機制砂混凝土溶蝕力學性能試驗研究

輸水隧洞在服役狀態(tài)下，隧洞內部混凝土與輸水長期直接接觸會出現(xiàn)溶蝕損傷，主要溶蝕形式表現(xiàn)為表面接觸溶蝕。混凝土在自然條件下因溶蝕而出現(xiàn)的損傷通常需要經年累月的作用才會顯現(xiàn)，而在試驗室條件下，一般利用物理器械或化學試劑進行加速溶蝕。常用的溶蝕方法主要有去離子水法、化學試劑法和電化學加速法等。近年來，學者們多采用化學溶液進行加速溶蝕，以研究混凝土力學性能隨溶蝕時間的演化規(guī)律。徐應莉通過試驗發(fā)現(xiàn)，水泥基材料溶蝕后，其抗壓強度與鈣離子溶出量整體呈指數(shù)衰減關系。Huang等對混凝土溶蝕前后的應力–應變進行研究后得出，混凝土溶蝕后峰值應力下降，塑性變形比例減小。Hu等使用化學試劑加速溶蝕混凝土，研究了水灰比與溶蝕深度之間的關系。薛霖等由對比試驗得出，活性粉末混凝土在NH4Cl溶液中的溶蝕速度是其在自來水中的50倍以上?，F(xiàn)有的溶蝕試驗多針對以天然砂為細骨料的混凝土，較少涉及機制砂混凝土，而有關于單摻礦粉和纖維的機制砂混凝土，在溶蝕作用下力學性能演化的研究也相對有限，無法揭示混凝土單軸壓縮應力–應變與溶蝕損傷之間的演化規(guī)律。在已有施工現(xiàn)場配合比基礎上進行了配合比優(yōu)化，采用化學試劑加速溶蝕法，研究了單摻超高分子量聚乙烯（以下簡稱UHMWPE）纖維和礦粉對溶蝕機制砂混凝土力學性能退化的影響，并從應力–應變和彈性模量角度做了進一步探討。1?試驗材料與方法試驗選用江蘇某公司生產的P·O?42.5級普通硅酸鹽水泥。細骨料為機制砂，石粉含量、表觀密度和細度模數(shù)分別為：6.8?%、2?720?kg/m3和3.2。粗骨料為粒徑5~20?mm、20~40?mm的級配碎石，表觀密度分別為2?710?kg/m3和2?650?kg/m3，按1.5∶1混合。試驗使用F類Ⅱ級粉煤灰和S?95礦粉。試驗選用18?mmUHMWPE，性能參數(shù)見表1。

表1?超高分子量聚乙烯纖維性能參數(shù)外加劑為HT–BZ聚羧酸高性能減水劑（緩凝型）和HT–BZ引氣劑?；炷猎O計強度等級為C30，水膠比為0.41，砂率為47?%，控制坍落度為200±20?mm，試驗3組混凝土為：基準混凝土（JZ–1）、摻1.0?kg/m3UHMWPE纖維混凝土（PE–1）和摻13?%礦粉混凝土（S–13），混凝土配合比見表2。

表2?混凝土配合比表

kg/m3試驗選用6?mol/L氯化銨溶液對混凝土進行加速溶蝕，試驗過程中，定期測量溶液的pH值，通過添加新配置氯化銨溶液，保證侵蝕溶液pH值小于9.25，以維持氯化銨溶液的侵蝕效果。制作試件100?mm×100?mm×100?mm立方體混凝土試塊，在溶蝕時間為0?d、7?d、14?d、28?d、42?d、49?d和56?d時進行抗壓強度和劈裂抗拉強度測試；制作40?mm×40?mm×160?mm長方體混凝土試塊，在溶蝕0?d和56?d時進行應力–應變測試，試驗采用電子萬能試驗機對混凝土試塊施加荷載，加載方式采用分級加載，分為最大抗壓強度值的21?