含侵蝕性CO2地下水環(huán)境下混凝土的碳化試驗方法對比分析

蘇 滔，陳 犇，農喻媚，陳 正，3

(1.廣西大學土木建筑工程學院，工程防災與結構安全教育部重點實驗室，南寧 530004；2.墨爾本大學基礎建設工程系，墨爾本 3010；3.廣西防災減災與工程安全重點實驗室，南寧 530004)

0 引 言

20世紀70年代起，世界各地眾多正在使用中的鋼筋混凝土工程逐漸顯示出過早破壞和失效的跡象，使得鋼筋與混凝土結合引發(fā)的混凝土耐久性問題開始被引起重視[1]?；炷恋哪途眯詥栴}中以碳化最為常見，造成的損失也最為嚴重。雖然混凝土碳化初期的產物碳酸鈣可以密封孔隙，降低碳化層的滲透性，從而提高混凝土強度，但隨著碳化時間延長，溶液pH值減小到9以下時，鋼筋的鈍化膜不再穩(wěn)定存在[1-2]。同時混凝土內部的主要組成成分Ca(OH)2被大量消耗，最終導致混凝土的結構不再穩(wěn)定[3]。另外，碳化還會引起混凝土收縮(碳化收縮)，容易使混凝土的表面產生細微的裂縫?；炷猎诘叵滤h(huán)境中受到碳化的威脅相比于普通大氣環(huán)境下的更為嚴重[4]。地下水環(huán)境中水泥水化產物溶失，水中含有的侵蝕性CO2將碳酸鈣持續(xù)轉化為碳酸氫鈣，在流水的作用下碳酸氫鈣也隨之流失[5-7]，混凝土截面承受力不斷被削弱，最終導致其裂縫及孔隙擴大[8-9]，混凝土強度降低[3,10-11]，鋼筋失去了混凝土保護層的保護也更容易銹蝕[8,12]，其腐蝕程度比普通環(huán)境更加強烈[2,4,13]。1928年蘇格蘭排水管道中溶液平均pH值僅為6.8，導致該混凝土排水管道腐蝕破壞；1934年蘇格蘭水壩在竣工后的24年間，被pH值為6.4的酸性溶液環(huán)境侵蝕破壞[2]。因此，隨著地下結構工程(地下建筑、地鐵、隧道、鉆井工程)、地下排水工程等建筑及結構的不斷興建，研究含侵蝕性CO2地下水環(huán)境下混凝土碳化作用對混凝土結構的影響變得越發(fā)重要。

在近幾十年來，普通大氣環(huán)境下的碳化已得到較全面的研究[14-16]，針對碳化作用試驗條件，我國GB 50082—2009《普通混凝土長期性能和耐久性試驗方法標準》[17]也有明確規(guī)定：加速碳化試驗CO2濃度為(20±3)%(體積分數(shù))，溫度為(20±2) ℃，濕度為(70±5)%。該條件與地下水環(huán)境實際條件差異較大，且地下水存在流動水的物理侵蝕、礦物水中各種離子的化學侵蝕等大氣環(huán)境中不存在的侵蝕作用。因此，已廣泛應用于普通碳化環(huán)境的各種加速碳化試驗箱不能滿足地下水環(huán)境中混凝土碳化試驗的需求。針對地下水環(huán)境下混凝土的碳化問題，國內外多位學者[3,8,11,18-20]分別采用了各自的試驗裝置及方法，研究了地下水環(huán)境下，混凝土碳化前后不同的性能(耐久性、抗碳化性能、抗地下水侵蝕性)。但由于地下水試驗缺乏統(tǒng)一的標準，上述試驗裝置與方法的試驗環(huán)境條件(反應溫度、濕度、CO2濃度等)差別巨大，并且其試驗結果(碳化深度、碳化速率、抗壓強度等)也有較大差異。因此，開展試驗條件和試驗方法對地下水環(huán)境下混凝土碳化速率的影響規(guī)律研究，對實現(xiàn)地下水環(huán)境下混凝土碳化試驗條件的標準化具有重要意義。

