开槽下地聚物膨胀修补界面黏结抗渗性能分析

Analysis of the bond and impermeability performance at the interface of geopolymer expansion repair with grooving

摘要

常规的混凝土修补方式普遍存在修补界面渗漏的问题，尽管以往研究尝试了界面处理、添加膨胀剂等多种措施，但其修补效果仍有待商榷.地聚物作为一种新型胶凝材料，具有高黏结强度优势，可为界面修补带来新的效果，但由于收缩较大，其在修补上的应用仍有待深入研究. 因此，本研究采用地聚物混凝土并辅以开槽工艺和膨胀剂来提升修补界面的黏结性能，探讨了开槽尺寸及膨胀剂种类、用量对修补界面黏结性能与抗渗性能的影响规律. 主要科学研究发现如下：1）在开槽处理且外部约束养护的条件下，新老混凝土的机械咬合效应提高，修补界面的黏结-抗渗性能显著提升，当开槽宽度为10 mm时效果最佳，其约为修补材料粗骨料最大粒径的一半；2）在四种膨胀剂中，高性能硫铝酸钙（HCSA）膨胀剂掺量为10%时，修补界面的劈裂抗拉强度和抗氯离子渗透性能表现最佳，最大程度上抵消了混凝土的收缩；3）得出修补界面的劈裂抗拉强度与抗渗性能呈线性关系，故可通过简单的劈裂抗拉测试来间接评估抗渗性能.

Abstract

Conventional concrete repair methods are generally plagued by repair interface leakage. Although previous studies have attempted various measures， such as interface treatment and expansive agents， their efficacy remains debatable. As an emerging cementitious material， geopolymers exhibit high bond strength and offer promising potential for interface repair； however， their application in repair scenarios requires further investigation due to significant shrinkage. Therefore， this study employs geopolymer concrete supplemented with grooving techniques and expansive agents to enhance the bond performance of repair interfaces， and investigates the influences of grooving size， expansive agent type and dosage on the bond performance and impermeability of repair interfaces. The main scientific findings are as follows： 1） Under grooved treatment and externally restrained curing conditions， the mechanical interlocking effect between new and old concrete is enhanced， and the bond-impermeability performance of the repair interface is markedly improved. Optimal performance is achieved at a grooving width of 10 mm， which corresponds to approximately half the maximum particle size of the coarse aggregate in the repair material. 2） Among the four expansive agents tested， the high performance calcium sulpho aluminate （HCSA） expansive agent at a dosage of 10% exhibits the highest splitting tensile strength and resistance to chloride penetration performance at the repair interface， thereby maximally mitigating concrete shrinkage. 3）. Additionally， it was observed that the impermeability of the repair interface exhibits a linear correlation with splitting tensile strength； thus， impermeability can be indirectly assessed via a simple splitting tensile test.

经历了改革开放40年的高速建设发展之后，我国目前已开始步入新建和维修改造并重时期，加固修复已成为我国建筑业发展的重中之重^［1］. 修补界面成了薄弱面，修补不当便会使得修补界面失效. 修补界面失效的机理^［2］主要源于界面黏结力不足、收缩应力集中等多重因素的耦合作用. 首先，界面黏结力不足源于界面粗糙度不足或修补材料与旧混凝土物理化学性能不匹配，导致界面机械咬合力与化学结合力减弱；其次，修补材料硬化收缩产生的界面收缩应力超过黏结强度时，易引发开裂或剥离. 目前，混凝土加固修补主流工艺为受损表面拉毛并喷涂界面剂后，采用强度等级高于旧混凝土的材料修补，但实际工况中，该方式修补后的结构仍存在严重渗漏问题^［3-4］，界面剂选取不当会阻碍新老混凝土间的化学结合，而高等级修补混凝土本身存在韧性不足、收缩加剧的固有缺陷；若把控不当，这双重因素将进一步叠加放大，导致新旧混凝土界面黏结性能显著劣化.