%兩次循環(huán)預壓加載（1?kN/s）、最大抗壓強度值的70?%加載（1?kN/s）和破壞加載（1?mm/min）。2?試驗結果與分析2.1?抗壓強度不同溶蝕齡期混凝土的抗壓強度試驗結果，如圖1所示。由圖1可知，隨著溶蝕時間的增加，3組混凝土的抗壓強度均呈不斷下降的趨勢。這是因為在前期溶蝕液體偏酸性的環(huán)境下，混凝土水化反應減緩，前期水泥熟料經水化作用生成凝膠等為混凝土砂石骨料提供粘結強度的主要鈣化產物，因化學反應、離子濃度差等原因逐漸減少。即使后期隨著溶蝕的進行，溶蝕液體偏于堿性，有利于礦粉和粉煤灰的二次水化。但試驗為保證溶蝕持續(xù)進行，加入了適量新配置的氯化銨溶液，使得混凝土中具有膠凝作用的鈣質化合物生長速率較為緩慢，混凝土抗壓強度增長被抑制。圖1?抗壓強度隨溶蝕時間變化不同溶蝕齡期混凝土的抗壓強度損失率變化如圖2所示。由圖2可知，在溶蝕前14?d，3組混凝土抗壓強度損失率增幅較大，之后逐漸緩和。這是因為前期侵蝕液中溶液偏酸性。并且，由于離子濃度差，混凝土中的鈣離子本身由表及里快速向著氯化銨溶液中擴散。而混凝土本身的原生性孔隙和裂縫，也為鈣離子本身向侵蝕溶液擴散提供了便利通道。以上原因均導致混凝土孔隙率上升、密實度降低，力學性能表現(xiàn)為混凝土抗壓強度損失率相對偏大。圖2?抗壓強度損失率隨溶蝕時間變化2.2?劈裂抗拉強度不同溶蝕齡期混凝土劈裂抗拉強度如圖3所示。從圖3可看出，隨著溶蝕齡期的增加，3組混凝土的劈裂抗拉強度在前14?d時下降速率較快，而后趨于緩和。這是因為，在溶蝕前14?d，侵蝕液體pH值偏低，混凝土水化反應被抑制。并且化學反應和離子濃度差較大，導致鈣離子迅速流失，使混凝土孔隙率增加，密實度降低，骨料之間粘結力下降。并且，接觸溶蝕導致混凝土已溶蝕區(qū)域和未溶蝕區(qū)域的力學性能出現(xiàn)明顯差異，靠近外層的區(qū)域受溶蝕損傷嚴重，受荷后更易發(fā)生脆破壞性。因此，在進行劈裂抗拉試驗時，混凝土線條狀接觸面迅速變?yōu)榫匦蚊鏍钍芰γ?，受溶蝕區(qū)域的裂紋呈輻射狀態(tài)擴展并迅速向內部貫穿，造成混凝土劈裂抗拉強度前期下降速率較快。圖3?劈裂抗拉強度隨溶蝕時間變化對比3組混凝土溶蝕0?d和56?d時的劈裂抗拉強度可知，纖維的摻加對混凝土溶蝕前后劈裂抗拉強度的影響相對更大。這是因為PE–1混凝土中的UHMWPE纖維，在混凝土中的分布呈三維亂向支撐形態(tài)，可部分緩解其內部水分流失，改善孔隙結構，提升混凝土的密實性，并通過橋接作用部分抑制混凝土外表層的早期干縮開裂。在混凝土受劈裂拉力時，亂向分布于混凝土中的纖維，因膠凝材料和砂石的裹挾作用，而產生抵抗部分拉伸應力，減緩混凝土裂縫擴張的速度，從而提升其劈裂抗拉強度。不同溶蝕齡期混凝土劈裂抗拉強度損失率如圖4所示。在溶蝕后期，相比另外兩組混凝土，JZ–1混凝土的劈裂抗拉強度損失率相對較低。這是因為混凝土的劈裂抗拉強度數(shù)值一般為抗壓強度的1/20~1/10，JZ–1混凝土在溶蝕后期的抗壓強度相對較低。因此，與另外兩組混凝土相比，JZ–1混凝土劈裂抗拉強度受溶蝕損傷后敏感性也相對降低。圖4?