长江科学院院报

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2025 , Vol. 42 >Issue 6: 177 - 184

DOI: https://doi.org/10.11988/ckyyb.20240358

水工结构与材料

热-力耦合对HTCC气渗性能及孔结构的影响

  • 张登祥 , 1, 2 ,
  • 曾喆 1 ,
  • 蒋中明 1, 2
展开
  • 1 长沙理工大学 水利与海洋工程学院,长沙 410114
  • 2 水沙科学与水灾害防治湖南省重点实验室,长沙 410114

张登祥(1971-),男,湖南祁阳人,副教授,博士,主要从事高性能混凝土力学性能及耐久性研究。E-mail:

Copy editor: 任坤杰

收稿日期: 2024-04-08

  修回日期: 2024-09-20

  网络出版日期: 2025-01-02

基金资助

湖南省自然科学项目(2022JJ30614)

国家自然科学基金项目(52178381)

收起

Effect of Thermal-Mechanical Coupling on Gas Permeability Properties and Pore Structure of HTCC

  • ZHANG Deng-xiang , 1, 2 ,
  • ZENG Zhe 1 ,
  • JIANG Zhong-ming 1, 2
Expand
  • 1 School of Hydraulic and Environmental Engineering, Changsha University of Science & Technology,Changsha 410114, China
  • 2 Key Laboratory of Water-Sediment Sciences and Water Disaster Prevention, Changsha 410114, China

Received date: 2024-04-08

  Revised date: 2024-09-20

  Online published: 2025-01-02

Fold

摘要

为探究高韧性水泥基复合材料(HTCC)在热-力耦合作用下的气渗特性,试验制备HTCC并测试其轴向拉伸力学性能,根据CAES运行工况在压强10 MPa、温度150 ℃以内选取9个试验方案,对10组HTCC试件做温压同步循环加载后进行高压气体渗透及微结构试验,测试热-力耦合作用对HTCC气渗性能及孔结构的影响。试验结果表明:HTCC拉压比可以达到0.16以上,峰值拉伸应变为0.7%以上,平均裂缝宽度为41~49 μm,具有很好的抗拉韧性与裂缝控制能力;HTCC气体渗透率为10-18 m2数量级,温压同步循环加载后渗透率均有明显增长,且温度与压强对渗透率的影响效果不同,渗透率对压强的变化更加敏感;气体渗透率随进气口压力的增加而逐渐减小,但当进气口压力超过3 MPa后,渗透率基本趋于稳定;当压强<7.5 MPa、且温度<100 ℃时,温压循环后HTCC渗透率能保持在10-18 m2数量级以内,可以满足CAES抗渗性能要求。当压强达到10 MPa时,HTCC临界孔径增大,孔径粗化,抗渗性能迅速劣化。

关键词： 高韧性水泥基复合材料; 热-力耦合; 气渗性能; 渗透率; 孔结构

本文引用格式

张登祥 , 曾喆 , 蒋中明 . 热-力耦合对HTCC气渗性能及孔结构的影响[J]. 长江科学院院报, 2025 , 42(6) : 177 -184 . DOI: 10.11988/ckyyb.20240358

