氯鹽侵蝕下鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開裂研究綜述

張菊輝, 汪鵬飛

(上海理工大學(xué) 環(huán)境與建筑學(xué)院,上海 200093)

氯鹽侵蝕下鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開裂研究綜述

張菊輝, 汪鵬飛

(上海理工大學(xué) 環(huán)境與建筑學(xué)院,上海 200093)

氯鹽侵蝕引起的鋼筋銹蝕是引發(fā)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開裂的主要原因.總結(jié)歸納了氯鹽侵蝕下的鋼筋銹蝕產(chǎn)物分布、鋼筋銹蝕引起的作用在混凝土保護層上的銹脹力,以及由銹脹力作用造成的混凝土保護層表面開裂等3個方面的研究成果.在此基礎(chǔ)上,針對當(dāng)前研究中存在的問題提出了一些建議,指出將混凝土視為均質(zhì)材料的簡化模型并不能準確模擬鋼筋銹蝕引起的混凝土保護層銹脹開裂行為,今后的研究應(yīng)著重于建立混凝土的細觀分析模型.自然環(huán)境下的鋼筋銹蝕產(chǎn)物分布形態(tài)不唯一,二維模型與實際工程中的三維構(gòu)件存在較大的差異;人工氣候環(huán)境引起的鋼筋非均勻銹蝕與自然銹蝕間的差異尚不明確,有待進一步研究.

氯離子; 鋼筋銹蝕; 鋼筋混凝土結(jié)構(gòu); 開裂

氯鹽侵蝕引起的鋼筋銹蝕是引發(fā)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開裂的主要原因.1994年鐵路秋檢統(tǒng)計表明[1]:由于大量使用含有氯離子的化冰鹽,很多路橋在投入使用后的一兩個冬季就出現(xiàn)混凝土保護層剝落現(xiàn)象,使用壽命大幅度縮短,由此造成巨大的經(jīng)濟損失.實際上,氯離子并不直接參與銹蝕物的產(chǎn)生,而是起到催化劑的作用.氯離子侵入混凝土孔隙、微裂縫,并累積在鋼筋表面,當(dāng)鋼筋周圍的氯離子濃度達到閥值時,鋼筋表面的氧化膜即發(fā)生破壞,引起鋼筋銹蝕.銹蝕產(chǎn)物體積約為消耗鋼筋體積的2～4倍,由銹蝕產(chǎn)物體積膨脹引起了作用在混凝土保護層上的銹脹力,當(dāng)銹脹力增大使得混凝土保護層達到其抗拉強度時,即出現(xiàn)開裂.而裂縫的發(fā)展進一步加速鋼筋銹蝕,最終導(dǎo)致混凝土保護層剝落,嚴重影響了鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性能.因此,很有必要對氯鹽侵蝕下的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開裂問題進行研究.

近20年來,國內(nèi)外學(xué)者針對氯鹽侵蝕引起的鋼筋銹蝕、結(jié)構(gòu)銹脹開裂問題,進行了大量的研究工作.本文主要對氯鹽侵蝕下的鋼筋銹蝕產(chǎn)物模擬、鋼筋銹蝕引起的作用在混凝土保護層上的銹脹力以及由銹脹力作用造成的混凝土保護層開裂等3個方面的研究進行了總結(jié)歸納,提出了其中的不足,并進行展望.

