混凝土超低溫凍融循環(huán)損傷演化規(guī)律和機理

周大衛(wèi)， 劉娟紅，2，3，*， 段品佳， 程立年， 婁百川

（1.北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院，北京 100083；2.北京科技大學(xué)城市地下空間工程北京市重點實驗室，北京 100083；3.北京科技大學(xué)金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京 100083；4.中海石油氣電集團有限責(zé)任公司，北京 100028）

傳統(tǒng)液化天然氣（LNG）儲罐由內(nèi)罐和外罐組成［1］，內(nèi)罐通常含有9%的鎳鋼材質(zhì)，造成儲罐成本高，工藝復(fù)雜等問題.因此，許多學(xué)者提出“全混凝土儲罐”的概念，旨在簡化施工工藝并降低成本［2］.LNG的儲存溫度最低可達(dá)-165 ℃，且儲量一直處于波動變化狀態(tài)，用于LNG 儲罐的混凝土也處于反復(fù)超低溫凍融循環(huán)狀態(tài).超低溫凍融循環(huán)會造成混凝土孔隙水反復(fù)結(jié)冰融化，在混凝土內(nèi)部產(chǎn)生殘余變形并誘發(fā)裂縫的衍生［3?4］，嚴(yán)重影響儲罐的服役安全.因此，配制一種具有優(yōu)異耐超低溫凍融循環(huán)特性的混凝土，并開展混凝土超低溫凍融循環(huán)損傷演化規(guī)律和相關(guān)機理的研究，具有重要的工程意義.

混凝土的凍融損傷主要取決于混凝土孔隙中水的結(jié)冰行為.溫度降低時，持續(xù)性結(jié)冰使得冰體對孔隙壁產(chǎn)生壓力，造成混凝土微孔隙擴張，內(nèi)部孔隙逐漸貫通.溫度回升之后，外界介質(zhì)（水，有害離子等）更加容易進入混凝土內(nèi)部，加速混凝土的損傷過程.許多學(xué)者都開展過混凝土凍融循環(huán)損傷演化規(guī)律的研究，包括探究凍融循環(huán)次數(shù)對混凝土抗壓強度［5］、彈性模量［6］、損傷層厚度和損傷層特征值［7?8］的影響.研究結(jié)果表明，隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，混凝土的性能逐漸劣化，出現(xiàn)超聲波波速降低、損傷層厚度增加和質(zhì)量損失率增加等現(xiàn)象.混凝土凍融損傷模型對于預(yù)測混凝土損傷程度和使用壽命具有重要意義，相關(guān)模型包括以強度為變量的強度損傷模型［9］，以動彈性模量為變量的分段型函數(shù)模型［10］，還有結(jié)合波速、動彈性模量等多參數(shù)的綜合損傷評價模型［11］.上述模型為研究混凝土的凍融循環(huán)損傷提供了廣闊的試驗和理論基礎(chǔ).

研究表明混凝土中孔隙的孔徑越小，孔隙中水的表面張力越大、冰點越低.從較大孔（105～104nm）到凝膠孔（10～3 nm），水的冰點從0～-4 ℃降為-30～-80 ℃［2］.此外，當(dāng)環(huán)境溫度低于-120 ℃時，冰體會產(chǎn)生晶形轉(zhuǎn)變效應(yīng)，使得冰體的晶形由六角晶系向斜晶系轉(zhuǎn)變，體積減少20%，從而降低了混凝土微觀結(jié)構(gòu)的致密性［12］.同時，超低溫凍融循環(huán)進一步放大了由膠凝材料與骨料的熱膨脹系數(shù)差異導(dǎo)致的界面過渡區(qū)弱化效應(yīng)［13］.因此，相較于普通凍融循環(huán)，LNG 儲罐服役過程中面臨的超低溫（-165 ℃）凍融循環(huán)無疑增加了混凝土內(nèi)部孔隙擴張貫通的維度和程度.但受制于試驗設(shè)備等因素的限制，鮮有研究涉及到超低溫（-165 ℃）凍融循環(huán)造成的混凝土損傷演化規(guī)律及機理.鑒于此，本文借助自行研發(fā)的超低溫試驗箱，開展了20～-165 ℃超低溫凍融循環(huán)對混凝土損傷演化規(guī)律的研究，并利用壓汞（MIP）、核磁共振（NMR）等手段探究孔隙的演化規(guī)律，從微觀上解釋了超低溫凍融循環(huán)造成混凝土損傷的機理.

