凍融損傷噴射混凝土永久支護結構碳化耐久性分析

王家濱，李恒，郭慶軍，陳翔

(西安工業大學 建筑工程學院，西安 710021)

噴射混凝土因采用速凝劑和特殊的噴射成型方式而能在較短的凝結時間內產生強度，對圍巖起到支護作用[1-2]。目前，噴射混凝土被廣泛用于隧道工程中圍巖的臨時或永久支護。隨著隧道施工技術及裝備的發展和進步，噴射混凝土永久支護結構逐漸被應用于隧道工程之中。與普通模筑混凝土(不含速凝劑)相比，噴射混凝土具有不同的孔結構及微觀結構，水化產物礦物組成及含量也存在明顯差異[3-4]。因此，模筑混凝土支護結構耐久性退化規律及過程不適用于評價噴射混凝土永久支護結構，開展噴射混凝土永久支護結構耐久性研究勢在必行。

位于高緯度和高海拔地區長大公路隧道工程的噴射混凝土永久支護結構常年遭受凍融循環作用和汽車尾氣聚積造成的碳化作用。凍融損傷破壞支護噴射混凝土的微觀結構及孔結構，加速了碳化過程，造成錨桿、鋼筋網及鋼桁架發生銹蝕，降低了支護結構可靠度及隧道的服役壽命[5]。因此，開展凍融損傷噴射混凝土永久支護結構碳化過程及碳化深度預測研究具有重要的工程意義。

學者們針對普通混凝土的凍融損傷/碳化耐久性展開了相關研究。Niu等[6]、趙高升等[7]開展了凍融循環和碳化交替作用混凝土耐久性試驗，在交替作用早期，碳化提高了混凝土的抗凍性，而后期則加速了混凝土的凍融損傷。冉晉等[8]、He等[9]、Cheng等[10]通過凍融循環/碳化交替試驗，分別建立了一維凍融損傷狀態下混凝土抗壓強度模型、三維損傷狀態下混凝土碳化模型和開裂混凝土碳化及鋼筋銹蝕模型。Rao等[11]、Li等[5]采用計算機斷層掃描(CT)、掃描電鏡(SEM)及碳酸鈣含量分析等手段，對凍融循環/碳化作用混凝土微觀結構及礦物組成變化進行表征，分析凍融循環對混凝土碳化影響機理。

對于噴射混凝土永久支護結構，目前，已對其凍融循環[12-13]和碳化耐久性[14]進行了研究，但針對凍融損傷噴射混凝土碳化耐久性的研究尚未見報道。筆者采用氣凍氣融法和快速碳化法，以凍融損傷噴射混凝土碳化深度及相對抗壓強度為指標，研究凍融損傷度、噴射混凝土配合比參數對碳化耐久性的影響，并建立碳化深度模型，為噴射混凝土與永久支護結構耐久性研究奠定基礎。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

PO 42.5普通硅酸鹽水泥(密度3.08 g/cm3、細度2.7%、比表面積334 m2/kg、燒失量4.12%；CaO含量5.62%、SiO2含量43.64%、Al2O3含量25.38%、Fe2O3含量4.19%)，Ⅱ級低鈣粉煤灰(密度2.09 g/cm3、細度15.2%、比表面積404 m2/kg、需水量比98%、燒失量3.0%；CaO含量5.62%、SiO2含量43.64%、Al2O3含量25.38%，Fe2O3含量4.19%)，5～10 mm渭河卵石(表觀密度2 680 kg/m3、含泥量0.2%、針片狀含量2.0%)，渭河I區粗砂(細度模數3.4、含泥量1.5%、云母含量0.2%、輕物質含量0.2%)，剪切波浪型鋼纖維(抗拉強度≥600 MPa、長30 mm、寬2 mm)，聚羧酸系減水劑(固含量25%，減水率27%)，RC-04粉狀速凝劑(主要成分為鋁氧熟料及碳酸鈉，經檢測未發生堿骨料反應。終凝時間不大于10 min)。水泥礦物組成示于表1。

