王家濱　牛荻濤　袁斌

摘要：采用棱柱體試件，通過快速凍融試驗方法，對凍融損傷后同配合比普通混凝土、噴射混凝土及鋼纖維噴射混凝土單軸受壓應力應變?nèi)€進行研究。對應力應變關系中相關參數(shù)進行回歸分析，得出凍融循環(huán)后試件應力應變?nèi)€方程。結果表明：隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加，受壓應力應變曲線趨于扁平；峰值應力降低，峰值應變增大，分別與凍融循環(huán)次數(shù)呈線性和指數(shù)變化。與普通混凝土相比，噴射混凝土峰值應力下降速率小，而鋼纖維噴射混凝土的下降速率進一步減小。而后，采用掃描電子顯微鏡及壓汞法，對損傷后試件微觀結構和孔結構進行觀察分析，發(fā)現(xiàn)隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加，在滲透壓和凍脹壓力綜合作用下，試件內(nèi)部微裂紋及氣孔增多，孔徑增大，試件密實度顯著降低；而鋼纖維噴射混凝土中僅出現(xiàn)少量連通毛細孔，這與宏觀力學性能變化呈現(xiàn)一致性。

關鍵詞：隧道工程；噴射混凝土；凍融損傷；應力應變曲線；微觀結構

中圖分類號：TU502.6；TU528.53

文獻標志碼：A文章編號：16744764（2016）01003010

Abstract：

Using prismatic specimens of concrete， we examined the uniaxial compression stressstrain curve of ordinary concrete （mixture C43F10）， ordinary shotcrete （mixture S43F10） and steel fiber reinforced shotcrete （mixture S43F10SF50） with the same mixture by using the accelerating freezethaw method. By fitting the relationship between parameters and the number of freezethaw cycles， the stressstrain curve of specimens under damaging was calculated. The test results show that with the increase of freezing and thawing cycles， the peak stress is low and has a liner relation with the freezing and thawing cycles. However， the peak strain is bigger and demonstrates an exponential relationship. The peak stress of shotcrete decreases more slowly than that of ordinary concrete， and that of shotcrete with steel fiber reduces much more slowly.

We also observed and analyzed the microstructure and pores of specimens after damage by using scanning electron microscope and the mercury intrusion method. The result shows that with an increase number of freezethaw cycles，

the amount of microcreaks and pores

and the diameter of pores increase by the effect of osmotic pressure and frost heave pressure while the specimens density decreases. In the same situation， there are only several connected capillary pores in steel fiber reinforced shotcrete， which is consistent with macromechanical properties.

Keywords：tunnel engineering； shotcrete； freeze and thaw damage； stressstrain curve； microstructure

噴射混凝土是在高壓空氣作用下，通過管道將混凝土均勻噴射在受噴面上的一種特殊混凝土[13]。因速凝劑的摻入，噴射混凝土具有極短的終凝時間、高早齡期強度，其1 h抗壓強度可達2 MPa，故廣泛應用在隧道襯砌結構、礦山巷道支護、邊坡工程及橋梁結構維修加固等場所[47]。隨著現(xiàn)代隧道施工技術進步，噴射混凝土及鋼纖維噴射混凝土單層永久襯砌成為隧道襯砌結構發(fā)展趨勢[8]。中國地域遼闊，有相當大的地區(qū)處于嚴寒地帶，尤其在北方、高原及山嶺地區(qū)，凍融破壞成為混凝土結構耐久性主要病害。而在這些地區(qū)修建的隧道工程，因其內(nèi)部風速較自然風速大，溫度遠低于周圍環(huán)境，致使隧道襯砌混凝土凍融損傷嚴重[9]。

