基于OFDR分布式光纖的鋼筋銹蝕監測技術

田 昊， 唐福建， 李宏男

(大連理工大學 土木工程學院， 遼寧 大連 116024)

鋼筋混凝土是全球土木工程領域應用最為廣泛的一種組合材料.鋼筋混凝土橋梁結構往往處于復雜的銹蝕環境中，如近海環境、除冰鹽大量使用環境中的氯離子銹蝕作用，碳化銹蝕作用和凍融循環作用等[1].對于碼頭和跨海大橋等處在海洋環境下的結構，因氯離子入侵所引起的鋼筋銹蝕是影響結構耐久性的最重要因素[2-3].據最新統計，中國2014年銹蝕成本為21278.2億元，占當年國民生產總值(GDP)的3.34%[4].目前，全世界各國因鋼筋銹蝕導致的鋼筋混凝土結構耐久性損失平均占GDP的1%～2%[5].因此，對鋼筋混凝土的銹蝕進行有效監測，及時了解結構的服役狀況非常必要[6-8].

目前，鋼筋銹蝕監測的方法分為電化學方法和非電化學方法.電化學方法是通過監測鋼筋銹蝕引起的電化學參數變化來間接監測銹蝕[9].如賀鴻珠等[10]通過用銀庫侖計測量鋼筋的銹蝕量，間接監測鋼筋的不均勻銹蝕；朱勁松等[11]采用基于壓電陶瓷波傳播法間接監測鋼筋的銹蝕；楊茂等[12]通過磁記憶檢測的方法檢測混凝土未開裂前的鋼筋銹蝕狀態.近30a來，光纖傳感技術發展迅速，相比于傳統監測手段，其靈敏度高、體積小、抗電磁干擾強，被廣泛應用于監測建筑、樁、橋梁和管道等[13].由于鋼筋銹蝕會引起體積膨脹，Fuhr[14]運用布拉格光纖光柵(FBG)間接地進行鋼筋銹蝕的監測；黎學明[15]通過在光纖纖芯上鍍Fe -C薄膜,實時測量輸出光信號的改變，間接獲得鋼筋材料銹蝕信息；Tang等[16-18]將Fe-C涂層電鍍在長周期光纖光柵(LPFG)表面，用于監測鋼筋銹蝕引起的質量損失.但這些電化學方法和非電化學方法只適用于局部監測銹蝕情況，無法在空間上連續監測.

與FBG和LPFG光纖傳感器不同，分布式光纖傳感器例如光時域反射計(OTDR)、光頻域反射計(OFDR)和布里淵光纖時域分析儀(BOTDA/R)可以實現空間上的連續監測.如Lü等[19]設計了1種基于BOTDA/R的傳感器，用于監測混凝土中鋼筋的銹蝕.相比BOTDA/R光纖技術，OFDR測量范圍更廣、靈敏度更高、且沒有盲區[20-22]，目前被廣泛應用于溫度和應變等空間分布的測量中.

本文在實驗室中制備配置鋼筋的砂漿圓柱試件(以下簡稱試件)，并進行加速銹蝕試驗.在銹蝕過程中，通過OFDR來監測鋼筋銹蝕引起的應變變化，間接監測鋼筋的銹蝕分布情況，以驗證OFDR監測鋼筋銹蝕的有效性.

1 基于OFDR分布式光纖的鋼筋銹蝕監測原理

混凝土中的鋼筋銹蝕后體積會增大為原來的2～6倍，從而對周圍混凝土產生銹脹力，導致混凝土產生應變.根據彈性力學理論，將混凝土中鋼筋銹蝕模型簡化為圓筒受均布內壓力作用模型，則鋼筋銹蝕產生的銹脹力qr與鋼筋銹蝕率η的關系為[5]：

(1)

式中：d為鋼筋直徑；C為保護層厚度；n為鐵銹與被銹蝕鋼筋的體積比；Ec為混凝土有效彈性模量；vc為混凝土泊松比；Er為鐵銹名義彈性模量；vr為鐵銹名義泊松比；r0為簡化模型的半徑，本文取r0≈d/2.

