氯離子侵蝕下異類鋼筋的腐蝕行為

程旭東,徐 立,范燕平,李瀟南,龐明偉,徐 峰

(1. 中國石油大學(xué)(華東) 儲運(yùn)與建筑工程學(xué)院,青島 266580; 2. 山東省萊陽市房產(chǎn)管理處,萊陽 265200)

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氯離子侵蝕下異類鋼筋的腐蝕行為

程旭東1,徐 立1,范燕平1,李瀟南1,龐明偉1,徐 峰2

(1. 中國石油大學(xué)(華東) 儲運(yùn)與建筑工程學(xué)院,青島 266580; 2. 山東省萊陽市房產(chǎn)管理處,萊陽 265200)

為了比較鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中光圓鋼筋與帶肋鋼筋在腐蝕過程中的差異，以氯離子侵蝕為脫鈍機(jī)制，根據(jù)相關(guān)腐蝕電化學(xué)原理，使用有限元軟件COMSOL MULTIPHYSICS進(jìn)行模擬；模型不但耦合了基于電化學(xué)、氯離子、溫度和水分的多物理場，還對鋼筋的去鈍化行為和腐蝕速率進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：同種工況下、同種規(guī)格的兩種鋼筋中，帶肋鋼筋的去鈍化時間更短，優(yōu)先腐蝕且腐蝕速率比光圓鋼筋更大；橫肋最大寬度和間距的減小都將導(dǎo)致鋼筋腐蝕速率的增加。

光圓鋼筋；帶肋鋼筋；去鈍化；電化學(xué)；腐蝕

海洋環(huán)境中鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)由于鋼筋腐蝕而造成的耐久性下降的情況很多[1]，越來越受到業(yè)內(nèi)學(xué)者的關(guān)注。其中，以潮差區(qū)和浪濺區(qū)腐蝕程度最為嚴(yán)重[2]。

在鋼筋腐蝕的過程中，氯離子造成的點蝕起到了重要作用[3]。點蝕在氯離子富集區(qū)形成強(qiáng)烈腐蝕的陽極，導(dǎo)致局部鐵溶解，由于電流流動與附近鈍化鋼筋的耦合，自擴(kuò)展點蝕電池逐漸擴(kuò)大。產(chǎn)生的銹蝕層在陽極周圍慢慢累積，因此混凝土周圍的活化點蝕區(qū)腐蝕損失最嚴(yán)重。

與光圓鋼筋相比，帶肋鋼筋在許多方面存在優(yōu)勢。帶肋鋼筋的強(qiáng)度較高，可節(jié)約建筑鋼材,降低造價；帶肋鋼筋的縱橫肋，加大了鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)錨固性能；施工便捷，減少設(shè)備、場地和人員占用量，提高了施工效率。雖然目前帶肋鋼筋在工程使用中占很大比例，但實驗室研究和試驗卻主要集中在光圓鋼筋上[4]。

本工作考慮海洋環(huán)境中潮差區(qū)的氯離子侵蝕，使用有限元模擬軟件，基于國內(nèi)外研究成果建立的相應(yīng)理論公式，模擬了同種工況下同種尺寸帶肋鋼筋與光圓鋼筋的腐蝕行為，通過對比分析，深入探討了異種鋼筋的腐蝕機(jī)理和腐蝕規(guī)律。

1　腐蝕模型

鋼筋腐蝕主要包括初期和擴(kuò)展[5]兩個階段。前者主要是指侵蝕性物質(zhì)(本文指氯離子)通過在混凝土保護(hù)層中的傳輸和累積，到達(dá)鋼筋表面，使鋼筋表面鈍化膜遭到破壞、鋼筋開始腐蝕的過程；后者主要是指鋼筋開始腐蝕后，根據(jù)一定的腐蝕機(jī)制，形成腐蝕電池直至鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞失效的過程。

