鹽酸腐蝕混凝土受反復壓應力作用時的力學性能

羅小勇 程茜 程俊峰? 劉晉宏 史艷

(1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；2.湖南省裝配式建筑工程技術研究中心，湖南 長沙 410075)

鋼筋混凝土材料雖然已在土木工程領域得到了廣泛應用，但腐蝕引起的耐久性問題仍是制約其可持續發展的關鍵因素之一。國內外學者針對混凝土的腐蝕種類及腐蝕機理[1- 4]、腐蝕影響因素[5- 10]、各因素的共同作用機制[11- 14]、應力狀態和損傷層[14- 17]等對腐蝕混凝土力學性能的影響開展了大量研究；研究發現，酸是腐蝕混凝土結構的主要侵蝕介質之一。工業生產會排放大量的酸性氣體和含有大量酸性物質的工業廢液，尤其是在沿海[18- 19]及西部地區，部分鋼筋混凝土結構常年處于酸性腐蝕環境之中，導致鋼筋混凝土性能劣化加速，嚴重影響混凝土結構的正常使用。

目前，關于混凝土受酸腐蝕的研究多集中于對混凝土結構在不受荷載作用或受單調荷載作用[8，15，20]時的力學行為的探究，但結構在正常使用過程中往往承受的是反復荷載作用，且腐蝕損傷和疲勞損傷之間存在耦合效應[21- 22]。因此，探討鹽酸腐蝕環境下在役混凝土構件承受反復荷載時的力學性能變化規律及其本構關系，具有較大的工程實際意義。

為此，文中首先以混凝土腐蝕齡期為試驗參數，研究了受鹽酸腐蝕后混凝土在單調與反復荷載下的破壞形態、應力應變變化規律以及力學性能特征值等；然后提出了有效承載截面積比的概念，基于有效承載截面積比建立了反復荷載下鹽酸腐蝕混凝土的實用本構模型，并對模型進行了驗證。研究結果可極大地豐富酸性環境(沿海)地區在役老舊建筑結構防護構造措施，并可對混凝土結構抗震全壽命周期和疲勞再設計提供一定技術支撐。

1 試驗概況

1.1 試驗設計

為模擬老舊建筑，本研究試驗用混凝土設計強度為C30，所需要材料主要有32.5R普通硅酸鹽水泥、中砂、粒徑小于18 mm的普通碎石及水等，混凝土詳細配合比如表1所示。標準養護條件下，28 d 齡期的未腐蝕立方體混凝土試塊的抗壓強度為31.3 MPa、彈性模量為3.03×104MPa。

表1 混凝土配料表

1.2 腐蝕試驗

依據GB/T 50082—2009《普通混凝土長期性能和耐久性試驗方法標準》及GB/T 50081—2002《普通混凝土力學性能試驗方法標準》規范要求，設計制作了尺寸為100 mm×100 mm×300 mm的棱柱體混凝土試件。試件經標準養護28 d后進行鹽酸腐蝕，本研究采用“實驗室快速腐蝕試驗法”進行腐蝕試驗，即以質量分數為1%的鹽酸腐蝕溶液全浸泡試件加速腐蝕，并每兩天更換一次腐蝕溶液。設計腐蝕齡期分別為6、12、18、24和30 d，為充分考慮混凝土試件的離散性，以不同腐蝕齡期，將試件分為6組，每組試驗取6個試樣，其中3個試樣進行單調受壓試驗，另外3個試樣進行反復受壓試驗，試樣編號及參數詳如表2所示。采用強度退化深度以表征鹽酸腐蝕深度。

表2 試驗編號及工況

1.3 單調及反復加載試驗

加載試驗在中南大學結構實驗室的電液伺服材料試驗機上進行，最大壓力為3 000 kN，精度為0.1 kN，可實現荷載、位移控制模式之間的平滑切換，試驗加載裝置如圖1所示。

圖1 試驗加載裝置圖

依據GB/T 50081—2002《普通混凝土力學性能試驗方法標準》，選擇與試件上、下底面相垂直的兩個相對面，并將試件的兩個受力面打磨平，以確保上、下兩端部與軸線垂直。試驗加載前，分別涂抹一層黃油于試件和承壓鋼板接觸面上以減少或避免試件端面與壓板間摩擦力的影響。并在試驗前先進行預加載以消除初始非彈性變形。

