随着中国交通基础设施不断向西南地区延伸，越来越多的桥隧混凝土构筑物将在青藏及甘南等高原地区服役。由于高原较平原地区具有更为严酷的冻融环境^[1-3]，因此，对于水位变化区桥墩及穿富水地层隧道近洞门端衬砌混凝土等混凝土结构物，如何保障其具有优异的抗冻性能至关重要。

通过在混凝土中引入大量微小气泡，以缓解混凝土冻融循环过程中产生的冻胀力或渗透压力是当前最常用的技术手段之一^[4-6]。但近年来的研究表明^[7-10]，高原地区环境气压的降低会导致液体表面张力增大，从而削弱引气剂的起泡能力。同时，研究进一步发现，与平原地区(气压为101 kPa)相比，当气压降低至50 kPa时，新拌混凝土中的含气量降幅为20%~49%。另外，在混凝土硬化过程中，已引入的气泡稳定性也会变差，最终导致能稳定赋存于混凝土内部的气泡也相应变少^[11]。对于引气混凝土的气孔结构参数，相关研究工作表明^[12-14]，低气压环境对不同水灰比水泥净浆的孔隙结构影响各异，当气压降至40 kPa时，高水灰比水泥净浆的平均孔隙直径减小了75%，而低水灰比水泥净浆的平均孔隙直径则增大39%。此外，低气压环境会导致引气混凝土气泡间距增大，劣化气孔结构。

综上，低气压环境会对引气剂及引气混凝土的性能产生显著影响。然而，当前工作主要集中在研究不同低气压对引气剂引气性能及孔隙结构参数的影响，而对因孔隙结构劣化导致的混凝土力学及抗冻耐久性能下降程度缺乏进一步探讨。另外，研发高原地区专用引气剂及利用如树脂类材料实现对抗冻混凝土内部气孔体系定制是解决低气压环境下引气混凝土抗冻性能的关键技术手段^[15-17]，而开展上述工作的前提是须探明受低气压环境影响最显著的气孔直径范围，当前该类工作尚不够深入。

本研究以桥梁结构墩柱抗冻混凝土为研究对象，分别在高原与平原地区制备不同含气量设计水平混凝土，通过对不同气压环境下引气混凝土的含气量、气孔结构参数、抗压强度及抗冻耐久性指数进行测试对比，分析低气压环境对引气混凝土含气量及气孔结构参数影响程度, 进一步揭示气压降低对引气混凝土中各直径气孔的影响规律，探明其对混凝土抗压强度与耐久性指数的劣化效应。研究结论旨在为未来高原专用引气剂研发及抗冻混凝土含气量设计提供理论与试验依据。

分别在北京市(海拔高度为31 m)和甘南地区(海拔高度为3 550 m)的实验室内进行试验。按照海拔高度与气压间关系^[18]，两地环境气压分别为101 kPa和64 kPa。为保证试验结果的可靠性，所有试验所用混凝土原材料及外加剂均保持一致，原材料基本性能如表 1所示。试验选用烷基苯磺酸盐类引气剂；非引气型聚羧酸高效减水剂，减水率为30%，含固量为20%；试验用水为饮用水。

参照《混凝土结构耐久性设计标准》 (GB/T 50746—2019)及《公路工程混凝土结构耐久性设计规范》(JTG/T 3310—2019)在最高等级冻融环境下对混凝土最大水胶比，以及桥梁墩柱混凝土最低强度设计等级的要求，本试验混凝土抗压强度设计等级为C45，基准混凝土配合比如表 2所示。L表示低压环境，N表示常压环境。通过掺加占水泥质量0.3‰，0.4‰，0.5‰，0.6‰，0.7‰，0.8‰的引气剂制备引气混凝土。实验室环境温度均为(20±2)℃，室内相对湿度为95%。

新拌引气混凝土含气量测试方法按照《公路工程水泥及水泥混凝土试验规程》(JTG 3420—2020)执行，测3次含气量后取均值作为该组配合比新拌混凝土含气量，如表 3所示。

按JTG 3420—2020中相关规定，浇注成型100 mm×100 mm×100 mm试件，经实验室养护1 d后脱模，放入标准养护箱内进行标准养护至28 d后进行硬化混凝土含气量及孔隙结构参数测试。

试件观测面积选为81 cm²，导线长度为2 414 mm。不同引气剂掺量配合比均选取3个试件且每个试件选取2个截面进行观测，切割截面位于试件中部且保证间距大于1倍粗集料最大公称粒径20 mm。试件制备过程中需在显微镜下将切割后粗集料留下的孔洞及因振捣不密实造成的混凝土内部不规则孔隙填充为黑色，以避免非引气气孔对测试结果的影响。最后取6次测试平均值作为最终测试结果。

混凝土抗压强度测试方法按照JTG 3420—2020中相关规定进行。抗冻耐久性指数测试采用快冻法，每种配合比混凝土浇注成型3个100 mm×100 mm×400 mm试件，按《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》(GB /T 50082—2009)中所述方法进行试验，当冻融循环次数达到300次或试件相对动弹模量降至60%时终止试验。每种配合比混凝土试件的抗冻耐久性指数取3个试件测试结果的平均值。

