氯鹽環境下螺紋鋼錨桿力學性能退化研究

張 瑾 王夢雪 朱 淳 奚傳浩 馬子涵 徐傳龍

(1.青島理工大學土木工程學院,山東 青島 266520;2.海洋環境混凝土技術教育部工程研究中心,山東 青島 266520;3.河海大學地球科學與工程學院,江蘇 南京 210098)

隨著交通運輸、高層建筑以及礦山開采等工程建設的快速發展,工程開挖深度不斷增長,巖土體在開挖過程中頻繁出現圍巖變形、塌陷等現象,為防止該現象的發生,增強錨固結構的穩定性和安全性就尤為重要。目前錨固結構多采用以鋼材為原料的預應力錨桿,如HRB 335、HRB 400級螺紋鋼錨桿,含碳量約為0.25%。預應力錨桿錨固屬于隱蔽工程,錨桿常作用于巖土體內,施工過程中接觸復雜的工程環境,高地應力、高地溫、高滲透壓力、氧濃度多變、地下水豐富等復雜的賦存環境均會對預應力錨桿的耐久性產生影響。20世紀國內外逐漸將錨桿支護使用于巖土工程領域,如貴州某礦山、朝陽溝公路隧道、圓寶山鐵路隧道,如圖1。1956年錨桿支護在煤礦中使用,從早期低強度錨桿,發展到高預應力、高強度錨桿支護,以適應復雜地質條件[1-4]。錨桿在廣泛應用巖土工程的同時,也出現許多錨桿錨固失效案例[5-7]。1986年,國際張拉預應力協會針對錨固結構的破壞,統計了35例破壞案例,調查發現:錨固結構銹蝕破壞與錨固類型關系不大;錨固結構銹蝕時間也不相同,有的半年就開始銹蝕;銹蝕部位也不相同,多發生在錨頭;并且發現對于通過增加錨桿直徑以提高錨固結構耐久性的作用微乎其微[8]。瑞士一座管線橋臺由于錨固結構所處環境賦存腐蝕介質且施工工藝不到位,導致錨固結構在短期內發生了嚴重腐蝕破壞。研究表明,腐蝕是導致錨桿失效的主要因素之一[9-10]。圖2所示為某深部礦井下錨桿、托盤銹蝕情況[11]。

圖1 錨桿支護情況Fig.1 Anchor support situation

圖2 某礦井預應力錨桿及托盤腐蝕情況Fig.2 Corrosion of prestressed anchors and trays in a mine

由于錨桿長期賦存在惡劣的巖土環境中,為了保證錨固結構的耐久性,國內外學者針對該問題展開調查研究。肖玲等對河南焦作地下礦區10年期管縫式錨桿進行坑蝕、桿體極限承載力和塑性性能的腐蝕狀況研究,發現腐蝕對錨桿的塑性損害極易造成突發性事故[12]。Hausmann對臨界氯離子濃度有所研究成果后[13],越來越多的學者開始對臨界氯離子濃度進行研究并取得大量成果[14-21]。付宏淵等[22-24]采用室內加速實驗方法研究Cl-、pH、環境氧濃度、地下水等環境因素對錨桿腐蝕影響,通過力學試驗、腐蝕速率、微觀分析等手法研究環境對腐蝕的重要影響。Li C等[25-26]采用室內試驗方法發現錨桿在氯離子濃度高的環境中更易發生腐蝕,腐蝕引起預應力損失導致巖土體穩定性退化。綜上所述,巖土工程環境下有害離子侵蝕是影響錨桿錨固的主要因素,在高溫高濕環境下陰離子Cl-活化能力高,可以促進錨桿腐蝕。因此本文采用鹽霧腐蝕試驗模擬氯鹽腐蝕環境,對腐蝕后錨桿的宏微觀力學性能進行深入研究,并結合數值模擬與開挖補償理論,研究錨桿腐蝕后對圍巖穩定性的影響,以期對實際工程的支護設計及耐久性設計起到借鑒作用。

1 試驗原理

錨桿的銹蝕根據腐蝕原理的不同主要分為化學腐蝕和電化學腐蝕兩大類。當錨桿在潮濕環境或者有鹽溶液存在的情況下,會發生電化學腐蝕,電化學腐蝕是錨桿中最主要的一種腐蝕形式。腐蝕過程發生的化學反應如下:

