混凝土梁電化學修復后的耐久性能及力學特征

張 軍，金偉良，毛江鴻，龍江興,，樊瑋潔

(1.浙大寧波理工學院 土木建筑工程學院，浙江 寧波 315100；2.浙江大學 結構工程研究所，杭州 310058)

氯鹽侵蝕引起銹脹開裂是鋼筋混凝土結構耐久性問題中最主要的“頑疾”[1].電化學修復技術不僅可去除混凝土保護層中的氯離子，在電解質溶液中摻入阻銹劑時還可提升鋼筋的阻銹性能[2-4]，是防止結構銹脹開裂、提升混凝土結構耐久性的重要方法.目前，電化學修復方法主要包括電化學除氯[5]、電滲阻銹[6]、雙向電遷[7]及其他新型聯合修復方法[8-9].其中，電化學除氯技術研究較早且應用廣泛，近年提出的雙向電遷技術在排除氯離子的同時還將阻銹劑遷移至鋼筋表面，表現出較好的應用前景.

盡管電化學修復技術可有效除氯阻銹，其在實際工程應用中仍存在問題.一方面，由于實際構件內部鋼筋分布復雜，電化學修復過程中形成的不均勻電場將影響氯離子的排除效果，已有電化學修復效果研究主要集中在鋼筋布置單一的小試塊，應用于實際混凝土構件時必然存在差異，如Arya等[10]對內置1～3根受力鋼筋的試塊進行除氯效率的研究，發現水平布置鋼筋數量越多，形成的陰極區域越大；在恒定電流密度的作用下形成的電場分布越廣，除氯效率也就越高.另一方面，電化學方法在提升混凝土結構耐久性的同時，對鋼筋混凝土本身也會帶來一些負面影響，如鋼筋-混凝土黏結力降低[11]、混凝土強度降低[12]、混凝土孔隙結構改變[13]、鋼筋氫脆[14]等，如Buenfeld等[15]進行了電化學除氯后混凝土試件的拉拔試驗，發現鋼筋與混凝土間的黏結強度明顯降低.Ihekawaba等[16]的研究表明，電流密度增大會導致陽離子在陰極區積聚從而使混凝土產生軟化現象：當電流密度為3 A/m2時，盡管除氯效率達到了70%，但黏結強度的損失也達到了58%.Siegwart等[17]對電化學修復后的預應力筋進行拉伸試驗，發現析氫反應產生的氫原子滲入鋼筋后不影響鋼筋的強度，但對鋼筋的塑性影響較大.謝振康[18]進行了電化學修復后普通鋼筋的慢速率拉伸試驗，結果表明鋼筋的屈服強度、極限強度及對應的變形變化很小，氫致塑性降低主要表現在鋼筋的頸縮階段.現有研究均已表明電化學修復會對鋼筋混凝土材料及界面性能造成不利影響，因此，也必然影響構件的整體力學性能，但目前相關研究卻十分匱乏.張鑫等[19]對混凝土梁進行了電化學除氯，結果表明電化學除氯能有效抑制鋼筋銹蝕，但受彎試驗結果顯示混凝土梁的承載能力顯著下降.Swamy等[20]對不同水灰比的混凝土梁進行電流密度為1 A/m2的電化學修復，發現構件內復雜的鋼筋網將導致部分氯離子聚集且難以排除，梁的抗彎承載力變化不大；該文認為電流密度較小時承載力變化較小，大電流密度和長期的除氯處理對構件承載力的影響還有待研究.

綜上所述，電化學修復技術雖然可有效提升氯鹽侵蝕鋼筋混凝土結構的耐久性能，但目前對鋼筋布置復雜的混凝土構件的除氯阻銹效果及對構件整體力學性能的影響尚不明確.電化學修復技術應用對象為受氯鹽侵蝕的混凝土構件，而混凝土構件的力學性能是鋼筋/混凝土材料性能與界面黏結性能的綜合表現.本文選取電化學除氯及雙向電遷技術進行混凝土構件層面的研究，結合氯離子、氮元素含量分布和鋼筋極化特征分析電化學修復后混凝土梁的耐久性提升效果，并開展修復后混凝土梁的靜載試驗，獲取不同通電參數下構件的承載力、延性等整體力學性能指標的變化.研究結果可為電化學修復技術應用于實際混凝土結構提供參考.

