宏观裂缝状态及渗透介质对混凝土渗透性的影响

蒋小旦，韩依璇，陈伟

（1.常州市公路事业发展中心，江苏 常州 213024；2.在役长大桥梁安全与健康国家重点实验室，苏交科集团股份有限公司，江苏 南京 211112；3.湖北工业大学，湖北 武汉 430068）

0 引言

外部侵蚀介质进入混凝土内部，与混凝土材料和钢筋发生物理或化学反应[1-3]，导致混凝土内部结构破坏、钢筋锈蚀、耐久性下降，从而对结构安全造成巨大危害。由此可见，密实性对混凝土材料的耐久性能具有重要的影响。抗渗性反映了侵蚀介质进入混凝土内部的难易程度，可用于评价混凝土的密实性，与混凝土的抗腐蚀、抗冻融、抗裂能力密切相关[4]。混凝土的气体渗透性反映了气体等外部介质进入混凝土内部的能力，它与混凝土的孔隙结构有着密切的关系。裂缝在混凝土中的产生和发展通过改变混凝土的孔隙结构影响其气体渗透性，总的来说，裂缝宽度越大，渗透性越大[5-6]。许多研究结果表明，宏观裂缝会导致渗透率增加几个数量级，对于复杂预应力结构并不能保证所有结构均匀封闭现有的裂缝，甚至在某些情况下会加剧裂缝的产生[7-8]。应用气体来评估渗透率的变化比液态水更适合于精确反应应力对于传输性能的影响[9-10]。这主要是由于流过混凝土（或其他低孔隙度岩石）的水所存在的物理化学作用，会导致水渗透率比气体低2～3个数量级，这种现象通常会掩盖裂纹的增长或闭合[9]。Hoseini等[10]开发了用于研究在巴西劈裂试验过程中测量水流演变的试验装置，将宏观裂缝近似为2个不光滑的平行板之间的空间。研究结果显示，随着轴向荷载裂缝中水流强度单调增加，平均裂纹宽度区域15～160μm，然而由于受力不均匀试件中高部位存在最大为300μm的裂缝。Aldea等、Picandet等和Wang等的研究均表明存在宏观裂缝的混凝土材料，对于传输性而言，存在所谓“阈值开裂效应”的裂缝，通常假定在25～100μm作为极限值，在该值以下水的流动不受裂缝存在的影响。目前国内外对宏观裂缝混凝土中水和气体的流动研究较多，但现有的试验方法无法充分证明该阈值的存在。

因此，本文对宏观裂缝的测量采用全新的方法，并采用气体和液态水作为流体进行渗透性的测量，分析在不同围压下裂缝的开合度与气体渗透性之间的关系，以及围压对液态水渗透性的影响，为研究宏观裂缝提供可参考依据和技术方面的拓展。

1 实验

1.1 原材料与配合比

水泥：P·Ⅱ52.5，南京江南小野田水泥有限公司。膨胀剂：江苏博特生产的HME-IV混凝土高效膨胀剂，其化学组成如表1所示。细集料：江西彭泽中砂，细度模数2.68，含泥量2.2%。粗集料：江西赣江石子，由粒径5～16 mm的小石子和16～25 mm的大石子按4∶6质量比混合，含泥量0.8%，针片状颗粒含量6.3%，压碎值17.6%。减水剂：上海卜赛特有限公司生产的SUPLA RMB-1高性能聚羧酸高效（HPWR-R）减水剂，减水率27%，泌水率比38%。聚丙烯纤维：江苏博特生产的润强丝粗聚丙烯纤维，密度1.60 g/cm3，直径1 mm，长度30.0 mm，断裂强度509 MPa，初始模量12.11 GPa。