为此，大量学者从界面黏结机制的角度出发，以改变界面处理方式，如刷毛、拉毛、凿毛、开槽等^［5-6］；或加入膨胀剂，如MgO、CSA等^［7-9］，来提升修补界面的黏结和抗渗性能. 界面处理对黏结性能的提升效果显著，对抗渗性能改变均不大，其中开槽抗渗效果较好，故有待深入探讨槽尺寸的影响^［10-11］. 现有研究中膨胀剂对修补界面抗渗性能的影响效果存在不一致的结论^［12-14］，研究表明，膨胀剂可提升密实度进而改善抗渗性，但亦有研究指出其水化会消耗自由水，阻碍胶凝材料水化，导致修补界面密实性及抗渗性下降. 这可能与膨胀剂的膨胀效应及作用机制相关，从界面力学角度而言，膨胀剂改善抗渗性的前提是膨胀须受约束以挤紧修补界面. 因此，膨胀剂的选型及配套辅助措施对挤紧界面、提升抗渗性的优化路径仍需深入研究.

同时，国内外学者的一些研究工作表明，新的胶凝材料如地聚物黏结强度更高^［15-18］，可能拥有较普通水泥基混凝土更好的修补效果. 但由于地聚物的碱激发反应会导致收缩^［19］，还需要辅助其他措施如加入膨胀剂等来进一步改善地聚物混凝土的修补界面性能.

针对上述问题，本文基于界面力学原理，采用膨胀型地聚物混凝土修补旧混凝土，通过开槽界面处理定向约束膨胀，利用膨胀自应力挤压修补界面，减少界面孔隙、提升密实度与抗渗性. 本文研究不同开槽尺寸、膨胀剂对地聚物混凝土修补界面黏结及抗渗性能的影响，探讨开槽与膨胀的作用机制，提出混凝土结构膨胀修补复合技术，为相关修补工程提供理论依据与应用参考.

1 试验设计

1.1 试验材料

待修补混凝土（下文称老混凝土）和修补材料的配合比见表1. 老混凝土试件采用硅酸盐水泥，标号为P·O 42.5，设计强度为C35. 修补材料选用矿渣∶粉煤灰=1∶1的地质聚合物并掺入膨胀剂，水灰比为0.4（水玻璃中的水以及外加水）.膨胀剂根据规范《混凝土膨胀剂》（GB/T 23439—2017）常用的种类中选用四种：UEA、HCSA、MgO和石膏.碱激发剂为NaOH与水玻璃，复合模数为1.3，碱激发剂的配置为先将固体NaOH制成溶液，后添加水玻璃调节模数. 所用水玻璃密度为1.368~1.392 g/cm³. 最终修补材料中等效碱掺量为6%（碱激发剂中氧化钠的量占总胶凝材料的量），且碱激发剂需提前24 h完成配制. 粗骨料选用天然碎石，粒径5~20 mm连续级配；细骨料为细度模数2.6的河砂. 试验所用的主要原材料化学成分（质量分数）见表2.

1.2 试件制备

首先本文探究不同开槽尺寸对修补界面性能的影响，开槽深度为10 mm，设计4种槽宽，分别为5、10、15、20 mm.为对比体现开槽的效果，本试验设置了对照组，界面处理为常规拉毛.

在得到最优界面开槽尺寸后，本文继续研究膨胀剂的影响. 考虑了四种剂型以及不同掺量的影响，以内掺方式设置5%、10%、15%三种掺量（占胶凝材料质量比）. 此外，还研究了外部约束对修补界面性能的影响，试件终凝后分为带模具标准养护（外部约束）28 d和拆模标准养护28 d.

开槽的尺寸设置如图1所示，槽深固定为10 mm，根据粗骨料粒径分布梯度设置槽宽为5、10、15、20 mm四个工况. 使用石膏倒模，再浇筑混凝土成型，制得带凹槽的老混凝土试件［图2（a）（b）］. 老混凝土试件先标准养护28 d后，再用于制备修补混凝土试件. 修补混凝土试件分为ϕ100 mm×50 mm圆柱形（抗渗测试用）和100 mm×100 mm×100 mm立方体（劈裂抗拉测试用）两种规格. 制备时先将老混凝土放进模具，用粗针管沿老混凝土与模具内壁接触边缘注入一圈水泥净浆，并等待凝固1 d；再进行修补材料S50的浇筑，得到修补混凝土试件［图2（c）］.

