氯鹽與硫酸鹽復合侵蝕下鋼筋混凝土銹裂行為

俞小彤,常西棟,周文濤,廖迎娣,陳 達

(1.河海大學 港口海岸與近海工程學院,南京 210098;2.海岸災害及防護教育部重點實驗室(河海大學),南京 210098)

通電加速手段已應用于加速復合鹽類侵蝕[9-10],本文采用該方法腐蝕單一氯鹽、復合氯鹽-硫酸鹽溶液中鋼筋混凝土試件,探究其銹裂特性。設計伴隨的混凝土腐蝕試驗,明確試件保護層性能演化。修正ES模型[6],在混凝土抗拉強度、鋼筋腐蝕電流密度中引入硫酸鹽的影響,建立復合侵蝕下保護層脹裂時間預測模型,為海洋、鹽湖等環境中RC結構耐久性評定提供理論依據。

1 試 驗

1.1 原材料與配合比

水泥采用海螺牌普通硅酸鹽水泥P·O 42.5,化學組成見表1。細骨料采用細度模數為2.9的天然河砂,Ⅱ區中砂;粗骨料采用粒徑5～20 mm連續級配碎石;拌合水采用實驗室自來水;外加劑采用聚羧酸液體高效減水劑,減水率為25%;采用富鋼HRB400帶肋鋼筋,直徑16 mm;采用寶鈦TA2純鈦片,厚0.1 mm。設計C40混凝土,配合比(按質量計)見表2。

表2 混凝土配合比Tab.2 Concrete mixtures

1.2 試樣設計與制備

鋼筋混凝土試件尺寸為100 mm ×100 mm ×150 mm,如圖1(a)所示。試件兩端設置長35 mm無黏區,通過直徑20 mm的聚氯乙烯(PVC)管實現,采用環氧樹脂(德益E-44型)涂抹無黏區鋼筋。試件上端預留30 mm的PVC管,防止腐蝕溶液滲入。室溫澆水養護28 d。養護完成后在試件底端套入直徑25 mm、長20 mm的PVC管,灌入環氧樹脂密封,防止溶液滲入。

圖1 試樣尺寸Fig.1 Dimensions of test samples

參考文獻[11]制備可通電的混凝土試塊,用于伴隨的混凝土腐蝕試驗。在100 mm×100 mm×100 mm混凝土試塊中插入寬10 mm、厚0.1 mm鈦片作為陽極,如圖1(b)所示。同時制備無鈦片試樣作為對照樣。室溫澆水養護28 d。

1.3 腐蝕試驗設計

參考研究常用的腐蝕溶液濃度[7,12],配制5%(質量分數)NaCl溶液與5%NaCl+5%Na2SO4復合溶液。為避免高電流對腐蝕過程的影響,選取200 μA/cm2電流密度進行恒電流加速腐蝕試驗[13]。試件在腐蝕溶液中浸泡3 d至飽水后施加恒電流,將每12個試樣并聯后接入電源正極,不銹鋼棒接入負極,如圖2(a)所示。根據法拉第定律,按理論銹蝕率為1%、2%、3%設定通電時間為6、12、18 d,隨后,當試件脹裂及平均裂縫寬度達約0.1、0.2、0.5、1.0 mm時停止通電。為保證外界離子濃度恒定,腐蝕溶液每6 d更換一次。

圖2 恒電流加速腐蝕試驗Fig.2 Accelerated corrosion test by electric field with constant current

由于存在鋼筋,難以通過常規的力學性能測試,為明確保護層的腐蝕劣化,對混凝土試塊進行伴隨的恒電流腐蝕,電流大小與鋼筋混凝土試件相同,如圖2(b)所示。氯鹽自身對混凝土力學性能無影響[14],5%NaCl的摻入對5%Na2SO4溶液中受腐蝕混凝土的強度影響甚微[12],考慮到通電環境中氯鹽強烈腐蝕鈦片,故采用5%Na2SO4溶液作為腐蝕溶液,通電時間設為6、12、18、24、30 d。

1.4 測試方法

采用HC-CK101型裂縫寬度觀測儀對鋼筋混凝土試件表面裂縫寬度進行分段量測,精度為0.02 mm。參考GB/T 50082—2009《普通混凝土長期性能和耐久性試驗方法標準》測量鋼筋銹蝕率。將試件中鋼筋取出,酸洗、稱質量、測長,計算單位長度質量,3個試件取均值。通過銹蝕前后單位長度質量變化求得鋼筋銹蝕率。根據GB/T 50081—2019《混凝土物理力學性能試驗方法標準》測量混凝土試塊抗壓強度與劈裂抗拉強度。采用SYE-2000D電液式壓力機進行抗壓試驗,力控加載速度為0.3 MPa/s。采用SHT4305微機控制電液伺服萬能試驗機進行劈裂抗拉試驗,加載速度為0.05 MPa/s。

