2021, Vol. 38扩展功能
文章信息
- 郭寅川, 郝宸伟, 郭昊田, 张敬, 王路生
- GUO Yin-chuan, HAO Chen-wei, GUO Hao-tian, ZHANG Jing, WANG Lu-sheng
- 复掺矿料高寒隧道泵送混凝土优化设计与性能
- Optimum Design and Performance of Pumping Concrete Mixed with Composite Mineral Material for Tunnel in Alpine Region
- 公路交通科技, 2021, 38(1): 112-120
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2021, 38(1): 112-120
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2021.01.014
-
文章历史
- 收稿日期: 2020-06-03
2. 内蒙古交通设计研究院有限责任公司, 内蒙古 呼和浩特 010010;
3. 乌兰察布市公路工程质量监督站, 内蒙古 乌兰察布 012000;
4. 中国路桥工程有限责任公司, 北京 100000
2. Inner Mongolia Transport Design and Research Institute Co., Ltd., Huhehot Inner Mongolia 010010, China;
3. Wulanchabu Highway Engineering Quality Supervision Station, Wulanchabu Inner Mongolia 012000, China;
4. China Road and Bridge Co., Ltd., Beijing 100000, China
四川省国道317线甘孜州段属于典型高寒区，年最低温度低于-30 ℃，湿度类别为干湿交替型，该区隧道混凝土常会出现冻融和腐蚀破坏。同时，甘孜地区交通落后，天然砂资源匮乏，岩石材料丰富，用机制砂代替天然砂制备混凝土具有重要的经济和环保意义，也具有很好的适应性[1]。然而，机制砂粒形较差，其岩性、片状颗粒含量和石粉含量对水泥混凝土的和易性、力学性能和耐久性等都有影响[2]。在泵送过程中，若混凝土的和易性不足，易导致堵泵和堵管等不良现象。为此，一些学者提出了采用粉煤灰、黏度改性剂等方法改善混凝土的和易性[3]。
王印龙[4]研究表明，向混凝土中掺加10%~20%的粉煤灰可大幅提高其冻融循环下的动态弹性模量和抗折强度，而掺加30%的矿渣灰也具有类似的效果。然而，杨林[5]研究认为，随着粉煤灰掺量的增加，机制砂混凝土的抗压、抗折强度逐渐降低。王晨霞[6]对掺有粉煤灰的再生混凝土进行了研究，发现随粉煤灰掺量的增加，再生混凝土的抗压和抗折强度呈先增大后减小的趋势，最佳粉煤灰掺量为15%，且粉煤灰掺量在30%以内时，冻融循环对再生混凝土造成的质量损失均相差不大。李荫[7]研究表明，提升水灰比和在混凝土表面涂覆适量的防护材料也可增加混凝土的耐久性。高寒区泵送混凝土常需要优异的工作性和耐久性，冯孟超[8]研究认为，利用矿渣微粉等质量取代水泥，则可大幅改善混凝土的坍落度，且其掺量在20%以内时，还可改善混凝土的7 d抗压强度和早期抗冻性。同时，矿渣微粉和粉煤灰复掺可增强混凝土的力学性能和耐久性，但这些材料的掺量对其性能有较大影响[9-11]。此外，混凝土的孔结构改变往往反映其性能的变化[12]，向混凝土中掺加适量粉煤灰可降低混凝土的平均孔径，增加圆形孔的比例[13]，掺加适量矿渣微粉也可细化其孔结构，进而提高混凝土的耐久性。上述文献对机制砂混凝土、掺粉煤灰混凝土和掺矿渣微粉混凝土均进行了研究，但未涉及掺复合矿料机制砂泵送混凝土的配合比优化设计和性能的探索。
近年来，一些学者在掺复合矿料混凝土配合比优化方面也开展了研究。冯宗敏[14]研究了高性能混凝土配合比，利用单因素变量法，设定复合矿料掺量40%，变换矿渣粉与粉煤灰掺配比例进行设计，评判指标为混凝土的流动性、抗压强度和抗氯离子渗透性。耿建[15]采用正交试验研究了矿物掺合料(粉煤灰、矿渣微粉)、轻集料和聚合物对高阻抗高抗渗混凝土的影响，其选用矿物掺合料占胶凝材料的30%，而矿渣微粉与粉煤灰采用3:7，1:1，7:3的掺配比例，评判指标为混凝土电阻率、抗氯离子渗透性和抗压强度。杜月垒[16]对盾构隧道C50高性能混凝土管片的配合比进行了两阶段优化设计，第1阶段采用正交试验，对混凝土的水泥用量、砂率和水灰比进行优化，评判指标为7 d和28 d的抗压强度；第2阶段利用单因素变量法，对复掺矿渣粉和粉煤灰的比例和掺量进行优化，评判指标为抗压强度、抗水渗和抗氯离子渗透性。综上所述，掺复合矿料混凝土配合比优化可分为单阶段优化和两阶段优化。第1阶段设计主要以单因素变量法为主，但存在工作量大、变量少的不足。同时，对不同研究对象，评判指标差别较大，尚未发现针对掺复合矿料高寒区隧道泵送混凝土的配合比优化研究。
