关键词：现浇钢筋混凝土楼板裂缝建筑设计结构设计
前言
自2001年起,苏州市从预制多孔板体系转化为商品混凝土现浇板体系。现浇钢筋混凝土楼板在结构安全和使用功能方面比预制板优越得多,但是楼板裂缝不断增加。大多数消费者对楼板裂缝缺乏必要常识,统视裂缝为有害,担心楼板裂缝会引起建筑物倒塌,反应极为敏感,近年来成为投诉热点,开发商和承包商为此的花费亦逐年增长。
1楼板裂缝种类
1.1温差裂缝
由于温度变化,混凝土热胀冷缩而形成的裂缝,此类裂缝一般集中在东西单元的房间、屋面层和上部楼层的楼板。
1.2结构裂缝
虽然现浇楼板承载力均能满足设计要求,但由于预制多孔板改为现浇板后,墙体刚度相对增大,楼板刚度相对减弱。因此在一些薄弱部位和截面突变处。往往容易产生一些结构性裂缝。例如:墙角应力集中处的45°斜裂缝,板端负弯矩较大处的板面裂缝等。
1.3构造裂缝
PVC管处混凝土厚度减薄,容易出现裂缝。
1.4收缩裂缝
混凝土在塑性收缩、硬化收缩、碳化收缩、失水收缩过程中易形成各种收缩裂缝。
2楼板裂缝形式
2.145°斜裂缝
该裂缝常出现在墙角,特别是房屋东西两端房间,呈45°状。
2.2纵横向裂缝
该裂缝一般出现在跨中、负弯距钢筋端部、PVC电线暗管敷埋处。
2.3长裂缝
一部分房间预埋PVC电线管的板面上出现裂缝,裂缝宽度达0．2mm～0．3mm左右。这种裂缝仅在楼板表面出现,板底无裂缝。
2.4不规则裂缝
裂缝出现部位形状无规则,或散状或龟裂状。一般发生在房屋东西两单元、阁楼顶层部位。
3从设计方面分析裂缝及控制方法
造成现浇钢筋混凝土楼板开裂有设计原因、施工原因、材料原因,本文仅从设计方面进行探讨。随着苏州市经济的快速发展、建设任务增加迅猛,勘察设计队伍亦在迅速扩大,苏州市住宅工程相当一部分是由乙级和丙级设计单位承担。住宅设计单位低资质,或由于设计市场管理的不到位,造成低资格设计人员挂靠设计,而挂靠单位收取一定比例管理费后,就盲目盖章、签字,根本不对图纸的结构安全、合理性、完整性等认真审核。结果是一部分住宅工程勘察设计质量低下,问题较多。另一个原因是,一些住宅开发商任意压价,片面降低勘察设计费,以收费最低为主要条件选择勘察设计单位,同时又不讲合理设计时间,限期开工,逼迫提前出图,造成施工图设计深度不够,问题必然较多。
3.1建筑设计方面原因
3.1.1斜屋面、露台、外墙节能保温措施不够
苏州市一年之内气温变化较大,夏季最高温度可达40℃以上,冬季温度最低可达-4℃～-7℃,由于夏天室外墙体温度高于室内温度,结构外墙面在高温下发生受热膨胀,如果未采取保温措施,在纵横两外墙面的变形对楼板产生牵拉作用下,东西单元的卧室楼板被外墙向外拉伸就容易引起裂缝。同样,屋面如果未设保温层,顶层楼板会因热胀冷缩而引起开裂。
目前与温度有关的裂缝计算公式有:
连续式约束条件下楼板、长板、剪力墙、大底板等最大约束应力计算公式:
σ＊xmax＝－EaT1－1chβL2H（t，τ）（1）
或按时间增量的计算公式:
σ＊xmax＝∑ni＝1Δσi＝-a1－u∑ni＝11－1chβiL2ΔTiεi（t）H（t，τ）（2）
当应力超过混凝土的抗拉强度时,可求出裂缝间距:
Lmax＝2EHCxarcchaTaT－εp（3）
L＝1．5EHCxarcchaTaT－εp（4）
Lmin＝12Lmax（5）
式中,T-包含水化热、气温差及收缩当量温差。同号叠加,异号取差,由此可见,夏天炎热季节浇筑混凝土到秋冬冷缩都是叠加的,拉应力较大;
H（t,τ）-松弛系数。在保温保湿养护条件下(缓慢降温即缓慢收缩),松弛系数取0．3或0．5,当寒潮袭击或激烈干燥时,松弛系数取0．8,应力接近弹性应力,容易开裂;
T＝T1+T2+T3（T1为水化热温差、T2为气温差、T3为收缩当量差,取代数和）;
εp-混凝土的极限拉伸。级配不良,养护不佳,取0．5×10-4～0．8×10-4;正常级配,一般养护,取1．0×10-4～1．5×10-4;级配良好,养护优良,取2×10-4;配筋合理(细一些,密一些),可提高极限拉伸20%～40%。构造配筋宜为0．3%～0．5%;
H-均拉层厚度(强约束区);
E-混凝土弹性模量;
Cx-水平约束系数;
ch、arcch-双曲余弦及双曲余弦反函数;
a-线膨胀系数,一般情况εp≤｜aT｜,当εp≥｜aT｜时取εp＝｜aT｜,［L］∞。
裂缝开展宽度:
δf＝2ψEHCxaTthβL2（6）
δfmax＝2ψEHCxaTthβLmax2（7）
δf＝2ψEHCxaTthβLmin2（8）
β＝CxEH（9）
式中,ψ-裂缝宽度经验系数;
Cx-约束系数。
3.1.2住宅长度超长
住宅平面超长,由于温差和材料变形,会造成墙体和楼板横向开裂。仅就长度而言,结构长度与应力呈非线性关系,如结构长度小于规范要求,结构内力影响很小。
3.1.3平面形状
当住宅卧室沿长度、宽度方向尺寸变化,由于楼板刚度不一致,会产生不相同变形,引起薄弱部位开裂。
3.2结构设计方面原因
3.2.1近代国际上结构的设计原则是,整个建筑结构的功能必须满足两种状态的要求:①承载力极限状态,以保证结构不产生破坏,不失去平衡,不产生破坏时过大变形,不失去稳定。②正常使用极限状态,以确保结构不产生超过正常使用状态的变形、裂缝及耐久性、振动及其它影响使用的极限状态。目前人们对第一极限状态已给于足够重视并严格执行,而对第二种极限状态却经常被忽视。
3.2.2从钢筋混凝土现浇楼板各种受力体系分析,无论是按单向板设计还是按双向板设计,是单跨还是多跨连续板设计;无论是板端支承在砖墙上还是支承在过梁或剪力墙内,受力状态考虑都是局限于楼板平面的应力变化(按弯矩配置抵抗正、负弯矩的受力钢筋)、板平面的受剪变形。即使是考虑板端嵌固端节点产生弯矩,也只是考虑板平面弯曲或屈曲所产生的应力。在楼板受力体系分析时,对于现浇结构构件之间在三维空间中如何分配内力、协调变形,根本没有考虑。
3.2.3目前不少设计人员只按单向板计算方法来设计配置楼板钢筋,支座处仅设置分离式负弯矩钢筋。由于计算受力与实际受力情况不符,单向高强钢筋或粗钢筋使混凝土楼面抗拉能力不均,局部较弱处易产生裂缝。部分设计人员对构造配筋,放射筋设置不重视或不合理,薄弱环节无加强筋。
3.2.4结构设计对板内布线引起裂缝的构造考虑不够。住宅电器、电信快速发展的今日,现浇楼板内暗敷PVC电线管越来越多,甚至有些部位三根交错叠放,两根管交错叠放更为普遍。PVC管错叠处板的抗弯高度大大降低,从而减弱了板的抗弯性能。
3.2.5对开口楼板,特别是开洞口比较大的双向板,设计时往往只考虑楼板在竖向荷载作用下的洞口四周加强配筋。由于纵向的受力钢筋被切断,而忽视了板与墙体或板与梁的变形协调问题。这时如墙或梁的刚度较大,板的孔边凹角处未必出现应力集中现象,开洞板易发生翘曲。
3.3建筑设计控制措施
3.3.1屋面与外墙采取保温措施按照国外建筑设计常规的做法,屋面设保温隔热层,使屋面的传热系数≤1．0W／m2·K；外墙外表面或内表面相应设置保温隔热层,同时外墙面宜采用浅色装饰材料,增强热反射,减少对日照热量吸收。根据苏州的具体情况,屋面和外墙的保温设计应通过热工计算,在不同季节均应能达到《夏热冬冷地区居住建筑节能设计标准》和《江苏省民用建筑热环境与节能设计标准》要求,彻底解决温度应力对屋面和墙体的破坏。
3.3.2适当控制建筑物长度根据《混凝土结构设计规范》（GB50010-2002）和《砌体结构设计规范》(GB50003-2001),为避免结构由于温度收缩应力引起的开裂,宜采取设置伸缩缝,伸缩缝间距为30m～50m。多层住宅建筑控制长度建议不大于50m,高层应控制在45m以内。如果超过此长度,应设置伸缩缝。超长量不大时,可采用设置后浇带的方法,以减少混凝土楼板收缩开裂。
3.3.3住宅平面形状控制住宅平面宜规则,避免平面形状突变。当楼板平面形状不规则时,宜设置梁使之形成较规则平面。当平面有凹口时,凹口周边楼板的配筋宜适当加强。
3.4结构设计控制措施
3.4.1工程裂缝产生的主要原因是混凝土的变形。如温度变形、收缩变形、基础不均匀沉降变形等,此类因变形引起的裂缝几乎占到全部裂缝的80%以上。在变形作用下,结构抗力取决于混凝土的抗拉性能,当抗拉应力超过设计强度时,应验算裂缝间距,再根据裂缝间距验算裂缝宽度。
3.4.2现浇板板厚宜控制在跨度的1／30,最小板厚不宜小于110mm（厨房、浴厕、阳台板最小厚度不小于90mm）。有交叉管线时板厚不宜小于120mm。
3.4.3楼板宜采用热轧带肋钢筋以增加其握裹力,不宜采用光圆钢筋。分布钢筋与构造钢筋宜采用变形钢筋来增加与现浇混凝土的握裹力,对控制楼板裂缝的效果较好。
3.4.4设计时注意构造钢筋的布置十分重要,它对构造抗裂影响很大。对连续板不宜采用分离式配筋,应采用上、下两层连续式配筋;洞口处配加强筋;对混凝土梁的腰部增配构造筋,其直径为8mm～14mm,间距约200mm。