鑒于此，從機理上分析不同環(huán)境條件導致的碳化過程及產物的區(qū)別，隨后分析幾類國內外較為常見的地下水環(huán)境碳化裝置及試驗方法(原位浸泡侵蝕法、高溫高壓加速侵蝕法、電場加速侵蝕法、高濃度加速侵蝕法)，并比較其優(yōu)缺點。進一步分析試驗條件和試驗方法對混凝土碳化速率的影響，從而評價各試驗方法對混凝土碳化速率的加速效果，最終為地下水環(huán)境下混凝土碳化試驗裝置及方法的選用提供建議和參考。

1 地下水環(huán)境下的混凝土碳化機理

大氣CO2對混凝土的侵蝕主要是由化學反應來主導，普通大氣環(huán)境中的碳化主要有以下幾個過程[18]：

Ca(OH)2+CO2+H2O→CaCO3+2H2O

(1)

3CaO·SiO2+3CO2+γH2O→3CaCO3+SiO2·γH2O

(2)

2CaO·SiO2+2CO2+γH2O→2CaCO3+SiO2·γH2O

(3)

3CaO·SiO2·3H2O·3CO2→3CaCO3·2SiO2·3H2O→3CaCO3+2SiO2+3H2O

(4)

(5)

CaCO3+CO2+H2O?Ca(HCO3)2

(6)

以上兩個混凝土碳化過程是相似的：均是由環(huán)境中的CO2，由表及里地與混凝土中的堿性物質發(fā)生化學反應，并不斷地侵蝕與CO2接觸到的混凝土界面，促使混凝土中的堿性環(huán)境不再存在。

雖然碳化過程相似，但是不同環(huán)境的碳化反應仍存在許多差異，表1總結了兩種環(huán)境碳化作用的差異。

表1 大氣碳化和地下水碳化的區(qū)別Table 1 Differences between atmospheric carbonation and groundwater carbonization

2 地下水環(huán)境下的混凝土碳化試驗方法對比分析

2.1 碳化試驗裝置與試驗條件對比分析

2.1.1 原位浸泡侵蝕法

不同地域的地下水侵蝕介質及其含量有明顯的地域性特征[4,21]，可導致不同地域地下水環(huán)境的混凝土碳化侵蝕出現(xiàn)明顯差異。在此背景下，為了減小試驗模擬環(huán)境與實際工程環(huán)境間的差異，并能準確反映試驗地域的碳化侵蝕特征，趙卓[19]、邱國興[23]與王健[24]等學者均采用原位浸泡侵蝕法開展對地下水環(huán)境下的混凝土碳化試驗，浸泡井侵蝕裝置如圖1所示。

圖1 原位浸泡井示意圖[24]Fig.1 Schematic of in-situ soaking equipment[24]

試驗方法具體如下：原位浸泡侵蝕試驗通常在所選取的場地開挖浸泡井，在浸泡井上部設置浸泡池，將混凝土試件放入設計的吊籠，一并置于浸泡池中。定期從預留的檢測孔中抽取井中水樣，以掌握地下水中腐蝕性介質的含量變化規(guī)律；定期取出在浸泡池中的混凝土試件進行侵蝕程度的測試。趙卓等[19]采用該方法開展混凝土試件的碳化試驗，并利用掃描電鏡觀察浸泡后試樣的微觀形貌，揭示了含侵蝕性CO2地下水對混凝土的侵蝕機理，研究了侵蝕深度與單方水泥用量、水膠比、立方體抗壓強度間的相關關系。

2.1.2 高溫高壓加速侵蝕法

在常見的油井溫度和壓力條件下，樣品長時間與二氧化碳酸化的環(huán)境水接觸后，其受侵蝕部分會形成明顯的反應區(qū)[25-28]，且部分區(qū)域出現(xiàn)了高孔隙率的現(xiàn)象[29-30]。在此背景下，為研究地下水環(huán)境下混凝土受侵蝕的作用并避開原位浸泡侵蝕法試驗周期長的缺陷，Rimmelé[5]、Barlet-Gouédard[6]與Adeoye[8]等均在試驗中采用了固定高壓強與高溫度環(huán)境下的飽和CO2溶液侵蝕反應裝置對混凝土試件開展碳化試驗，從而實現(xiàn)對混凝土碳化侵蝕的加速作用。