本研究对掺复合矿料高寒区隧道二次衬砌C30泵送混凝土的配合比进行两阶段的优化设计，确定水灰比、砂率、单位用水量及粉煤灰和矿渣微粉的复合掺量，并分析复掺粉煤灰和矿渣微粉高寒区泵送混凝土性能改善的微观机理，以期为掺复合矿料高寒区隧道泵送混凝土的工程应用提供参考。
1 原材料与试验设计 1.1 原材料本试验研究选择四川某地P.O42.5R型水泥，初凝和终凝时间分别为151 min和223 min，安定性合格，3 d抗折、抗压强度均满足要求，其化学成分及指标见表 1。粗集料采用5~31.5 mm的花岗岩连续级配碎石。机制砂为当地轧石场生产的花岗岩机制砂，细度模数为2.9，属于中砂，其技术指标见表 2。实际工程中使用了AL-A2型粉体减水剂，其减水率为14%~22%，掺量经试拌确定为水泥质量分数的1%。粉煤灰和矿渣微粉采用四川省某公司生产的I级粉煤灰与S95级矿渣微粉，其技术指标分别见表 3和表 4。
| 技术性能 | 烧失量 | 三氧化硫 | 氧化镁 | 氯离子 |
| 检测值 | 3.41 | 2.67 | 2.15 | 0.013 |
| 技术要求 | ≤3.5 | ≤3.5 | ≤5.0 | ≤0.06 |
| 指标 | 表观密度/(g·cm-3) | 含泥量/% | 石粉含量/% | 泥块含量/% | 云母含量/% | 轻物质含量/% |
| 检测值 | 2.640 | 0.6 | 2.2 | 0.0 | 1.0 | 0.2 |
| 技术要求 | >2.500 | ＜1.0 | ＜10.0 | ＜1.0 | ＜2.0 | ＜1.0 |
| 指标 | 三氧化硫 | 烧失量 | 细度 | 28 d活性指数 |
| 检测值 | 1.8 | 3.2 | 10 | 82 |
| 技术要求 | ＜3 | ＜5 | ＜12 | >75 |
| 指标 | 28 d活性指数/% | 比表面积/(m2·kg-1) | 烧失量/% | 三氧化硫/% |
| 检测值 | 97 | 410 | 2.1 | 2.4 |
| 技术要求 | >95 | >400 | ＜3 | ＜4 |
1.2 试验方案设计
试验方案分为两阶段的配合比设计。第1阶段以和易性与力学性能为控制指标，确定机制砂泵送混凝土的砂率、水灰比和单位用水量；第2阶段以抗冻性与抗渗性为控制指标，明确粉煤灰和矿渣微粉的掺量。根据《混凝土泵送施工技术规程》(JGJ/T 10—2011)和甘孜州的高寒特点，隧道泵送混凝土具体的设计要求见表 5。根据C30泵送混凝土的设计强度和实测水泥28 d的抗压强度，计算其配制强度为38.2 MPa，水灰比为0.52。
| 坍落度/mm | 黏聚性 | 保水性 | 强度等级 | 28 d抗压强度/MPa | 抗冻等级 | 氯离子迁移系数/(×10-12 m2·s-1) |
| 140~220 | 良好 | 无泌水 | C30 | ≥38 | ≥F80 | ≤15 |
在高寒环境下，结合高寒区泵送混凝土强度设计要求、和易性和耐久性规定，确定水灰比范围0.40~0.50，单位用水量范围190~205 kg/m3，机制砂率范围35%~45%。机制砂泵送混凝土所用碎石最大粒径31.5 mm。因此，机制砂泵送混凝土配合比第1阶段优化3因素3水平的正交试验方案设计见表 6。
| 组号 | 正交因素及其对应水平 | ||
| 水灰比 | 砂率/% | 单位用水量/(kg·m-3) | |
| BJ1 | 0.42 | 39 | 194 |
| BJ2 | 0.42 | 42 | 198 |
| BJ3 | 0.42 | 45 | 202 |
| BJ4 | 0.45 | 39 | 198 |
| BJ5 | 0.45 | 42 | 202 |
| BJ6 | 0.45 | 45 | 194 |
| BJ7 | 0.48 | 39 | 202 |
| BJ8 | 0.48 | 42 | 194 |
| BJ9 | 0.48 | 45 | 198 |
在泵送混凝土配合比第1阶段优化设计的基础上，确定粉煤灰和矿渣微粉掺量的第2阶段配合比优化设计。此前，已设计了粉煤灰和矿渣微粉多种复掺比例的水泥胶砂试验方案，并对每组试件进行了流动性和力学性能测试分析，发现随粉煤灰掺量的增加，水泥胶砂的流动性增大，但早期强度降低。然而，高寒的环境特点要求泵送混凝土不但具有优异的流动性，还需具有一定的早期强度。同时，文献[12]的研究表明，用21%的粉煤灰和9%的矿渣微粉复掺时，高寒区C40机制砂混凝土将获得更好的耐久性。因此，本研究选用的粉煤灰和矿渣微粉的最佳复合比例为7:3，且本研究的泵送混凝土配合比第2阶段优化设计仅对粉煤灰和矿渣微粉的最佳掺配总量进行探索，其耐久性试验方案见表 7。
| 组号 | BS0 | BS1 | BS2 | BS3 | BS4 | BS5 | BS6 | BS7 | BS8 | BS9 | |
| 矿料 掺量/ % |
粉煤灰(F) | 0 | 10 | 20 | 30 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 |
| 矿渣微粉(S) | 0 | 0 | 0 | 0 | 10 | 20 | 30 | 0 | 0 | 0 | |
