干濕循環與受彎裂縫共同作用下海工砼梁內氯離子侵蝕及耐久性壽命預測

崔釗瑋，劉榮桂，陸春華，王豪杰

(江蘇大學土木工程與力學學院,鎮江 212013)

0 引 言

對海工混凝土結構而言，海洋環境中氯離子誘導的鋼筋銹蝕是導致其耐久性能劣化的主要因素[1-2]。大量工程調查結果表明，長期因海水浪濺、潮汐等作用而暴露于干濕交替區域的結構構件中鋼筋銹蝕最為嚴重，已然成為此類結構耐久性設計的控制區域[2-3]。與此同時，基于實際服役荷載與侵蝕環境條件的共同作用，海工混凝土結構中各個構件通常處于一定的損傷狀態(拉應力、壓應力或結構裂縫)[4]。因此開展開裂狀態下浪濺區混凝土內氯離子侵蝕特性的研究，為海工混凝土結構中鋼筋脫鈍時間的預測提供依據，對該類結構耐久性壽命進行有效的預測具有十分重要的意義。

在氯離子濃度、環境溫濕度以及孔隙液飽和度等梯度的共同作用下，處于干濕交替的浪濺區混凝土內氯離子侵蝕，是典型的非飽和狀態水分和氯離子耦合輸運的過程，主要以擴散與對流耦合的方式向內部滲透[5]。近年來，關于非飽和狀態下裂縫/損傷對混凝土內氯離子侵蝕特性的影響，國內外學者已開展了一定的試驗研究與理論分析。Da[6]、申林[7]、Ragab[8]等通過試驗研究和現場檢測，得到了非飽和狀態下混凝土中氯離子的侵蝕規律，但暫未考慮混凝土損傷因素對其規律的影響；張希瑾[9]、Marsavina[10]等開展了預制裂縫參數(不同寬度、深度與間距等)對混凝土內氯離子侵蝕特性的影響研究，均發現裂縫(寬度0.1 mm以上)的出現明顯加快了氯離子的擴散速度，但需要對裂縫參數與氯離子擴散系數之間的定量關系進一步探索；而實際海工結構構件(梁、板)在服役階段多數處于受彎狀態，由此生成的橫向裂縫是一類由表面向內部逐漸閉合的 “V”字型裂縫[11]，這與預制貫穿裂縫的形態參數有較大的差別，因此對混凝土內氯離子擴散的影響有較大的區別，目前相關問題也有一定的研究。張希瑾[12]、Gowripalan[13]等采用彎曲加載法得到受彎開裂的混凝土構件，并對構件開展氯離子侵蝕試驗研究，對比混凝土內相同深度的氯離子濃度均發現裂縫處最高。陳夢成[14]、Kwon[15]、Ma[16]等研究了多因素耦合作用(裂縫、應力及環境作用等)對混凝土內氯離子侵蝕機理的影響，并基于元胞自動機原理及Monte Carlo概率方法對開裂混凝土的耐久性壽命進行預測。關于氯離子侵蝕機理的研究與探索，杜修力等[4]考慮實際服役工況，建議今后應重點開展復雜環境與應力/損傷狀態耦合作用的試驗研究，不同損傷程度對氯離子侵蝕的影響也需對其理論進行統一，進一步準確預測服役過程中混凝土結構的可靠性[17]。由此可見，開展氯鹽干濕循環與受彎裂縫共同作用對混凝土梁內氯離子侵蝕特性的影響研究，與浪濺區海工混凝土結構所處的實際環境與服役荷載較為接近，并將其應用于混凝土結構的耐久性壽命預測，相關研究成果對海工混凝土結構耐久性設計具有非常重要的參考價值。

因此，本文分析了受彎裂縫對浪濺區海工混凝土內氯離子輸運的影響，綜合考慮混凝土損傷、混凝土結合氯離子能力、表層對流效應以及時間劣化效應等因素，建立了修正氯離子擴散模型，并采用受彎開裂荷載與氯鹽干濕循環共同作用試驗來驗證上述模型；基于Monte Carlo法，應用等效氯離子擴散系數的修正計算模型進行混凝土結構的耐久性壽命預測，相關研究成果可為實際海工混凝土結構耐久性設計及壽命評估提供一定的借鑒。

1 模型的建立

有關非飽和狀態下混凝土內氯離子侵蝕機理的研究成果表明，主要考慮模型形式的簡化，國內外研究學者仍然較傾向于采用Fick第二定律及其恒定邊界條件的解析解來描述浪濺區混凝土內氯離子的一維擴散過程[2-3,5]。鑒于文獻[2,18-19]的研究成果，浪濺區混凝土內對流效應主要發生在其表層一定深度Δx內，并參照文獻[20]中表層損傷的混凝土結構內氯離子擴散理論模型，可以得到對流區以內氯離子傳輸的一維擴散方程為：