試驗裝置及方法具體如下：通過碳化反應裝置來控制、監(jiān)測溫度與壓強，將CO2(或更極端的CO2高純度環(huán)境水)注射進入反應裝置以模擬地下水的碳化環(huán)境。定期取出在裝置中的混凝土試件(浸入溶液和未浸入溶液)進行侵蝕程度測試。Rimmele等[5]采用了該方法開展了混凝土碳化試驗，并采用X射線衍射(XRD)、掃描電鏡(SEM)等手段對碳化后試樣的微觀結構進行了觀察，揭示了CO2侵蝕對混凝土試件微觀結構的影響規(guī)律，還利用了壓汞試驗(MIP)測試碳化后試件的孔隙率，對CO2侵蝕下的混凝土孔隙率演化進行了定量分析。

圖2 碳化反應裝置簡化圖[5]Fig.2 Simplified CO2 reactor and set-up components[5]

2.1.3 電場加速侵蝕法

Saito等[33-34]學者表明通過電化學的方法能加速混凝土的碳化與劣化。在此背景下，提出了研究混凝土碳化作用的電場加速侵蝕法。Rimmelé與Barlet-Gouédard[20]采用電場加速侵蝕法(LIFTCO2)，通過在電解槽兩端施加電壓，使電壓強制推動離子運輸，促進了CO2在混凝土中的侵蝕，起到了加速混凝土碳化的作用。試驗方法及裝置具體如下：

向圖3裝置中的正負極施加電壓，電源電流沿外電路經陽極進入電解槽，可將試驗電解槽區(qū)分為陽極區(qū)(Anode)和陰極區(qū)(Cathode)，并向溶液中通入CO2氣體，從而模擬侵蝕性地下水環(huán)境。試驗中可監(jiān)測并控制通入裝置的CO2冒泡量，以掌握模擬地下水中的CO2含量變化規(guī)律。隨后定期取出在裝置中的受碳化混凝土試件進行侵蝕程度的測試。Rimmelé等[20]采用該方法開展混凝土碳化試驗，并借助X射線衍射(XRD)與掃描電鏡(SEM)分析了加速電場下侵蝕性CO2對混凝土微觀結構的影響，并結合試件的碳化深度，分別揭示了混凝土碳化作用隨電場強度、溶液CO2濃度、溫度的變化規(guī)律。

圖3 LIFTCO2主要裝置示意圖[20]Fig.3 Schematic diagram of the principle LIFTCO2 procedure[20]

電場作用能夠促使試樣中的陽離子(主要為Ca2+)流向陰極，試樣中的陰離子(主要為OH-)流向陽極，有助于侵蝕性CO2在試樣陰極面與析出的Ca2+發(fā)生反應，從而加速了混凝土試樣的碳化作用。同時，試樣中離子的遷移也加速了Ca(OH)2的溶解，從而加速了混凝土的劣化。此外，電場作用也會導致裝置中的電解質(蒸餾水)發(fā)生電解，其主要電解反過程如式(7)～式(9)所示。因此，電場作用使得混凝土內部以及水環(huán)境中的離子分布均有別于自然地下水環(huán)境，導致電場作用下侵蝕性CO2的侵蝕規(guī)律與自然地下水環(huán)境下的存在差異。

陽極(Anode):

H2O→2H++0.5O2+2e-

(7)

陰極(Cathode):

2e-+2H2O→H2+OH-

(8)

總反應式：

H2O→H2+0.5O2

(9)

2.1.4 高濃度加速侵蝕法

圖4 UGTS-828型特種環(huán)境模擬試驗儀器結構圖[3]Fig.4 UGTS-828 experimental device structure chart for simulating special environment[3]

試驗方法具體如下：運用UGTS-828儀器在侵蝕溶液制備箱中設定大氣壓強，并將CO2與蒸餾水混合制備得到pH值為4.5～4.6的碳化環(huán)境水，之后通過管道噴灑進入流淌試驗箱對試樣進行侵蝕。定期調節(jié)并監(jiān)測試驗溶液的CO2濃度、溫度以及pH值，以掌握模擬地下水中的試驗環(huán)境變化規(guī)律。隨后定期取出在裝置中的受碳化混凝土試件進行侵蝕程度的測試。郭高峰[3]主要借助了熱成像(DSC)、X射線衍射(XRD)與光學顯微鏡分析等方法分析含侵蝕性CO2地下水侵蝕下水泥凈漿的微觀結構，揭示了CO2對混凝土腐蝕反應過程的影響機制，并且通過測試碳化后試件的抗壓強度，揭示了侵蝕性CO2對混凝土力學性能的影響規(guī)律。