1.3 试验方法

1.3.1 劈裂抗拉试验

本文以劈裂抗拉强度作为衡量修补界面黏结性能的标准，根据《混凝土物理力学性能试验方法标准》（GB/T 50081—2019）进行试验，将边长为100 mm的立方体混凝土试块放于试验机下承压板中心位置，垫块方向沿平行于修补界面并与试块顶部垂直；加荷速度控制在0.02~0.05 MPa/s之间，本试验取0.04 MPa，试验过程连续均匀加荷. 试件尺寸为非标准尺寸，故将测得的劈裂抗拉强度乘以标尺换算系数0.85. 界面的劈裂抗拉强度公式如下：

f_{\mathrm{t}\mathrm{s}}=\mathrm{0.85}\times \frac{\mathrm{2}P}{\mathrm{\pi }A}=\mathrm{0.54}\times \frac{P}{A}（1）

式中：f_ts为劈裂抗拉强度，MPa；P为荷载，kN；A为劈裂面面积，mm².

1.3.2 氯离子渗透试验

根据《混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》（GB/T 50082—2024），本文采用快速氯离子迁移系数（rapid chloride ions migration coefficient，RCM）法来测量并计算修补界面处的氯离子渗透系数. 氯离子渗透方向为平行于新老混凝土修补界面，模拟氯离子在修补界面上的扩散方式.试验使用尺寸为Φ100 mm×50 mm的圆柱形试件，试验前先将试件置于饱和氢氧化钙溶液中进行真空饱盐，然后使用RCM测定仪进行氯离子渗透试验.

试验结束后，将试件沿平行于修补界面方向劈裂，在劈开的界面区域喷洒适量硝酸银溶液，等待 15 min后测量氯离子扩散的深度，即白色显色区域与渗透面的距离，选取5个等分点计算平均氯离子渗透深度，然后计算氯离子渗透系数，计算公式如下：

D_{\mathrm{R}\mathrm{C}\mathrm{M}}=\mathrm{2.872}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{6}}\times \frac{Th(d-\alpha \sqrt[]{d})}{t_{\mathrm{R}\mathrm{C}\mathrm{M}}}（2）

\alpha =\mathrm{3.338}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{3}}\times \sqrt[]{Th}（3）

式中：D_RCM为RCM法测定的氯离子渗透系数，m²/s； T为温度，K；h为试件高度，m；d为氯化物扩散深度，m；t_RCM为测试时间，s；α为辅助变量.

2 试验结果

2.1 界面劈裂抗拉破坏形态

图3是劈裂抗拉试验后的界面破坏形态图. 如图3（a）所示，拉毛试件基本沿原修补界面破坏，形态较为平整；而开槽的界面破坏均为凸起的新混凝土被剪断，但破坏面形态受槽宽影响各不相同.如图3（b）和图3（c）所示，槽宽较小（5、10 mm）时，破坏面向新混凝土凸起；而随着槽宽的增加，破坏面逐渐转为向槽内凸出，如图3（d）所示，槽宽为15 mm时略有凸向槽内的新混凝土；而如图3（e）所示，槽宽为 20 mm时槽内新混凝土体积进一步减少，同时新混凝土断面上存在一部分凸起.

随着槽宽的增大，破坏面处粗骨料断裂的数量也在变化. 槽宽为5 mm时破坏面处没有粗骨料，破坏面比较平整；槽宽为10和15 mm时破坏面出现1~2颗粗骨料断裂，破坏面也比较粗糙；槽宽为20 mm时破坏面基本没有粗骨料. 而经过方孔筛筛分统计本次试验所用粗骨料后发现，粒径>10 mm的骨料约占40%，粒径>15 mm的约占20%，没有粒径>20 mm的骨料，这反映了槽尺寸对修补界面性能的影响与本次试验选择的骨料粒径分布具有很强的关联性，下文将进一步探讨.

