海洋潮汐浪濺區(qū)混凝土表面氯離子濃度計算模型

蔡 榮，楊綠峰，余 波1，

(1.廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，廣西南寧 530004;2.廣西大學(xué)工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點實驗室，廣西南寧 530004;3.廣西財經(jīng)學(xué)院建設(shè)處，廣西南寧 530003)

氯鹽侵蝕引起的鋼筋銹蝕和混凝土開裂是海洋混凝土結(jié)構(gòu)耐久性劣化的重要原因之一。根據(jù)海洋氯鹽對混凝土結(jié)構(gòu)侵蝕的嚴(yán)重程度，海洋氯化物環(huán)境條件可分為水下區(qū)、潮汐區(qū)、浪濺區(qū)和大氣區(qū)。其中，潮汐區(qū)和浪濺區(qū)的腐蝕作用強(qiáng)度最高，是海洋混凝土結(jié)構(gòu)耐久性劣化最為嚴(yán)重的區(qū)域［1］，也是海洋混凝土結(jié)構(gòu)耐久性分析和設(shè)計的控制區(qū)域，其次是大氣區(qū)，最弱是水下區(qū)。因此，分析海洋潮汐區(qū)和浪濺區(qū)混凝土中氯離子的積聚規(guī)律，進(jìn)而建立該區(qū)域混凝土表面氯離子濃度的計算模型，對于海洋氯化物環(huán)境下混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性定量設(shè)計與服役壽命預(yù)測具有重要意義。

目前，國內(nèi)外有關(guān)混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計的規(guī)范大多基于工程經(jīng)驗和定性分析［2-5］，預(yù)期通過限制最大水膠比、最低強(qiáng)度等級、最小保護(hù)層厚度等設(shè)計參數(shù)，并結(jié)合構(gòu)造措施來保證混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性，無法定量分析環(huán)境作用等級對混凝土結(jié)構(gòu)耐久性的影響。其根源在于目前還缺乏較為適用的環(huán)境作用量化模型。由于混凝土的表面氯離子濃度反映了海洋氯化物環(huán)境的腐蝕作用強(qiáng)度，其值可以用來定量表征海洋氯化物環(huán)境的作用等級，進(jìn)而為海洋混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性定量分析與設(shè)計提供量化邊界條件。

海洋環(huán)境下混凝土表面氯離子濃度的影響因素眾多，包括水膠比、暴露時間、膠凝材料、溫度、濕度、離海岸距離和養(yǎng)護(hù)條件等。由于水膠比不僅影響混凝土的密實性和孔隙結(jié)構(gòu)，而且影響水泥漿體對氯離子的化學(xué)和物理結(jié)合能力，因此水膠比對混凝土表面氯離子濃度的影響顯著［6］。同時，隨著混凝土齡期的增加，水泥水化程度逐漸提高，混凝土越來越密實，導(dǎo)致混凝土表面的氯離子濃度在初期增長較快，后期增長漸趨緩慢，達(dá)到一定時間后基本趨于穩(wěn)定，具有明顯的時變特性［7-8］。因此，水膠比和時變特性對混凝土表面氯離子濃度的影響受到國內(nèi)外廣泛關(guān)注［1，9-11］。其中，DuraCrete［9］根據(jù)野外調(diào)查數(shù)據(jù)，建立了表面氯離子濃度與水膠比之間的線性關(guān)系模型，但無法考慮時變特性的影響。Chalee等［10］根據(jù)暴露于泰國海灣潮汐區(qū)混凝土試塊的氯離子濃度數(shù)據(jù)，擬合確定了表面氯離子濃度與水膠比和暴露時間的關(guān)系模型，但氯離子時變擴(kuò)散系數(shù)模型存在漏項，擴(kuò)散模型中忽略了表面氯離子濃度的時變特性，且預(yù)測模型結(jié)果可能出現(xiàn)負(fù)值。針對文獻(xiàn)［10］存在的問題，Petcherdchoo［11］基于氯離子時變擴(kuò)散系數(shù)模型［12］，建立了表面氯離子濃度與水膠比之間的指數(shù)關(guān)系模型，但所采用的平方根型時變模型會大幅高估混凝土結(jié)構(gòu)后期的表面氯離子濃度。王曉舟和金偉良［1］基于中國浙江乍浦港干濕交替區(qū)混凝土結(jié)構(gòu)的現(xiàn)場檢測數(shù)據(jù)，建立了表面氯離子濃度與水膠比、溫度、濕度等因素的經(jīng)驗?zāi)Ｐ停紤]的影響因素較為全面，但待定模型參數(shù)較多，且缺乏充分驗證，適用性有限。趙羽習(xí)等［13］研究了混凝土表面氯離子濃度的時變規(guī)律，在指數(shù)型模型［14］的基礎(chǔ)上考慮初始表面氯離子濃度的影響，提出了改進(jìn)的表面氯離子濃度時變模型，并與除冰鹽干濕循環(huán)條件的實測數(shù)據(jù)［14］和水下浸泡加速試驗數(shù)據(jù)［15］進(jìn)行了對比驗證，但該模型忽略了環(huán)境條件的影響。綜上所述，水膠比和時變特性是混凝土表面氯離子濃度的兩大重要影響因素，但目前尚缺乏一種針對海洋混凝土結(jié)構(gòu)耐久性劣化最為嚴(yán)重的潮汐浪濺區(qū)而建立的、綜合考慮這兩種影響因素且經(jīng)多組自然環(huán)境實測數(shù)據(jù)驗證的混凝土表面氯離子濃度計算模型。