陽極因電解分離出Fe2+并釋放,與腐蝕溶液中存在的氯離子發生反應生成FeCl2,FeCl2是一種極易溶于水的物質。陰極吸收由陽極通過錨桿傳遞來的電子與溶液中O2、H2O發生還原反應生成的OH-,OH-通過陰陽極之間所產生的帶電區域向陽極方向傳遞帶負電的離子,與FeCl2反應生成Fe(OH)2沉淀。再與周圍含有氧氣和水的環境中生成Fe(OH)3沉淀。由于鹽霧試驗箱中生成的產物會因環境繼續發生各種反應,從而會有附著在錨桿上不同顏色鐵銹,Fe(OH)3在脫水后會變為紅色銹蝕產物Fe2O3,同時由于Fe(OH)2氧化不完全還會形成黑色銹蝕產物Fe3O4,如圖3所示。根據反應發現,在腐蝕過程中Cl-的濃度不會因為化學反應減少,反而可以循環利用參與各個反應過程,起到催化作用。

圖3 錨桿電化學腐蝕示意Fig.3 Schematic of electrochemical corrosion of anchor rod

2 試驗方案

2.1 試樣制備及方法

錨桿類型選取5根市場上廣泛應用的HRB400螺紋鋼錨桿,錨桿直徑18 mm。根據拉伸試驗設備要求,錨桿試樣長度取400 mm。若錨桿有銹蝕,則錨桿應采用12%鹽酸溶液進行酸洗,并經清水漂凈后,用石灰水中和,再用清水沖洗干凈,擦干后應在干燥器中至少存放4 h,然后用天平稱取每根錨桿的初重m0(精確至0.1 g),錨桿應存放在干燥器中備用。因考慮到錨桿在鹽霧腐蝕過程后錨桿腐蝕兩端影響拉伸試驗結果,防止錨桿在拉伸試驗機進行拉伸試驗時會斷在夾持端,因此在干燥完成后,用保鮮膜和透明膠對兩端5 cm處進行密封以防止腐蝕,如圖4所示。

圖4 錨桿試件制備Fig.4 Preparation of anchor rod specimens

2.2 腐蝕環境設置

鹽霧試驗開展參照《GB/T 10125-2021 人造氣氛腐蝕試驗 鹽霧試驗》[27],由于國內對鹽霧試驗時間沒有專門的標準,因此本試驗采用間歇式噴霧的腐蝕方式,采用噴4 h、間歇20 h為1個循環周期(1 d),腐蝕試驗周期分為3、10、15、20、50 d。本次試驗采用的是邦億精密量儀(上海)有限公司型號為Byes-60C的鹽霧試驗機。溶液為5%的NaCl溶液,pH值為6.5～7.2,溫度設定為(35±2)℃,鹽霧沉降率為1～2 ml/80(cm2/h),飽和氣壓桶溫度在(47±1)℃,噴霧氣源壓力控制在0.8～1.0 kg/cm2,盡量將試件擺放角度與豎直方向成20°。在相應腐蝕時間結束后取出錨桿,在自然條件下放置干燥,用酸溶液對錨桿表面腐蝕產物進行清洗,用純水沖洗并干燥。用相機記錄除銹前后錨桿銹蝕的宏觀形貌,并對錨桿除銹后質量稱重,記為m1。

質量損失率α可用腐蝕前后的損失質量來衡量,表達式為

腐蝕速率γ用暴露時間內單位面積的損失質量來表達:

式中,A為表面面積,m2;t為暴露時間,h。

2.3 拉伸試驗

錨桿拉伸試驗采用型號為HUALONG WEW-1000B的萬能材料試驗機。拉伸過程中采用50 mm/min均勻的速率拉伸錨桿直至試樣破壞,標距l1為20 cm,拉伸過程中斷裂位置均在夾持端中間部位。拉伸斷裂后記錄錨桿抗拉強度、屈服強度等力學性能參數,卸下錨桿測量其斷后標距長度l0及斷口直徑并計算延伸率:

2.4 電鏡掃描

腐蝕后的錨桿采用高清相機拍攝表面腐蝕狀況,采用型號JSM-7900F電子顯微鏡(SEM)進行掃描,在高倍數下分析錨桿斷口微觀腐蝕形貌。

鹽霧試驗總過程如圖5所示。

圖5 試驗過程Fig.5 Experimental process

3 腐蝕試驗現象

隨著腐蝕時間增加,錨桿試驗部分均出現腐蝕痕跡,銹蝕程度逐漸增大,腐蝕除銹前后的表面形態如圖6～圖10所示。各圖(a)為錨桿腐蝕除銹前表面形態,各圖(b)為錨桿腐蝕除銹后表面形態。

