氯鹽干濕環境下受彎橫向裂縫對鋼筋混凝土耐久性影響

陸春華，金偉良，延永東

(1.江蘇大學土木工程與力學學院，江蘇 鎮江 212013;2.浙江大學 結構工程研究所，浙江 杭州310058)

氯鹽干濕環境下受彎橫向裂縫對鋼筋混凝土耐久性影響

陸春華1，2，金偉良2，延永東2

(1.江蘇大學土木工程與力學學院，江蘇 鎮江 212013;2.浙江大學 結構工程研究所，浙江 杭州310058)

為了研究持續開裂狀態下橫向裂縫對鋼筋混凝土結構耐久性的影響特性，開展了8根受彎開裂鋼筋混凝土梁構件的鹽溶液干濕循環試驗;借助無損檢測技術和破損實測方法，分別對氯離子侵入量、鋼筋半電池電位、腐蝕電流密度以及平均銹蝕率等進行了對比分析。研究結果表明，裂縫的存在將提高混凝土的滲透性，裂縫處及周圍混凝土內的氯離子含量明顯增大;對于一定裂縫分布狀況的鋼筋混凝土試驗梁，內部鋼筋的腐蝕電位、腐蝕電流密度以及平均銹蝕率均高于裂縫自愈及無裂縫的試驗梁，并受到保護層厚度與裂縫開展狀態的影響，其影響規律可用單位長度內的平均裂縫寬度與保護層厚度的比值wm/c來進行綜合評價。綜合試驗結果，初步建議海洋干濕侵蝕環境下鋼筋混凝土構件的最大裂縫寬度wmax宜小于0.003 3 c，相關結論可為海洋混凝土結構的耐久性設計提供參考。

氯鹽環境;干濕循環;鋼筋混凝土;橫向裂縫;鋼筋銹蝕

在我國東南沿海地區，氯離子侵蝕是造成港口碼頭、沿海橋梁等混凝土結構發生鋼筋銹蝕、保護層開裂和承載能力下降的重要原因。一般情況下，處于海洋環境下的混凝土結構，可根據表面氯離子的濃度以及氧氣、水分的供應程度分為四個不同的區域，即水下區、潮汐區、浪濺區和大氣區。大量的國內外工程調查發現［1］，由于浪濺、潮汐區的混凝土處于經常性的干濕交替，構件的銹蝕破壞最為嚴重，已成為沿?；炷两Y構耐久性設計的重點防護區域。因此，干濕交替作用下海港混凝土結構的耐久性研究一直是國內外學者關注的重點［2-3］。

對于鋼筋混凝土結構來說，正常使用階段中由各種荷載引起的橫向裂縫屬于正?，F象。通常，適當的橫向裂縫不會影響到結構構件的承載能力，可以認為是無害裂縫。但在氯離子侵蝕環境下，橫向裂縫對混凝土結構耐久性的影響就會顯現出來。一方面，在毛細管吸附作用下，外界氯離子會沿裂縫周圍快速侵入到鋼筋表面，引起鈍化膜局部破壞而使鋼筋提前發生坑蝕;另一方面，裂縫的存在很容易使鋼筋發生“小陽極、大陰極”的電化學腐蝕，從而加快鋼筋銹蝕的發展。對此，國內外學者對開裂混凝土構件的耐久性進行了一定的試驗研究，但是無論從短期快速試驗結果［4-6］，還是從長期暴露試驗結果［7-9］來看，橫向裂縫的開展狀況(寬度、間距以及深度)對鋼筋銹蝕的影響還存在著較大的爭議，試驗結果的離散性較大。其中一個主要原因是，對于混凝土內的鋼筋銹蝕問題，除了裂縫條件外，還受到混凝土保護層厚度及其密實度、周圍環境條件等因素的影響。學者Pettersson［10］曾提出用橫向裂縫寬度w和保護層厚度c的比值w/c(或者c/w)來綜合評價開裂狀態下混凝土內鋼筋的腐蝕特性及其結構耐久性。而Arya等人［11］認為對鋼筋銹蝕起主導作用的因素是梁的開裂頻數(單位長度內的裂縫條數)，鋼筋的銹蝕程度隨裂縫條數的增加而提高。因此，對于沿海鋼筋混凝土構件的鋼筋銹蝕問題，除了考慮侵蝕環境(干濕交替)外，還需要著重考慮裂縫寬度、間距以及保護層厚度等自身因素的影響。