鋼筋腐蝕過程中[6]，距離混凝土保護(hù)層最近的上部鋼筋表面首先脫鈍，變?yōu)榛罨瘏^(qū)，其余表面為鈍化區(qū)。上部活化區(qū)同時發(fā)生陽極的鐵氧化和陰極的氧氣還原，并在相鄰的陽極和陰極之間形成腐蝕微電池，造成鋼筋均勻腐蝕；對于下部的鋼筋鈍化，忽略陽極的鐵氧化，只需考慮陰極的氧氣還原。同時由于活化區(qū)和鈍化區(qū)的腐蝕電位差，會發(fā)生極化現(xiàn)象，使活化區(qū)的陽極電流密度增大，陰極電流密度減小，同時鈍化區(qū)的陰極電流密度增大，陽極電流密度減小。這樣在活化區(qū)和鈍化區(qū)之間形成腐蝕宏電池，加速活化區(qū)鋼筋的溶解。因此鋼筋腐蝕過程同時存在兩種腐蝕：造成鋼筋均勻腐蝕的微電池腐蝕和造成鋼筋局部腐蝕的宏電池腐蝕。

本工作綜合考慮水分傳遞、熱傳遞、氯離子傳輸、電化學(xué)過程，以氯離子含量達(dá)到臨界濃度[7]作為去鈍化標(biāo)志，且不考慮鈍化和活化的漸變過程[8]，通過求解偏微分方程組來實現(xiàn)多物理場耦合。

1.1氯離子傳輸

1.1.1 水分運(yùn)輸過程

將質(zhì)量守恒定律和廣義達(dá)西定律相結(jié)合，以描述混凝土結(jié)構(gòu)中的水分分布見式(1)：

(1)

式中：Dh為水分?jǐn)U散系數(shù)，m2/s；θw為孔隙水體積分?jǐn)?shù)；h為孔隙相對濕度。

考慮孔隙相對濕度、溫度和齡期的影響，Dh見式(2)：

(2)

式中：Dh,ref為標(biāo)準(zhǔn)水分?jǐn)U散系數(shù)(tref=28 d，href=1，Tref=276 K)，3×10-10m2/s；g1(h)，g2(T)，g3(te)分別為考慮孔隙相對濕度、溫度和齡期影響的修正系數(shù),見式(3)～(5)：

(3)

(4)

(5)

式中：ɑ0=0.05；hh=0.75；n=10；Uh為水分運(yùn)輸?shù)幕罨埽?5 000 J/mol；R為氣體常數(shù)，8.314 J/(mol·K)；Tref為標(biāo)準(zhǔn)溫度，276 K；te為混凝土齡期，180 d。

式(1)中?θw/?h項表征孔隙水體積分?jǐn)?shù)θw與孔隙相對濕度h的關(guān)系，可通過吸附等溫線確定，本工作采用三參數(shù)BSB吸附等溫線,見式(6)：

(6)

式中:C、k、Vm是與混凝土溫度、水灰比和齡期相關(guān)的參數(shù)，具體形式參閱文獻(xiàn)[9]。

1.1.2 熱傳遞方程

將傅里葉傳熱定律與質(zhì)量守恒定律結(jié)合，可描述混凝土結(jié)構(gòu)的溫度分布,見式(7)：

(7)

式中：cq為混凝土比熱容，960 J/(mol·K)；λ為混凝土導(dǎo)熱系數(shù)，2.94 W/(m·K)；ρco為混凝土密度，2 450 kg/m3；T為混凝土內(nèi)部溫度，K。

1.1.3 氯離子運(yùn)輸方程

氯離子在混凝土中的運(yùn)輸機(jī)理包括擴(kuò)散、對流及物理吸附和化學(xué)結(jié)合作用，采用結(jié)合氯離子[10]Ccb表征氯離子的物理吸附和化學(xué)結(jié)合作用,見式(8)～(9)：

(8)

(9)

式中：Ccb為結(jié)合氯離子質(zhì)量濃度，kg/m3；Cc為自由氯離子質(zhì)量濃度，kg/m3；Dc為氯離子擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；kr為氯離子結(jié)合速率系數(shù)，1×10-51/s；α為經(jīng)驗常數(shù),0.7。