(1)

式中，Ct為總氯離子濃度(按占混凝土質量的百分比表示，下同)；t為侵蝕時間；D為混凝土中氯離子擴散系數；x為氯離子侵蝕深度；x′為對流區以內氯離子擴散深度，混凝土內外區域劃分以氯離子由外向內擴散方向為參考；令Cb=R·Cf，其中Cf為自由氯離子濃度，Cb為結合氯離子濃度，R為混凝土氯離子結合能力系數[20]，則Ct=(1+R)·Cf。

當不考慮氯離子濃度對其擴散系數的影響時，混凝土中氯離子擴散系數可按式(2)計算。

(2)

式中，D0為水化齡期t0時刻混凝土的氯離子擴散系數；m為氯離子擴散系數隨時間變化的衰減指數，與膠凝材料的種類、服役環境相關[2-3]。

基于開裂損傷對混凝土內氯離子侵蝕特性的影響分析，本文引入綜合影響系數K來描述受彎裂縫寬度w及粉煤灰摻量f對其氯離子擴散系數的影響，并將對應的擴散系數稱為等效氯離子擴散系數Deq，詳見式(3)。

Deq(t)=K·D0(t)

(3)

式中，D0(t)為完好截面(w=0 mm)處t時刻的混凝土氯離子擴散系數。

綜上所述，假定混凝土內初始氯離子濃度C0為零，綜合考慮混凝土損傷、混凝土結合氯離子能力、表層對流效應以及時間劣化效應等因素，基于Fick第二定律的修正自由氯離子濃度一維分布模型見式(4)。

(4)

式中，Cs為擴散區的表面氯離子濃度，可由試驗得到；erf為誤差函數；參照CCES 01—2004[21]的規定，m取值與膠凝材料種類有關(硅酸鹽水泥取為0.37，粉煤灰取為0.93)；R的取值參照文獻[2]，本文中普通混凝土取為2，粉煤灰混凝土取為3。

2 試驗研究

2.1 試驗材料

試驗所用的混凝土設計強度等級為C30，其配合比設計及28 d標準立方體抗壓強度值見表1。其中膠凝材料選用江蘇鶴林水泥有限公司生產的P·O 42.5級普通硅酸鹽水泥與江蘇諫壁電廠生產的II級粉煤灰；粗骨料選用粒徑為5～25 mm的碎石；細骨料選用Ⅱ區、細度模數為2.7的天然江砂；水選用實驗室自來水；減水劑選用特密斯TMS-F1型高效減水劑。

表1 混凝土配合比設計及性能Table 1 Mix proportion and properties of concrete

注：標號FA-0表示粉煤灰摻量為0%，下同；W/B表示水膠比(水與膠凝材料的質量比值)；f為粉煤灰占膠凝材料總量的質量百分比；減水劑摻量為減水劑占膠凝材料的質量百分比。

2.2 試件設計與制作

試件采用尺寸為150 mm×180 mm×1000 mm的鋼筋混凝土梁，主筋為HRB335鋼筋，具體配筋如圖1所示。為后續試驗加載設置預留孔道，待試件澆筑成型(如圖2所示)后自然養護28 d，采用兩端對錨、三點加載的方式(如圖1所示)，逐步調節不銹鋼螺桿兩端的螺帽，采用精度為0.01 mm的BJQF-A型裂縫測寬儀跟蹤混凝土梁底面裂縫寬度，從而控制受彎試件受拉區域出現裂縫的最大寬度接近設計要求。各試件底面的裂縫條數及寬度實測值詳見表2。

圖1 試件配筋及加載示意圖(單位：mm)
Fig.1 Drawing of reinforcement and loading for specimens (unit:mm)

圖2 試件澆筑成型
Fig.2 Pouring and forming of specimens

表2 受彎試件底面裂縫實測值Table 2 Measured values of bottom cracks in flexural specimens

2.3 試驗方法

為研究試件受彎裂縫和氯鹽單面侵蝕效果，將兩兩自錨的試件兩側面及受壓面用環氧樹脂封閉(如圖3所示)，僅僅保留受彎試件的受拉區域(即受彎裂縫出現的表面)處于氯鹽侵蝕環境。隨后將試件放入裝有質量分數為5%的NaCl溶液的浸泡池中開展干濕循環試驗(如圖4所示)，每14 d為一個干濕循環周期(自然風干7 d+氯鹽浸泡7 d)，從而研究氯鹽干濕循環與受彎裂縫共同作用下浪濺區海工混凝土內氯離子侵蝕機理，并以此對服役結構進行壽命預測。由于開展的是短期內干濕循環試驗，忽略由膠凝材料二次水化引起的裂縫自愈合效應以及錨桿松弛的影響[2]，裂縫寬度仍取干濕循環之前的實測值。

