ECE處理后鋼筋混凝土凍融損傷模型研究

屈 鋒，胡 松，程火焰，金 浩，王功勛，孫浩然

(1.湖南科技大學 土木工程學院，湖南 湘潭 411201； 2.湖南科技大學結構抗風與震動控制湖南省重點實驗室，湖南 湘潭 411201)

處于嚴寒地區(qū)海洋環(huán)境和使用除冰鹽的鋼筋混凝土結構，服役環(huán)境中的氯離子侵蝕和凍融循環(huán)作用是影響其耐久性的關鍵因素[1-3]。電化學修復、摻合料的添加是鋼筋混凝土在鹽凍環(huán)境下常見的預防方法，電化學除氯作為一種無損修復手段[4-5]，可有效降低氯鹽環(huán)境下在役鋼筋混凝土結構內的氯離子濃度，降低鋼筋銹蝕可能，保證鋼筋混凝土結構的耐久性及服役壽命，以其高效、快速、非破損型的優(yōu)點被廣泛應用[6-7]。但研究表明[8-9]，開展電化學除氯后，鋼筋混凝土結構的混凝土孔隙結構特征會發(fā)生變化，結構疏松，孔隙率會提高，這不僅會影響除氯后混凝土滲透性及抗凍性，而且會影響混凝土保護層的保護作用，進而會降低鋼筋混凝土結構的耐久性。因此，開展電化學除氯后鋼筋混凝土結構的抗凍性研究、建立電化學除氯鋼筋混凝土的凍融損傷模型，對保證結構安全和正常使用具有重要意義。

混凝土相對動彈性模量能較好地反映凍融循環(huán)作用下混凝土的凍融損傷變化程度，邱繼生等[10]定義鋼纖維煤矸石混凝土和煤矸石陶?；炷恋膭訌椥阅Ａ繛閾p傷變量, 分別建立了鋼纖維煤矸石混凝土的損傷模型和煤矸石陶?；炷羶鋈趽p傷劣化模型，其損傷模型與試驗數據符合均較好。牛建剛等[11]以相對動彈性模量和抗壓強度為損傷變量，建立的含塑鋼纖維摻量參數的輕骨料混凝土凍融損傷模型具有較高的擬合精度。陳升平等[12]以相對動彈模、抗折強度、抗壓強度定義損傷變量, 建立纖維混凝土凍融損傷模型，其二次多項式衰減模型能很好的反映出纖維混凝土凍融作用下的損傷程度。本文通過自制除氯裝置對鋼筋混凝土進行電化學除氯，然后進行凍融循環(huán)試驗，根據除氯結果和損傷度的變化規(guī)律探究了除氯時間與粉煤灰、引氣劑、減水劑的摻入對凍融后混凝土構件抗凍性的影響，并依據ECE處理后鋼筋混凝土動彈性模量的變化和各不同因素組與基準組之間的關系，建立鋼筋混凝土的凍融損傷預測模型。本文研究成果為電化學修復后的混凝土凍融耐久性規(guī)律和耐久性壽命預測提供理論參考。

1 試驗方法

1.1 試驗材料和配合比

本試驗采用湘鄉(xiāng)水泥制造公司生產的P.O42.5普通硅酸鹽水泥，細度6.0%，3 d、28 d抗壓強度分別為23.5 MPa、54.1 MPa；湘潭電廠生產的Ι級粉煤灰，密度2.28/g·cm-3，稠度為48%，需水量比102%；粗骨料選用湘江碎石，粒徑5～15 mm連續(xù)級配，壓碎指標3.2%；細集料選用湘江河砂，細度模數2.76；選用FDN-C型萘系高效減水劑，摻量為膠凝材料總重量的 0.7%～1.2%；選用三萜皂苷引氣劑，摻量0.015%；鋼筋選用直徑16 mm，長350 mm的HRB400螺紋鋼；NaCl選用純度>96%的工業(yè)純品。

如表1所示，共設計5組混凝土配合比，水膠比均為0.43。其中A0組為普通組；A1、A2為粉煤灰組，分別摻10%、20%粉煤灰；A3組摻1%的減水劑；A4組摻0.015%的引氣劑。同時，各組試件制作過程中摻入3%的NaCl。