劈裂抗拉強度損失率隨溶蝕時間變化2.3?拉壓強度比3組混凝土在不同溶蝕齡期下混凝土劈裂抗拉強度與抗壓強度比值如圖5所示。隨著溶蝕齡期的增加，3組混凝土的劈裂抗拉強度與抗壓強度的比值整體呈現(xiàn)出增長的趨勢。對比可知在溶蝕前期，PE–1和S–13混凝土的拉壓比值均高于JZ–1混凝土。而在溶蝕56d時相比于JZ–1混凝土，PE–1和S–13混凝土的拉壓強度比反而降低了1.79%和1.67%。這是因這是因為在溶蝕后期，JZ–1混凝土溶蝕深度較大，且溶蝕區(qū)域孔隙率較高，在試驗荷載作用下溶蝕區(qū)域被壓密實而出現(xiàn)凹槽，增大了劈裂抗拉受力面積，一定程度上延緩了裂縫的擴展速度，緩解了溶蝕對混凝土的劈裂抗拉強度敏感性，使得其劈裂抗拉強度損失減緩。而相比于劈裂抗拉強度，抗壓強度試驗加在載時速率相對更快，導致溶蝕對JZ–1混凝土抗壓強度破壞更為嚴重。圖5?不同溶蝕時間混凝土拉壓強度比變化而PE–1混凝土因UHMWPE纖維的摻加，其未溶蝕部分混凝土的抗壓強度得到了較好的提升；S–13混凝土因其中摻入的礦粉和粉煤灰在溶蝕后期侵蝕溶液趨于堿性時的“火山灰效應”增加，密實度提升，而在一定程度上緩解其抗壓強度的損失。因此，PE–1和S–13混凝土的拉壓強度比值略低于JZ–1混凝土。2.4?單軸受壓應力–應變分析3組混凝土在0?d、28?d和56?d3個溶蝕時間點的峰值應力和峰值應變值，見表3。表3?混凝土溶蝕峰值應力–應變統(tǒng)計JZ–1混凝土溶蝕0?d、28?d和56?d后，單軸受壓應力–應變圖，如圖6所示。由圖6和表3可看出，隨著溶蝕時間的延長，JZ–1混凝土的峰值應力表現(xiàn)為下降的趨勢，而峰值應變呈現(xiàn)出增大的趨勢。與溶蝕0?d時混凝土的峰值應力和峰值應變相比，溶蝕28?d時，混凝土的峰值應力降低了約33?%，峰值應變增加了10?%左右；溶蝕56?d時的峰值應力降低了約50?%，峰值應變增加了28?%左右。這是因為混凝土在加速溶蝕條件下，其水化產物C–S–H等鈣質化合物，經過擴散、滲透、毛細管吸附等作用被大量溶出，使得混凝土內部孔隙率增大，密實度下降，峰值應力減小，峰值應變增加。圖6?JZ–1混凝土溶蝕0?d、28?d和56?d應力–應變關系PE–1混凝土溶蝕0?d、28?d和56?d后，單軸受壓應力–應變圖，如圖7所示。由圖7和表3可知，隨著溶蝕時間的增加，PE–1混凝土的峰值應力呈現(xiàn)不斷降低的趨勢。與溶蝕0?d時混凝土的峰值應力和峰值應變相比，溶蝕28?d時混凝土的峰值應力和峰值應變分別降低了約33?%和8?%；而溶蝕56?d時的峰值應力和峰值應變分別降低了45?%和27?%左右。圖7?PE–1混凝土溶蝕0?d、28?d和56?d應力–應變關系這是因為PE–1混凝土溶蝕后，其水化產物分解、流失導致密實度降低，溶蝕區(qū)域纖維和混凝土基體間的粘結力降低，并且靠近外側纖維在溶蝕過程中可能會增加侵蝕液的毛細吸附作用，進一步加速鈣離子的溶出，使得繼生性微孔洞或裂紋增加。因此，溶蝕后的混凝土在受荷時，混凝土中纖維的橋接作用減弱，溶蝕區(qū)域裂紋擴展延伸加速損傷。