表1 HME膨胀剂化学组成 %

试验混凝土水胶比为0.30，砂率为39%，减水剂掺量为0.65%，聚丙烯纤维体积掺量0.75%，配合比如表2所示。

表2 混凝土材料用量 kg/m3

1.2 试样制备

按表2配比浇筑成边长为150 mm的立方体试件，试件浇筑成型后立即用塑料薄膜覆盖以防硬化期间水分蒸发，在（20±5）℃环境下静置24 h后拆模并移至温度（20±2）℃，相对湿度（60±5）%的养护室中养护至28 d，在水磨机上进行钻芯取样。混凝土气体渗透性试验采用统一的直径为50 mm，高为100 mm的圆柱体试件。

1.3 实验方法

1.3.1 试验设备

将圆柱形试件在60℃烘箱加热至质量恒定后，确定此时为干燥状态。取其中编号为1、2、3的3个试件进行巴西劈裂试验（见图1）可知，混凝土试件沿径向平面宏观开裂。

图1 巴西劈裂试验

1.3.2 闭合裂缝测量装置

试验利用特别设计的LVDT装置测量闭合裂缝的振幅。为了测量裂缝在不同围压作用下的开闭情况，采用4台处在垂直于试件纵轴平面内且沿径向相对放置并互成90°角的LVDT位移传感器进行测量。4台LVDT位移传感器安装在特制台架上，置于压力室内，位移计触头与试件外橡胶套接触，如图2所示。

图2 LVDT位移传感器测量裂缝开闭情况示意

如果对应传感器1、2、3、4的相对位移分别为δ1、δ2、δ3、δ4，则裂缝的开合度CC通过式（1）计算得到。

1.3.3 渗透性试验

采用基于准定常流动的混凝土气体渗透试验方法进行，试验装置如图3所示，该装置用于测量不同环境温度和湿度条件下的气体渗透率[9，11-12]。将试件放置于三轴压力室内部，采用高压伺服泵维持稳定静水压力（围压），气体以单向准定常状态沿x方向在试件内部流动，上游（x=0）气压为Pi，下游（x=h）与大气相连，即为大气压P0。试验过程中气体流动满足达西定律，平均进气压为Pm=Pi-（△Pi/2），沿x方向一维气体渗透率表达式为：

式中：μ——气体黏度系数，氩气在20℃下的取2.2×10-5Pa·s。

图3 准定常方法测量气体渗透性示意

在试验过程中，上游气体注入压力选择为1.5 MPa，使用LVDT设备对每个大裂纹试件进行了裂纹位移测量，最大限制水平为45 MPa。

液态水渗透试验同样采用准定常流动方法进行，高压伺服泵提供稳定注水压力0.5 MPa，置于压力室内部的试件承受3MPa静水压力，以确保液态水沿x方向一维流动。出口端采用封闭式水收集系统，利用精度为0.01 g的天平测量每天出水量。液态水渗透性k按式（3）计算：

式中：μ——水动力黏度系数。

2 结果与讨论

2.1 气体渗透性随围压的变化情况（见图4）

图4 试件1、2和3气体渗透率随围压变化曲线

由图4可知，3个试件的初始气体渗透率不同，其中试件3气体渗透率最大，试件1和试件2气体渗透率接近，这与3个试件的初始裂缝宽度规律相同。各试件气体渗透率在围压加载段均随着围压的增大而降低，卸载段气体渗透率呈增大趋势，但增大幅度较小。

试件1的气体渗透率在围压从2.4 MPa增大到20.6 MPa阶段内大幅减小，由2.56×10-15m2降至3.68×10-17m2，降低了2个数量级。此后随着围压的增大，气体渗透率继续呈降低趋势，但降低幅度非常小。围压卸载阶段试件气体渗透率有微小程度的增大，例如围压从45 MPa降至2.4 MPa时试件气体渗透率从1.82×10-17m2增加至3.4×10-17m2，但总体上卸载段气体渗透率变化幅度较小，这与裂缝宽度在围压加卸载情况下的变化规律基本一致。试件2的气体渗透率在围压从2.3 MPa增大到22.5 MPa阶段内大幅减小，由2.42×10-15m2降至5.00×10-17m2，同样降低了2个数量级。此后随着围压的增大试件气体渗透率仍呈降低趋势，但降低幅度很小。卸载阶段试件气体渗透率增大幅度较小。试件3的气体渗透率在围压从1.9 MPa增大到22.2 MPa阶段内大幅减小，由3.40×10-14m2降低到4.60×10-16m2，也降低了2个数量级。继续增大围压试件气体渗透率仍保持降低趋势，但降低幅度很小。卸载阶段试件气体渗透率增大幅度较小。

