臨海既有混凝土氯離子侵蝕及鋼筋初銹時間預測

張俊芝， 莊華夏， 伍亞玲， 劉如泰

（浙江工業大學 建筑工程學院，浙江 杭州 310014）

隨著服役期的不斷延長，海洋環境下的混凝土結構存在的耐久性問題會越來越嚴重.沿?；炷两Y構的耐久性問題主要表現為氯鹽侵蝕引起的鋼筋銹蝕［1－2］.然而，臨?；炷两Y構不僅承受氯鹽侵蝕，還受潮水沖刷和荷載作用等其他因素的影響，室內試驗一般很難模擬這些自然環境因素共同作用下的氯離子侵蝕過程［3］.因此，研究臨海既有混凝土結構氯離子侵蝕特征，分析其實際抗侵蝕性能，是自然環境下混凝土結構耐久性研究的重要手段之一.

本文以浙江省溫州市甌江口的既有混凝土水閘閘墩為背景工程，取得該水閘閘墩混凝土芯樣，對閘墩混凝土的配合比進行了推定，測試了芯樣中不同深度處的自由氯離子濃度；根據實測的混凝土中自由氯離子濃度，分析了該水閘混凝土中氯離子侵蝕的規律，并對該水閘閘墩混凝土的氯離子擴散性能、鋼筋初銹的臨界氯離子濃度和鋼筋初銹時間等抗氯離子侵蝕性能進行了分析.

1 既有臨海水閘工程及混凝土

1.1 既有水閘工程概況

本文研究的既有水閘處于浙江省溫州市龍灣區甌江口的自然環境下，距離河流入海口約1km.該水閘建成于1998年4月，之后投入運行.水閘為1孔，凈寬5.0m，鋼閘門；設計過流流量為50.2m3／s，閘底板高程（吳淞高程）1.48m.在服役15a后，水閘左右兩側有一定的沉降.

1.2 混凝土芯樣

結合該水閘的加固改造，2012年12月18日取得該水閘閘墩混凝土芯樣.該水閘直接攔擋潮水，退潮時內河水位排泄至下游，兩翼墻混凝土沖蝕嚴重.內河水質受到污染，在氯離子等侵蝕介質作用下，鋼閘門及翼墻混凝土腐蝕嚴重，閘門槽混凝土有沖蝕及鋼筋銹脹裂縫，裂縫最大寬度不大于1.0mm，如圖1.

圖1 既有水閘閘墩混凝土的沖蝕Fig.1 Erosion of concrete of existing sluice pier

取樣位置均在閘墩下部，以閘門槽為界，上、下游各取5個芯樣；高度距離閘底板77～180cm，具體取樣位置見圖2.混凝土芯樣直徑6cm，長度為10～20cm不等.

圖2 既有水閘閘墩混凝土芯樣的取樣位置Fig.2 Concrete cores'location of existing sluice pier（size：mm）

1.3 既有混凝土配合比

既有混凝土的歷史性能是耐久性研究的依據，其配合比是室內模擬試驗的基礎.根據該水閘的施工竣工驗收資料，此水閘閘墩混凝土的配合比為：mC∶mW∶mS∶mG＝1.00∶0.53∶2.00∶3.88.

本文參考文獻［4］的方法，對所取得的閘墩混凝土水灰比進行了推定.根據推定結果，上游3號芯樣2組混凝土的配合比分別為：mC∶mW＝1.00∶0.57，mC∶mW＝1.00∶0.53.下游4號芯樣2組混凝土的配合比分別為：mC∶mW＝1.00∶0.54，mC∶mW＝1.00∶0.57.取4組芯樣的平均值，則該水閘閘墩混凝土的水灰比為0.55.施工竣工驗收時的水灰比為0.53，兩者較為接近，推定結果能較好地反映既有混凝土原有的水灰比，說明文獻［4］的推定方法對既有混凝土水灰比的推定是可行的.