圖6 腐蝕3 dFig.6 Corrosion for 3 days

由圖6可以看出,試件腐蝕3 d后,表面局部有輕微銹蝕產物,仍能看出試件本身形貌,整體并無太明顯變化;對試件表面除銹后,可以看到有小程度的腐蝕現象,主要發生為點蝕,蝕坑大小較均勻,多分布在肋紋凹處且深度較淺。

由圖7可以看出,試件腐蝕10 d后,表面已經附著一層片狀橘黃色銹蝕產物,銹蝕層厚度加深,已基本看不到試件本身形貌;試件表面除銹后,在肋紋凹處由點蝕發展為片狀坑蝕,基本未發生在肋紋中間處,深度較淺。

圖7 腐蝕10 dFig.7 Corrosion for 10 days

由圖8可以看出,試件腐蝕15 d后,表面開始產生黑色銹蝕產物,已完全看不到試件本身形貌,銹蝕部位有碎屑狀產物脫落,表面粗糙;試件表面除銹后,在肋紋凸處有點狀坑蝕,肋紋凹處由點蝕發展為片狀坑蝕,深度仍然較淺,坑蝕逐漸向肋紋中間處發展。

圖8 腐蝕15 dFig.8 Corrosion for 15 days

由圖9可以看出,試件腐蝕20 d后,隨著時間增加,表面黑色腐蝕產物層厚度增加,黑色產物和橘黃色產物均存在試件表面,橘黃色產物部位可以看出明顯的坑蝕;對試件表面除銹后,片狀坑蝕部位面積增大,深度有所加深,肋紋凸處開始有明顯腐蝕,表面仍保留基本光澤。

圖9 腐蝕20 dFig.9 Corrosion for 20 days

由圖10可以看出,試件腐蝕50 d后,試件直徑明顯變細,表面腐蝕凹凸不平,腐蝕深度進一步增加,腐蝕坑明顯;經過除銹后,試件表面坑蝕已由最初小面積的點蝕發展為均勻腐蝕,許多腐蝕坑連為一片分布在試件表面,表面已基本失去光澤,肋紋高度有所減少,但仍無裂紋產生。

圖10 腐蝕50 dFig.10 Corrosion for 50 days

4 試驗數據分析

4.1 腐蝕對錨桿質量損失影響

質量損失率和腐蝕速率與腐蝕時間關系,如圖11和表1所示。試件質量損失率用腐蝕質量衡量,由表1數據可以看出,隨著時間不斷增長,腐蝕損失的質量逐漸增加,質量損失率由開始損失時的0.325 g逐漸增加到1.922 g;當試件腐蝕第3天時腐蝕速率最大,為15.35 g/(m2·h),腐蝕第50 d腐蝕速率最小,為5.38 g/(m2·h)。試件在腐蝕10～20 d有小幅度波動,在腐蝕15 d后,質量損失率與腐蝕速率呈負相關關系,隨著質量損失率增加,腐蝕速率反而下降,這是由于試件表面產生的腐蝕產物有一定保護作用抑制了試件腐蝕速率。

表1 試驗數據Table 1 Experimental data

圖11 試件質量損失率和腐蝕速率與腐蝕時間關系Fig.11 Relationship of mass loss rate and corrosion rate and corrosion time of samples

4.2 腐蝕對錨桿力學性能影響

錨桿之所以能夠在巷道圍巖中廣泛應用,主要體現在其力學性能,力學性能的優良決定巷道圍巖穩定性,而通過試驗腐蝕對錨桿錨固作用的影響,分析力學性能的各項指標是否能符合規定要求。Du Y G[28]研究了腐蝕對錨桿力學性能影響,發現腐蝕會使延伸率有顯著下降;魏源等[29]通過加速腐蝕試驗和拉伸試驗得出結論,力學性能會隨著腐蝕率增大呈線性下降趨勢。