2.2 修补界面劈裂抗拉强度的变化规律

2.2.1 界面处理方式的影响

测试得到修补界面劈裂抗拉强度随槽宽变化曲线如图4（a）所示，其中槽宽为0时为对照组数据. 以对照组为基准计算变化率如图4（b）所示.

由图4可知，随着槽宽的增大，修补界面的劈裂抗拉强度先增强后降低.在槽宽为10 mm时劈裂抗拉强度达到最大，为2.00 MPa，相比于对照组，强度增幅达25%.

不同槽宽下劈裂抗拉强度的变化率浮动最大约为12%，说明槽宽变化对修补界面黏结性能提升的影响显著.

2.2.2 膨胀剂及外部约束的影响

在最佳开槽尺寸（槽宽与槽深均为10 mm）下向修补材料中加入膨胀剂，膨胀剂及约束养护对劈裂抗拉强度的影响规律如图5、图6所示.

如图5和图6所示，不论有无外部约束，修补界面的劈裂抗拉强度均随着石膏掺量的增加而逐渐减小；但会随UEA、HCSA和MgO掺量的增加呈先增大后减小的趋势. 外部约束作用下，不同膨胀剂的修补界面均出现劈裂抗拉强度略有增大的情况，表明外部约束可有限地改善界面黏结性能.

其中，掺量为10%的HCSA膨胀剂在约束养护条件下修补界面的劈裂抗拉强度最大，达到了2.52 MPa，相较于不掺膨胀剂的试件，劈裂抗拉强度提升了18.31%，黏结修补效果提升明显.

2.3 修补界面抗渗性能的变化规律

2.3.1 界面处理方式的影响

测试得到修补界面氯离子渗透系数随开槽尺寸变化如图7（a）所示，其中槽宽为0时为对照组数据. 以对照组为基准计算变化率如图7（b）所示.

由图7可知，随着槽宽的增加，新旧混凝土修补界面的氯离子渗透系数先减小再增大，表明修补界面的抗氯离子渗透性能随槽宽增大先升高后降低. 其中对照组性能最差，D_RCM为9.79×10^-12 m²/s，当槽宽为10 mm时性能最强，比对照组提高了27%，说明开槽相较于界面拉毛可显著改善界面抗渗性能.

但不同槽宽下渗透系数变化率的浮动较小，约7%，说明槽宽变化对修补界面抗渗性能的影响较小，不及对黏结性能的影响程度.

2.3.2 膨胀剂及外部约束的影响

膨胀剂及约束养护对抗氯离子渗透性能的影响规律如图8、图9所示.

从图8和图9可以看出，不论有无外部约束，随着各类膨胀剂掺量的增加，修补界面的氯离子渗透系数均先减小后增大，表明其抗氯离子渗透性能均为先增强后减弱. 且外部约束会提高不同膨胀剂修补界面的抗渗性能.

从膨胀剂的影响程度来看，HCSA和MgO对修补界面的抗氯离子渗透性能提升较大，而UEA和石膏则相对较小. 其中HCSA的最佳掺量为10%，MgO为5%，此时修补界面的渗透系数相差不大，有无约束情况下均<2%.

相比于不掺膨胀剂的对照组，掺入10%的HCSA膨胀剂的修补界面抗渗性能明显提升，说明在开槽约束膨胀情况下修补界面的抗氯离子渗透性能显著提升.

3 修补界面黏结性能机制的探讨

3.1 开槽尺寸的影响机制

由2.1节分析可知，修补界面开槽后，破坏形态由沿原界面破坏转向新混凝土凸起的剪断. 由于开槽可以增加新老混凝土的咬合力与接触面积，所以开槽后修补界面的黏结性能得以提高. 而开槽宽度变化导致的界面破坏模式差异，在于剪切破坏是沿大尺寸骨料边缘发生还是直接贯穿骨料内部.