另外，萬翔[11]提出了另一種高濃度加速侵蝕法：將冰醋酸溶液和碳酸氫鈉溶液從裝置密閉配置箱的兩端通氣孔中加入，從而減少了CO2的溢出，試驗裝置如圖5所示。該試驗方法及其裝置中的CO2濃度變異系數(shù)穩(wěn)定在0.15的范圍內，可以有效模擬穩(wěn)定含侵蝕性CO2的地下水環(huán)境，并能準確研究地下水環(huán)境中單一因素(CO2濃度)對混凝土碳化規(guī)律的影響。

圖5 地下水環(huán)境條件下混凝土加速碳化裝置[11]Fig.5 Schematic of concrete carbonization test apparatus exposed to the groundwater environment[11]

試驗方法及裝置具體如下：將冰醋酸溶液和碳酸氫鈉溶液從裝置密閉配置箱的兩端通氣孔中加入，通過檢測、動態(tài)控制溶液流入速率，保持人工地下水溶液中的CO2濃度高于樣品溶液的85%。隨后采用含蒸餾水的酚酞酒精試液(m水∶m酚酞=20∶1)[21]噴灑在試樣截面，從而將試樣截面等分并分析混凝土碳化深度數(shù)值，用其分析地下水侵蝕性CO2對混凝土的侵蝕機理。萬翔[11]研究侵蝕深度與水膠比、粗骨料配比、礦粉摻量、CO2濃度間的相關關系，建立了地下水環(huán)境下混凝土碳化深度多因素模型，并驗證了模型的有效性。

高濃度加速侵蝕法一方面提升了溶液與混凝土反應層間的CO2濃度差,促進侵蝕性CO2向混凝土中擴散[36-37]，另一方面提高了反應物CO2的濃度，從而提高了地下水環(huán)境中混凝土碳化反應速率。目前，已有研究表明大氣環(huán)境中的二氧化碳濃度將會影響混凝土內部的物相組成，從而導致不同CO2濃度下混凝土的微觀結構存在差異[38-39]。值得一提的是，雖然目前已有很多研究建立了普通大氣環(huán)境下高濃度加速碳化與自然環(huán)境碳化之間的關系[40]，但是關于地下水環(huán)境下兩種碳化反應之間關系的研究還較少，而相較于普通大氣環(huán)境，地下水環(huán)境具有充足的水分，其碳化過程和碳化產物與普通大氣環(huán)境有很大差異。因此，地下水環(huán)境下的高濃度加速侵蝕法與自然環(huán)境中的混凝土碳化反應之間的關系還需進一步開展研究。

2.2 地下水環(huán)境下的不同試驗裝置及侵蝕法優(yōu)缺點對比

基于上述地下水環(huán)境下混凝土碳化侵蝕試驗，表2中整理了各試驗裝置的特性及其優(yōu)缺點。

表2 不同含CO2環(huán)境水下引起的混凝土碳化侵蝕使用的試驗及其設定Table 2 Experimental method and setup used to analyze cement alteration due to contact with CO2-bearing fluids

主要結論如下：

(1)原位浸泡侵蝕法具有試驗條件較貼合工程實際、便于提取分析侵蝕環(huán)境溶液樣品、無需配置環(huán)境模擬溶液和制作反應裝置等優(yōu)勢，但同時存在試驗周期長、試驗環(huán)境難以控制、試驗結果受環(huán)境影響較大等問題。該方法適用于模擬溶液及裝置較難制備或針對某種特定工程環(huán)境的地下水混凝土碳化試驗。

(2)高溫高壓加速侵蝕法通過提高環(huán)境溫度和壓強來加速混凝土碳化，從而達到縮短試驗周期的目的，且該方法采用的裝置可滿足同時開展地下水環(huán)境和非地下水環(huán)境中的混凝土碳化試驗的需求，但高溫高壓會加快侵蝕性CO2向混凝土內部的擴散速率，同時也加快了侵蝕性CO2與混凝土內部可碳化物質的反應速率，從而導致侵蝕性CO2在混凝土中的侵蝕規(guī)律與工程實際存在差異。該方法更適用于開展溫度、壓強等因素對混凝土碳化規(guī)律影響的研究。