Abstract

[Objectives] Traditional concrete is prone to brittle cracking under complex thermal-mechanical coupling conditions, which significantly increases the risk of gas leakage from underground gas storage reservoirs in Compressed Air Energy Storage (CAES) power stations. High-toughness cementitious composites (HTCC), due to their excellent toughness and impermeability, are considered as a potential structural lining material for CAES underground gas reservoirs. This study systematically investigates the gas permeability property and the evolution mechanism of the micro-pore structure of HTCC under thermal-mechanical coupling from an experimental perspective. A quantitative relationship between operational parameters (e.g., temperature and pressure) and gas permeability property is established, providing references for material selection in energy storage infrastructure. [Methods] Five groups of HTCC test specimens with different mix proportions were prepared. Their basic mechanical properties were evaluated through uniaxial tensile tests, and the mix with the best mechanical performance was selected to prepare ten groups of test specimens. Based on typical CAES operational conditions, nine test schemes were designed under a pressure of 10 MPa and temperature of 150 ℃. A self-developed temperature and pressure synchronized cyclic loading tester was used to simulate these operational conditions, and the ten groups of HTCC test specimens were subjected to ten cycles of loading. After the cycles, high-pressure gas permeability tests and mercury intrusion porosimetry tests were conducted to evaluate the effects of thermal-mechanical coupling on the gas permeability property and pore structure of HTCC. [Results] (1) The tensile-compressive strength ratio of HTCC reached 0.16, with a peak tensile strain exceeding 0.7% and an average crack width between 41-49 μm. HTCC demonstrated excellent tensile toughness and crack control capability, making it highly suitable for use in concrete lining structures of CAES reservoirs, and with optimized mix design, may also be applicable to the sealing layer. (2) The average gas permeability of the HTCC control group was 4.09×10-18 m2, and significant increases in permeability were observed after temperature and pressure synchronized cyclic loading. Under three pressure combinations (0-5 MPa, 0-7.5 MPa, and 0-10 MPa), when temperature increased from 25-50 ℃ to 25-150 ℃, three groups of test specimens showed maximum gas permeability increases of 112.7%, 183.6%, and 508.8%, respectively, compared to the control group. Moreover, temperature and pressure had distinct effects on permeability, with permeability being more sensitive to pressure than to temperature. (3) The gas permeability gradually decreased with increasing inlet pressure but tended to stabilize when the inlet pressure exceeded 3 MPa. (4) When the reservoir pressure was within 0-7.5 MPa, and the internal temperature reached 100 ℃, although the pore structure of HTCC changed, the critical pore diameter remained stable, and the permeability stayed within the order of 10-18 m2, which generally met the impermeability requirements of CAES reservoirs. However, when the operating pressure reached 10 MPa, the critical pore diameter increased, pore coarsening occurred, and new cracks formed, resulting in rapid degradation of impermeability. Therefore, if HTCC was to be used as the lining or sealing layer under 10 MPa pressure, it was recommended that its design compressive strength should exceed 40 MPa. [Conclusions] With excellent tensile toughness and crack control capability, HTCC can be applied to concrete lining structures of underground gas reservoirs in CAES power stations. When the operating pressure reaches 10 MPa, the impermeability of HTCC deteriorates rapidly. If HTCC is used as the sealing layer, its mix design should be optimized accordingly.

Key words： high toughness cementitious composites; thermal-mechanical coupling; gas permeability property; permeability; pore structure

开放科学(资源服务)标识码(OSID):

0 引言

压缩空气储能(Compressed Air Energy Storage,CAES)作为一种大规模电力储能技术,是解决弃风、弃光问题,提高可再生能源消纳水平,推动“碳达峰”“碳中和”目标实现的有效手段。地下储气库作为CAES电站的正常运行和安全可靠的重要组成部分,其密封性是保障CAES电站运行效率的关键。地下储气库由密封层、混凝土衬砌层和围岩3部分组成,其中混凝土衬砌层对洞室压缩气体起密封和传力作用,对储气库的正常运行具有重要作用[1-2]。储气库在运行过程中,库内压强和温度发生周期性变化,混凝土衬砌在交变荷载(力)、变温(温)及高压气体渗透(气渗)耦合循环作用下开裂很难避免[3]。混凝土开裂后储气库密封性能下降,电站运行效率降低。研究认为日渗漏量<1%才能够保证压气储能电站的运行效率[4-5]。因此混凝土衬砌层的抗裂及抗渗是CAES电站正常运行的关键。
蒋中明等[6-7]研究发现,储气库在2.0~10.0 MPa压力下运行时,混凝土结构层最大环向应变达到5.45×10-4,库内温度变化范围为-6~47 ℃。德国Huntorf盐岩CAES电站储气库运行压力变化范围为4.6~7.2 MPa,其库内压缩空气的最高温度>50 ℃。Khaledi等[8]指出当压缩空气运行压力为5.0~8.0 MPa时,如果采用的冷却设备热转换能力较低,压缩空气的温度变幅甚至可达到55~110 ℃。Kim等[9]研究表明,埋深100 m,储气压力为5~8 MPa的储气库,混凝土衬砌切向拉应力为2.4~5.26 MPa。如果混凝土衬砌的渗透率低于1×10-18 m2时,洞室的日泄漏率将低于1%。叶斌等[10]认为洞室内压为8 MPa的球形洞室,P8等级的抗渗混凝土(即k=2.380×10-18 m2)可以满足压缩空气储能电站的基本运行要求。因此,针对CAES地下储气库复杂运行环境,采用极限拉应变为(2~3)×10-4的普通混凝土作为其结构层很难达到抗裂与抗渗的要求,故开发高韧性抗裂混凝土并研究其在CAES储气库复杂服役环境下的气渗性能具有重要意义。
超高韧性水泥基复合材料(Ultra-High Toughness Cementitions Composites,UHTCC)具有良好的韧性、抗渗、耐高温、抗冻融的特点,还兼有应变硬化和优异的裂缝控制能力。UHTCC的峰值拉应变可达普通混凝土的100倍以上,且其在开裂后的渗透性能仍与密实混凝土相当[11-12]。理论上将UHTCC作为CAES地下内衬洞室的结构层能够有效解决气体渗漏和拉伸开裂的问题,从而提高地下储气库的密封性能。但在实际工程中制备极限拉伸应变在3%以上的UHTCC难度大且成本高,而CAES地下储气库中混凝土材料的拉伸应变只需达到10-4量级以上,即可满足工程需求。因此,本文基于CAES地下储气库的力学性能需求,制备高韧性水泥基复合材料(High Toughness Cementitions Composites,HTCC),然后模拟CAES储气库循环交变荷载(力)和变温(热)的服役环境对HTCC试件进行温压同步循环加载试验、高压气渗试验及压汞试验,探究热-力耦合作用对HTCC渗透性能和微观结构的影响。

