氯鹽干濕環(huán)境下受彎?rùn)M向裂縫對(duì)鋼筋混凝土耐久性影響

陸春華，金偉良，延永東

(1.江蘇大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013;2.浙江大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程研究所，浙江 杭州310058)

氯鹽干濕環(huán)境下受彎?rùn)M向裂縫對(duì)鋼筋混凝土耐久性影響

陸春華1，2，金偉良2，延永東2

(1.江蘇大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013;2.浙江大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程研究所，浙江 杭州310058)

為了研究持續(xù)開裂狀態(tài)下橫向裂縫對(duì)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)耐久性的影響特性，開展了8根受彎開裂鋼筋混凝土梁構(gòu)件的鹽溶液干濕循環(huán)試驗(yàn);借助無損檢測(cè)技術(shù)和破損實(shí)測(cè)方法，分別對(duì)氯離子侵入量、鋼筋半電池電位、腐蝕電流密度以及平均銹蝕率等進(jìn)行了對(duì)比分析。研究結(jié)果表明，裂縫的存在將提高混凝土的滲透性，裂縫處及周圍混凝土內(nèi)的氯離子含量明顯增大;對(duì)于一定裂縫分布狀況的鋼筋混凝土試驗(yàn)梁，內(nèi)部鋼筋的腐蝕電位、腐蝕電流密度以及平均銹蝕率均高于裂縫自愈及無裂縫的試驗(yàn)梁，并受到保護(hù)層厚度與裂縫開展?fàn)顟B(tài)的影響，其影響規(guī)律可用單位長(zhǎng)度內(nèi)的平均裂縫寬度與保護(hù)層厚度的比值wm/c來進(jìn)行綜合評(píng)價(jià)。綜合試驗(yàn)結(jié)果，初步建議海洋干濕侵蝕環(huán)境下鋼筋混凝土構(gòu)件的最大裂縫寬度wmax宜小于0.003 3 c，相關(guān)結(jié)論可為海洋混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性設(shè)計(jì)提供參考。

氯鹽環(huán)境;干濕循環(huán);鋼筋混凝土;橫向裂縫;鋼筋銹蝕

在我國東南沿海地區(qū)，氯離子侵蝕是造成港口碼頭、沿海橋梁等混凝土結(jié)構(gòu)發(fā)生鋼筋銹蝕、保護(hù)層開裂和承載能力下降的重要原因。一般情況下，處于海洋環(huán)境下的混凝土結(jié)構(gòu)，可根據(jù)表面氯離子的濃度以及氧氣、水分的供應(yīng)程度分為四個(gè)不同的區(qū)域，即水下區(qū)、潮汐區(qū)、浪濺區(qū)和大氣區(qū)。大量的國內(nèi)外工程調(diào)查發(fā)現(xiàn)［1］，由于浪濺、潮汐區(qū)的混凝土處于經(jīng)常性的干濕交替，構(gòu)件的銹蝕破壞最為嚴(yán)重，已成為沿?；炷两Y(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計(jì)的重點(diǎn)防護(hù)區(qū)域。因此，干濕交替作用下海港混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性研究一直是國內(nèi)外學(xué)者關(guān)注的重點(diǎn)［2-3］。