不同气压环境下新拌混凝土含气量A_f与硬化混凝土含气量A_h的测试结果如图 1所示。结果表明，无论低压或常压环境，虽然A_f均随引气剂掺量的增加而增大，但低压导致A_f随引气剂掺量增加而增长的幅度明显小于常压环境；当引气剂掺量相等时，常压下A_f要明显高于低压，低压导致A_f较常压下降7%~17%。试验结果均表明低压环境削弱了引气剂的引气能力。

图 1 不同气压下引气混凝土含气量 Fig. 1 Air content of air-entrained concrete under different atmospheric pressures

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由于引气剂引入的微小气孔极大地增加了新拌混凝土中气-液界面的表面自由能，为减小系统内表面自由能，在混凝土硬化过程中，已引入的微小气泡会趋于合并、逸出或破裂以最大程度降低气-液界面面积。因此，A_h通常要小于A_f。试验结果表明，就含气量损失相对百分比而言，常压下A_h较A_f损失约14%~18%，而低压下该值为15%~24%；而在含气量损失绝对值方面，常压下A_h较A_f损失约0.5%~0.8%，低压下该值约为0.4%~1.0%。可见，低压环境下引气混凝土中气泡稳定性也较常压变差，造成混凝土在凝结硬化工程中的含气量损失程度增大。这也导致当引气剂掺量相等时，相较于A_f，低压下A_h比常压时下降更为明显，降幅为5%~25%。

不同气压环境下硬化引气混凝土气孔间距系数如图 2所示。随着引气剂掺量由0.15‰增至0.65‰，低压下气孔间距系数由449 μm降至266 μm，而常压下则由395 μm降至78 μm，即引气剂掺量平均每增大0.10‰，低压和常压环境下硬化引气混凝土气孔间距系数分别降低约36.6 μm和63.4 μm。

图 2 不同气压下硬化引气混凝土气孔间距系数 Fig. 2 Air voids spacing factor of hardened air-entrained concrete under different atmospheric pressures

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进一步分析可知，低压环境下能引入的气泡数量较常压环境明显减少，如图 3所示。低压环境下最终能够引入的气泡个数仅达到常压时的25%~86%，且引气剂掺量越大，气泡数量相差越悬殊。此外，常压环境下引入的气泡平均直径也明显小于低压环境，前者约为后者的33%~90%，且引气剂掺量越大，二者间气泡平均直径相差越大。气泡数量的减少及平均直径的减小最终导致引气混凝土的气泡间距系数增大，低压环境下引气混凝土的气泡间距系数约为常压时的1.1~3.5倍。

图 3 不同环境下硬化引气混凝土气孔数量与平均直径 Fig. 3 Number and average diameter of air voids in hardened air-entrained concrete under different atmospheric pressures

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研究表明^[19]，引气混凝土中引气气孔的直径D分布范围通常约为20~1 000 μm，引气气孔按直径大小可分别定义为微孔(0 μm＜D≤300 μm)，中孔(300 μm＜D≤500 μm)，大孔(500 μm＜D≤1 000 μm), 进一步将微孔细分为0＜D≤100 μm，100 μm＜D≤200 μm，200＜D≤300 μm。不同气压环境下各直径气孔数量占比如图 4所示。

图 4 不同气压下各直径气孔数量占比 Fig. 4 Proportion of different types of voids in hardened concrete under different atmospheric pressures

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无论常压还是低压环境，引气混凝土中微孔的数量占比均随引气剂掺量的增大而增加，大孔和中孔的数量占比则相对减小。虽然与常压相比，当引气剂掺量由0.30‰增大至0.80‰，低压环境下引气混凝土中微孔数量占比的增幅约为17%，略大于常压环境下的14%；但就0＜D≤100 μm微孔的数量占比而言，常压环境下增幅为33%，而低压环境下仅为18%。另外，如考察A_h彼此接近的低压与常压环境引气混凝土的气孔分布，以A-8-L(A_h=3.86%)和A-6-N(A_h=3.90%)为例，虽然前者微孔数量占比较后者小约4%，但就0＜D≤100 μm微孔而言，后者数量占比较前者高16%。以上试验结果均表明，低压环境导致引入的气孔结构趋于劣化，即气孔中微孔数量占比下降，大孔比例增大，这样势必会导致气孔间距系数的增加(见图 4)。