1 试验概况

1.1 试验材料及设计

水泥:P.O42.5普通硅酸盐水泥;粉煤灰:Ⅰ级粉煤灰,堆积密度为1.12 g/cm3;砂:采用70~110目(0.12~0.21 mm)和110~160目(0.10~0.12 mm)2种粒径的精细石英砂各50%混合;纤维:聚乙烯醇(PVA)纤维,纤维性能指标参数见表1;减水剂:聚羧酸高性能高效减水剂,减水率为30%;消泡剂:有机硅液体消泡剂;增稠剂:羟丙基甲基纤维素(PCS),黏度为20万目;拌合水为自来水。
表1 PVA纤维的物理性能参数

Table 1 Physical properties of PVA fibres

直径/
μm		 长度/
mm		 弹性模量/
GPa		 拉伸强度/
MPa		 密度/
(g·cm-3)		 延伸
率/%		 熔点/
℃
39 12 42.8 1620 1.3 6 230
试验分2个阶段:①轴向拉伸试验:按C30强度等级设计5个配比的HTCC(HTCC1—HTCC5),制作骨形试件进行轴向拉伸试验,HTCC配比见表2;②高压气渗试验:在上述5个材料配比中选择1个配比,制作10组(J、S1—S9)边长为70.7 mm立方体标准试件,其中J为对照组,S1—S9为温压同步循环加载组,每组3个,共30个试件,进行高压气渗试验。试件成型1 d拆模,标准养护28 d取出。然后,用钻心套筒取芯获得直径Φ50 mm、高50 mm的圆柱体试件,如图1所示。
表2 HTCC各组配比

Table 2 Mix proportions of HTCC for each group

编号 纤维体
积掺
量/%		 水胶比
(W/B)		 粉煤灰
掺量
(FA/B)		 组分含量/(kg·m-3)
水泥 粉煤
灰		 石英
砂		 水 减水
剂		 增稠
剂
HTCC1 1.5 0.26 0.55 593 711 474 339 5.22 0.59
HTCC2 2.0 0.26 0.55 593 711 474 339 5.22 0.59
HTCC3 2.0 0.24 0.55 593 711 474 312 5.22 0.59
HTCC4 2.0 0.26 0.45 717 587 474 312 5.22 0.59
HTCC5 2.0 0.26 0.50 652 652 474 339 5.22 0.59
图1 试件制作

Fig.1 Preparation of test specimens

1.2 试验方法

1.2.1 温压同步循环加载试验

采用自主研发的UWYSS-500温压同步循环加载试验仪模拟CAES储气库运行工况对试件进行加载,如图2所示。试件为直径Φ50 mm、高50 mm的圆柱体试件。试验温度和压力控制过程设置为:加压、升温➝压力、温度维持➝降压、降温➝压力、温度维持。将试件放于热-力耦合循环损伤试验装置测试室内,在仪器上设定循环温度和循环压力,并设置循环次数为10次。循环加卸载控制时间和试验参数如表3和表4所示,温度和压力控制过程线见图3。
图2 温压同步循环加载试验仪

