聲發射監測銹蝕混凝土梁受彎的損傷與裂縫特征

潘坦博， 鄭永來， 許旭兵， 藍 鑫， 周玉玨

（1. 同濟大學 土木工程學院，上海 200092；2. 三明學院 建筑工程學院，福建 三明 353000）

鋼筋混凝土結構中鋼筋的銹蝕是一個世界性的問題，其對鋼筋混凝土結構的使用性和耐久性都有不利影響[1-2］。一般來說，鋼筋銹蝕會導致鋼筋混凝土出現嚴重的耐久性損傷，如混凝土保護層的開裂、剝落以及銹脹裂縫的產生。這些損傷極大地削弱了箍筋的約束力，降低了鋼筋和混凝土之間的黏結力，不可避免地造成了嚴重的結構破壞[3］。混凝土結構因耐久性損傷導致結構發生破壞的事故時有發生，造成的損失更是難以估量，全世界每年用于銹蝕鋼筋混凝土結構的維護及修復加固的費用總和已超過1 000 億美元[4］。因此，在鋼筋混凝土結構功能嚴重受損之前，必須在早期檢測階段采用有效的評估方法評估鋼筋混凝土結構中的鋼筋銹蝕影響。

聲發射技術是近年來迅速發展起來的一種新型無損檢測技術[5-6］，其原理是利用聲發射傳感器被動接收材料損傷產生的彈性波信號；隨后，由聲發射系統收集信號，對材料的各種損傷進行客觀評估，如裂縫、蜂窩、銹蝕等[7-8］。聲發射技術具有高靈敏度和實時檢測損傷的能力的優點，使其成為監測鋼筋混凝土結構損傷的有效工具[9］。

目前，國內外對鋼筋混凝土聲發射信號相關方面進行了較多研究：武丹等[10］用聲發射技術分析不同銹蝕率鋼筋混凝土柱軸心受壓荷載下的斷裂損傷特性。Kawasaki 等[11］應用聲發射（AE）技術評估了受鋼筋銹蝕影響的試件的抗震能力，并比較了力學性能和AE參數之間的關系。Abouhussien等[12］利用AE 技術評估了鋼筋混凝土棱柱樣品中被銹蝕的鋼筋在拉拔試驗下的黏結行為，結果證實了AE累計命中數和AE 信號強度參數與因銹蝕而導致的鋼筋與混凝土之間的黏結退化之間存在著良好的相關性，其在宏觀開裂階段AE 累計命中數和AE 信號強度參數隨著鋼筋銹蝕程度的升高而下降。Abdelrahman 等[13］人建立了AE 累積能量與鋼筋混凝土梁損壞程度之間的關系，并提出了一個改進的損傷指數來檢測銹蝕梁的屈服點。Li等[14］通過四點彎曲試驗分析了鋼纖維混凝土的聲發射行為，采用聲發射事件的平均頻率和總事件數等參數來描述斷裂過程和斷裂模式。總之，AE參數可以反映不同荷載下混凝土的特性，混凝土的聲發射活動與混凝土內部缺陷之間有很強的相關性[15-16］。因此，聲發射特征參數可以在微觀裂縫水平上監測鋼筋混凝土的開裂和破壞過程。然而，很少有研究通過聲發射技術從微觀層面上研究鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土梁的力學性能和開裂過程的影響，應通過實驗和先進的分析方法對該主題進行足夠詳細的分析。

本文對4 根不同銹蝕程度（0、5%、10%、20%）的鋼筋混凝土梁進行4 點彎曲試驗，并采用聲發射技術監測銹蝕梁的損傷演化過程。采用通電銹蝕法對試件進行加速銹蝕，以在較短時間獲取所需銹蝕程度的鋼筋混凝土梁。通過試件的銹蝕特征、破壞形態、力學性能、聲發射信號進行綜合分析，開展銹蝕梁的裂縫發展過程、裂縫類型和損傷演化分析。