鑒于此，針對海洋潮汐浪濺區(qū)的混凝土表面氯離子濃度，依據(jù)國內(nèi)外不同地區(qū)的大量自然暴露試驗數(shù)據(jù)，通過數(shù)理統(tǒng)計和回歸分析，確定了各種海洋環(huán)境條件下表面氯離子濃度的統(tǒng)計特征值，分析了海洋潮汐浪濺區(qū)混凝土中的氯離子傳輸機(jī)理和積聚規(guī)律，揭示了水膠比對表面氯離子濃度的影響規(guī)律，進(jìn)而綜合考慮水膠比、膠凝材料種類和時變特性等因素的影響，建立了海洋潮汐浪濺區(qū)混凝土表面氯離子濃度的改進(jìn)計算模型。

1 表面氯離子濃度的積聚規(guī)律與計算模型

由于混凝土的表層氯離子濃度受到碳化、雨水沖刷等因素的影響，實測數(shù)據(jù)難以真實反映氯離子侵入混凝土并在其中發(fā)生擴(kuò)散的規(guī)律，因此通常利用混凝土構(gòu)件鉆芯取樣，實測一定齡期下不同深度的氯離子濃度，然后根據(jù)Fick第二定律模型擬合推斷混凝土的表面氯離子濃度，通常稱其為表面氯離子濃度的表觀值。本文所討論的表面氯離子濃度一律指其表觀值。同時，為了便于和表面氯離子濃度預(yù)測模型的計算結(jié)果(簡稱為表面氯離子濃度模型值)進(jìn)行對比，文中將根據(jù)實測混凝土內(nèi)部氯離子濃度擬合推斷得到的表面氯離子濃度表觀值簡稱為表面氯離子濃度實測值。

1.1 潮汐浪濺區(qū)氯離子濃度的積聚規(guī)律

根據(jù)氯鹽侵蝕的嚴(yán)重程度，海洋氯鹽腐蝕環(huán)境可分為水下區(qū)、潮汐區(qū)、浪濺區(qū)和大氣區(qū)四個區(qū)域。在不同的環(huán)境區(qū)域，氯離子在混凝土中的傳輸機(jī)理和積聚規(guī)律差異較大。由于潮汐區(qū)和浪濺區(qū)受到干濕循環(huán)、溫濕度變化、陽光照射等不良因素的影響，因此腐蝕作用強(qiáng)度最高。本文收集并研究了國內(nèi)外不同地區(qū)大量自然海洋環(huán)境下混凝土表面氯離子濃度的實測數(shù)據(jù)［10，16-20］，涉及的水膠比在0.36～0.65，暴露時間在0.5年～8年，暴露地點包括葡萄牙、泰國、英國等。由于水下區(qū)的環(huán)境條件相對穩(wěn)定，且材料腐蝕所需的氧氣供應(yīng)不足，導(dǎo)致混凝土中的鋼筋腐蝕速率很低，對混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性影響不顯著，所以在此不作特別討論。在自然海洋環(huán)境下，所收集到的潮汐區(qū)、浪濺區(qū)和大氣區(qū)混凝土表面氯離子濃度的實測數(shù)據(jù)如圖1所示。由圖可知，潮汐區(qū)混凝土表面氯離子濃度的變化范圍大約在1.5% ～7.3%(如無特殊說明，本文均指占膠凝材料質(zhì)量的百分比)，均值為4.44%;浪濺區(qū)混凝土表面氯離子濃度的變化范圍大約在0.16% ～5.7%之間，均值為2.22%;大氣區(qū)混凝土表面氯離子濃度的變化范圍大約在0.05% ～2%之間，均值為0.82%。由此可見，潮汐區(qū)和浪濺區(qū)的混凝土表面氯離子濃度相對較高，是海洋混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計的控制區(qū)域。所以本文主要針對潮汐區(qū)和浪濺區(qū)混凝土表面氯離子濃度的計算模型開展研究。