1 試驗

1.1 試驗材料與配合比

本文擬從降低水膠比、剔除粗骨料和引入微絲鍍銅鋼纖維的角度出發(fā)，配制一種符合超低溫環(huán)境服役要求的高強耐低溫混凝土LHC.試驗中所用的材料包括北京欣江峰攪拌站提供的水泥、粉煤灰、礦粉和硅灰.P·O 42.5 水泥的28 d 強度為50.2 MPa；粉煤灰的細(xì)度為6.5%（篩孔尺寸45 μm），需水量比1）文中涉及的需水量和水膠比等除特別說明外均為質(zhì)量分?jǐn)?shù)或質(zhì)量比.為96.8%；礦粉和硅灰的比表面積分別為495.0、2.4×104m2/kg；采用河砂作為混凝土的細(xì)骨料，細(xì)度模數(shù)為2.7；粗骨料為I 類碎石，大石子和小石子質(zhì)量比為8∶2；所用微絲鍍銅鋼纖維的尺寸為φ0.2×13.0 mm，抗拉強度大于2 850 MPa；減水劑為PCA*?1 聚羧酸高性能減水劑.為評價低溫環(huán)境中LHC 的各項性能，選用強度等級接近的C60 混凝土作為空白試樣，C60 混凝土和LHC 的配合比如表1 所示.其中：C60 混凝土所用的復(fù)合礦物摻和料為粉煤灰與礦粉按照一定比例配制而成，LHC 所用的復(fù)合礦物摻和料為粉煤灰、礦粉與硅灰按照一定比例配制而成.C60混凝土和LHC 的水膠比mW/mB分別為0.27、0.21.

表1 C60 混凝土和LHC 配合比Table 1 Mix proportion of C60 concrete and LHC kg/m3

1.2 試驗方法

1.2.1 超低溫凍融循環(huán)單軸和三軸壓縮試驗

自主設(shè)計了混凝土超低溫試驗箱，通過間歇性通入液氮，可在20～-165 ℃范圍內(nèi)自由設(shè)置試驗溫度.超低溫凍融循環(huán)試驗、單軸和三軸壓縮試驗均采用φ50×100 mm 尺寸試件.將混凝土試件標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護28 d后置于超低溫試驗箱中，由室溫20 ℃降至-165 ℃，保持10～30 min；隨后升溫至20 ℃并保持10 min（升降溫速率控制在2～3 ℃/min），此為1 次超低溫凍融循環(huán).單軸和三軸壓縮試驗軸向變形加載速率均為0.02 mm/min.三軸壓縮試驗設(shè)定圍壓為20 MPa.

1.2.2 MIP 試驗

MIP 試驗參照GB/T 21650.1—2008《壓汞法和氣體吸附法測定固體材料孔徑分布和孔隙度第一部分：壓汞法》執(zhí)行.從養(yǎng)護28 d 的LHC 和C60 混凝土試件芯部取若干1 cm3的小塊（7～8 g），1 組試樣在50 ℃下烘干至恒重，另1 組為飽水試樣，并將部分烘干試樣和飽水試樣置于超低溫試驗箱中經(jīng)歷20 次超低溫凍融循環(huán).借助Auto Pore IV 9500 型壓汞儀對未經(jīng)超低溫凍融循環(huán)的C60 混凝土和LHC 烘干試樣C60?1、LHC?1，經(jīng)超低溫凍融循環(huán)的C60 混凝土和LHC 烘干試樣C60?2、LHC?2 和經(jīng)超低溫凍融循環(huán)的C60 混凝土和LHC 飽水試樣C60?3、LHC?3 進行MIP 測試.MIP 測試的基本原理是將汞壓力通過Washburn 公式轉(zhuǎn)化成孔徑［14］，混凝土孔隙率可由汞體積與壓力的關(guān)系計算得出［15］.