3.4.5屋面层阳角处、东西单元房间和跨度≥3．9m时,应设置双层双向钢筋,阳角处钢筋间距不宜大于100mm,跨度≥3．9m的楼板钢筋间距不宜大于150mm。跨度＜3．9m的现浇楼板上面负弯矩钢筋应一隔一拉通。外墙转角处应设置放射钢筋,配筋范围应大于板跨的1／3,且长度不小于2．0m,每一转角处放射钢筋数量不少于7根,钢筋间距不宜大于100mm。
3.4.6现浇楼板的混凝土强度等级不宜大于C30,特殊情况须采用高强度等级混凝土或高强度等级水泥时,要考虑采用低水化热的水泥和加强浇水养护,便于混凝土凝固时的水化热释放。
3.4.7在预埋PVC电线管时,必须有一定的措施,PVC管要有支架固定,严禁两根管线交叉叠放,确须交叉时应采用专门设计的塑料接线盒,以防止塑料管在管线交叉对混凝土厚度削弱过多。在预埋电线管上部应配置钢筋网片,（4＠100mm宽度600mm）。若用铁管作为预埋管时,宜采用内壁涂塑黑铁管,一方面既能保证黑铁管(不镀锌钢管)与混凝土的粘结力,同时也有利于穿线和不影响混凝土的计算高度。
3.4.8后浇带处理
（1）后浇带应设置在对结构受力影响较小部位,一般应从梁、板的1／3跨部位通过或从纵横相交部位或门洞口的连梁处通过。后浇带间距不宜超过30m。
（2）后浇带宽度为700mm～1000mm,板和墙钢筋搭接长度应不低于45d,且同一截面受力筋搭接不超过50%。梁、板主筋不宜断开,使其保持一定联系性。
（3）后浇带浇筑时间不宜过早,以能将混凝土总降温及收缩变形完成一半以上时间为佳。从目前混凝土的收缩量来看,估计3～6月方能取得明显效果,最短不少于45天。在苏州这样软土地区,后浇带浇筑时间应在主体封顶以后,方可有效地释放沉降的应力。
（4）后浇带中垃圾应清理干净,接缝应密实,新老混凝土界面用1:1水泥砂浆接浆。后浇带混凝土强度等级比原混凝土强度等级提高一级,且采用微膨胀混凝土,以防止新老混凝土界面产生裂缝。
（5）后浇带混凝土接缝宜设置企口缝,混凝土浇筑温度尽量与原老混凝土浇筑时温度一致。
关键词：分荷结构框架结构结构托换整体平移
1.工程概况
1.1建筑概况
天津众美制衣综合楼原为津东农工商营业楼，建于1992年。为6层钢筋混凝土框架结构（见图一），北侧后门正中有运货电梯一座，东西两侧各有一道人行楼梯。建筑物东西长43.08m，南北长27.65m。除一楼层高为5.4米，6楼层高3.9米外，其余各层的层高均为4.5米，大楼总高27.9米，建筑总面积约5200平方米。根据规划需要，大楼整体向北平移35m，迁移总重量约为10346吨。（图二）
图一房屋原貌图二平移示意图
1.2基础概况
原大楼A轴为一层裙房，A轴柱下为条形基础，采用倒T形断面，梁高0.8m，板厚0.3m，梁宽0.5m，板宽1.5m。
B～F轴采用C30钢筋混凝土梁板式筏板基础，主梁断面高1.4m，宽0.8m，梁底相对标高-2.100m。次梁断面高1.3m，宽0.7m，梁底相对标高-2.100m，筏板厚0.4m，板底相对标高-1.700m，筏板在基础周边还伸出轴线外2.5m。基础梁板下均设0.1m厚的C10素混凝土垫层。（图三）
图三基础平面示意图基础断面示意图
1.3地质情况
根据地勘报告，地质情况如下：层底标高0.1～1.89m为人工填土层；0.47～1.33m由坑底淤泥组成；-1.40～-2.12m由粘土和亚粘土组成，可做建筑物的持力层；-11.01～-11.82m主要由灰色亚粘土、轻亚粘土组成。
本场区地基土的容许承载力［R］值，在标高-1.63m以上天然土（不包括坑底淤泥）［R］=120KPa；在标高-1.63～－7.13m，［R］=100KPa；在标高-7.13～－11.82m，［R］=120KPa；在标高-11.82～－13.72m，［R］=140Kpa。
2.分荷结构
要使房屋移动，必须将其由原基础托换到可移动的上轨道结构体系上。在上轨道结构体系设计中，将框架柱的集中荷载转换为上轨道梁对下轨道梁的分布荷载，这对于柱荷载较大、地基承载力较低、移动距离较远的下轨道结构体系及其基础的设计是经济的、合理的。若仅依靠上轨道梁自身进行此荷载的转换，不但需加大上轨道梁的截面，而且还因梁的变形使荷载分布不均，柱下荷载偏大，跨中荷载偏小，荷载转换的效果不甚理想。因此合理的选择是采用分荷结构，将柱荷载经分荷结构传至上轨道梁，然后近似转换为均布荷载，通过移动装置作用于下轨道梁上。
天津津东农工商营业楼平移工程中，由于柱荷载较大，个别荷载达到4500KN，φ73mm滚轴需按20cm的间距密布，而上轨道梁受室内地坪至主梁顶的高差限制，梁高只有500mm，
必须设置分荷系统，才能满足承载要求。经过多方案的比选，放弃了传统的钢结构分荷形式，开发应用了“钢筋混凝土分荷结构”。（见图四）
“钢筋混凝土分荷结构”是由框架柱前后侧对称设置的钢筋混凝土分荷斜柱和斜柱上部的钢筋混凝土抱柱箍组成，并与框架柱及上轨道梁连成完整的一体，提高了分荷结构的节点刚度和传力的可靠性。斜柱底部将上轨道梁三等分，缩短了上轨道梁的跨度，有效减少了上轨道梁的内力。斜柱顶部不像传统的分荷方法支于一层楼板框架梁的底部，而是通过抱柱箍作用于框架柱的中下部，减少斜柱长度，既提高斜柱受压稳定的性能，同时也增加了上轨道梁的侧向刚度和抗扭刚度。由于整个结构高度较低，方便了施工和平移过程中的监测。
3.方案设计
3.1新址基础设计
新址地质勘察报告所揭示的地层，与原大楼地基地质勘察报告所揭示的基本相似，新址报告中所示该场地地基土基本值与原报告中地基土的容许承载力基本一致，原大楼采用片筏基础，故在新址仍采用片筏基础应能满足建筑物的承载要求。
新址片筏基础主次梁的布置仍与原址基础一致。XB～XE轴的主梁断面尺寸和配筋与原址基础B～E轴的主梁完全一致。新址柱间次梁及筏板的断面尺寸和配筋与原址的柱间次梁及筏板相同，而新址柱下次梁按原址柱下次梁的承载能力并结合下轨道梁的构造和承载要求重新设计。
3.2下轨道梁的设计
下轨道梁采用钢筋混凝土结构，下轨道梁一方面作为整个房屋平移及托换体系的基础，同时顶推时为千斤顶提供反力。在①至⑧轴上共设8条下轨道梁，下轨道梁从新址基础延伸至反力后背处。原址片筏基础的轨道梁，贴在片筏基础次梁两侧。新址下轨道梁兼作新址片筏基础次梁，新址每条下轨道梁也由两片轨道梁组成。在新旧基础上采用同一类型的下轨道梁对平移的安全性是有好处的。
3.3上轨道结构体系设计
上轨道结构体系为钢筋混凝土结构，由上轨道梁、抱柱梁、夹墙梁、分荷结构及连系梁等组成。上轨道结构体系用于承受移动部分的全部荷载，因此它应具有足够的强度、刚度及稳定性。
3.3.1上轨道梁设计
上轨道梁采用双侧抱柱梁，采用槽钢与混凝土组合梁结构。与下轨道梁对应，共设8条上轨道梁。上轨道梁兼作一个方向的抱柱梁，按最不利荷载组合、多跨连续梁设计，同时考虑分荷斜梁的水平分力和平移推力引起的轴向力，每条上轨道梁为由双肢组成，梁底设［25槽钢部分代替梁底部钢筋兼作平移滑动面，箍筋与槽钢焊接。上轨道梁断面尺寸为250×500mm，顶面标高为－0.011m。
3.3.2抱柱梁设计
设计时考虑正截面的的受弯承载力，局部抗压强度及周边的抗剪切强度。直接或通过连系梁与上轨道梁浇筑成整体。经过大量实践及实验证明，采用钢筋砼抱柱梁是进行柱托换的一种较为可靠、安全的形式。
3.3.3夹墙梁设计
夹墙梁布置在墙两侧，相互之间通过小系梁连接，确保墙体切断之后承托墙体重量。
3.3.4分荷结构设计
在本工程中开发应用“钢筋混凝土分荷结构”来解决柱荷载集中的问题。这种结构相比钢结构更能确保支点的受力可靠性，而且有很好的经济性与施工的便捷性。分荷结构的上部抱柱箍与上轨道梁的抱柱梁同时受力，对柱进行托换，抱柱箍按抱柱梁设计考虑。斜柱按45°设置进行分荷（见图五），按受压杆件考虑，钢筋按构造配筋设计。两侧斜柱间在上轨道梁处通过系梁连结，以增强整体性。“钢筋混凝土分荷结构”的工程成本较钢结构大大减少，但分荷效果较好。
3.4滑动面设计
本工程采用滚动摩擦，滑动面为滚轴对钢板。滚轴采用φ73钢管，管内灌高标号细石膨胀性混凝土，两端钢板焊接封盖。采用钢管砼的优点是受压后有微小的变形，可部分消除因施工精度不足造成的上下轨道梁不平整，保证上滑梁受力较均匀，减少对房屋结构产生不利影响。
3.5顶推设计
要使房屋移动，目前有牵引法和顶推法两种。本工程采用顶推法，利用液压千斤顶作为顶推设备，采用目前我公司先进的PLC同步控制系统，使各千斤顶的同步顶推精度控制在2mm以内。因本工程平移距离较远，而千斤顶行程较小，仅为1.2m。所以顶推反力支座采用钢筋混凝土固定支座和钢结构活动反力支座两种形式。平移6.6米距离内采用更换顶铁的方法，每平移6.6米后倒用钢结构活动反力支座。
房屋移动启动时的滚动摩擦系数按0.1考虑，根据各轴线的荷载计算，本工程共采用100t千斤顶6台，320t千斤顶2台。
4.平移效果