如图10（a）所示，开槽宽度过小（比如5 mm）时，由于所有粗骨料粒径均大于槽宽，所以大尺寸骨料无法进入槽内，槽内凸起的新混凝土基本无大尺寸骨料，凸起的剪断发生在骨料边缘，因此破坏面凸向新混凝土一侧. 如图10（c）所示，如果开槽宽度过大（比如20 mm），由于粗骨料最大粒径小于槽宽，此时所有尺寸的骨料都可以进入槽内，凸起的剪断亦发生在骨料边缘，因骨料位于槽内故破坏面凸向槽内. 而当槽宽适中（10~15 mm）时，此时一部分骨料可进入槽内，一部分大尺寸骨料被卡在槽口，如图10（b）所示. 当沿修补界面劈裂时，卡在槽宽的骨料被劈断，破裂面穿透骨料. 由于粗骨料非常致密，其内部的黏结强度远大于骨料与混凝土过渡区的黏结强度，故劈断骨料所需要的荷载将大大提高，测得的修补界面黏结强度也得以提高. 同时界面黏结强度还与劈断骨料的数量有关，由于粒径>10 mm的骨料数量远多于粒径>15 mm的骨料数量，故粗骨料卡在槽宽为10 mm槽口的概率更高，实际试验测试时亦可发现10 mm槽处剪断的骨料数量更多，由此测得的黏结强度也更高. 这也解释了劈裂抗拉强度随开槽尺寸变化的现象.

但对于离子渗透而言，上述骨料剪断的机制并不存在. 离子永远走阻力最小的路径，所以修补界面的抗渗性能取决于修补界面离子渗透路径的长短以及单位路径上的阻力大小（可近似认为与界面密实度正相关）. 开槽可增加路径长度，骨料进入槽内可挤压修补界面，这些可能会提高修补界面的抗渗性能. 但由于不存在骨料剪断这一重要影响因素，故开槽对抗渗性能的提升效果远低于黏结性能.

3.2 膨胀修补界面的微观结构特征

地聚物在碱激发硬化过程中易产生显著收缩，而膨胀剂可通过水化反应（如MgO生成水镁石、HCSA膨胀剂生成钙矾石）产生体积膨胀，形成的膨胀应力能有效抵消地聚物的收缩应力，减少界面及内部微裂缝的产生，二者形成“收缩补偿-强度协同-微观致密”的三维联动；同时，膨胀剂反应产物可填充地聚物内部孔隙与界面间隙，优化微观孔隙结构，提升体系密实度，而地聚物的高黏结特性又能为膨胀产物提供稳定约束，确保膨胀效应定向作用于界面，强化机械咬合力与化学结合力，二者协同既弥补了地聚物收缩大的缺陷，又借助膨胀产物的填充与约束效应提升了整体力学强度和抗渗性能，实现了综合效能提升.

对于不同的膨胀剂，胶凝体系水化过程中石膏的膨胀产物为钙矾石（AFt），但有研究表明强碱条件下AFt的生成量很少，石膏掺量超过3%就会有Na₂SO₄剩余，同时SO₄^2-被吸附在C—S—H凝胶表面亦会影响其结晶质量，严重影响了碱激发材料的强度^［20］，故劈裂抗拉强度随石膏掺入量增加不断下降. MgO膨胀反应的前期产物主要为水镁石，水镁石可以填充孔隙从而提高混凝土的性能，同时MgO的早期水化可以促进矿渣粉煤灰体系的水化反应^［21］. 而UEA的膨胀产物一般为钙矾石与无水石膏^［22］，钙矾石较多为棒状，可填补孔隙提高密实度，但无水石膏没有钙矾石稳定，故总体膨胀效果略差. HCSA的反应产物通常包括氢氧化钙和钙矾石^［23］，在碱激发剂的作用下，氢氧化钙可以与粉煤灰和矿渣中的氧化钙、氧化铝以及二氧化硅反应，生成C—S—H、C—A—H和C—A—S—H等胶凝材料，可填补修补界面处的孔隙，提高密实度，改善界面过渡区，从而增强修补界面的抗氯离子渗透性能. 然而随着各膨胀剂掺量的增加，混凝土过度膨胀，混凝土内部结构破坏，从而使得修补界面性能下降.