目前，關于凍融損傷后普通混凝土及鋼纖維混凝土的研究成果很多[1115]，但關于凍融損傷后噴射混凝土性能研究較少，僅集中在損傷后噴射混凝土基本性能，包括：相對動彈性模量、質量損失率、抗壓及劈裂抗拉強度和孔結構變化等方面[1619]。而關于凍融損傷后噴射混凝土應力應變?nèi)€、微觀結構研究則非常少。筆者通過對同配合比普通混凝土、噴射混凝土及鋼纖維噴射混凝土棱柱體進行了單軸受壓試驗，繪出凍融損傷后混凝土應力應變?nèi)€，并得出凍融循環(huán)作用下噴射混凝土及鋼纖維噴射混凝土應力應變方程。同時，對凍融損傷后混凝土進行微觀結構及孔結構分析。

1試驗

1.1原材料及配合比

水泥為陜西寶雞海螺水泥有限責任公司生產(chǎn)的海螺牌P·O 42.5普通硅酸鹽水泥，粉煤灰為陜西寶雞寶源集團粉煤灰分公司生產(chǎn)的II級粉煤灰，細集料為細度模數(shù)為3.4的河砂，粗集料為5～10 mm連續(xù)級配瓜米石，鋼纖維為上海青浦商榻金屬纖維廠生產(chǎn)的冷壓剪切波浪形鋼纖維，等效長徑比35。速凝劑為山西桑穆斯建材化工有限公司生產(chǎn)的低堿速凝劑，主要成分為偏鋁酸鈉、硅酸二鈣及石灰，減水劑為山西凱迪建材有限公司生產(chǎn)的聚羧酸系高性能減水劑，減水率27%，原料礦物組成見表1。噴射混凝土水膠比為0.43，砂率為50%，減水劑及速凝劑添加量為膠凝材料質量的1%及4%。噴射混凝土配合比及抗壓強度和劈裂抗拉強度見表2及表3。

1.2試驗制作

噴射混凝土試件取自寶雞至蘭州客運專線麥積山隧道施工現(xiàn)場，采用噴大板法進行制作，大板尺寸為1 000 mm×500 mm×120 mm。大板成型3 h后拆模，放入隧道中自然養(yǎng)護7 d，而后使用巖石切割機將噴射混凝土大板切割成標準試件（100 mm×100 mm×400 mm）并將其置于標準養(yǎng)護室（溫度20±2℃、相對濕度95%）養(yǎng)護至28 d，最后將試件置于室外自然養(yǎng)護至90 d。試件制作過程見圖1。

1.3試驗方法

凍融損傷后噴射混凝土本構關系試驗采用100 mm×100 mm×300 mm棱柱體試件。凍融循環(huán)按照《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標準》（GB/T 50082—2009）中快凍法進行，試驗溫度為-18～5 ℃。試驗凍融循環(huán)次數(shù)分別為0、50、100、（125）150、200次。凍融循環(huán)過程中，每25次將試件進行一次翻轉，防止試件因凍融試驗箱內(nèi)部溫度梯度造成溫度應力集中而破壞。

凍融循環(huán)完成后，將位移采集裝置（江蘇溧陽YHD10型位移傳感器，精度400 με/mm，量程±5 mm）固定于試件上并置于上海華龍WAW1 000型微機控制電液伺服萬能試驗機（精度0.001 N，最大量程1 000 kN，最小加載速率0.01 mm/min）中進行單軸抗壓試驗。同時，將萬能試驗機中力傳感器信號和位移傳感器位移信號同時引入TDS602型數(shù)據(jù)采集儀中，實現(xiàn)對力和位移的同步采集，繪出凍融損傷后試件應力應變?nèi)€。試驗裝置固定示意圖如圖2。

試驗開始加載前，先以0.5 mm/min的速率預加載至5 kN，觀察4個位移計的度數(shù)是否接近，若相差較大，即4個位移計度數(shù)偏差在±20 με，則立即停止試驗，調(diào)整試件位置，再重復前者的過程，直至位移計讀數(shù)相接近后，正式開始試驗。試驗采用位移控制方式，初始加載速率為0.3 mm/min，當壓應力超過預估峰值應力的70%后，將加載速率調(diào)整為005 mm/min，直至試件完全破壞。試驗時每組9個試件，當發(fā)現(xiàn)試驗結果離散型較大時，則再增加3個試件，以確保試驗結果的完整準確。