本試驗主要從靜載角度考慮混凝土本構關系的變化規律，混凝土應力-應變全曲線試驗以位移作為控制條件。單調加載模式的加載速度為0.3 mm/min，當應力達到試件預估峰值應力的70%～90%時，降低加載速度，直至試件破壞后停止加載。在進行反復加載試驗時，與單調加載的加載方式類似，采用等位移增幅加載，卸載段采用力控制，下降段速率減慢；待荷載完全卸載后，再次循環加載直至試件破壞。

2 單調及反復荷載下腐蝕混凝土的性能

2.1 腐蝕混凝土的破壞形態

對混凝土試件進行鹽酸腐蝕，通過觀察腐蝕過程發現：當腐蝕齡期大于12 d后，試件表面出現明顯的起砂現象，砂粒較粗糙麻密，部分表面砂漿消失并露出骨料，并隨腐蝕齡期的延長愈發顯著，表明鹽酸與混凝土發生了較強的化學腐蝕反應。待腐蝕完成后，對6組混凝土試件分別進行單調及反復荷載試驗，單調及反復荷載下不同鹽酸腐蝕齡期試件的破壞形態如圖2所示。

(a)F0試件

由圖2可知，各混凝土試件的破壞形態均表現為壓潰破壞。基于對加載過程的觀察發現，當荷載達到抗壓強度的60%～70%時，混凝土表面出現第一條可見豎向裂縫，此后隨著荷載不斷遞增，裂縫迅速延伸發展，數量增多，形態迅速擴展，裂縫變寬；加載至抗壓強度時，混凝土被壓扁、壓碎，且被交叉連通的裂縫分割成若干區塊，整體豎向變形較大。腐蝕齡期較短的混凝土試件(F1)，其破壞形態和未腐蝕混凝土試件(F0)基本無明顯區別，如圖2(a)和2(b)所示；當腐蝕齡期達到12 d或18 d時，混凝土試件在受壓荷載下，表面會先產生較短窄且不規則的裂縫，內部出現若干條微小裂縫，試件存在局部壓碎現象，剝落面積較大、裂縫發展相對較小，如圖2(c)和2(d)所示；對于腐蝕齡期超過24 d的混凝土試件(F4和F5)，在出現第一條裂縫(主裂縫)后不久便迅速發展出若干其它明顯裂縫，主裂縫不斷延伸、變寬，試件破壞時，表面呈鼓狀，且主裂縫基本貫穿整個試件，寬度達到約3 mm以上，如圖2(e)和2(f)所示。

2.2 單調及反復荷載下腐蝕混凝土的應力-應變曲線

單調荷載下腐蝕前后混凝土的應力-應變曲線如圖3(a)所示。由圖3(a)可知，各腐蝕齡期下混凝土的應力-應變曲線變化規律未發生較大改變，形態基本一致。

為便于對比分析，圖3(b)給出了統一量綱坐標化的典型單軸受壓應力-應變曲線。從圖3(b)可看出，單調受壓試驗過程中腐蝕混凝土的應力-應變曲線大致可分為5個階段：AB段為彈性階段；BC段為非線性上升階段，在上升階段，試件微裂縫形成，且相互獨立發展；CD段為非線性下降段，曲線略顯陡峭，隨著變形的遞增，應力下降，裂縫發展進入非穩態擴展階段，該階段，第一條裂紋繼續發展、拓寬的同時，表面還出現其它微小裂縫分叉與連通，逐步形成較大的裂縫，應力水平大幅降低，表現為峰值后的軟化效應；DE段為反向彎曲階段，曲線斜率快速下降后，曲線變得很平緩；E點之后完全破壞，有1～2條主裂縫貫穿整個試件，最終混凝土試件出現明顯的宏觀裂縫特征破壞。其中C點為試件應力峰值點，其應變相對值ε/ε0為1；D點近似為下降曲線拐點。