不同的氯離子暴露條件可通過混凝土保護(hù)層表面的氯離子濃度Ccb來反映。

考慮到孔隙相對濕度、溫度和齡期的影響，Dc的計算公式見式(10)：

(10)

式中：Dc,ref為標(biāo)準(zhǔn)氯離子擴(kuò)散系數(shù)(tref=28 d，href=1，Tref=276 K)，3×10-11m2/s；f1(T)，f2(t)，f3(h)分別為考慮溫度、齡期和孔隙相對濕度影響的修正系數(shù),見式(11)～(13)：

(11)

(12)

(13)

式中：Uc為氯離子運(yùn)輸?shù)幕罨埽?4 600 J/mol；tref為標(biāo)準(zhǔn)暴露時間，取28 d；t為實際暴露時間，d；m為齡期衰退因子，取0.15；hc為0.75。

局部腐蝕僅限于去鈍化之后，氯離子到達(dá)閾值的鋼筋區(qū)域。根據(jù)大量的試驗，決定鋼筋腐蝕的臨界氯離子濃度受鋼筋-混凝土界面區(qū)很多因素的影響，如粘結(jié)類型、鋼筋電勢、氧氣含量和混凝土孔隙液的pH[11]。通常認(rèn)為這個臨界值是一個分布型參數(shù)，是由于混凝土的多相性質(zhì)造成的。為了簡化分析，采用國外學(xué)者C.Alonso[12]通過極化法測定的臨界自由氯離子質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.364%(氯離子與混凝土的質(zhì)量百分比)，即8.918 kg/m3。

1.2混凝土電位分布

在模擬混凝土中的電位分布和電流流動時，可以用Nerst-Planck方程表征電荷運(yùn)輸，也可將混凝土視為導(dǎo)體[13]。本工作采用后者，遵循歐姆定律，取有效電阻率ρ為200 Ω·m?；炷林须娢环植嫉目刂破胶夥匠桃娛?14)：

(14)

式中：E為電位，V。

根據(jù)歐姆定律，混凝土電解液中的電流密度J(A/m2)表達(dá)式見式(15)：

(15)

鋼筋/混凝土界面上，宏電池電流密度Jmac必須與流經(jīng)界面的總體電流密度相等，見式(16)：

(16)

其他邊界假定為零電流通量，表達(dá)式見式(17)：

(17)

1.3數(shù)值極化方程

鋼筋混凝土中由氯離子侵入導(dǎo)致的腐蝕，其控制機(jī)制可分為三類：氯離子控制，氧氣控制，電阻控制[13]。氯離子含量控制鋼筋的陽極極化，因此控制了腐蝕的初始過程。氧氣傳輸控制了鋼筋的陽極極化，被認(rèn)為是腐蝕擴(kuò)展階段最關(guān)鍵的控制機(jī)制?；炷林醒鯕鈹U(kuò)散過程可以用極限電流密度JL(A/m2)描述?；炷岭娮杪手饕绊懷h(huán)于陰陽極之間的宏電池電流。

陽極發(fā)生活化極化(氯離子控制)，陰極同時發(fā)生活化極化(氯離子控制)和濃差極化(氧氣控制)。

極限電流密度JL表達(dá)式見式(18)：

(18)

式中：zO2為陰極反應(yīng)化合價，4；F為法拉第常數(shù)，96 487 C；DO2為氧氣擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；CO2b為混凝土表面氧氣濃度，mol/m3；L為混凝土表面到鋼筋表面的距離，m。

混凝土保護(hù)層厚度為c，鋼筋直徑為d。沿鋼筋周向(0-2 π)混凝土到鋼筋表面距離的表達(dá)式見式(19)：

(19)

氧氣擴(kuò)散系數(shù)DO2可寫為環(huán)境相對濕度hb的表達(dá)式,見式(20)～(21)：

(20)

(21)