表1 水泥的礦物組成
Table 1 Mineral composition of cement

%

C3SC2SC3AC4AF石膏粉煤灰石灰石粉49.3519.636.209.825.005.005.00

1.2 噴射混凝土配合比及試件制作

1.2.1 噴射混凝土配合比 噴射混凝土試驗配合比考慮水膠比(0.49、0.43、0.38)、粉煤灰取代率(0、10%、20%、30%)及鋼纖維摻量(0、40、50、60 kg/m3)，共分為9組。為了對比分析混凝土成型方式對碳化性能的影響，在噴射混凝土S43F10基礎上，制作模筑混凝土C43F10(無速凝劑，其余材料及用量均不變)。試驗混凝土配合比示于表2。

1.2.2 噴射混凝土試件制作 噴射混凝土采用干噴法進行制作，模筑混凝土采用澆筑成型的方式進行制作。噴射混凝土及模筑混凝土試件制作過程見文獻[15]。試件成型后，均標準養護至28 d，而后置于室內繼續自然養護至90 d。噴射混凝土90 d立方體抗壓強度示于表2。

表2 混凝土試驗配合比及抗壓強度Table 2 Mix proportion and compressive strength of concrete

1.3 試驗方法

試驗采用先凍融循環后快速碳化的方式進行。試件以凍融損傷度分為4組(0、5%、10%、15%，計算方法見式(1))，即相對動彈性模量為100%、(95±0.5)%、(90±0.5)%和(85±1)%。凍融循環試驗采用氣凍氣融方式，在步入型氣候模擬試驗室內進行(ZHT/W2300，重慶五環)。凍融循環試驗見圖1。

(1)

式中：D為噴射混凝土凍融損傷度，%；Ed為噴射混凝土相對動彈性模量，%；t0為未凍融噴射混凝土超聲波對測聲時，μs；tN為凍融循環N次噴射混凝土超聲波對測聲時，μs。

圖1 試驗溫度制度和試驗現場照片Fig.1 Temperature system and experiment image

試驗每凍融循環25次為1周期，采用超聲波對測法對其超聲波聲時進行測試(MN-4A，北京康科瑞)。當混凝土相對動彈性模量下降至預定值時，將試件(棱柱體及立方體)取出并停止凍融循環試驗。將試件取出置于室內晾干2 d，而后在鼓風干燥箱中60 ℃干燥48 h，晾至室溫后，移入碳化試驗箱開展快速碳化試驗(CCB-70W，北京數智意隆)。碳化試驗齡期為7、14、21、28、42 d。到達相應齡期時，測試并計算混凝土的碳化深度XC和相對抗壓強度F(式(2))。試驗試件尺寸及數量示于表3。

(2)

式中：F為凍融損傷噴射混凝土相對抗壓強度；fcu,N為碳化齡期N后噴射混凝土立方體抗壓強度，MPa；fcu,0為未碳化噴射混凝土立方體抗壓強度，MPa。

表3 試件尺寸及數量Table 3 Size and number of specimens

注：試件尺寸為高×長×寬，單位：mm；“3×10”表示3個/配合比×10配合比；“6×6×10”表示6個/(碳化齡期·配合比)×6碳化齡期×10配合比。

2 試驗結果與討論

2.1 碳化深度

2.1.1 凍融損傷影響 圖2為凍融損傷噴射混凝土S43F10的碳化深度。噴射混凝土碳化深度隨著凍融損傷度增大。由前期試驗可知[16](圖3為凍融損傷噴射混凝土微觀結構，采用掃描電鏡表征；表4為凍融損傷噴射混凝土孔結構參數，采用壓汞測孔法表征)，在凍脹應力和過冷水遷移形成的滲透壓共同作用下，微裂縫在噴射混凝土骨料界面過渡區及砂漿中不斷萌生并擴展，逐漸連通形成裂縫，造成混凝土內部結構疏松，孔隙率增大。因此，凍融損傷度增大，混凝土表面及內部微裂縫增多，碳化深度增大。由于碳化產物在微裂縫及毛細孔壁表面不斷堆積，堵塞裂縫及孔，CO2擴散減速，碳化深度增長變緩[14]。