海洋環(huán)境下外部氯離子侵入混凝土內(nèi)部的機(jī)理主要包括擴(kuò)散和毛細(xì)吸附兩種作用［21-22］。其中，毛細(xì)吸附作用主要發(fā)生在受干濕循環(huán)影響的混凝土表層(通常距離混凝土暴露面約10～20 mm)，而在混凝土內(nèi)部擴(kuò)散過程起主導(dǎo)作用［21］。由于潮汐區(qū)和浪濺區(qū)存在明顯的干濕循環(huán)，該區(qū)域混凝土中氯離子的傳輸和積聚機(jī)理為［23］:干燥混凝土主要依靠毛細(xì)吸附作用吸收鹽水直到飽和，如果外部條件變干燥，則孔隙水會向混凝土表面移動，并通過與大氣環(huán)境相接觸的毛細(xì)孔末端蒸發(fā)。由于只有水分被蒸發(fā)掉，所以導(dǎo)致混凝土表層孔隙水中的鹽濃度不斷增加，顯著高于混凝土深部的氯鹽濃度，由此形成的濃度梯度驅(qū)使混凝土表層孔隙水中的氯鹽向混凝土深部的低濃度區(qū)域擴(kuò)散。隨著干燥期的持續(xù)，混凝土表層區(qū)域的大部分水分被蒸發(fā)，以至于混凝土表層孔隙水中鹽濃度逐漸提高。實際上，在整個干燥期，水往混凝土外部移動，而氯鹽往混凝土內(nèi)部擴(kuò)散。下一輪氯鹽干濕循環(huán)會帶來更多的氯鹽進(jìn)入毛細(xì)孔，如此往復(fù)，導(dǎo)致混凝土表面和內(nèi)部的氯鹽不斷積累。當(dāng)混凝土中鋼筋表面的氯離子濃度達(dá)到某一臨界值時，鋼筋表面的鈍化膜就會被破壞，進(jìn)而引起鋼筋銹蝕和混凝土開裂，造成海洋混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性劣化。

圖1 混凝土表面氯離子濃度的實測數(shù)據(jù)Fig.1 Field data of surface chloride concentration of concrete

1.2 表面氯離子濃度的水膠比模型

水膠比直接影響混凝土的孔隙結(jié)構(gòu)和密實性，并對水泥漿體的氯離子化學(xué)和物理結(jié)合能力產(chǎn)生影響，因而對混凝土表面氯離子濃度的影響顯著。目前，混凝土表面氯離子濃度與水膠比之間的定量模型主要包括以下幾種。

1)DuraCrete模型

歐洲D(zhuǎn)uraCrete［9］根據(jù)野外調(diào)查數(shù)據(jù)，考慮膠凝材料種類、環(huán)境作用等級等因素的影響，建立了混凝土表面氯離子濃度與水膠比之間的線性關(guān)系模型(以下簡稱為DuraCrete模型)

式中:Cs為表面氯離子濃度(%);RW/B為水膠比;γcs，cl為分項系數(shù)，當(dāng)提高混凝土結(jié)構(gòu)耐久性所需的設(shè)計成本高于、等于或低于后期維修成本時，分別取1.7、1.4和1.2［9］;Ac為考慮膠凝材料種類和環(huán)境類別對表面氯離子濃度影響的修正系數(shù)［9］。

2)Chalee模型

Chalee等［10］根據(jù)暴露于泰國灣潮汐區(qū)為期2～5年的混凝土試塊的試驗數(shù)據(jù)，并考慮時變特性的影響，擬合確定了混凝土表面氯離子濃度與水膠比之間的線性關(guān)系模型(以下簡稱為Chalee模型)