式中：pcp為水泥漿的孔隙率；pc為混凝土孔隙率0.1；a/c為水泥/骨料比,6.5；w/c為水灰比,0.5；ρce、ρa(bǔ)、ρw為水泥、骨料和水的密度，分別為3 000 kg/m3、2 650 kg/m3和1 000 kg/m3。

由Bulter-Volmer方程，得到活化區(qū)的陽極電流密度(不考慮鈍化區(qū)的陽極電流密度),見式(22)：

(22)

活化區(qū)和鈍化區(qū)的陰極電流密度,見式(23)：

(23)

式中：JFe0、JO20為陽極、陰極交換電流密度，分別為3×10-4A/m2和1×10-5A/m2；EFe0、EO20為陽極、陰極平衡電位，分別為-0.78 V和0.16 V；βFe、βO2為陽極、陰極Tafel斜率，分別為0.09 V/dec和-0.18 V/dec。

因此，活化鋼筋的宏電池電流密度Jmaca表達(dá)式見式(24)：

(24)

鈍化鋼筋的宏電池電流密度Jmacp表達(dá)式見式(25)：

(25)

式中：JFea、JO2a為活化區(qū)的陽極、陰極電流密度；JFep、JO2p為鈍化區(qū)的陽極、陰極電流密度。

此外，活化區(qū)的宏電池電流密度是正的，因為電流從活化鋼筋流出。相應(yīng)鈍化區(qū)的宏電池腐蝕電流密度是負(fù)的，因為電流流入鈍化鋼筋。

同時，對于活化鋼筋，微電池腐蝕電流密度計算公式見式(26)：

(26)

由于鈍化區(qū)的腐蝕電流密度較小，且鈍化區(qū)受到活化區(qū)的陰極保護(hù)，使鈍化區(qū)的腐蝕電流密度近似零。因此鋼筋的總體腐蝕電流密度Jtotal近似等于活化區(qū)的腐蝕電流密度JFea,見式(27)：

(27)

2　模擬試驗

以膠州灣青島海灣大橋[14]某橋墩為例，預(yù)測了該區(qū)域鋼筋開始去鈍化的時間，模擬了腐蝕電流密度隨時間和空間的變化過程。

潮差區(qū)一般是指平均高潮位與平均低潮位之間的區(qū)域。海水呈周期性的浸泡混凝土表面，表面氯離子濃度相對較高；在干濕循環(huán)[15]作用下，氯離子侵蝕為擴(kuò)散、對流等多種復(fù)雜機(jī)制綜合作用的結(jié)果，該區(qū)域應(yīng)為氯離子侵蝕最嚴(yán)重的區(qū)域。

2.1建模

膠州灣及其附近屬暖溫帶季風(fēng)氣候區(qū)，據(jù)1898年以來百余年氣象資料分析，海上年平均相對濕度為73%，最高相對濕度為89%，最低相對濕度為68%。海上平均最高氣溫為25.5 ℃，平均最低氣溫為-1.2 ℃，年平均氣溫為12.2 ℃。

青島海灣大橋橋墩多為花籃形，將其簡化為矩形，橋墩橫截面示意圖見圖1(a)。混凝土保護(hù)層厚度c=75 mm，鋼筋選取的位置截面見圖1(b)。依據(jù)相關(guān)鋼筋設(shè)計規(guī)范[16-17]，考慮當(dāng)前工程上比較常用的鋼筋，選取了三種具有代表性的鋼筋進(jìn)行研究。其中，光圓鋼筋只取一種，直徑d=40 mm。帶肋鋼筋選取兩種，基圓直徑d=40 mm，橫肋厚度取為2 mm，最大寬度以及橫肋間距取為變量，不考慮縱肋。橫肋最大寬度分別取為2～6 mm，橫肋間距分別取為7～11 mm，從而確保鋼筋相對肋面積大于0.065。光圓鋼筋和帶肋鋼筋具體外形見圖1(c)。為便于分析，光圓鋼筋取原有模型建模，帶肋鋼筋將所有肋轉(zhuǎn)化為橫肋，并選取了鋼筋混凝土界面上的五個點，帶橫肋處截面尺寸見圖1(d)，光圓鋼筋截面尺寸見圖1(e)。