對(duì)于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)來說，正常使用階段中由各種荷載引起的橫向裂縫屬于正常現(xiàn)象。通常，適當(dāng)?shù)臋M向裂縫不會(huì)影響到結(jié)構(gòu)構(gòu)件的承載能力，可以認(rèn)為是無害裂縫。但在氯離子侵蝕環(huán)境下，橫向裂縫對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)耐久性的影響就會(huì)顯現(xiàn)出來。一方面，在毛細(xì)管吸附作用下，外界氯離子會(huì)沿裂縫周圍快速侵入到鋼筋表面，引起鈍化膜局部破壞而使鋼筋提前發(fā)生坑蝕;另一方面，裂縫的存在很容易使鋼筋發(fā)生“小陽極、大陰極”的電化學(xué)腐蝕，從而加快鋼筋銹蝕的發(fā)展。對(duì)此，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)開裂混凝土構(gòu)件的耐久性進(jìn)行了一定的試驗(yàn)研究，但是無論從短期快速試驗(yàn)結(jié)果［4-6］，還是從長(zhǎng)期暴露試驗(yàn)結(jié)果［7-9］來看，橫向裂縫的開展?fàn)顩r(寬度、間距以及深度)對(duì)鋼筋銹蝕的影響還存在著較大的爭(zhēng)議，試驗(yàn)結(jié)果的離散性較大。其中一個(gè)主要原因是，對(duì)于混凝土內(nèi)的鋼筋銹蝕問題，除了裂縫條件外，還受到混凝土保護(hù)層厚度及其密實(shí)度、周圍環(huán)境條件等因素的影響。學(xué)者Pettersson［10］曾提出用橫向裂縫寬度w和保護(hù)層厚度c的比值w/c(或者c/w)來綜合評(píng)價(jià)開裂狀態(tài)下混凝土內(nèi)鋼筋的腐蝕特性及其結(jié)構(gòu)耐久性。而Arya等人［11］認(rèn)為對(duì)鋼筋銹蝕起主導(dǎo)作用的因素是梁的開裂頻數(shù)(單位長(zhǎng)度內(nèi)的裂縫條數(shù))，鋼筋的銹蝕程度隨裂縫條數(shù)的增加而提高。因此，對(duì)于沿海鋼筋混凝土構(gòu)件的鋼筋銹蝕問題，除了考慮侵蝕環(huán)境(干濕交替)外，還需要著重考慮裂縫寬度、間距以及保護(hù)層厚度等自身因素的影響。

為此，對(duì)持續(xù)開裂狀態(tài)下的鋼筋混凝土梁構(gòu)件進(jìn)行鹽溶液干濕循環(huán)試驗(yàn)，通過氯離子含量、半電池電位以及腐蝕電流密度的測(cè)定，重點(diǎn)考察了保護(hù)層厚度、裂縫寬度及間距對(duì)氯離子侵入以及鋼筋銹蝕發(fā)展的影響特性。相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果可為沿?；炷两Y(jié)構(gòu)的耐久性分析和評(píng)估提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件制作

混凝土原材料采用42.5號(hào)普通硅酸鹽水泥，粗骨料采用最大粒徑為20 mm的碎石，細(xì)骨料采用天然河砂，細(xì)度模數(shù)2.5，級(jí)配II區(qū)。混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30，配合比如表1所示，其中28 d軸心抗壓強(qiáng)度由150 mm立方體試塊測(cè)得。試驗(yàn)梁尺寸有150 mm×200 mm×1 500 mm(單裂縫，用于氯離子侵入分析)和150 mm×300 mm ×2 600 mm(多裂縫，用于鋼筋銹蝕分析)兩種，分別采用HRB335和HRB500鋼筋;多裂縫梁的構(gòu)造見圖1。

表1 混凝土配合比及其力學(xué)性能Tab.1 Mix of concrete and its mechanical property

1.2 裂縫的生成方法

所有試驗(yàn)梁進(jìn)行側(cè)面澆筑，拆摸后進(jìn)行澆水養(yǎng)護(hù)7天，隨后放置于室內(nèi)進(jìn)行自然養(yǎng)護(hù)21天，直到進(jìn)行裂縫制作和干濕侵蝕試驗(yàn)。對(duì)單裂縫試驗(yàn)梁，將2根梁進(jìn)行兩兩互錨，通過擰緊螺帽施加外力，直至梁跨中(梁澆筑時(shí)已經(jīng)預(yù)留微小口子)出現(xiàn)的裂縫寬度接近設(shè)計(jì)要求(見表2)。對(duì)于多裂縫梁，考慮到試件尺寸和質(zhì)量較大，采用四點(diǎn)加載的方法對(duì)梁進(jìn)行受彎開裂試驗(yàn)，使之達(dá)到穩(wěn)定開裂狀態(tài)(鋼筋水平處最大裂縫寬度達(dá)到0.20～0.25 mm)后卸載;隨后將卸載后的試驗(yàn)梁進(jìn)行兩兩自錨(兩端設(shè)支座，跨中加載，如圖2所示)，加載后實(shí)測(cè)跨中1 m范圍內(nèi)裂縫開展情況如表2所示。為了對(duì)比分析，分別制作考慮裂縫自愈的M5梁(卸載后不加載)以及不開裂的完好梁N1。需要指出的是，在整個(gè)試驗(yàn)過程中，由于鋼筋應(yīng)力松弛和混凝土徐變的影響，裂縫的開展寬度會(huì)發(fā)生一些變化;為了便于分析，相應(yīng)的裂縫參數(shù)一律取為初始的裂縫狀態(tài)。