2 既有混凝土氯離子侵蝕特性

2.1 閘墩混凝土中氯離子濃度分布

將取得的混凝土芯樣用HDM－150混凝土研磨機，按2mm厚度的規格逐次從其表面一側向內側研磨，所得粉末過0.63mm篩，直至距混凝土外表面以下30mm時結束.每個芯樣取得15個深度處的粉末.將這些粉末置于烘箱內烘2h，取出冷卻至室溫待用.混凝土中自由氯離子濃度1）本文中的氯離子濃度均指其占混凝土質量的百分數.利用美國THERMO Orion DUAL Star PH／離子濃度測量儀測定［5］.

由于取芯位置接近，以取得的上、下游芯樣對應深度處氯離子濃度的平均值作為該環境因素下閘門槽上游與下游混凝土中的氯離子濃度樣本值.測得混凝土中的自由氯離子濃度分布如圖3所示.

圖3 閘門上、下游混凝土中的自由氯離子濃度與深度關系Fig.3 Free chloride ion concentration in concrete vs.depths

分析圖3可知，在閘門槽上、下游兩種含氯環境下，閘墩表面混凝土均存在明顯的氯離子對流區，上游混凝土氯離子對流區厚度為26mm，下游混凝土氯離子對流區厚度為24mm.上述情況說明，氯離子對表面混凝土的主要侵入方式是對流作用而不是擴散作用.在24～26mm以后，混凝土中自由氯離子濃度呈明顯的下降趨勢，氯離子的侵入以擴散方式為主.另外，下游混凝土中的自由氯離子濃度總體上比上游混凝土中高，主要原因是下游環境水體中的氯離子濃度比上游高.

2.2 臨海既有混凝土的氯離子擴散系數

眾多研究表明，氯離子在既有混凝土內部的擴散符合Fick第二定律，則該水閘閘墩混凝土氯離子濃度可用擴散方程表示為［6］：

從該水閘建成運行到取芯樣時共計運行5 350d（14年零8個月），方程（1）中的侵蝕時間t＝5 350×24×3 600＝4.622 4×108s.再根據測得的自由氯離子濃度，用上述方程以最小二乘法擬合既有混凝土中的氯離子擴散系數，即將每個混凝土芯樣在不同深度處的坐標值（xi，Cxi，t）代入方程（1）.由于氯離子在混凝土表面并不符合擴散規律，故排除對流區數據，以穩定擴散區的最高氯離子濃度處作為擴散表面，要求相關系數R2盡可能接近1作為擬合優度的檢驗，擬合以下方程：

式中：C1為對流區與擴散區界面處的自由氯離子濃度，%；X1為對流區厚度，mm.

用圖3中的氯離子濃度數據可擬合得到：上游混凝土 D＝1.985×10－13m2／s，相關系數 R2＝0.992；下游混凝土D＝2.515×10－13m2／s，相關系數R2＝0.972.這與文獻［6］中同樣侵蝕時間下混凝土中氯離子擴散系數的數量級吻合，其結果是可信的.從計算結果來看，下游混凝土中的氯離子擴散系數較上游稍大，其差異主要在于下游混凝土所處環境的氯離子濃度比上游大，且取芯的位置比上游要高，此處水位變化頻繁，干燥時間較長.

3 臨海既有閘墩混凝土鋼筋的初銹時間預測

3.1 混凝土鋼筋初銹時間預測的 Monte Carlo方法

利用排除對流區氯離子濃度值的擴散參數，則以氯離子擴散系數為常數的鋼筋初銹時間可以從氯離子擴散自對流區與擴散區的界面開始來進行預測［6－7］.對式（2）進行變換，可得到鋼筋初銹時間的預測表達式為：

式中：t為鋼筋初銹時間，d；Ccrit為鋼筋初銹的臨界氯離子濃度，%.

3.2 既有水閘閘墩混凝土鋼筋銹蝕預測

根據所取閘墩混凝土芯樣，測得鋼筋保護層厚度均值為35mm，鋼筋的初銹時間即為鋼筋表面達到臨界氯離子濃度的時間.對上、下游各5個芯樣的對流區厚度取平均值，得到上游X1＝23.6mm，下游X1＝22.0mm.經調查，此水閘施工時以當地自來水為混凝土拌和用水，故認為C0＝0.