對比圖3(a)可知，隨著腐蝕齡期的延長，混凝土應力-應變曲線趨于扁平，曲線初始斜率下降；曲線上升段斜率明顯減小，下降段趨于平緩，表明混凝土彈性模量大幅下降，極限應變較未腐蝕混凝土有所增大。腐蝕混凝土與未腐蝕混凝土應力-應變曲線的另一特征區別在于峰值點“向下及向后偏移”，這表明隨著腐蝕齡期的延長混凝土的峰值應力下降，峰值應變逐漸增大，受鹽酸腐蝕的混凝土呈現逐漸疏松的趨勢。

(a)各腐蝕齡期混凝土試件單調受壓時的應力-應變曲線

反復荷載下各腐蝕齡期混凝土的應力-應變無量綱歸一化曲線如圖4所示。同時，為便于對比分析，圖4還描繪了各腐蝕齡期下混凝土單調受壓時應力-應變曲線的包絡線(如圖中藍色實線所示)。

由圖4可知，腐蝕混凝土在反復壓荷載作用下的應力-應變曲線變化規律同單調荷載下的相似，即隨著腐蝕齡期的增加，混凝土的應力-應變曲線逐漸趨于扁平，曲線初始斜率逐漸變小，峰值應力顯著減小，而極限應變與峰值應變逐漸增加，強度及承載力明顯降低。

(a)0 d

2.3 力學性能特征值分析

為深入分析單調及反復荷載下混凝土力學性能的變化規律，圖5給出了每組試驗的力學性能特征值變化趨勢(反復荷載下取3個試件的平均值作為特征值)。其中峰值應力取應力-應變曲線上的最大應力；峰值應變取峰值應力對應的應變；彈性模量取應力-應變曲線上原點及0.4倍峰值應力點的割線模量；峰值位移取峰值荷載對應的位移；極限壓應變為在應力-應變曲線的下降段上，當應力(殘余強度)減至峰值應力的0.5倍時所對應的壓應變[23]。

(a)彈性模量，單調荷載

結合圖4和圖5可知，相比于未腐蝕混凝土，單調荷載作用下，腐蝕齡期30 d的混凝土彈性模量和峰值應力迅速下降，其值分別降低了73.9%和53.3%；同時，峰值應變和極限應變顯著增加，最大分別提高了52.1%和69.4%。反復荷載作用下，相比于未腐蝕混凝土，當腐蝕齡期達到30 d時，峰值應力和彈性模量分別降低了53.3%和74.1%，而峰值應變和極限應變均得到了提高，分別增大了55.7%和77.9%。從而可知，鹽酸嚴重腐蝕后，混凝土的承載力與強度均快速下降。分析原因認為，強酸與偏堿性的混凝土發生中和化學反應，生成了大量不具承載能力的非膠凝性或易溶性物質，極大地降低了混凝土的抗壓能力；同時溶液中的氯離子擴散到混凝土內部，與水泥石中的Ca(OH)2發生置換反應，產生大量石膏和鈣礬石在水泥毛細孔中沉積，此外生成的鹽結晶體中含有大量結晶水，形成了局部膨脹壓力。另外，混凝土中的水泥砂漿和粗骨料因失水收縮變形能力差異會產生不均勻變形，導致內部微裂縫尖端產生應力集中，從而混凝土內部裂縫生成，混凝土材料呈現出明顯的疏松態勢；且隨著腐蝕齡期的延長，這種損傷程度愈顯著。在較大荷載作用下混凝土內部微裂縫逐步擴展、貫通，利于更多鹽酸溶液進入混凝土內部，繼而加速混凝土腐蝕，最后變為無粘結力的糊狀物質，造成混凝土內部損傷，強度侵蝕深度加深。因而，腐蝕混凝土峰值應力、動彈性模量均表現為顯著下降的變化規律；且在較大荷載作用下，材料變形不協調，混凝土表面裂縫、內部空隙數量增加，表現出疏松趨勢，從而極限應變、峰值應變增大。但是，應明確一點，峰值應變并不是體現材料性能變化的唯一充要指標[24]，塑性變形能力應該由混凝土試件在單調受壓狀態下應力-應變曲線的下降段綜合展現。

由圖5還可知，峰值應力、峰值應變、極限應變和彈性模量均基本呈線性變化，即表達式為

Qmti/cti=Pt+Z

(1)