2 結果與討論

2.1 鋼筋混凝土試件表觀演化

圖3 鋼筋混凝土試件表觀形貌演化Fig.3 Evolution of visual appearance of the reinforced concrete samples

開裂后,有害介質更易侵入,裂縫寬度增加且銹蝕產物溢出,硫酸鹽的影響不再顯著,如圖3(d)、(g)所示。此外,銹蝕產物為紅褐色,與自然銹蝕顏色接近,表明采用200 μA/cm2電流密度是合理的。

圖4 銹脹裂縫寬度隨通電時間的變化Fig.4 Evolution of average width of corrosion-induced crack with power-on time

2.2 鋼筋銹蝕特征

不同侵蝕環境下鋼筋銹蝕形貌見圖5,鋼筋兩面均被展示。由圖5(a)～(c)可知,通電作用引起鋼筋環向不均勻銹蝕,該現象在Chen等[16]的研究中也有報道。銹蝕由橫肋頂部逐漸向縱肋發展,圖5(b)中鋼筋橫肋頂部冒出紅棕色銹水,而隨著銹蝕發展,縱肋銹蝕顯著,出現較大的局部銹蝕區域,如圖5(c)所示。經統計,開裂面與縱肋面平行的試件占總脹裂試件75%,表明脹裂大多由縱肋處銹蝕產物累積膨脹引起。對比圖5(a)～(c)和圖5(d)～(f)可知,通電初期(6 d),復合鹽溶液中鋼筋銹蝕較單一氯鹽溶液緩慢,銹跡不明顯。但脹裂后,兩種環境中鋼筋銹蝕形貌及其演化規律相似。

圖5 鋼筋銹蝕形貌演化Fig.5 Evolution of morphology of corroded reinforcement

圖6 鋼筋銹蝕率隨通電時間的變化Fig.6 Evolution of corrosion level of reinforcement with power-on time

為準確描述鋼筋銹蝕率的發展情況,在法拉第定律的基礎上,提出鋼筋銹蝕率η(按質量計)隨時間變化的分段表達式:

(1)

式中:k為脹裂前通電銹蝕效率,取0.1～0.7[17-19],本研究中,對于5%NaCl溶液,k=0.62,對于5%Na2SO4+5%NaCl溶液,k=0.46;i為腐蝕電流密度;M為鐵的摩爾質量;t為通電時間;ρs為鋼筋密度;n為反應電荷數;F為法拉第常數;D為鋼筋直徑;ηcr為脹裂時鋼筋銹蝕率;tcr為脹裂時間。

通過銹脹裂縫寬度預測RC結構內部鋼筋銹蝕程度是適用于實際評估的非破損檢測方法,學者們對二者的相關性開展研究,線性關系被廣泛報道[20-21]。故運用下式對銹脹裂縫寬度與鋼筋銹蝕率進行分析:

w=mη+l

(2)

式中:w為銹脹裂縫平均寬度;m、l為參數,與腐蝕環境、保護層厚度等相關。

圖7 銹脹裂縫寬度與銹蝕率的線性關系Fig.7 Linear relationship between average width of crack and corrosion level of reinforcement

2.3 混凝土性能演化

2.3.1 表觀形貌

通電5%Na2SO4溶液環境中,混凝土試塊表觀形貌如圖8所示。可以看出,通電作用顯著加快硫酸鹽損傷混凝土。通電12 d后,混凝土表面出現顯著鹽析,如圖8(b)所示。隨著腐蝕程度增加,大量CaSO4·2H2O沉積,導致表面粉化發白,且局部裂縫開展,如圖8(c)所示。結合圖3可知,通電作用下,5%Na2SO4溶液中混凝土表觀形貌演化與復合溶液情況相近,均展現了顯著的硫酸鹽腐蝕特征。

圖8 混凝土試塊表觀形貌演化Fig.8 Evolution of visual appearance of concrete samples

2.3.2 力學性能

圖9給出了混凝土試塊破壞形態。可以看出,中置一定尺寸的鈦片對混凝土力學破壞形態無影響,抗壓破壞呈現典型的“錐形模式”壓縮破壞;劈裂抗拉破壞中,劈裂裂縫位于荷載作用線上,近乎直線。