為此，對持續開裂狀態下的鋼筋混凝土梁構件進行鹽溶液干濕循環試驗，通過氯離子含量、半電池電位以及腐蝕電流密度的測定，重點考察了保護層厚度、裂縫寬度及間距對氯離子侵入以及鋼筋銹蝕發展的影響特性。相關試驗結果可為沿?；炷两Y構的耐久性分析和評估提供依據。

1 試驗研究

1.1 試件制作

混凝土原材料采用42.5號普通硅酸鹽水泥，粗骨料采用最大粒徑為20 mm的碎石，細骨料采用天然河砂，細度模數2.5，級配II區?；炷猎O計強度等級為C30，配合比如表1所示，其中28 d軸心抗壓強度由150 mm立方體試塊測得。試驗梁尺寸有150 mm×200 mm×1 500 mm(單裂縫，用于氯離子侵入分析)和150 mm×300 mm ×2 600 mm(多裂縫，用于鋼筋銹蝕分析)兩種，分別采用HRB335和HRB500鋼筋;多裂縫梁的構造見圖1。

表1 混凝土配合比及其力學性能Tab.1 Mix of concrete and its mechanical property

1.2 裂縫的生成方法

所有試驗梁進行側面澆筑，拆摸后進行澆水養護7天，隨后放置于室內進行自然養護21天，直到進行裂縫制作和干濕侵蝕試驗。對單裂縫試驗梁，將2根梁進行兩兩互錨，通過擰緊螺帽施加外力，直至梁跨中(梁澆筑時已經預留微小口子)出現的裂縫寬度接近設計要求(見表2)。對于多裂縫梁，考慮到試件尺寸和質量較大，采用四點加載的方法對梁進行受彎開裂試驗，使之達到穩定開裂狀態(鋼筋水平處最大裂縫寬度達到0.20～0.25 mm)后卸載;隨后將卸載后的試驗梁進行兩兩自錨(兩端設支座，跨中加載，如圖2所示)，加載后實測跨中1 m范圍內裂縫開展情況如表2所示。為了對比分析，分別制作考慮裂縫自愈的M5梁(卸載后不加載)以及不開裂的完好梁N1。需要指出的是，在整個試驗過程中，由于鋼筋應力松弛和混凝土徐變的影響，裂縫的開展寬度會發生一些變化;為了便于分析，相應的裂縫參數一律取為初始的裂縫狀態。

1.3 干濕循環試驗

將試驗梁放置在濃度約為10%的NaCl溶液中進行干濕循環侵蝕試驗。試驗分兩個階段進行:第I階段采用濕一周干一周的方案，進行10個循環(共20周)，然后進行第一次測讀;第II階段先以濕兩周干兩周的方法進行5個循環(共20周)，然后將梁置于室內環境下20周后，再進行第二次讀數。

圖1 多裂縫試驗梁構造示意Fig.1 Configuration for multi-crack specimens

圖2 試驗梁的持續加載裝置Fig.2 Sustained loading set for specimens

2 混凝土內鋼筋銹蝕狀態的評價方法

2.1 半電池電位法

半電池電位法是根據鋼筋的腐蝕電位判斷混凝土內鋼筋可能發生銹蝕的幾率，是一種既簡便又快捷的評價鋼筋銹蝕狀況的方法。根據美國ASTM C876標準［12］，以Cu/CuSO4作為參比電極，當測得的半電池電位分別為小于-350、-200～-350以及大于-200 mV時，鋼筋活化銹蝕幾率分別為90%、50%和10%。

2.2 線性極化法

用線性極化電阻法可以測定鋼筋的腐蝕電流密度icorr，該參數是鋼筋腐蝕速度的電化學表示，是評價鋼筋銹蝕行為的最直接參數［12］。腐蝕電流密度與鋼筋銹蝕速度存在如下關系:當icorr＜0.1 μA/cm2時，可認為鋼筋仍處于鈍化狀態;當 icorr分別處于0.1 ～0.5 μA/cm2、0.5 ～1.0 μA/cm2以及大于 1.0 μA/cm2時，對應的銹蝕狀態分別為低銹蝕、中等銹蝕和高銹蝕。