另外，根據彈性力學拉梅公式，鋼筋銹脹引起的混凝土表面徑向應力σρ和環向應力σθ分別表示為[24]：

(2)

(3)

式中：R為混凝土圓筒外徑；r為混凝土圓筒內徑；A為混凝土中任一點與混凝土圓筒圓心的距離.

圓筒表面環向應力σθ引起的應變ε表示為：

(4)

本試驗將分布式光纖纏繞在混凝土表面，通過OFDR傳感技術監測光纖的應變變化，來間接獲得鋼筋的銹蝕質量損失率，從而達到監測混凝土中鋼筋銹蝕的目的.

2 試驗

2.1 試件制備

為研究保護層厚度對鋼筋銹蝕引起的裂縫寬度的影響，本試驗共制作了3個砂漿圓柱試件.由于保護層越厚，所埋入鋼筋的銹蝕程度越不確定，通過監測應變間接反映鋼筋銹蝕程度的不確定性就越大，因此本試驗采用小直徑砂漿試件.此外，由于鋼筋銹蝕具有隨機性和不均勻性，即使是相同試件也難以達到相似結果，因此，各試件并未制備平行試件.砂漿試件的外形和制備示意圖如圖1所示.由圖1可見：試件長度為900mm，直徑為30mm；所選HRB400鋼筋直徑分別為12、16、20mm，長度均為1100mm，所對應的保護層厚度分別為9、7、5mm.砂漿試件配合比m(普通硅酸鹽水泥)∶m(自來水)∶m(細砂)=1.00∶0.45∶1.00.砂漿試件筒模具采用內徑為30mm的PVC管.先將OFDR分布式光纖(型號為ITU-T G625.D，直徑為9μm)按螺旋方式纏繞在養護28d的砂漿試件上，螺距為100mm；再在光纖外涂上1層防水環氧樹脂，以確保光纖與砂漿柱黏結緊密，這樣既可以保證試驗中的應變能夠有效傳遞，又可以防止光纖在銹蝕試驗過程中受損.

圖1 試件外形和制備示意圖Fig.1 Specimen appearance and preparation diagram(size:mm)

2.2 加速銹蝕試驗

加速銹蝕試驗裝置如圖2所示.采用LUNA公司生產的OFDR儀器(型號為ODISI B)記錄光纖在測試過程中的應變變化，其空間分辨率為2.6mm，測量精度為1με.將纏繞好光纖的砂漿試件放在制備好的木箱之前，先用塑料油紙對內部進行密封，以防止試驗過程中NaCl溶液泄漏，再將木箱填滿細砂.試驗開始前，將光纖的一端與監測儀器相連，另一端置于少量匹配膏中；將鋼筋與恒定電流源的正極連接，石墨棒與電流源的負極連接.試驗中保持各鋼筋的銹蝕速率均為300μA/cm2.根據法拉第定律，直徑12、16、20mm的鋼筋外加電流分別約為110、147、183mA.試驗過程中，每天早晚在細砂上分間距(干濕交替)噴灑500mL質量分數為5%的NaCl溶液，以營造并保持不均勻銹蝕環境.

圖2 加速銹蝕試驗示意圖Fig.2 Schematic diagram of accelerated corrosion test

3 試驗結果與分析

3.1 砂漿表面應變變化

OFDR分布式光纖所測應變隨銹蝕時間的變化規律見圖3.由圖3可以看出：保護層厚度為9mm的試件(編號為D12)在加速銹蝕的前3h，光纖應變沿長度方向整體變大，之后開始出現應變峰，應變峰的出現是由于鋼筋的不均勻銹蝕引起砂漿表面開裂造成的(混凝土極限拉應變為200～300μm/m[25])；保護層厚度為7、5mm的試件(編號分別為D16、D20)在3h出現了明顯的應變峰，隨著加速銹蝕的進行，應變峰處的應變持續增大，但其增大速率逐漸減小，而應變谷的應變值保持在相對穩定的200μm/m 左右.這是由于砂漿開裂后應變重新分布，同時銹蝕逐漸集中在鋼筋的開裂側，部分銹蝕產物沿裂縫流出.