1.3 干濕循環(huán)試驗(yàn)

將試驗(yàn)梁放置在濃度約為10%的NaCl溶液中進(jìn)行干濕循環(huán)侵蝕試驗(yàn)。試驗(yàn)分兩個(gè)階段進(jìn)行:第I階段采用濕一周干一周的方案，進(jìn)行10個(gè)循環(huán)(共20周)，然后進(jìn)行第一次測(cè)讀;第II階段先以濕兩周干兩周的方法進(jìn)行5個(gè)循環(huán)(共20周)，然后將梁置于室內(nèi)環(huán)境下20周后，再進(jìn)行第二次讀數(shù)。

圖1 多裂縫試驗(yàn)梁構(gòu)造示意Fig.1 Configuration for multi-crack specimens

圖2 試驗(yàn)梁的持續(xù)加載裝置Fig.2 Sustained loading set for specimens

2 混凝土內(nèi)鋼筋銹蝕狀態(tài)的評(píng)價(jià)方法

2.1 半電池電位法

半電池電位法是根據(jù)鋼筋的腐蝕電位判斷混凝土內(nèi)鋼筋可能發(fā)生銹蝕的幾率，是一種既簡(jiǎn)便又快捷的評(píng)價(jià)鋼筋銹蝕狀況的方法。根據(jù)美國ASTM C876標(biāo)準(zhǔn)［12］，以Cu/CuSO4作為參比電極，當(dāng)測(cè)得的半電池電位分別為小于-350、-200～-350以及大于-200 mV時(shí)，鋼筋活化銹蝕幾率分別為90%、50%和10%。

2.2 線性極化法

用線性極化電阻法可以測(cè)定鋼筋的腐蝕電流密度icorr，該參數(shù)是鋼筋腐蝕速度的電化學(xué)表示，是評(píng)價(jià)鋼筋銹蝕行為的最直接參數(shù)［12］。腐蝕電流密度與鋼筋銹蝕速度存在如下關(guān)系:當(dāng)icorr＜0.1 μA/cm2時(shí)，可認(rèn)為鋼筋仍處于鈍化狀態(tài);當(dāng) icorr分別處于0.1 ～0.5 μA/cm2、0.5 ～1.0 μA/cm2以及大于 1.0 μA/cm2時(shí)，對(duì)應(yīng)的銹蝕狀態(tài)分別為低銹蝕、中等銹蝕和高銹蝕。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 開裂混凝土氯離子侵入分析

經(jīng)過階段I的干濕循環(huán)后，對(duì)單裂縫試件S1和S2進(jìn)行鉆孔取粉測(cè)定不同深度處的水溶性氯離子含量。采用直徑為10 mm的沖擊鉆頭鉆孔取粉，選取裂縫截面，以及距離裂縫50 mm、200 mm、400 mm以及700 mm處的截面為檢測(cè)對(duì)象，每個(gè)截面鉆取3個(gè)孔，每一鉆孔按照5 mm的深度分層取粉，取樣深度最大為50 mm。然后，借助RCT(rapid chloride test)氯離子含量測(cè)試儀測(cè)定水溶性氯離子含量(按混凝土重量的百分?jǐn)?shù)表示)，具體過程如下:取鉆孔得到的混凝土粉末1.5 g與RCT氯化物萃取液相混合，并振蕩5分鐘;然后將標(biāo)定過的氯電極浸入溶液測(cè)出氯離子含量。經(jīng)檢測(cè)，S1試驗(yàn)梁的氯離子侵入分布如圖3和圖4所示(S2梁類似)。