其中，Qmti/cti為單調/反復荷載下彈性模量、峰值應力、極限應變和峰值應變強度退化深度，t為腐蝕齡期(天數)，P、Z為參數。

同時，對比文獻[9，13，15]發現，單調受壓荷載作用下，鹽酸腐蝕混凝土強度變化趨勢與硫酸腐蝕基本一致。由于文獻中存在水泥規格等級、酸性溶液濃度等實驗設計及所處環境條件的差異性，雖不具有絕對定量分析的可比性，但變化規律一致，均表現為鹽酸腐蝕對混凝土抗壓強度的影響大于并早于硫酸腐蝕。原因在于，初期硫酸與混凝土反應生成的二水石膏減緩了反應的進行，后期酸性介質通過混凝土表面因產物不斷積累而生成的裂縫進入混凝土內部，從而加速腐蝕。

2.4 反復加載腐蝕混凝土損傷分析

不同腐蝕齡期混凝土在反復荷載與單調荷載下的應力-應變曲線對比如圖6所示。

從圖6可以看出，在上升段，鹽酸腐蝕混凝土在重復荷載作用下應力-應變曲線的包絡線與單調荷載作用下的曲線基本重合，峰值應力基本無明顯差別；然而，對下降段而言，反復荷載作用下混凝土的應力-應變曲線更陡峭，其斜率明顯大于單調荷載作用下的應力-應變曲線，表明反復荷載作用下腐蝕混凝土的剛度衰退速率增大。分析原因認為，相對單調受壓荷載，在較大的反復荷載作用下，腐蝕混凝土內部損傷不斷積累，從而混凝土剛度退化率增大，表現出一定的脆性特征，此時其抗壓強度迅速下降。由于混凝土試樣具有一定的離散性，試驗的受力條件不能保證完全相同，因而有些試件還是表現出細微的區別。

(a)0 d

此外，本研究著重從殘余變形、損傷變量及累計耗能等3個性能指標對腐蝕混凝土試件在反復軸壓荷載作用下的損傷進行評估。

(1)殘余變形

鹽酸腐蝕后混凝土在重復荷載作用下的殘余應變與包絡線上的卸載點應變、再加載點應變之間的關系曲線如圖7所示。

(a)xp與xa的關系

從圖7可以看出，在反復軸壓荷載作用下，隨著加載循環次數的遞增，混凝土塑性變形加劇，內部損傷嚴重，殘余應變快速增大，且腐蝕齡期越長，這種損傷越嚴重。

對圖7(a)中關系曲線進行歸一化擬合，其中殘余應變與卸載點應變的關系表達式如式(2)和式(3)所示：

(2)

(3)

式中，xa為包絡線上的卸載點應變與ε0(峰值應變)之比，xp為相應的殘余應變與ε0的比值，αa為與腐蝕齡期有關的參數，T表示腐蝕齡期。

同理，對圖7(b)中關系曲線進行歸一化擬合，混凝土殘余應變與包絡線上卸載點相應的再加載點應變的關系表達式詳見式(4)和式(5)：

(4)

(5)

式中，xb為加載曲線與包絡線交點處的應變與ε0之比，αb為與腐蝕齡期有關的參數。

(2)累積耗能與損傷變量(D)

累積耗能一般由單位體積混凝土應力-應變曲線所圍成的面積來表征。損傷變量(D)根據損傷力學的定義，表示為混凝土經過腐蝕后動態彈性模量損失率，采用式(6)計算得到：

(6)

式中，D為用彈性模量表示的延性損傷量，E0表示未腐蝕混凝土彈性模量，E′表示腐蝕后混凝土彈性模量。

未腐蝕與腐蝕混凝土的D值及累積耗能計算結果見表3。

表3 腐蝕混凝土損傷

由表3可知，混凝土在腐蝕后D值增大，其延性損傷度逐漸增大。對比可知，腐蝕齡期較短時(6 d)，D值增量微小，其量級為10-2，表明混凝土腐蝕齡期較短時，延性損傷量變化基本不大；而當腐蝕齡期大于12 d甚至更長時，D值則明顯增大，表明混凝土彈性模量明顯下降，承載力顯著降低。由表3還可知，混凝土腐蝕齡期較短時，累積耗能性能變化不大；而當腐蝕齡期較長時，其峰值應變雖然有所延長，但峰值應力大幅減小，試件承載能力大幅下降，耗能性能降低。