1 鋼筋銹蝕產(chǎn)物模擬

1.1 鋼筋銹蝕模型

鋼筋銹蝕是引起混凝土保護層開裂的主要原因之一,國內(nèi)外學(xué)者針對鋼筋銹蝕進行了大量研究.其中比較典型的是Bazant[2]基于參與銹蝕反應(yīng)的各物質(zhì)質(zhì)量守恒、Fick定律、Maxell靜電方程和化學(xué)反應(yīng)速率方程建立的鋼筋銹蝕模型.劉西拉等[3]對鋼筋銹蝕過程進行電化學(xué)理論分析,提出鋼筋銹蝕的物理模型.另外,鋼筋銹蝕是一個動態(tài)發(fā)展過程,鋼筋銹蝕速率是不斷變化的[4],銹蝕層發(fā)展、銹蝕產(chǎn)物密實度的增大是引起鋼筋銹蝕率變化的主要原因[5-6].鋼筋銹蝕除了受到混凝土性質(zhì)、銹蝕產(chǎn)物等的影響外,還受到各種外界環(huán)境因素的影響.因此,Liu等[7]較全面地考慮了氯離子濃度、溫度和混凝土電阻等因素的影響,提出了鋼筋銹蝕的指數(shù)模型.王元戰(zhàn)等[8]基于Liu的指數(shù)模型[7],結(jié)合荷載作用的氯離子擴散模型,提出了荷載影響下的鋼筋銹蝕模型.而郭冬梅等[9]同樣基于Liu的指數(shù)模型[7],考慮了荷載作用與氯離子結(jié)合能力的共同影響,建立了荷載作用下考慮氯離子結(jié)合能力的鋼筋銹蝕模型.

1.2 銹蝕產(chǎn)物分布

銹蝕產(chǎn)物分布的研究主要通過試驗方法進行,因此,受到自然銹蝕試驗周期長、成本高的限制.很多學(xué)者如Alonso等[10]、Andrade等[11]以及Cabrera[12]都采用通電加速銹蝕試驗的方法對鋼筋的銹蝕過程進行研究.但是,通電加速銹蝕試驗通常會引起鋼筋均勻銹蝕[13-14],銹蝕產(chǎn)物沿著鋼筋橫截面均勻分布,這與實際自然情況下的鋼筋非均勻銹蝕存在較大差異.因此,部分學(xué)者開始采用人工模擬氣候環(huán)境的試驗方法來進行研究.如袁迎曙等[15]利用數(shù)字式視頻顯微測量系統(tǒng),對人工氣候環(huán)境下試樣銹蝕層的微觀構(gòu)造進行觀測,提出半橢圓形銹蝕產(chǎn)物分布模型,如圖1所示.目前,該模型已被大多數(shù)學(xué)者所認可.Zhao等[16]同樣采用細觀觀測的方法,提出了高斯銹蝕分布模型,且與半橢圓形銹蝕分布模型[15]對比表明:高斯銹蝕分布模型更接近實際.

圖1 開裂前后鋼筋銹蝕量分布[15]Fig.1 Distribution of corrosion level before/after cracking[15]

圖1中:θ為鋼筋周圍任一點的極角,°;dθ表示鋼筋表面極角為θ處的半徑損失,mm;da為鋼筋表面最大半徑損失,mm;db為背向保護層一側(cè)的鋼筋平均半徑損失,mm;R為初始鋼筋半徑,mm;u1為最大銹蝕產(chǎn)物累積厚度,mm;u2為背向保護層一側(cè)的銹蝕產(chǎn)物平均累積厚度,mm.

1.3 鋼筋銹蝕量

鋼筋銹蝕量的多少可以直接反映鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)剩余承載力,這對于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)全壽命預(yù)測具有重要意義.牛荻濤等[17-18]采用電化學(xué)理論分析的方法,考慮環(huán)境相對濕度及水膜對氧氣擴散的影響,首次提出了室內(nèi)、室外兩種環(huán)境下基于使用時間以及構(gòu)件基本幾何參數(shù)的鋼筋銹蝕量的預(yù)測模型.夏寧等[19]、趙羽習(xí)等[20]分別利用有限元軟件ANSYS對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開裂行為進行分析,提出混凝土保護層開裂時刻鋼筋銹蝕量/率的計算模型.此外,徐港等[21]、Du等[22]利用有限元方法針對混凝土保護層銹脹開裂時刻鋼筋銹蝕率的影響因素進行了探討,結(jié)果表明:鋼筋非均勻銹蝕下的臨界銹蝕率較均勻銹蝕下要小,臨界銹蝕率隨保護層厚度增大而增大,隨鋼筋直徑增大而減小.