從圖3和圖4中可以看出:1)裂縫截面處的氯離子含量要遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于其它截面，離裂縫截面越遠(yuǎn)，氯離子的含量就越低;在鋼筋位置深度，裂縫截面處的氯離子含量分別是距離裂縫50 mm、200 mm、400 mm和700 mm截面處的1.88、2.04、9.33和15.31倍。經(jīng)分析，產(chǎn)生以上結(jié)果的主要原因有兩點(diǎn)［13-14］:一是裂縫加大了混凝土滲透性能，并表現(xiàn)出明顯的毛細(xì)管吸作用;二是較大的裂縫寬度(0.1 mm以上)使裂縫表面的氯離子側(cè)向擴(kuò)散比較明顯，使得靠近裂縫處的混凝土中氯離子含量也較大。2)當(dāng)與裂縫截面的間距超過400 mm后，氯離子隨深度的分布曲線變化不大，即混凝土內(nèi)的氯離子侵入已不受裂縫的影響。3)對(duì)于潮濕環(huán)境中的氯離子侵蝕，引起鋼筋脫鈍的臨界濃度常取為膠凝材料質(zhì)量的0.1% ～0.2%(混凝土強(qiáng)度越低，取值越小)［15］;若以膠凝材料占混凝土質(zhì)量的1/6來計(jì)算，則臨界濃度約為混凝土質(zhì)量的0.017% ～0.033%;從試驗(yàn)測(cè)得的氯離子含量分布來看，不僅裂縫周圍-200～200 mm范圍內(nèi)，鋼筋表面的氯離子濃度遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過臨界濃度;就連距離裂縫較遠(yuǎn)的截面處(可不考慮裂縫影響)，鋼筋表面的氯離子濃度也超過了臨界濃度;這說明在10%高濃度NaCl溶液的干濕循環(huán)侵蝕作用下(一般海水的鹽度為3.0%左右［1］)，梁內(nèi)鋼筋在經(jīng)歷20周侵蝕后即可發(fā)生脫鈍而處于活化狀態(tài)。

圖3 梁S1不同截面處氯離子含量分布Fig.3 Chloride content at different sections in beam S1

圖4 梁S1不同深度處氯離子含量分布Fig.4 Chloride content at different depth in beam S1

3.2 半電池電位Ecorr

鋼筋的半電池電位采用PROCEQ公司生產(chǎn)的CANIN鋼筋銹蝕測(cè)定儀進(jìn)行量測(cè)，并取Cu/CuSO4作為參比電極。經(jīng)過第I階段和第II階段侵蝕后，多裂縫試驗(yàn)梁澆注面一側(cè)鋼筋的半電位如圖5所示(由于導(dǎo)線損壞，M1試驗(yàn)梁沒有測(cè)讀)。從圖5中可以得出以下幾點(diǎn):

1)對(duì)于持續(xù)荷載作用下的多裂縫梁M2～M4，其跨中區(qū)域鋼筋的電位要普遍低于梁兩端鋼筋的電位，這與跨中區(qū)域裂縫密而寬有關(guān);其中，M2梁(c=30 mm，wmax=0.18 mm)與M3梁(c=40 mm，wmax=0.20 mm)的電位分布比較接近，而M4梁(c=30 mm，wmax=0.12 mm)各部位的電位略高于以上兩梁。若以最大裂縫寬度或保護(hù)層厚度單因素指標(biāo)來進(jìn)行評(píng)價(jià)，發(fā)現(xiàn)兩者均很難有效說明開裂混凝土內(nèi)鋼筋銹蝕的發(fā)展?fàn)顩r;這里，在參考文獻(xiàn)［10-11］以及綜合考慮裂縫寬度、開裂頻數(shù)以及保護(hù)層厚度的基礎(chǔ)上，提出用平均裂縫寬度wm與保護(hù)層厚度c的比值wm/c來進(jìn)行評(píng)價(jià);經(jīng)計(jì)算，對(duì)應(yīng)試驗(yàn)梁M2、M3和M4的wm/c比值分別0.003 3、0.003 4和0.002 2(見表2)。比較發(fā)現(xiàn)，以上三根梁的電位分布規(guī)律與wm/c比值大小符合得較好，這說明用一定長(zhǎng)度內(nèi)的平均裂縫寬度(考慮了開裂頻數(shù))與保護(hù)層厚度的比值wm/c比單因素指標(biāo)(最大裂縫寬度或保護(hù)層厚度)更能反映開裂狀態(tài)下混凝土內(nèi)鋼筋的銹蝕發(fā)展情況。

2)對(duì)于裂縫自愈的M5梁以及未開裂完好的N1梁，兩者的電位分布差異不大;這說明開裂卸載后，梁內(nèi)裂縫的自愈效果非常明顯，此時(shí)愈合的裂縫對(duì)鋼筋銹蝕的影響不是很明顯。

3)綜合比較以上各梁，可以得出，持續(xù)開裂狀態(tài)下的試驗(yàn)梁內(nèi)鋼筋的電位要遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于未開裂梁內(nèi)鋼筋的電位，說明持續(xù)開裂對(duì)鋼筋銹蝕的影響是十分明顯的。