由圖3還可見：(1)3種保護層厚度的砂漿試件在加速銹蝕試驗前15h的應變變化規律大致相似，在15h后，應變峰值隨鋼筋銹蝕質量損失的增大而增大；在沿光纖長度上，應變峰值大小不等，且峰值增大速率也不同，靠近石墨棒附近(試件中部位置,見圖2)的光纖，其應變變化最快且最大.應變在時間和長度上的不均勻變化是由鋼筋的不均勻銹蝕造成的.(2)試件D12沿光纖長度方向共監測到9個應變峰，沿長度方向相對均勻分布，這是因為鋼筋銹蝕在砂漿表面產生了1條主裂縫；試件D20不同于試件D12和D16，其應變峰值不明顯，且分布不均勻，這是由于銹蝕在砂漿表面產生了多條裂縫.(3)試件D12在加速銹蝕15h后，應變峰值開始出現部分缺失，35h后峰值明顯缺失；試件D16在加速銹蝕 9h 后，曲線開始出現缺失，25h左右峰值明顯缺失，35h 左右的應變數據已很不完整；試件D20在加速銹蝕35h后，曲線開始出現缺失，加速銹蝕 55h 左右，個別峰值出現明顯缺失，這是由于缺失部位的砂漿在鋼筋銹蝕產生的拉應力致使砂漿開裂，從而使粘貼在其表面的光纖被拉斷.

理論上，在腐蝕電流密度和試件外形尺寸相同的條件下，試件D20應變峰值的缺失時間應該早于試件D12，但試驗結果與其并不一致.這主要是由于腐蝕不均勻所造成的.試件D12的銹蝕不均勻性高于試件D20(見圖3).另外，試件D12出現1條主裂縫(沿鋼筋周長不均勻銹蝕)，而試件D20出現多條裂縫(沿鋼筋周長較均勻銹蝕).這種銹蝕不均勻性使得試件D12在35h產生的主裂縫最大裂縫寬度接近于試件D2055h后的主裂縫最大裂縫寬度，從而導致應變缺失時間的差異.另外，3個試件峰值缺失部位有相同也有不同，相同的是3個試件在靠近石墨棒處的銹蝕速率最大，該部位的應變峰值也對應了最大值，這一部分將在3.2節中詳細討論；不同的是，其余出現峰值的部位和其應變值都是不同的，試件D20在靠近石墨棒的周圍也出現了較大峰值，這說明在其周圍產生了其他裂縫，引起了應力重分布，造成這一現象的原因也是鋼筋在長度方向上產生不均勻銹蝕所引起的.

圖3 不同保護層厚度試件的應變變化Fig.3 Strain change of specimens with different thickness of protective layer

3.2 最大峰值應變(裂縫)分析

在加速銹蝕過程中，由于鋼筋銹蝕的不均勻性，所監測到的應變出現部分缺失，但由于傳感光纖并未完全斷開，仍可進行監測，直到監測數據出現明顯的長度缺失時才會失效，因此，上文提到的應變峰值是由于砂漿開裂所造成的，故有必要分析開裂處應變隨銹蝕率(時間)的發展規律，進而理解因鋼筋銹蝕所導致的砂漿開裂規律.

基于彈性假定和試件尺寸推導了裂縫寬度隨銹蝕率(時間)的變化，見圖4.由圖4(a)可見：對于保護層厚度為9mm的試件D12，其4#點峰值應變在銹蝕率達到0.264%(20h)前呈線性增長，當銹蝕率為0.264%(20h)時，其應變值達到1000μm/m左右，之后應變曲線上升速率逐漸下降，應變值約在銹蝕率為1.058%(80h)時達到2000μm/m；試件在銹蝕率達到1.177%(90h)時的裂縫寬度約為0.20mm，與試件實拍裂縫寬度非常接近.由圖4(b) 可見：保護層厚度為7mm的試件D165#點峰值應變在銹蝕率達到0.248%(25h)前呈線性增長，當銹蝕率為0.248%(25h)時，應變值達到1600μm/m 左右，之后應變曲線上升速率逐漸減小并保持穩定，應變值約在銹蝕率為0.545%(55h)左右時達到1800μm/m.此時監測到的裂縫寬度約為0.16mm，與試件實拍裂縫寬度(0.20mm)非常接近.由圖4(c) 可見：保護層厚度為5mm的試件D205#點峰值應變在銹蝕率達到0.167%(20h)前呈線性增長，當銹蝕率為0.167%(20h)時，應變值達到900μm/m左右，之后曲線出現較長時間的穩定階段，但在銹蝕率為0.919%(110h)左右時應變值突然增長并呈線性增長；不同于試件D12和D16裂縫處的應變變化規律，試件D20在銹蝕率達到0.167%(20h)～0.919%(110h)時出現了緩慢發展階段，是由于其他裂縫的出現，引起應變重新分布到新裂縫處(在5#點處出現了小應變峰值，表示有新裂縫出現).銹蝕率達到0.919%(110h)后的再次突然增長可能是由于裂縫處的腐蝕速率增大造成的.此時監測到的裂縫寬度與試件實拍裂縫寬度(0.55mm)比較接近.