关键词：水下混凝土结构耐久性钢筋的锈蚀监测
随着时间的不断推延，许多水下混凝土构件中的钢筋逐渐被渗水而发生锈蚀，从而导致其构件的耐久性降低，结构安全性也降低[1].因此，引起的工程损坏事例不断发生，由此带来的工程损失及处理费用也迅速增加，这也引起了建筑工程界和路桥部门的高度重视。其中，水下混凝土结构中钢筋的锈蚀较为普遍，特别是沿海地区的闸、涵、桥、防护堤及盐湖地区的水下混凝土较为严重，据资料显示，施工质量较差的混凝土构件，因为钢筋的锈蚀，正常使用几年后，就会产生顺筋胀裂，从而导致结构破坏，以致钢筋混凝土的失效。
一、水下混凝土结构中钢筋锈蚀的原因
混凝土在水化作用时，水泥中氯化钙生成氢氧化钙，使混凝土中含有大量的氢氧根离子，使PH值一般可达到12.5-13.5，钢筋在这样的高碱环境中，表面容易生成一层钝化膜[2]，研究结果表明，这种钝化膜能阻止钢筋的锈蚀，只有这层钝化膜遭到破坏，钢筋开始锈蚀。
1.1、混凝土碳化引起钢筋锈蚀
因为混凝土硬化后，表面混凝土遇到空气中二氧化碳的作用，使氢氯化钙慢慢经过化学反应变成碳酸钙，使之碱性降低，碳化到钢筋表面时，使钝化膜遭到破坏，钢筋就开始腐蚀，众所周知，大气是二氧化碳的主要来源，大气中通常含0.2%-0.3%的二氧化碳，而且只要有大气存在的地方，就必然存在二氧化碳，而水下混凝土结构也有不少部分存在于二氧化碳环境中，对于普通的硅酸盐而言，水化产生的氢氧化钙可达到整个水化产物的10%-15%，它作为水泥水化产物之一，一方面，它是混凝土高碱度的提供源和保证者，对保护钢筋起着十分重要的作用；另一方面，它又是混凝土中最不稳定的成分之一，很容易与环境中的酸性介质发生中和反应，使混凝土碳化，并逐步延伸钢筋，使钢筋开始锈蚀[3]。
1.2、氯离子引起的钢筋锈蚀
水下混凝土中，氯离子进行混凝土通常有两种途径：其一是“掺入如含有氯盐的外加剂，使用海砂，施工用水含氯盐，在含盐环境中搅拌，浇筑混凝土时，其二是”渗入“环境中的氯盐通常通过混凝土的宏观、微观缺陷，渗入到混凝土中并达到钢筋表面，直接或间接破坏混凝土的包裹作用及钢筋钝化的高碱度两种屏障,使之发生锈蚀继而锈蚀产物体积膨胀,使混凝土保护层开裂与脱落[4];在海洋环境中的水下混凝土结构大都是这种情况。氯离子引起钢筋锈蚀可以从以下几个方面分析：
1.2.1破坏钝化膜
混凝土属于碱性材料，其孔隙溶液的PH值为12-14[2]，因而对钢筋具有较好的保护作用，有利于钢筋表面形成保护钢筋的钝化膜，但这种钝化膜只有在高碱环境中才是稳定的。如果周围环境PH值降到11.8时，钝化膜就开始变得不稳定，当PH值继续降到9.88时，钝化膜就开始变得难以生存或逐渐破坏，使得进入混凝土中的氯离子吸附于钝化膜处，并使钝化膜的PH值迅速降低，逐步酸化，从而使得钝化膜被破坏。
1.2.2形成腐蚀电流
无论混凝土碳化还是氯离子侵蚀，都可以引起钢筋部分锈蚀，在钝化膜破坏处有腐蚀电流产生，在钝化膜破坏还与未破坏区这间存在电位差，有宏电流产生，但微电流要比宏电流大得多。又因为氯离子的存在大大降低了混凝土的电阻率，并且氯离子和铁离子的结合可以形成易容于水的氯化铁，从而加速了腐蚀产物向外的扩散过程，并由于宏观腐蚀电流在钝化膜破坏区边边缘最大，使得靠近钝化区的边缘的局部钝化膜破坏较快，这种现象称为局部锈蚀钢筋的“边缘效应”。
1.2.3氯离子导电作用
正是由于混凝土结构中氯离子的存在，大大降低了阴、阳极之间的欧姆电阻，强化了离子通路，提高了腐蚀电流的效率，从而加速了钢筋的电化学腐蚀过程，氯离子对混凝土中钢筋锈蚀更严重更快速[5].而氯化物是钢筋的一种活化剂，它能置换钝化膜的氧而使钢筋发生溃烂性腐蚀，而氯盐是高吸湿性的盐，它能吸收空气中的水分变成液体，从而使氯离子从扩散作用变成渗透作用，达到氯离子，透过保护区去腐蚀钢筋的目的。
1.2.4氯离子的阳极去极比作用
氯离子不仅促成了钢筋表面的腐蚀电流，而且加速了电流的作用过程，阳极反应过程Fe2eFe2+,如果生成的Fe2+不能及时搬运而积累于阴极表面，则阴极反应就会因此而受阻，相反，如果生成的Fe2+能及时被搬走，那么。阳极反应过程就会顺利乃至加还进行，Cl与Fe相遇就会生成FeCl2，Cl能使Fe消失而加速阳极过程，通常把阳极过程受阻称做阳极极化作用，而加速阳极过程者，称作阳极去极化作用，氯离子正是发挥了阳极去极化作用的功能。
应该说明的是，在氯离子存在的混凝土中，钢筋通常的锈蚀产物很很难找到FeCl2的存在，这是由于FeCl2是可溶的，在向混凝土内扩散遇到氢氧根离子，立即生成Fe(OH)2的一种沉淀物质又进一步氧化成铁的氧化物，即通常说的“铁锈”，由此可见，氯离子只起到了“搬运”的作用，而不被消失，也就是说进入混凝土的氯离子，会周而复始地起破坏作用，这也是氯盐危害特点之一。
1.2.5氯离子与水泥的作用及对钢筋锈蚀的影响
水泥中的铝酸三钙，在一定条件下，可与氯盐作用生成不溶性“复盐”，从而降低了混凝土中游离氯离子的存在，从这个角度讲，含铝酸三钙高的水泥品种有利于氯离子的侵害，海洋环境中优先选用铝酸三钙含量高的普通硅酸盐水泥，然而，复盐只有在碱性环境下才能生成和保持稳定，当混凝土的碱度降低时，复盐会发生分解，重新释放出氯离子来。在做钢筋锈蚀实验不难发现，如果大面积的钢筋表面上具有高浓度的氯化物，则氯化物所引起的锈蚀是均匀的，但是在不均质的混凝土中，常见的局部锈蚀，导致点蚀[6].首先则是在很小的钢筋表面上，混凝土孔隙液具有较高的氯化物浓度，形成破坏钝化膜的具备条件，形成小阳极，此时，钢筋表面的大部分仍具钝化膜，成为大阳极，这种特点的由大阳极、小阴极组成的锈蚀电偶，由于大阴供养充电，使小阳极上的铁迅速溶解而产生沉淀，小阴极区局部酸化，同时，由于大阴极区的阴极反应，生成氢氧化根离子，PH值增高，氯离子提高了混凝土的吸湿性，使得阴极与阳极之间的混凝土孔隙的欧姆电阴降低，这几方面的自发变化，将使上述局部锈蚀电偶得以自发的一局部深入形式继续进行。
二、评定与检测水下混凝土构件中钢筋的锈蚀状态
为了减少钢筋锈蚀对结构造成危害，需要即时了解现有的结构中的钢筋锈蚀状态，以便对钢筋采取必要的措施进行预防，我们对钢筋锈蚀的测试，可采用如下几种方法：
2.1视觉法和声音法
在常规的混凝土结构中，钢筋锈蚀的第一视觉特征是钢筋表面出现大量的锈斑，显然，只要检查钢筋表面就可以看到；有时，混凝土的表面下的裂缝发展到表面，混凝土最终开裂时可直接检查钢筋在早期可以用“发声”方法估计下部裂缝引起的破坏。使用小锤敲击表面，用声波方面检测顺筋方向的裂缝的出现。
2.2氯离子的监测
它需要对钢筋以上或周围的混凝土进行采样，一般通过钻芯方法，然后用电测法或化学方法确定氯含量，最近，以有中和反应法仪器用于结构中氯离子含量的检测。
2.3极化电阻法
极化电阻法（线形极化法）[7]作为一个锈蚀监测方法，已经成功的应用于生产工业和许多环境，该方法的原理是将锈蚀率与极化曲线在自由锈蚀电位处的斜率联系在一起，可以用双电极或三电极系统监测材料与环境偶合的锈蚀率。极化电阻法同样检验混凝土中的定位的问题；一个小操作可对放在砼中任何需要的位置，但回填土料同样是影响测量结果的一个非常关键性的因素。
2.4自然电位法
混凝土中的钢筋与周围介质在交界面上相互作用形成双电层[8]，并与介质两侧产生电位差，电位差大小能反应钢筋所处的状态，既活化或钝化状态，自然电位通过测定钢筋电极对照比电极的极对电位差来定性判定钢筋锈蚀状况，自然电位法设备简单，价格便宜，操作方便，对混凝土的钢筋锈蚀体系无干扰，自然电位法的判定标准如下：E>-200ml，钝化状态有5%锈蚀可能性；-200ml>E>-350ml。有50%可能锈蚀；E<-350ml,95%的锈蚀的可能性。
1．1蜂窝
水利水电工程中钢筋混凝土结构中的蜂窝问题主要是指混凝土结构件中形成的与蜂窝特性相类似的窟窿，并随之产生的骨料空隙现象。造成混凝土结构蜂窝现象的主要原因可能是由于材料配合比不正确或者是由于材料搅拌问题造成的砂浆和石子分离，另一方面也可能是混凝土捣实处理过程中操作方法不当，造成捣实密度不严、模板漏浆等。
1．2露筋
露筋现象主要是指混凝土结构中的钢筋暴露在外的情况，造成露筋问题的主要原因是在进行混凝土浇筑的过程中垫块发生了位移现象，钢筋在紧贴模板的情况下造成了混凝土保护层无法达到其应有的厚度。另外，混凝土模板湿润度不够或者是保护层混凝土捣实不严也可能会产生一定的露筋问题。
1．3麻面
麻面主要值指的是混凝土结构表现上凹凸不平的小点，但是其并没有产生露筋。造成麻面问题的主要原因是模板质量问题，由于其缺乏一定的平整度、密实度以及湿润度，造成了混凝土振捣过程中不能有效的将混凝土材料中的气泡及时排出，在振捣结束后没有进行相应的养护处理，由此产生了混凝土麻面问题。
1．4裂缝混凝土