試件單軸受壓應力及應變按式（1）、（2）計算

σ=FA（1）

ε=ΔLL（2）

式中：σ為試件壓應力，MPa；F為作用在試件上荷載，kN；A為試件加載面積，mm2；ε為試件均勻受壓區(qū)的縱向壓應變；ΔL試件縱向變形量，mm；L為試件測量標距，mm，試驗中L=200 mm。

2單軸受壓試件破壞過程

圖3給出了噴射混凝土單軸受壓的破壞過程。由圖3可知，試件加載初期（壓應力小于0.5f′c），噴射混凝土內(nèi)部微裂縫因尖端應力集中而沿界面過渡區(qū)略有發(fā)展，但大部分微裂縫及孔隙在壓應力作用下而閉合，試件中水泥砂漿基體尚未開裂。此時，試件內(nèi)部微裂縫進入穩(wěn)定期，試件表面尚無明顯損傷微裂縫出現(xiàn)（圖3（a））；隨著荷載不斷增大（壓應力大于0.5f′c，小于0.75 f′c），試件界面過渡區(qū)微裂縫再次開始擴展生長，微裂縫系統(tǒng)處于不穩(wěn)定階段。當試件內(nèi)部集聚的能量超過其開裂臨界能量時，微裂縫快速發(fā)展，裂紋系統(tǒng)變得不穩(wěn)定，試件端部表皮少量剝落。同時，在加載過程中，可聽到混凝土試件內(nèi)部被壓裂而產(chǎn)生的劈裂聲，但試件表面依然沒有可見裂縫（圖3（b））；荷載繼續(xù)增加（壓應力大于0.75f′c），試件內(nèi)部處于不穩(wěn)定的微裂縫開始快速擴展，界面過渡區(qū)裂縫發(fā)展進入砂漿基體中，且與基體中裂縫相互貫通，試件破壞，承載力達到最大值；之后，隨著壓應變增大，試件表面出現(xiàn)第一條可見裂縫且平行于加載方向，試件承載開始力降低（圖3（c））；應變繼續(xù)增大，試件表面可見裂縫的數(shù)量和寬度逐漸增加，縱向裂縫相互貫通，導致噴射混凝土承載能力迅速下降，并最終破壞，完全喪失承載能力（圖2（d））。

3凍融損傷前后試件應力應變關系

3.1應力應變?nèi)€

3.1.1未損傷試件應力應變?nèi)€

未經(jīng)凍融循環(huán)試件應力應變曲線示于圖4。從圖4可看出，普通混凝土應力應變上升段較為圓滑，下降段初期平緩后期急速下降；噴射混凝土峰值應力小但峰值應力基本一致，與普通混凝土相比，其上升段較為平直，下降段變化規(guī)律相似；而鋼纖維噴射混凝土峰值應力及應變均比普通混凝土大，上升段平直，下降段抬高且平緩。在相同應變時，應力應變曲線下面積從大到小依次為：鋼纖維噴射混凝土，普通混凝土及普通噴射混凝土。曲線面積越大，說明試件延性越好，在相同應力作用下試件變形性能越好。故鋼纖維加入可彌補由于噴射混凝土快速水化而帶來的強度降低，增大噴射混凝土延性。

這是因為噴射混凝土在速凝劑作用下，膠凝材料快速水化硬化，使其內(nèi)部水化產(chǎn)物晶粒異常長大，結晶粗糙且晶粒之間出現(xiàn)大量空隙；同時，在混凝土噴射過程中，壓縮空氣未及時排出而殘留在混凝土中，形成微氣孔，致使噴射混凝土氣孔率稍大，強度降低，脆性增大；對于鋼纖維噴射混凝土，在鋼纖維的阻裂效應作用下，微裂縫擴展至鋼纖維表面時，因鋼纖維抗拉強度高，微裂縫發(fā)生偏轉并沿鋼纖維上下表面擴展及延伸，有效減緩或消除裂縫尖端應力集中，在粘結應力共同作用下，使試件斷裂能提高，試件韌性增大。

