strength

DS 替代率为10vol%时， FDCC 的7 天和28天抗压强度分别为对照组FDCC-1 的95.81%和97.71%。DS 替代率为20vol%时， 7 天和28 天抗压强度最高分别是对照组的1.21 倍和1.17 倍。当DS 替代率为30vol%时， 7 天和28 天抗压强度最低仅为对照组的93.22%和90.33%。

3.3.2 FAC 替代率对FDCC 的抗压强度影响

FAC 替代率与FDCC 抗压强度的关系如图7所示。当DS 和PL 一定时，FDCC 抗压强度随着FAC 替代率增加先减小后增大。当FAC 替代率为20vol%时抗压强度最小，当替代率为30vol%时抗压强度提升。由于FAC 中空，其自身强度较低，替代河砂会导致混凝土强度降低，随着FAC 替代率增加，FAC 发生的火山灰效应使其与水泥砂浆粘结更紧密，进而使混凝土强度提高。

图7 FAC 替代率与FDCC 抗压强度的关系Fig.7 Relationship between FAC replacement rate and FDCC compressive strength

FAC 替代率为10vol%时，FDCC 的7 天和28天抗压强度分别为对照组FDCC-1 的96.28%和97.36%；FAC 替代率为20vol%时， 7 天和28 天抗压强度最低分别为对照组的88.31%和84.57%；当FAC 替代率为30vol%时， 7 天和28 天抗压强度分别是对照组的1.27 倍和1.24 倍。

3.3.3 PL 掺量对FDCC 的抗压强度影响

PL 掺量与FDCC 抗压强度的关系如图8所示。当DS 或FAC 替代率一定时，随着PL 掺量提高，FDCC 的7 天抗压强度逐渐减小，28 天抗压强度先增加后减小。由于PL 具有一定黏性，能够附着在骨料表面，增加骨料和胶凝材料的粘结强度，提高混凝土强度，但随着掺量增加，PL 在混凝土中附着面积增大，在混凝土中分布成团状引起应力集中和使胶凝材料水化物不连续，使混凝土抗压强度降低。

图8 PL 掺量与FDCC 抗压强度的关系Fig.8 Relationship between PL dosing and FDCC compressive strength

由表3 可知，PL 掺量为0.5wt%时，FDCC 的7 天和28 天抗压强度分别是对照组FDCC-1 的1.08 和1.03 倍。PL 掺量为1wt%时，7 天和28 天抗压强度分别是对照组的1.18 和1.15 倍。当PL掺量为1.5wt%时，7 天和28 天抗压强度分别为对照组的90.38%和89.93%。

综合各因素对FDCC 抗压强度的影响规律，结合表3 可见，FDCC-10 的7 天抗压强度最小，为19.53 MPa，较FDCC-1 降低了19.2%；FDCC-24 的28 天抗压强度最大， 为34.22 MPa， 较FDCC-1 提高了11.28%。其中，FDCC-10 中DS 替代率和FAC 替代率分别为30vol%和10vol%，PL掺量为1.5wt%，各因素掺量均对混凝土抗压强度不利。FDC-24 中DS 替代率和FAC 替代率分别为20vol%和30vol%，PL 掺量为1wt%，各因素掺量均对混凝土抗压强度有利。

3.4 各因素对FDCC 劈裂抗拉强度的影响

各因素与FDCC 劈裂抗拉强度关系如图9 所示。可见， FDCC 的28 天劈裂抗拉强度随DS 替代率、FAC 替代率和PL 掺量的增加均呈下降趋势。DS 替代率从10vol%增至30vol%时，劈裂抗拉强度下降了16.51%； FAC 替代率从10vol%增至30vol%时，劈裂抗拉强度下降了18.63%；PL 掺量从0.5wt%增至1.5wt%时，劈裂抗拉强度下降了28.08%。由表3 可知，FDCC-5 的劈裂抗拉强度最大，为2.86 MPa，较FDCC-1 降低了1.04%；FDCC-28的劈裂抗拉强度值最小，为1.34 MPa，较FDCC-1 降低了53.63%。综上，DS、FAC 和PL 对FDCC劈裂抗拉强度下降均有影响。

