机制砂混凝土溶蚀力学性能试验研究

输水隧洞在服役状态下，隧洞内部混凝土与输水长期直接接触会出现溶蚀损伤，主要溶蚀形式表现为表面接触溶蚀。混凝土在自然条件下因溶蚀而出现的损伤通常需要经年累月的作用才会显现，而在试验室条件下，一般利用物理器械或化学试剂进行加速溶蚀。常用的溶蚀方法主要有去离子水法、化学试剂法和电化学加速法等。近年来，学者们多采用化学溶液进行加速溶蚀，以研究混凝土力学性能随溶蚀时间的演化规律。徐应莉通过试验发现，水泥基材料溶蚀后，其抗压强度与钙离子溶出量整体呈指数衰减关系。Huang等对混凝土溶蚀前后的应力–应变进行研究后得出，混凝土溶蚀后峰值应力下降，塑性变形比例减小。Hu等使用化学试剂加速溶蚀混凝土，研究了水灰比与溶蚀深度之间的关系。薛霖等由对比试验得出，活性粉末混凝土在NH4Cl溶液中的溶蚀速度是其在自来水中的50倍以上。现有的溶蚀试验多针对以天然砂为细骨料的混凝土，较少涉及机制砂混凝土，而有关于单掺矿粉和纤维的机制砂混凝土，在溶蚀作用下力学性能演化的研究也相对有限，无法揭示混凝土单轴压缩应力–应变与溶蚀损伤之间的演化规律。在已有施工现场配合比基础上进行了配合比优化，采用化学试剂加速溶蚀法，研究了单掺超高分子量聚乙烯（以下简称UHMWPE）纤维和矿粉对溶蚀机制砂混凝土力学性能退化的影响，并从应力–应变和弹性模量角度做了进一步探讨。1 试验材料与方法试验选用江苏某公司生产的P·O 42.5级普通硅酸盐水泥。细骨料为机制砂，石粉含量、表观密度和细度模数分别为：6.8 %、2 720 kg/m³和3.2。粗骨料为粒径5~20 mm、20~40 mm的级配碎石，表观密度分别为2 710 kg/m³和2 650 kg/m³，按1.5∶1混合。试验使用F类Ⅱ级粉煤灰和S 95矿粉。试验选用18 mmUHMWPE，性能参数见表1。

表1 超高分子量聚乙烯纤维性能参数外加剂为HT–BZ聚羧酸高性能减水剂（缓凝型）和HT–BZ引气剂。混凝土设计强度等级为C30，水胶比为0.41，砂率为47 %，控制坍落度为200±20 mm，试验3组混凝土为：基准混凝土（JZ–1）、掺1.0 kg/m³UHMWPE纤维混凝土（PE–1）和掺13 %矿粉混凝土（S–13），混凝土配合比见表2。

表2 混凝土配合比表

kg/m³试验选用6 mol/L氯化铵溶液对混凝土进行加速溶蚀，试验过程中，定期测量溶液的pH值，通过添加新配置氯化铵溶液，保证侵蚀溶液pH值小于9.25，以维持氯化铵溶液的侵蚀效果。制作试件100 mm×100 mm×100 mm立方体混凝土试块，在溶蚀时间为0 d、7 d、14 d、28 d、42 d、49 d和56 d时进行抗压强度和劈裂抗拉强度测试；制作40 mm×40 mm×160 mm长方体混凝土试块，在溶蚀0 d和56 d时进行应力–应变测试，试验采用电子万能试验机对混凝土试块施加荷载，加载方式采用分级加载，分为最大抗压强度值的21 %两次循环预压加载（1 kN/s）、最大抗压强度值的70 %加载（1 kN/s）和破坏加载（1 mm/min）。2 试验结果与分析2.1 抗压强度不同溶蚀龄期混凝土的抗压强度试验结果，如图1所示。由图1可知，随着溶蚀时间的增加，3组混凝土的抗压强度均呈不断下降的趋势。这是因为在前期溶蚀液体偏酸性的环境下，混凝土水化反应减缓，前期水泥熟料经水化作用生成凝胶等为混凝土砂石骨料提供粘结强度的主要钙化产物，因化学反应、离子浓度差等原因逐渐减少。即使后期随着溶蚀的进行，溶蚀液体偏于碱性，有利于矿粉和粉煤灰的二次水化。但试验为保证溶蚀持续进行，加入了适量新配置的氯化铵溶液，使得混凝土中具有胶凝作用的钙质化合物生长速率较为缓慢，混凝土抗压强度增长被抑制。图1 抗压强度随溶蚀时间变化不同溶蚀龄期混凝土的抗压强度损失率变化如图2所示。由图2可知，在溶蚀前14 d，3组混凝土抗压强度损失率增幅较大，之后逐渐缓和。这是因为前期侵蚀液中溶液偏酸性。并且，由于离子浓度差，混凝土中的钙离子本身由表及里快速向着氯化铵溶液中扩散。