裂缝病害问题可以分为混凝土结构表面裂缝和内部裂缝两种，造成混凝土结构裂缝问题的影响因素相对较多。在水利水电工程混凝土结构施工过程中，由于温度和湿度的变化、施工工期的连续性问题、混凝土早期振动问题、施工过程中的地基不均匀沉降问题以及混凝土主体结构长期外露等情况都可能会导致一定程度上的混凝土裂缝。
2主要混凝土病害的预防措施
以上多提到的水利水电工程钢筋混凝土病害问题，通过在施工前期或者施工过程中采取相应的控制手段，是能对病害问题进行有效控制和避免的，以下就对主要病害的预防措施进行分析。
2．1蜂窝预防
在对钢筋混凝土结构蜂窝问题进行预防处理时，首先应在对材料配合比进行有效控制的前提下，对材料质量以及计量进行准确检查。其次，在材料搅拌过程中应注意搅拌的均匀性。第三，在进行浇筑作业时，混凝土的自由倾落高度应保持在2m范围以内，如果自由倾落的高度过长，则应及时采取相应的溜槽以及串筒等措施辅助混凝土下料。在进行混凝土捣实处理的过程中，应注意采取封层捣实的方法进行。另外还需要在灌注时注意观察混凝土模板、支架以及堵缝等情况。
2．2露筋预防
为了对混凝土结构中存在的露筋现象进行预防处理，首先应注意在灌注前对保护层厚度以及钢筋位置准确性进行检查，使其保护层厚度能够得到有效保障，可以采用在间隔1m的钢筋上固定水泥砂浆垫块的方式确保保护层厚度的一致性。其次在选择石子材料时，应注意石子颗粒的最大尺寸都应在钢筋净距的3/4以下，如果钢筋截面较小且比较密集时，可以采用细石混凝土对其进行灌注。最后，严格控制拆模时间和拆模质量，并对存在的钢筋脱扣现象进行及时调整和修正。
2．3麻面预防进行混凝土麻面预防
首要注意问题是保持模板面的整洁性，表面不能附有杂物。其次在进行混凝土模板灌注前，应用清水将模板清晰干净并保证其湿润。随后将模板进行拼接处理，对于模板之间的存在的裂缝问题应采取相应的措施进行填补，防治漏浆现象的发生，最后在进行振捣处理时应保持振捣作业的连续性和均匀性，确保混凝土材料中的气泡能够均匀排出。
2．4裂缝预防钢筋混凝土裂缝问题
预防应从以下几个方面进行:首先在混凝土结构施工过程中应注意对混凝土内外部温度变化进行良好的控制，并选用合适的添加剂。其次在进行较大范围的混凝土浇筑施工时，应注意浇筑方案的合理性，减低其水热化程度从而避免施工缝现象。最后在对整体施工管理工作加强质量控制的同时，应制定相应的后期养护方案。
3水利水电工程钢筋混凝土病害的治理措施
通常情况下对于水利水电工程钢筋混凝土的蜂窝、麻面、露筋等表面危害进行处理的主要原因是确保钢筋混凝土的内部结构不受到相应的侵蚀作用，所以对于这部分病害的治理，可以采用在其表面涂抹一定比例的水泥砂浆方式进行处理，对于水泥砂浆的比例应控制在1∶2－2.5之间。在采取该项手段进行表面处理的过程中，需要注意的是砂浆涂抹前应对其表面进行清洗湿润，并加强砂浆初凝后的养护处理。当然，在露筋和蜂窝病害问题较为严重的情况下，仅仅采取在其表面涂抹水泥砂浆的方式不不能达到良好的治理效果的，应在去除凸出骨料颗粒和不密实混凝土的基础上，采用高强度等级的细石混凝土进行修补和捣实处理工作。其次对于混凝土裂缝的治理，主要应根据混凝土裂缝的宽度不同制定出相应的处理措施从而对其抗渗性和整体性进行修复。通常情况下，大于0.5mm的混凝土裂缝可以采取水泥灌浆的方法进行治理。除此之外在对夹层进行处理的过程中，需要首先将夹层中的杂物清除，并使其在充分湿润作用下采用高一等级强度的细混凝土材料进行捣实和养护处理。
4结语
关键词：锈蚀钢筋，混凝土，粘结性能
中图分类号：TV331 文献标识码： A
一、前言
钢筋混凝土结构具有持久耐用的性能。而不同的钢筋与混凝土的粘结性是不同的，钢筋的锈蚀对于钢筋混凝土的粘结性有着重要的影响。
二、粘结原理
钢筋混凝土是混凝土最重要的结构形式，钢筋和混凝土这两种在组成、结构和力学性能上迥然不同的材料能够共同工作，除了它们具有相近的线膨胀系数外，还有一个重要的原因，就是它们之间能良好地粘结。混凝土D钢筋粘结强度是确定钢筋混凝土中受拉钢筋锚固长度的一个重要技术参数，也是影响钢纤维混凝土增强、增韧、阻裂性能的重要因素。
钢筋与混凝土之间的粘结作用一般分为三种：附着粘结、摩擦粘结以及剪切粘结。附着粘结是指在钢筋和混凝土之间由于存在着附着力或毛细力而存在着粘附作用。这种粘附作用或附着作用取决于钢筋表面的粗糙度和清洁度，单是这种附着作用不足以形成良好的粘结，而且在钢筋产生很小的移动时就被破坏掉；摩擦粘结是当失去附着粘结时，如果垂直于钢筋作用有压力，则在产生极小的移动时，就会在钢筋和混凝土之间引起摩擦力，这种横向压力可由荷载或由混凝土的收缩或膨胀引起的横向作用的压应力产生。摩擦粘结只有在产生横向压力时才具有可靠的粘结作用；剪切粘结是只有当钢筋表面和混凝土之间形成的销栓状机械啮合的混凝土齿被剪断以后，混凝土内的钢筋才有可能滑动。剪切粘结是最有效和最可靠的粘结方式，为了充分利用这种粘结，通常在钢筋表面轧制肋条（竹节钢筋、螺纹钢筋、月牙形钢筋、冷轧带肋钢筋）来实现。在钢筋混凝土结构中，钢筋和混凝土两种性质完全不同的材料之所以能够共同工作，主要是依靠钢筋与混凝土间的粘结应力，实际上是两者接触面上的剪应力。这一力学关系就是其间的粘结作用。这种关系能使两种材料间相互传递力，实现互相弥补各自的缺点，发挥各自的优点。
三、锈蚀对钢筋混凝土粘结性能的影响
影响钢筋与混凝土粘结性能的因素很多，包括箍筋设置、保护层厚度、钢筋直径、混凝土强度等等。其中，钢筋的锈蚀是降低钢筋与混凝土之间的粘结性能的一个重要因素。许多学者研究发现，由于碳化、氯化物侵蚀等原因导致钢筋锈蚀后，钢筋与混凝土间的粘结性能会发生变化。
1、锈蚀钢筋混凝土的粘结性能的退化机理
一般认为，钢筋与混凝土的粘结作用由三部分组成，混凝土中水泥凝胶体与钢筋表面的化学胶着力；钢筋与混凝土接触面间的摩擦力；钢筋与混凝土的机械咬合力（包括变形钢筋的表面凸出的肋及端部弯钩）。
混凝土内钢筋锈蚀在钢筋表面形成疏松的锈蚀层。其锈蚀产物是一层结构疏松的氧化物，它包裹在钢筋表面，隔离了钢筋与混凝土表面的接触，从而降低了钢筋与混凝土之间的胶结作用，会导致试验钢筋和混凝土之间的初期粘结性能的改变。
钢筋锈蚀后其体积会增大，一般认为钢筋的锈蚀体积膨胀2～6倍，下图1是部分锈蚀产物的体积对比。
锈胀力在混凝土中产生劈裂应力，并在混凝土中产生裂缝，随着钢筋表面的进一步锈蚀，钢筋与混凝土间的粘结力将受到一定的影响。下图2可以表示锈蚀对粘结性能的影响。
2、锈蚀钢筋混凝土粘结性能研究的意义
钢筋的锈蚀使其与混凝土的粘结性能发生退化，从而使混凝土构件的结构性能产生退化，严重影响钢筋混凝土结构的安全和正常使用。研究锈蚀后构件内钢筋与混凝土粘结性能的退化规律，有助于恰当地评估在役结构的实际承载力，对在役结构的鉴定和耐久性分析具有重要的现实意义，对钢筋混凝土结构的耐久性设计也具有一定的指导意义。
四、锈蚀钢筋混凝土粘结性能的研究进展
锈蚀钢筋与混凝土的粘结性能受许多因素影响。研究表明，锈后钢筋混凝土构件的粘结性能主要与钢筋的锈蚀程度、配箍情况、钢筋的表面形状、钢筋直径和混凝上保护层厚度，混凝土强度退化等因素有关。
1、锈蚀方法
吴庆通过对比人工气候加速锈蚀和恒电流加速锈蚀试件的粘结性能发现：由于人工气候环境下钢筋的锈蚀机理与恒电流加速方法不同，使得人工试件钢筋靠近保护层一侧锈蚀相对严重，而背离保护层一侧钢筋锈蚀程度较小，这与自然环境条件下的钢筋锈蚀特征相同，钢筋与混凝土间的粘结损失不大；同等情况下恒电流加速锈蚀钢筋表现为沿圆周是均匀的，且通电加速对钢筋的变形肋锈蚀尤为严重，锈蚀产物的流失也比较严重，导致相同的锈胀裂缝宽度对应的锈蚀率比人工气候条件下要大得多。因此，相同锈蚀程度构件的粘结性能明显低于人工气候加速锈蚀试件。
2、锈蚀程度
由于实验条件所限，早期对锈蚀钢筋与混凝土粘结性能的研究认为，锈蚀对变形钢筋的粘结影响不大。直到上世纪90年代，沙特学者模拟了钢筋锈蚀的全过程以后发现，在锈蚀程度不大情况下对粘结是有利的，这为锈蚀结构粘结性能的研究发展奠定了基础。
3、配箍情况
文献表明，箍筋对锈蚀光面钢筋与混凝土之间的粘结强度有很大的影响。在腐蚀率不大的情况下，比起无箍筋试件，设置箍筋的试件其粘结强度随腐蚀率提高较为明显，如当腐蚀率为5.2%时，粘结强度是未锈时的5倍。原因可能是由于箍筋的存在，一方面延缓了径向微裂缝向混凝土表面的发展，另一方面又限制了顺筋裂缝宽度的发展，改善了锈后混凝土对钢筋的制约作用，从而提高了残余粘结强度。
4、钢筋类型
一般结论认为，在微锈情况下，光面钢筋的极限粘结强度大幅度提高，变形钢筋极限粘结强度增长的幅度明显小于光面钢筋；在保护层锈胀开裂后，光圆钢筋粘结强度突然降低，变形钢筋粘结强度不会发生突变。
造成两种钢筋极限粘结强度变化差异过大的原因是：
光面钢筋与混凝土之间的粘结强度主要取决于二者之间的摩擦力，摩擦力的提高对粘结强度增长有显著的影响。因此，微锈使光面钢筋表面的粗糙度有了明显提高，钢筋与混凝土间的摩擦力大幅度增长，进而导致粘结强度成倍增加；变形钢筋与混凝土之间的粘结强度主要来自于机械咬合力，而摩擦力的提高对粘结强度增长的影响则相当有限；