2 銹脹力

由銹蝕產(chǎn)物體積膨脹引起的作用在混凝土保護層上的銹脹力是導(dǎo)致保護層開裂的直接原因.同時,作用在保護層上的銹脹力會降低鋼筋與混凝土間的粘結(jié)性能,嚴重影響了鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性能.部分學(xué)者如Morinaga[23],Williamson等[24]以及Allan等[25]采用了機械擴張試驗方法對混凝土保護層內(nèi)壁施加均布油壓,模擬鋼筋均勻銹蝕下施加在混凝土保護層上的銹脹力作用,對混凝土保護層開裂時刻的銹脹力進行了研究.但是,試驗研究缺乏必要的理論依據(jù),易受環(huán)境、人為因素的影響,且機械擴張法基于鋼筋縱橫向都發(fā)生均勻銹蝕,而與實際鋼筋銹蝕存在較大差異.

目前,針對作用在保護層上銹脹力的研究主要是基于圓筒模型進行力學(xué)分析.金偉良等[26]、劉榮桂等[27],以及馮瑞等[28]基于彈性力學(xué)方法進行理論分析,建立起混凝土保護層開裂時刻銹脹力的計算公式.但是,混凝土是一種由多種材料混合制成的準脆性材料,僅僅采用彈性力學(xué)方法,忽略其塑形性能,顯然是不合理的.因此,部分學(xué)者引入了彈塑性力學(xué)、斷裂力學(xué)和損傷力學(xué)方法進行分析.李清富等[29]分別采用彈塑性力學(xué)和斷裂力學(xué)理論求得均勻銹蝕下鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的臨界銹脹力,與文獻[30]的試驗數(shù)據(jù)對比表明,斷裂力學(xué)模型更接近實際.王顯利等[31]基于斷裂力學(xué)理論,考慮到混凝土中的初始裂縫和微缺陷的影響,結(jié)合荷載與斷裂韌性間的關(guān)系,提出了臨界銹脹力的預(yù)測模型,即

(1)

馬光述等[32]結(jié)合彈性力學(xué)和斷裂力學(xué)理論,建立了考慮裂紋尖端段塑性區(qū)影響的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)均勻銹蝕下的臨界銹脹力預(yù)測模型,即

(2)

式中,ft為混凝土保護層抗拉強度,MPa.

邱兆國等[33]基于彈性理論和Bazant理論模型[2],引入拉伸損傷的概念,對保護層環(huán)向應(yīng)力進行修正,提出基于銹脹力的保護層開裂時刻鋼筋銹蝕率模型.

基于彈性理論

(3)

基于Bazant理論

(4)

基于拉伸損傷理論

(5)

式中:σcr為臨界載荷,MPa;σφ0為開裂損傷后內(nèi)邊界殘余環(huán)向應(yīng)力,MPa;d0為鋼筋與混凝土間界面層的厚度,mm;α為常數(shù).

另外,隨著計算機技術(shù)的發(fā)展,部分學(xué)者采用有限元方法進行分析.Jang等[34]利用有限元軟件分別模擬了不同位置處的均勻及非均勻銹脹開裂情況,得到鋼筋均勻銹蝕和非均勻銹蝕下的臨界銹脹力公式,即

均勻銹蝕

q=2.845(c/D)1.05,α=1

(6)

非均勻銹蝕

q=1.693(c/D)1.11,α=4

(7)

式中:α為鋼筋不均勻銹蝕系數(shù),α=1時為鋼筋均勻銹蝕,α=4時為鋼筋非均勻銹蝕.

張偉平等[35]、Du等[22]采用有限元方法分析了不同因素對于混凝土保護層初裂時刻銹脹力的影響,結(jié)果表明:保護層厚度與鋼筋直徑之比c/R對臨界銹脹力的影響最為明顯,臨界銹脹力隨c/R減小而減小.保護層厚度相同時,臨界銹脹力隨鋼筋直徑增大而明顯減小.