式中:t表示暴露時間(年)。

3)Petcherdchoo模型

針對Chalee模型［10］在氯離子時變擴(kuò)散系數(shù)和邊界條件中表面氯離子濃度處理方面存在的缺陷，Petcherdchoo［11］基于文獻(xiàn)［10］的實驗數(shù)據(jù)，引入氯離子的時變擴(kuò)散系數(shù)模型，建立了混凝土表面氯離子濃度與水膠比之間的指數(shù)關(guān)系模型(以下簡記為Petcherdchoo模型)

4)王-金模型

王曉舟和金偉良［1］基于中國浙江乍浦港干濕交替區(qū)混凝土結(jié)構(gòu)的現(xiàn)場檢測數(shù)據(jù)(年平均溫度為15.6%，年平均相對濕度為82%)，建立了考慮水膠比、溫度、濕度、季節(jié)變化等因素影響的表面氯離子濃度量化模型(以下簡稱為王-金模型)

式中:Kd表示混凝土表面干燥條件影響系數(shù);KWS表示海水季節(jié)浸潤時間比影響系數(shù)，取為KWS=eλ，λ表示年浸潤時間比;KRH表示相對濕度影響系數(shù)，且KRH= [1+ ( 1 -RH)4/( 1 -RHC)4]-1，RH表示環(huán)境相對濕度，RHC表示臨界相對濕度，通常取為75%;KT表示環(huán)境溫度影響系數(shù)，取KT=eTS/T0，T0表示參考溫度［24］，取為293K;TS表示環(huán)境溫度季節(jié)均值;KHCs表示年浸潤時間比影響系數(shù);CSW表示水下區(qū)表面氯離子濃度，若無檢測數(shù)據(jù)，對于普通混凝土推薦采用CSW=10.3·RW/B。

5)葡萄牙規(guī)范模型

葡萄牙混凝土規(guī)范(NP EN 206-1)［25］給出了混凝土表面氯離子濃度與水灰比之間的定量模型(以下簡稱葡萄牙規(guī)范模型):

式中:Cb表示在葡萄牙海岸海水鹽度為21G/L、溫度為16±2℃條件下混凝土表面的氯離子濃度值(%)，當(dāng)環(huán)境作用等級為XS2(水下區(qū))和XS3(潮汐區(qū)、浪濺區(qū)和鹽霧區(qū))時Cb取為3%，當(dāng)環(huán)境作用等級為XS1(大氣區(qū))時Cb取為2%;RW/C表示水灰比;kv和kh分別表示離海平面高度和離海岸距離的環(huán)境暴露條件修正系數(shù);kT表示溫度影響修正系數(shù)。

1.3 表面氯離子濃度的時變模型

隨著混凝土齡期的增加，水泥水化程度逐漸提高，混凝土越來越密實，導(dǎo)致混凝土表面氯離子濃度呈現(xiàn)時變特性，且初期增長較快，后期增長漸趨緩慢，達(dá)到一定時間后表面氯離子濃度基本趨于穩(wěn)定［14］。為了能夠更加準(zhǔn)確表達(dá)混凝土表面氯離子濃度的時變特性，目前發(fā)展了多種時變模型。

1)指數(shù)型模型

Lin［26］、Arora 等［27］、Kassir等［14］和趙羽習(xí)等［13］均采用了混凝土表面氯離子濃度的指數(shù)型時變模型:

式中:Csm為經(jīng)過一定時間穩(wěn)定后的混凝土表面氯離子濃度(%);α為根據(jù)實測數(shù)據(jù)擬合得到的系數(shù)，由于不同文獻(xiàn)中實測數(shù)據(jù)的環(huán)境條件不同，導(dǎo)致該系數(shù)擬合結(jié)果有所差異。