綜上所述，在分析裂縫對(duì)混凝土內(nèi)鋼筋銹蝕的影響時(shí)，除了要考慮環(huán)境因素(氯鹽干濕交替)和荷載作用(持續(xù))外，還需要重點(diǎn)考慮裂縫的開裂狀態(tài)(寬度與間距)與保護(hù)層厚度等因素的影響。

3.3 腐蝕電流密度icorr

采用美國GAMRY公司生產(chǎn)的Reference 600電化學(xué)工作站進(jìn)行腐蝕電流密度icorr的測(cè)定。仍以Cu/Cu-SO4作為參比電極。測(cè)定時(shí)，取一塊大小為75 mm×90 mm的不銹鋼片用來作為輔助電極，在參比和輔助電極與混凝土表面之間設(shè)置一塊100 mm×150 mm大小的濕海綿。由于在混凝土不飽和的狀態(tài)下，需要相當(dāng)長(zhǎng)的時(shí)間才能在電極和鋼筋間建立一個(gè)穩(wěn)定的接觸;因此，每次測(cè)試前都需要保證混凝土已充分飽和。

圖5 多裂縫試驗(yàn)梁澆注面一側(cè)鋼筋的半電位Fig.5 Half-cell potential of steel near the casting surface for tested multi-crack beams

腐蝕電流測(cè)量采用動(dòng)電勢(shì)(potentiodynamic)極化法，極化電勢(shì)ΔE(ΔE=E-Ecorr)設(shè)定為100 mV，掃描速率為0.3 mV/s，一般需要120～240 s便可獲得一個(gè)穩(wěn)定的腐蝕電勢(shì)?？紤]到試驗(yàn)梁中部1 m范圍內(nèi)裂縫分布較多，故腐蝕電流的測(cè)定分別選取跨中、距跨中250 mm以及450 mm的三個(gè)位置進(jìn)行。

由腐蝕電流計(jì)算腐蝕電流密度時(shí)，鋼筋銹蝕面積一般是無法直接確定的。文獻(xiàn)［16］給出了一種近似的估算方法，即先測(cè)定鋼筋的極化長(zhǎng)度，在假定該段鋼筋均已發(fā)生腐蝕的基礎(chǔ)上計(jì)算銹蝕面積Acorr(極化長(zhǎng)度范圍內(nèi)鋼筋的表面積)。鋼筋極化長(zhǎng)度的測(cè)定方法如下［16］:在對(duì)梁施加100 mV的陽極電勢(shì)之前和其過程中，沿著梁的長(zhǎng)度方向每隔5 cm進(jìn)行電勢(shì)監(jiān)測(cè)，鋼筋的極化長(zhǎng)度便是發(fā)生明顯電勢(shì)變化的鋼筋長(zhǎng)度。經(jīng)檢測(cè)，各試驗(yàn)梁的鋼筋的極化長(zhǎng)度在250 mm左右。最后，取三個(gè)位置測(cè)得的平均腐蝕電流密度作為試驗(yàn)梁的腐蝕電流密度值，試驗(yàn)梁澆注面一側(cè)鋼筋的電流密度分析結(jié)果見圖6。

從圖6中可以看出:1)多裂縫M2梁(wm/c=0.003 3)與M3梁(wm/c=0.003 4)的腐蝕電流密度要遠(yuǎn)高于其它梁，其數(shù)值是未開裂梁N1的2～3倍左右;而M4梁(wm/c=0.002 2)的腐蝕電流密度則略高于裂縫自愈的M5梁以及未開裂完好的N1梁(在階段I中N1梁的腐蝕電流密度還高于M4和M5梁)。這與前面腐蝕電位的實(shí)測(cè)結(jié)果是相符的。由腐蝕電流密度與鋼筋銹蝕狀態(tài)的關(guān)系可知，試驗(yàn)梁M2和M3中的鋼筋已處于高腐蝕狀態(tài)，M4梁處于中腐蝕狀態(tài)，而M5梁和N1梁則處于低腐蝕狀態(tài)。2)經(jīng)過第I和第II階段的侵蝕后，試驗(yàn)梁內(nèi)鋼筋的腐蝕電流密度并沒有發(fā)生明顯的變化;其原因在于:對(duì)于混凝土梁內(nèi)鋼筋的電化學(xué)反應(yīng)，其腐蝕速度將取決于陰、陽極間的電阻以及陰極處的供氧程度，即與混凝土保護(hù)層的厚度及其密實(shí)程度有關(guān)［6，16］，與侵蝕的時(shí)間長(zhǎng)短關(guān)系不大。