最終表現(xiàn)為混凝土抗壓強度及峰值應力–應變減小，延性降低。由圖7可以看出，PE–1混凝土溶蝕0?d時，呈現(xiàn)出明顯的延性破壞。最初應變隨著應力的增大而增加，應變–應變曲線為近乎一次線性的直線；在應力達到峰值應力38.2?MPa后，出現(xiàn)了一段“屈服式”爬升階段曲線；而后在應變達到1?950?με左右時，出現(xiàn)“強化式”上升階段曲線；最后到達極限峰值應力44.2?MPa，混凝土承載力喪失而破壞。這是因為PE–1混凝土到達峰值應力并出現(xiàn)較大裂縫后，摻加于混凝土中的纖維在改善混凝土的韌性和延性的同時，橋接在裂縫之間，延緩裂縫的開展，承受著拉應力并且未達到極限。隨著荷載的緩慢增加，纖維的抗拉阻裂作用逐漸增大，均衡混凝土內部應力場的分布狀態(tài)，使應力–應變緩慢增加，延緩裂縫擴展。當荷載接近纖維混凝土極限荷載時，橋接于混凝土中的纖維開始斷裂、從水泥基體中脫粘或拔出，同時吸收大量的能量，混凝土達到其極限應力–應變狀態(tài)。S–13混凝土溶蝕0?d、28?d和56?d后，單軸受壓應力–應變圖，如圖8和表3所示。由圖8可知，隨著溶蝕時間的增加，S–13混凝土的峰值應力表現(xiàn)為下降的趨勢。與溶蝕0?d時混凝土的峰值應力和峰值應變相比，溶蝕28?d和56?d混凝土的峰值應力分別降低了近6?%和12?%，峰值應變分別增加了40?%和52?%左右。綜合對比3組混凝土在溶蝕28?d和56?d時的峰值應力及峰值應變之差，可知S–13混凝土峰值應力降低和峰值應變增加最少。這是因為溶蝕后期，侵蝕溶液趨于堿性，激發(fā)了礦渣的火山灰活性，生成的水化硅酸鈣凝膠體等物質，使得S–13混凝土孔隙率降低，密實度增加。圖8?S–13混凝土溶蝕0?d、28?d和56?d應力–應變關系2.5?彈性模量彈性模量可展示混凝土應力σ和應變ε之間的數(shù)值關系，反應混凝土抵抗彈性變形的能力。通常情況下，抗壓強度高且彈性模量小的混凝土，在受荷時變形較大，表現(xiàn)出較好的韌性，不易產生脆性破壞。選取應力–應變曲線從正式加載開始到峰值應力33?%位置處的割線模量，作為混凝土的彈性模量。3組混凝土溶蝕0?d、28?d和56?d的彈性模量見表4。表4?混凝土溶蝕0?d、28?d和56?d的彈性模量由表4可知，隨著溶蝕時間的延長，JZ–1混凝土的彈性模量減小。這是因為隨著溶蝕時間的增加，C–S–H等鈣質化合物被溶出，水泥基材料本身及骨料之間的粘結力降低。因此，混凝土在受荷狀態(tài)下，骨料與水泥基體之間會產生微塑性流動，使微裂縫發(fā)展速度增加，骨料本身的彈性變形能力無法充分發(fā)揮。同時鈣離子的溶出也引起混凝土密實度下降，混凝土抗壓強度損失，水泥基體對抗變形的能力減弱。因此，混凝土彈性模量降低。溶蝕0?d時，PE–1和S–13混凝土的彈性模量略高于JZ–1混凝土，這是因為纖維和礦粉的摻加，提高了混凝土的抗壓強度，其彈性模量也隨之增加。相比于溶蝕28?d時的混凝土，S–13混凝土在溶蝕56?d時彈性模量有所提升。出現(xiàn)上述問題的主要原因是由于溶蝕后期礦渣與粉煤灰顆粒的火山灰反應，礦渣自身的二次