而混凝土本身的原生性孔隙和裂缝，也为钙离子本身向侵蚀溶液扩散提供了便利通道。以上原因均导致混凝土孔隙率上升、密实度降低，力学性能表现为混凝土抗压强度损失率相对偏大。图2 抗压强度损失率随溶蚀时间变化2.2 劈裂抗拉强度不同溶蚀龄期混凝土劈裂抗拉强度如图3所示。从图3可看出，随着溶蚀龄期的增加，3组混凝土的劈裂抗拉强度在前14 d时下降速率较快，而后趋于缓和。这是因为，在溶蚀前14 d，侵蚀液体pH值偏低，混凝土水化反应被抑制。并且化学反应和离子浓度差较大，导致钙离子迅速流失，使混凝土孔隙率增加，密实度降低，骨料之间粘结力下降。并且，接触溶蚀导致混凝土已溶蚀区域和未溶蚀区域的力学性能出现明显差异，靠近外层的区域受溶蚀损伤严重，受荷后更易发生脆破坏性。因此，在进行劈裂抗拉试验时，混凝土线条状接触面迅速变为矩形面状受力面，受溶蚀区域的裂纹呈辐射状态扩展并迅速向内部贯穿，造成混凝土劈裂抗拉强度前期下降速率较快。图3 劈裂抗拉强度随溶蚀时间变化对比3组混凝土溶蚀0 d和56 d时的劈裂抗拉强度可知，纤维的掺加对混凝土溶蚀前后劈裂抗拉强度的影响相对更大。这是因为PE–1混凝土中的UHMWPE纤维，在混凝土中的分布呈三维乱向支撑形态，可部分缓解其内部水分流失，改善孔隙结构，提升混凝土的密实性，并通过桥接作用部分抑制混凝土外表层的早期干缩开裂。在混凝土受劈裂拉力时，乱向分布于混凝土中的纤维，因胶凝材料和砂石的裹挟作用，而产生抵抗部分拉伸应力，减缓混凝土裂缝扩张的速度，从而提升其劈裂抗拉强度。不同溶蚀龄期混凝土劈裂抗拉强度损失率如图4所示。在溶蚀后期，相比另外两组混凝土，JZ–1混凝土的劈裂抗拉强度损失率相对较低。这是因为混凝土的劈裂抗拉强度数值一般为抗压强度的1/20~1/10，JZ–1混凝土在溶蚀后期的抗压强度相对较低。因此，与另外两组混凝土相比，JZ–1混凝土劈裂抗拉强度受溶蚀损伤后敏感性也相对降低。图4 劈裂抗拉强度损失率随溶蚀时间变化2.3 拉压强度比3组混凝土在不同溶蚀龄期下混凝土劈裂抗拉强度与抗压强度比值如图5所示。随着溶蚀龄期的增加，3组混凝土的劈裂抗拉强度与抗压强度的比值整体呈现出增长的趋势。对比可知在溶蚀前期，PE–1和S–13混凝土的拉压比值均高于JZ–1混凝土。而在溶蚀56d时相比于JZ–1混凝土，PE–1和S–13混凝土的拉压强度比反而降低了1.79%和1.67%。这是因这是因为在溶蚀后期，JZ–1混凝土溶蚀深度较大，且溶蚀区域孔隙率较高，在试验荷载作用下溶蚀区域被压密实而出现凹槽，增大了劈裂抗拉受力面积，一定程度上延缓了裂缝的扩展速度，缓解了溶蚀对混凝土的劈裂抗拉强度敏感性，使得其劈裂抗拉强度损失减缓。而相比于劈裂抗拉强度，抗压强度试验加在载时速率相对更快，导致溶蚀对JZ–1混凝土抗压强度破坏更为严重。图5 不同溶蚀时间混凝土拉压强度比变化而PE–1混凝土因UHMWPE纤维的掺加，其未溶蚀部分混凝土的抗压强度得到了较好的提升；S–13混凝土因其中掺入的矿粉和粉煤灰在溶蚀后期侵蚀溶液趋于碱性时的“火山灰效应”增加，密实度提升，而在一定程度上缓解其抗压强度的损失。因此，PE–1和S–13混凝土的拉压强度比值略低于JZ–1混凝土。2.4 单轴受压应力–应变分析3组混凝土在0 d、28 d和56 d3个溶蚀时间点的峰值应力和峰值应变值，见表3。表3 混凝土溶蚀峰值应力–应变统计JZ–1混凝土溶蚀0 d、28 d和56 d后，单轴受压应力–应变图，如图6所示。由图6和表3可看出，随着溶蚀时间的延长，JZ–1混凝土的峰值应力表现为下降的趋势，而峰值应变呈现出增大的趋势。与溶蚀0 d时混凝土的峰值应力和峰值应变相比，溶蚀28 d时，混凝土的峰值应力降低了约33 %，峰值应变增加了10 %左右；溶蚀56 d时的峰值应力降低了约50 %，峰值应变增加了28 %左右。这是因为混凝土在加速溶蚀条件下，其水化产物C–S–H等钙质化合物，经过扩散、渗透、毛细管吸附等作用被大量溶出，使得混凝土内部孔隙率增大，密实度下降，峰值应力减小，峰值应变增加。