(1)應力及應變?？估瓘姸仁清^桿在巖土圍巖中施加應力時所能承受抵抗斷裂失效的最大拉力,其值越大說明錨桿強度越大,而屈服強度是抵抗錨桿塑性變形的最大應力,一旦超出應力值,錨桿會發生永久變形,無法恢復原始形態,屈服強度值是設計錨桿的基礎。屈服強度與抗拉強度值的比值是屈強比的體現,其值越大抵抗變形能力越大。隨著巖土體中錨桿需提供更高的錨固承載力,抗拉強度和屈服強度的提高對錨桿在巖土應用中有著重要意義。圖12(a)中紅圈內為屈服強度值變化范圍圖,黃框內為抗拉強度值變化范圍圖,從圖中可以看出,屈服強度和抗拉強度在腐蝕3～20 d整體呈上升趨勢,在第10 d時變化都有明顯上升,之后腐蝕天數內隨著時間增加有略微下降,在第50 d時屈服強度值和抗拉強度值都有略大的變化幅度。由圖12(b)看出從腐蝕0～50 d內,屈服強度從最初的457 MPa下降到443 MPa,但屈服強度仍大于400 MPa,根據《GB/T 33953-2017鋼筋混凝土用耐蝕鋼筋》[30]規范可知依然滿足對試件屈服強度的標準。由圖12(c)看出抗拉強度從639 MPa下降到624 MPa,符合抗拉強度大于540 MPa的抗拉強度標準值的要求。

圖12 不同腐蝕周期錨桿應力-應變曲線Fig.12 Stress-strain curves of anchor rods with different corrosion periods

(2)延伸率。巷道圍巖中經常發生錨桿與巖體錨固失效的現象,主要是因為錨桿變形和圍巖變形互相不匹配,在錨桿設計中錨桿伸長量需要大于圍巖變形量,這樣可以有效減少錨固失效事故發生,延伸率指標的優良可以使錨桿在巷道圍巖中工作時能夠有更強的能量吸收和安全儲備,是巷道工作安全和可靠的保障。如表2和圖13所示,試件延伸率隨著腐蝕時間增加不斷減小,相比未腐蝕試件,延伸率由最初20.91%減少到16.67%,變化幅度4.24%,根據《GB/T 33953-2017 鋼筋混凝土用耐蝕鋼筋》[30]規范可知延伸率需不小于16%,伸長率已接近規范下限。

表2 試驗數據Table 2 Experimental data

圖13 試件延伸率與腐蝕時間關系Fig.13 Relationship between extensibility and corrosion time of sample

5 腐蝕狀態下錨桿斷口形態分析

5.1 宏觀斷口分析

對錨桿極限拉伸后的斷口狀態進行分析,由圖14斷口側視圖可以看出,斷口均呈劈裂狀,隨著腐蝕時間增加試件頸縮現象明顯。從圖15斷口正視圖中試件在拉伸后都能夠清晰看出斷口的纖維區、放射區和剪切唇區,為典型的韌性斷裂;裂紋源通常位于中心纖維狀區域(圖14箭頭處),裂紋源進一步向外擴展形成放射狀線條,叫做放射區。由于裂紋源偏離試樣中心,放射線較粗,而導致放射線花樣發生彎曲。最后斷口外側形成剪切唇,剪切唇在拉力作用下快速不穩定地擴展,與拉伸方向呈45°,表面較光滑。

圖14 斷口側視圖Fig.14 Lateral view of fracture

圖15 斷口正視圖Fig.15 Front view of fracture

5.2 微觀斷口分析

為了分析錨桿在地下工程中易斷裂失效的原因,采用掃描電子顯微鏡(SEM)和X射線能譜儀(EDS)結合,對試件進行微觀形貌及物質微區成分分析,本文主要取未腐蝕試件和腐蝕50 d除銹后試件為例進行對比分析。首先對試樣進行切割取樣,并用超聲波的方法對試樣表面雜質進行清除。分別在放大500、2 000倍的條件下觀察HRB400螺紋鋼顯微組織。

從圖16～圖18中可知,在未腐蝕狀態下試件的韌窩主要是等軸韌窩;隨著腐蝕時間延長在腐蝕50 d狀態下試件的韌窩仍是等軸韌窩,且小而密集,存在部分拉長韌窩,是由于腐蝕后的試件韌性下降,導致韌窩深度變淺,韌窩尺寸減小且數量增加。

圖16 斷口微觀形貌(500倍)Fig.16 Microscopic appearance of fracture (×500)

圖17 未腐蝕斷口微觀形貌(2 000倍)Fig.17 Microscopic appearance of uncorroded fracture(×2 000)

圖18 腐蝕50 d斷口微觀形貌(2 000倍)Fig.18 Microscopic appearance of 50 days corrosion fracture(×2 000)