(3)電場加速侵蝕法通過電場作用來加速混凝土碳化，從而達到縮短試驗周期的目的，且避開了壓強對混凝土碳化結果的影響。該方法中碳化速率隨電場強度的變化規(guī)律目前已經明確(詳見3.2節(jié))，但電場作用會提升混凝土中可碳化物質(主要為Ca(OH)2)的遷移速度，從而導致侵蝕性CO2在混凝土中的侵蝕規(guī)律與工程實際差異較大，且試驗過程中無法排除因電場作用導致溫度上升對混凝土碳化規(guī)律造成的影響。該方法適合用于試驗齡期較短的學術性地下水混凝土碳化試驗。

(4)高濃度加速侵蝕法通過提高CO2濃度來加速混凝土碳化，從而達到縮短試驗周期的目的。該方法可以控制CO2濃度、溫度和壓強等試驗條件，該方法中侵蝕性CO2在混凝土中的侵蝕規(guī)律雖有變化，但相較于高溫高壓加速侵蝕法和電場加速侵蝕法，高濃度加速侵蝕法與實際工程更為接近，因此該方法的試驗結果相對來說更能反映真實地下水環(huán)境下混凝土的碳化規(guī)律。

綜上所述，原位浸泡侵蝕法的試驗條件雖然與實際工程最為接近，但試驗周期較長，且試驗條件難以控制。因此，在試驗室研究中為了能夠在較短時間內得到混凝土的碳化結果，通常采用高溫高壓加速法、電場加速侵蝕法和高濃度加速侵蝕法等方法開展地下水環(huán)境的混凝土碳化試驗，且三種方法可對溫度、壓強和CO2濃度等試驗條件進行控制，克服了原位浸泡侵蝕法不能開展混凝土碳化標準化試驗和分析的缺點。但是，高溫高壓、電場作用和高CO2濃度均會對侵蝕性CO2在混凝土中的碳化規(guī)律造成影響。因此，在開展侵蝕性CO2地下水環(huán)境中混凝土碳化試驗時，應參考試驗需求和目的，正確地選擇碳化試驗方法，并且要根據實際工程中地下水環(huán)境類型，合理控制溫度、壓強和CO2濃度等試驗參數(shù)。

3 地下水環(huán)境試驗條件對混凝土碳化速率的影響

基于上述地下水環(huán)境下混凝土碳化侵蝕試驗的混凝土碳化深度數(shù)據(水膠比為0.3～0.6，溫度15～90 ℃，CO2濃度0～1 540 mg/L)，其中，地下水環(huán)境中的原位浸泡侵蝕法10組，高溫高壓加速侵蝕法5組，電場加速侵蝕法6組和高濃度加速侵蝕法碳化6組，同時，結合式(10)中蘇聯(lián)學者阿列克謝耶夫提出的碳化深度模型[40]，整理得出如圖如6所示各試驗碳化速率系數(shù)α的范圍。在此基礎上，對比分析侵蝕性CO2地下水環(huán)境下的不同試驗條件(溫度、壓強、電場、CO2濃度)對混凝土碳化速率的影響。

(10)

式中:x為碳化深度;D為CO2在混凝土中的擴散系數(shù);Cs為環(huán)境中CO2的濃度;m0為單位體積混凝土吸收CO2的量;t為碳化時間;α為碳化速率系數(shù)。

3.1 溫 度

由式(10)可推出，高溫高壓條件下可增大CO2在混凝土中的擴散系數(shù)，從而使混凝土的碳化速率增大。表3中列出了不同溫度下相同試驗方法得出的碳化速率系數(shù)α，從表中可知，無論是高溫高壓加速侵蝕法還是電場加速侵蝕法，其測得的碳化速率α均隨著溫度的增大而增大，此現(xiàn)象驗證了由阿列克謝耶夫模型得出的推斷。然而，對于13、14、16組的高溫高壓加速侵蝕法的試驗數(shù)據，即便溫度上升，其碳化速率系數(shù)α反而下降。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因可能是因為在13與14組試驗中，溶液中的酸性物質加速了混凝土碳化速率，并對混凝土碳化速率的影響起到了主導作用[10]。由于目前研究中以溫度為單一影響因素的地下水環(huán)境混凝土碳化數(shù)據較少，因此仍無法進行溫度對混凝土碳化速率影響的量化分析。