圖9 中置鈦片對混凝土破壞形態的影響Fig.9 Effect of the central titanium sheet on the failure mode of concrete

表3給出了通電環境中受硫酸鹽腐蝕混凝土的抗壓強度與劈裂抗拉強度演化。可以看出,中置鈦片不影響混凝土試塊的抗壓與劈裂抗拉強度。硫酸鹽通電作用下,受腐蝕混凝土抗壓強度先增長后降低,劈裂抗拉強度呈下降趨勢,與硫酸鹽長期浸泡下的演化規律相同[24-25]。

表3 通電作用下受硫酸鹽腐蝕混凝土的抗壓與劈裂抗拉強度Tab.3 Compressive strength and tensile splitting strength of concrete under sulfate attack with electric field

硫酸鹽腐蝕是由外向內的過程,混凝土截面不均勻腐蝕,試驗獲得的劈裂抗拉強度由截面均勻腐蝕假定得到,反映受腐蝕截面整體抗拉能力的變化。混凝土抗拉強度決定了保護層所能提供的最大銹脹力。本文的脹裂模型假定脹裂時混凝土截面拉應力均達到其抗拉強度(3.2節),此時,最大銹脹力來源于截面整體抗拉能力。故此處假定混凝土沿截面均勻腐蝕,獲得混凝土抗拉強度演化規律,支撐后續的脹裂分析。

定義混凝土腐蝕程度

(3)

式中:ft,sp(t)為腐蝕td后混凝土劈裂抗拉強度,ft,sp0為未腐蝕混凝土劈裂抗拉強度。

結合文獻[25]和本文數據,提出經驗公式描述腐蝕程度演化,即

α=at2+bt1.5+1

(4)

式中a、b為參數,與混凝土配比、腐蝕環境等相關。對表3中劈裂抗拉強度數據回歸分析得到a=1.67×10-4,b=-1.79×10-3,相關系數R2為0.996。

當前大多由混凝土劈裂抗拉強度推求其抗拉強度ft,ft=Aft,sp,A為經驗系數,歐洲模型規范[26]推薦取為0.9,故受腐蝕混凝土抗拉強度ft(t)演化的經驗公式為

ft(t)=αAft,sp0=0.9(at2+bt1.5+1)ft,sp0

(5)

3 脹裂時間預測模型

3.1 銹脹力計算模型

本文重點關注混凝土腐蝕對鋼筋混凝土銹裂行為的影響,且采用通電加速腐蝕試驗,故采用均勻銹蝕假定,并在ES模型[6]基礎上考慮銹蝕產物對裂縫的填充作用,建立銹脹力計算模型。圖10給出了保護層脹裂過程示意。需要注意的是,自然銹蝕鋼筋呈現非均勻特性,均勻銹蝕模型的實際應用仍有一定的局限性。

圖10 混凝土保護層脹裂Fig.10 Corrosion-induced cracking of concrete cover

在銹脹力q作用下,鋼筋周邊混凝土的徑向位移δc為

δc=Kq

(6)

式中K為混凝土孔洞的徑向柔度系數。

鋼筋混凝土界面處為多孔區,待銹蝕產物填充完該區域后產生銹脹力。根據彈性力學厚壁圓筒內部徑向位移與內壓關系,可得

(7)

(8)

式中:c為混凝土保護層厚度;D為鋼筋直徑;δ0為多孔區厚度;ν為混凝土泊松比;Eef為混凝土有效彈性模量,Eef=Ec/(1+φcr);Ec為混凝土彈性模量;φcr為混凝土蠕變系數。

ES模型未考慮裂縫擴展過程中銹蝕產物填充裂縫的情況。文獻[7]指出不應忽視這一過程,并將裂縫面積以三角形計算。因此,假定銹蝕產物完全填充銹脹裂縫,裂縫為等腰三角形,其頂點位于開裂前沿,將填充裂縫的銹蝕產物體積折算為銹蝕產物厚度引入至ES模型中,如圖10所示。

已知柔度系數,還需確定混凝土徑向位移δc,忽略銹蝕產物壓縮變形的影響[5-7],由變形協調可得

δc=δr-δl-δ0-δf

(9)

式中:δr為銹蝕產物厚度,δf為銹蝕產物填充裂縫折算的厚度,δl為鋼筋銹蝕損失厚度。

內部開裂混凝土切向應變為εθ=2δc/D,裂縫總寬度W=πDεθ,近似得到裂縫體積ΔVc=Wc/2,則

(10)

如圖10(b)所示,將單位長度體積的改變以直徑的變化來表示,即

(11)