1 試驗方法與過程

1.1 試件設計

試驗共澆筑4 根的鋼筋混凝土梁，梁的長度為1 600mm，橫截面尺寸150mm×200mm（寬×高），混凝土保護層厚度為25mm。梁底部縱向受拉鋼筋采用直徑為14mm的HRB400帶肋鋼筋，總長度1 800mm；架立筋采用直徑為8mm 的HRB400 帶肋鋼筋，長度為1 800mm；箍筋為雙肢箍筋，采用直徑為6mm的HPB235光圓鋼筋，間距按80mm布置。在箍筋角部和縱向受拉鋼筋的接觸位置涂抹一層環氧樹脂，避免縱向受拉鋼筋將電流傳導至箍筋使得銹蝕程度不可控。鋼筋混凝土梁的幾何尺寸以及配筋情況如圖1所示。

圖1 鋼筋混凝土梁鋼筋布置示意（單位：mm）Fig.1 Schematic diagram of steel bar arrangement of reinforcement concrete beams（Unit: mm）

1.2 材料性能

試驗所用材料中水泥為海螺牌復合硅酸鹽42.5水泥，最大石子粒徑不大于30mm，沙子采用中砂，混凝土內配合比如表1所示。混凝土的材料性能試驗依據現行《普通混凝土拌合物性能試驗方法標準》[17］（GB/T50080-2002）有關規定進行。在澆筑混凝土構件同時，制作3 組尺寸為150mm×150mm×150mm 的立方體試塊，按照試驗混凝土配合比，在標準鋼膜中對混凝土進行澆筑并振搗密實后放置24小時，將試塊與澆筑完成的混凝土梁同期養護。齡期為 28 d 時，混凝土的立方體抗壓強度標準值為42.5±3.6MPa。

表1 混凝土梁的配合比Tab.1 Mix proportions of concrete beams

試驗梁的受拉鋼筋和架立筋為HRB400級帶肋鋼筋，公稱直徑分別為14mm和8mm。根據現行《金屬材料拉伸試驗：室溫試驗方法》（GB/T228.1-2010）[18］的有關規定，分別截取 5 段長度 40 cm 的HRB400 級鋼筋試樣進行拉拔試驗，鋼筋基本性能試驗結果見表2。

表2 鋼筋材料性能Tab.2 Material properties of steel reinforcement

1.3 加速銹蝕試驗

采用電化學法對鋼筋混凝土梁進行快速通電銹蝕，試件底部設置一個定制水槽，并填充了5% Nacl溶液作為銹蝕介質。為保證銹蝕區域含有充足的Nacl 溶液，加速銹蝕前需對試件進行7d 的預浸泡。采用 eTM-305F 型可調控穩壓直流電源，電源最大輸出電壓是30V，最大輸出電流是5A。將浸入NaCl的混凝土受拉鋼筋作為電化學反應的陽極和電源正極連接，混凝土外包裹一層鐵絲網，將鐵絲網作為陰極與電源的負極連接，和NaCl溶液共同作用形成電解池。

為了模擬自然銹蝕，避免在混凝土和鋼筋的界面出現黏結損失，試驗中電流密度應當小于200 μA·cm－2。因此，試驗采用了205 mA 的恒定電流，電流密度為180 μA·cm－2。受拉鋼筋的理論質量損失可根據式（1）中的法拉第第二定律來計算，即

式中：ms為鋼筋的銹蝕質量；M為鐵原子摩爾質量（56）；i為電流密度；Sa為鋼筋面積；T為時間；Z為銹蝕過程中交換的電子（+2）；F為法拉第常數（96 500A·s-1）。

通過設置加速銹蝕試驗系統的鋼筋截面積、直流電源大小，可以定量計算出一定通電銹蝕時間內鋼筋銹蝕程度。本研究的目標銹蝕率分別為5%、10%和20%，相應的銹蝕年齡分別為25、50和100d。4類不同銹蝕率構件分別編號為 C0、C5、C10、C20。

1.4 加載方案及聲發射量測

試件通電加速銹蝕后，通過工字鋼分配梁采用四點彎曲加載法進行直接加載，見圖2。集中載荷是由一個500kN 的伺服液壓驅動器以1.0 mm·min-1的速度施加到測試的RC 梁上的，并由MTS 閉環系統控制。采用線性可變位移傳感器（LVDTs）測量加載過程中試件梁的跨中和兩個加載點位置的撓度。

圖2 試驗加載裝置圖Fig. 2 Diagram of the test loading device.