1.2.3 NMR 試驗

NMR 試驗參照SY/T 6490—2014《巖樣核磁共振參數(shù)試驗室測量規(guī)范》執(zhí)行.從LHC 和C60 混凝土試件芯部取若干3 mm3規(guī)格的小塊，飽水處理后置于低溫試驗箱中進行20 次超低溫凍融循環(huán).借助Niumag型低場核磁共振成像分析儀，對經(jīng)歷超低溫凍融循環(huán)前后2種混凝土的飽水試樣進行NMR分析，進而根據(jù)相應(yīng)公式得出弛豫時間T2與孔徑之間的關(guān)系［16］.

2 力學(xué)試驗及損傷演化分析

2.1 試驗現(xiàn)象及應(yīng)力-應(yīng)變曲線

試驗過程中，C60 混凝土試件在達(dá)到峰值應(yīng)力后，發(fā)出“嘭”的爆裂聲，強度迅速下降，試件立即破壞，裂縫由上而下呈劈裂狀，破壞后的試件隨即分離剝落.LHC 試件由于其中的鋼纖維對基體的開裂具有約束效應(yīng).不僅約束了裂縫的滑移，還承擔(dān)了外部荷載產(chǎn)生的剪應(yīng)力，使得LHC 試件僅產(chǎn)生數(shù)條貫穿裂縫，呈“裂而不碎”的破壞形態(tài).

超低溫凍融循環(huán)后C60 混凝土和LHC 的單軸和三軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1、2 所示.由圖1、2 可見：C60 混凝土達(dá)到峰值應(yīng)力后，應(yīng)力立刻降低；LHC 達(dá)到峰值應(yīng)力后，應(yīng)力緩慢下降；單軸和三軸壓縮試驗均顯示由于鋼纖維的加入，LHC 具有更好的材料韌性；隨著超低溫凍融循環(huán)次數(shù)n的增加，2 種試件的峰值強度均逐漸下降；相對于C60 混凝土，LHC的水膠比較低且孔隙率較小，使得LHC 孔隙中的水結(jié)冰后引起的膨脹應(yīng)變低于C60 混凝土，因此經(jīng)歷超低溫凍融循環(huán)后LHC 強度的損失率更小.

圖1 超低溫凍融循環(huán)后C60 混凝土和LHC 的單軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 Uniaxial compressive stress?strain curves of C60 concrete and LHC under cryogenic freeze?thaw cycles

圖2 超低溫凍融循環(huán)后C60 混凝土和LHC 的三軸壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Triaxial compressive stress?strain curves of C60 concrete and LHC under cryogenic freeze?thaw cycles

2.2 超低溫凍融循環(huán)強度變化規(guī)律

表2 給出了不同超低溫凍融循環(huán)次數(shù)下LHC 和C60 混凝土的抗壓強度f.由表2 可見，隨著超低溫凍融循環(huán)次數(shù)的增加，LHC 和C60 混凝土的單軸和三軸抗壓強度均有所減小.這是由于在降溫過程中，混凝土內(nèi)部較大毛細(xì)孔中的水凝結(jié)成冰，并伴隨體積的增加，同時將部分水推至附近孔隙中.冰體的生長增加了孔壁應(yīng)力，并誘發(fā)微裂縫的產(chǎn)生，混凝土表現(xiàn)出膨脹行為.升溫過程中，較大毛細(xì)孔中的冰逐漸融化為水，冰與孔壁間的應(yīng)力逐漸減小，導(dǎo)致混凝土發(fā)生收縮，從而誘發(fā)微裂縫的產(chǎn)生.由表2 還可見：LHC的強度損失速度低于C60 混凝土；且超低溫凍融循環(huán)次數(shù)相同時，LHC 的強度均高于C60 混凝土.

表2 不同超低溫凍融循環(huán)次數(shù)下LHC 和C60 混凝土的抗壓強度Table 2 Compressive strength of LHC and C60 concrete under different cryogenic freeze-thaw cycles MPa

2.3 損傷演化分析

混凝土的損傷程度可用損傷度D來表征［17］：

式中：E為材料損傷彈性模量；E0為初始彈性模量.