一旦混凝土锈胀开裂，由于能量的释放，导致径向压力突然降低，光圆钢筋粘结强度也随之迅速下降；而对于变形钢筋，在混凝土锈胀开裂前后，钢筋变形肋与混凝土的咬合面积没有发生突变，因此粘结强度也不会发生突变。
Johnston就锈蚀变形钢筋的粘结强度进行了研究，钢筋的锈蚀靠室外自然锈蚀和室内潮湿环境人工锈蚀两种方法进行，研究历时一年多，结论是：锈蚀对变形钢筋的粘结影响不大，前六个月粘结应力基本不变，12个月或15个月后略有增加。由于一般建筑结构使用期几十年甚至更长，所以他们的试验仅适用于结构使用早期的情况。
五、粘结力理论成果
1、粘结本构关系
张伟平等通过梁式粘结试验研究发现胀裂宽度越大，内粘结应力分布越均匀。粘结锚固刚度沿锚长的变化规律可以用两段椭圆曲线和一段通过两椭圆峰值的直线来描述。粘结本构关系计算表达式如下：
式中：φ（s）―――粘结滑移基本关系；
Ψ（x）―――位置函数，以裂缝宽度为基本变量。
赵羽习通过拔出粘结试验发现锈蚀后钢筋与混凝土间极限相对滑移量减小，锚固长度内最大粘结应力减小。粘结锚固刚度沿锚长的变化规律可以用单峰曲线描述。表达式如下：
式中：τ（s，x，η）―――随滑移量与位置变化的粘结本构关系；
f1（）―――粘结滑移基本关系；
f2（x）―――位置函数。
2、极限粘结强度
在理论模型方面：Rodriguezetal对极限粘结强度进行了研究，在考虑了锈蚀后对钢筋与混凝土粘结的多种因素的情况下，提出了钢筋与混凝土极限粘结强度退化式的计算模型：
式中：τàǎé―――锈蚀后粘结强度；c/db―――保护层厚度与钢筋直径的比值；fct―――混凝土抗压强度；Atr―――箍筋的截面面积；fy―――箍筋的屈服强度；s―――箍筋的间距；β，μ，k―――经验常数。
试验研究方面，主要是考虑对未锈钢筋混凝土粘结强度的修正。KapileshBhargava对大量钢筋锈蚀粘结试验的数据进行了统计分析，给出了基于拔出试验与梁式试验的锈后粘结计算式：
袁迎曙采用中心拔出试验方法，通过电化学原理对钢筋混凝土拔出试件进行加速锈蚀并控制其锈蚀量。考虑了混凝土保护层、钢筋直径因素的影响，建立了钢筋锈蚀率与极限粘结强度的关系。
回归出粘结性能特征值的回归方程式表示如下
式中：c/d―――保护层与钢筋直径的比值；
ρ―――锈蚀率；
----分别为锈蚀前后的粘结强度。
YBallim研究了钢筋锈蚀和混凝土保护层开裂对粘结应力
的影响，通过快速锈蚀试验得到锈蚀率与粘结强度之间的关系，回归出锈后钢筋和混凝土粘结强度降低系数的表达式为：
将式（6）～式（11）进行绘图比较，其中式（10）中c/d=1.5。如图1所示，可看出多项研究数据较为接近。
六、结束语
研究锈蚀钢筋与混凝土的粘结性的规律，有助于更好地评估钢筋混凝土结构的实际承载力。对于钢筋混凝土结构的耐用性能也有着指导意义。
参考文献
[1]罗创涟.关于钢筋与混凝土粘结的讨论.水泥与混凝土，2011
[2]吴庆.基于钢筋锈蚀的混凝土构件性能退化预计模型.中国矿业大学博士学位论文，2011
[3]张伟平.锈胀开裂后钢筋混凝土粘结滑移本构关系研究[J].土木工程学报，2010
关键词：混凝土梁；细晶粒高强钢筋；受弯；挠度；裂缝
中图分类号：TU375 文献标识码：A 文章编号：
Experimental study on the flexural behavior of concrete beamreinforced with high strength hot rolled bars of fine grains
Lv Jianpin
（Wuxi Nanchang City Investment and Development Co., Ltd., WuXi 214023, China）
Abstract: In order to investigate the flexural behavior of concrete beams reinforced with high strength hot rolled bars of fine grains, four rectangle cross-section concrete beams reinforced with HRBF400、four rectangle cross-section concrete beams reinforced with HRBF500 static bending test were made. Mechanics characteristic, flexural capacity of normal section, crack and deflection were analyzed. The results show that flexural capacity, stiffness, average crack spacing and maximum width calculated by the current code are close to tested value. Deflection and maximum width of HRBF400 RC beams still meet the requirement of current code under normal serviceability statue. Though maximum width of HRBF500 RC beams meet the requirement of current code under normal serviceability statue, deflection could not meet the requirement of current code and need check while design.
Key words: concrete beams; high strength hot rolled bars of fine grains; flexural; deflection; crack
0引言
随着经济的发展，高强度钢筋在混凝土结构中得到广泛使用。目前在国际上使用的是400MPa等级以上建筑钢筋，我国现行规范 [1]已将HRBF400级钢筋、HRBF500级钢筋列为现浇混凝土结构的主导钢筋。高强度钢筋虽然提高了钢筋的强度和结构的承载力，降低了用钢量。但是，使用高强度钢筋可能会造成钢筋混凝土构件出现较大裂缝或挠度而无法满足正常使用极限状态的要求。配置高强钢筋的混凝土结构在正常使用阶段能否满足结构适用性和耐久性的要求，是将高强钢筋应用于实际工程应解决的重要问题之一，研究高强钢筋混凝土结构的工作性能具有重要的理论和工程实际意义[2-7]。通过对4根400MP细晶粒高强钢筋混凝土梁、4根500MP细晶粒高强钢筋混凝土梁进行静力抗弯性能试验，研究细晶粒高强钢筋混凝土受弯构件的受力特征、承载能力、裂缝和挠度。
1试验概况
设计制作了4根HRBF400级钢筋混凝土梁、4根HRBF500级钢筋混凝土梁弯曲破坏的构件[8]，构件的截面尺寸及配筋情况见表1。采用液压千斤顶加载，通过分配梁实现两点集中加载，试验加载装置见图1,试验测量主要内容有跨中、两加载点及两支座处的位移、开裂荷载、极限荷载、各级荷载作用下的纵向受拉钢筋及混凝土的应变、裂缝宽度及裂缝分布情况。
试验测得钢筋的力学性能见表2。由表2可见，HRBF400级钢筋强屈比均大于1.3, 钢筋弹性模量为185GPa；HRBF500级钢筋强屈比均大于1.2，钢筋弹性模量为195GPa；从伸长率可以看出细晶粒高强钢筋的具有很好的延性。
2试验现象
截面应变保持平面
钢筋混凝土受弯构件计算理论是以平截面假定为基本前提的。本次试验通过在梁侧粘贴铜头，用手持应变仪测得每级荷载下铜头位移的变化，通过计算
表1 构件尺寸及配筋
Table 1 Member geometric parameter and steel bars
注：1）表示HRB335级钢筋，表示HRBF400级钢筋，表示HRBF500级钢筋；2）混凝土保护层为25mm。
表2 钢筋力学性能
Table 2 Mechanical performance of steel bars
图1 试验加载装置
Fig. 1 Test set-up
得出混凝土的平均应变。B5D梁混凝土平均应变沿截面高度方向随荷载变化见图2。
图2 混凝土平均应变沿截面高度变化
Fig. 2 Average concrete strain of different height
从图2可以看出，随着荷载的增加，截面的中性轴逐渐地向上移动，在各级荷载作用下，混凝土的平均应变呈线性分布，截面应变保持平面，符合平截面假定。