2)對數(shù)型模型

Song等［7，28］和Chalee等［10］分別提出了混凝土表面氯離子濃度的對數(shù)型時變模型，即

式中:α和β為根據(jù)實測數(shù)據(jù)擬合得到的系數(shù)。

3)冪函數(shù)型模型

Costa等［16］提出了混凝土表面氯離子濃度的冪函數(shù)型時變模型，即

式中:Cs1表示齡期為1年的混凝土表面氯離子濃度值，α表示根據(jù)實測數(shù)據(jù)擬合得到的系數(shù)。

4)平方根型模型

Petcherdchoo［11］提出了混凝土表面氯離子濃度的平方根型時變模型，即

式中:Cs0為初始表面氯離子濃度，k為常數(shù)。

1.4 混凝土表面氯離子濃度的改進(jìn)計算模型

通過研究分析發(fā)現(xiàn)，混凝土表面氯離子濃度與水膠比之間存在明顯的線性關(guān)系［9，11，15］，且選用指數(shù)型時變模型更能合理描述混凝土表面氯離子濃度的時變特性［13］。同時膠凝材料種類及氯鹽環(huán)境作用類別都對表面氯離子濃度有重要影響［9］。本文在綜合分析上述文獻(xiàn)模型和實驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，提出采用如下計算模型反映水膠比和時變因素對混凝土表面氯離子濃度的影響

式中:t為暴露時間(年);Ac為考慮膠凝材料種類對表面氯離子濃度影響的修正系數(shù)，取值見表1［9］;RW/B為水膠比;α和β表示根據(jù)實測數(shù)據(jù)擬合得到的系數(shù)，以下對其取值進(jìn)行分析。

表1 修正系數(shù)Ac的取值Tab.1 Value of correction factor Ac

表2 不同數(shù)據(jù)的試驗條件Tab.2 Experimental condition of different data

為了確定擬合系數(shù) α 和 β ，本文選用 Chalee［10］、Nanukuttan［18］和 Costa［16］三組自然海洋環(huán)境條件下潮汐區(qū)和浪濺區(qū)的混凝土試塊自然暴露試驗數(shù)據(jù)(見表2)。由于環(huán)境條件、膠凝材料類別及其摻量對混凝土表面氯離子濃度有顯著影響，如果不加區(qū)別地擬合分析將導(dǎo)致模型結(jié)果誤差較大，所以本文主要以時間和水膠比作為自變量，針對不同環(huán)境條件、膠凝材料類別及其摻量下的表面氯離子濃度進(jìn)行非線性擬合。在不同水膠比情況下對混凝土表面氯離子濃度與齡期之間的實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行非線性回歸分析，并通過計算可決系數(shù)R2判斷非線性模型的擬合優(yōu)度(R2越接近于1，說明模型的擬合優(yōu)度越高)。各組實測數(shù)據(jù)的擬合系數(shù)(α和β)及可決系數(shù)(R2)計算結(jié)果見表3。

由表3可知，α和β的取值受水膠比、外摻料、環(huán)境條件等因素的影響，其均值分別為1.46和0.68。具體應(yīng)用時，既可以根據(jù)水膠比、環(huán)境條件、膠凝材料類別及其摻量從表3中選取α和β的取值，也可以根據(jù)當(dāng)?shù)氐膶崪y數(shù)據(jù)擬合確定α和β。當(dāng)以上條件都不具備，難以確切得知膠凝材料類別及其摻量時，可從概率統(tǒng)計的角度考慮水膠比、環(huán)境條件、外摻料類別及其摻量等因素的影響，選用α和β的均值作為代表值。本文以下分析中，近似取公式(10)中的擬合參數(shù)為α=1.46和β=0.68。本文模型的預(yù)測值與潮汐浪濺區(qū)實測值進(jìn)行了對比，如圖2所示。

由圖2可知，本文模型的預(yù)測值與Chalee［10］的自然暴露試驗實測值吻合較好;與Costa［16］的自然暴露試驗實測值相比，本文模型的預(yù)測值略微偏大;與Nanukuttan［18］的自然暴露試驗實測值相比，由于實測數(shù)據(jù)中只有一組水膠比，且取樣點分潮汐區(qū)低水位、潮汐區(qū)高水位和浪濺區(qū)三個區(qū)域，本文模型的預(yù)測值相對較為分散，但預(yù)測值總體偏于保守，滿足海洋混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性分析和設(shè)計需求。

圖2 預(yù)測值與實測值的對比分析Fig.2 Comparison between predicted value and experimental data

表3 表面氯離子濃度計算模型的擬合參數(shù)Tab.3 Fitted parameters of computing model for surface chloride concentration