圖2 凍融損傷噴射混凝土S43F10的碳化深度Fig.2 Carbonation depth of frost damage shotcrete S43F10

圖3 凍融損傷噴射混凝土S43F10微觀結構Fig.3 Microscope of frost degradation shotcrete S43F10

表4 凍融損傷噴射混凝土S43F10孔結構參數
Table 4 Pore structure parameters of frost degradation shotcrete S43F10

凍融循環次數體積比/%<20 nm20～50 nm50～200 nm>200 nm氣孔率/%00052.3930.5113.293.8114.5805046.0734.6215.154.1714.9210039.2238.2117.184.8915.90

2.1.2 噴射混凝土配合比影響 圖4為凍融損傷水膠比0.49、0.43、0.38的噴射混凝土碳化深度。由圖4可以看出，噴射混凝土碳化深度隨水膠比增大。水膠比增大，噴射混凝土初始微裂縫及毛細連通孔多，抗凍性降低。在同凍融損傷度，高水膠比噴射混凝土中大孔徑孔含量及孔隙率大，二氧化碳擴散阻力小。另一方面，高水膠比噴射混凝土膠凝材料用量及水化產物相對含量降低，可碳化物質減少，碳化深度增大。

圖4 凍融損傷噴射混凝土(水膠比)碳化深度Fig.4 Carbonation depth of frost damage shotcrete (water-binder ratio of 0.38, 0.43 and 0.49)

圖5 凍融損傷噴射混凝土(粉煤灰摻量)碳化深度Fig.5 Carbonation depth of frost damage shotcrete (fly ash replacement of 0, 10%, 20% and 30%)

凍融損傷粉煤灰噴射混凝土的碳化深度變化規律見圖5。隨著粉煤灰摻量增大，碳化深度變化呈現出先減小后增大的趨勢。粉煤灰的形態效應、微集料效應和火山灰效應可顯著增強噴射混凝土界面過渡區強度及細化毛細孔，增大毛細孔曲折度及提高混凝土密實度、抗滲性及抗凍性。但過多粉煤灰摻入(摻量大于20%)，其形態效應和微集料效應減弱，造成混凝土孔隙率和有害孔(孔徑范圍為50～200 nm)體積增大[17]，凍融耐久性降低。再者，粉煤灰二次水化反應消耗氫氧化鈣，使其含量降低，繼而造成可碳化物質含量降低，碳化深度增大。因此，凍融損傷噴射混凝土碳化深度先減小后增大。

從圖6可看出，凍融損傷噴射混凝土碳化深度隨鋼纖維摻量增大快速減小。鋼纖維可有效減緩微裂縫的產生、擴展及連通，噴射混凝土抗凍性明顯提高。在相同的凍融損傷度下，高鋼纖維摻量噴射混凝土中微裂縫和小孔徑孔含量高于低鋼纖維摻量或不摻鋼纖維的噴射混凝土[18]。因此，在快速碳化時，二氧化碳在高鋼纖維摻量噴射混凝土中的相對擴散速度低，碳化深度小。

圖6 凍融損傷噴射混凝土碳化深度(鋼纖維摻量)Fig.6 Carbonation depth of frost damage shotcrete (steel fiber content of 0, 40, 50 and 60 kg/m3)

綜合試驗結果，水膠比0.43且粉煤灰取代率為20%的噴射混凝土或鋼纖維噴射混凝土具有較高的抗碳化性能?？紤]到施工及成本因素，鋼纖維噴射混凝土S43F10SF50適用于高緯度、高海拔地區的長大公路隧道的噴射混凝土永久襯砌結構。