圖4 不同保護層厚度試件的應變和裂縫寬度隨時間變化的曲線Fig.4 Curves of strain and crack width changing with time for specimens with different thickness of protective layer

應變值隨時間變化斜率減小的原因是隨著加速銹蝕，鋼筋質量損失不斷增加，砂漿由于裂縫的傳播而軟化，導致裂縫的發展速度降低.3個試件的裂縫發展規律也不完全相同，試件D20表面裂縫寬度最大，但是其測試時間最長；試件D12表面裂縫寬度最小，但其測試時間較短，這是由于鋼筋的不均勻銹蝕造成的.

砂漿裂縫寬度是應變在環向周長上的積分，其發展趨勢與環向應變變化一致.當應變達到砂漿極限拉應變時開始出現裂縫，裂縫開始不斷發展.3個試件實測裂縫寬度與理論計算的裂縫寬度存在一些誤差，這主要是由于鋼筋的不均勻銹蝕以及環氧樹脂涂層所引起的應變傳遞誤差所致.另外，由于銹蝕后砂漿膨脹應力部分作用在環氧樹脂上也會造成一定的測量誤差，但這種誤差不是主要原因.

3.3 保護層厚度對應變的影響

圖5 試件不同時刻的應變均值Fig.5 Average strain of specimens at different time

砂漿未出現裂縫前處于彈性階段，根據3.2節的分析并結合砂漿的極限拉應變，取各試件在加速銹蝕3、6、9、12h時的應變均值作為彈性階段的應變數據，見圖5.由圖5可以看出，前9h的加速銹蝕過程中，3個試件在長度方向上的應變均值增加較快，試件D20應變變化速率最快，且均值最大，前3h 的應變變化是試件D12的2倍，前6h是試件D12的1.5倍；在試驗進行到12h時,試件D20應變均值與試件D16基本相同.這種隨加速銹蝕進行，應變差異逐漸減小的現象是由于砂漿表面出現了裂縫，導致鋼筋銹蝕沿周長方向變得不均勻，應變重新分布所致.

試驗總體結果表明：在砂漿未開裂或者裂縫較小階段，砂漿近似處于彈性階段；保護層厚度越小(鋼筋直徑越大)，相同銹蝕損失條件下引起的表面應變越大.

4 結論

(1)鋼筋銹蝕引起砂漿開裂，從而產生應變峰值.試件中部石墨棒附近的鋼筋銹蝕速率較快，試件兩端的鋼筋銹蝕速率較慢，導致沿長度方向的表面裂紋寬度不同.銹蝕損失嚴重處裂縫寬度大；銹蝕損失小的地方裂縫寬度小.

(2)根據OFDR分布式光纖監測的峰值應變推導得到的裂縫寬度比實測裂縫寬度小，主要是由于環氧樹脂保護層導致的傳遞誤差造成的.

(3)砂漿保護層厚度對鋼筋銹蝕產生的應變有所影響.在砂漿未出現裂縫前的彈性階段，保護層厚度越小(鋼筋直徑越大)，相同銹蝕損失下引起的表面應變越大.另外，相同銹蝕質量損失條件下，隨著保護層厚度的減小，裂縫開展速率和砂漿表面裂縫寬度明顯加快.