Fig.2 Temperature and pressure synchronized cyclic loading tester

表3 循环加卸载控制时间

Table 3 Control time of cyclic loading and unloading

加压、升温
时间/min		 压力、温度维持
时间/min		 降压、降温
时间/min		 压力、温度维持
时间/min
60 30 30 60
表4 循环加卸载试验参数

Table 4 Parameters for cyclic loading and unloading tests

试件编号 加压范围/MPa 温控范围/℃ 循环次数
J1(对照组) — — —
S1 0~5 25~50 10
S2 25~100 10
S3 25~150 10
S4 0~7.5 25~50 10
S5 25~100 10
S6 25~150 10
S7 0~10 25~50 10
S8 25~100 10
S9 25~150 10
图3 温度和压力控制过程线

Fig.3 Temperature and pressure control process curves

1.2.2 气体渗透试验

高压气渗试验采用自主研发高压气渗试验仪,如图4所示。
图4 高压气渗试验仪

Fig.4 High-pressure gas permeability test apparatus

将温压同步循环加载后的混凝土试样装入渗透率夹持器中,并将夹持器拧紧,用调压阀将压力调至合适数值。进气口压力分别取1、2、3、4、5 MPa,围压取8 MPa。待测试完成后,打开围压放空阀,待围压放空,取出试件;用自主研发的配套软件自动采集并记录系统内的压力、流量值,绘制压力、流量、时间曲线。
渗透率的计算公式为
k = 2 Q μ L p 0 A p 2 - p 0 2 　 。
式中:k为渗透率(m2);Q为测试流量(mL/min);μ为气体黏度(MPa·s);L为试件长度(m);A为试件截面积(m2); p 0为大气压强(MPa),取0.1 MPa;p为进气口压力(MPa)。

1.2.3 压汞试验

从气渗试验后S1、S2、S3、S6和S9组试件中取样进行压汞试验。将尺寸不大于0.5 cm×0.5 cm×1 cm的样品经无水乙醇浸泡烘干处理后放入仪器样品容器中,从0~33 000 psi逐渐加压。通过测试在低压和高压状态下压入汞的体积数,分析获得试件的孔径结构和孔隙体积的对应关系曲线。试验仪器采用康塔PoreMaster 33系列压汞仪。

2 试验结果及分析

2.1 HTCC轴向拉伸力学性能

HTCC试件拉伸后的表观形态如图5所示,试件初裂后不会马上破坏,而是随着荷载增加出现数条平行微裂纹,到达强度极限值后在最弱截面处扩展破坏,呈多缝开裂破坏模式。拉伸应力-应变关系曲线如图6所示,拉伸曲线到达首个转折点(开裂点)后,拉伸应力随着变形增大呈锯齿状波动上升,即典型的“拉伸应变硬化”行为,5组试件的初裂强度为3.17 ~3.92 MPa,极限抗拉强度为3.65~5.44 MPa,峰值拉应变为0.7%~1.6%,抗拉弹性模量为0.019~0.13 GPa,拉压比为0.11~0.16,平均裂缝宽度在41~49 μm之间,表明HTCC具有很好的抗拉韧性及裂缝控制能力。
图5 HTCC受拉开裂形态

Fig.5 Tensile cracking patterns of HTCC

图6 拉伸应力-应变关系曲线

Fig.6 Curves of tensile stress-strain

现有的CAES储气库内衬洞室大多采用复合衬砌,洞室开挖后先喷射一层混凝土,作为稳定围岩及承担施工期临时荷载的初衬,然后用现浇混凝土作为二次衬砌,初衬和二次衬砌之间喷涂防水膜,二次衬砌内侧另设密封层[13-14]。目前,二次混凝土衬砌及密封层材料尚缺乏研究成果及工程实践经验。HTCC具有很强的抗拉韧性及抗裂性能,如果对配合比进行优化,其抗压强度可以达到C60,极限拉应变可以达到3%以上。因此,将HTCC作为储气库的二次衬砌结构层,不仅承担长期荷载,也可以起到抗渗及保护密封层的作用。如果将HTCC作为密封层,在温压循环长期作用下,开裂应该也是不可避免,但即使开裂也是微裂缝,其裂缝宽度也应是可控的。