2 計算模型的對比驗證

2.1 水膠比模型的對比分析

下面利用文獻(xiàn)［6，9-11，16-17，29］中海洋環(huán)境下的自然暴露試驗數(shù)據(jù)(首先以潮汐浪濺區(qū)2年期的Cs為例)，對比驗證混凝土表面氯離子濃度的各種計算模型，包括DuraCrete模型、Chalee模型、Petcherdchoo模型、葡萄牙規(guī)范模型、王-金模型以及本文模型，如圖3所示。其中，葡萄牙規(guī)范模型的溫度、離海平面高度和離海岸距離的修正系數(shù)均取為1;王-金模型的KT、KRH、KWS均采用年平均溫度、濕度和海水浸潤時間比進(jìn)行計算(年平均溫度為289 K，年平均濕度為82%，海水年浸潤時間比λ=0.25)，進(jìn)而可以計算各模型參數(shù)為:Kd=0.46，KWS=1.28，KRH=0.79，KT=2.68，KHCs=1.44。由圖3可知，上述6個模型均反映出混凝土表面氯離子濃度隨著RW/B的增大呈線性增大趨勢:其中王-金模型的預(yù)測值總體偏大，經(jīng)分析主要是由于溫度修正系數(shù)引起的;而葡萄牙規(guī)范模型的預(yù)測值總體偏低，其主要原因與該模型中混凝土表面氯離子濃度基準(zhǔn)值Cb的選取有關(guān)?？偟膩碚f，本文模型、Chalee模型、Petcherdchoo模型預(yù)測結(jié)果較為吻合，且與Chalee［10］實測值較為接近，但略大于 Thomas［17］、Costa［16］和 Pack［8］的實測值。相比而言，DuraCrete 模型的預(yù)測值偏高，主要是由于分項系數(shù)γcs，cl取值引起的。

進(jìn)一步對比分析 DuraCrete模型、Chalee模型、Petcherdchoo模型和本文模型的預(yù)測值與現(xiàn)場實測值之間的差異性，如圖4所示。由圖可知，隨著水膠比的增加，本文模型和DuraCrete模型的預(yù)測值增大較快，而Chalee模型和Petcherdchoo模型預(yù)測值的增大趨勢相對平緩;同時可以看出，由于DuraCrete模型無法考慮時變特性的影響，會高估初期的混凝土表面氯離子濃度，但隨著混凝土齡期的增加，DuraCrete模型和本文模型的預(yù)測結(jié)果基本趨于一致;另外，隨著混凝土齡期的增加，Petcherdchoo模型的預(yù)測值會出現(xiàn)高估，特別是在水膠比較小的情況下;總體而言，Chalee模型和Petcherdchoo模型會高估低水膠比情況下的混凝土表面氯離子濃度。由此可見，在不同的水膠比和齡期條件下，本文模型均具有較好的適用性。

圖3 水膠比對表面氯離子濃度的影響Fig.3 Influence of water-to-binder ratio on Cs

圖4 2～5年內(nèi)不同預(yù)測模型與實測值的對比Fig.4 Comparison of different prediction models and measured data during 2 to 5 years

2.2 時變模型的對比分析

隨著混凝土齡期的增加，水泥水化程度逐漸提高，混凝土越來越密實，導(dǎo)致混凝土表面的氯離子濃度在初期增長較快，后期增長漸趨緩慢，通常在10年左右基本趨于穩(wěn)定［13，30］。同時，由于目前有關(guān)混凝土結(jié)構(gòu)長期自然暴露試驗數(shù)據(jù)有限，本文從文獻(xiàn)［8，10，16-18，31］中收集了國內(nèi)外6組海洋潮汐浪濺區(qū)實測值，用來對比驗證各種混凝土表面氯離子濃度預(yù)測模型的有效性，如圖5所示。由圖可知，當(dāng)混凝土齡期在5年以內(nèi)，Chalee模型(對數(shù)型)和Petcherdchoo模型(平方根型)的預(yù)測值與實測值總體吻合較好，但Chalee模型的初值出現(xiàn)負(fù)值;隨著混凝土齡期的增加，Petcherdchoo模型和Costa模型(冪函數(shù)型)會高估混凝土表面氯離子濃度，而Song模型(對數(shù)型)的預(yù)測值比大多數(shù)實測值小，偏于危險;Chalee模型和Petcherdchoo模型顯示水膠比對表面氯離子濃度值影響較小，與實際工程規(guī)律不符。由此可見，本文模型可以較好地反映混凝土表面氯離子濃度的時變特性和水膠比的影響規(guī)律，初期的預(yù)測值與實測值吻合較好，后期的預(yù)測值穩(wěn)定且偏于安全，具有較好的適用性。