3.4 銹蝕鋼筋取樣結(jié)果

為了更為清楚直觀地了解各試驗(yàn)梁內(nèi)受力主筋的銹蝕情況，將縱向鋼筋從梁中取出，截取跨中區(qū)段1 m長(zhǎng)度的鋼筋段進(jìn)行稱重，用失重法來評(píng)價(jià)鋼筋的平均銹蝕率。在稱重前，應(yīng)先將銹蝕鋼筋進(jìn)行清洗，去除其表面殘銹。經(jīng)計(jì)算，各試驗(yàn)梁澆注面一側(cè)縱向鋼筋的平均銹蝕率與比值wm/c的關(guān)系如圖7所示。

從圖7中可以看出，鋼筋的平均銹蝕率隨著wm/c比值的增大呈現(xiàn)出如下三個(gè)變化過程:1)當(dāng)wm/c小于0.002時(shí)，鋼筋的平均銹蝕率與完好梁(N1梁)相當(dāng)，即裂縫對(duì)鋼筋銹蝕的影響不大;2)當(dāng)wm/c在0.002～0.002 2范圍附近時(shí)，平均銹蝕率有快速增大的趨勢(shì);3)當(dāng)wm/c大于0.002 2后，平均銹蝕率隨wm/c比值的增大而快速增大。因此，在氯鹽干濕侵蝕環(huán)境下，初步建議開裂鋼筋混凝土構(gòu)件的平均裂縫寬度與保護(hù)層厚度的比值wm/c宜小于0.002 2;若近似取最大裂縫寬度為平均裂縫寬度的1.5倍［17］，則氯鹽干濕侵蝕環(huán)境下的最大裂縫寬度宜小于0.003 3c(c為保護(hù)層厚度)，這與日本土木學(xué)會(huì)JSCE規(guī)程規(guī)定的惡劣侵蝕性環(huán)境下的最大裂縫限值要求0.003 5c是相當(dāng)?shù)模?8］。

圖6 多裂縫試驗(yàn)梁的腐蝕電流密度Fig.6 Corrosion current densities of tested mutli-crack beams

圖7 鋼筋平均銹蝕率與wm/c的關(guān)系Fig.7 Relationship between average corrosion rate of reinforcement and wm/c ratio

4 結(jié)語

1)對(duì)于橫向開裂的鋼筋混凝土構(gòu)件，裂縫對(duì)其耐久性的影響主要體現(xiàn)在以下兩個(gè)方面:一方面，裂縫的存在將提高混凝土的滲透性;另一方面，持續(xù)的開裂狀態(tài)將明顯加快混凝土梁內(nèi)鋼筋銹蝕的發(fā)生和發(fā)展。

2)對(duì)于持續(xù)加載開裂的試驗(yàn)梁，鋼筋平均銹蝕率隨wm/c比值的增大而逐漸增大，這說明用平均裂縫寬度與保護(hù)層厚度的比值wm/c比單因素指標(biāo)(最大裂縫寬度或保護(hù)層厚度)更能反映開裂狀態(tài)下混凝土內(nèi)鋼筋的銹蝕發(fā)展情況。

3)綜合以上分析，可以初步建議，對(duì)于氯鹽干濕侵蝕環(huán)境，當(dāng)取最大裂縫寬度為平均裂縫寬度的1.5倍時(shí)，開裂鋼筋混凝土構(gòu)件的最大裂縫寬度wmax宜小于0.003 3c，相關(guān)內(nèi)容可為沿?；炷两Y(jié)構(gòu)的裂縫控制及耐久性評(píng)估提供一定參考。

［1］方 王景，張燕遲，王 宏，等.海港鋼筋混凝土建筑物破壞原因分析［J］.海洋工程，2004，22(4):137-142.

［2］王曉舟，金偉良.海港碼頭混凝土結(jié)構(gòu)干濕交替區(qū)域氯離子侵蝕規(guī)律研究［J］.海洋工程，2010，28(4):97-104.

［3］He S Q，Gong J X，Zhao G F.Experimental investigation on durability of reinforced concrete beams in a simulated marine environment［J］.China Ocean Engineering，2005，19(1):11-20.