利用JSM-7900F型掃描電鏡分析斷口微觀形貌,并結合能譜分析儀對未腐蝕和腐蝕50 d的試件斷口表面物質成分進行分析,如圖19。根據《GB/T 1499.2-2018 鋼筋混凝土用鋼 第2部分:熱軋帶肋鋼筋》[31]的技術要求可知HRB400鋼錨桿的化學成分主要是C、Si、P、Mn、Fe,而在腐蝕50 d后發現斷口處O元素存在,O含量增加,Fe含量有所減少,表明在腐蝕環境下試件內部出現銹蝕情況,Fe元素以氧化物的形式存在試件表面,根據斷口元素成分含量分析腐蝕程度隨著時間延長有所增大。

圖19 斷口能譜分析圖Fig.19 EDS analysis chart of fracture

6 腐蝕狀態下錨桿支護效果研究

許多研究表明,巷道圍巖開挖后會出現失穩破壞,本質是因為圍巖應力重分布超過極限強度。陶志剛等[32]研究木寨嶺隧道開挖過程中軟巖大變形問題,并提出了開挖補償理論。在礦井工程建設時,地下水豐富且高滲透壓,大部分巷道圍巖變形現象較嚴重,錨桿支護極易受到腐蝕環境影響進而導致事故發生。結合摩爾-庫倫準則與開挖補償理論,隧道開挖后圍巖穩定性和錨桿支護之間的關系,如圖20所示。隧道未開挖之前,圍巖應力分布為原巖應力水平,處于曲線下面不會發生破壞,如圖中狀態①。在隧道開挖后,圍巖應力會發生重分布,隧道開挖應力逐漸喪失,切應力變大,圍巖應力狀態從三維變成二維或近一維狀態,如圖中狀態①向狀態②發展。隨著隧道進一步開挖,圍巖發生應力集中現象,最大主應力σ1增大,莫爾圓半徑增大,圍巖所受剪切應力增大,超過摩爾-庫倫曲線,達到極限承載狀態,隧道圍巖發生大變形,如圖中狀態②向狀態③發展。由于開挖工程的擾動使圍巖產生變形,因此為了保證隧道圍巖穩定性,采用預應力錨桿在隧道中作為支護結構使用,支護應力有所提升,應力集中現象減弱,最大主應力σ1減小,所受剪切應力減小,圍巖應力處于摩爾-庫倫曲線以下,隧道圍巖處于穩定狀態,如圖中狀態③向狀態④發展。而經上文研究發現,由于在深部腐蝕環境下圍巖中含有豐富的氯離子,錨桿在長期氯鹽腐蝕環境下,力學性能有所下降,使得最小主應力σ3減小,圍巖再次出現應力集中現象,最大主應力σ1增大,圍巖的剪切應力增加,應力會超過摩爾-庫倫曲線,圍巖支護失效,如圖中狀態④向狀態⑤發展。因此在隧道圍巖支護中提高錨桿耐腐蝕性能是保證隧道穩定的關鍵因素。

圖20 圍巖應力狀態與支護結構狀態關系(開挖補償理論)Fig.20 Relationship between surrounding rock stress state and support structure state(excavation compensation theory)

7 巷道開挖數值模擬分析

由于深部軟巖巷道存在變形破壞嚴重的特點,而錨桿在圍巖巷道中腐蝕現象突出,因此以某礦區巷道實際工程為模型進行Abaqus數值模擬分析,研究錨桿在軟巖環境中受到腐蝕后的圍巖穩定性情況。該工程的圍巖以泥巖為主,巖性均勻,巖層的力學參數見表3。根據實際工程經驗,建立30 m×30 m的模型,巷道斷面為矩形,矩形巷道的幾何尺寸為6 m×5 m,巷道埋深為900 m。在進行數值模擬時,需對位移邊界和應力邊界進行固定,本例固定左右邊界的水平位移,下邊界固定約束,模型上部邊界加載上覆巖層自重為1.62×107N/m2。該巷道采用全錨桿支護,錨桿直徑為18 mm,頂板及兩幫錨桿間排距為1 m。

表3 巷道圍巖力學參數Table 3 Mechanical parameters of roadway surrounding rock

7.1 巷道圍巖位移量變化

從錨桿支護下巷道圍巖垂直位移分布圖(圖21)可知,巷道開挖完成后,位移場分布規律相近,巷道頂底板處位移量有所增大,錨桿支護前期,錨桿基本無腐蝕,頂板位移量為260.00 mm。隨著時間延長,錨桿不斷腐蝕,巷道頂板處位移量變化到310.00 mm,相比未腐蝕錨桿圍巖位移量變化僅增長了29%。