圖3 環氧樹脂封閉的試驗梁
Fig.3 Test beams sprayed with epoxy resin

圖4 氯鹽干濕循環的試驗梁
Fig.4 Test beams in dry-wet cycle of chloride

圖5 取粉間距及深度(單位：mm)
Fig.5 Distance and depth of obtaining powder (unit:mm)

圖6 RCT測試裝置
Fig.6 RCT testing device

經15個干濕循環周期后，對單面侵蝕混凝土梁的完好處(無應力、無裂縫)與受彎裂縫處，沿侵蝕方向(即梁高度方向)分層采集混凝土粉樣(用游標卡尺測取粉深度)。為深入研究表層對流區內氯離子侵蝕特性，距侵蝕面前20 mm內取粉樣間距為5 mm，隨后取樣間距調為10 mm，直至60 mm深度處(1/3梁高，且裂縫深度均超過該值)，如圖5所示。采用RCT(快速氯離子檢測方法，如圖6所示)分別對控制截面及裂縫截面處混凝土粉樣內的自由氯離子濃度進行檢測，重點考察受彎裂縫寬度w與粉煤灰摻量f對氯離子侵蝕的影響特性。

3 等效氯離子擴散系數計算模型

經計算，得到15個干濕循環周期后完好處、裂縫處混凝土內不同侵蝕深度處的自由氯離子濃度，主要考慮受彎裂縫寬度w與粉煤灰摻量f對自由氯離子濃度分布的影響，對裂縫寬度w分為0 mm、0.1～0.2 mm、0.2～0.3 mm、0.3～0.4 mm及0.4～0.5 mm五個區間，粉煤灰摻量f分為0%、15%與30%三種工況進行分析，如圖7與圖8所示。

圖7 15個干濕循環周期后不同寬度的裂縫處混凝土內自由氯離子濃度分布情況
Fig.7 Distribution of free chloride ion concentration in concrete with cracks of different widths after 15 dry-wet cycles

圖8 15個干濕循環周期后不同粉煤灰摻量下不同寬度的裂縫截面處自由氯離子濃度分布情況
Fig.8 Distribution of free chloride ion concentration in different cracked sections of different amount of fly ash after 15 dry-wet cycles

從圖7和圖8中可以看出：(1)自由氯離子濃度分布曲線在侵蝕深度為10～15 mm范圍內均出現一個峰值(見圖7、圖8中虛線標注)，說明在此范圍內表層對流效應較顯著，這一點與歐洲標準Dura Crete中正常情況下對流擴散區深度為14 mm一致；(2)表層對流效應基本不受混凝土是否開裂狀態與摻加粉煤灰的影響，因此建議研究氯鹽侵蝕機理時考慮表層對流效應；(3)在對流區侵蝕深度以內，同一截面處的自由氯離子濃度隨侵蝕深度逐漸降低，符合擴散的基本規律，且與文獻[11]的結論相符。

從圖7(a)～7(d)中可以看出：不管是否開裂(w介于0～0.4 mm)，對比相同侵蝕深度處的自由氯離子濃度，不難發現普通水泥混凝土中的自由氯離子濃度均高于粉煤灰混凝土，主要是因為粉煤灰的活性效應、填充效應、形態效應以及吸附效應等的共同作用，從而提高混凝土的密實度、減低氯離子侵蝕速度，進一步驗證了公式(4)中不同膠凝材料對氯離子的結合能力有所不同。圖7(e)中的粉煤灰對氯離子分布規律的影響與圖7(a)～7(d)不同，這可能與裂縫寬度較大(w>0.4 mm)對表層對流效應的影響變大有關[2]。

對照圖8(a)～8(c)中可以看出：表層對流區以內，相同滲透深度處自由氯離子濃度隨裂縫寬度增大而增大，且在較大裂縫寬度(w≥0.3 mm)截面處滲透深度為50～60 mm處，自由氯離子濃度仍大于0.2%，由此可見受彎裂縫的出現明顯加速了氯離子的滲透，且滲透速度與裂縫寬度有明顯的關系，這與文獻[4,9]的基本規律一致。

圖9 擬合模型計算值與試驗實測值的對比Fig.9 Comparisons between the calculated value of fitting model and the measured value of experiment

借助Matlab軟件擬合工具箱，主要對圖7中15～60 mm范圍內的自由氯離子濃度值按公式(4)進行回歸分析(其中，Δx、R、m和t等參數均已確定)，得出不同寬度受彎裂縫處、三種不同配合比混凝土的表面氯離子濃度Cs和等效氯離子擴散系數Deq(t)?；谏鲜龇治鼋Y果，選用不同冪函數與指數函數來定量分析綜合影響系數K與受彎裂縫寬度w、粉煤灰摻量f之間的定量關系，相關結果見表3。對比表3中擬合優度R2可以看出，四次冪函數擬合精度最高，但表達式過于復雜不便于實際工程應用，故考慮簡化形式，本文建議采用指數函數來分析受彎開裂粉煤灰混凝土構件的綜合影響系數K(擬合模型計算值與試驗實測值的對比見圖9)，這與文獻[22]中考慮彎曲應力對混凝土內氯離子侵蝕的影響模型一致。