| F-S | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 0 | 10 | 20 | 30 |
1.3 试验方法与条件
按照表 6试验方案，利用坍落度法对每组方案的混凝土拌和物进行2次和易性平行测定，然后每组再制作3块尺寸为100 mm×100 mm×100 mm的立方体试件，采用TYE-2000B型压力试验机测定经28 d标准养护后试件的抗压强度。
第1阶段优化方案确定后，对表 7中每组方案成型6根尺寸为100 mm×100 mm×400 mm的小梁试件，均分后分别在标准养护条件下养护28 d和90 d。根据《公路工程水泥及水泥混凝土试验规程》(JTG E30—2005)中T 0565-2005快速冻融法的相关要求，选取-20~+5 ℃的冻融温度范围，利用KDR-V3型混凝土快速冻融试验机对每组试件进行冻融循环试验。然后，对表 7中每组方案再分别制作2根小梁试件，均分后分别在标准养护条件下养护28 d和60 d，通过钻芯取样每组制备3块尺寸为ϕ100 mm×50 mm的圆柱体试件，再根据《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》(GB/T 50082—2009)中的RCM法，利用氯离子扩散系数测定仪对每组试件的氯离子迁移系数进行测定。
第2阶段优化配比确定后，对掺加矿料最优配比组和未掺矿料组分别制备2块尺寸为100 mm×100 mm×100 mm的立方体试件，经60 d标准养护后，进行切割、打磨等工序制作电镜试样和压汞试样。然后，采用Hitachi S-4800型扫描电镜和Auto Pore Ⅳ 9510型全自动压汞仪，分别对2种机制砂泵送混凝土试样进行界面区扫描观察和孔结构参数测定。
2 基于和易性与力学性能的第1阶段优化配比 2.1 和易性分析根据水泥混凝土和易性试验方法，测定的每组机制砂泵送混凝土拌和物和易性指标见表 8，其中坍落度试验结果分析见正交表 9，坍落度K值及R值见图 1。其中，水灰比A的1，2，3水平分别为0.42，0.45，0.48；砂率B的1，2，3水平分别为39%，42%，45%；单位用水量C的1，2，3水平分别为194，198，202 kg/m3。
| 组号 | BJ1 | BJ2 | BJ3 | BJ4 | BJ5 | BJ6 | BJ7 | BJ8 | BJ9 | |
| 和易性 | 坍落度/mm | 125 | 165 | 160 | 170 | 160 | 130 | 185 | 165 | 165 |
| 黏聚性 | 良好 | 良好 | 良好 | 良好 | 良好 | 良好 | 良好 | 良好 | 良好 | |
| 保水性 | 无泌水 | 无泌水 | 无泌水 | 无泌水 | 无泌水 | 无泌水 | 轻微泌水 | 无泌水 | 无泌水 |
| 组号 | 正交因素及水平 | 因素水平组合 | 坍落度/mm | ||
| 水灰比A | 砂率B | 单位用水量C | |||
| BJ1 | 1 | 1 | 1 | A1B1C1 | 125 |
| BJ2 | 1 | 2 | 2 | A1B2C2 | 165 |
| BJ3 | 1 | 3 | 3 | A1B3C3 | 160 |
| BJ4 | 2 | 1 | 2 | A2B1C2 | 170 |
| BJ5 | 2 | 2 | 3 | A2B2C3 | 160 |
| BJ6 | 2 | 3 | 1 | A2B3C1 | 130 |
| BJ7 | 3 | 1 | 3 | A3B1C3 | 185 |
| BJ8 | 3 | 2 | 1 | A3B2C1 | 165 |
| BJ9 | 3 | 3 | 2 | A3B3C2 | 165 |
|
| 图 1 机制砂泵送混凝土坍落度K值及R值 Fig. 1 K and R values of slump of pumping concrete with machine-made sand |
| |
由图 1可知，机制砂泵送混凝土坍落度K值随A和C水平提高而增加，随B水平提高而先增后减。通常来讲，随着水灰比和单位用水量的增加，泵送混凝土内自由水含量也在增加，从而增大了其流动性[17]。同时，随着砂率的增加，混凝土塑性黏度先减小后增加，从而造成机制砂泵送混凝土坍落度也先增后减[18]。当水灰比、机制砂率和单位用水量分别处于3，2，3水平时，泵送混凝土坍落度K值分别达到最大值171.67，163.33，168.33 mm。因此，以坍落度为优选指标得到泵送混凝土最佳组合为A3B2C3。但由表 8可知，A3和C3组合的BJ7组混凝土拌和物出现了轻微泌水的现象，而A3与C2或C1组合并无泌水，说明泵送混凝土配合比最佳因素水平组合不宜使用A3和C3组合。同时，C2因素下的K值为166.67 mm，其仅比C3因素下的K值168.33小1.66 mm，而比C1下的K值140 mm大16.67 mm，故机制砂泵送混凝土的最佳因素水平组合应为A3B2C2。
2.2 力学性能分析泵送混凝土28 d标养后的抗压强度见正交表 10，抗压强度K值及R值见图 2。