圖2給出了基于王顯利等[31]、馬光述等[32]、邱兆國等[33],以及Jang等[34]學(xué)者的研究成果得出的臨界銹脹力與鋼筋半徑之間的關(guān)系曲線,并與Williamson等[24]的試驗成果進行比較.其中相關(guān)參數(shù)設(shè)為:混凝土彈性模量為30GPa,抗拉強度為2.1MPa,斷裂能為5N/m,初始裂縫長度設(shè)為1mm,保護層厚度取16mm,銹蝕產(chǎn)物體積膨脹率取為3,多孔層厚度為30 μm.圖中虛線表示鋼筋均勻銹蝕,實線表示鋼筋非均勻銹蝕,散點為實驗數(shù)據(jù).由圖2可知,作用在混凝土保護層上的臨界銹脹力隨鋼筋半徑增大而減小,且均勻銹蝕下的臨界銹脹力明顯大于非均勻銹蝕.文獻[33]中基于彈性理論得出的臨界銹脹力模型較其他模型要大得多,混凝土是由多種材料混合而成的準脆性材料,僅僅采用彈性理論進行分析是不合理的.另外,文獻[33]中基于拉伸損傷的模型與文獻[34]在鋼筋均勻銹蝕下所得的結(jié)果基本一致,但與其他均勻銹蝕下基于彈塑性理論得出的結(jié)果相比仍有較大的差距,這是由于各個模型考慮的參數(shù)不同造成的,理論分析很難綜合考慮所有影響因素的影響.文獻[31]的計算結(jié)果與文獻[24]的實驗數(shù)據(jù)最為吻合,較接近實際.

3 混凝土保護層開裂

保護層表面的裂縫發(fā)展情況可以通過觀測直接獲得,建立混凝土保護層表面裂縫寬度和鋼筋銹蝕率間的關(guān)系模型可以直觀地反映鋼筋銹蝕情況,極大地方便了鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的壽命預(yù)測和加固維修.陳月順等[36]利用保護層開裂前后變形協(xié)調(diào)關(guān)系,對均勻銹蝕下混凝土保護層裂縫發(fā)展情況進行了研究.提出有箍筋和無箍筋兩種情況下鋼筋均勻銹蝕引起的混凝土保護層裂縫寬度ω的公式,無箍筋情況下的裂縫寬度模型為

ω

(8)

ω-=·

(9)

式中:υ為混凝土泊松比;n為銹蝕產(chǎn)物體積膨脹率;ρw為鋼筋銹蝕率.

Wu等[37]考慮到部分銹蝕產(chǎn)物的流失,并基于銹蝕鋼筋體積恒定的假設(shè),提出了均勻銹蝕下鋼筋單點銹蝕率基于銹脹裂縫寬度ω的計算公式,即

(10)

式中:k為鐵銹流出折減系數(shù);D1為鋼筋銹后名義直徑,mm.

Cao等[38]耦合了鋼筋銹蝕的宏觀過程和微觀過程,考慮到混凝土保護層裂縫擴展與鋼筋銹蝕間的動態(tài)相互作用,建立厚壁圓筒模型模擬保護層裂縫開展情況,提出鋼筋均勻銹蝕下裂縫寬度ω的計算模型,即

(11)

式中:ust為除多孔區(qū)外的銹蝕產(chǎn)物膨脹徑向距離,μm;臨界開裂應(yīng)變εcr=ft/Ec.