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗設計混凝土強度等級為C30，混凝土材料采用42.5號普通硅酸鹽水泥、中砂和5～16 mm連續級配粗骨料，配合比為水∶水泥∶砂∶石=210∶382∶651∶1157；預摻3% NaCl(相對水泥質量)以模擬構件已遭受氯鹽侵蝕；測得的28 d標準立方體試塊抗壓強度為37.5 MPa.為保證梁的破壞模式為彎曲破壞，底部受拉縱筋采用HRB335鋼筋，直徑為14 mm；箍筋及上部架立筋為HPB300鋼筋，箍筋間距100 mm，保護層厚度25 mm.在澆筑過程中插入一片70×100 mm的薄鋼板，作為極化曲線測量的輔助電極.梁的尺寸及配筋見圖1.

圖1 試件幾何尺寸及配筋圖(mm)

1.2 試驗步驟

1.2.1 電化學修復過程

對梁進行不同通電參數的電化學修復，其中，空白對照梁L0不作電化學處理，LB表示雙向電遷修復的梁，LE表示電化學除氯修復的梁.三乙烯四胺(TETA)已被試驗證實具有良好的遷移性能和阻銹效果[21]，本試驗中雙向電遷修復采用1 mol/L的三乙烯四胺溶液作為陽極液；電化學除氯修復的陽極液為飽和氫氧化鈣溶液.通電電流密度為1、3、5 A/m2，通電時間為7、14、28 d.具體參數見表1.

電化學修復方案見圖2.為模擬實際工程的電化學修復，梁的側面和底面布置不銹鋼網作為陽極.為消除電化學修復過程對錨固區的影響，電化學修復范圍在跨徑1200 mm內.通電采用恒定電流密度控制方式，將內部鋼筋籠引出的導線接入外部電源負極，外部不銹鋼網接入電源正極，通電過程中定期監測并更換陽極液，確保其pH值大于10.

表1 試件除氯參數

圖2 試驗梁電化學修復方案及實施圖

1.2.2 耐久性提升效果檢測

1)極化狀態測試：梁電化學修復前以及通電完成后放置45 d以去極化[22]，使用美國Gamry公司的電化學工作站Reference 600對修復后的梁腐蝕體系進行弱極化曲線測量以評定其耐久性提升效果.試驗采用三電極體系，內部鋼筋籠作為工作電極，梁內預埋鋼片作為輔助電極，參比電極為飽和甘汞電極(SCE)，設定弱極化曲線的掃描范圍為+0.07～-0.07 V(vs. SCE)，測試過程見圖3.

2)氯離子及氮元素含量分布測試(含量指氯離子/氮元素與混凝土的質量百分比)：為研究電化學修復后混凝土梁殘余氯離子的分布特征，對梁進行氯離子含量分布測試.雙向電遷在除氯的同時將阻銹劑遷至鋼筋表面，試驗對鋼筋表面氮元素含量進行測試，以此推算出阻銹劑含量[20].測試部位見圖4，鉆孔方向分別為梁側面橫向鉆進和梁底面豎向鉆進，鉆孔位置依次為靠近縱筋區域(A區和D區)、靠近箍筋區域(B區和E區)、遠離鋼筋區域(C區和F區)，采用12 mm鉆頭每10 mm一層進行取樣分析.用0.3 mm篩子篩分后使用RCT測試氯離子含量，用0.075 mm篩子篩分后借助Italy Thermofinnigan Flash EA1112有機元素分析儀測試阻銹劑含量.

圖3 動電位極化曲線測試

圖4 鉆孔取粉位置示意

1.2.3 靜載試驗

試驗采用三分點加載方式，凈跨1200 mm，剪跨400 mm，見圖1和圖5.電化學修復后梁表面進行清洗并粉刷白漿以便觀察裂縫；支座及跨中布置位移計，在跨中沿高度方向布置混凝土應變片.此外，澆筑前在縱筋跨中位置粘貼應變片.正式加載前先進行預加載，確保試驗裝置及試件各部分處于正常狀態.