表1 混凝土配合比 Table1 Mix proportion kg·m-3

1.2 試驗方法

本試驗混凝土抗壓強度采用100×100×100 mm的立方體試塊，電化學除氯和凍融循環(huán)試驗采用100×100×400 mm的棱柱體試件，如圖1所示。試件成型1 d后拆模，標準養(yǎng)護至28 d齡期時將其取出；圖2為自制電化學除氯裝置，電解質采用飽和Ca(OH)2溶液，陽極材料選用不銹鋼網，外加直流電源，電流密度固定在2 A/m2。其中A0組分別除氯7 d、14 d、28 d，其他組均除氯28 d；除氯后將試件表面清潔，依據《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標準》(GB/T 50082-2009)進行快速凍融試驗；使用ZBL-U520混凝土超聲檢測儀，采用平測法測試件凍融損傷層厚度，并通過式(1)計算；采用超聲對測法并通過式(3)計算對應的相對動彈性模量。

(1)

式中，hf為損傷層厚度(mm)；v1,v2分別為超聲波在未損傷層和損傷層中的傳播速度(km/s)；l0對應聲時與換能器間距關系圖中直線斜率發(fā)生變化時兩換能器間的距離(mm)。

考慮超聲波在鋼筋與混凝土間傳播速度的差異，測讀聲時所得到的首波可能是部分或全部通過鋼筋的傳播聲時，導致最終結果偏大。本試驗僅在水平方向放置鋼筋，故只對超聲傳播方向平行于鋼筋軸線的情況進行鋼筋影響修正。修正系數[13]如下：

(2)

式中，L為換能器之間的距離(mm)；a和b分別為換能器到鋼筋軸線垂直方向和水平方向的相對距離(mm)；v為鋼筋混凝土中實測的聲速(km/s)；vc為混凝土的聲速(km/s)；vs為鋼筋的聲速(km/s)；α為測點到鋼筋軸線的距離(mm)。

(3)

式中，Ed為動彈性模量(GPa)；Erd為相對動彈性模量(GPa)；V為超聲波速(km/s)；T為超聲聲時(s)。

2 試驗結果與分析

鑒于凍融過程中混凝土內密實度的差異性，混凝土損傷層厚度能夠反映混凝土內部的損傷程度，當損傷層厚度越大、經過損傷層的聲速越低，因此采用凍融損傷度Hv作為評價混凝土結構表層損傷程度的綜合指標，計算公式見式(4)。

(4)

式中，Hv為凍融損傷度；hf為損傷層厚度(mm)；V2為超聲波在損傷層中的傳播聲速(km/s)。

圖3表示電化學除氯時間對混凝土凍融損傷度的影響規(guī)律，圖4表示粉煤灰摻量、外加劑等對混凝土凍融損傷度的影響規(guī)律。

由圖3可知，除氯對凍融損傷的發(fā)展影響顯著。在凍融達到100次前，未經除氯處理試件的損傷度均大于除氯試件組，表明其劣化更嚴重，100次凍融循環(huán)后，A0-0組、A0-7組、A0-14損傷發(fā)展近線性增加，而A0-28組試件損傷度開始驟升，增長率急劇增大，凍融結束后損傷度分別為A0-0組、A0-7組、A0-14組的1.73、1.52、1.32倍，損傷層厚度與聲速分別達到了26.12 mm，0.98 km/s。鋼筋混凝土進行電化學除氯時，在電場的作用下，Na+，K+，Al3+等大量堿金屬陽離子向鋼筋附近遷移，在此過程中所形成的苛性堿對其周圍的水泥漿體有破壞作用，它們會加速水泥水化產物C-S-H凝膠的分解，進而導致水化產物出現(xiàn)軟化[14]。因此隨著除氯時間的增加，內層混凝土孔隙率及大孔數量增加，結構松散，抗凍性大幅降低，外層混凝土孔隙減少，結構致密，抗凍性良好[15]。

由圖4可知，粉煤灰對試件的抗凍融性能提升較少，相比普通組試件(A0-28)，在達到175次凍融循環(huán)時A1、A2組因其動彈性模量達到限值而停止試驗，若以175次循環(huán)為基準，粉煤灰組的損傷度遠高于其他組，且摻量越大，試件的抗凍融性能越差，破壞程度更為嚴重。A3組的損傷發(fā)展情況優(yōu)于A0組，遜于A4組。A4組效果最佳，歷經300次凍融循環(huán)后損傷層厚度仍只有17.01 mm，遠小于構件鋼筋的保護層厚度，且損傷層的經時聲速均高于其他組別，表明凍融過程中引氣劑組試件一直保持較好的抗凍融能力。

3 電化學除氯鋼筋混凝土凍融損傷模型

3.1 凍融損傷模型建立

基于宏觀損傷力學中的等效應變原理，將損傷變量定義如式(5)所示，采用單一因素研究法，各因素之間相互獨立，可通過系數k1、k2、k3、k4將各組試件的損傷D值與基準組(A0-0)相關聯(lián)，建立一種考慮除氯時間、粉煤灰摻量、減水劑以及引氣劑等4個因素作用下的鋼筋混凝土凍融損傷模型。

D=1-Pn.