Ying等[39]利用有限元軟件,建立了鋼筋均勻銹蝕下二維帶孔洞的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開裂模型,采用四節(jié)點平面應(yīng)變單元的彌散裂縫模型,并通過在混凝土孔洞內(nèi)壁施加徑向位移荷載的方式模擬作用在保護層上的均勻銹脹力,提出了裂縫寬度ω和鋼筋銹蝕率ρw的關(guān)系公式,即

(12)

上述研究都是基于鋼筋均勻銹蝕的,與實際的鋼筋非均勻銹蝕不符.因此,Vidal等[40]通過失重法對2組分別暴露了14年和17年的鋼筋混凝土梁進行檢測,建立了裂縫寬度ω和鋼筋銹蝕截面損失面積的關(guān)系公式,即

ω=k(ΔAs-ΔAs0)

(13)

Zhang等[41]認為Vidal等[40]的模型不能很好地模擬整體銹蝕階段的裂縫發(fā)展.他對2組暴露了14年和23年的鋼筋混凝土梁進行研究,假設(shè)鋼筋縱向發(fā)生均勻銹蝕,得出鋼筋平均截面損失ΔAsm和裂縫寬度ω的關(guān)系模型,即

ω=0.191 6ΔAsm+0.164

(14)

Khan等[42]對暴露了26年的鋼筋混凝土梁進行研究,分別獲得最大截面損失、平均截面損失和裂縫寬度間的關(guān)系曲線.所得實驗數(shù)據(jù)與文獻[40-41]的模型進行對比,表明文獻[40]的模型更接近本次試驗結(jié)果.

此外,上述研究均沒有針對混凝土保護層裂縫擴展路徑進行研究.因此,朱杰等[43]基于擴展有限元法(XFEM),運用有限元軟件ABAQUS,建立二維帶孔洞的四節(jié)點平面應(yīng)變模型,并在混凝土孔洞內(nèi)壁施加徑向非均勻位移荷載,模擬作用在保護層上的非均勻銹脹力,對非均勻銹蝕下鋼筋混凝土保護層銹脹開裂過程進行了數(shù)值模擬.從分析的結(jié)果可以得出:采用XFEM與混凝土黏聚力本構(gòu)模型能有效模擬保護層混凝土裂縫擴展全過程.

Chen等[44]則利用有限元軟件ATENA建立了三節(jié)點平面應(yīng)變模型,在鋼筋/銹蝕產(chǎn)物/混凝土三者界面處添加邊界層,模擬三者間的相互作用,并通過給銹層施加初始應(yīng)變的方式,模擬鋼筋非均勻銹脹作用.對鋼筋非均勻銹脹下混凝土保護層中預(yù)設(shè)路徑裂縫的發(fā)展過程進行了研究,提出保護層表面裂縫寬度和鋼筋銹蝕率的關(guān)系曲線.

Zhang等[45]采用ABAQUS有限元軟件建立了二維帶孔洞的四節(jié)點平面應(yīng)變單元的塑性損傷模型,通過在混凝土孔洞內(nèi)壁節(jié)點上添加只受壓力作用的非線性彈簧,模擬銹蝕產(chǎn)物與混凝土間的相互作用,并在孔洞內(nèi)施加徑向位移荷載模擬作用在保護層上的非均勻銹脹力作用.重點研究了鋼筋非均勻銹脹下混凝土保護層的開裂模式和保護層表面裂紋寬度變化情況,提出了裂縫寬度ω和鋼筋銹蝕率ρw的關(guān)系公式,即

ω=-0.002+(0.165-0.006c+0.007D)ρw

(15)

圖3給出了以上9種裂縫寬度模型的結(jié)果對比.選取如下參數(shù)進行對比分析:保護層厚度為48mm,鋼筋直徑為16mm,點蝕深度系數(shù)取為8.圖中虛線表示鋼筋均勻銹蝕工況,實線表示鋼筋非均勻銹蝕工況.結(jié)果表明,保護層表面裂縫寬度均隨鋼筋銹蝕率增大而增大.總體而言,在相同銹蝕率情況下,鋼筋非均勻銹蝕較均勻銹蝕引起的保護層表面裂縫寬度要大,而文獻[40,42,45]基于非均勻銹蝕提出的模型較文獻[38-39]基于均勻銹蝕提出的模型要明顯偏小,原因在于文獻[45]考慮到相鄰鋼筋銹脹的影響,阻礙了鋼筋橫截面縱向裂紋的擴展,而文獻[40,42]都采用了干濕循環(huán)的試驗方法,部分銹蝕產(chǎn)物溶于水后沿著裂縫溢出,減弱了作用在混凝土保護層上的銹脹力作用,造成裂縫寬度偏小.