| 组号 | 正交因素及水平 | 因素水平组合 | 28 d抗压强度/MPa | ||
| 水灰比A | 砂率B | 单位用水量C | |||
| BJ1 | 1 | 1 | 1 | A1B1C1 | 42.27 |
| BJ2 | 1 | 2 | 2 | A1B2C2 | 45.89 |
| BJ3 | 1 | 3 | 3 | A1B3C3 | 47.65 |
| BJ4 | 2 | 1 | 2 | A2B1C2 | 43.12 |
| BJ5 | 2 | 2 | 3 | A2B2C3 | 46.62 |
| BJ6 | 2 | 3 | 1 | A2B3C1 | 40.44 |
| BJ7 | 3 | 1 | 3 | A3B1C3 | 44.09 |
| BJ8 | 3 | 2 | 1 | A3B2C1 | 39.33 |
| BJ9 | 3 | 3 | 2 | A3B3C2 | 41.88 |
|
| 图 2 机制砂泵送混凝土28 d抗压强度K值及R值 Fig. 2 K and R values of 28 d compressive strength of pumping concrete with machine-made sand |
| |
由图 2可知，机制砂泵送混凝土28 d抗压强度K值随A因素水平的提高而减小，随B因素水平提高而先增后减，随C因素水平的提高而增大。通常来讲，随水灰比和单位用水量的增加，泵送混凝土内自由水含量也在增加，而自由水是对混凝土强度不利的因素。同时，随着砂率的增加，机制砂在混凝土中先发生填充作用，增加了混凝土的密实性，而后则呈现“滚珠”效应，削弱了混凝土中石料间的摩阻力[19]。当水灰比、机制砂率和单位用水量分别处于1，2，3水平时，机制砂泵送混凝土28 d抗压强度K值分别达到最大值45.27，43.95，46.12 MPa。因此，以28 d抗压强度为优选指标，可以得到其最佳因素水平组合为A1B2C3。
2.3 基于和易性与力学性能的优化配比通过对机制砂泵送混凝土的测试分析可知，其和易性最优时的配合比因素水平组合为A3B2C2，其力学性能最佳时的组合为A1B2C3。两者结果的差别在于A因素水灰比和C因素单位用水量不一致。结合高寒区的环境特点和特殊的泵送工艺特点可知，隧道二次衬砌机制砂泵送混凝土在满足强度要求后，必须要具备优异的和易性，即应将和易性放在首位，兼顾力学性能要求。因此，应先拟定A3B2C2组为最佳因素水平组合，推测其抗压强度是否满足要求。
根据表 10可知，A3B2C1组合的抗压强度为39.33 MPa，故其能满足表 5中抗压强度≥38 MPa的要求。同时，由图 2中抗压强度与各因素水平的关系可知，泵送混凝土的28 d抗压强度K值随C因素水平的提高而增大，故A3B2C2组合的抗压强度大于A3B2C1组合的抗压强度，即A3B2C2组合也应能满足表 5中抗压强度≥38 MPa的要求。因此，A3B2C2组合应可作为高寒区泵送混凝土综合性能最优的组合。A3B2C2组合各因素水平的取值分别为：水灰比0.48，砂率42%，单位用水量198 kg/m3。
3 基于耐久性的二阶段优化配比 3.1 抗冻性结果分析掺不同矿料(单掺矿渣微粉S、双掺F-S复合矿料和单掺粉煤灰F)机制砂泵送混凝土28 d和90 d标养后的抗冻性能见图 3(a)~(b)。
|
| 图 3 抗冻性能随矿料掺量的变化 Fig. 3 Freezing resistance varying with mineral content |
| |
根据表 5的抗冻要求可知，图 3(a)中BS3，BS5，BS6，BS8和BS9组泵送混凝土的抗冻性能满足≥F80要求，图 3(b)中仅BS0组泵送混凝土的抗冻性能不满足要求。由图 3可知，在0~30%掺量范围内，28 d和90 d龄期泵送混凝土抗冻性能随3种矿料掺量的增加而增大，且各组泵送混凝土90 d的抗冻性能均高于其28 d的抗冻性能，掺加矿料组的泵送混凝土抗冻性能均高于未掺组的抗冻性能。在掺量为30%时，相比于未掺组，单掺矿渣微粉S、双掺F-S复合矿料和单掺粉煤灰F的28 d泵送混凝土抗冻性能分别提高了90%，80%，60%，90 d抗冻性能分别提高了83.33%，100%，83.33%。
综上所述，掺加粉煤灰、矿渣微粉或F-S复合矿料均能提高泵送混凝土的抗冻性能，且粉煤灰、矿渣微粉对90 d泵送混凝土抗冻性能的提升作用相当，但矿渣微粉作用主要在前期发挥，而粉煤灰作用主要在后期展现，因而双掺F-S复合矿料为30%时的BS9组既能获得足够的早期抗冻性能，又能得到最优的后期抗冻性能。
3.2 抗渗性结果分析掺不同矿料(单掺矿渣微粉S、单掺粉煤灰F和双掺F-S复合矿料)机制砂泵送混凝土28 d和60 d标养后的氯离子迁移系数DRCM见图 4(a)~(b)。
|
| 图 4 氯离子迁移系数随矿料掺量的变化 Fig. 4 Chloride ion migration coefficient varying with mineral content |
| |