荷载-钢筋应变/挠度曲线
构件跨中荷载-钢筋应变曲线如图3所示荷载-挠度曲线如图4所示。
图3 荷载-钢筋应变曲线图
Fig. 3 Load-strain curve of steel bars
图4 荷载-挠度曲线图
Fig. 4 Load-deflection curve of tested member
试验初期荷载较小，截面尚未开裂，构件表现为弹性变形特征，钢筋应变和构件挠度的增长都近似为直线。随着荷载的逐渐增大，在构件纯弯段或加载点附近出现第一批垂直裂缝，此时，构件挠度突然加大，随即稳定，其增长速度较前一阶段快。此时，荷载-挠度曲线出现第一个转折点，钢筋应力较开裂前明显增大，荷载-钢筋应变曲线也有转折，这是因为混凝土开裂，受拉区混凝土部分退出工作，原来由混凝土承受的拉力传递给钢筋，使钢筋应变突然加大。随着荷载继续增大，钢筋及混凝土应变进一步增加，裂缝条数增多，裂缝逐渐向上发展，挠度进一步发展，但变化均很稳定。随着荷载进一步增大，钢筋开始屈服，荷载-钢筋应变曲线出现第二个转折点。挠度增长很快，裂缝增长亦加快，荷载-挠度曲线也出现第二个明显的转折点。当钢筋进人强化阶段后，荷载基本不能增长，而挠度进一步增长直至混凝土被压坏，呈现出明显的延性。
3试验结果与分析
3.1极限荷载
表3极限弯矩理论值与实测值对比
Table 3 Comparison of ultimate moment
HRBF筋混凝土梁极限荷载实测值、理论值及设计值对比见表3。其中，Mu,e为试验梁极限荷载实测值；Mu,t为混凝土强度与钢筋强度取实测值按现行规范计算出的理论值；Mu,d为混凝土强度取设计值，HRBF400级钢筋设计强度取360MPa、 HRBF500级钢筋受拉强度设计值取435MPa按规范计算出的极限荷载设计值。
从表3可以看出，HRBF筋混凝土梁极限荷载实测值与理论值比值Mu,e/Mu,t均值为1.02，变异系数为0.07，试验值与理论值吻合较好，说明规范关于普通钢筋混凝土梁正截面受弯承载力的计算公式可应用于HRBF筋混凝土梁；极限荷载实测值与设计值比值Mu,e/Mu,d均值为1.20，变异系数为0.10，试验实测值均大于理论计算值，具有一定的安全储备。
3.2刚度、挠度
各试验梁在短期荷载作用下挠度实测值与根据规范计算的理论值对比见图5（以B4D、B5D为例），其中，E表示试验实测值，T表示规范计算值。
图5 挠度实测值与计算值比较
Fig. 5 Deflection comparison
从图5可以看出，各试验梁根据规范计算的理论值与挠度实测值吻合较好，规范计算值基本大于试验实测值，偏于安全，普通钢筋混凝土受弯构件刚度计算公式仍继续适用于HRBF级钢筋混凝土梁。
短期荷载作用下，构件刚度为短期刚度Bs，按现行规范进行计算，本次试验取正常使用荷载效应约为设计荷载效应的80%，荷载效应的准永久组合为荷载效应的标准组合的80%[16]，荷载长期作用对挠度增大影响系数为θ，长期刚度B与短期刚度Bs的关系为B=Bs/θ，试验实测的短期荷载作用下的挠度ds,e、长期荷载作用下的挠度推测值dl,e、荷载长期作用下的挠度的计算值dt,s对比见表4。
规范规定受弯构件的挠度限值为d/l=1/200。从表4可以得到，B4组试件在荷载长期作用下的挠度与跨度的比值均小于1/200，B5组大部分试件在荷载长期作用下的挠度与跨度的比值大于1/200。因此在设计细晶粒高强钢筋混凝土受弯构件时，需注意加强对长期荷载作用下挠度的验算。
3.3裂缝间距与裂缝宽度
当构件临近极限荷载的80%时，裂缝已趋于稳定。在描绘裂缝形态的同时，量测纯弯段内各条裂缝的水平间距，将纯弯段内裂缝间距取平均值，并与按规范计算得到的裂缝间距平均值同列于表5进行比较。
由表5可见，计算的平均裂缝间距与实测的平均裂缝间距的比值lcr,t/lcr,e，其均值u=1.06，变异系数
表4 挠度理论值与实测值对比
Table 4 Comparison of theory value and tested value of deflection
表5 裂缝平均间距与裂缝宽度理论值与实测值对比
Table 5 Comparison of theory value and tested value of average crack spacing and crack width
δ=0.07，实测值与计算值符合较好。
为加强对细晶粒高强钢筋的推广，对混凝土构件进行裂缝宽度验算时，规范按荷载的准永久组合并考虑荷载的长期效应的影响。在正常使用极限状态下，采用规范中最大裂缝宽度公式进行计算。取荷载长期作用下裂缝宽度的增大系数为1.5，根据短期荷载作用下实测的最大裂缝宽度可推测出荷载长期作用下的最大裂缝宽度。短期荷载作用下的最大裂缝宽度实测值ws,e、荷载长期作用下的最大裂缝宽度推测值wl,e与按规范计算的荷载长期作用下的最大裂缝宽度值wl,e对比见表5。
由表5可见，根据规范计算的长期荷载作用下的最大裂缝宽度wl,e与根据试验实测值推测的荷载长期作用下的最大裂缝宽度wl,e的比值wl,t/wl,e均值u=1.18，变异系数δ=0.15，推测值与计算值符合较好。
规范规定：在一类环境下，普通钢筋混凝土梁在荷载效应的准永久组合并考虑荷载长期作用影响的最大裂缝宽度限值应取0.3mm。由表6可以得到，推测的试验梁的最大裂缝宽度值均小于0.3mm，因此细晶粒高强钢筋混凝土受弯构件在正常使用极限状态下裂缝宽度满足要求。
4结语
细晶粒高强钢筋混凝土梁同普通钢筋混凝土梁受力性能相似，混凝土截面平均应变符合平截面假定。规范关于极限荷载、刚度、平均裂缝间距、最大裂缝宽度的理论与试验结果吻合较好。HRBF400级钢筋混凝土梁在正常使用状态下的挠度、最大裂缝宽度满足规范要求。新规范为推广HRBF500级钢筋，在进行正常使用状态验算时取荷载效应的准永久组合，HRBF500级钢筋混凝土梁在正常使用状态下最大裂缝宽度满足规范要求，但其挠度仍不满足规范要求，在设计时应加强对挠度的验算。
参考文献
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关键词：构造；裂缝；机理；研究
中图分类号：TU312+.1
文献标识码：B
文章编号：1008-0422（2008）03-0128-03
1引言
建筑结构在其使用过程中承受两类作用，静荷载、动荷载和其它荷载，称为直接作用；温度、收缩、不均匀沉降等则称为间接作用（即非荷载作用）。调查资料表明，由荷载引起的裂缝仅占20%左右，尚有约80%的裂缝是由非荷载作用引起的。构造配筋对裂缝发生发展的控制作用往往由以下两点来定性解释：一方面，配筋可以提高混凝土的极限拉伸应变，从而提高混凝土的抗裂能力，这一点目前已经得到普遍认可[1，2]，另一方面，配筋可以有效的减小开裂处混凝土的应变集中从而有效控制裂缝宽度[3]，因为裂缝的宽度与结构开裂过程中所释放的拉应变成正比，一旦开裂，必然在开裂区附近形成应变集中，应变集中程度越高，在相同条件下，裂缝宽度越大[4]。
为了能为裂缝控制设计提供理论依据，构造钢筋对非荷载裂缝的控制不能仅仅停留在定性的阐述上，必须从定量的理论上加以研究，这就涉及到混凝土的应力应变分布规律、裂缝宽度随配筋率的变化规律等内容。
2构造配筋控制裂缝的产生
配筋能否控制或者延迟裂缝的产生曾经是一个比较有争议的问题。一种观点认为，配筋对混凝土的极限拉伸没有影响，反而加大了混凝土的自约束应力；另一种观点则认为，配筋可以提高混凝土的极限拉伸，在配筋率较低的情况下，配筋引起的自约束应力是很小的，可以忽略不计。所以，问题的关键是，配筋能否提高混凝土的极限拉伸；另一方面是配筋是否会引起一个过大的自约束应力，从而导致裂缝的过早出现。
文献[1][2][4][5]中认为配筋可以提高混凝土的极限拉伸，从而提高混凝土的抗裂能力，文献[1]给出了合理配置构造配筋混凝土极限拉伸的经验公式
（1）
式中，为配筋后的混凝土极限拉伸；
为混凝土抗裂设计强度；为截面配筋率 ；为钢筋直径(cm)。
上述公式为经验公式，各参数无量纲代入。上式可以用来估算配筋对混凝土极限拉应变的贡献。分析公式可见合理配筋就是要“细、密”。故配筋可起到有效控制裂缝产生的作用。
3构造配筋控制裂缝的开展
在楼板开裂之后，配筋的主要作用表现为对裂缝发展的控制作用，即不同的配筋率对已有裂缝宽度的控制作用和对次级裂缝的限制作用[6]。
3.1 钢筋和混凝土的滑移规律
假定两端的固支约束构件受到温降值为 的非荷载温降作用，则钢筋和混凝土的单元应力分布如图1。
3.1.1基本方程
假定粘结应力和滑移成正比，则有
3.1.2边界条件
固支端的零滑移条件。即当时，
混凝土的变形条件，即混凝土中的变形与滑移之和等于混凝土的总收缩变形。由式（5）得
（13）
由两端受固支约束的钢筋混凝土楼板的对称性可知
（14）
混凝上的变形可由式（4）、式（12）得