圖21 錨桿支護時垂直位移分布Fig.21 Vertical displacement map under anchor rod support

圖22為未腐蝕錨桿和腐蝕后錨桿支護下巷道兩幫圍巖位移云圖,可以看出圍巖兩幫位移量較大,隨著時間不斷增長,巷道圍巖兩幫位移量有明顯的增大,錨桿未腐蝕情況下巷道左幫位移量達到82.44 mm,右幫位移量達到82.42 mm,總的兩幫位移量達到了164.86 mm;支護一段時間后錨桿受到腐蝕,左幫位移量達到146.00 mm,右幫位移量達到146.20 mm,總的兩幫位移量達到了292.20 mm,相比支護初期增加了77.24%。

圖22 錨桿支護時水平位移分布Fig.22 Level displacement distribution under anchor rod support

7.2 巷道圍巖應力變化

從錨桿支護下巷道圍巖垂直應力分布圖(圖23)中可知,巷道較高應力主要分布在兩幫位置,主要受到壓應力,隨著錨桿的逐漸腐蝕,錨桿強度有所下降,巷道兩幫最大壓應力從27.35 MPa增加到29.20 MPa,而最大拉應力主要分布在頂底板位置,最大拉應力值從0.27 MPa下降到0.17 MPa,兩幫位置受壓應力現象明顯,受拉應力現象相對減弱,錨桿支護效果減弱。

圖23 錨桿支護時垂直應力分布Fig.23 Vertical stress distribution under anchor rod support

7.3 巷道圍巖塑性區分布

從錨桿支護塑性區分布圖(圖24)中可知,錨桿在巷道圍巖中腐蝕后,巷道圍巖附近分布的塑性區分布面積已有明顯變化,巷道兩幫相比頂底板破壞更加嚴重,塑性區分布范圍沿頂角與底角延伸,錨桿兩幫與頂底角是需要重點支護的區域。

圖24 錨桿支護時塑性區分布Fig.24 Distribution of plastic zone under anchor rod support

通過對巷道圍巖的應力、位移場及塑性區分布狀態可以分析出,錨桿由于受到巷道環境的腐蝕影響使桿體強度等力學特性會有所下降,使得巷道圍巖位移變形量大,出現明顯應力集中現象,圍巖影響范圍增大,導致圍巖穩定性有所下降,但在相應時間下總體變化不大,錨桿仍然具有良好支護效果。為了保證錨桿的使用年限及圍巖穩定性,就需要對錨桿本身抗腐蝕措施進行進一步研究。

錨桿鋼的防腐技術已經作為鋼生產和使用的一種技術手段,采取良好防腐措施對地下工程安全和穩定性有著直接影響關系,像在鹽湖和濱海等地區,長年受鹽霧天氣和鹽類物質侵蝕影響,需要采取合適的防腐措施以提升工程結構耐久性。目前,常用的防腐措施主要包括注漿包裹法、錨桿(樹脂)鍍(鋅)法及套管隔離法等。而經研究在地下工程中針對錨桿腐蝕問題,采用3種及以上的多重防腐效果最佳[33]。由于預應力錨桿在地下工程使用的普遍性,為保證工程活動的安全性,采取相應防腐措施使錨桿發揮出最好的支護效果是之后研究工作的重要方向。

8 結 論

(1) 在深部氯鹽腐蝕環境下,HRB400螺紋鋼錨桿在3～50 d腐蝕周期內,外觀由點狀腐蝕逐漸發展到片狀局部腐蝕進而到均勻腐蝕,表面卻并未發現明顯裂紋。錨桿在腐蝕15 d后,由于試件表面產生的腐蝕產物有一定抑制作用,隨著質量損失率增加,腐蝕速率反而下降。氯鹽腐蝕會使錨桿的屈服強度、抗拉強度等力學性能下降,但仍能在一定周期內保持其良好性能。

(2) 通過分析微觀形貌,隨著腐蝕時間增加,錨桿極限拉伸后斷口頸縮現象明顯,斷口韌窩深度變淺,韌窩尺寸有所減小,腐蝕后的部分韌窩呈拉長特征,表明腐蝕后的試件韌性下降。錨桿腐蝕后斷口處O含量增加,Fe含量減少,表明錨桿內部材料腐蝕過程中產生相應氧化物。

(3) HRB400螺紋鋼錨桿在巷道支護中能夠一定程度上保證巷道穩定性,根據數值模擬分析,錨桿由于受到巷道環境的腐蝕影響使桿體強度等力學特性會有所下降,使得巷道圍巖位移變形量大,圍巖影響范圍增大,巷道兩幫應力集中現象最明顯,塑性區沿著頂底角方向發展。