综上所述，不同初始裂缝宽度贯穿裂缝试件气体渗透率在围压加卸载作用下的变化规律基本相似。在围压从初始值增大到20 MPa左右时均降低2个数量级，继续增大围压试件气体渗透率虽然继续降低，但降低幅度很小。围压卸载阶段试件气体渗透率上升幅度远小于加载段下降幅度。这一结论与裂缝开合度随围压变化规律基本相似，同时可以说明，围压在20 MPa时试件气体渗透率达到阈值，超过这一围压气体渗透率很难继续降低。卸载围压试件气体渗透率变化很小，这主要是由于裂缝2个粗糙面在围压作用下发生错动和相互挤压，产生塑性形变，造成2个粗糙面“粘结”，即使卸载围压，这部分形变也难以恢复，因此，试件气体渗透率在卸载段维持在一个较低的水平。类似地，气体渗透率与围压之间也不存在一一对应的关系，同一个围压值可能对应2个气体渗透率值。

2.2 气体渗透率随裂缝开合度的变化情况

3个试件在围压加卸载全过程的气体渗透率对应裂缝开合度曲线如图5所示。

图5 试件气体渗透率随裂缝开合度变化曲线

由图5可见：

（1）在加载阶段，各试件气体渗透率随裂缝的闭合呈平滑降低趋势，降低速率均呈现先较快后逐渐减慢的过程；而卸载阶段气体渗透率随裂缝开合度的变化较为不均匀，气体渗透率随着裂缝的张开先缓慢平滑上升，随后在某一范围内呈折线式上升趋势，最后以远大于前2个阶段的速率大幅上升。造成这种变化形式的原因可能是：（1）卸载过程中裂缝宽度变化值小于LVDT测量最小精度，造成测量数据不够平滑；（2）加载段最大围压达到45 MPa，在较高的围压作用下裂缝两表面之间可能产生“粘合效应”，造成卸载时气体渗透率可能在某一裂缝开合度下发生突变。

（2）试件3初始裂缝宽度远大于试件1、试件2，在加载阶段其裂缝闭合了0.13 mm，但其气体渗透率变化趋势和其他2个试件相同；且试件3初始气体渗透率远大于试件1、试件2，但加载结束后3个试件气体渗透率的数量级均在10-17左右，因此，为了研究裂缝宽度变化对气体渗透率的影响，选用变化幅度差异较小的卸载阶段研究更为可靠。

3个试件在围压卸载阶段气体渗透率对应裂缝开合度曲线如图6所示。

图6 试件卸载段气体渗透率随裂缝开合度的变化曲线

由图6可见，在卸载段试件气体渗透率随裂缝开合度减小（裂缝张开）而呈现的3个变化阶段：缓慢平滑上升、折线式上升、急剧上升阶段。可见虽然试件具有不同的初始裂缝宽度，但在卸载段气体渗透率与裂缝开合度之间的变化关系是相似的。

图7 混凝土试件3湿气注入后表观气体渗透性随围压的变化

2.3 相对湿度对气体渗透性的影响

宏观裂缝的存在为外部流体提供了侵入混凝土内部的通路，使得外部环境中具有一定温湿度的气体更容易进入，在裂缝表面形成水蒸气蒸发凝结的动态过程。通过上述采用惰性干燥氩气进行气渗试验后，在50℃的条件下进行相对湿度为92%的湿空气注入试验，并且持续2、12和22d。在湿空气持续注入阶段结束后，进行干燥氩气的气体渗透试验，结果见图7。