考慮到混凝土破壞的離散性較大，令應(yīng)變比ε/εc=x，其中ε、εc分別表示應(yīng)變和峰值應(yīng)變.量綱歸一后應(yīng)變一直為非負(fù)數(shù).假設(shè)在混凝土單位體積微團內(nèi)，總微團量為N，損傷微團量為m，則混凝土的損傷度又可定義為D=m/N，在區(qū)間［ε，ε+dε］內(nèi)損傷量為Nσ（x）dε，其中σ(x）為微團損傷度的概率密度函數(shù).則利用Weibull分布的損傷度又可以表達(dá)為［18］：

式中：a、b分別為與材料性質(zhì)有關(guān)的曲線形狀參數(shù)和刻度參數(shù).

圖3給出了單軸壓縮試驗下C60混凝土和LHC的超低溫凍融循環(huán)損傷演化過程.由圖3可見，C60混凝土和LHC 的初始損傷產(chǎn)生在應(yīng)變比x=0.25附近.但考慮到LHC中摻入了鋼纖維，其延性比C60混凝土要高，破壞時LHC 的實際應(yīng)變要高于C60 混凝土.因此，LHC 的真實初始損傷應(yīng)變要高于C60 混凝土，說明LHC在超低溫凍融循環(huán)條件下能承受更大的應(yīng)變而不產(chǎn)生初始損傷.由圖3 還可見：當(dāng)應(yīng)變比x＞0.25 時，C60混凝土和LHC的損傷度整體上呈現(xiàn)初始段緩慢上升、中段迅速上升、末端逐漸平穩(wěn)的趨勢；隨著超低溫凍融循環(huán)次數(shù)的增加，20、30次循環(huán)后C60混凝土和LHC的損傷演化速度和最終損傷度均大于0、10次凍融循環(huán)時.

圖3 單軸壓縮試驗下C60 混凝土和LHC 的超低溫凍融循環(huán)損傷演化過程Fig.3 Damage evolution process of C60 concrete and LHC for uniaxial compression under cryogenic freeze?thaw cycles

圖4 給出了三軸壓縮試驗下C60 混凝土和LHC的超低溫凍融循環(huán)損傷演化過程.由圖4 可見：三軸壓縮試驗時2 種混凝土的超低溫凍融循環(huán)損傷演化趨勢與單軸壓縮試驗時一致；在圍壓作用下，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，LHC 和C60 混凝土的損傷演化速度和最終損傷度雖有所增加，但不如單軸壓縮試驗下增長明顯.這是因為在三軸壓縮試驗過程中，圍壓的存在使擴張的孔徑和裂隙受壓收縮，阻礙了受力過程中混凝土內(nèi)部裂縫的擴展，提高了受力過程中試件的完整性.由圖4 還可以看出，LHC 比C60 混凝土具有更好的抗超低溫凍融循環(huán)能力.其原因可以歸結(jié)為LHC 中摻入了顆粒極小的硅灰，充填于膠凝材料顆粒之間，優(yōu)化了混凝土的微觀結(jié)構(gòu)；硅灰中的活性SiO2含量較高，可以與混凝土漿體中的Ca（OH）2發(fā)生二次水化反應(yīng)，生成無定形水化硅酸鈣（C?S?H）凝膠，C?S?H 凝膠廣泛分布于骨料和漿體的界面過渡區(qū)及混凝土的內(nèi)部孔隙中，可顯著提高界面過渡區(qū)的致密性，降低混凝土內(nèi)部孔網(wǎng)絡(luò)的連續(xù)性和滲透性；再者，LHC 中的鋼纖維起到增韌作用，LHC 受力過程中鋼纖維可將應(yīng)力均勻傳遞至混凝土基體內(nèi)部各個界面處，顯著改善了應(yīng)力的分布狀態(tài)，阻礙了受壓過程中混凝土內(nèi)部裂縫的延伸.

圖4 三軸壓縮試驗下C60 混凝土和LHC 的超低溫凍融循環(huán)損傷演化過程Fig.4 Damage evolution process of C60 concrete and LHC for triaxial compression under cryogenic freeze?thaw cycles