2.1.3 成型方式影響 圖7為凍融損傷同配合比噴射混凝土和模筑混凝土的碳化深度。由圖7可知，模筑混凝土碳化深度顯著大于噴射混凝土。其一，噴射混凝土中速凝劑的有效成分在水化過程中生成大量堿性礦物，使噴射混凝土中可碳化物質相對含量增多；其二，在噴射過程中，骨料高速撞擊并嵌入砂漿中，且快速凝結硬化。噴射混凝土骨料界面過渡區強度高于模筑混凝土(模筑混凝土振動成型過程中，骨料下部會形成水膜)。在同凍融損傷度，噴射混凝土中微裂縫數量低于模筑混凝土，即二氧化碳擴散速度小于模筑混凝土。其三，模筑混凝土在振實過程中，砂漿上浮，骨料下沉，內部毛細連通孔較多，從而導致后期碳化深度較大。

圖7 凍融損傷模筑混凝土及噴射混凝土碳化深度Fig.7 Carbonation depth of frost damage normal concrete and shotcrete

2.2 相對抗壓強度

凍融損傷噴射混凝土碳化后的相對抗壓強度見圖8。由圖8可知，隨著凍融損傷度增大，未碳化噴射混凝土相對抗壓強度損失率大。隨著碳化深度增大，凍融損傷噴射混凝土相對抗壓強度快速增大，但其增長趨勢與混凝土凍融損傷度、配合比參數及成型方式等因素均有關系。采用最小二乘法對混凝土相對抗壓強度和碳化深度之間關系進行擬合分析，二者之間呈現指數關系。

圖8 凍融損傷/碳化作用噴射混凝土相對抗壓強度Fig.8 Relative compressive strength of frost damage shotcrete after carbonation

凍融損傷度越大，噴射混凝土相對抗壓強度越低。未損傷混凝土相對抗壓強度增長率較凍融損傷混凝土大。未損傷混凝土孔隙率低，小孔徑孔含量高，少量的碳化產物即可將微孔填充，顯著提升混凝土碳化區密實度。尤其是損傷度大于10%，凍融損傷噴射混凝土碳化后相對抗壓強度增長率顯著增大，但其相對抗壓強度仍未超過未凍融損傷的混凝土強度。這是因為凍融損傷度愈大，混凝土界面過渡區微裂縫及毛細孔增多，且逐漸向混凝土表面延伸。雖然中性化深度增大會造成碳化產物相對含量高，但無法將損傷混凝土中微裂縫和孔完全填充，混凝土密實度與未損傷混凝土密實度差距較大。因此，雖然混凝土相對抗壓強度增長率大，但其強度仍較低。

水膠比增大，混凝土相對抗壓強度增長率增大；粉煤灰摻量增大，增長率先減小后略微增大；鋼纖維摻量增大，增長率減小。高水膠比、高粉煤灰摻量噴射混凝土抗凍性差，微裂縫數量、孔隙率及大孔徑孔含量高，凍融損傷后相對抗壓強度快速下降。在快速碳化過程中，二氧化碳快速擴散，碳化深度大且碳化產物相對含量提高。碳化產物的形成使凍融損傷噴射混凝土碳化區密實度快速提高，混凝土相對抗壓強度及其增長率增大。對于抗凍性較好的噴射混凝土(低水膠比、適當粉煤灰摻量噴射混凝土及噴射鋼纖維混凝土)，孔隙率變化幅度及微裂縫寬度小，少量碳化產物即可填充微裂縫，后續碳化速度及碳化產物增長量小，相對抗壓強度提高但增長率較低。

3 凍融損傷噴射混凝土碳化深度預測模型

采用Origin Lab軟件，以Fick第一定律為基準(式(3))，對圖4～圖7中凍融損傷噴射混凝土碳化深度XC,th-cr與相應的碳化齡期tth-cr之間關系進行分析，得到相應的碳化系數kth-cr。凍融損傷噴射混凝土碳化深度擬合結果見圖9，碳化系數kth-cr見表5。為了表征凍融循環作用對噴射混凝土碳化深度的影響，定義凍融損傷影響系數γth，以凍融損傷噴射混凝土碳化系數kth-cr與未凍融噴射混凝土碳化系數kcr比值表示(式(4))。