根据表 5的抗渗要求可知，图 4中各组泵送混凝土抗渗性均满足≤15×10-12 m2/s要求。由图 4可知，在0~30%掺量范围内，28 d和60 d龄期泵送混凝土的DRCM值随3种矿料掺量的增加均呈下降趋势，且掺加矿料后的泵送混凝土DRCM值均低于未掺组。在掺量为30%时，相比于未掺组，单掺矿渣微粉、双掺F-S复合矿料和单掺粉煤灰28 d泵送混凝土的DRCM值分别降低了50.34%，44.97%，21.48%，60 d的DRCM值分别降低了63.08%，52.31%，29.23%。
综上所述，掺加粉煤灰、矿渣微粉或F-S复合矿料均能降低泵送混凝土的DRCM值，且单掺矿渣微粉30%时的BS6组效果最好，其次是双掺F-S复合矿料的BS9组。
3.3 基于耐久性的优化配比通过对掺不同矿料隧道机制砂泵送混凝土抗冻性及抗渗性的分析可知，无论是单掺粉煤灰、矿渣微粉，还是双掺F-S复合矿料均可有效提高泵送混凝土的抗冻性能和抗渗性能。这可能是由于矿料参与了早期的水泥水化反应，增强了混凝土界面区的强度，并改善了混凝土的孔结构分布，具体见下述分析。同时，双掺F-S复合矿料为30%的BS9组泵送混凝土不仅具有足够的早期抗冻性能和抗渗性能，还具备最优的后期抗冻性能和较好的后期抗渗性能。尽管单掺矿渣微粉30%时的BS6组泵送混凝土具备最佳的抗渗性能，但BS9组抗渗效果与其较为接近，且其后期抗冻性能并非最优。此外，粉煤灰的市价为180元/t，矿渣微粉的市价为220元/t。因此，在粉煤灰F与矿渣微粉S掺配比例为7:3时，双掺F-S复合矿料为30%的BS9组泵送混凝土不仅能满足高寒环境下耐久性设计的要求，而且还具有很好的经济性，应是泵送混凝土矿料掺配的最优组。
3.4 第1阶段配比优化指标验证鉴于流动性会影响高寒区隧道泵送混凝土的可泵性，且衬砌应具有足够的强度和稳定性以保证隧道的长期安全使用，而粉煤灰和矿渣微粉的掺入也会对混凝土的工作性、抗压强度产生影响，故应检验掺复合矿料混凝土第2阶段配合比优化后的工作性和抗压强度。同时，该工作也使得高寒区隧道泵送混凝土两阶段优化设计方法臻于系统和完美。因此，根据前述两阶段配合比优化结果，选出掺30%复合矿料的BS9组制作混凝土拌和物，并制作3块标准立方体试块，分别进行工作性和抗压强度测试，试验结果如表 11所示。
| 组号 | 坍落度/mm | 黏聚性 | 保水性 | 28 d抗压强度/MPa |
| BS9 | 185 | 良好 | 无泌水 | 40.34 |
结合表 5和表 11可知，经过两阶段优化后的掺复合矿料泵送混凝土BS9组的工作性和力学性能完全满足设计要求。
4 掺复合矿料泵送混凝土优化的微观机理研究 4.1 界面区结构扫描电镜研究掺21%粉煤灰与9%矿渣微粉的BS9组和未掺矿料的BS0组泵送混凝土集料与水泥浆石界面区的1 000倍和30 000倍扫描结果见图 5(a)~(d)。
|
| 图 5 不同样品的界面区形貌 Fig. 5 Interface morphologies of different samples 1—钙矾石；2—水化硅酸钙凝胶；3—氢氧化钙晶体；4—水泥石；5—界面区；6—机制集料。 |
| |
分析图 5(a)和(b)可知，1 000倍下BS0组机制砂泵送混凝土水泥浆石的裂缝数量和集料与水泥浆石界面区裂缝宽度均大于BS9组。众所周知，界面区裂缝和疏松的结构会为有害离子的侵入提供渗入通道[12]，缩小界面区裂缝宽度可有效阻止有害离子的进入，并可提高界面区强度。分析图 5(c)和(d)可知，30 000倍下BS0组机制砂泵送混凝土界面区分布着较多片状Ca(OH)2晶体、少量絮状水化硅酸钙(C-S-H)凝胶和棒状的钙矾石(AFt)等水化产物，这些水化产物结构较为疏松，且相互之间的联接比较松散；掺F-S复合矿料的BS9组界面区的絮状结构C-S-H凝胶数量减少，网状结构C-S-H凝胶数量增加，AFt数量增加，片状结构Ca(OH)2晶体数量减少，使水化产物间的联接变得十分紧密。这表明，水泥水化可能为粉煤灰提供了良好的Ca(OH)2环境，具有激发剂的作用[14]，能与粉煤灰中活性SiO2和Al2O3生成低碱性致密C-S-H凝胶和C-A-H晶体。同时，矿渣微粉与水接触后则会发生类似水泥水化的反应，且主要会生成C-S-H，其次还会生成一些Ca(OH)2和C-A-H。其含有的CaO与水生成的Ca(OH)2也会与粉煤灰发生反应，生成C-S-H和C-A-H等产物，即可与粉煤灰反应发生超叠加效应。此外，由于粉煤灰是一种表面致密的稳定球形颗粒，仅在OH-和SO42-等离子的激发下才能发生反应，而矿渣微粉是一种具有不稳定的高能量状态物质，且其内含有CaO，更容易被激发而发生水化反应。因此，矿渣微粉和粉煤灰会分别在混凝土早期和后期发挥其作用，并发生优势互补作用。
综上所述，F-S复合矿料中的矿渣微粉和粉煤灰分别在早期和后期参与水化反应，消耗大量的Ca(OH)2，生成较为致密C-S-H凝胶和C-A-H晶体等水化产物，同时增强了水化产物之间的联接强度，使机制砂泵送混凝土界面区更加致密化，界面区裂缝宽度缩小，裂缝数量减小，进而有效抑制了水分子和有害离子的渗入，增强了其力学强度、抗冻性和抗渗性。