(a)　橋墩橫截面　　(b)　中間鋼筋

(c)　鋼筋外形圖

(d)　帶肋鋼筋橫肋截面 (e)　光圓鋼筋截面圖1　數(shù)值建模所用橋墩及鋼筋規(guī)格圖Fig. 1　Diagrams of the pier and steel bar forms used in the numerical simulation: (a) cross section of the pier; (b) middle steel bar; (c) outside view of steel bars; (d) section of deformed bar with transverse ribs; (e) section of plain round bar

2.2初始條件和邊界條件

對于本實例，混凝土內(nèi)部初始溫度取為環(huán)境平均溫度T0=285.35 K，初始孔隙相對濕度取h0=0.5，混凝土內(nèi)部初始氯離子質(zhì)量濃度Cc0=0，初始電位E=0。

對于鋼筋-混凝土界面的電化學(xué)邊界條件，是處于不斷變動的狀態(tài)。為保證精確，不另設(shè)其他輔助條件或者輔助函數(shù)，直接采用式(16)、(17)所給條件進(jìn)行求解。

不考慮環(huán)境溫度和環(huán)境相對濕度的周期性變化，混凝土表面溫度取環(huán)境平均溫度Tb=285.35 K，表面孔隙相對濕度取環(huán)境平均相對濕度hb=0.73。根據(jù)Duracrete[18]研究，當(dāng)w/c為0.5時，潮差區(qū)混凝土表面氯離子質(zhì)量分?jǐn)?shù)Ccb為0.675%(氯離子質(zhì)量占混凝土質(zhì)量百分比)，即16.53 kg/m3。

2.3結(jié)果與討論

A、B、C、D、E五個點分別代表沿鋼筋周向五個受氯離子侵蝕的不同位置，其去鈍化時間不一。A點距離混凝土保護(hù)層表面最近，氯離子到達(dá)其表面所需時間最短，同一時間內(nèi)氯離子累積量最大。因此A點最先發(fā)生去鈍化，可作為比較的標(biāo)準(zhǔn)，見圖2。此處帶肋鋼筋橫肋截面最大肋寬為2 mm。

(a)　光圓

(b)　　帶肋圖2　光圓和帶肋鋼筋的截面氯離子含量-時間曲線Fig. 2　Cl- concentration vs. time curves in the cross section of plain (a) and deformed (b) bars

由圖2可見,光圓鋼筋去鈍化時間為4.297 5×108s，約合13.63 a；帶肋鋼筋為4.112 5×108s，約合13.04 a。因此帶肋鋼筋最先去鈍化，更早開始電化學(xué)腐蝕進(jìn)程。

此外，腐蝕起始時間還與氯離子擴(kuò)散系數(shù)有關(guān)。根據(jù)以往研究[19]，腐蝕起始時間隨著氯離子擴(kuò)散系數(shù)的減小而急劇增長。由于相對較小的氯離子滲透能力，鋼筋周向腐蝕前緣的擴(kuò)展需要更多的時間，這也可能使局部腐蝕的持續(xù)時間變長。

氯離子侵蝕下的鋼筋腐蝕電流密度通常在0.1～10 A/m2[19]，對應(yīng)的腐蝕擴(kuò)展速率為1.16～116 μm/a[Ppit(μm/a)=11.6×Jcorr(A/m2)]。局部宏電池腐蝕情況下，鋼筋腐蝕速率甚至可以到達(dá)1.16 mm/a，對應(yīng)腐蝕電流密度為100 A/m2。光圓鋼筋腐蝕電流密度最大時約為0.26 A/m2，帶肋鋼筋橫肋截面最大時約為0.25 A/cm2，腐蝕擴(kuò)展速率分別可到達(dá)3.016 μm/a和2.9 μm/a；后期總體電流密度基本接近0.036 A/m2，擴(kuò)展速率約為0.417 6 μm/a。