3 試驗結果與分析

3.1 開裂混凝土氯離子侵入分析

經過階段I的干濕循環后，對單裂縫試件S1和S2進行鉆孔取粉測定不同深度處的水溶性氯離子含量。采用直徑為10 mm的沖擊鉆頭鉆孔取粉，選取裂縫截面，以及距離裂縫50 mm、200 mm、400 mm以及700 mm處的截面為檢測對象，每個截面鉆取3個孔，每一鉆孔按照5 mm的深度分層取粉，取樣深度最大為50 mm。然后，借助RCT(rapid chloride test)氯離子含量測試儀測定水溶性氯離子含量(按混凝土重量的百分數表示)，具體過程如下:取鉆孔得到的混凝土粉末1.5 g與RCT氯化物萃取液相混合，并振蕩5分鐘;然后將標定過的氯電極浸入溶液測出氯離子含量。經檢測，S1試驗梁的氯離子侵入分布如圖3和圖4所示(S2梁類似)。

從圖3和圖4中可以看出:1)裂縫截面處的氯離子含量要遠遠高于其它截面，離裂縫截面越遠，氯離子的含量就越低;在鋼筋位置深度，裂縫截面處的氯離子含量分別是距離裂縫50 mm、200 mm、400 mm和700 mm截面處的1.88、2.04、9.33和15.31倍。經分析，產生以上結果的主要原因有兩點［13-14］:一是裂縫加大了混凝土滲透性能，并表現出明顯的毛細管吸作用;二是較大的裂縫寬度(0.1 mm以上)使裂縫表面的氯離子側向擴散比較明顯，使得靠近裂縫處的混凝土中氯離子含量也較大。2)當與裂縫截面的間距超過400 mm后，氯離子隨深度的分布曲線變化不大，即混凝土內的氯離子侵入已不受裂縫的影響。3)對于潮濕環境中的氯離子侵蝕，引起鋼筋脫鈍的臨界濃度常取為膠凝材料質量的0.1% ～0.2%(混凝土強度越低，取值越小)［15］;若以膠凝材料占混凝土質量的1/6來計算，則臨界濃度約為混凝土質量的0.017% ～0.033%;從試驗測得的氯離子含量分布來看，不僅裂縫周圍-200～200 mm范圍內，鋼筋表面的氯離子濃度遠遠超過臨界濃度;就連距離裂縫較遠的截面處(可不考慮裂縫影響)，鋼筋表面的氯離子濃度也超過了臨界濃度;這說明在10%高濃度NaCl溶液的干濕循環侵蝕作用下(一般海水的鹽度為3.0%左右［1］)，梁內鋼筋在經歷20周侵蝕后即可發生脫鈍而處于活化狀態。

圖3 梁S1不同截面處氯離子含量分布Fig.3 Chloride content at different sections in beam S1

圖4 梁S1不同深度處氯離子含量分布Fig.4 Chloride content at different depth in beam S1

3.2 半電池電位Ecorr

鋼筋的半電池電位采用PROCEQ公司生產的CANIN鋼筋銹蝕測定儀進行量測，并取Cu/CuSO4作為參比電極。經過第I階段和第II階段侵蝕后，多裂縫試驗梁澆注面一側鋼筋的半電位如圖5所示(由于導線損壞，M1試驗梁沒有測讀)。從圖5中可以得出以下幾點:

1)對于持續荷載作用下的多裂縫梁M2～M4，其跨中區域鋼筋的電位要普遍低于梁兩端鋼筋的電位，這與跨中區域裂縫密而寬有關;其中，M2梁(c=30 mm，wmax=0.18 mm)與M3梁(c=40 mm，wmax=0.20 mm)的電位分布比較接近，而M4梁(c=30 mm，wmax=0.12 mm)各部位的電位略高于以上兩梁。若以最大裂縫寬度或保護層厚度單因素指標來進行評價，發現兩者均很難有效說明開裂混凝土內鋼筋銹蝕的發展狀況;這里，在參考文獻［10-11］以及綜合考慮裂縫寬度、開裂頻數以及保護層厚度的基礎上，提出用平均裂縫寬度wm與保護層厚度c的比值wm/c來進行評價;經計算，對應試驗梁M2、M3和M4的wm/c比值分別0.003 3、0.003 4和0.002 2(見表2)。比較發現，以上三根梁的電位分布規律與wm/c比值大小符合得較好，這說明用一定長度內的平均裂縫寬度(考慮了開裂頻數)與保護層厚度的比值wm/c比單因素指標(最大裂縫寬度或保護層厚度)更能反映開裂狀態下混凝土內鋼筋的銹蝕發展情況。

2)對于裂縫自愈的M5梁以及未開裂完好的N1梁，兩者的電位分布差異不大;這說明開裂卸載后，梁內裂縫的自愈效果非常明顯，此時愈合的裂縫對鋼筋銹蝕的影響不是很明顯。

3)綜合比較以上各梁，可以得出，持續開裂狀態下的試驗梁內鋼筋的電位要遠遠低于未開裂梁內鋼筋的電位，說明持續開裂對鋼筋銹蝕的影響是十分明顯的。

綜上所述，在分析裂縫對混凝土內鋼筋銹蝕的影響時，除了要考慮環境因素(氯鹽干濕交替)和荷載作用(持續)外，還需要重點考慮裂縫的開裂狀態(寬度與間距)與保護層厚度等因素的影響。

3.3 腐蝕電流密度icorr

采用美國GAMRY公司生產的Reference 600電化學工作站進行腐蝕電流密度icorr的測定。仍以Cu/Cu-SO4作為參比電極。測定時，取一塊大小為75 mm×90 mm的不銹鋼片用來作為輔助電極，在參比和輔助電極與混凝土表面之間設置一塊100 mm×150 mm大小的濕海綿。由于在混凝土不飽和的狀態下，需要相當長的時間才能在電極和鋼筋間建立一個穩定的接觸;因此，每次測試前都需要保證混凝土已充分飽和。

圖5 多裂縫試驗梁澆注面一側鋼筋的半電位Fig.5 Half-cell potential of steel near the casting surface for tested multi-crack beams

腐蝕電流測量采用動電勢(potentiodynamic)極化法，極化電勢ΔE(ΔE=E-Ecorr)設定為100 mV，掃描速率為0.3 mV/s，一般需要120～240 s便可獲得一個穩定的腐蝕電勢?？紤]到試驗梁中部1 m范圍內裂縫分布較多，故腐蝕電流的測定分別選取跨中、距跨中250 mm以及450 mm的三個位置進行。

由腐蝕電流計算腐蝕電流密度時，鋼筋銹蝕面積一般是無法直接確定的。文獻［16］給出了一種近似的估算方法，即先測定鋼筋的極化長度，在假定該段鋼筋均已發生腐蝕的基礎上計算銹蝕面積Acorr(極化長度范圍內鋼筋的表面積)。鋼筋極化長度的測定方法如下［16］:在對梁施加100 mV的陽極電勢之前和其過程中，沿著梁的長度方向每隔5 cm進行電勢監測，鋼筋的極化長度便是發生明顯電勢變化的鋼筋長度。經檢測，各試驗梁的鋼筋的極化長度在250 mm左右。最后，取三個位置測得的平均腐蝕電流密度作為試驗梁的腐蝕電流密度值，試驗梁澆注面一側鋼筋的電流密度分析結果見圖6。