3 反復荷載作用下腐蝕混凝土的本構關系

3.1 有效承載面積比

由于不同的試驗及結構服役環境中酸性溶液濃度及環境溫度、濕度存在差異，僅以腐蝕齡期作為混凝土腐蝕程度表征量的研究結論難以廣泛應用。因此，本研究以腐蝕深度為媒介，提出有效承載截面積比的概念，研究反復荷載作用下不同腐蝕程度混凝土的應力-應變全曲線關系。

為深入探討腐蝕混凝土損傷程度，依據文獻[11]提出兩個假定：①各溶液對混凝土的腐蝕均從外表面垂直向內均勻發展，即同一試塊的每個表面腐蝕層厚度相等，均為df；②受鹽酸腐蝕混凝土由均勻分布的腐蝕層及未腐蝕層兩部分組成，兩部分間分界明顯，荷載均由未腐蝕層承受，腐蝕深度即為強度退化深度，如圖8所示。

圖8 鹽酸腐蝕示意圖

依據腐蝕層混凝土不能承受壓力但與未腐蝕層應變協調的特點，可得到強度退化深度df的計算公式為

(7)

式中：F0為未腐蝕混凝土立方體抗壓值，kN；Fn為腐蝕溶液浸泡后立方體抗壓值，kN；a為試塊受壓面短邊長，mm；b為試塊受壓面長邊長，mm；df為理論強度退化深度，mm。

本研究中b=a=100，由式(7)簡化可得：

(8)

有效承載面積比p即為未腐蝕層面積占原混凝土中被腐蝕混凝土面積與未腐蝕混凝土面積之和的比例，即

(9)

式中：S1、S2分別為未腐蝕混凝土面積、腐蝕混凝土面積，mm2；df為強度退化深度，mm；a為受壓面邊長，mm。

實測不同腐蝕齡期各試件的強度退化深度及有效承載截面積比如圖9所示，由于強度退化深度僅與鹽酸腐蝕有關，且本研究主要探討反復荷載作用下腐蝕混凝土的本構關系，故文中僅就反復荷載作用下強度退化深度進行分析。由圖9可知，強度退化深度隨腐蝕齡期遞增表現為指數增長趨勢，其表達式為

dmts/cts=M+Nemt

(10)

其中，dmts/cts為單調/反復荷載下強度退化深度，t為腐蝕齡期(天數)，M、N、m為參數。

對比文獻[9]，在一定腐蝕齡期內鹽酸腐蝕深度略大于硫酸腐蝕深度。原因在于，在腐蝕初期，硫酸腐蝕對混凝土抗壓強度有增大作用，當腐蝕齡期超過一定天數后，兩種酸對強度退化深度影響基本持平[9]。

(a)強度侵蝕深度

(b)有效承載面積比

3.2 模型建立

為了準確地反映混凝土腐蝕后應力-應變曲線的上升段與下降段，本研究采用分段表達式，具有與試驗曲線相似度很高的幾何特征；可以較準確、完整地擬合其上升段以及下降段；且能夠真實反映混凝土的全部受力性能的特點。文中將重復荷載作用下的受壓應力-應變曲線無量綱化，擬合包絡線公式采用丁發興等[25- 26]提出的應力-應變關系全曲線統一計算公式。

(11)

(12)

(13)

式中：σ為任意一點的應力，fc為軸心抗壓強度，ε為任意一點的應變，εc為與單軸抗壓強度fc相應的混凝土峰值應變，α為應力-應變曲線下降段參數，參數A為混凝土彈性模量與峰值割線模量比值，參數B為控制上升段曲線彈性模量衰減程度。

參數A、B與腐蝕齡期的關系曲線以及參數A、B和有效承載面積比p的關系曲線如圖10所示。

(a)A、B值與腐蝕齡期的關系

由圖10(a)可以看出參數A、B隨腐蝕齡期的延長逐漸降低，呈線性負增長關系，但變化幅度較小，說明在壓應力狀態下，反復荷載作用較單調荷載作用在包絡線上升段差異并不大。同時，A、B值隨著有效承載面積比的減小而有所下降，表明混凝土非線性越明顯，見圖10(b)。