式中，为积分常数。
显然，在裂缝处，即 处，混凝土的应力为0，所以，代入上式得
将式（15）、式（16）代入式（14），整理得
(17)
3.2混凝土的应力应变分布规律
将式（16）、（17）代入式（15）可得混凝土的应变在长度方向上的分布规律，即
(18)
混凝土应力在长度方向上的分布规律可由下式表示：
(19)
上面虽然得到了混凝土在长度方向上的应力-应变分布规律，但所给出的函数关系过于复杂，不便于发现规律。所以下面给出一系列实际情况下的计算结果，然后结合计算结果分别进行讨论。计算实例的初始条件均为，当量温度（混凝土的其他收缩可以参考文献[6]转化为当量温度）降低为25℃，钢筋的直径 ， ，
图2给出了混凝土应力在长度方向上的分布规律。可以看出：①混凝土在裂缝附近存在一个应力过渡区，在该过渡区之外，混凝土的应力分布是非常均匀的，这与许多学者的基本假设是吻合的。②应力均匀区中，混凝土的应力大小与钢筋和混凝土图3混凝土应力在长度方向上分布规律与滑移刚度有关，滑移刚度越大，混凝土应力越大。因此，对要求严格控制初始裂缝的，可以考虑采用滑移刚度较小的光圆钢筋，而对初始裂缝不是特别敏感，但对裂缝宽度要求较高的工程，就应尽量选择滑移刚度较大的螺纹筋。
图3给出了应力均匀区的混凝土应力随着配筋率增加的变化情况，可以看出：①随着配筋率增加，混凝土内的应力明显增加。这就使得混凝土可能在已有裂缝的邻近区域很快地达到混凝土的极限抗拉强度，从而引起次级裂缝。这样，随着配筋率的增加，钢筋混凝土构件的裂缝间距变小了，裂缝变密。②类似于图3，的增加提高了应力均匀区的混凝土应力。
图4给出了应力均匀区的混凝土应力和所配置的钢筋直径之间的关系（配筋率为1.0%）。从力学方面看，改变钢筋的直径对控制裂缝作用不明显。试验和实际所证明的配置细密的钢筋有利于控制裂缝，主要还是应该从细密的配筋有利于改善混凝土内部应力的不均匀性从而提高混凝土的极限拉应变的角度上考虑。
3.3 裂缝宽度随配筋率的变化规律
由于钢筋的中截面并没有位移，所以裂缝宽度其实就是混凝土在整个长度方向的滑移总和，即
图5给出了混凝士的裂缝宽度随配筋率的变化规律。可以看出：①裂缝的扩展宽度和裂缝的配筋率近乎成线性关系，说明增加配筋对控制裂缝的扩展，效果是明显的。②在相同的配筋率条件下，增加钢筋和混凝土之间的滑移刚度可以减小裂缝宽度。
4结论
要求严格控制初始裂缝的，可以考虑采用滑移刚度较小的光圆钢筋，而对初始裂缝不是特别敏感，但对裂缝宽度要求较高的工程，就应尽量选择滑移刚度较大的螺纹筋。
从力学方面看，改变钢筋的直径对控制裂缝作用不明显。试验和实际所证明的配置细密的钢筋有利于控制裂缝，主要还是应该从细密的配筋有利于改善混凝土内部应力的不均匀性从而提高混凝土的极限拉应变的角度上考虑。
参考文献：
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[关键词]Opensees程序；钢筋混凝土柱；数值模拟；纤维单元模型
中图分类号：TP113 文献标识码：A 文章编号：1009-914X（2015）02-0000-01
型是一种常用的非线性分析模型[1]。其基本假定有[2]：（1）横向约束不引起混凝土抗压强度的增加；（2）几何变形均为几何线性小变形；（3）不考虑剪切滑移的影响；（4）结构进入弹塑性阶段后仍满足平截面假定。根据纤维单元模型原理，在确立截面的恢复力模型时，最直接的方法就是按照材料的组成和位置对截面进行划分。纤维与纤维之间服从平截面假定的位移协调关系。纤维单元模型由材料性能和截面钢筋布置出发，能够同时考虑轴力和弯矩对截面滞回性能的影响，所以其理论上精度较高，适应性较广。Opensees程序经过近几年的快速发展和许多学者的积极推广与介绍[3]，已经逐渐被大家所熟悉和使用。自从1999年正式推出以来，已经在太平洋地震工程研究中心和美国一些大学及科研机构的科研项目中得到广泛应用，并很好的模拟了包括钢筋混凝土结构、桥梁结构、岩土工程等在内众多的实际工程和科研项目[4]。
1.Opensees中的纤维材料本构模型
Opensees中提供的纤维材料本构模型有单轴受力材料和多轴受力材料两大类。其中的材料对象也非常丰富，比如弹性材料、理性弹塑性材料、粘滞材料、混凝土材料、钢筋材料等。本文在进行非线性分析时主要采用了单轴受力状态下的钢筋材料本构模型和混凝土材料本构模型。Opensees中的混凝土本构模型主要有三种，分别为Concrete01零受拉强度模型、Concrete02线性受拉软化模型和Concrete03非线性受拉软化模型。本文采用的混凝土本构模型为Concrete02线性受拉软化模型，如图1所示。它是基于经Scott等人扩展后的Kent-Park单轴混凝土模型[5，6]。它的主要特点为能够考虑卸载刚度与初始刚度的不同，且将混凝土达到峰值拉应力后的受拉软化段用一线性段来表示。在计算分析时，通过调整$fpc等六个模型参数，可以使分析结果尽可能地接近构件的实际性能。参数的多样化给了用户很大的灵活性，但同时也带来了很大的不确定性。用户在选用参数时除了依据现有理论和试验结果外，还需针对不同的实际情况突出问题的主要矛盾，忽略次要矛盾，根据经验对参数进行调整，以使其能够更好地反映问题的本质机理，从而得到理想的分析结果。
Opensees中的钢筋本构模型主要有两种，分别为Steel01单轴双线性模型和Steel02 Giuffre-Menegotto-Pinto单轴各向同性应变硬化模型。本文采用的钢筋本构模型为Steel02，它是基于Menegotto和Pinto的建议后经Filippou等人修正，考虑等向应变硬化的本构模型[7]，其包络曲线如图2所示。Steel02本构模型计算效率较高，同时与钢筋的反复加载试验有很好的一致性，也能够反映出包兴格效应，是一种较理想的钢筋本构模型。
3 有限元建模及计算分析
建模时对柱截面纤维单元的划分如图3所示。由混凝土立方体抗压强度确定混凝土强度等级为C30。保护层混凝土的抗压强度参数依据C30混凝土的轴心抗压强度标准值取为20MPa，核心区混凝土的抗压强度参数根据经验取保护层混凝土的1.3倍为26MPa。Opensees中Concrete02混凝土模型的应力应变关系还包括了对滞回性能的模拟。单独对保护层混凝土进行拉压反复模拟得到的滞回曲线如图4所示，混凝土在卸载时先以初始切线刚度向下卸载到一半，然后考虑刚度退化系数进行卸载和再加载，并且可以卸载至混凝土受拉。Steel02钢筋模型同样也包括了对滞回性能的模拟，如图5所示。
混凝土材料的参数可以完全按照试验实测值进行确定，而钢筋材料参数的取值却需要通过试算进行较大的调整。大量的试验表明框架柱在加载后期混凝土保护层会发生压碎、剥落，此后纵向钢筋所受的侧向约束会显著降低，从而导致纵向钢筋在达到屈服应力之前首先发生屈曲。通常在进行截面分析时并不考虑纵向钢筋的屈曲，而是假定钢筋受压时的性能与受拉时完全相同，但实际上钢筋的受压与受拉有着显著的不同。因此传统的截面分析并不能准确得到构件的最大抗弯强度，而是会高估构件的强度和延性。
本文为了更准确地模拟框架柱的滞回性能，采用建模时降低纵向钢筋屈服强度的方法来考虑钢筋的受压屈曲。钢筋屈服强度的降低幅度与试验时钢筋屈曲的发生程度有关，钢筋的屈曲越是发生的早，建模时钢筋屈服强度需要降低的幅度也越大。框架柱所受轴向压力越大，其中的纵向钢筋受力就越不利，就越容易发生受压屈曲；纵筋的直径越小，也越容易屈曲；箍筋间距越大或者保护层混凝土越薄，则其对纵筋的约束越弱，纵筋也越容易屈曲。但不论影响纵筋屈曲的因素有多复杂，最后统一将纵向钢筋的屈曲转化为屈服强度的降低。
经过试算表明，模拟分析时对边柱需要将纵向钢筋的屈服强度降低约60%，对中柱需要将纵向钢筋的屈服强度降低约50%，试验曲线与模拟曲线的比较如图6所示。从图中可以看出，通过调整钢筋屈服强度，使用Opensees纤维单元模型对钢筋混凝土柱拟静力试验能够得到较理想的模拟结果。纤维单元计算值除了骨架曲线与试验值吻合的较好以外，其对钢筋混凝土柱滞回性能的模拟也比较理想。
4.结论
Opensees中提供了丰富的纤维材料本构模型，能够方便的采用纤维单元模型对结构进行模拟分析。本文将清华大学完成的钢筋混凝土框架柱作为模拟对象，使用Opensees建立纤维单元模型，采用混凝土本构模型为Concrete02线性受拉软化模型，钢筋本构模型为Steel02 Giuffre-Menegotto-Pinto单轴各向同性应变硬化模型，为了考虑钢筋的屈曲影响而对钢筋的屈服强度进行了折减，将模拟结果与试验结果进行比较，可以发现，基于Opensees的纤维单元模型对钢筋混凝土柱拟静力试验能够得到较理想的模拟结果。
参考文献
[1] 奇虎.结构三维非线性分析软件Opensees的研究及应用[D].中国地震局工程力学研究所硕士学位论文，2007.