图6 JZ–1混凝土溶蚀0 d、28 d和56 d应力–应变关系PE–1混凝土溶蚀0 d、28 d和56 d后，单轴受压应力–应变图，如图7所示。由图7和表3可知，随着溶蚀时间的增加，PE–1混凝土的峰值应力呈现不断降低的趋势。与溶蚀0 d时混凝土的峰值应力和峰值应变相比，溶蚀28 d时混凝土的峰值应力和峰值应变分别降低了约33 %和8 %；而溶蚀56 d时的峰值应力和峰值应变分别降低了45 %和27 %左右。图7 PE–1混凝土溶蚀0 d、28 d和56 d应力–应变关系这是因为PE–1混凝土溶蚀后，其水化产物分解、流失导致密实度降低，溶蚀区域纤维和混凝土基体间的粘结力降低，并且靠近外侧纤维在溶蚀过程中可能会增加侵蚀液的毛细吸附作用，进一步加速钙离子的溶出，使得继生性微孔洞或裂纹增加。因此，溶蚀后的混凝土在受荷时，混凝土中纤维的桥接作用减弱，溶蚀区域裂纹扩展延伸加速损伤。最终表现为混凝土抗压强度及峰值应力–应变减小，延性降低。由图7可以看出，PE–1混凝土溶蚀0 d时，呈现出明显的延性破坏。最初应变随着应力的增大而增加，应变–应变曲线为近乎一次线性的直线；在应力达到峰值应力38.2 MPa后，出现了一段“屈服式”爬升阶段曲线；而后在应变达到1 950 με左右时，出现“强化式”上升阶段曲线；最后到达极限峰值应力44.2 MPa，混凝土承载力丧失而破坏。这是因为PE–1混凝土到达峰值应力并出现较大裂缝后，掺加于混凝土中的纤维在改善混凝土的韧性和延性的同时，桥接在裂缝之间，延缓裂缝的开展，承受着拉应力并且未达到极限。随着荷载的缓慢增加，纤维的抗拉阻裂作用逐渐增大，均衡混凝土内部应力场的分布状态，使应力–应变缓慢增加，延缓裂缝扩展。当荷载接近纤维混凝土极限荷载时，桥接于混凝土中的纤维开始断裂、从水泥基体中脱粘或拔出，同时吸收大量的能量，混凝土达到其极限应力–应变状态。S–13混凝土溶蚀0 d、28 d和56 d后，单轴受压应力–应变图，如图8和表3所示。由图8可知，随着溶蚀时间的增加，S–13混凝土的峰值应力表现为下降的趋势。与溶蚀0 d时混凝土的峰值应力和峰值应变相比，溶蚀28 d和56 d混凝土的峰值应力分别降低了近6 %和12 %，峰值应变分别增加了40 %和52 %左右。综合对比3组混凝土在溶蚀28 d和56 d时的峰值应力及峰值应变之差，可知S–13混凝土峰值应力降低和峰值应变增加最少。这是因为溶蚀后期，侵蚀溶液趋于碱性，激发了矿渣的火山灰活性，生成的水化硅酸钙凝胶体等物质，使得S–13混凝土孔隙率降低，密实度增加。图8 S–13混凝土溶蚀0 d、28 d和56 d应力–应变关系2.5 弹性模量弹性模量可展示混凝土应力σ和应变ε之间的数值关系，反应混凝土抵抗弹性变形的能力。通常情况下，抗压强度高且弹性模量小的混凝土，在受荷时变形较大，表现出较好的韧性，不易产生脆性破坏。选取应力–应变曲线从正式加载开始到峰值应力33 %位置处的割线模量，作为混凝土的弹性模量。3组混凝土溶蚀0 d、28 d和56 d的弹性模量见表4。表4 混凝土溶蚀0 d、28 d和56 d的弹性模量由表4可知，随着溶蚀时间的延长，JZ–1混凝土的弹性模量减小。这是因为随着溶蚀时间的增加，C–S–H等钙质化合物被溶出，水泥基材料本身及骨料之间的粘结力降低。因此，混凝土在受荷状态下，骨料与水泥基体之间会产生微塑性流动，使微裂缝发展速度增加，骨料本身的弹性变形能力无法充分发挥。同时钙离子的溶出也引起混凝土密实度下降，混凝土抗压强度损失，水泥基体对抗变形的能力减弱。因此，混凝土弹性模量降低。溶蚀0 d时，PE–1和S–13混凝土的弹性模量略高于JZ–1混凝土，这是因为纤维和矿粉的掺加，提高了混凝土的抗压强度，其弹性模量也随之增加。相比于溶蚀28 d时的混凝土，S–13混凝土在溶蚀56 d时弹性模量有所提升。出现上述问题的主要原因是由于溶蚀后期矿渣与粉煤灰颗粒的火山灰反应，矿渣自身的二次