3.1.2凍融損傷后試件應力應變?nèi)€

試件凍融循環(huán)0、50、100、150及200次應力應變曲線示于圖5。對圖5中試件應力應變曲線進行分析，可以看出噴射混凝土應力應變曲線與模筑混凝土相似。試件未凍融損傷時，其破壞過程可分為3個階段：1）彈性變形階段，此時試件應力小于0.3f′c，應力應變曲線接近于直線，試件內(nèi)部界面過渡區(qū)形成第一批穩(wěn)定、不發(fā)展的微裂紋；2）彈塑性變形階段，此階段按照裂紋發(fā)展過程可以分為微裂紋發(fā)展階段和裂縫開展階段：當應力為0.3f′c～0.75f′c，此時試件處于微裂紋發(fā)展階段。隨著應變繼續(xù)增加，試件塑性變形增長，應力應變曲線斜率減小，試件內(nèi)部界面過渡區(qū)微裂縫開始緩慢、穩(wěn)定發(fā)展，應變增長速度大于應力增長，應力應變曲線呈上凸狀；當應力為075f′c～f′c，此時試件處于微裂縫開展階段。試件內(nèi)部界面過渡區(qū)微裂紋急劇擴展并與水泥砂漿中微裂紋貫通，形成連續(xù)裂縫。試件切線模量逐漸減小，上升段出現(xiàn)拐點即峰值應力，對應的應變即為試件的峰值應變，應力應變曲線呈外凸狀，故第1）及2）階段統(tǒng)稱為彈塑性變形階段；3）破壞階段，此時應力應變曲線進入下降段，試件內(nèi)部連續(xù)裂縫快速發(fā)展，并在試件中部表面出現(xiàn)第一條宏觀裂縫，其方向平行于受力方向。隨著應變的繼續(xù)增大，裂縫向兩端發(fā)展并向角部偏轉，形成壓潰型斜裂縫破壞。此時試件應力值降低，應變值迅速增大。鋼纖維的加入可顯著提高試件的延性和韌性，使其峰值應變增長幅度加大。

根據(jù)圖6中曲線可以得出凍融損傷前后試件峰值應力σc，峰值應變εc、初始彈性模量EC（取0.4σc處割線模量值[20]）及極限壓應變εc，u等參數(shù)，其相對值示于圖6。由圖5和圖6綜合分析可以看出，隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加，試件峰值應力及彈性模量逐漸降低，峰值應變和極限應變增大，應力應變曲線趨于扁平狀且向右移動。同時，當凍融循環(huán)大于100次時，試件中彈塑性變形階段顯著減小，即試件經(jīng)過彈性變形階段后迅速達到峰值應力，試件抵抗變形的能力減弱，脆性增大。凍融循環(huán)次數(shù)繼續(xù)增加，試件應力應變曲線初期由近似線性變?yōu)橄掳稼厔荩湓驗閮鋈趽p傷后，試件由于凍脹壓力循環(huán)作用導致內(nèi)部酥松，在加載初期，內(nèi)部微裂縫被壓實，裂縫閉合，切線模量緩慢增大，使其出現(xiàn)下凹狀[21]。對試件材料特征常數(shù)與凍融循環(huán)次數(shù)進行擬合，得出峰值應力與凍融循環(huán)次數(shù)呈線性關系，而峰值應變、初始彈性模量及極限壓應變與凍融循環(huán)次數(shù)呈指數(shù)型關系，擬合方程列于表4。

凍融損傷后鋼纖維噴射混凝土應力應變曲線雖與普通噴射混凝土相同，但其EC、σc、εc及εc，u隨凍融循環(huán)次數(shù)變化幅度較小，且峰值應變和極限壓應變顯著增大。說明鋼纖維的加入可以提高噴射混凝土的延性和韌性，使其抗凍性能提升。

3.2應力應變?nèi)€方程

通過以上分析，噴射混凝土及鋼纖維噴射混凝土應力應變?nèi)€與普通混凝土相似，故采用分段擬合即將應力應變曲線上升段和下降段分別采用多項式和有理分式進行擬合，得出凍融損傷后噴射混凝土應力應變?nèi)€方程。