2.2 高压气渗试验结果及分析

HTCC试件在常温下为深灰色,在温压同步循环加载后,试件的颜色由深灰色向灰白色转变,除个别试件的表面出现少量细小裂纹外,其余试件表面完好,无开裂或砂浆剥落现象。在温度的作用下,试件中会发生胶体的脱水分解,其水化硅酸钙(C-S-H)凝胶在高温中性态发生变化,颜色逐渐转变为灰白色,并且温度越高,颜色变化的现象越明显。在压力的作用下,试件内部孔隙扩大、破裂及连通,导致微裂缝的生成与扩展,但是试件中的纤维能够发挥桥联作用,缓解内部裂缝的扩展,减少试件的损伤,因此,除个别循环压强达到10 MPa的试件出现细微裂缝,其余试件表面基本保持完好。
将温压同步循环后的试件装入气渗仪进行高压气渗试验,试验结果如表5所示。其中S9组在试验过程中开裂,出气口气渗流量>200 mL/min,超过气渗仪量程,渗透率>310×10-18 m2。
表5 高压气渗试验结果

Table 5 High-pressure gas permeability test results

试件编号 渗透率/(10-18m2) 平均渗透率/
(10-18m2)
1 MPa 2 MPa 3 MPa 4 MPa 5 MPa
J 4.51 4.08 3.97 3.93 3.96 4.09
S1 6.64 5.62 5.38 5.27 5.33 5.65
S2 7.39 6.00 5.68 5.62 5.82 6.10
S3 1.04 8.78 8.20 8.01 8.06 8.70
S4 9.50 8.21 7.70 7.51 7.56 8.10
S5 10.80 8.87 8.39 8.28 8.47 8.95
S6 14.40 11.60 10.80 10.60 10.70 11.60
S7 15.75 12.84 12.13 11.80 11.73 12.85
S8 35.56 28.73 20.26 19.56 20.10 24.90
S9 >310 >310

注:1、2、3、4、5 MPa等为进气压力。

由表5可知,J组(对照组)试件的平均渗透率为4.09×10-18 m2,温压同步循环加载后,S1—S9平均渗透率逐渐增加。S1—S3组循环压强为0~5 MPa,随着循环温度从25~50 ℃增大到25~150 ℃,气体平均渗透率从5.65×10-18 m2增大到8.70×10-18 m2,与对照组比较,增长率为38.1%~112.7%;S4—S6组循环压强为0~7.5 MPa,随着循环温度从25~50 ℃增大到25~150 ℃,气体平均渗透率从8.10×10-18 m2增大到1.16×10-17 m2,与对照组比较,增长率为98.0%~183.6%;S7—S8组(S9开裂,渗透率异常)循环压强为0~10 MPa,随着循环温度从25~50 ℃增大到25~100 ℃,气体平均渗透率从1.285×10-17 m2增加到2.49×10-17 m2,增长率为214.2%~508.8%。
温度及压力对试件气渗性能的影响规律如图7所示。虽然温度与压力对气体渗透率都有显著影响,但影响程度有明显差异。当试验压强<7.5 MPa时,即使温度荷载增加到150 ℃,渗透率虽然显著增长,但也相对稳定。但当压强达到10 MPa,且温度超过100 ℃时,渗透率增长非常迅速,表明压力是材料渗透率增大的主要影响因素,当超过一个临界值,抗渗性能迅速劣化。
图7 温压循环加载对气渗率的影响规律

Fig.7 Effect of temperature-pressure cyclic loading on gas permeability

采用Voigt函数法和Levenberg-Marquardt优化算法对上限温度T和上限压力p和平均渗透率k等变量进行非线性拟合。10个温压循环作用下,HTCC平均渗透率与T、p的拟合结果见式(2)—式(4)。
k T , p = 3.166 + 942   455 × 0.001   92 1 + A 1 + B + 0.998 e - 0.5 A + B 　 ,
A = T - 374.976 83.199 2 　 ,
B = p - 15.735 1.657 2 　 。
式中:k T , p为渗透率(10-18 m2);T为试验温度控制范围的上限值(℃);p为试验加压范围的上限值(MPa)。
依据上述公式,根据热-力耦合工况下设定的温控范围和压力范围得到相应HTCC材料的平均渗透率。拟合响应曲面如图8所示,相关系数R2(COD)为0.996 3。图8表明,抗渗性能的劣化对循环压强的变化更敏感。
图8 温度与压力与渗透率关系响应

