海洋環(huán)境下混凝土結構鋼筋銹蝕率研究

李冰，張世義，王宏

(1. 山東理工大學 建筑工程學院, 山東 淄博 255049；2. 青島翔遠市政設計有限公司, 山東 青島 266100)

我國大跨徑鋼筋混凝土跨海橋梁正成為沿海地區(qū)的主要結構，海洋環(huán)境中有害離子引起的鋼筋銹蝕成為跨海結構關注的焦點問題。隨著海水中氯離子等有害介質的侵入，鋼筋混凝土結構逐漸劣化，裂縫逐漸擴展，造成結構服役壽命縮短，并可能造成安全問題。為及時準確的評價跨海鋼筋混凝土結構的損傷過程，評估結構的剩余服役周期，提出適宜的結構維護方案，需建立完善的跨海結構耐久性綜合評價監(jiān)測系統(tǒng)[1]。目前國內外對鋼筋混凝土結構損傷檢測的方法主要有超聲波檢測，紅外熱成像技術等，但目前的研究發(fā)現，上述方法存在信號精度較低，評價可靠性不足，并且對混凝土內部鋼筋銹蝕的劣化行為不清楚，隨著無損檢測技術的發(fā)展，預埋電化學鋼筋銹蝕監(jiān)測傳感器稱為評價鋼筋銹蝕程度的重要手段[2-3]。

從二十世紀八九十年代開始各種腐蝕監(jiān)測傳感器陸續(xù)投入使用[4]；針對現有結構，有膨脹環(huán)腐蝕檢測系統(tǒng)、電阻探針等[5]。其中德國產梯形陽極傳感系統(tǒng)，具有準確獲取鋼筋銹蝕全過程的特點，其數據準確、可靠，能夠與結構形成統(tǒng)一整體，可有效監(jiān)測鋼筋混凝土結構的服役過程，被廣泛應用于目前跨海結構工程中。Raupach等[6]通過實驗室模擬海洋環(huán)境試驗，測試了不同混凝土結構中鋼筋腐蝕電流的差異，結果表明混凝土結構密實度增加，可有效降低其內部離子的聯(lián)通。Broomfield等[7]通過對混凝土氯離子濃度測定和宏電流變化情況的監(jiān)測，推算了鋼筋腐蝕的起始時間。Duffó等[8]研究表明鋼筋混凝土結構銹蝕劣化過程，與其內部氯離子侵蝕過程密切相關，隨著氯離子的侵入鋼筋逐漸銹蝕，混凝土結構逐漸劣化。目前我國修建的多數跨海橋梁均使用陽極梯進行耐久性監(jiān)測，例如杭州灣跨海大橋分別在橋梁結構不同部位預埋了48套陽極梯傳感器[9]，青島海灣大橋預埋了29套陽極梯傳感器[10]，蘇通大橋預埋了22套極梯傳感器[11-12]，大連長山大橋在箱梁重度鹽霧區(qū)、橋墩浪濺區(qū)和橋臺水位變動區(qū)埋置8枚陽極梯傳感器，已得到大量相關監(jiān)測數據。但現行標準僅給出不同電學信號條件下鋼筋可能發(fā)生銹蝕的概率，鋼筋銹蝕狀態(tài)(鋼筋去鈍化時間、鋼筋銹蝕率和鋼筋強度損失率等)與陽極梯電學信號之間的關系尚缺乏定量描述[13]。

本文為探討陽極梯陽極電位與其銹蝕率的定量關系，在實驗室制備兩組鋼筋混凝土試件，分別埋置陽極梯傳感器和普通光圓鋼筋棒，通過電加速腐蝕方法對試件進行了192 h的加速腐蝕，分別通過無損檢測，破損試驗和理論分析等方法，探討了通電時間、電位信號和鋼筋銹蝕率三者之間的關系。

1 試驗研究

1.1 實驗材料

根據我國北方某跨海大橋橋臺施工配合比制備混凝土試件。試驗用水泥為PO42.5R級普通硅酸鹽水泥；粉煤灰采用I級粉煤灰；礦渣微粉采用S95級?；郀t礦渣微粉，比表面積為425 m2/kg，流動度比為97%；細骨料選用大沙河砂；減水劑為聚羧酸鹽類高效減水劑，固含量20%；鋼筋采用φ10的HPB300熱扎光圓鋼筋?；炷僚浜媳纫姳?。

表1 試驗配合質量比 Tab.1 Experimental mix ratio of weight

1.2 試驗方案及試件設計

根據我國北方某跨海大橋橋臺陽極梯傳感器埋置深度，制備兩種鋼筋混凝土試件?；炷帘Ｗo層為60 mm，腐蝕環(huán)境為5%的NaCl,通電時間為24、48、96、192 h。A組試件為預埋陽極梯傳感器試件，尺寸為：500×350×90 mm3，調節(jié)陽極梯坡度，使得A1—A6陽極棒距離腐蝕面的距離分別為10、18、26、34、42、50 mm，作為電流加速腐蝕的正極，保證陽極梯6個陽極均勻的發(fā)生銹蝕。A′組為無陽極梯試件，尺寸為300×150×90 mm3，在距離待腐蝕表面同樣深度處設置6根與陽極梯陽極棒材質相同、直徑相等的普通光圓碳鋼棒來模擬陽極梯的6個陽極，保證A′組中的A1′—A6′的腐蝕狀態(tài)與陽極梯A1—A6陽極的腐蝕狀態(tài)完全一致，則A′組中的A1′—A6′的脫頓時間和銹蝕率可以代表陽極傳感器6個陽極棒的脫頓時間和銹蝕率。試驗工礦見表2，試件尺寸配筋及陽極梯埋置位置如圖1—圖3所示。