試驗采用美國物理聲學公司SAMOS-48 型聲發射儀來收集加載過程中采集區域內的聲發射信號。每個試件安裝4 個多諧振VS45-H 型壓電傳感器。在確定好傳感器位置后，需使用砂紙將試件表面打磨平整，并且在傳感器表面涂抹凡士林以確保與混凝土表面的耦合接觸[19］。聲發射傳感器的頻率范圍約為10～100 kHz。試驗過程中設置了40 dB的閾值水平，以消除測試中的噪聲干擾。在進行聲發射監測試驗之前，應進行鉛筆斷裂試驗，以檢查傳感器對試樣的靈敏度和耦合特性。為減少加載裝置帶來的噪音干擾，加載裝置與試件的接觸面需要放置剛性墊塊以及石棉。

2 主要試驗結果及其分析

2.1 銹蝕特征分析

隨著銹蝕產物的累積，混凝土保護層開始開裂，出現銹脹裂縫。每根梁完成相應的加速銹蝕后，從銹蝕水槽中取出，清洗干凈混凝土表面裂縫處的紅褐色銹蝕產物，并將其放置在自然環境中24h，使混凝土表面的水分蒸發。每根梁底部和側面的所有裂縫都按照裂縫方向描繪在方形網格紙上，每個網格對應現實中梁的50mm×50mm區域，用裂縫測量儀測量每條裂縫的最大寬度。縱向裂縫的總體趨勢沿著梁底縱向受拉鋼筋的方向。梁底純彎曲區的裂縫長度最長，裂縫寬度較大，且裂縫最寬處一般在梁的跨度位置附近。通過裂縫寬度的統計，C5梁最大裂縫寬度為0.64 mm，C10 梁最大裂縫寬度為1.08 mm，C20 梁最大裂縫寬度為1.42 mm，可以發現最大裂紋寬度隨著銹蝕程度的增加而成比例增加。

2.2 彎曲特征分析

圖3 為控制梁（C0）和銹蝕梁（C5，C10，和C20）的荷載－撓度曲線。極限抗彎荷載從控制梁的125.3 kN 降低至銹蝕梁（C5，C10，C20）的119.3、111.3 和102.6 kN。隨著鋼筋銹蝕率的增加，銹蝕鋼筋混凝土梁的極限彎曲荷載顯著降低。所有試件在靠近鋼筋屈服處的撓度都在2.47～5.12 mm 之間。從鋼筋混凝土梁的破壞形式可以看出，銹蝕鋼筋會使混凝土表面開裂，降低鋼筋與混凝土之間的黏結力，以及混凝土材料的力學性能，從而降低鋼筋混凝土梁的抗彎強度。

圖3 鋼筋混凝土梁的荷載-撓度曲線Fig.3 Load-deflection curves of reinforced concrete beam

圖4 為4 點彎曲試驗后鋼筋混凝土試件的破壞形式。從試驗期間的觀察結果來看，控制梁與5%銹蝕梁的混凝土在兩個加載點被壓碎，純彎段出現多條彎曲裂縫，彎剪區域出現兩條剪切裂縫，且裂縫沿對角線方向向上延伸至加載點。10%銹蝕梁僅在右側加載點出現混凝土壓碎現象，純彎段的彎曲裂縫數量遠少于銹蝕程度較低的控制梁與5%銹蝕梁，彎剪區域僅有一條剪切裂縫。20%銹蝕梁有一加載點附近出現混凝土壓碎現象，但程度較低，且由于銹蝕程度較高，試件中加載之初便具有較大裂縫寬度的裂縫，在荷載的作用下，先是側邊混凝土保護層脫落，最終底部的混凝土保護層剝離導致結構失效。由此可以推斷，鋼筋銹蝕導致混凝土內部嚴重損壞。