模擬結(jié)果表明，隨著氯離子侵蝕的深入，將引起活化/鈍化比的增加，見圖3。宏觀電流密度逐漸降低，而微觀電流密度變化不明顯。因此總體電流密度是增加的，且活化區(qū)的微電池腐蝕逐漸成為腐蝕的主導(dǎo)機(jī)制。在三維宏電池腐蝕中，認(rèn)為鋼筋開始沿圓周向腐蝕后，圓周向宏電池腐蝕逐漸減小而縱向宏電池腐蝕成為局部腐蝕過程的主導(dǎo)機(jī)制。從圖中可以看出光圓鋼筋比橫肋截面電流密度略大，但差別不明顯。

圖3　腐蝕電流密度分布曲線Fig. 3　Distribution curves of corrosion current density

腐蝕電流密度隨時間變化如圖4所示，橫肋截面鋼筋的腐蝕速率在25.5×108s(80.86 a)之前大于光圓鋼筋的，之后兩者基本相等。因此就整體而言，帶肋鋼筋橫肋截面腐蝕速率更大。腐蝕速率的差異主要是由宏觀電流密度的差異造成的，兩者的微觀電流密度相差不大，由此可推得帶肋鋼筋整體腐蝕速率大于光圓鋼筋。類似的結(jié)論在文獻(xiàn)[20]中也報道過。

圖4　腐蝕電流密度時程曲線Fig. 4　Time travel curves of corrosion current density

上述主要討論了帶肋鋼筋和光圓鋼筋在整體上的差別，沒有對帶肋鋼筋的具體設(shè)計尺寸進(jìn)行分析。當(dāng)橫肋厚度一定時，影響帶肋鋼筋性能的主要是橫肋的最大寬度和間距。為了找出其內(nèi)在規(guī)律，研究不同肋間距和不同肋最大寬度對電流密度的影響，見圖5。為了計算三維鋼筋模型，考慮縱橫向鋼筋，計算時選取了一個計算單元(即兩個半段帶肋鋼筋和其中間的光圓部分)進(jìn)行求解。

(a)　11 mm

(b)　2 mm圖5　橫肋間距為11 mm和2 mm時,腐蝕電流密度-時間曲線Fig. 5　Corrosion density vs time curves when the interval is equal to 11 mm (a) and 2 mm (b)

由圖5可見，肋寬度的增加以及肋間距的增大，都將導(dǎo)致電流密度的降低。從腐蝕開始至15×108s(47.56 a)之前，最大寬度對電流密度的影響較明顯，此后隨著腐蝕擴(kuò)展，幾種規(guī)格的鋼筋電流密度比較接近，在32.5×108s(103.06 a)之后基本保持腐蝕平衡狀態(tài)，此時電流密度基本維持不變。從腐蝕開始至24×108s(76.10 a)之前，橫肋間距對電流密度影響較明顯，此后肋間距對總體電流密度的影響基本可忽略不計。

本工作所選橫肋最大寬度2 mm、間距11 mm是考慮規(guī)范后的兩個臨界值。當(dāng)最大寬度增加時，符合規(guī)范要求的鋼筋相對肋面積，也減小了腐蝕速率；當(dāng)肋間距減小時，同樣符合規(guī)范要求的鋼筋相對肋面積，卻會導(dǎo)致腐蝕速率的增加。因此存在一個臨界值，在保證了規(guī)范要求的同時，也會使腐蝕造成的破壞降到最小。

根據(jù)異類鋼筋之間相關(guān)的轉(zhuǎn)化關(guān)系，基于本文簡化模型所做工作，即可對圖1(c)中的B類和C類鋼筋的腐蝕電流密度進(jìn)行分析。

考慮材料組分，帶肋鋼筋中由于摻入了硅錳等合金元素，使鋼筋得到了一定的保護(hù)作用，從而使腐蝕程度在一定程度上小于光圓鋼筋。本實例未對材料組分設(shè)置參數(shù)，因此不予考慮。