表3 不同溫度下侵蝕試驗法的碳化速率系數(shù)α[5,8,10,20]Table 3 Carbonization rate coefficient α of erosion experiment methods under different temperatures[5,8,10,20]

3.2 電場作用

通過對比分析電場加速侵蝕試驗方法中的混凝土碳化數(shù)據(水膠比為0.53，試驗電壓的范圍為0～30 V，碳化齡期為0～21 d)，可以得出電場作用對碳化速率的影響規(guī)律。圖7顯示了混凝土齡期為7 d和21 d時，其碳化深度和碳化速率隨電場強度的變化。由圖7可知，碳化齡期為7 d和21 d時，混凝土碳化深度和碳化速率系數(shù)α均隨著試驗電壓的增加(0～30 V)而增加，其主要原因在于電壓越大，混凝土中的可碳化物質(主要為Ca(OH)2)的遷移速度越快，從而加速了侵蝕性CO2對混凝土的侵蝕，這與文獻[15]中的結論一致。此外，混凝土的碳化速率系數(shù)α與電壓之間均呈明顯的線性關系，并且可以明顯觀察到，21 d時混凝土碳化速率系數(shù)α隨電壓的上升幅度較大，這是因為隨著碳化齡期的增大，混凝土中可碳化物質(主要是Ca(OH)2)在相同的電場作用下發(fā)生遷移的量更多，從而表現(xiàn)出其碳化速率對電壓的變化更為敏感。

3.3 CO2濃度

基于上述地下水混凝土碳化試驗侵蝕法中的碳化深度數(shù)據(水膠比為0.4～0.6，間隔0.1取值，CO2濃度為41.67～350 mg/L)，可分析得出高濃度條件對混凝土碳化速率的影響規(guī)律。將圖6中條件相似的原位浸泡侵蝕法(25～27組)、高溫高壓加速侵蝕法(15～16組)、電場加速侵蝕法(7～9、12組)以及高濃度加速侵蝕法(1～2、4～6組)的碳化速率系數(shù)α列在表4中。由表4可知，對于相同的試驗方法，混凝土的碳化速率系數(shù)均隨著CO2濃度的增大而增大。此現(xiàn)象與阿列克謝耶夫的模型中，碳化速率因CO2濃度加大而必然加大的推測一致。此外，分別對高濃度加速侵蝕法中混凝土碳化齡期為28 d和56 d時的碳化速率系數(shù)進行擬合，如圖8所示，發(fā)現(xiàn)CO2濃度與混凝土碳化速率系數(shù)之間均近似線性關系。然而，從表4中可觀察到，在原位浸泡侵蝕法中CO2濃度從41.7 mg/L上升至81.6 mg/L時，混凝土的碳化速率系數(shù)α增長并不明顯。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因可能是在原位浸泡侵蝕試驗中，除了CO2濃度之外還存在其他影響混凝土碳化速率的因素，例如，溫度、壓強等，且相比于CO2濃度，這些因素對混凝土碳化速率的影響可能起到了主導作用。

圖6 不同試驗方法下的混凝土碳化速率系數(shù)αFig.6 Carbonization rate coefficient α of concrete under different experiment methods

圖7 碳化深度和碳化速率系數(shù)α隨電場強度的變化Fig.7 Changes of carbonization depth and carbonation rate coefficient α with the function of electric field

圖8 碳化速率系數(shù)α隨CO2濃度的變化Fig.8 Changes of carbonization rate coefficient α with different CO2 concentrations

表4 不同CO2濃度下侵蝕試驗法的碳化速率系數(shù)α[3,5,11,19-20,24,33]Table 4 Carbonization rate coefficient α of erosion experiment methods under different CO2 concentrations[3,5,11,19-20,24,33]