不同气压环境下混凝土抗压强度随A_h的变化曲线如图 5所示。就整体趋势而言，引气混凝土抗压强度随A_h的增加分段呈线性降低。当A_h＜3%时，A_h每增大1%，常压下引气混凝土强度降低1.28 MPa，而低压下该值增大至1.69 MPa；当1%＜A_h≤3%时，相同A_h下，低压环境下混凝土抗压强度较常压环境降低2%~3%；当A_h>3%时，A_h每增大1%，常压环境下引气混凝土抗压强度降低6.15 MPa，而低压环境下该值增大至9.44 MPa。当3%＜A_h≤5%时，相同A_h下，低压环境下混凝土抗压强度较常压降幅增大至3%~20%。显然，低压环境下制备的混凝土其抗压强度要明显低于常压环境。如2.3节所述，出现上述结果的原因为，低气压环境导致混凝土气孔结构出现劣化，低压环境下大孔的数量占比明显大于常压环境，这势必导致混凝土抗压强度随之降低。

图 5 不同气压下混凝土抗压强度随含气量变化趋势 Fig. 5 Concrete compressive strength varying with air content under different atmospheric pressures

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由于引气混凝土气孔结构直接决定了其抗冻耐久性能，基于快冻法得到的混凝土抗冻耐久性指数的测试结果如表 4所示。

进一步比较不同气压下抗冻耐久性指数随A_h增加的变化趋势如图 6所示。结果表明，A_h的增大开始基本呈线性增加，对于常压环境，当A_h＞3.90%后，抗冻耐久性指数几乎不再增大；低压下本试验测得的引气混凝土抗冻耐久性指数最大值为90%(A_h=3.86%)，预估抗冻耐久性指数为100%时的A_h约为4.16%。另外，对比发现，当低压和常压环境下引气混凝土的A_h接近时，低压引气混凝土的抗冻耐久性能明显较常压出现不同程度的下降。基于本研究试验结果可知，当A_h由2.20%增至3.80%，低压导致引气混凝土抗冻耐久性指数降低8%~26%，A_h越小，降幅越大。

图 6 不同气压下混凝土抗冻耐久性指数随含气量的变化趋势 Fig. 6 Frost resistance durability index of concrete varying with air content under different atmospheric pressures

图选项

基于试验结果，可线性回归得到低压和常压环境下引气混凝土抗冻耐久性指数不大于100%时其与A_h间的函数关系。

式中D_N和D_L分别为常压和低压环境下引气混凝土的抗冻耐久性指数。

实际工程中，在进行混凝土抗冻耐久性设计时，对于不同冻融环境等级，所设定的抗冻耐久性指数目标值不尽相同。如JTG/T 3310—2019中要求，当混凝土服役环境中冻融作用等级分别为Ⅱ-C，Ⅱ-D，Ⅱ-E时，对于桥墩水位变化区混凝土，其抗冻耐久性指数的目标设计值应分别为70%，80%，90%。此时，低压与常压环境下，A_h分别相差0.44%，0.37%，0.26%。如进一步考虑低压环境导致混凝土硬化过程中含气量的损失增大，参考2.1节中所得结论，低压环境含气量损失值最大可比常压环境下增大约0.50%。因此，在低压环境下进行抗冻引气混凝土含气量设计时，应适当提高含气量设计值。建议在保证混凝土强度满足设计要求的前提下，同时考虑现有规范要求新拌混凝土含气量测试误差控制在0.50%以内，低压环境下新拌混凝土含气量可较常压环境下提高约1.50%，以保障混凝土抗冻耐久性能满足设计要求。

本研究通过对比分析不同气压环境下引气混凝土含气量、气孔结构参数、抗压强度及抗冻耐久性指数，揭示了高原低气压环境对引气混凝土孔隙结构特征的影响规律，探明其对混凝土抗压强度与抗冻耐久性指数的劣化效应。

(1) 环境气压由101 kPa降低至64 kPa时，A_f与A_h分别较常压环境降低7%~17%和5%~25%，低压环境削弱了引气剂的引气能力和气泡稳定性。

(2) 随引气剂掺量的增加，低压环境下混凝土中最终引入的气泡数量仅为常压时的25%~86%，而气泡平均直径则是常压时的1.1~3.0倍，从而导致气泡间距系数较常压时增大1.1~3.5倍，低压环境导致引气混凝土气孔结构参数劣化。

(3) 增加引气剂掺量会明显增大引气混凝土中微孔的数量占比，但低压环境下微孔尤其是直径为0~100 μm气孔的数量占比增幅明显低于常压环境；对于A_h接近的常压与低压引气混凝土，前者直径介于0~100 μm气孔的数量占比大幅高于后者。

(4) 不同气压环境下引气混凝土抗压强度随硬化混凝土含气量的增加呈分段线性降低，当A_h＜3%时，低压引气混凝土抗压强度较常压降低2%~3%；当A_h介于3%~5%时，降幅增至3%~20%。低压环境下大孔数量占比较常压下增大是导致混凝土抗压强度较常压环境降低的主要原因。

(5) 对于A_h接近的低压环境与常压引气混凝土，低压导致混凝土抗冻耐久性能明显低于常压，降幅为8%~26%。在低压环境下进行抗冻引气混凝土含气量设计时，建议A_f设计值可较常压环境提高约1.5%，以保障混凝土抗冻耐久性能满足设计要求。