Fig.8 Response relationships between temperature, pressure, and permeability

进气口压力与材料渗透率的关系如图9所示。分析图9不难发现,材料的渗透率随进气口压力的增加而逐渐减低,但当进气口压力超过3 MPa后,渗透率基本趋于稳定。以试件S6为例,当进气口压力从1 MPa增加到3 MPa时,试件渗透率降低24.6%;而进气口压力从3 MPa增加到5 MPa时,试件渗透率降低1.4%。
图9 进气口压力与渗透率关系

Fig.9 Relationship between inlet pressure and permeability

2.3 压汞试验结果及分析

温压循环加载后的S1、S2、S3、S6、S9试件样品孔径结构分布情况如表6、图10所示。
表6 孔隙率和特征孔径值

Table 6 Porosity and characteristic pore diameter values

编
号		 加载
范围/
MPa		 温控
范围/
℃		 孔隙
率/%		 平均
孔径/
nm		 中值
孔径/
nm		 最可几
孔径/
nm		 比孔
体积/
(mL·g-1)
S1 0~5 25~50 23.628 43.41 1 291.00 15.07 0.128
S2 0~5 25~100 15.107 38.01 235.10 12.62 0.080
S3 0~5 25~150 10.959 36.12 274.00 6.90 0.056
S6 0~7.5 25~150 19.483 51.68 1 070.00 11.00 0.108
S9 0~10 25~150 22.782 33.04 56.27 6.92 0.124
图10 孔径分布

Fig.10 Pore diameter distribution

表6中S1、S2、S3的循环压强均为0~5 MPa,当循环温度从25~50 ℃升高到25~150 ℃,试件的有效孔隙率从23.628%降低到10.959%。这一结果似乎与水泥基材料在高温下由于热诱导会产生微裂缝而导致孔隙率增大规律不一致,但Ye等[15]在对水泥砂浆进行20~70 ℃的单调和循环加载试验中发现,材料的孔隙率随温度的提高而降低。并指出由于温度升高使砂浆发生差异性膨胀,导致水泥浆体内部的孔隙孔径减小。Kjellsen等[16]的研究也认为,高温作用使得C-S-H 凝胶中硅酸盐的聚合度增加,导致C-S-H凝胶变得更硬、更强和更致密。表6和图8中,随着循环温度从25~50 ℃升高到25~150 ℃,试件的平均孔径、最可几孔径等参数也都明显减小。因此推测在25~150 ℃范围内,温度循环在HTCC材料内部没有诱导微裂缝的产生。材料孔隙率的降低主要有两个方面的原因:一方面是温度升高而导致砂浆发生差异性膨胀;另一方面是适当的温度升高促使水泥再水化,水泥再水化产生的水化产物对孔隙的填充使孔隙率降低。
对S1—S3的渗透率及孔隙率的试验结果进行比较(表5、表6),发现循环压强为0~5 MPa,循环温度从25~50 ℃升高到25~150 ℃,试件的孔隙率降低,而渗透率却增加。分析认为,水泥基材料中气体渗透性的影响因素除孔隙率以外,温度也是影响气体渗透性的重要因素。一般认为气体渗透率随孔隙率的增大而增大,渗透率与孔隙率存在正相关关系[17];而温度对气体渗透性的影响机理更加复杂。高温可使材料基体脱水和物相分解,降低孔隙饱水度,甚至诱导微裂缝的产生[18];高温也能够提高气体分子能量,加快气体在基体孔隙中渗透的速率[19]。Houaria等[20]试验研究温度从20 ℃升高到300 ℃的水泥砂浆,发现热处理后气体渗透率显著增加;Sogbossi等[21]指出当混凝土从20 ℃加热到200 ℃,其渗透系数增加10倍以上。虽然这些研究的温度都>150 ℃,但高温能加快气体在多孔介质中的渗透,从而提高基体的渗透率,这与本文的试验结果相一致。常温下,纤维与基体黏结性能良好,纤维表面附着絮状的C-S-H凝胶[22]。本文采用的PVA纤维的熔点为230 ℃,试验工况下PVA纤维未出现明显熔化。但随着温度的升高,纤维会发生一定程度的损伤,表面变得光滑,纤维-基体界面效应减弱,对HTCC渗透率的变化有一定的影响,但具体的影响程度有待进一步研究。因此,在20~150 ℃的温度荷载作用下,基体孔隙率降低而渗透率增大并不相矛盾,其相关机制还需进一步研究。
表6中S3、S6、S9循环温度均为25~150 ℃,当循环压强从0~5 MPa增加到0~10 MPa时,试件的孔隙率从10.959%增大到22.782%,气体的渗透率也从8.7×10-18 m2(S3)、11.6×10-18 m2(S6)增大到3.10×10-16 m2(S9)以上(见表5)。图8中,随着循环压强的增大,S3、S6、S9孔径分布曲线的峰值(临界孔径)明显右移。因此,由于压强的增大,材料内部产生新微裂缝,孔径粗化,渗透性增强。已有研究证实,荷载对混凝土孔隙结构和渗透性的影响与压应力比(压应力与抗压强度的百分比)有关,当压应力比在30%以下时,混凝土孔隙结构基本保持稳定;当压应力比>30%时,混凝土开始产生塑性变形,新的微裂缝产生,孔隙率增大[23-24]。
本文试验中,试件的强度等为C30,实测平均抗压强度为33.5 MPa。当试验压强在7.5 MPa以内进行循环加载,其压应力比<30%,材料的孔隙结构基本保持稳定;当试验压强达到10 MPa时,压应力比已经接近甚至超过30%,基体内部开始产生新裂缝,孔隙率也随之增大,渗透率迅速增加。混凝土的渗透率由孔径结构和孔隙的连通性决定[25]。结合上述分析成果可得:从50 ℃到150 ℃,温度的升高对孔结构有优化作用,HTCC的孔隙率、平均孔径、中值孔径及最可几孔径均降低,但是内部孔隙的连通性增大,导致HTCC的渗透率反而升高。从5 MPa到10 MPa,压强的增大对孔结构有劣化作用,内部孔隙连通、粗化,HTCC的孔隙率、累计进汞体积增大,导致渗透率也增大。普通混凝土养护28 d时渗透率为5.07×10-17 m2[26],HTCC在受到温度和压力的循环作用后,其渗透率仍优于未损伤的普通混凝土。由此分析可得:①温度作用能够促进HTCC中的活性掺料进行“二次反应”,生成产物能够填充内部基体的孔隙,孔隙率降低;②在温度和压力作用对HTCC造成损伤的过程中,材料内部纤维发挥桥联作用,减小材料内部损伤。HTCC的活性掺料和纤维作用均有利于材料的抗渗性。