(5)

式中，Pn為n次凍融循環(huán)下的相對動彈性模量。

3.1.1 基準組(A0-0)凍融損傷模型

根據試驗數據擬合出損傷值隨凍融循環(huán)次數衰減的基準模型，模型如圖5和式(6)所示。

圖5 基準組混凝土凍融損傷模型Fig.5 Freeze-thaw damage model of concrete in reference group

D(N)=-0.004 89+0.001 23N+1.55·10-6N2.

(6)

3.1.2k值的確定

(1)除氯組

以基準組數據作為對照，計算出除氯組各試件的損傷D值與其存在的倍數關系，如下表2所示。此時，暫不考慮循環(huán)次數對于損傷發(fā)展的影響，而是引入時間變量t(d)，根據不同除氯時間下的倍數散點分布情況，擬合出最優(yōu)曲線(如圖6)，即為系數k1的取值。

表2 基準組與除氯組間的倍數關系Table2 Multiple relationship between reference group and dechlorination group

(2)粉煤灰組

由于A1～A4組試件均進行了為期28 d的除氯行為，因此在計算k值的過程中應以A0-28為基準對照組，表3則是列出了粉煤灰組試件的損傷D值與基準組存在的倍數關系。此時引入摻量x(%)，根據不同粉煤灰摻量下的倍數散點分布情況，擬合出最優(yōu)曲線(如圖7)，即為k2的取值。

表3 基準組與粉煤灰組間的倍數關系Table3 Multiple relationship between reference group and fly ash group

(3)外加劑組

由于本次試驗設計中并未考慮減水劑和引氣劑摻量變化對于除氯后混凝土抗凍性能的影響，而是通過固定摻比的方式使混凝土獲得減少水用量以及引氣的效果，因此k3，k4的取值為常數，選用不同凍融次數下外加劑組與基準組(A0-28)間倍數的平均值,其基準組與外加劑組間的倍數關系如表4所示。

表4 基準組與外加劑組間的倍數關系Table4 Multiple relationship between reference group and admixture group

綜上所得，凍融環(huán)境下電化學除氯后鋼筋混凝土的損傷模型見式(7)，式中各參數含義及邊界條件如表5所示。

D(N)=k1k2k3k4·(-0.004 89+0.001 23N+1.55·10-6N2).

(7)

表5 參數含義Table5 Parameter meaning

3.2 模型驗證

圖8表示試驗結果與模擬結果的對比。由圖8可知，模擬結果圍繞試驗結果出現(xiàn)不同程度的正、負增長,通過計算各組混凝土經ECE處理后在凍融循環(huán)作用下?lián)p傷值與模擬值的相關系數，得出各組試驗值與模擬值的相關系數均大于0.9921。

圖8 試驗結果與模擬結果對比圖Fig.8 Comparison of test results and simulation results

綜上可知，該模型的擬合精度較高，效果較好，符合試驗規(guī)律，能較好地預測不同因素下ECE處理后鋼筋混凝土的凍融損傷程度。

4 結論

通過試驗研究除氯時間、粉煤灰摻量、減水劑、引氣劑等因素對不同凍融循環(huán)次數時的凍融損傷度影響規(guī)律，根據回歸分析的方法得到了不同因素下鋼筋混凝土的凍融損傷預測模型，并得出以下結論：

(1)隨凍融循環(huán)次數增加，各試件呈現(xiàn)出較明顯的凍融損傷增大趨勢，對于經200次凍融循環(huán)，電化學除氯28 d的混凝土試件劣化最嚴重，200次后除氯7 d、14 d的混凝土試件損傷層較未除氯混凝土劣化發(fā)展迅速。

(2)粉煤灰的摻入降低了除氯混凝土的抗凍性能，且粉煤灰摻量越多，混凝土的凍融損傷發(fā)展越快；摻減水劑的混凝土試件抗凍能力得到適當提升；引氣劑的摻入效果最佳，顯著地提升了混凝土的抗凍能力。

(3)ECE處理后鋼筋混凝土凍融損傷模型采用二次多項式函數模型，模型與試驗值擬合良好，精度較高，能夠較好地預測除氯時間、粉煤灰摻量、減水劑、引氣劑因素下電化學除氯后鋼筋混凝土的凍融損傷程度。