圖5 試驗梁加載現場圖

2 電化學修復后耐久性提升效果

2.1 Cl-和N元素分布特征

由于梁內部鋼筋布置復雜，外表面(陽極)與內部鋼筋(陰極)之間形成不均勻電場，混凝土內部氯離子向陽極遷移后，殘余氯離子呈現不均勻分布.限于篇幅，本文僅對B區混凝土進行不同通電參數下混凝土內氯離子含量的分布特征分析，見圖6.相比于試件L0，經過電化學修復后的梁內部氯離子含量均有所降低，鋼筋附近氯離子去除效率達到64%～93%；隨電流密度和通電時間的增加，除氯效率也不斷提高.此外，由于鋼筋與外部陽極之間的電場強度分布不均勻，鋼筋附近電場強度最大，氯離子含量沿深度方向均呈先減小后增大的分布特征，靠近鋼筋處氯離子含量大幅度降低，表明電化學修復可有效去除混凝土保護層中的氯離子.但是，圖6中30～60 mm深度處氯離子含量逐漸增加，表明鋼筋籠內部的氯離子遷移受阻，這與Garces等[23]、Chang等[24]的研究結果相符，由于電化學修復過程中梁內部鋼筋籠具有相同的電位，鋼筋籠內氯離子需繞過外層鋼筋向外遷移，導致鋼筋籠包圍的混凝土內氯離子遷移效率較低.圖7也顯示了類似的分布特征，由于A區和D區貫穿鋼筋附近，其整體氯離子含量較低；而C區和F區遠離鋼筋區域，除氯效率最低，但該區域鋼筋層(20～30 mm)處除氯效率仍可達60%.圖8顯示了雙向電遷和電化學除氯兩種不同修復方式下殘余氯離子分布情況，結果表明相同通電參數下二者除氯效率無明顯差別.

圖6 不同通電參數下B區氯離子含量分布

雙向電遷將氯離子遷出的同時，電遷移型阻銹劑被遷至鋼筋表面還可阻止鋼筋再次腐蝕.表2列出了不同通電參數下雙向電遷修復梁縱筋表面阻銹劑與氯離子殘留量的比值，發現二者的摩爾比(TETA/Cl-)均大于1，且電流密度和通電時間越大，遷至鋼筋表面的阻銹劑越多.已有研究表明，當鋼筋表面阻銹劑與氯離子的摩爾比大于1時，阻銹劑對鋼筋能起到良好的阻銹效果[21].相比電化學除氯，雙向電遷技術能同時起到除氯及阻銹作用，阻銹劑的遷入有效提高了鋼筋抵御再劣化的能力[25]，符合浙江省工程建設標準《混凝土結構耐久性技術規程》[26]阻銹基團與氯離子濃度比不應小于1的規定，可有效維持梁的長期阻銹效果.

圖7 不同取樣位置氯離子含量分布

圖8 不同電化學修復方式下B區氯離子含量分布

表2 雙向電遷后鋼筋表面阻銹劑與氯離子摩爾比

2.2 鋼筋極化特征

極化曲線是分析金屬腐蝕速率的重要方法，顯示了鋼筋的腐蝕程度及活化狀態，其中強極化對腐蝕體系擾動過大，而線性極化的近似處理會產生一定誤差[27].因此本文采用弱極化曲線分析電化學修復前后梁內部鋼筋的活化狀態，進而評價電化學修復后梁抵御再劣化的能力，見圖9.由于構件澆筑時預摻氯鹽，梁L0的弱極化曲線表明內部鋼筋已處于一定的活化狀態，腐蝕風險較高.除氯處理后梁的弱極化曲線明顯上移，表明其開路電位上升；陽極極化區段斜率顯著增大，說明梁內鋼筋活性降低，耐久性提升效果明顯[28]，且通電時間越長、電流密度越大，上述變化越明顯.原因是隨著通電量的增加，鋼筋表面氯離子含量持續降低，同時作為陰極的鋼筋附近氫氧根離子增加促進鋼筋處于鈍化狀態.