4 不同加速侵蝕法對混凝土碳化速率的影響

通過對比分析圖6中原位浸泡侵蝕法以及加速侵蝕法下的混凝土碳化深度數(shù)據(水膠比為0.3～0.6，間隔0.1取值，溫度為15～90 ℃，CO2濃度為0～1 540 mg/L)，可以得出不同加速侵蝕法對混凝土碳化速率的影響。圖9顯示了采用不同試驗方法的混凝土碳化深度隨時間的變化規(guī)律。由圖9可知，幾種混凝土碳化試驗中混凝土的碳化速率排序為：高溫高壓加速侵蝕法>電場加速侵蝕法>高濃度加速侵蝕法>原位浸泡侵蝕法。

圖9 不同試驗方法下的混凝土碳化深度隨碳化齡期的變化Fig.9 Changes of carbonation depth of concrete with the function of carbonization ages under different experiment methods

分別對不同試驗方法下混凝土的碳化深度數(shù)據進行擬合，擬合結果如圖9所示，發(fā)現(xiàn)不同試驗方法下混凝土的碳化深度與碳化齡期之間均呈現(xiàn)線性關系，線性關系式及α系數(shù)均值信率見表5。由表5可知，地下水環(huán)境加速侵蝕試驗的碳化速率系數(shù)α相比于原位浸泡侵蝕法均有提升，證明了各加速侵蝕試驗確實都達到了加速碳化的效果。其中，高溫高壓加速侵蝕法的α系數(shù)明顯高于其他加速侵蝕試驗法，說明其加速碳化效果最為突出。從碳化深度與時間的關系式中可以看出，高溫高壓加速侵蝕法的侵蝕速率相較于原位浸泡法的0.113 mm·d-1/2提升至1.242 mm·d-1/2，其碳化速率系數(shù)α從原位浸泡法0.128 mm·d-1/2提升至1.118 mm·d-1/2，高溫高壓侵蝕法中平均碳化速率系數(shù)α達到原位浸泡侵蝕法的8.8倍，然而電場加速侵蝕法和高濃度侵蝕法的碳化速率系數(shù)α僅分別為原位浸泡侵蝕法的3.3倍和2.0倍。換言之，高溫高壓加速侵蝕法所導致的混凝土碳化深度增長速率相對于其他侵蝕試驗更快，因此，采用高溫高壓加速侵蝕法所需的碳化試驗周期最短。此外，與其他方法相比，高濃度加速侵蝕法相較于原位浸泡侵蝕法的碳化速率系數(shù)α的增長幅度最小，碳化速率系數(shù)α僅提升至0.128 mm·d-1/2。但是如前文所述，各加速試驗方法中侵蝕性CO2在混凝土中的侵蝕規(guī)律與自然地下水環(huán)境下均有所不同。因此，在選取加速碳化試驗方法時還需進一步考慮其試驗結果與實際工程之間的差異。

表5 不同試驗方法下碳化深度關系式及α系數(shù)均值倍率Table 5 Comparison of carbonization rate coefficient α of carbonation depth under in various experiment methods

5 結 論

(1)原位浸泡侵蝕法最符合實際工程條件且不需任何設備，但不能控制CO2濃度、溫度和壓強等試驗條件，難以開展標準化試驗；電場加速和高濃度加速侵蝕法需要簡單設備，高溫高壓加速侵蝕法需要較復雜的設備，這三種方法均可實現(xiàn)對CO2濃度、溫度和壓強等試驗條件的控制，但三種方法均會對侵蝕性CO2在混凝土中的侵蝕規(guī)律造成相應影響。

(2)混凝土碳化速率系數(shù)分別會隨著電場電壓、溫度和侵蝕性CO2濃度的增加而增加，其中，碳化速率系數(shù)與電場電壓和侵蝕性CO2濃度呈線性遞增關系。

(3)地下水環(huán)境下電場加速侵蝕法中混凝土的碳化速率相比于原位浸泡侵蝕法均有提升，對比分析各加速侵蝕法中混凝土的碳化速率，可得出試驗方法對混凝土碳化速率的加速程度排序為：高溫高壓加速侵蝕法>電場加速侵蝕法>高濃度加速侵蝕法>原位浸泡侵蝕法。其中，高溫高壓侵蝕法中混凝土碳化速率提升十分明顯，其平均碳化速率系數(shù)α是原位浸泡侵蝕法的8.8倍，電場加速侵蝕法和高濃度侵蝕法的碳化速率系數(shù)α分別是原位浸泡侵蝕法的3.3倍和2.0倍。