圖4 鋼筋混凝土試件的破壞形式Fig.4 Damage modes of reinforced concrete specimens

3 聲發射監測結果及其分析

3.1 聲發射振鈴計數特征

聲發射振鈴計數表示單次超過閾值的聲發射信號總數，通常用于評估聲發射信號的活性，其容易受到閾值的影響[20］。圖5給出了不同銹蝕程度的梁加載全過程的聲發射振鈴計數演化曲線。由圖可見，隨著試件銹蝕程度的增加，其最終的累計聲發射振鈴數也在減少。這是由于隨著銹蝕程度的加深，產生了更多的微觀和宏觀裂縫，導致銹蝕梁斷裂面的凈面積減少，裂縫的發展空間也因此變小。此外，單個的聲發射振鈴計數與鋼筋銹蝕程度之間沒有明顯的變化規律，而是呈現出高于和低于某一數值的波動。在實際的實驗觀察中，一旦混凝土產生大的斷裂，聲發射振鈴數就會出現階段性的增加。因此，可以得出結論，較大的聲發射振鈴數的出現是裂縫擴展和聚集過程中能量釋放的結果，聲發射信號和混凝土損傷之間存在良好的對應關系[21］。

圖5 試驗梁加載全過程的聲發射振鈴計數演化以及累積聲發射振鈴計數曲線Fig. 5 Evolution curves of AE ringing counts and cumulative AE ringing counts during the whole loading process of beams

圖6給出了相對累積振鈴計數、荷載與時間的曲線圖，說明了所有測試的RC梁的時間和損傷指數之間的關系，用來分析整個加載過程中試件的損傷演變。可以看出，所有四條曲線都呈現出上升趨勢。如圖6所示，在相對累積振鈴計數－時間曲線上劃分為三個階段，以表示試件的不同損傷情況。具體來說，A、B、C點是由被試RC梁的累計AE振鈴數和荷載－撓度的趨勢決定的。A點是AE振鈴數持續快速增長的起始點；B點對應鋼筋屈服點；C點對應試驗梁的破壞點。因此，試驗梁的加載過程可以分為三個破壞階段：初始損傷階段（即A點之前）、損傷演化階段（即從A點到B點）、損傷持續發展階段（即B點到C點）。

圖6 試驗梁的相對累計振鈴計數和荷載隨時間的變化特征Fig.6 Variation characteristics of Relative cumulative ringing counts and a load of tested beams with time

圖7展示了不同加載階段的聲發射振鈴計數和持續時間的占比。在初始損傷階段，聲發射振鈴計數水平較低。試驗梁C0、C5、C10和C20的第1階段持續時間分別占整個加載過程的18.5%、11.5%、12.7%和7.6%，AE振鈴數只占整個階段累計AE振鈴數的18.7%、16.9%、7.9%和3.1%。這表明初始損傷階段試驗梁內部裂紋活動較弱，損傷較低，且隨著鋼筋銹蝕程度的增加，初始損傷階段的持續時間變短。就梁C0和輕度銹蝕梁C5而言，在A點附近出現了較多的AE振鈴次數，與首次出現的可見混凝土裂縫有關。對于中度銹蝕梁C10和重度銹蝕梁C20，由于混凝土表面已經存在明顯的裂縫，可以得出結論混凝土內部的銹蝕裂縫在荷載作用下逐漸閉合，表現出較少的AE振鈴計數響應和較短的持續時間。

圖7 不同加載階段的聲發射振鈴計數和持續時間的占比圖Fig 7 The accounting of AE signals and duration at different loading stages.

在損傷演化階段，監測到數量較多的AE振鈴計數，表明混凝土裂縫的發展處于活躍狀態。在實際實驗觀察中，試驗梁的宏觀裂縫已經出現，并在混凝土表面延伸，AE 振鈴計數的響應明顯增加，此階段試驗梁的相對累計聲發射振鈴計呈線性增長。

在持續損傷增長階段（從鋼筋屈服開始到最終破壞），AE信號增長放緩。值得注意的是，這個階段的持續時間較長，占總持續時間的68.6% 到75.3%。對于未銹蝕梁C0和輕微銹蝕梁C5，第3階段表現出比第2階段占比更高的AE振鈴數比例；而對于中度銹蝕的梁C10和嚴重銹蝕的梁C20，第3階段的AE 振鈴數比例較第2 階段低。這表明未銹蝕梁與輕度銹蝕的梁的損傷主要發生在第3 階段，而銹蝕程度超過10%的嚴重銹蝕梁的損傷主要集中在第2階段。