4.2 混凝土孔结构压汞试验研究根据吴中伟院士提出的混凝土孔隙等级划分概念[20]，可据孔径大小对混凝土的损害程度将孔结构划分为无害级孔(＜20 nm)、少害级孔(20~50 nm)、有害级孔(50~200 nm)和多害级孔(>200 nm)。其中，大于50 nm的孔对混疑土强度开始有明显的劣化作用。利用Auto Pore Ⅳ 9510型全自动压汞仪对机制砂泵送混凝土进行孔结构参数测定，BS0组和BS9组泵送混凝土的孔结构参数和不同孔类所占比例分别如表 12和图 6(a)~(b)所示。
| 组号 | 孔总表面积/(m2·g-1) | 有效孔隙率/% | 平均孔径/nm | 面积中值孔径/ nm | 最可几孔径/nm |
| BS0 | 5.76 | 10.27 | 50.1 | 16.6 | 62.4 |
| BS9 | 6.23 | 16.97 | 40.5 | 13.9 | 62.5 |
|
| 图 6 泵送混凝土孔类比例 Fig. 6 Proportion of pores in pumping concrete |
| |
由表 12可知，相比BS0组，BS9组泵送混凝土的孔总表面积增加了8.16%，有效孔隙率增加了6.7%，平均孔径和面积中值孔径分别下降了9.79%和16.27%，最可几孔径大致相等。掺加F-S复合矿料的泵送混凝土平均孔径由50.1 mm的有害级孔降为40.5 mm的少害级孔。由图 6可知，相比BS0组，BS9组泵送混凝土多害孔、有害孔及少害孔的比例分别下降了2.4%，1.02%，1.37%，无害孔的比例提高了4.79%。粉煤灰和矿渣微粉复掺可细化泵送混凝土中的孔结构的原因可能有两个，一是粉煤灰和矿渣微粉的颗粒较小、比表面积较大，可填充混凝土中较大的孔，发生了微集料填充效应[12, 19]，使有害孔和少害孔转变为无害孔；二是粉煤灰和矿渣微粉发生水化和火山灰等反应，生成的C-S-H凝胶和C-A-H晶体等产物孔径较小(约1.5×10-9 m)，且凝胶产物的冰点较低，其孔内的水不会发生结冰现象[11]，这些产物增强了泵送混凝土的致密程度，使得其抵抗外部环境的能力大幅提升。因此，掺加F-S复合矿料能够细化机制砂泵送混凝土内部的孔结构，优化孔径分布状况，使得无害孔的比例增加，有害孔的比例下降，从而改善其微观孔结构，有效减少水分和有害离子的渗入，提升其强度、抗冻性和抗渗性。
5 结论结合高寒区机制砂泵送混凝土的特点和设计要求，提出了基于正交试验的两阶段配合比设计优化方法。其中，第1阶段优化设计以泵送混凝土和易性和力学性能为控制指标，第2阶段优化设计以其抗冻性和抗渗性为控制指标。同时，对优化后的双掺F-S复合矿料泵送混凝土的界面区结构和孔结构与空白组进行了对比，得到如下结论：
(1) 通过对双掺F-S复合矿料高寒区隧道机制砂泵送混凝土第1阶段配合比优化设计可知，当水灰比为0.48、砂率为42%，单位用水量为198 kg/m3时，泵送混凝土的和易性和力学性能最佳。
(2) 根据第2阶段配合比优化设计可知，单掺粉煤灰、矿渣微粉和双掺F-S均可有效提高泵送混凝土的抗冻性和抗渗性，且当粉煤灰与矿渣微粉掺配比例为7:3，双掺F-S掺量为30%时，泵送混凝土的抗冻性和抗渗性最优。
(3) 双掺F-S改善机制砂泵送混凝土的界面区结构和孔结构的原理分别为：矿渣微粉和粉煤灰分别在早期和后期参与水化反应，生成较为致密的C-S-H凝胶和C-A-H晶体等水化产物，缩小了泵送混凝土界面区的裂缝宽度，增强了界面区强度。矿渣微粉和粉煤灰的微集料填充效应和致密的水化产物细化了泵送混凝土的孔结构，减少了水分和有害离子的渗入，进而提高了其强度、抗冻性和抗渗性。
| [1] |
孟亚锋, 谢兼量, 沈卫国, 等. 机制砂在混凝土中适应性研究[J]. 混凝土, 2019(5): 58-61. MENG Ya-feng, XIE Jian-liang, SHEN Wei-guo, et al. Study on the Adaptability of Manufactured Sand in Concrete[J]. Concrete, 2019(5): 58-61. |
| [2] |
王稷良, 王在杭, 宋国林, 等. 机制砂MB值对路面混凝土抗盐冻性能的影响及机理研究[J]. 公路交通科技, 2016, 33(8): 31-36. WANG Ji-liang, WANG Zai-hang, SONG Guo-lin, et al. Study on Effect of MB Value of Manufactured Sand on Salt-freeze Resistance of Pavement Concrete and Its Mechanism[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2016, 33(8): 31-36. |
| [3] |
李立辉, 田波, 陈喜旺, 等. 黏度改性剂对混凝土拌和物流变参数及匀质性能影响[J]. 公路交通科技, 2018, 35(2): 48-54. LI Li-hui, TIAN Bo, CHEN Xi-wang, et al. Effect of Viscosity Modifier on Rheological Parameters and Homogeneous Performance of Concrete Mixture[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2018, 35(2): 48-54. |