式中:mr為單位長度鋼筋銹蝕產物質量;ml為單位長度鋼筋質量;ρr為鐵銹密度,ρs為鋼筋密度,ρr=0.5ρs;ml=γmr,γ為鐵與鐵銹的摩爾質量比(0.523～0.622),選取均值0.573,可得

(12)

則銹脹力與銹蝕率的關系為

(13)

3.2 考慮硫酸鹽影響的脹裂時間預測模型

假定脹裂時刻混凝土完全進入塑性狀態,即混凝土截面上的環向拉應力均達到ft時,保護層開裂。此時,最大銹脹力為

(14)

將式(14)代入式(13),得保護層脹裂控制方程

(15)

對于單一氯鹽侵蝕,混凝土抗拉強度不變,可由式(15)求解脹裂時鋼筋銹蝕率,得到脹裂時間。但復合侵蝕下,硫酸鹽的存在改變混凝土抗拉強度,影響鋼筋銹蝕發展,故將式(15)表達為腐蝕時間控制的方程

(16)

式中:i(t)為鋼筋腐蝕電流密度,ti為鋼筋開始銹蝕時間。

式(16)也適用于單一氯鹽侵蝕環境。為了驗證模型,采用本研究及文獻[5,7,27-29]數據驗證,模型參數及計算結果如表4所示。其他模型參數為定值:ν=0.18,δ0=20 μm,φcr=2.35。需要說明的是:

表4 混凝土脹裂時間試驗值與預測值對比Tab.4 Prediction and test values of time to cover cracking

1)由于文獻大多采用通電加速鋼筋銹蝕試驗手段,可忽略ti。Liu和Weyers[5]在試件中摻加氯鹽誘發鋼筋銹蝕,后置于野外環境,也可忽略ti。

2)對于單一氯鹽環境,ft(t)=ft0。由于保護層混凝土力學性能難以獲得,采用伴隨腐蝕的混凝土試塊抗拉強度進行驗證,ft(t)按式(5)計算,從而反映保護層混凝土腐蝕劣化的影響。

3)由于脹裂前鋼筋銹蝕率遠低于法拉第定律理論值,參考文獻[28],并根據式(1)修正腐蝕電流密度。分別采用單一、復合鹽環境中的鋼筋腐蝕電流密度修正值以反映硫酸鹽的影響。

由表4可知,模型預測值與試驗值符合良好。本研究將銹蝕產物對裂縫的填充作用引入ES模型,并將硫酸鹽的影響考慮至混凝土抗拉強度、鋼筋腐蝕電流密度中,可以準確預測復合侵蝕下混凝土脹裂時刻。值得一提的是,Wang等[9]采用數字圖像相關法計算鋼筋銹脹力,發現3%NaCl+5%Na2SO4溶液作用下,試件脹裂時最大銹脹力較3%NaCl溶液下降11.1%。根據脹裂時間與式(5),本研究中復合侵蝕下脹裂時混凝土抗拉強度為3.81 MPa,再由式(14)可知最大銹脹力較單一氯鹽侵蝕環境下降了11.8%,與文獻[9]相近。這表明伴隨腐蝕試驗中混凝土腐蝕程度可以表征保護層的腐蝕損傷,基于該試驗得到的混凝土抗拉強度演化規律可以用于計算脹裂時間,反映復合侵蝕下保護層損傷對銹裂行為的影響。

4 結 論

1)復合侵蝕下,硫酸鹽的存在改變混凝土脹裂前表觀形貌,使得單一氯鹽環境下的“白須”消失,表面粉化發白且出現鹽結晶。

2)硫酸鹽的存在不影響復合侵蝕下鋼筋銹蝕形貌,但在脹裂前顯著降低鋼筋銹蝕率,從而延長混凝土保護層脹裂時間。銹脹裂縫寬度與鋼筋銹蝕率線性相關,受硫酸鹽腐蝕混凝土增大了裂縫隨銹蝕發展速率。

3)為明確復合侵蝕下硫酸鹽對混凝土保護層的劣化作用,設計伴隨的混凝土腐蝕試驗。基于混凝土劈裂抗拉強度演化,提出腐蝕程度指標,建立受腐蝕混凝土的抗拉強度演化經驗公式。復合侵蝕降低混凝土抗拉性能,將加劇RC結構長期性能的劣化。

4)在經典ES銹脹模型中考慮銹蝕產物對裂縫的填充作用,并將硫酸鹽的影響考慮至混凝土抗拉強度、鋼筋腐蝕電流密度中,建立復合侵蝕下保護層脹裂時間預測模型,準確描述鋼筋混凝土銹裂特征。