(3)

(4)

圖9 凍融損傷噴射混凝土碳化深度擬合Fig.9 Fitting curves of frost damage shotcrete after carbonation

表5 凍融損傷噴射混凝土碳化系數kth-crTable 5 Carbonation coefficient kth-cr of shotcrete specimen after freeze-thaw cycles

從表5中可以看出，未凍融損傷噴射混凝土碳化深度與混凝土水膠比、粉煤灰摻量、鋼纖維摻量及成型方式有關。采用IBM SPSS中內置的非線性分析模塊(最小二乘法)對未凍融損傷混凝土碳化深度進行綜合分析，在試驗參數取值范圍內，未凍融損傷噴射混凝土碳化深度與水膠比、粉煤灰摻量及鋼纖維摻量關系可用式(5)表示。

kcr=α·kw/b·kFA·kSF

(5)

式中：α為混凝土成型方式系數，模筑混凝土取1，噴射混凝土取0.913；kw/b為水膠比影響系數，kw/b=0.54+0.67(w/b)，w/b為混凝土水膠比；kFA為粉煤灰摻量影響系數，kFA=1.38wFA2-0.52wFA+0.70，wFA為粉煤灰取代率；kSF為鋼纖維摻量影響系數，kSF=2.11+e-wSF，wSF為鋼纖維摻量。

另一方面，凍融損傷噴射混凝土碳化系數kth-cr與凍融損傷度D有直接關系。對凍融損傷噴射混凝土碳化系數kth-cr與未凍融損傷噴射混凝土碳化系數kcr之間的關系進行分析，如式(6)、圖10所示。

γth=(6.64-4.76×1.12D/100)

(6)

圖10 凍融循環作用噴射混凝土碳化系數kth-cr 與未凍融噴射混凝土碳化系數關系kcrFig.10 Relationship between kth-cr and kcr of carbonation shotcrete with and without freeze-thaw cycles

將式(4)～式(6)帶入式(3)，得到凍融損傷噴射混凝土碳化深度預測模型

XC,th-cr=α(6.64-4.76×1.12D/100)·

(7)

將試驗相關系數代入式(7)，得到凍融損傷噴射混凝土碳化作用預測值，并與試驗值進行對比分析，其關系見圖11。

從圖11可看出，預測值與試驗值誤差在20%以內，平均誤差為0.11，方差為0.02，標準誤差為0.16。因此，通過此模型可較好地進行凍融損傷噴射混凝土碳化深度的預測。碳化齡期大于28 d時，預測值均大于試驗值，按照式(7)進行碳化耐久性設計，偏于安全。

圖11 碳化深度預測值與試驗值對比Fig.11 Comparison on calculated and test value of concrete specimens

4 結論

1)噴射混凝土碳化深度與凍融損傷度、混凝土配合比及成型方式有關：碳化深度隨凍融損傷度增大，高水膠比、高粉煤灰摻量噴射混凝土及模筑混凝土碳化深度大，鋼纖維噴射混凝土碳化深度小。

2)凍融損傷噴射混凝土相對抗壓強度隨著碳化深度增大，與碳化深度呈指數關系。相對抗壓強度增長率與凍融損傷度及噴射混凝土配合比有關。碳化噴射混凝土相對抗壓強度增長率隨凍融損傷度、水膠比及粉煤灰摻量增大而提高，鋼纖維噴射混凝土相對抗壓強度增長率小。這與凍融損傷噴射混凝土孔隙率及微裂縫數量有直接關系。

3)凍融損傷噴射混凝土碳化深度符合Fick第一定律，碳化系數與凍融損傷度、配合比參數及混凝土的成型方式有關，建立了凍融損傷噴射混凝土碳化深度預測模型。通過與試驗值進行對比，模型總體誤差小于20%，方差為0.02，標準誤差為0.16，該模型可較好地進行凍融損傷噴射混凝土碳化深度預測。