图11为掺入10%的HCSA膨胀剂与未掺膨胀剂的地聚物混凝土修补界面微观形貌对比，通过扫描电镜观测分析了膨胀剂对界面过渡区结构的优化作用. 未掺膨胀剂时，新老混凝土黏结界面分层清晰，界面过渡区厚度较大、结构疏松，界面处存在明显贯穿性微裂缝与连通型孔隙，密实度较差，水化产物搭接松散，新老混凝土仅形成弱黏结结构，这类孔隙与裂缝会成为氯离子渗透的主要通道，直接降低界面抗渗耐久性能.

掺入10%的HCSA膨胀剂后，修补界面微观结构明显改善：新老混凝土间的分界界面基本消失，界面过渡区厚度减小，结构更为致密；原有微裂缝被膨胀产物充分填充闭合，连通孔隙大幅减少，仅剩余少量孤立孔隙，水化产物与新旧基体紧密嵌合、搭接牢固，基本消除了薄弱界面区. HCSA膨胀剂通过适度膨胀补偿了修补混凝土的硬化收缩，优化了界面孔结构，阻断了氯离子渗透路径，从微观角度证实该掺量可有效提升界面密实度与黏结性能，进而显著增强界面抗氯离子渗透能力，与宏观试验结果相互印证.

4 劈裂抗拉强度与抗渗性能的关系

由前文可得，HCSA膨胀剂对地聚物修补界面的影响最大.因此选取HCSA膨胀修补组，分析其劈拉强度与渗透系列的关系，数据处理后得到结果如 图12所示，拟合关系式为：

y=-\mathrm{5.504}\mathrm{7}x+\mathrm{18.531}（4）

式中：y为氯离子渗透系数，10^-12 m²/s；x为劈裂抗拉强度，MPa.

以对照组拉毛为基准，计算约束条件下开槽 10 mm的HSCA膨胀修补界面的劈裂抗拉强度和氯离子渗透系数增长率，结果如表3所示.修补界面的性能在HCSA掺量为10%时提升最大，劈裂抗拉强度提升约57.50%，抗氯离子渗透性能提升约53.01%.

5 工程应用

本文方法在某项目中得到了应用. 在北京某小区内，有一处地下室渗水，采用此地聚物材料，在开槽和膨胀剂的配合下对该处进行修补. 修补材料采用S50地聚物材料，掺入10%的HCSA膨胀剂. 在老混凝土上进行开槽处理，开槽宽度与深度均为10 mm；将地聚物材料浇于渗漏处对老混凝土进行修补，现场操作如图13所示.

修补后对其进行闭水试验，如图14所示. 在工程渗漏检测中，常规闭水试验采用10 cm水头高度并维持24 h，观测背水面渗漏情况. 本次采用地聚物材料修补后，将试验条件升级为20 cm水头高度（水压提升100%）并延长至48 h. 随后观测背水面［图14（b）］，未发现渗漏现象.在后续的跟踪随访中，用户表示未出现渗漏情况，表明该修补材料具有优异的防渗性能.

6 结 论

本研究基于劈裂抗拉与氯离子渗透试验，系统揭示了开槽约束条件下地聚物混凝土膨胀修补界面的性能变化规律与强化机理，得到结论如下：

1）界面开槽可通过几何约束效应重构界面过渡区结构，显著提升黏结强度与抗渗性能，其中10 mm开槽（约为粗骨料最大粒径的1/2）可实现力学与耐久性能的最佳结合，较对照组劈裂抗拉强度与抗渗性能分别提升了25%与27%，为界面预处理参数优化提供了量化依据.

2）不同膨胀源对界面性能的提升机制存在显著差异，HCSA型膨胀剂凭借更优的膨胀历程匹配性与界面密实化效果，在最佳开槽的基础上，在10%掺量下实现修补性能最大化，较仅拉毛处理界面劈裂抗拉强度与抗渗性能分别提升了57.50%与53.01%，明确了最佳膨胀体系选择原则.

3）界面劈裂抗拉性能与抗渗性能呈现显著正相关演化规律，证实界面密实度是决定二者协同发展的核心共性因素，据此建立了以劈裂抗拉试验间接表征界面抗渗性能的快速评价方法，为修补体系性能检测提供了科学简化路径.

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