3 结论

本文模拟CAES储气库循环交变荷载(力)和变温(热)的服役环境对HTCC试件进行温压同步循环加载试验、高压气渗试验及压汞试验,探究热-力耦合作用对HTCC渗透性能和微观结构的影响,主要结论如下:
(1)HTCC拉压比可以达到0.16,峰值拉伸应变在0.7%以上,平均裂缝宽度在41~49 μm之间,具有很好抗拉韧性与裂缝控制能力,非常适合应用于CAES内衬洞室的混凝土结构层,优化配比后也应可以用于洞室密封层。
(2)HTCC对照组平均渗透率为4.09×10-18 m2,温压同步循环加载后渗透率均有显著增长。不同压强组合0~5、0~7.5、0~10 MPa的3组试件,当温度从25~50 ℃增大到25~150 ℃时,与对照组比较,气体渗透率增加最大分别为112.7%、183.6%、508.8%。且温度与压力对渗透率的影响效果不同,渗透率对压强的变化更加敏感。
(3)气体渗透率随进气口压力的增加而逐渐减小,但当进气口压力超过3 MPa后,渗透率基本趋于稳定。
(4)储气库运行压力在0~7.5 MPa时,即使库内温度达到100 ℃,HTCC孔隙结构虽然有变化但临界孔径基本稳定,渗透率也保持在10-18 m2数量级以内,基本可以满足储气库的抗渗要求。当储气库的运行压力达到10 MPa时,HTCC临界孔径增大,孔径粗化,新裂缝产生,抗渗性能迅速劣化。因此,当CAES电站运行压力达到10 MPa时,如采用HTCC作为储气库衬砌结构层或密封层,建议其设计抗压强度应>40 MPa。

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