3.2 聲發射b值特征

b值最初由Gutenberg和Richter提出，被用于分析地震產生的地震波，從而量化地震活動[22］。脆性材料斷裂時產生的聲發射信號與自然地震活動之間有很大的相似性。因此，b值也可以應用于聲發射監測領域，以評估結構的損傷程度。在AE領域，G-R公式修改如下[23］：

式中：AdB是AE 信號的振幅；N是振幅大于AdB的AE信號的數量；a和b是線性擬合參數，其中a是回歸線的截距，b是回歸線的斜率，也被稱為這些AE事件的b值。

由于試驗過程中聲發射的振幅分布不同，需要考慮每個振幅集的平均值和標準差等統計值。因此，有人提出了一個改進的b值Ib，并應用于評估邊坡破壞和混凝土斷裂過程[24］。Ib值被定義為

式中：μ和σ是最近N個AE信號中振幅分布的平均值和標準差；通常α1和α2是介于0和1之間的常數，在本文中，這兩個參數的值分別為0和1；N設為200。

Ib值是一個瞬態特征，該值將隨著材料開裂過程中記錄的每個新AE信號而更新。當微裂紋（較小的尺寸和較弱的損傷）開始形成時，可以獲得較大的Ib值。這是因為在微裂紋的開裂過程中，裂紋表面相互摩擦，盡管聲發射事件的數量很大，但聲發射信號的振幅很小。相反，當宏觀裂紋（更大范圍和更強的損傷）形成時，可以獲得更小的Ib值。

圖8 為加載過程中試件的Ib值曲線及幅值分布圖。控制梁C0 和輕微銹蝕梁C5 的Ib值曲線表現出相似的趨勢。在初始損傷階段，聲發射的Ib值較高，聲發射信號的幅值較低，一般在50 dB 左右，信號的產生主要是由材料中的空隙和裂隙等缺陷的壓實所致。在損傷演化階段，Ib值點相對密集，且基本在一個相對穩定的范圍內波動，表明材料處于一種相對穩定的損傷擴展階段；其中每一個Ib值的下降都是損傷擴展的外在反映，較大尺度的裂縫的生成，期間伴隨有較多高幅值信號生成。在持續損傷階段，隨著結構破壞的迅速擴大，試件表面出現大量新的裂縫，裂縫寬度急劇增加。臨界斜裂縫上部的混凝土在剪切壓縮作用下被壓碎，剪切彎曲段的混凝土發生剪切壓縮破壞。此階段，控制梁C0的Ib值波動較平緩，而輕度銹蝕梁C5 的波動較大，表明銹蝕對鋼筋混凝土內部產生一定影響。

圖8 試驗梁破壞過程中Ib值曲線和聲發射振幅分布圖Fig. 8 Variation of Ibvalues and amplitude of RC beams in AE during failure process.

此外，對于梁C10 和C20，Ib值曲線第一階段呈現較少聲發射數據。這是由于鋼筋銹蝕的影響，混凝土本身存在內部的混凝土孔洞、微裂縫和明顯的銹蝕裂縫。因此，RC梁在加載初期微裂縫向宏觀裂縫轉化的現象較少，并且RC梁在加載初期并沒有出現微裂縫向宏觀裂縫轉化的現象，這與Ib曲線是一致的。進入損傷演化階段，Ib曲線波動相對劇烈，與控制梁與輕度銹蝕梁一致。然而，持續損傷階段高幅值聲發射信號相較于梁C0與C5明顯變少。這表明對于銹蝕程度較高的梁，銹蝕導致混凝土內部嚴重損壞，其在第三階段主要為銹蝕裂縫與彎曲裂縫的發展與貫通。

3.3 基于RA/AF的裂紋類型分析

混凝土裂縫大致可分為拉伸裂縫和剪切裂縫，其聲發射參數特征存在明顯差異。RA-AF 關聯分析已被證明是區分混凝土結構破壞模式的有效方法[24］。RA 值定義為上升時間與振幅之比，單位為μs·V-1；AF值定義為振鈴計數與持續時間的比率，單位為kHz；其方程式如式（4）～（5）所示。