從圖6中可以看出:1)多裂縫M2梁(wm/c=0.003 3)與M3梁(wm/c=0.003 4)的腐蝕電流密度要遠高于其它梁，其數值是未開裂梁N1的2～3倍左右;而M4梁(wm/c=0.002 2)的腐蝕電流密度則略高于裂縫自愈的M5梁以及未開裂完好的N1梁(在階段I中N1梁的腐蝕電流密度還高于M4和M5梁)。這與前面腐蝕電位的實測結果是相符的。由腐蝕電流密度與鋼筋銹蝕狀態的關系可知，試驗梁M2和M3中的鋼筋已處于高腐蝕狀態，M4梁處于中腐蝕狀態，而M5梁和N1梁則處于低腐蝕狀態。2)經過第I和第II階段的侵蝕后，試驗梁內鋼筋的腐蝕電流密度并沒有發生明顯的變化;其原因在于:對于混凝土梁內鋼筋的電化學反應，其腐蝕速度將取決于陰、陽極間的電阻以及陰極處的供氧程度，即與混凝土保護層的厚度及其密實程度有關［6，16］，與侵蝕的時間長短關系不大。

3.4 銹蝕鋼筋取樣結果

為了更為清楚直觀地了解各試驗梁內受力主筋的銹蝕情況，將縱向鋼筋從梁中取出，截取跨中區段1 m長度的鋼筋段進行稱重，用失重法來評價鋼筋的平均銹蝕率。在稱重前，應先將銹蝕鋼筋進行清洗，去除其表面殘銹。經計算，各試驗梁澆注面一側縱向鋼筋的平均銹蝕率與比值wm/c的關系如圖7所示。

從圖7中可以看出，鋼筋的平均銹蝕率隨著wm/c比值的增大呈現出如下三個變化過程:1)當wm/c小于0.002時，鋼筋的平均銹蝕率與完好梁(N1梁)相當，即裂縫對鋼筋銹蝕的影響不大;2)當wm/c在0.002～0.002 2范圍附近時，平均銹蝕率有快速增大的趨勢;3)當wm/c大于0.002 2后，平均銹蝕率隨wm/c比值的增大而快速增大。因此，在氯鹽干濕侵蝕環境下，初步建議開裂鋼筋混凝土構件的平均裂縫寬度與保護層厚度的比值wm/c宜小于0.002 2;若近似取最大裂縫寬度為平均裂縫寬度的1.5倍［17］，則氯鹽干濕侵蝕環境下的最大裂縫寬度宜小于0.003 3c(c為保護層厚度)，這與日本土木學會JSCE規程規定的惡劣侵蝕性環境下的最大裂縫限值要求0.003 5c是相當的［18］。

圖6 多裂縫試驗梁的腐蝕電流密度Fig.6 Corrosion current densities of tested mutli-crack beams

圖7 鋼筋平均銹蝕率與wm/c的關系Fig.7 Relationship between average corrosion rate of reinforcement and wm/c ratio

4 結語

1)對于橫向開裂的鋼筋混凝土構件，裂縫對其耐久性的影響主要體現在以下兩個方面:一方面，裂縫的存在將提高混凝土的滲透性;另一方面，持續的開裂狀態將明顯加快混凝土梁內鋼筋銹蝕的發生和發展。

2)對于持續加載開裂的試驗梁，鋼筋平均銹蝕率隨wm/c比值的增大而逐漸增大，這說明用平均裂縫寬度與保護層厚度的比值wm/c比單因素指標(最大裂縫寬度或保護層厚度)更能反映開裂狀態下混凝土內鋼筋的銹蝕發展情況。

3)綜合以上分析，可以初步建議，對于氯鹽干濕侵蝕環境，當取最大裂縫寬度為平均裂縫寬度的1.5倍時，開裂鋼筋混凝土構件的最大裂縫寬度wmax宜小于0.003 3c，相關內容可為沿?；炷两Y構的裂縫控制及耐久性評估提供一定參考。

［1］方 王景，張燕遲，王 宏，等.海港鋼筋混凝土建筑物破壞原因分析［J］.海洋工程，2004，22(4):137-142.

［2］王曉舟，金偉良.海港碼頭混凝土結構干濕交替區域氯離子侵蝕規律研究［J］.海洋工程，2010，28(4):97-104.

［3］He S Q，Gong J X，Zhao G F.Experimental investigation on durability of reinforced concrete beams in a simulated marine environment［J］.China Ocean Engineering，2005，19(1):11-20.

［4］蔣德穩，李 果，袁迎曙.混凝土橫向裂縫對鋼筋腐蝕速度影響的試驗研究［J］.四川建筑科學研究，2005，31(4):55-58.