圖9 試驗梁動電位極化曲線

Miranda等[29]對比除氯前后的混凝土試件發現單純憑借開路電位判斷鋼筋的腐蝕狀態并不嚴謹，需結合腐蝕電流密度等電化學參數進行綜合評定.本文對弱極化曲線進行擬合分析，得到了通電前后梁腐蝕體系的開路電位Ecorr和腐蝕電流密度Icorr，具體數值見表3.各梁為同批次澆筑，通電前腐蝕狀態相近，Ecorr在-400 mV左右，Icorr約為0.18 μA·cm-2.經過不同通電參數的電化學除氯和雙向電遷處理后，大部分梁的Ecorr均上升至-300 mV以上，Icorr下降到0.1 μA·cm-2以下.Hornbostel等[30]、Millard等[31]認為Icorr低于0.1 μA·cm-2時鋼筋腐蝕速率非常低，且中國冶金部標準規定開路電位大于-250 mV時，鋼筋腐蝕風險低.此外，對比相同通電參數下的雙向電遷和電化學除氯修復后梁的腐蝕參數發現，雙向電遷梁LB3-2和LE3-4相比于電化學除氯梁LE3-2和LE3-4的開路電位更大，腐蝕電流密度更小，陽極極化曲線斜率更大，表現出良好的鈍化狀態.原因在于雙向電遷將阻銹劑電遷移至鋼筋表面，通過抑制鋼筋的電極過程，使鋼筋恢復鈍

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化[31].因此，電化學除氯及雙向電遷能有效抑制梁內部鋼筋的腐蝕，且雙向電遷將阻銹劑遷移至內部鋼筋表面，增強鋼筋鈍化狀態，有效提升了梁抵御氯離子侵蝕的能力和耐久性能.

表3 通電前后的腐蝕參數

3 電化學修復后梁的力學性能

3.1 裂縫分布特征

梁裂縫分布見圖10，統計純彎段(灰色區域)裂縫數目及寬度(0.8倍屈服荷載)發現，未進行電化學修復的梁L0在受彎過程中裂縫發展更為飽滿，裂縫數目多、間距小；梁LB1-2、LB3-2和LB5-2的裂縫分布稀疏，且隨著通電電流密度的增加，裂縫間距加大.LB3-1、LB3-2、LB3-4、LE3-2和LE3-4也有同樣的變化特征.混凝土裂縫分布的變化原因可從鋼筋混凝土黏結性能變化角度分析：梁開裂后，兩條裂縫間的混凝土回縮會受到鋼筋-混凝土界面黏結力的約束，鋼筋的部分應力傳遞給該區段的混凝土后繼續協同工作，當混凝土應力再次增大至混凝土的抗拉強度，兩條裂縫間的混凝土產生新裂縫，最終形成多條裂縫[32].電化學修復后鋼筋與混凝土界面軟化及析氫反應導致鋼筋與混凝土間的黏結力降低[15,33]，混凝土與鋼筋協同受力性能受到削弱，裂縫產生后混凝土回縮受到的摩阻力減小，鋼筋傳遞給混凝土的應力更小，難以形成新的裂縫，最終呈現出構件整體裂縫間距增加.

圖10 試驗梁裂縫分布

經過電化學除氯修復后的梁LE3-2、LE3-4相對于相同通電參數的雙向電遷梁LB3-2、LB3-4的裂縫寬度更大，裂縫數目相對較少，原因是雙向電遷技術采用電遷移型阻銹劑作為陽極液，阻銹基團遷至鋼筋表面抑制析氫反應，界面黏結力受氫氣膨脹應力的影響降低[34].

3.2 鋼筋應變與混凝土正截面應變

加載過程中不同通電時間及不同除氯方式的梁荷載-縱筋應變曲線見圖11.鋼筋屈服荷載與對應的荷載-撓度曲線的屈服點位置較為符合，屈服前呈線性且斜率不隨通電參數和除氯方式而發生變化，表明雙向電遷及電化學除氯不影響構件內部縱筋的彈性模量.

圖12給出了不同電流密度下雙向電遷梁在加載過程中的混凝土應變(開裂導致應變片斷裂后部分數據點缺失).電化學修復后梁在加載過程中跨中截面拉、壓區應變呈現較好的線性關系，表明通電后梁仍符合平截面假定.

3.3 荷載-撓度曲線

圖13給出了混凝土梁進行電化學修復前后的荷載-撓度曲線對比.其中，圖13(a)、(b)表明對比組梁L0與雙向電遷梁LB在加載初期荷載撓度曲線均呈近似線性增長，且通電參數較小時梁剛度未發生明顯變化，但5 A/m2電流密度下梁剛度發生明顯退化.圖13(c)對比了雙向電遷和電化學除氯兩種電化學修復方式的梁荷載撓度曲線，兩類梁在彈性工作階段的整體剛度及承載能力相差較小.