拉伸裂紋具有較低的RA值和較高的AF值，而剪切裂紋具有較低的AF值和較高的RA值。此外，當RA值和AF值之間的比例設置為1～100時，可以對混凝土試樣中的拉伸裂縫和剪切裂縫進行分類。然而，聲發射信號是非線性相對獨立的隨機數據，區分裂縫類別的RA 與AF 的比例并沒有一個明確界定，發展一個更加有效的分類算法對聲發射數據進行數據分析十分重要。

本文采用高斯聚類將試件破壞過程所得的聲發射信號分類成兩組明確的群集，以便進一步分析和理解裂紋的類型及其演化過程。圖9為試驗梁在不同損傷階段RA-AF的散點分布圖。

圖9 不同損傷階段RA-AF的散點分布圖Fig. 9 Scatter plot of RA-AF at different injury stages

RA值主要集中分布在 0 ～ 10 000 ms·V-1范圍散亂分布，平均頻率 AF 值主要集中分布在 0～200 kHz，數據主要集中在張拉裂縫區域，剪切裂縫處相比較張拉裂縫較為稀疏，且聲發射信號主要呈現再損傷演化階段與持續損傷階段。

表3 為試件不同階段拉伸裂縫與剪切裂縫的比例。

表3 試件不同階段拉伸裂縫與剪切裂縫的比例Tab.3 The ratio of tensile cracks to shear cracks at different stages of the specimen

可以看出，銹蝕梁和未銹蝕梁在剪切裂紋率隨荷載的變化方面具有相似的變化；在初始損傷階段，聲發射信號數目遠少于其他兩階段，且未銹蝕梁與銹蝕梁的剪切裂縫所占比例均小于20%，說明裂縫主要為拉伸裂縫，對應此階段為微裂縫的發展。在損傷發展階段，控制梁表面出現宏觀裂紋，剪切裂紋的比例逐漸增加；控制梁C0、輕微銹蝕梁C5的剪切裂縫率由初始損傷階段的17.04%、17.64%逐步上升到損傷演化階段的20.02%、20.76%， 中度銹蝕梁C10 與重度銹蝕梁C20 分別由14.69% 與14.98%上升到16.99%、17.03%。持續損傷階段，銹蝕嚴重的梁C10 與C20 的剪切裂縫比例為31.65%與31.62%，其剪切裂縫率大于控制梁C0與輕微銹蝕梁C5損傷破壞階段的剪切裂縫比例，說明鋼筋銹蝕進一步的加劇了剪切裂縫的拓展，這與梁表面宏觀裂紋分布情況相一致。

4 結論

本文利用聲發射技術研究了不同腐蝕程度的鋼筋混凝土梁在彎曲試驗條件下的損傷演化過程。深入進行了聲發射振鈴計數分析，b值分析和RA-AF關聯分析。主要結論總結如下：

（1）鋼筋銹蝕會使混凝土表面開裂，降低鋼筋與混凝土之間的黏結力，其極限抗彎荷載從控制梁的125.3 kN 降低至銹蝕梁（C5，C10，C20）的119.3、111.3和102.6 kN。

（2）Ib值分析結果表明，其曲線的趨勢可以反映控制梁與銹蝕梁的裂紋的形成和擴展，這與實際的失效過程和模式高度一致。說明聲發射Ib值分析可以預測構件中裂紋的形成時刻。

（3）RA-AF 關聯分析結果表明，在初始損傷階段，聲發射信號數目遠少于其他兩階段，且未銹蝕梁與銹蝕梁的剪切裂縫所占比例均小于20%，說明裂縫主要為拉伸裂縫。隨著加載的繼續，剪切裂紋的比例逐漸增加。并且在持續損傷階段，銹蝕嚴重的梁C10 與C20 的剪切裂縫比例為31.65% 與31.62%，其剪切裂縫率大于控制梁C0 與輕微銹蝕梁C5損傷破壞階段的剪切裂縫比例。

作者貢獻聲明：

潘坦博：構思研究方向，設計研究方法，監督研究進展，撰寫和編輯文稿；

鄭永來：開展實驗調查，設計研究方法，起草原始文稿；

許旭兵：構思研究方向，參與實驗；

藍 鑫：開展實驗調查；

周玉玨：文稿的編輯和審閱。