表3 各擬合模型的具體參數Table 3 Parameters of each fitting models

4 耐久性壽命預測分析

選取鋼筋脫鈍時間t0作為氯鹽干濕交替下開裂鋼筋混凝土梁構件的耐久性極限狀態時刻，其極限狀態函數z(t)可表示為[5]:

z(t)=Ccr,f-Cf(x,t)

(9)

式中：Ccr,f為鋼筋初始銹蝕時，鋼筋周圍附近混凝土內自由氯離子濃度閾值，取值參照文獻[5]；Cf(x,t)為t時刻鋼筋周圍附近混凝土內自由氯離子濃度，可根據式(4)、(8)進行計算。

暴露一定時間t時的鋼筋初銹概率Pi(t)及相應的初銹時間Ti見式(10)、(11)：

Pi(t)=P[Ccr,f≤Cf(x,t)]

(10)

Ti=[Pi(t)≥Pi,max]

(11)

應用Monte Carlo法，借助Matlab程序對暴露環境為浪濺區海工混凝土結構進行壽命預測。本文以鋼筋初銹作為結構的耐久性極限狀態，預先設定的最大初銹概率Pi,max(即失效概率)取為10%，此時結構的服役年限即為鋼筋初銹時間預測值，具體如下所述：

圖10 裂縫寬度對鋼筋初銹概率的影響
Fig.10 Influence of crack width on the initial corrosion probability of reinforcing bars

圖11 保護層厚度對鋼筋初銹概率的影響
Fig.11 Iinfluence of the thickness of protective layer on the initial corrosion probability of reinforcing bars

圖12 粉煤灰摻量對鋼筋初銹概率的影響Fig.12 Influence of fly ash content on the initial corrosion probability of reinforcing bar

(1)取保護層厚度為65 mm、粉煤灰摻量為15%的不同裂縫寬度下的壽命預測值進行分析。從圖10可以看出，裂縫的出現使得鋼筋初銹時間明顯提前，當裂縫寬度w≤0.2 mm時鋼筋初銹時間t0提前了70.8%，但仍能保證在35年以上；而當裂縫寬度w≥0.2 mm時，不到10年鋼筋開始銹蝕；

(2)取裂縫寬度為0.2 mm、粉煤灰摻量為15%來分析保護層厚度對鋼筋初銹的影響。從圖11可以看出，當裂縫寬度w發展到0.2 mm時、保護層厚度從70 mm降至60 mm時，壽命預測年限從40年降至25年，失效概率相應從69.2%降至75.0%，因此對于裂縫寬度大于0.2 mm時，當設計服役年限為50年以上，保護層厚度最小值應保持在65 mm；

(3)取裂縫寬度為0.2 mm、保護層厚度為65 mm分析粉煤灰摻量對鋼筋初銹時間的影響。從圖12可以看出，相同保護層厚度、相同裂縫寬度條件下，鋼筋初銹時間隨粉煤灰摻量的增大而逐漸增大，可見對于海工混凝土結構，添加適量粉煤灰(0%～30%)，可以有效延長開裂混凝土結構內鋼筋的初銹時間。

為了滿足服役壽命為50年及以上的海工鋼筋混凝土梁構件的耐久性要求，基于Monte Carlo法進行壽命預測的結果，對其耐久性設計方面提幾點建議：(1)混凝土最小保護層厚度應控制在65 mm；(2)粉煤灰摻量可控制在15%～30%之間；(3)后期由于環境及荷載共同作用下產生的平均裂縫寬度應控制在0.2 mm。

5 結 論

(1)分析受彎裂縫對浪濺區海工混凝土內氯離子侵蝕特性的影響，綜合考慮混凝土損傷、混凝土結合氯離子能力、表層對流以及時間劣化效應等因素，建立了修正氯離子擴散模型。

(2)采用受彎開裂荷載與氯鹽干濕循環共同作用試驗來模擬實際服役狀態的海工混凝土梁內氯離子侵蝕過程，從而對修正氯離子擴散模型進行驗證。

(3)基于蒙特卡羅(Monte Carlo)方法，考慮海工混凝土結構的重要使命，將鋼筋脫鈍時間作為耐久性極限。經預測得到了保護層厚度、粉煤灰摻量以及受彎裂縫寬度對混凝土結構耐久性壽命的影響，相關研究成果可為實際海工混凝土結構耐久性設計及壽命評估提供一定的借鑒。