3 微觀機理

3.1 MIP 分析

圖5 給出了超低溫凍融循環(huán)前后C60 混凝土和LHC的孔徑分布曲線.根據(jù)孔徑d的大小可將混凝土內(nèi)部的孔分為：凝膠孔（d＜10 nm）、毛細(xì)孔（d=10 nm～1 μm）和氣孔（d＞1 μm）.其中，毛細(xì)孔可分為中等毛細(xì)孔（d=10～50 nm）和大毛細(xì)孔（d=50 nm～1 μm）［19?20］.由圖5（a）可知：未經(jīng)歷超低溫凍融循環(huán)時，試樣LHC?1 的累積孔體積均小于試樣C60?1；烘干后凍融試樣LHC?2 和C60?2 的中等毛細(xì)孔（d=10～50 nm）和凝膠孔（d=6～10 nm）累積孔體積均有上升，但上升幅度不大，大毛細(xì)孔和氣孔體積基本不變，說明合理控制混凝土基體含水量，有利于降低凍融損傷；飽水后凍融試樣LHC?3 的中等毛細(xì)孔（10～50 nm）和凝膠孔（6～10 nm）累積孔體積進一步上升，但大毛細(xì)孔和氣孔體積依然無明顯變化；飽水后凍融試樣C60?3 的累積孔體積分布則明顯不同，在試驗所測范圍內(nèi)，其累積孔體積均明顯上升，對混凝土宏觀力學(xué)性能影響較大的大毛細(xì)孔和氣孔累積孔體積增幅尤為明顯.

圖5（b）為微分孔體積分布曲線.其中曲線峰值對應(yīng)的孔徑為臨界孔徑，其含義為試樣中占比最高的孔徑.由于試驗測試范圍有限，曲線除個別區(qū)段有細(xì)微波動之外，并未出現(xiàn)明顯峰值，因此僅對臨界孔徑分布范圍進行討論.未經(jīng)歷超低溫凍融循環(huán)時，試樣LHC?1 的臨界孔徑分布范圍（6～13 nm）小于試樣C60?1 的臨界孔徑分布范圍（6～50 nm）；烘干后凍融試樣LHC?2 的臨界孔徑分布范圍（6～30 nm）也小于試樣C60?2 的臨界孔徑分布范圍（6～50 nm）；飽水后凍融試樣LHC?3 的臨界孔徑分布范圍（6～56 nm）雖然大于試樣C60?3 的臨界孔徑分布范圍（6～30 nm），但是試樣C60?3 的毛細(xì)孔和凝膠孔總數(shù)卻明顯大于試樣LHC?3.

圖5 超低溫凍融循環(huán)前后C60 混凝土和LHC 的孔徑分布曲線Fig.5 Pore volume distribution curves of C60 concrete and LHC before and after cryogenic freeze?thaw cycles

計算超低溫凍融循環(huán)前后LHC 和C60 混凝土的孔隙率（體積分?jǐn)?shù)），結(jié)果如圖6 所示.由圖6 可見：未經(jīng)歷超低溫凍融循環(huán)時，試樣LHC?1 的孔隙率（3.6%）低于試樣C60?1（7.7%）；經(jīng)歷20 次超低溫凍融循環(huán)后，2 種混凝土烘干后凍融試樣的孔隙率略有增加，試樣LHC?2 和C60?2 的孔隙率分別為3.7%、8.3%；2 種混凝土飽水后凍融的試樣經(jīng)歷超低溫凍融循環(huán)后孔隙率顯著增加，試樣LHC?3 和C60?3 的孔隙率分別為4.7%、11.1%.這說明孔隙水是導(dǎo)致超低溫凍融循環(huán)后混凝土孔隙率增加的誘因，也是超低溫凍融循環(huán)混凝土性能損失的關(guān)鍵因素.此外，相比于試樣LHC?3，試樣C60?3 的孔隙率增加更加顯著，這說明LHC 具有更加優(yōu)異的抗超低溫凍融能力.

圖6 超低溫凍融循環(huán)前后LHC 和C60 混凝土的孔隙率Fig.6 Porosity of LHC and C60 concrete before and after cryogenic freeze?thaw cycles