图9 各因素与FDCC 劈裂抗拉强度的关系Fig.9 Relationship between factors and FDCC splitting tensile strength

3.5 FDCC 破坏形态

3.5.1 FDCC 抗压破坏形态

不同配合比的FDCC 抗压破坏过程与普通陶粒混凝土相似。加载初期，陶粒混凝土试件下部出现细小裂纹；加载中期陶粒混凝土试件底角发生开裂，表面开始剥落，试件侧面相邻的平行裂缝逐渐连接贯通；加载后期，裂缝继续向上、下延伸，并向试件角部发展，并伴随着试件表层脱落。FDCC 试件破坏形态如图10所示。

图10 FDCC 抗压破坏形态Fig.10 Compressive damage pattern of FDCC

由图可见，FDCC 试件剥落面上存在大量被破坏的陶粒粗骨料，还存在裂缝贯穿破坏陶粒粗骨料的现象。其原因是：一方面，由于陶粒强度较低，使水泥砂浆中的裂缝较容易向陶粒粗骨料扩展，致使陶粒被破坏；另一方面，由于陶粒粗骨料吸水率较高，内部为蜂窝状存在较多孔洞，孔洞在受力过程中发生应力集中，易形成初始裂缝，使陶粒粗骨料发生破坏。显然，骨料的物理力学性能直接决定了FDCC 的最终破坏形态。

3.5.2 FDCC 立方体劈裂破坏形态

FDCC 劈裂抗拉破坏过程亦与普通陶粒混凝土相似，在未到达极限荷载之前试件无明显变化，当达到峰值荷载后试件迅速被劈裂成两半，如图11所示。可见，陶粒强度低，使裂缝易穿过陶粒并继续延伸，致使混凝土劈裂面较平整。

图11 FDCC 劈裂破坏形态Fig.11 Splitting damage pattern of FDCC

3.6 FDCC 强度预测模型

参考复合材料力学理论[23]，假定FDCC 强度由基体强度、DS 增强项、FAC 增强项和PL 增强项共同组成。假设强度预测模型公式如下所示：

式中：f为混凝土强度(MPa)； α0为基体强度(MPa)；α1、α2、α3为回归系数；x1、x2、x3分别为DS 替代率、FAC 替代率和PL 掺量； φ为常数。

将表3 数据代入预测模型公式(2)中，通过最小二乘法计算得出FDCC 的28 天抗压强度和劈裂抗拉强度的预测模型，模型公式如下所示：

式中：fts为混凝土28 天劈裂抗拉强度；R2为决定系数，=0.907。

图12 为根据公式进行强度预测得到的FDCC抗压强度和劈裂抗拉强度的实际值与预测值的对比。可以看出，28 天抗压强度在FDCC-4、FDCC-12、FDCC-18、FDCC-23 的相对误差在±7%左右；劈裂抗拉强度在FDCC-2、FDCC-3、FDCC-6、FDCC-9、FDCC-18、FDCC-19 的相对误差在±11%左右，在可接受范围之内。大部分试验值高于预测值，说明本文预测结果偏安全。

图12 FDCC 混凝土强度预测值与实际值对比Fig.12 Comparison of predicted and actual values of FDCC concrete strength

由于沙漠砂陶粒混凝土劈裂抗拉试验数据甚少，因此主要对抗压模型进行验证。结合文献[24]和[25]中的试验数据对抗压模型进行验证。验证结果如表4所示。文献[24]的预测值与实际试验值误差范围在15%左右，精度较好；与文献[25]的验证结果来看，预测值与实际试验值误差较大，相对误差在30%左右。说明本模型可用于沙漠砂陶粒混凝土抗压强度预测。