圖5 50年內(nèi)不同預(yù)測模型與實測值的對比Fig.5 Comparison of different prediction models and measured data in 50 years

3 結(jié)語

1)收集并研究了大量國內(nèi)外不同地區(qū)海洋潮汐浪濺區(qū)表面氯離子濃度的經(jīng)驗?zāi)Ｐ秃秃Ｑ笞匀槐┞董h(huán)境實測數(shù)據(jù)，通過數(shù)理統(tǒng)計和回歸分析確定了各種海洋環(huán)境條件下表面氯離子濃度的統(tǒng)計特征值，分析了潮汐浪濺區(qū)混凝土中氯離子的傳輸機(jī)理和積聚規(guī)律，提出了綜合考慮水膠比、膠凝材料種類和時變特性等因素影響的改進(jìn)表面氯離子濃度計算模型，通過對比分析，驗證了本文模型的有效性和適用性。

2)根據(jù)大量海洋環(huán)境自然暴露試驗數(shù)據(jù)的統(tǒng)計分析發(fā)現(xiàn)，潮汐區(qū)和浪濺區(qū)的混凝土表面氯離子濃度相對較高，是海洋混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計的控制區(qū)域。

3)本文所建立的海洋潮汐浪濺區(qū)混凝土表面氯離子濃度的計算模型，綜合考慮了水膠比、膠凝材料種類和時變特性等因素的影響，與經(jīng)驗?zāi)Ｐ皖A(yù)測結(jié)果和海洋環(huán)境自然暴露試驗測試數(shù)據(jù)的對比分析表明，本文模型具有良好的有效性和適用性，為海洋氯化物環(huán)境下混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性設(shè)計和服役壽命分析提供了重要邊界條件。

［1］ 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.(WANG Xiao-zhou，JIN Wei-liang.Chloride penetration in wet-dry cycling zone of harbor concrete structure［J］.The Ocean Engineering，2010，28(4):97-104.(in Chinese))

［2］ European Committee for Standardization，Eurocode2:Design of concrete structure-Part l-1:General rules and rules for buildings［S］.2004.

［3］ American Concrete Institute.Building code requirements for structural concrete(ACI 318-11)and commentary［S］.2011.

［4］ GB/T 50476-2008，混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計規(guī)范［S］.2009.(GB/T 50476-2008，Code for durability design of concrete structure［S］.2009.(in Chinese))

［5］ JTJ 275-2000，海港工程混凝土結(jié)構(gòu)防腐蝕技術(shù)規(guī)范［S］.2000.(JTJ 275-2000，Corrosion prevention technical specification for concrete structures of marine harbour engineering［S］.2000.(in Chinese))

［6］ Alizadeh R，Ghods P，Chini M，et al.Effect of curing conditions on the service life design of RC structures in the Persian gulf region［J］.Journal of Materials in Civil Engineering，2008，20(1):2-8.

［7］ Song H W，Lee C H，Ann K Y.Factors influencing chloride transport in concrete structures exposed to marine environments［J］.Cement and Concrete Composites，2008，30(2):113-121.

［8］ Pack S W，Jung M S，Song H W，et al.Prediction of time dependent chloride transport in concrete structures exposed to a marine environment［J］.Cement and Concrete Research，2010，40(2):302-312.

［9］ DuraCrete.Final technical report-General guidelines for durability design and redesign［R］.The European Union-Brite EuRamⅢ:Contract BRPR-CT95-0132，Project BE95-1347，2000.

［10］ Chalee W，Jaturapitakkul C，Chindaprasirt P.Predicting the chloride penetration of fly ash concrete in seawater［J］.Marine Structures，2009，22(3):341-353.

［11］ Petcherdchoo A.Time dependent models of apparent diffusion coefficient and surface chloride for chloride transport in fly ash concrete［J］.Construction and Building Materials，2013，38(1):497-507.

［12］ Tang L P，Gulikers J.On the mathematics of time-dependent apparent chloride diffusion coefficient in concrete［J］.Cement and Concrete Research，2007，37(4):589-595.