［5］Raupach M.Chloride-induced macrocell corrosion of steel in concrete-theoretical background and practical consequences［J］.Construction and Building Materials，1996，10(5):329-338.

［6］Saraswathy V，Song H W.Evaluation of corrosion resistance of Portland pozzolana cement and fly ash blended cements in precracked RC slabs［J］.Materials Chemistry and Physics，2007，104(2-3):356-336

［7］Francois R，Arliguie G.Influence of service cracking on reinforcement steel corrosion［J］.Journal of Materials in Civil Engineering，1998，10(1):14-20.

［8］Mohammed T U，Otsuki N，Hamada H.Corrosion of steel bars in cracked concrete under marine environment［J］.Journal of Materials in Civil Engineering，2003，15(5):460-469.

［9］Vidal T，Castel A，Francois R.Corrosion process and structural performance of a 17 year old reinforced concrete beam stored in chloride environment［J］.Cement and Concrete Research，2007，37(11):1551-1561.

［10］Pettersson K.Criteria for cracks in connection with corrosion in high-strength concrete［C］∥4th Int.Symp.Utilization of High-Strength High-Performance Concrete.1996:509-517.

［11］Arya C，Ofori-Darko F K.Influence of crack frequency on reinforcement corrosion in concrete［J］.Cement and Concrete Research，1996，26(3):345-353.

［12］李 果，大即信明，袁迎曙.粉煤灰替代率對混凝土內鋼筋腐蝕的影響［J］.中國礦業大學學報，2009，38(2):149-154.

［13］Gowripalan N，Sirivivatnanon V，Lim C C.Chloride diffusivity of concrete cracked in flexure［J］.Cement and Concrete Research，2000，30(5):725-730.

［14］Rodriguez O G，Hooton R D.Influence of cracks on chloride ingress into concrete［J］.ACI Materials Journal，2003，100(2):120-126.

［15］中國工程院土木水利與建筑學部.混凝土結構耐久性設計與施工指南［M］.北京:中國建筑工業出版社，2004.

［16］Jaffer S J，Hansson C M.The influence of cracks on chloride-induced corrosion of steel in ordinary Portland cement and high performance concretes subjected to different loading conditions［J］.Corrosion Science，2008，50(12):3343-3355.

［17］Chowdhury S H，Loo Y C.A new formula for prediction of crack widths in reinforced and partially prestressed concrete beams［J］.Advances in Structural Engineering，2001，4(2):101-110.

［18］JSCE-Concrete Committee.Standard Specification for Concrete Structures［S］.2002.

Influence of transverse cracks on durability of RC member under chloride dry and wet cycles

LU Chun-hua1，2，JIN Wei-liang2，YAN Yong-dong2
(1.Faculty of Civil Engineering and Mechanics，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China;2.Institute of Structural Engineering，Zhejiang University，Hangzhou 310058，China)

In order to investigate the influence of transverse cracks on durability of reinforced concrete(RC)structures，eight cracked RC beams were tested under chloride dry and wet cycles.Based on some non-destructive technologies and breakage tests，the chloride content，half-cell potential，corrosion current density and average corrosion rate of corroded steels were examined and discussed.It can be found from the test that the permeation of the cracked concrete will be increased and the chloride content around the crack will be improved.For steels in the cracked beams，their half-cell potential，corrosion current density and average corrosion rate are all higher than those in crack healing and non-crack beams.The corrosion of steel in cracked beams is affected by the cover thickness and crack width，which can be expressed by the ratio of mean crack width wmto cover thickness c.Based on our experimental results，the maximum crack width，wmax，of RC beams in marine environment is suggested to be less than 0.003 3c，which can provide some reference for durability design of marine RC structures.

chloride environment;dry and wet cycle;reinforced concrete;transverse crack;reinforcement corrosion

U656

A

1005-9865(2012)01-0131-06

2011-03-08

國家自然科學基金資助項目(50908103);國家自然科學基金重大國際合作研究資助項目(50920105806);江蘇大學高級人才項目(11JDG132)

陸春華(1979-)，男，江蘇昆山人，博士，主要從事混凝土結構耐久性研究。E-mail:luch79@zju.edu.cn