分別以0.18%，0.12%和0.06%為臨界氯離子濃度均值，取標準差均為0.02%［8］，將上述擴散參數及其統計分布（均為正態分布，但有研究認為除混凝土保護層厚度為正態分布外，其余變量為對數正態分 布［8］），利 用 式 （3）即 Monte Carlo 法 模 擬10 000次，求得閘墩上游混凝土中鋼筋初銹時間分別為3 513，3 440，964d（即35mm處的氯離子濃度達到臨界濃度的時間）.臨界氯離子濃度均值不同時，上游混凝土中鋼筋初銹時間概率密度如圖4所示.運用同樣的方法對下游5個芯樣進行分析，模擬10 000次得出閘墩下游混凝土鋼筋初銹時間分別為3 382，2 710，1 017d.臨界氯離子濃度均值不同時，下游混凝土中鋼筋初銹時間概率密度如圖5所示.

圖4 上游混凝土中鋼筋初銹時間的概率密度Fig.4 Probability density of the initial corrosion time of steel bar in upstream concrete

圖5 下游混凝土中鋼筋初銹時間的概率密度Fig.5 Probability density of the initial corrosion time of steel bar in downstream concrete

從上述模擬結果得知，當臨界氯離子濃度均值為0.12%～0.18%時，混凝土中鋼筋初銹時間約為3 000d；當臨界氯離子濃度均值為0.06%時，鋼筋初銹時間只有1 000d左右.該水閘從1998年建成服役5 350d后，閘門及翼墻混凝土腐蝕較嚴重，混凝土中有鋼筋銹脹裂縫.采用0.12%～0.18%為鋼筋銹蝕的臨界氯離子濃度所預測的鋼筋初銹時間，與實際情況是較為吻合的.由此可見，在氯離子侵蝕、荷載作用和潮水沖刷等多種作用下，該臨海水閘混凝土的抗氯性能嚴重降低，使用壽命大為減少，其鋼筋銹蝕的臨界氯離子濃度為0.12%～0.18%.計算結論也表明，用Monte Carlo法預測鋼筋初銹時間是可行的.

3.3 用氯離子平均擴散系數預測鋼筋初銹時間

上述計算是將該水閘在服役5 350d后的氯離子擴散系數作為恒定的擴散系數.實際上，混凝土中的氯離子擴散系數隨暴露時間t的延長而不斷降低［9－10］.因此，采用當前時刻氯離子濃度所擬合的擴散系數來預測鋼筋初銹時間，其結果將比實際時間要晚.

文獻［10］將混凝土中的氯離子擴散系數隨時間增加而降低的現象用冪函數表征，得到的氯離子擴散系數模型為：

式中：m為時間衰減系數，與水灰比有關；t0為混凝土養護齡期，d；D0為參考期（一般為28d）擴散系數，m2／s.

已有研究表明，水灰比對m的影響大致呈線性下降關系［6，9］.文獻［8］中分別計算了服役37a，混凝土水灰比為0.59的甲水閘，以及混凝土水灰比為0.61且服役27a的乙水閘氯離子擴散系數，得到這兩座水閘閘墩混凝土中氯離子擴散系數隨時間的衰減系數，甲水閘為0.603，乙水閘為0.562.由此，可得到混凝土中氯離子擴散系數的時間衰減系數m與混凝土水灰比mW／mC的關系為：

再結合本文背景工程推定的混凝土配合比，得出水灰比為0.55的該臨海既有水閘閘墩混凝土中氯離子擴散系數隨時間的衰減系數為0.684，則該水閘閘墩混凝土中氯離子擴散系數隨時間變化的模型為：

在已知t0，t和閘墩混凝土在當前時刻的氯離子擴散系數Dt的情況下，可以由式（6）推出初始氯離子擴散系數D0.因此，可得出此水閘閘墩混凝土在服役期內的氯離子平均擴散系數Dav：

將上述氯離子平均擴散系數Dav代入式（3）中來計算鋼筋初銹時間，其結果應與實際情況更為吻合.對于本文的既有水閘閘墩混凝土，取t0＝28d，t＝5 350d，在模擬求出每個芯樣的Dt后先用式（6）求出其初始擴散系數D0；將D0代入式（7）中，分別求出閘門上、下游混凝土中氯離子平均擴散系數Dav的5個樣本值.以上游3號芯樣為例，由式（2）得到當前時刻的Dt＝2.772×10－13m2／s，再用式（6）計算出D0＝1.008×10－11m2／s，最后用式（7）得出其氯離子平均擴散系數Dav＝7.113×10－13m2／s.