| [4] |
王印龙. 冻融作用下矿物掺合料混凝土力学性能研究[J]. 公路, 2015(12): 232-235. WANG Yin-long. Study on Mechanical Properties of Concrete with Mineral Admixture under Freeze-thaw[J]. Highway, 2015(12): 232-235. |
| [5] |
杨林, 房艳伟, 唐凯, 等. 粉煤灰掺量对机制砂混凝土力学和耐磨性的影响研究[J]. 混凝土, 2019(5): 85-88. YANG Lin, FANG Yan-wei, TANG Kai, et al. Effects of Fly Ash Content on the Mechanical Properties and Abrasion Resistance of Manufactured Sand Concrete[J]. Concrete, 2019(5): 85-88. |
| [6] |
王晨霞, 张杰, 曹芙波. 粉煤灰掺量对再生混凝土力学性能和抗冻性的影响研究[J]. 硅酸盐通报, 2017, 36(11): 3778-3783. WANG Chen-xia, ZHANG Jie, CAO Fu-bo. Influence of Fly Ash Content on Mechanical Properties and Frost Resistance of Recycled Concrete[J]. Bulletin of the Chinese Ceramic Society, 2017, 36(11): 3778-3783. |
| [7] |
李荫. 冻融环境下粉煤灰混凝土的抗侵蚀试验研究[J]. 公路工程, 2017, 42(1): 237-239. LI Yin. Study on the Anti Erosion of Fly Ash Concrete under Freezing and Thawing Environment[J]. Highway Engineering, 2017, 42(1): 237-239. |
| [8] |
冯孟超, 李瑞璟, 张雪晴, 等. 掺矿渣微粉的高性能混凝土抗冻性试验研究[J]. 煤炭工程, 2016, 48(8): 125-127. FENG Meng-chao, LI Rui-jing, ZHANG Xue-qing, et al. Experimental Study on Frost Resistance of High Performance Concrete Mixed with Slag Powder[J]. Coal Engineering, 2016, 48(8): 125-127. |
| [9] |
申爱琴, 张敬, 樊莉, 等. 高寒山区C40机制砂混凝土耐久性能[J]. 江苏大学学报:自然科学版, 2018, 39(1): 115-119. SHEN Ai-qin, ZHANG Jing, FAN Li, et al. Durability of C40 Machine-made Sand Concrete for Highway Culvert in Alpine Areas[J]. Journal of Jiangsu University:Natural Science Edition, 2018, 39(1): 115-119. |
| [10] |
NGUYEN Q D, KHAN M S H, CASTEL A, et al. Durability and Microstructure Properties of Low-carbon Concrete Incorporating Ferronickel Slag Sand and Fly Ash[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2019, 31(8): 04019152. |
| [11] |
郭寅川, 申爱琴, 郑盼飞, 等. 高寒地区桥面板水泥混凝土抗盐冻性能研究[J]. 公路交通科技, 2019, 36(3): 73-79. GUO Yin-chuan, SHEN Ai-qin, ZHENG Pan-fei, et al. Study on Salt-freeze Resistance of Bridge Deck Concrete in Alpine Region[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2019, 36(3): 73-79. |
| [12] |