由图7（a）可以看出，试件3的第1次试验结果表明持续的潮湿气体渗透阶段对气体渗透性没有显著的影响，这说明气体渗透性主要受围压变化的影响，试件气体渗透性变化的整体趋势是在围压不断增大的过程中会显著减小。湿空气注入22d后，气体渗透性稍低于前2个注入阶段，宏观裂缝内部通路附着部分液态水而改变流体流动路径。为了验证裂缝内部水分对气体渗透的影响，首先将注入50℃湿空气22 d的试件自然冷却至常温，并继续注入常温下同等相对湿度的空气，然后将试件环境温度升至60℃停止注入湿空气，促使裂缝内部水分快速蒸发。在上述2种操作之后分别测量宏观裂缝的气体渗透性，由图7（b）可见，常温下和60℃干燥后的渗透性均大于之前的结果，裂缝中的水分被充分蒸发。通过比较图7（a）和（b），气体渗透性变化始终受围压的影响最显著，也就是说裂缝宽度对渗透性起到主导作用，环境的温湿度的变化对裂缝内部造成的渗流通路的影响是暂时的。

2.4 液态水渗透率随围压的变化情况

潮湿气体未引起大裂缝混凝土渗透率的显著变化，裂缝表面吸附水蒸气仅仅改变通路形貌，没有形成液态水的液面。实际工程环境中裂缝有可能被完全湿润，内部形成阻断气体流通的水膜，当外加静水压力梯度或者材料内部孔隙弯液面导致的毛细压力梯度的驱动下，液态水分将发生渗透传输。对于大多数非饱和水泥基材料来说，毛细压力梯度往往起主要作用。毛细压力梯度是由于含水率存在梯度而产生的，从数学上近似地将含水率梯度视作水分传输的驱动力，此时液态水分传输的速度可以采用水分扩散率来描述，且水分传输的控制方程与严格意义上的扩散方程在数学表达形式上完全一致。依据多孔介质非饱和流动理论，水分在多孔介质内部的渗透传输速度可以采用水分渗透率来表征。为此，对60℃干燥后的混凝土试件3在3 MPa的围压下，使用0.5 MPa的水压进行水渗透试验（见图8、图9）。

图8 混凝土试件3液态水渗透过程中流量变化曲线

图9 混凝土试件3液态水渗透性变化曲线

由图8可以看出，体积流量变化分为3个阶段，渗流初期是液态水饱和宏观裂缝的过程，因此第1 d的体积流量呈明显下降的趋势；中期渗流过程中体积流量基本保持稳定，裂缝内部已经充分饱和；后期，从第8 d开始，体积流量呈现有规律的递减。结合图9中液态水渗透性变化曲线，渗透率和体积流量有规律地递减，14d后液态水渗透性从9×10-17m2下降到2×10-17m2，并且液态水渗透性远低于气体渗透性（1×10-15m2）。混凝土试件3在前期已经经过了多个围压加卸载循环的试验，在液态水渗透性中的低围压不会造成宏观裂缝的徐变效应，即开合度基本保持不变，因此渗透率（和体积流量）的持续下降与混凝土中未水化的水泥颗粒产生新的水化反应，并改变裂缝形貌有关。

3 结论

（1）虽然巴西劈裂试验产生的随机裂缝宽度难于控制，但是裂缝合并程度在20 MPa围压下最大，此后变化非常小。气体渗透性在20 MPa前后变化率差别很大，围压卸载后气体渗透性无法回到初始值。裂缝开合度在围压加卸载循环中的“滞回效应”反应出裂缝存在一定的塑性变形。

（2）裂缝开合度与围压之间不存在一一对应的关系，同一围压可能对应不同的裂缝开合度。同时，试件气体渗透率与围压之间也不存在一一对应关系，同一个围压值可能对应不同的气体渗透率值。

（3）环境温湿度的改变，在宏观裂缝内部可形成一定量的水蒸气的吸附，但是对气体渗透性的影响无法起到关键性作用。