圖1 陽極梯傳感器Fig.1 Anode ladder sensor

圖2 A組試件尺寸及陽極梯埋置位置(mm)Fig.2 Specimen size and buried position of anode ladder in group A (mm)

圖3 A′組試件尺寸(mm)Fig.3 Specimen size of group A′ (mm)

1.3 試驗過程

試件在標準養(yǎng)護條件下養(yǎng)護至28 d后進行加速腐蝕試驗，加速腐蝕裝置及腐蝕過程如圖4所示。試件頂面設置有機玻璃水槽并配置5%NaCl溶液作為腐蝕介質，放置不銹鋼網片連接穩(wěn)壓電源負極；試件底面放置鋼板連接穩(wěn)壓電源正極。試件測表面在通電前進行環(huán)氧樹脂封裝，確保氯離子自上而下單向擴散。通電時試件放置于蒸餾水中，液面與試件頂面平齊。試驗采用樂達LP305DE型專用直流穩(wěn)壓電源控制腐蝕電壓為30 V，每次通電8 h，通電完畢后靜置一夜，讀取試件A的電位、電流、電阻值。陽極梯通電腐蝕到一定時間后，對A′組對比件經行破損試驗。試件破損后用砂紙打磨鋼筋表面至沒有鐵銹，用乙醇清洗鋼筋，再用毛巾抹干鋼筋表面，稱取質量Mi，則鋼筋銹蝕率

P= (M-Mi)/M×100%,

(1)

式中M為鋼筋初始質量。

圖4 電流加速腐蝕裝置及電遷移過程Fig.4 Current accelerated corrosion device and electromigration process

2 試驗結果分析與討論

2.1 無損檢測

試件A通電腐蝕24 h發(fā)現A1陽極棒對應的電位已經達到-247mV。參照相關標準[14-17]，電位低于-200 mV時鋼筋已有可能發(fā)生銹蝕。而此時其余陽極棒電位均大于-50 mV，沒有發(fā)生明顯銹蝕，電位隨著陽極棒深度先增大后減小。取出試件A發(fā)現，A1陽極棒鋼筋位置出現了銹脹裂縫(如圖5所示)。主要集中在鋼筋兩端有銹斑，沿鋼筋垂直方向產生兩條銹脹裂縫，長度約10 cm，通過裂縫測寬儀監(jiān)測最大銹脹裂縫寬度為0.09 mm。

圖5 通電24 h后試件A表面及裂縫寬度Fig.5 Surface and crack width of specimen A after 24 h of electrification

繼續(xù)通電腐蝕達到48 h，A1陽極棒電位達到-357 mV，低于-350 mV，A1陽極棒90%以上概率發(fā)生已經銹蝕。同時其余陽極棒電位隨深度的增加先增加后降低，第5根陽極棒電位最大，但均小于-200 mV。腐蝕96 h時，A2、A3陽極棒電位達到-200 mV，已有發(fā)生銹蝕的可能性。在通電腐蝕達到192 h，A1陽極棒電位達到-581 mV，其余陽極棒電位變化基本不變。此時試件表面出現大量麻面，表層砂漿開始剝落，但表面銹脹裂縫長度和寬度并沒有出現明顯變化。

陽極梯各陽極棒電位隨通電時間變化如圖6所示，A1陽極棒在通電40 h后電位開始低于-350 mV，通過無損檢測指標可初步判斷改陽極棒鈍化層遭到破壞，而其他陽極棒電位均大于或等于-200 mV，銹蝕狀態(tài)不能準確判斷，需要通過破損試驗取出鋼筋才能更為準確的得到鋼筋銹蝕狀態(tài)。

圖6 不同通電時間條件下陽極梯電位Fig. 6 Anode ladder potential under different electrification time conditions