由圖6及圖10均可知，腐蝕混凝土在反復荷載作用下的包絡線曲線上升段與單調荷載作用下的應力-應變曲線基本一致，重合度較好，文獻[25]提供的模型具有較好適用性。然而，反復荷載作用下，其下降段與單調荷載下的相差較大，且隨著腐蝕齡期的增加，兩者區別明顯增大。因此，對于腐蝕混凝土下降段，上述混凝土本構關系不再適用。原因在于，腐蝕混凝土的隨機性更為顯著，且腐蝕混凝土內部損傷的積累，其下降段較單調荷載變得更為陡峭。為反映這一特性，應對應力-應變曲線下降段進行修正，引入與腐蝕齡期有關的下降段參數修正系數αt，其表達式如式(14)。

(14)

(15)

式中：αc為未腐蝕混凝土根據規范計算出的下降段值；b、c為計算參數；α根據試驗εu/εc推算所得[23]，文中根據試驗結果分析計算(圖11)，取其比值為2.574。

圖11 腐蝕混凝土本構關系修正系數

在反復荷載下，受壓混凝土卸載及再加載應力路徑采用下列公式確定：

σ=Er(ε-εp)

(16)

(17)

式中，σ為受壓混凝土的壓應力，ε為受壓混凝土的壓應變，εp為受壓混凝土卸載至零應力點時的殘余應變，Er為受壓混凝土卸載/再加載的變形模量，σun、εun分別為受壓混凝土從骨架線開始卸載時的應力和應變。

3.3 模型驗證

采用文中建立的鹽酸腐蝕混凝土本構關系計算試件在不同有效承載面積比p下受反復荷載作用時的應力-應變曲線，并與試驗結果進行對比，如圖12所示。

由圖12可知，對于腐蝕齡期24 d及以內的混凝土試件，采用文中建立的本構關系計算的曲線與試驗結果較為吻合，所建立的模型能較好地反映腐蝕混凝土在反復荷載下的應力-應變曲線。對于腐蝕齡期超過24 d的混凝土試件，其上升段與試驗結果吻合較好，下降段有一定誤差，模型計算結果偏于安全。究其原因，在荷載和化學腐蝕的共同作用下混凝土損傷積累、劣化更嚴重，裂縫發展更不規律，嚴重腐蝕混凝土本身的隨機性更強，從而導致應力-應變曲線在達到峰值后下降段與試驗數據存在一定差異，模型計算結果更偏于安全。

(a)p=1(0 d)

4 結論

(1)鹽酸腐蝕對混凝土破壞特征具有顯著影響，荷載作用下腐蝕混凝土表面易剝落，隨著荷載遞增，內部出現若干條微小裂縫，豎向主裂縫突顯并不斷延伸、拓寬，表面剝落面積變大；同時，隨著腐蝕齡期的增加，抗壓強度明顯下降，承載能力迅速降低。

(2)不同腐蝕齡期混凝土在反復荷載作用下的應力-應變曲線包絡線與單調加載基本一致；在上升段，由于曲線處于線彈性階段，損傷不明顯，應力-應變曲線的離散性不大；但由于反復荷載下，裂縫不斷發展、內部損傷逐漸積累，在達到峰值點以及峰值點以后，其下降段比單調荷載下的更為陡峭，破壞較為突然，反復荷載下腐蝕混凝土延性有所下降。

(3)隨著鹽酸腐蝕齡期的增長，在反復荷載作用下混凝土峰值應變、極限應變明顯增大，而峰值應力、彈性模量大幅度下降，腐蝕后混凝土應 力-應變曲線逐漸扁平；鹽酸腐蝕使混凝土材料較快呈現疏松的趨勢，加速了荷載作用下混凝土的破壞，相較于未腐蝕混凝土，腐蝕混凝土的實測峰值應力和彈性模量分別下降了53.25%和74.1%，而峰值應變和極限應變分別提高了55.7%和77.87%。

(4)通過回歸分析，引入下降段修正系數，基于有效承載截面積比建立了反復荷載下鹽酸腐蝕混凝土的實用本構模型，基于該模型計算的應力-應變曲線與試驗結果吻合良好。