結(jié)合工程條件，考慮周圍腐蝕環(huán)境帶來的影響，光圓鋼筋腐蝕主要以均勻腐蝕為主；與光圓鋼筋相比，帶肋鋼筋在混凝土澆筑時容易在個別變形肋處形成局部微小缺陷，使腐蝕介質(zhì)在此區(qū)域內(nèi)長時間駐留，從而使鋼筋局部腐蝕作用加大，最終產(chǎn)生局部腐蝕。同時帶肋鋼筋變形肋處混凝土保護(hù)層厚度與肋間鋼筋保護(hù)層相比較薄，氧氣、水更容易到達(dá)變形肋處，因此使帶肋鋼筋變形肋處更早發(fā)生去鈍化,而產(chǎn)生局部腐蝕，這是帶肋鋼筋腐蝕速率大于光圓鋼筋的一個重要原因。但當(dāng)局部腐蝕產(chǎn)生后，其他區(qū)域會受到一定的保護(hù)作用，這也在一方面減小了帶肋鋼筋的腐蝕程度。

本模型的缺點是沒有考慮氯離子的運(yùn)動對腐蝕電流的影響。既然宏電池腐蝕電流是由陽極流入陰極，氯離子就應(yīng)電遷移至局部陽極中。同時，氫離子從活化區(qū)遷移到相鄰的鈍化區(qū)導(dǎo)致了局部酸化，pH降低，而pH的減小將導(dǎo)致活化區(qū)的橫向擴(kuò)展。

該局部腐蝕模型適用于混凝土嚴(yán)重開裂出現(xiàn)之前的情況。當(dāng)混凝土保護(hù)層大范圍開裂后，氧氣、氯離子和水分傳輸參數(shù)可能發(fā)生改變，電化學(xué)腐蝕過程也會受到影響[20]。

3　結(jié)論

通過COMSOL MULTIPHYSICS有限元模型，將鋼筋-混凝土界面宏觀、微觀電池腐蝕過程進(jìn)行了耦合模擬，提出了一種定量分析混凝土中局部鋼筋腐蝕的數(shù)值方法。同時研究了兩種鋼筋沿周向的腐蝕電流密度分布，并將其進(jìn)行了時間和空間上的對比。

模擬結(jié)果顯示在腐蝕初始階段，同種工況、同種規(guī)格的條件下,帶肋鋼筋相比光圓鋼筋所需去鈍化時間更短，其首先發(fā)生電化學(xué)腐蝕；在腐蝕擴(kuò)展階段，帶肋鋼筋相比光圓鋼筋腐蝕速率更大，優(yōu)先腐蝕；在橫肋厚度一定的情況下，肋間距和最大肋寬度的減小都將導(dǎo)致腐蝕電流密度的增加。

[1]金偉良,趙羽習(xí). 混凝土結(jié)構(gòu)耐久性研究的回顧與展望[J]. 浙江大學(xué)學(xué)報(工學(xué)版),2002,36(4):371-380.

[2]蔡榮,楊綠峰,余波. 海洋潮汐浪濺區(qū)混凝土表面氯離子濃度計算模型[J]. 海洋工程,2014,32(5):25-33.

[3]CAO C,CHEUNG M. Non-uniform rust expansion for chloride-induced pitting corrosion in RC structures[J]. Construction and Building Materials,2014(51):75-81.

[4]林剛. 混凝土中鋼筋腐蝕的數(shù)值模擬[J]. 建材技術(shù)與應(yīng)用,2010(11):6-9.

[5]余波,毋銘,楊綠峰. 混凝土保護(hù)層對鋼筋腐蝕機(jī)理及腐蝕速率的影響[J]. 工業(yè)建筑,2014,44(7):112-119.

[6]JI Y,ZHAO W,ZHOU M,et al. Corrosion current distribution of macrocell and microcell of steel bar in concrete exposed to chloride environments[J]. Construction and Building Materials,2013(47):104-110.

[7]趙尚傳,付智,國天逵. 氯離子臨界濃度研究現(xiàn)狀與進(jìn)展[C]//第七屆全國混凝土耐久性學(xué)術(shù)交流會論文集. [出版地不詳]：[出版者不詳]，2009(7):128-131.