［13］趙羽習(xí)，王傳坤，金偉良，等.混凝土表面氯離子濃度時變規(guī)律試驗研究［J］.土木建筑與環(huán)境工程，2010，32(3):8-13.(ZHAO Yu-xi，WANG Chuan-kun，JIN Wei-liang，et al.Experimental analysis on time dependent law of surface chlorideion concentration of concrete［J］.Journal of Civil，Architectural ＆ Environmental Engineering，2010，32(3):8-13.(in Chinese))

［14］ Kassir M K，Ghosn M.Chloride-induced corrosion of reinforced concrete bridge decks［J］.Cement and Concrete Research，2002，32(1):139-143.

［15］姬永生，袁迎曙.干濕循環(huán)作用下氯離子在混凝土中的侵蝕過程分析［J］.工業(yè)建筑，2006，36(12):16-20.(JI Yong-sheng，YUAN Ying-shu.Transport process of chloride in concrete under wet and dry cycles［J］.Industrial Construction，36(12):16-20.(in Chinese))

［16］ Costa A，Appleton J.Chloride penetration into concrete in marine environment—Part I:Main parameters affecting chloride penetration［J］.Materials and Structures，1999，32(4):252-259.

［17］ Thomas M D，Bamforth P B.Modelling chloride diffusion in concrete:effect of fly ash and slag［J］.Cement and Concrete Research，1999，29(4):487-495.

［18］ Nanukuttan S V，Basheer L，Mccarter W J，et al.Full-scale marine exposure tests on treated and untreated concretes initial 7-year results［J］.ACI Materials Journal，2008，105(1):81-87.

［19］ Safehian M，Ramezanianpour A A.Assessment of service life models for determination of chloride penetration into silica fume concrete in the severe marine environmental condition［J］.Construction and Building Materials，2013，48:287-294.

［20］ Valipour M，Pargar F，Shekarchi M，et al.In situ study of chloride ingress in concretes containing natural zeolite，metakaolin and silica fume exposed to various exposure conditions in a harsh marine environment［J］.Construction and Building Materials，2013，46:63-70.

［21］ Zhang J，Lounis Z.Sensitivity analysis of simplified diffusion-based corrosion initiation model of concrete structures exposed to chlorides［J］.Cement and Concrete Research，2006，36(7):1312-1323.

［22］ Da Costa A，F(xiàn)enaux M，F(xiàn)ernández J，et al.Modelling of chloride penetration into non-saturated concrete:Case study application for real marine offshore structures［J］.Construction and Building Materials，2013，43:217-224.

［23］ Neville A.Chloride attack of reinforced concrete:an overview［J］.Materials and Structures，1995，28(2):63-70.

［24］ Lay S，Schie?l P.Service life models-instructions on methodology and application of models for the prediction of the residual service life for classified environmental loads and types of structures in Europe［R］.Finland:European Community，2003:1-169.

［25］ Marques P F，Costa A，Lanata F.Service life of RC structures:chloride induced corrosion:prescriptive versus performance-based methodologies［J］.Materials and Structures，2012，45(1-2):277-296.

［26］ Lin S.Chloride diffusion in a porous concrete slab［J］.Corrosion，1990，46(12):964-967.

［27］ Arora P，Popov B，Haran B，et al.Corrosion initiation time of steel reinforcement in a chloride environment—A one dimensional solution［J］.Corrosion Science，1997，39(4):739-759.

［28］Song H W，Shim H B，Petcherdchoo A，et al.Service life prediction of repaired concrete structures under chloride environment using finite difference method［J］.Cement and Concrete Composites，2009，31(2):120-127.

［29］Ghods P，Chini M，Alizadeh R，et al.The effect of different exposure conditions on the chloride diffusion into concrete in the Persian Gulf region［C］//Proceedings of the 3rd International Conference on Construction Materials:Performance，Innovations and Structural Implications.Vancouver:［s.n.］，2005.

［30］CCES 01-2004，混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計與施工指南［S］.2005.(CCES 01-2004，Guide to durability design and construction of concrete structures［S］.2005.(in Chinese))

［31］張寶蘭，衛(wèi)淑珊.海港鋼筋混凝土十年暴露試驗［J］.華南港工，1998(2):32-40.(ZHANG Bao-lan，WEI Shu-shan.Ten-year field exposure tests on the endurance of reinforced concrete in harbor works［J］.South China Harbor Engineering，1998(2):32-40.(in Chinese))