分析閘門上游和下游混凝土中氯離子平均擴散系數Dav的統計參數，其結果符合對數正態分布.取臨界氯離子濃度均值為0.18%，0.12%，0.06%，仍然利用式（3）即Monte Carlo法模擬10 000次，得出上游混凝土中鋼筋初銹時間分別為3 445，3 351，946d，下游混凝土中鋼筋初銹時間分別為3 270，2 609，995d.

在臨界氯離子濃度均值相同的情況下，采用當前氯離子濃度擬合的擴散系數Dt所計算的鋼筋初銹時間比采用Dav計算的結果要遲100d左右.從計算結果分析，兩者比較接近，其主要原因是既有混凝土在自然環境下承受多種因素作用，混凝土早期的氯離子擴散系數衰減十分顯著，而后期則變化極為緩慢并趨于穩定［9，11］，以致其平均值與當前時刻的Dt值相差不大.

3.4 考慮氯離子擴散系數時變性的鋼筋初銹時間

預測

將式（6）代入式（3）中，可得到考慮氯離子擴散系數隨時間變化的鋼筋初銹時間t的預測公式：

式中的混凝土養護齡期t0＝28×24×60×60＝2 419 200s.根據式（6）依次求出上游和下游芯樣的初始氯離子擴散系數D0，并分析其統計參數，取臨界氯離子濃度均值為0.18%，0.12%和0.06%，利 用Monte Carlo法計算式（8），模擬10 000次后得出上游混凝土中鋼筋初銹時間分別為3 092，2 115，823d，下游混凝土中鋼筋初銹時間分別為2 859，2 180，818d.

在臨界氯離子濃度均值相同的情況下，采用平均氯離子擴散系數Dav所計算的鋼筋初銹時間比采用當前時刻氯離子濃度擬合的擴散系數所直接計算的鋼筋初銹時間要早，而采用考慮擴散性能隨時間衰減的D（t）值所計算的鋼筋初銹時間則最早.但3種情況總體上較為接近，因為混凝土早期的氯離子擴散系數衰減十分顯著，后期則變化緩慢，計算時其對鋼筋初銹時間的貢獻逐漸減少，因此三者相差并不大.

根據CECS220：2007《混凝土結構耐久性評定標準》，本文中閘墩混凝土可按墻、板（非角部鋼筋）來計算臨界鋼筋銹蝕深度δcrit.計算時，閘墩混凝土中所用鋼筋直徑為20mm，混凝土強度等級為C20（立方體抗壓強度標準值fcu，k取20MPa），保護層厚度為35mm，得到臨界鋼筋銹蝕深度為0.08mm.而水閘運行5 350d后，計算得到的上、下游混凝土中鋼筋銹脹裂縫寬度分別為0.62，0.78mm，與取樣時裂縫最大寬度不大于1.0mm較為吻合.

4 結論

（1）處于自然臨海環境下使用5 350d的臨海水閘閘墩混凝土中存在明顯的氯離子對流區，其厚度約為24mm，其后氯離子濃度隨深度逐漸下降.

（2）在自然臨海環境下，混凝土中鋼筋銹蝕的臨界氯離子濃度為0.12%～0.18%，預測的鋼筋初銹時間約為3 000d，與實際情況吻合.

（3）用服役期內混凝土的氯離子平均擴散系數Dav能有效預測鋼筋初銹時間，其結果與用當前時刻氯離子濃度擬合的擴散系數Dt所計算的結果相近.但采用考慮擴散性能隨時間衰減的D（t）值所計算的鋼筋初銹時間則最早.

（4）采用Monte Carlo方法，用當前時刻氯離子濃度擬合的氯離子擴散系數來預測鋼筋初銹時間是可行的.

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