表5為經(jīng)Matlab擬合后試件應力應變曲線上升段及下降段參數(shù)a和b值。從表5中可看出，隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加，a值逐漸減小，b值逐漸增大，表明試件延性及塑性變形能力逐漸降低，混凝土急速破壞且殘余強度低。

為任意點的應力和應變，N為凍融循環(huán)次數(shù)。

圖7所示為凍融損傷后歸一化試件應力應變?nèi)€。表7為歸一化后應力應變曲線與x軸圍成面積的相對值。隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加，應力應變曲線逐漸變窄，曲線下面積減小，見表6。試件延性和塑性變形能力逐步降低，殘余強度不斷降低。普通混凝土應力應變曲線變化顯著且曲線下面積下降幅度大；而普通混凝土下降速率稍緩，但凍融循環(huán)200次時，其相對面積僅為75.2%；與前二者相比，鋼纖維噴射混凝土下降較為緩慢，凍融循環(huán)50次時，相對面積僅下降了3.4%，凍融循環(huán)200次時，相對面積下降率為19.9%，低于噴射混凝土的24.8%。所以，經(jīng)凍融損傷后，普通混凝土延性及塑性變形能力下降最快，而鋼纖維的加入可增大凍后噴射混凝土延性及塑性變形，對噴射混凝土抗凍性及凍后受力性能具有顯著提高租用。

4.1微觀結構變化

凍融損傷后試件微觀結構示于圖8。相應測點的X射線能譜（EDS）圖譜示于圖9。從圖8及圖9中可以看出：未經(jīng)凍融損傷的普通噴射混凝土及鋼纖維噴射混凝土內(nèi)部均勻密實，但在試件C43F10中有少量寬5 μm的微裂縫存在于基體中，且有呈簇狀微氣孔分布于凝膠體之間。

凍融循環(huán)100次后，普通混凝土毛細孔相互連通、擴展而成為毛細貫通微裂縫。普通噴射混凝土中出現(xiàn)凍脹間斷性微裂紋，在凝膠體中出現(xiàn)毛細孔及結構酥松體。同時，凝膠體出現(xiàn)剝落流失的現(xiàn)象，其內(nèi)部被包裹的氫氧化鈣板狀晶體外露。而鋼纖維噴射混凝土中出現(xiàn)貫通毛細微裂紋，但混凝土基體仍較為致密。

凍融循環(huán)200次后，普通混凝土內(nèi)部微氣孔相互貫通，孔徑增大，凝膠體因水凍融循環(huán)產(chǎn)生的凍脹壓力周期作用而酥松，故試件力學性能在凍融損傷后期快速下降；普通噴射混凝土凝膠體繼續(xù)流失，試件內(nèi)部存在大量具有高長徑比的棒狀晶體相互交織成三維網(wǎng)狀結構，而少量凝膠體均勻分布在網(wǎng)狀結構之間。由于三維網(wǎng)狀結構及內(nèi)部孔隙的存在，為混凝土內(nèi)部水結冰提供空間，故試件在各項性能在凍融循環(huán)后期下降緩慢。此時，鋼纖維噴射混凝土內(nèi)部貫通微裂紋增多且較密，但裂紋寬度小且不明顯。試件凝膠體部分無明顯氣孔出現(xiàn)。說明鋼纖維的加入，可以顯著改善凍后噴射混凝土內(nèi)部微觀結構，提高試件抗凍性。

4.2孔結構變化

凍融損傷后試件孔結構參數(shù)示于表7。吳中偉[22]將混凝土中孔劃分為4類，分別為：無害孔（孔徑<20 nm）、少害孔（20 nm≤孔徑<50 nm）、多害孔（50 nm≤孔徑<200 nm）和有害孔（孔徑>200 nm）。從表7中可看出，對于未凍融損傷試件，普通噴射混凝土無害孔含量最少、鋼纖維噴射混凝土其次，普通混凝土最多。同時，普通噴射混凝土中有害孔含量最多，普通混凝土最少，且普通噴射混凝土氣孔率最高。這是因為噴射混凝土試件在制作過程中，高壓縮空氣未及時排出而留在試件內(nèi)部，形成均勻分布獨立的微氣孔，從而使噴射混凝土多害孔和孔隙率高于普通混凝土。