［4］蔣德穩(wěn)，李 果，袁迎曙.混凝土橫向裂縫對(duì)鋼筋腐蝕速度影響的試驗(yàn)研究［J］.四川建筑科學(xué)研究，2005，31(4):55-58.

［5］Raupach M.Chloride-induced macrocell corrosion of steel in concrete-theoretical background and practical consequences［J］.Construction and Building Materials，1996，10(5):329-338.

［6］Saraswathy V，Song H W.Evaluation of corrosion resistance of Portland pozzolana cement and fly ash blended cements in precracked RC slabs［J］.Materials Chemistry and Physics，2007，104(2-3):356-336

［7］Francois R，Arliguie G.Influence of service cracking on reinforcement steel corrosion［J］.Journal of Materials in Civil Engineering，1998，10(1):14-20.

［8］Mohammed T U，Otsuki N，Hamada H.Corrosion of steel bars in cracked concrete under marine environment［J］.Journal of Materials in Civil Engineering，2003，15(5):460-469.

［9］Vidal T，Castel A，F(xiàn)rancois R.Corrosion process and structural performance of a 17 year old reinforced concrete beam stored in chloride environment［J］.Cement and Concrete Research，2007，37(11):1551-1561.

［10］Pettersson K.Criteria for cracks in connection with corrosion in high-strength concrete［C］∥4th Int.Symp.Utilization of High-Strength High-Performance Concrete.1996:509-517.

［11］Arya C，Ofori-Darko F K.Influence of crack frequency on reinforcement corrosion in concrete［J］.Cement and Concrete Research，1996，26(3):345-353.

［12］李 果，大即信明，袁迎曙.粉煤灰替代率對(duì)混凝土內(nèi)鋼筋腐蝕的影響［J］.中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，38(2):149-154.

［13］Gowripalan N，Sirivivatnanon V，Lim C C.Chloride diffusivity of concrete cracked in flexure［J］.Cement and Concrete Research，2000，30(5):725-730.

［14］Rodriguez O G，Hooton R D.Influence of cracks on chloride ingress into concrete［J］.ACI Materials Journal，2003，100(2):120-126.

［15］中國工程院土木水利與建筑學(xué)部.混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計(jì)與施工指南［M］.北京:中國建筑工業(yè)出版社，2004.

［16］Jaffer S J，Hansson C M.The influence of cracks on chloride-induced corrosion of steel in ordinary Portland cement and high performance concretes subjected to different loading conditions［J］.Corrosion Science，2008，50(12):3343-3355.

［17］Chowdhury S H，Loo Y C.A new formula for prediction of crack widths in reinforced and partially prestressed concrete beams［J］.Advances in Structural Engineering，2001，4(2):101-110.

［18］JSCE-Concrete Committee.Standard Specification for Concrete Structures［S］.2002.

Influence of transverse cracks on durability of RC member under chloride dry and wet cycles

LU Chun-hua1，2，JIN Wei-liang2，YAN Yong-dong2
(1.Faculty of Civil Engineering and Mechanics，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China;2.Institute of Structural Engineering，Zhejiang University，Hangzhou 310058，China)

In order to investigate the influence of transverse cracks on durability of reinforced concrete(RC)structures，eight cracked RC beams were tested under chloride dry and wet cycles.Based on some non-destructive technologies and breakage tests，the chloride content，half-cell potential，corrosion current density and average corrosion rate of corroded steels were examined and discussed.It can be found from the test that the permeation of the cracked concrete will be increased and the chloride content around the crack will be improved.For steels in the cracked beams，their half-cell potential，corrosion current density and average corrosion rate are all higher than those in crack healing and non-crack beams.The corrosion of steel in cracked beams is affected by the cover thickness and crack width，which can be expressed by the ratio of mean crack width wmto cover thickness c.Based on our experimental results，the maximum crack width，wmax，of RC beams in marine environment is suggested to be less than 0.003 3c，which can provide some reference for durability design of marine RC structures.

chloride environment;dry and wet cycle;reinforced concrete;transverse crack;reinforcement corrosion

U656

A

1005-9865(2012)01-0131-06

2011-03-08

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50908103);國家自然科學(xué)基金重大國際合作研究資助項(xiàng)目(50920105806);江蘇大學(xué)高級(jí)人才項(xiàng)目(11JDG132)

陸春華(1979-)，男，江蘇昆山人，博士，主要從事混凝土結(jié)構(gòu)耐久性研究。E-mail:luch79@zju.edu.cn