表4 混凝土抗压强度预测模型验证Table 4 Verification of concrete compressive strength prediction model

4 FDCC 的微观分析

普通陶粒混凝土和DS 替代率分别为10vol%、20vol%和30vol%的FDCC 样品SEM 图像如图13所示。从图13(a)可见，普通陶粒混凝土致密性较差，有较多缝隙，并且存在大量不连续、呈团状、分散的水化硅酸钙(C-S-H)凝胶，此结构不利于水化产物分布使混凝土水泥基体较弱，从而导致力学性能不佳。相比之下，掺入DS 的混凝土水泥砂浆的微观结构更加致密，如图13(b)～13(d)所示。DS 替代率为20vol%的混凝土中存在少量分散的C-S-H 凝胶，其整体微观结构致密性最佳，粉煤灰的火山灰效应使其周围存在C-S-H凝胶，同样DS 的微集料作用会与片状的氢氧化钙(CH)反应，降低CH 的含量，进而提升混凝土力学性能。而DS 替代率20vol%的混凝土存在未参与反应的粉煤灰，其周围有少量分散的C-S-H凝胶，同时有CH 和针棒状的钙矾石(AFt)的生成；未反应的粉煤灰会导致水化产物连续性不佳，使混凝土力学性能不佳。

C-S-H—Hydrate calcium silicate; CH—Calcium hydroxide; AFt—Ettringite图13 不同DS 替代率下FDCC 的SEM 图像Fig.13 SEM images of FDCC at different DS replacement rates

FDCC 细集料SEM 图像如图14所示。由图14(a)可见，DS 界面处存在微小缝隙，表明DS 和水泥砂浆粘结性一般；在其界面附近砂浆密实性好，有大量水化产物C-S-H 和CH 生成。图14(b)为FAC界面，破坏后的FAC 界面处与砂浆结合紧密，并在FAC 界面处附近发现大量连续的C-S-H 凝胶和棒状的CH，FAC 壁表面存在活性物质有利于C-SH 和CH 的生成，能够提高砂浆的密实度。在界面附近发现未参与反应的粉煤灰，致使水化产物不连续，对微观结构产生不利影响。

选取了普通陶粒混凝土和DS 替代率为10vol%和20vol%的FDCC 进行XRD 分析，结果如图15所示。由图可见，随着DS 替代率的增加，CH 和C-S-H 的衍射峰强度增加，表明FDCC 中的沙漠砂存在火山灰效应，能够促进水化产物的生成。

LWAC—Lightweight aggregate concrete图15 不同DS 替代率下FDCC 的XRD 图谱Fig.15 XRD patterns of FDCC at different DS replacement rates

5 讨 论

本试验研究的FDCC 中DS 替代率为20vol%，FAC 替代率为30vol%为最佳，这与文献[8]和[24]中所得出的沙漠砂最佳30vol%相差较大，与文献[19]中FAC 最佳替代率为70vol%相差较大。其原因为试验采用DS 和FAC 混掺制备混凝土，而文献[8]、[24]为单掺沙漠砂，文献[19]为单掺粉煤灰微珠。其次文献[8]和[24]中水胶比为0.5，均高于本文的0.35，水胶比对混凝土水泥砂浆的强度影响较大。文献[19]研究FAC 制备泡沫混凝土，混凝土中无粗骨料，其混凝土强度为水泥砂浆强度，故与此次试验FAC 替代率差别较大。后期可以考虑在高水胶比的情况下混掺DS 和FAC 制备陶粒混凝土，研究其工作性能和力学性能，以制备性能更好的轻骨料混凝土。