圖11 荷載-縱筋應變曲線

表4給出了荷載撓度曲線中提取出的構件力學參數，Fy為屈服荷載，Fu為極限荷載.采用較小的通電參數時，電化學修復前后梁的屈服承載力和極限承載力變化不大，但通電參數選取過大會對構件的承載能力造成一定影響.相比于L0，電化學修復后梁的延性均有所減小，且電流密度和通電時間越大，位移延性系數越小.而雙向電遷與電化學除氯梁延性退化幅度無明顯差異.

圖12 不同電流密度下LB梁跨中正截面應變

圖13 荷載-撓度曲線

表4 靜載試驗結果

3.4 延性結果分析與討論

已有研究均認為電化學修復不會對鋼筋的強度造成影響，但修復過程中鋼筋表面發生析氫反應，產生的氫氣滲透進入鋼筋內部，最終導致鋼筋氫致塑性降低[14,17-18,35].由于梁構件屈服后變形能力與內部縱筋的變形性能直接相關，本文對比分析了通電參數對鋼筋塑性與梁延性的影響規律.混凝土構件的延性可用位移延性系數μ表征，通電后鋼筋塑性降低程度可用斷裂能比Z表征[36]，表達式為：

μ=ωu/ωy，

(1)

Z=W/W0×100%.

(2)

式中：ωy為構件屈服時位移值，ωu為構件破壞時的位移值，Z為斷裂能比，W0為鋼筋的斷裂能，W為電化學修復后鋼筋的斷裂能.斷裂能為金屬材料拉伸斷裂前吸收的能量，其值等于應力應變曲線包圍的面積.

將文獻[37]得到的電化學修復后鋼筋斷裂能比與本文得到的位移延性系數進行數據擬合，見圖14，橫坐標φ表示通電量，為通電時間和電流密度的乘積，擬合方程為：

μ=-6.09×10-4φ+2.88，

(3)

Z=-8.12×10-3φ+99.14.

(4)

由圖14可見，梁位移延性系數和鋼筋的斷裂能比都與電化學修復過程中的通電量呈線性關系，且相關性較好.表明電化學修復后鋼筋塑性和構件延性的劣化程度均與通電量呈負線性相關.中國JTS 153-2—2012《海港工程鋼筋混凝土結構電化學防腐蝕技術規范》[38]建議的通電量為720～2 880 Ah/m2，美國工程師防腐協會SP 0107—2017《鋼筋混凝土結構電化學再堿化和電化學除氯》[39]則建議取600～1 500 Ah/m2.當采用規范中較大的通電參數時，由圖14可知混凝土構件的延性將發生明顯退化.因此，實際工程結構采用電化學修復技術時，應根據結構服役特點，綜合考慮耐久性提升效果及其延性退化程度，不宜選取過大的通電參數.

圖14 不同通電量下的μ與Z

4 結 論

1)雙向電遷及電化學除氯對內置鋼筋網的混凝土梁具有較好的修復效果：電化學修復能有效去除鋼筋表面氯離子，但梁內不同區域殘余氯離子存在差異，鋼筋籠內氯離子遷出效率相對較低；電化學修復后梁的開路電位上移、腐蝕電流密度減小，鋼筋恢復鈍化，耐久性提升效果顯著；雙向電遷在除氯的同時將阻銹劑遷至鋼筋表面，進一步提升了結構抵御耐久性再劣化的能力.

2)電化學除氯和雙向電遷均會對鋼筋-混凝土黏結性能產生負面影響，電化學修復后梁雖仍符合平截面假定，但加載過程中混凝土裂縫間距增大，裂縫數目有所減少，且電化學除氯較雙向電遷對裂縫分布的影響更大.

3)電化學修復不僅導致鋼筋塑性降低，還會導致鋼筋-混凝土黏結性能劣化：這兩種負面效應使混凝土梁的力學性能在一定程度上發生改變；通電參數選取較小時，電化學修復對梁力學性能的影響較小，但較大通電量下梁的剛度、極限承載力和延性都有所退化，構件延性系數與通電量呈負線性相關性.因此，電化學修復采用的通電參數的選擇需綜合考慮耐久性提升效果及力學性能損傷，以滿足結構服役性能的要求.由于相關試驗研究較少，本文研究結果有待進一步驗證.

4)電化學修復對遭受氯鹽侵蝕的實際構件具有較好的修復效果，且合理的通電參數對其靜力力學性能影響較小.應用電化學修復的工程結構在服役時還可能承受疲勞作用，因此還需對電化學修復后構件的疲勞性能開展相關試驗研究.