圖3 裂縫寬度與銹蝕率關(guān)系圖Fig.3 Relationship between the cracking width and corrosion ratio

4 當(dāng)前研究中存在的問題和建議

a. 目前的研究大多是針對均勻銹蝕的,這與實際的非均勻銹蝕存在較大差異.自然環(huán)境下的鋼筋銹蝕受到環(huán)境、人為因素的影響,其非均勻銹蝕分布形態(tài)并不唯一.目前,仍沒有一個準確的非均勻銹蝕分布預(yù)測模型,需要結(jié)合大量的試驗和工程實踐數(shù)據(jù)對其進行研究.

b. 混凝土是由多種材料組成的非均質(zhì)材料,其力學(xué)性能受到微觀結(jié)構(gòu)的影響而變得復(fù)雜,為了簡化計算,大部分研究將混凝土視為均質(zhì)材料.以后的研究應(yīng)著重于建立混凝土的細觀分析模型,克服微觀結(jié)構(gòu)復(fù)雜性給計算帶來的困難.

c. 受到計算水平的限制,很多學(xué)者都通過建立二維帶孔洞的混凝土結(jié)構(gòu)簡化模型,并在模型孔洞內(nèi)側(cè)施加非均勻荷載,模擬鋼筋非均勻銹蝕下的混凝土保護層銹脹開裂行為.對于非均勻荷載的模擬是否符合實際自然銹蝕下施加在保護層上的銹脹力作用,將直接影響到有限元結(jié)果的準確性.另外,二維模型與實際三維的構(gòu)件存在較大的差異,并不能很好地模擬構(gòu)件內(nèi)部應(yīng)力情況、相鄰截面間相互作用以及外荷載的影響.應(yīng)建立三維有限元模型進行研究,著重于解決鋼筋縱向非均勻銹蝕的隨機模擬以及計算結(jié)果不容易收斂等問題.

d. 由于鋼筋自然銹蝕試驗受到周期長、投入大的限制,部分學(xué)者采用人工模擬氣候環(huán)境的方法.但人工氣候環(huán)境引起的鋼筋非均勻銹蝕與自然銹蝕間的差異尚不明確,需對此進行對比分析,評估兩者間的差異.

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(編輯:丁紅藝)

State-of-Arts about the Chloride-Induced Steel Corrosion and Concrete Cover Cracking in Reinforced Concrete Structures

ZHANG Juhui, WANG Pengfei

(SchoolofEnvironmentandArchitecture,UniversityofShanghaiforScienceandTechnology,Shanghai200093,China)

The chloride-induced corrosion of reinforcements has been identified as the main cause of cracking in reinforced concrete due to the expansion of corrosion products.The research achievement were summarized from three aspects including the chloride-induced steel corrosion build-up,corrosion-induced expansive force and concrete cover cracking.Some suggestions were put forward to provide a guide for the further research.It is pointed out that the simplified models that consider the concrete as a homogeneous material cannot accurately describe the concrete cover cracking process due to the chloride-induced steel corrosion,and future researches should focus on the establishment of a mesoscopic model of concrete.In addition,the corrosion product distribution model under natural conditions is not unique,and there is a big difference between the simulated 2D model and the actual 3D structural member.The difference between the non-uniform steel corrosion induced by artificial environment and natural corrosion is not clear,and further research work is still needed.

chloride;steelcorrosion;reinforcedconcretestructure;cracking

1007-6735(2017)04-0389-07

10.13255/j.cnki.jusst.2017.04.014

2017-03-17

國家自然科學(xué)基金資助項目(51408359)

張菊輝(1981-),女,講師.研究方向:混凝土耐久性及全壽命預(yù)測.E-mail:zhjhui@usst.edu.cn

TU 375

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