DS 和FAC 在混凝土中具有填充作用和火山灰效应，有利于混凝土微观结构，进而提高其力学性能。这与文献[26]和[27]中所描述的DS 具有填充作用和火山灰效应一致，与文献[28]和[29]中FAC 具有火山灰效应一致。沙漠砂中存在的微小颗粒具有火山灰效应，能够促进水泥基体充分水化，消耗水泥基体中的CH，进而改变水泥基体的微观结构。本文采用的FAC 与文献[28]所用的FAC 相比粒径较大，但FAC 表面物质组成一致，因此本文所采用的FAC 具有一定火山灰效应，但其活跃性并不明确。文献[28]还采用化学方法改性FAC 制备混凝土，其混凝土力学性能较未改性提升7.07%，且FAC 火山灰效应活跃，水化产物附着紧密，微观结构牢固。说明化学改性后FAC对混凝土力学性能和微观结构提升更好。此次试验所用FAC 所制备的混凝土力学性能仍有较大提升空间，后期可针对物理或化学方法改性FAC 制备混凝土，并对其性能和微观结构进行研究。

经市场询价及参照当地建设工程综合价格信息，FDCC 各原材料单价分别为：陶粒500 元/m3、水泥250 元/m3、粉煤灰90 元/m3、河砂130 元/m3、沙漠砂15 元/m3、粉煤灰微珠930 元/m3、聚合物乳液3 300 元/m3。按照文中表2 配合比，选取普通陶粒混凝土FDCC-1，各因素替代率最少的配合比FDCC-2 及各因素替代率最大的配合比FDCC-28 进行经济性分析，结果如表5所示。可见， 在DS、FAC 替代率和PL 掺量最少和最多的情况下，FDCC 单价较普通陶粒混凝土分别提高2%和3%，即FDCC 在减少河砂用量的情况下与普通陶粒混凝土单价略微增加。鉴于聚合物乳液单价较高，对FDCC 经济性影响较大，前文分析中可见，PL掺量对FDCC 性能影响并不显著，因此，后期可考虑在满足性能需求的情况下不掺入PL。在无PL 掺入的情况下，FDCC 单价在DS、FAC 替代率最少和最多时较普通陶粒混凝土分别降低1%和5%，经济性较明显。

6 结 论

(1) 沙漠砂(Desert sand，DS)和粉煤灰微珠(Fly ash cenosphere，FAC)可替代河砂用于制备粉煤灰微珠-沙漠砂陶粒混凝土(Fly ash cenospheredesert sand ceramsite concrete，FDCC)。相较于普通陶粒混凝土，FDCC 在相同造价的情况下可较大幅度降低河砂用量，提高DS 和FAC 等固废综合利用，符合我国绿色低碳理念，有利于可持续发展，在我国西北沙漠及周边地区具有广阔应用前景。

(2) FDCC 表观密度与抗压强度呈线性关系，合理的混合细集料级配对提高FDCC 抗压强度有利。FDCC 的坍落度随着DS 替代率的增加而降低，随着FAC 替代率和聚合物乳液(Polymer，PL)掺量的增加而增加。

(3) FDCC 抗压强度随DS 替代率增加呈先增大后减小，随FAC 替代率增加先减小后增大，随PL 掺量增加先增大后减小。FDC 混凝土中DS 替代率、FAC 替代率和PL 掺量最优分别为20vol%、30vol%和1wt%。FDCC 劈裂抗拉强度随DS、FAC替代率和PL 掺量增加逐渐降低，FDCC-28 混凝土劈裂抗拉强度值最小，为1.34 MPa，较基准组降低了53.63%。FDCC 的抗压强度破坏形态骨料破坏和界面破坏，劈裂抗拉强度破坏形态为骨料破坏。

(4) FDCC 抗压强度和劈裂抗拉强度预测模型可用于FDCC 和沙漠砂陶粒混凝土的强度预测，精度较好。

(5) DS 能填充混凝土水泥砂浆空隙，当DS 替代率为20vol%的混凝土密实度最好。DS 具有微集料作用，能与氢氧化钙(CH)反应生成水化硅酸钙(C-S-H)。FAC 与水泥砂浆粘结性好，表面活性物质能促进水化产物生成，对混凝土微观结构有利。