[8]ANGST U,ELSENER B,LARSEN C K,et al. Chloride induced reinforcement corrosion:rate limiting step of early pitting corrosion[J]. Electrochimica Acta,2011,56(17):5877-5889.

[9]XI Y,BAZANT Z P,JENNINGS H H. Moisture diffusion in cementitious materials adsorption isotherms[J]. Advanced Cement Based Materials,1994,1(6):248-257.

[10]劉俊龍,余紅發(fā),孫偉,等. 混凝土氯離子結(jié)合能力的影響因素規(guī)律性研究[J]. 硅酸鹽通報,2011,30(1):172-176.

[11]ANGST U,ELSENER B,LARSEN C K,et al. Critical chloride content in reinforced concrete-a review[J]. Cement and Concrete Research,2009,39(12):1122-1138.

[12]ALONSO C,CASTELLOTE M,ANDRADE C. Chloride threshold dependence of pitting potential of reinforcements[J]. Electrochimica Acta,2002,47(21):3469-3481.

[13]CAO C,CHEUNG M,CHAN B Y B. Modelling of interaction between corrosion-induced concrete cover crack and steel corrosion rate[J]. Corrosion Science,2013(69):97-109.

[14]劉啟蛟,劉宏新,彭蕙蕙. 青島海灣大橋混凝土耐久性設(shè)計方案研究[J]. 山東交通科技,2008(2):55-57.

[15]徐港,徐可,蘇義彪,等. 不同干濕制度下氯離子在混凝土中的傳輸特性[J]. 建筑材料學(xué)報,2014,17(1):54-59.

[16]GB 1499.1-2008鋼筋混凝土用鋼第1部分:熱軋光圓鋼筋[S].

[17]GB 1499.2-2007鋼筋混凝土用鋼第2部分:熱軋帶肋鋼筋[S].

[18]CRETE D. General guidelines for durability design and redesign[R]//The European Union-Brite Eu Ram III,Project No. BE95-1347:‘Probabilistic Performance Based Durability Design of Concrete Structures’,Document,2000:15.

[19]CAO C. 3D simulation of localized steel corrosion in chloride contaminated reinforced concrete[J]. Construction and Building Materials,2014(72):434-443.

[20]MOHAMMED T U,OTSUKI N,HISADA M,et al. Effect of crack width and bar types on corrosion of steel in concrete[J]. Journal of Materials in Civil Engineering,2001,13(3):194-201.

Corrosion Behavior of Different Bars in Chloride Ion Corrosion

CHENG Xu-dong1, XU Li1, FAN Yan-ping1, LI Xiao-nan1, PANG Ming-wei1, XU Feng2

(1. College of Pipeline and Civil Engineering in China University of Petroleum, Qingdao 266580, China;2. Real Estate Management Depcntmwnt in Laiyang Shandong Province, Laiyang 265200, China)

In order to compare the difference of corrosion process between plain round bars and deformed bars which are used in reinforced concrete structure, for the corrosion caused by chloride ion with a depassivation mechanism, simulated was performed using FEM simulation software COMSOL MULTIPHYSICS according to the principle of corrosion electrochemistry. The model not only coupled multiphysics based on electrochemistry, chloride ion, temperature and humidity, but also analyzed the depassivation behavior and corrosion rate of the bars. The results showed that under the same working condition and with the same dimension, compared with plain round, deformed bars had shorter depassivation time, faster corrosion rate, and corroded easily. The decrease of maximum width and distance of transverse ribs increased the corrosion rate.

plain round bar; deformed bar; depassivation; electrochemistry; corrosion

10.11973/fsyfh-201605013

2015-03-19

山東省自然科學(xué)基金(ZR2012EEL23); 中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項資金(15CX05004A)

程旭東(1971-)，教授，博士，從事土木工程、油田地面工程結(jié)構(gòu)及LNG儲罐方面的教學(xué)及科研工作，15864291509,chengxd@upc.edu.cn

TG174.4

B

1005-748X(2016)05-0407-07