3.2 NMR 分析

根據(jù)核磁共振圖譜，獲得了LHC 和C60 混凝土的弛豫時間T2譜，如圖7 所示.曲線橫坐標(biāo)與孔隙半徑有關(guān)，橫向弛豫時間T2越長，孔隙半徑越大；縱坐標(biāo)與孔隙數(shù)量成正比，孔隙數(shù)量越多，縱向信號幅值越高.T2譜峰下面積與孔隙含水量具有線性關(guān)系.因此，可由峰下面積來計算不同孔徑的比例，結(jié)果如表3 所示.由圖7 和表3 可見：未經(jīng)超低溫凍融循環(huán)時，LHC 的T2譜上存在2 個峰，峰值對應(yīng)孔徑分別為凝膠孔（9.80 nm）和大毛細(xì)孔（155.10 nm）；未經(jīng)超低溫凍融循環(huán)的C60 混凝土T2譜上存在3 個峰，峰值對應(yīng)孔徑分別為凝膠孔（5.17 nm）和大毛細(xì)孔（72.30、383.70 nm），C60 混凝土中大毛細(xì)孔的孔徑大于LHC 中大毛細(xì)孔的孔徑；經(jīng)歷20 次超低溫凍融循環(huán)后，LHC 的T2譜中出現(xiàn)第3 個峰，其峰值對應(yīng)的孔徑為621.90 nm，說明超低溫凍融循環(huán)后LHC 中出現(xiàn)了更大孔徑的大毛細(xì)孔；C60 混凝土經(jīng)歷20 次超低溫凍融循環(huán)后，其T2譜上第3 個峰向右偏移，對應(yīng)大毛細(xì)孔的孔徑由383.70 nm 增加到765.90 nm.

圖7 LHC 和C60 混凝土的T2譜Fig.7 T2 spectra of LHC and C60 concrete before and after cryogenic freeze?thaw cycles

由表3 可見：未經(jīng)歷超低溫凍融循環(huán)時，LHC 中凝膠孔的比例為95.8%，存在少量毛細(xì)孔；C60 混凝土中凝膠孔的比例為88.9%，毛細(xì)孔的比例為11.1%；經(jīng)歷20 次超低溫凍融循環(huán)后，LHC 中出現(xiàn)尺寸更大的毛細(xì)孔，其比例為4.1%，凝膠孔的比例為93.3%，說明LHC 經(jīng)歷超低溫凍融循環(huán)后未發(fā)生顯著的劣化；C60 混凝土經(jīng)歷20 次超低溫凍融循環(huán)后，毛細(xì)孔的比例從11.1%增長到32.4%，凝膠孔的比例由88.9%下降至67.6%，說明C60 混凝土的孔結(jié)構(gòu)發(fā)生顯著劣化.核磁共振與壓汞分析結(jié)果一致，表明LHC 的抗超低溫凍融循環(huán)能力優(yōu)于C60 混凝土.

表3 超低溫凍融循環(huán)前后LHC 和C60 混凝土中不同孔徑及其比例Table 3 Different pore diameters and their ratios in LHC and C60 before and after cryogenic freeze-thaw cycles

4 結(jié)論

（1）隨著超低溫凍融循環(huán)次數(shù)的增加，高強耐低溫混凝土LHC 和C60 混凝土強度均逐漸降低，C60混凝土的強度降低幅度更大.相同循環(huán)次數(shù)下，LHC具有更高的強度.

（2）不同循環(huán)次數(shù)下，LHC 和C60 混凝土的損傷演化曲線均呈現(xiàn)初始段緩慢上升，中段迅速上升，末端逐漸平穩(wěn)的趨勢；隨著循環(huán)次數(shù)的增加，LHC 和C60 混凝土的損傷演化速度和最終損傷度均逐漸增大，LHC 的真實初始損傷應(yīng)變小于C60 混凝土，表明LHC 具有更好的抗超低溫凍融循環(huán)能力.

（3）MIP 結(jié)果表明，飽水后超低溫凍融循環(huán)20 次時2 種混凝土的孔體積明顯增大，表明混凝土內(nèi)部孔隙水是影響其凍融特性的主要因素；NMR 結(jié)果顯示，超低溫凍融循環(huán)20 次后，混凝土大毛細(xì)孔明顯增多，混凝土結(jié)構(gòu)發(fā)生顯著劣化；相同條件下，LHC 的累積孔體積和微分孔體積均小于C60 混凝土，說明LHC 的微觀結(jié)構(gòu)更致密.

（4）通過降低水膠比、剔除粗骨料、優(yōu)化復(fù)合摻和料成分，引入微絲鍍銅鋼纖維配制的LHC 比普通C60 混凝土具有更優(yōu)異的抗超低溫凍融循環(huán)能力，可為LNG 全混凝土儲罐的設(shè)計和施工提供參考.