GUO Y C, CHEN Z H, QIN X, et al. Evolution Mechanism of Microscopic Pores in Pavement Concrete under Multi-field Coupling[J]. Construction and Building Materials, 2018, 173: 381-393. |
| [13] |
庞超明, 王少华. 泡沫混凝土孔结构的表征及其对性能的影响[J]. 建筑材料学报, 2017, 20(1): 93-98. PANG Chao-ming, WANG Shao-hua. Void Characterization and Effect on Properties of Foam Concrete[J]. Journal of Building Materials, 2017, 20(1): 93-98. |
| [14] |
FENG Zong-min. Optimization Design of Mix Proportion of High Performance Concrete with Double Mixing Technology[J]. Huai'nan:Anhui University of Science and Technology, 2017. |
| [15] |
耿健, 丁庆军, 孙炳楠, 等. 高阻抗高抗渗混凝土及其微结构特征[J]. 硅酸盐学报, 2010, 38(4): 638-643. GENG Jian, DING Qing-jun, SUN Bing-nan, et al. Microstructural Characteristics of Concrete with High Impedance and Impermeability[J]. Journal of the Chinese Ceramic Society, 2010, 38(4): 638-643. |
| [16] |
杜月垒. C50高性能管片混凝土配合比优化试验研究[D].兰州: 兰州交通大学, 2018. DU Yue-lei. Experimental Research on Optimizating Mixing Ratio of C50 High Performance Segmental Concrete[D]. Lanzhou: Lanzhou Jiaotong University, 2018. |
| [17] |
张丽素, 乔京生, 张弛, 等. 不同因素对再生混凝土抗压强度的影响[J]. 华北理工大学学报:自然科学版, 2018, 40(2): 61-65. ZHANG Li-su, QIAO Jing-sheng, ZHANG Chi, et al. Effect of Different Factors on Compressive Strength of Recycled Concrete[J]. Journal of North China University of Science and Technology:Natural Science Edition, 2018, 40(2): 61-65. |
| [18] |
黎梦圆, 刘宇, 韩建国, 等. 砂率与浆骨比对大流动性混凝土新拌性能的影响[J]. 硅酸盐学报, 2020, 48(7): 1-7. LI Meng-yuan, LIU Yu, HAN Jian-guo, et al. Influences of Sand Ratio and Paste Aggregate Ratio on Fresh Properties of High-fluidity Concrete[J]. Journal of the Chinese Ceramic Society, 2020, 48(7): 1-7. |
| [19] |
惠存, 李丹丹, 海然, 等. 不同砂率高强再生混凝土工作性和力学性能试验研究[J]. 工业建筑, 2019, 49(1): 136-139. HUI Cun, LI Dan-dan, HAI Ran, et al. Experimental Research on Workability and Mechanical Properties of High-strength Recycled Concrete with Different Sand Percentages[J]. Industrial Construction, 2019, 49(1): 136-139. |
| [20] |
刘斯凤, 许贇晨, 万亭亭, 等. 冷热循环作用下EVA对混凝土孔结构的影响[J]. 建筑材料学报, 2020, 1-13. LIU Si-feng, XU Yun-chen, WAN Ting-ting, et al. Effect of EVA on the Pore Stiucture of Concrete under Thermal-cooling Cycling Curing[J]. Journal of Building Materals, 2020, 1-13. |