隨著凍融循環(huán)次數(shù)增大，試件內(nèi)部無害孔含量降低，少害孔、多害孔和有害孔含量均增大，試件孔隙率同步增大。對于普通混凝土來說，其無害孔含量隨著凍融循環(huán)次數(shù)增大快速降低，有害孔和多害孔含量迅速增大。這是因為普通混凝土表面浮漿層水膠比大，微裂縫及氣孔率大，在凍脹壓力及滲透壓共同作用下，表面浮漿層剝落并產(chǎn)生大量微裂縫，試件滲透性增大，微裂縫快速擴展至試件內(nèi)部，試件中孔結構劣化，毛細孔孔徑增大，孔隙率快速上升。而對于噴射混凝土來說，因其內(nèi)部含有大量微氣孔，其作用相當于引氣劑，可緩解凍融循環(huán)過程中形成的凍脹壓力和過冷水遷移形成的滲透壓，故凍融損傷后噴射混凝土內(nèi)部不同級別孔含量變化幅度較普通混凝土小。鋼纖維噴射混凝土各級別孔含量和孔隙率變化幅度更小。

另外，隨著凍融循環(huán)次數(shù)增大，試件中孔隙率和有害孔含量增大幅度逐漸加快。當凍融循環(huán)150次時，普通混凝土氣孔率為初始氣孔率的2.22倍，有害孔含量為初始的4.6倍；當凍融循環(huán)200次時，普通噴射混凝土及鋼纖維噴射混凝土氣孔率為初始氣孔率的1.23倍和1.19倍，有害孔含量為初始的192倍和1.89倍。在受壓過程中，壓應力促使試件內(nèi)部孔閉合。故當凍融損傷150次和200次時，試件應力應變曲線出現(xiàn)初始下降段，即應變增大幅度大于應力增長幅度。同時，從上述比較可以看出，鋼纖維可顯著抑制噴射混凝土中凍脹裂縫的產(chǎn)生和擴展，使試件抗凍性能得到提高。

5結論

1）從凍融損傷后試件應力應變曲線可以看出，噴射混凝土應力應變曲線與模筑混凝土相似，均可分為彈性變形、彈塑性變形及破壞3個階段。隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加，試件峰值應力、彈性模量降低，峰值應變及極限應變增大，試件應力應變曲線趨于扁平且向右移動。隨著凍融次數(shù)繼續(xù)增加，應力應變曲線初期由近似線性變?yōu)橄掳紶?；鋼纖維摻入后對凍融損傷后試件峰值應力提高不明顯，但可顯著提高試件峰值應變及極限應變，說明鋼纖維可以提高試件延性及韌性，使其抗凍性能增強。

2）對凍融損傷后試件微觀結構進行觀察分析，得出隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，試件內(nèi)部微氣孔相互連通，孔徑增大并出現(xiàn)貫通型微裂縫。凝膠體在水凍脹壓力及滲透壓作用下結構酥松且部分流失，內(nèi)部被包裹的氫氧化鈣晶體和鈣礬石晶體外露，致使試件抗凍性能減弱。鋼纖維的摻入可顯著改善凍后試件內(nèi)部微觀結構，提高試件的抗凍性能。

3）噴射混凝土氣孔率、有害孔和多害孔含量高于普通混凝土，但這有利于噴射混凝土抗凍性的提升。凍融損傷后，試件無害孔含量降低，其余指標數(shù)值均增大，試件內(nèi)部密實度下降、結構酥松。與普通混凝土相比，普通噴射混凝土各級別孔含量變化幅度較小，而鋼纖維噴射混凝土孔含量變化幅度最小，鋼纖維可顯著抑制凍脹裂縫產(chǎn)生及擴展，減緩其力學性能劣化程度，提高噴射混凝土抗凍性。

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（編輯胡英奎）