（中国建筑科学研究院 北京 100013）
摘 要：采用电解加速腐蚀方法，从试验手段界定了混凝土中钢筋开始发生腐蚀后混凝土结构的不同耐久性极限状态。以混凝土保护层锈胀裂缝宽度作为钢筋腐蚀程度（轻微腐蚀、中度腐蚀和严重腐蚀）判断依据，研究了混凝土强度等级、保护层厚度、钢筋净间距和钢筋所处位置等因素作用下的钢筋腐蚀率及保护层锈胀开裂形式。钢筋开始发生腐蚀后的各耐久性极限状态的界定，对确定性模型和随机概率模型进行预测分析时耐久性极限状态判定提供了试验依据。
关键词 ：钢筋混凝土结构；氯离子；腐蚀
收稿日期：2015-5-6
前言
氯离子侵蚀导致混凝土结构腐蚀破坏的耐久性现象普遍存在且问题严重，而耐久性极限状态的界定对于混凝土结构耐久性研究和寿命预测评估研究非常重要。本文采用电解加速腐蚀的方法，以钢筋腐蚀导致混凝土保护层锈胀裂缝宽度大小作为不同腐蚀程度的判别条件，研究混凝土强度等级、保护层厚度、钢筋净间距和钢筋所处位置（中边或角边）等影响因素作用下的钢筋腐蚀率和开裂形式，并探讨是否可以根据钢筋腐蚀率界定钢筋开始发生腐蚀以后三种耐久性极限状态：轻微腐蚀、中度腐蚀和严重腐蚀[1]。
1 试验原理
对于实际结构工程，混凝土中钢筋腐蚀是一种复杂的电化学腐蚀现象[2]。氯离子侵入钢筋表面超过腐蚀临界浓度以后，钢筋表面局部去钝化成为阳极区，在那里发生阳极反应，即钢筋腐蚀，同时放出自由电子；而仍然钝化的钢筋其余表面，则成为阴极区，与上述阳极区构成腐蚀电池。阴极区接受来自阳极区的自由电子，进行阴极反应，使上述阳极反应得以继续进行，从而造成钢筋腐蚀现象[1]。
电解腐蚀[3]是利用外加电流进行的一种加速方法，在一定外加电压下、将直流电通过电解池、两极分别发生氧化反应和还原反应。如图1所示，阳极（铁棒）、阴极（铜棒）、电解液（NaCl溶液作为离子通道）、导线（作为电子通道），在外电流的作用下形成腐蚀电池回路。
电解腐蚀过程的电极反应，即在“电极/溶液”界面上所进行的电化学反应，可用下列反应方程式（1）～（2）描述[3]。对比电解电极反应和实际混凝土中钢筋腐蚀的电极反应，可以看出腐蚀产物一致，因而电解加速试验可以用来研究混凝土中不同腐蚀程度对应的钢筋腐蚀率及保护层锈胀开裂形式。不同的是，原电池中（实际情况）阴极是正极，阳极是负极，而对于电解加速腐蚀，与外电源负极相连发生还原反应的电极是阴极，同理和外电源正极相连的电极是阳极。因而在试验中，外电源的正极与待腐蚀钢筋相连接[4]。
2 试验方案和试件制备
2.1 试验方案
为研究不同因素对混凝土中钢筋锈蚀程度的影响，试验设计考虑的影响因子水平分别为：（1）混凝土强度等级：C20和C50；（2）保护层与钢筋直径比值（L/d）；1.5、2.5和4.0；（3）试件中的钢筋均布排列，数量分别为3、4和5根。以钢筋腐蚀导致保护层锈胀裂缝宽度值来作为不同腐蚀程度的判别控制条件：轻微腐蚀—保护层出现可见裂缝到宽度小于0.2mm范围内；中度腐蚀—保护层裂缝控制在0.2mm～0.5mm范围内；严重腐蚀—裂缝宽度控制在0.5mm～2.0mm或以上。试件共计54块，试验方案见表1[1]。
2.2 钢筋性能
试验用光圆钢筋为Q235普通钢，公称直径为10.0mm，长度略小于200.0mm，性能参数见表2。
2.3 混凝土配合比
本试验中设计了C20和C50强度等级的混凝土，配合比见表3。
2.4 试件制备
试验中所有保护层厚度和钢筋直径比值L /d和钢筋净间距与钢筋直径比值S/d（不同钢筋个数）共9种组合。
为使钢筋准确定位，分别在200mm3的钢模两端嵌入一对完全相同的定位模板。模板中的孔洞直径均为10.0mm，钢筋位置安排的原则是：首先保证L /d值，然后每个L /d值对应的3、4、5根钢筋均匀定位，所以在外部尺寸相同条件下（200mm×200mm），不同L/d值对应的S/d值有所不同。
以L/d=1.5，试件内3根钢筋为例，受腐蚀成型试件如图2所示。试验进行时，为防止腐蚀产物从试件两端（露钢筋头大约10mm）漏出，浸泡在电解液（5.0％的NaCl溶液）中的底端进行环氧树脂密封两次，然后用砂浆封堵，砂浆表面再用环氧树脂封堵。而通过导线与直流电源相连的顶端，由于试验中电解液液面不漫过试件混凝土上表面，所以顶端的钢筋与导线链接好以后，用环氧密封一次即可。
为方便起见，对受测钢筋混凝土试件及钢筋进行编号，编号示例说明如图3所示：混凝土强度等级为C20，腐蚀程度为轻微腐蚀，混凝土保护层厚度与钢筋直径比值L/d＝2.5，钢筋净间距与直径比值S/d=3.67，该试件中共有4根钢筋，这是第2根钢筋。
3 试验过程和测量方法
3.1 测量装置
成型试件经过56d室内养护后，将其放置在5.0％的NaCl溶液（作为电解液）中，溶液上液面不漫过试件上表面，试件的放置方式和数据采集如图4所示[1]。直流恒压电源正极串联阻值为1Ω的电阻与钢筋（作为阳极）相连接，电源负极与不锈钢板（作为阴极）相连接，恒压控制：18V。
3.2 钢筋腐蚀失重率的测量
当受测试件中某根钢筋达到所要求的腐蚀程度后（钢筋周围最大裂缝宽度达到所要求的控制条件：0mm～0.2mm，0.2mm～0.5mm，0.5mm～2.0mm或以上），立即切断通过该钢筋电流，待该试件中所有钢筋均达到所要求的腐蚀程度后，从电解液中取出，进行裂缝信息记录（包括裂缝形式和裂缝宽度）。
记录完裂缝信息后将试件破型，按次序取出钢筋，最后按《水运工程混凝土试验规程》（JTJ270-98）[5]将钢筋进行酸洗、烘干、冷却和称重。以混凝土强度等级为C50，L/d=1.5，严重腐蚀的试件为例，钢筋腐蚀导致保护层出现锈胀裂缝情况如图5所示，破型后的照片如图6所示。
3.3 试验结果
试验详细记录了混凝土强度等级，保护层厚度（L /d），钢筋净间距（S/d），以及钢筋所处位置等因素影响下，不同腐蚀程度对应试件保护层的裂缝信息（包括裂缝形式和裂缝宽度），C50 L/d＝2的情况如图7所示。混凝土强度等级、保护层厚度组合的六种情况对应的钢筋腐蚀失重率条形图如图8所示。
电解加速腐蚀过程中，按照法拉第定律进行理论计算的钢筋失重率与实测钢筋失重率有差别。通常是实测钢筋失重率小于理论计算值，这是因为除了阳极金属溶解外，还有其他副反应而析出另外一些物质，相应也消耗了一部分电量；其中有部分实际溶解铁的原子价比理论计算假设的要高。少数情况下，理论计算值小于实测值，这可能是由于部分实际溶解铁的原子价比计算假设的原子价要低；以及电解加速腐蚀过程中钢筋块状剥落，原因可能是材料组织不均匀或金属材料－电解液成分的匹配不当所引起。
4 试验结果分析
4.1 加速腐蚀速度
虽然采用电解加速腐蚀方法得到的腐蚀电流大小与实际情况不同，但就试验本身是可以进行各因素对电解腐蚀速度的影响程度对比。通过试验数据发现：C20试件中钢筋腐蚀速度平均是C50试件中对应的6倍左右，这是由于强度高的混凝土水灰比较低，微观结构致密，不易导致电解所需电解液的输移和传导，进而减缓了混凝土中钢筋腐蚀速度。处于角边的钢筋电解腐蚀速度是处于中边的腐蚀速度的1～2倍左右，这是由于处于角边的钢筋周围与电解液的接触机会比处于中边的高1倍左右[1]。
无论试件混凝土强度等级为C20还是C50，随着保护层厚度的增大，电解腐蚀平均速度降低，这是由于混凝土保护层增大对电解液输移传导的阻碍作用明显加强。说明混凝土保护层厚度是降低混凝土中钢筋腐蚀速度，延缓钢筋开始发生腐蚀时间的有效途径。随着混凝土保护层裂缝宽度的增大，电解腐蚀速度变快。这是由于较宽的裂缝为电解液和氧等的渗入钢筋表面参加阳极反应提供了更为便利的机会。
4.2 钢筋腐蚀失重率
相同腐蚀程度条件下，不同混凝土强度等级对钢筋腐蚀失重率无显著差别；不同L/d值对钢筋腐蚀失重率无显著差别；处于角边的钢筋腐蚀率大于处于中边的钢筋腐蚀率，配对样本T检验[6]见表4。研究发现，混凝土强度等级对钢筋腐蚀失重率几无影响，强度等级越高，相应抗拉强度越大，而混凝土开裂是由于钢筋锈胀导致保护层受拉胀裂。用Williamson的观点[7]来解释：钢筋与混凝土表面之间的混凝土抗拉强度受骨料粒径和振捣方法等因素的影响，与核心部位的混凝土抗拉强度不同，因而混凝土强度等级（抗拉强度）对锈胀开裂的钢筋腐蚀量（率）影响不大；还发现保护层厚度对钢筋腐蚀失重率影响很小，这是因为：保护层厚度越小，混凝土渗透性越大，渗透性代表了混凝土中微观孔隙的数量，因而保护层厚度越小，钢筋腐蚀产物在混凝土孔隙中的积聚量越多，积聚量增多和保护层厚度减小对引起锈胀顺筋开裂钢筋腐蚀量的影响会产生一定的抵消。
本文使用Shapiro-Wilk方法检验钢筋腐蚀率是否服从正态分布[8 ,9]，检验结果见表5。从正态性检验可以看出，除了钢筋处于中边，中度腐蚀的情况正态性水平较低（0.01），其余腐蚀程度和钢筋所处位置组合的情况，钢筋的腐蚀率成正态分布，而且正态性较强，均值和标准差见表6。
4.3 钢筋腐蚀导致混凝土开裂形式
混凝土强度等级不同，试件受钢筋腐蚀诱发的开裂形式大致相同。角边的锈胀裂缝较多，而中边的裂缝相对较少。保护层厚度越大，钢筋之间净间距越小，越容易出现层状贯穿性裂缝，导致保护层整体剥落。整理试验结果，钢筋腐蚀诱发混凝土锈胀开裂的裂缝形式归结为4种情况，如图9所示。
结论
（1）混凝土强度等级对电解加速腐蚀速度影响较大，强度越高，电解腐蚀速度越慢，但是对钢筋腐蚀失重率以及锈胀裂缝形式并没有显著影响。
（2）保护层厚度对于电解腐蚀速度影响也很大，保护层越厚，电解速度越慢，越容易出现层状贯穿裂缝，但是对钢筋腐蚀失重率没有显著影响。
（3）钢筋净间距对电解腐蚀速度和不同腐蚀程度对应的钢筋腐蚀失重率均无显著影响，但是对锈胀开裂的裂缝形式有一定影响，钢筋间距越密，越容易出现层状贯穿性裂缝，导致保护层大面积剥落。
（4）处于角边的钢筋电解腐蚀速度和腐蚀失重率均大于处于中边的钢筋，而且角边保护层锈胀开裂的裂缝型式不同于中边情况。
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作者简介
田冠飞，从事混凝土耐久性可靠性研究和测试技术研究。
单位：中国建筑科学研究院
地址：北京市北三环东路30号
邮编：100013
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