2.2 破損試驗

對A′組試件進行加速腐蝕，同樣控制腐蝕電壓為30V，根據上述關鍵腐蝕時間(24、48、96、192 h)，分別對A′組試件進行破損試驗。通電時間達到24 h時，由于試件A中陽極梯A1陽極棒對應電位達到可能腐蝕臨界值，因此通電24 h經行破損，取出鋼筋(如圖7所示)。發(fā)現A1′鋼筋鈍化膜已遭到破壞，鋼筋表面出現少量銹斑。其余鋼筋基本完好。A1′鋼筋銹蝕率見表3。腐蝕48 h，試件A中陽極梯A1陽極棒對應電位超過90%腐蝕臨界值，因此將同樣通電時間條件下的A′組進行破損。A1′鋼筋銹蝕情況比通中24 h A′組試件更加嚴重，表面銹斑增多，有黑色鐵銹產生，其余鋼筋均未發(fā)生明顯銹蝕。通電96 h后試件A中陽極梯A2和A3陽極棒對應電位達到可能腐蝕臨界值(-200 mV)，因此對同樣通電時間條件下的A′組進行破損，取出鋼筋，可以看到除A1′外，A2′和A3′也開始產生銹斑，其中A2′電位已達到-209 mV。腐蝕時間達到192 h后，A3′電位也達到-201 mV。對通電192 h的A′組進行破損，A′鋼筋開始出現蝕坑，銹蝕狀態(tài)以較為嚴重，A2′和A3′也均出現銹斑。

(a) 24 h (b) 48 h

試件破損前腐蝕時間和鋼筋電位見表3；破損后鋼筋銹蝕情況見圖7；鋼筋銹蝕率見表4；鋼筋銹蝕率與鋼筋電位的關系見圖8?？梢钥闯鲭S著鋼筋電位(U)降低，鋼筋銹蝕率(P)增大，二者擬合關系式為

P= 3.24E-4 - 1.23E-3U-

2.56E-6U2- 1.97E-9U3。

(2)

代入試件A中陽極梯傳感器各陽極棒電位數據，推斷其陽極棒銹蝕狀態(tài)，得到陽極梯傳感器A1陽極棒銹蝕率與傳感器電位信號之間的關系見表4。該結果可以更準確的得到實際結構中鋼筋棒銹蝕程度之間的定量關系，而不只是現行標準中的可能銹蝕概率。

表2 試件破損時所對應的電位和腐蝕時間Tab.2 Potential and corrosion time corresponding to specimen damage

表3 鋼筋銹蝕率Tab.3 Corrosion rate of rebar

圖8 鋼筋銹蝕率與電位的關系Fig.8 Relationship between corrosion rate and potential of reinforcement

表4 陽極梯A1陽極棒電位與銹蝕率的關系Tab.4 Relationship between anode rod potential and corrosion rate of anode ladder A1

由于實驗采用試件尺寸較小，當通電192 h后試件表面產生明顯的銹脹裂縫導致試件完整度遭到破壞，側面環(huán)氧樹脂封裝層開裂失效，此時氯離子擴散方向以不滿足垂直于腐蝕面的單向擴散，更長腐蝕時間條件下鋼筋銹蝕狀態(tài)有待于優(yōu)化實驗方案后進一步開展。

2.3 理論分析

參照試驗過程，以氯離子滲透方向為X軸，以鋼筋棒軸向為Y軸，建立氯離子擴散理論模型。設氯離子不能由試件側面擴散，依據傅里葉定律，得到擴散方程：

(3)

邊界條件為

式中：a為氯離子滲透系數；ρ為混凝土表面介質濃度。解得：

(4)

式中高斯誤差函數為

(5)

將其簡化成正態(tài)分布，期望為0，方差為0.5。得到：

(6)

式中：φ(X)表示值為X對應的正態(tài)分布概率。分別對x和t求偏導：

(7)

(8)

式(6)表明隨著侵蝕深度增加，氯離子侵蝕過程逐漸減低，離子濃度減??；式(7)表明處隨著時間增加，氯離子濃度不斷增加但增加速率急劇減小。得到鋼筋銹蝕率和電位關系式可寫為

p=0.2(e-0.0003x-e0.005x)，

(9)

式中：p為鋼筋銹蝕率%；x為電位，取值范圍在-1 000～-150 mV；方差為0.002 7；標準差為0.026；調整后的決定系數為0.92。由式(8)可以計算得到上述實驗中任一電位值對應鋼筋銹蝕率，計算值與實驗值對比列于表5。

表5 理論值與試驗值的關系Tab.5Relationship between theoretical value and experimental value

可以看出，當電位大于-200 mV時，鋼筋銹蝕率計算誤差略大；隨著電位的減小，計算誤差較小，均控制在10%以內，可以用來預測鋼筋銹蝕狀態(tài)。但該模型并未考慮溫度和濕度的影響，相關研究有待于進一步開展。

3 結論

1)通過無損檢測，通電24 h后陽極梯A1陽極棒電位達到-247 mV，試件表面出現寬度為0.09 mm的銹脹裂縫，說明此時A1陽極棒已發(fā)生銹蝕。隨腐蝕時間增加陽極棒電位降低，通電196 h時A1陽極棒電位達到-581 mV。

2) 破損試驗表明，隨通電時間增加，鋼筋銹蝕率提高，鋼筋電位與鋼筋銹蝕率呈現二次曲線遞增關系。通電24 h即試件表面產生銹脹裂縫時A1′鋼筋棒銹蝕率為0.172%。電位達到-500 mV時鋼筋銹蝕率達到0.236%。

3)理論分析表明，鋼筋銹蝕率與鋼筋電位間存在指數遞增關系，通過與實驗結果的對比驗證了理論模型有效性。