蔡 健1,2，魏沐杨1，罗赤宇3，陈庆军1,2，蚁原野1，张 帆1,3
(1．华南理工大学土木与交通学院，广州 510641；2．华南理工大学亚热带建筑科学国家重点试验室，广州 510641；3．广东省建筑设计研究院，广州 510010)
摘 要：当前在进行海工混凝土结构受氯盐侵蚀的耐久性研究时往往忽略了混凝土力学损伤的影响，这可能会导致高估结构的耐久性能。该文提出了在数值分析中引入损伤因子实现综合考虑结构损伤影响及氯盐侵蚀共同作用的分析方法，通过干湿循环的氯盐侵蚀试验与数值模拟分析，研究遭受氯盐腐蚀且受到长期荷载作用的预应力混凝土梁的耐久性能。结果表明，数值分析结果和试验结果吻合良好。参数分析结果表明：0.2mm宏观裂缝的出现对氯离子浓度有着较为显著的影响，未出现宏观裂缝时，拉应力对氯离子输运的影响较为有限；荷载比的大小影响结构的损伤范围和程度，进而影响氯离子在混凝土内的传输；梁构件施加预应力后，在15%和30%两种低荷载比状态下延缓其力学损伤(裂缝)的开展，减小荷载作用对氯离子扩散系数的增大效应，有效提高构件的抗氯盐侵蚀性能，当荷载比增加到45%以上，普通钢筋混凝土梁相对于预应力梁的氯离子浓度增比降至10%以内，这表明较高应力比下预应力对梁抗氯盐侵蚀能力的影响减弱。
关键词：预应力；弯曲荷载；混凝土损伤；氯盐侵蚀；共同作用
海洋气候环境下，海工结构物受到来自海洋环境的氯盐侵蚀引起的钢筋锈蚀，是影响其耐久性的主要因素，由此造成的直接和间接损失非常巨大。钢筋锈蚀被认为是混凝土结构耐久性能退化的最主要原因，而氯离子侵蚀又是引起钢筋锈蚀的主要因素[1]。
Collepardi等[2]首先提出用菲克第二扩散定律描述海洋环境下混凝土中氯离子的扩散行为。Francois等[3]最早研究了裂缝对混凝土中氯离子渗透的影响。Raoul等[4]进行了不同裂缝宽度配筋砂浆试件在干湿循环条件下的室内加速腐蚀试验。Ma等[5]通过试验研究由腐蚀导致的不同宽度裂缝对钢筋混凝土拱肋力学性能的影响，并提出了一个预测考虑腐蚀损伤后拱肋力学性能的计算模型。国内学者延永东、金伟良等[6]采用 COMSOL有限元软件建立二维扩散模型，对饱和状态下开裂混凝土内氯离子输运过程进行模拟。金浏等[7]建立了裂缝中氯离子扩散系数 Dcr与裂缝宽度 wcr之间的定量关系式，数值模拟了开裂混凝土中氯离子扩散行为。其他一些学者也对混凝土中氯离子传输特性进行了考虑荷载或裂缝的试验、数值模拟及理论研究[8－9]。对于氯离子场与其他物理场的耦合问题，也是当年的研究热点，金生吉等[10]通过试验的方法开展了玄武岩纤维增强混凝土(BFRC)在腐蚀条件下抗冻融性能研究。郑山锁等[11]在人工气候模拟实验室对7个RC框架梁试件进行人工模拟酸雨环境加速侵蚀试验，随后对其进行拟静力试验。
预应力技术作为结构抗裂的强有力手段，在混凝土抗腐蚀方面也起到相当重要的作用，但目前对预应力结构受腐蚀的研究仍较少。刘荣桂等[12－13]详细研究了常见自然环境作用下预应力钢筋混凝土结构的耐久性问题，研究发现：裂缝宽度与保护层厚度的比值对预应力混凝土结构耐久性的影响比较明显。吕志涛等[14]通过进行开裂预应力混凝土试件进行腐蚀试验，研究了预应力混凝土结构裂缝状态下预应力筋腐蚀的机理。
鉴于氯盐侵蚀的危害严重以及预应力结构腐蚀方面研究成果较少，本文提出了在数值分析中引入损伤因子实现综合考虑结构损伤影响及氯盐侵蚀共同作用的分析方法，通过干湿循环的氯盐侵蚀试验与数值模拟分析，研究遭受氯盐腐蚀且受到长期荷载作用的预应力混凝土梁的耐久性能。
干湿交替区域的氯盐环境中，氯离子在对流和扩散等多种复杂机制共同作用下，以较快的速度向混凝土结构内部渗透，干湿交替区域往往是混凝土结构中钢筋锈蚀最为严重的部位。在该区域中，对流和扩散是氯离子输运的主要方式。
对流区处于干湿循环中距离混凝土表面 5 mm以内，由文献[15]所做的数值模拟结果与试验实测值对比可见，该区域的拟合效果存在一定误差。本文主要研究距离混凝土表面5 mm以后至钢筋深度位置(扩散区)的氯离子扩散情况，所以将对流区简化成扩散区来开展模拟，故可使用普通的扩散方程。在混凝土结构中，经常采用菲克第二定律来描述氯离子的扩散传输规律，一维形式可以表示如下：
式中：C为扩散物质浓度；D是扩散系数；t为时间；x为扩散深度。
荷载会引起混凝土开裂，导致裂缝处氯离子的扩散速度有所提高。已有研究表明，在数值模拟中建立裂缝[16]，设置不同的扩散系数[17]，根据混凝土的损伤程度建立损伤因子修正氯离子扩散系数[18]等方法均能考虑混凝土开裂的影响；其中，考虑损伤因子的方法可较好地考虑荷载的影响。因此下文采用考虑损伤因子来模拟裂缝对氯离子扩散系数的影响。
本文采用 Al-Kutti[18]提出的考虑结构损伤的氯离子有效扩散系数D，表达式如下：
式中，De为不考虑结构损伤时的氯离子标准名义扩散系数。
文中对试验数据进行拟合，建立了以损伤因子d为自变量的混凝土损伤影响函数Fd：
Al-Kutti[18]引用了 Mazars和 Pijaudier-Cabot[19]提出的用混凝土弹性刚度的退化来描述结构损伤。
式中：E0和E分别为损伤前和损伤后的混凝土割线模量；d为损伤因子。
同时，Taher等[20]提出了一种受压混凝土本构关系：
式中：uσ、uε分别为混凝土受压峰值应力和应变；m为依赖于uσ的相关参数。
A-Kutti[18]结合式(5)和式(6)，得出混凝土模量和损伤因子之间的关系：
式中：Ec、Et分别为混凝土未损伤时的受压割线模量和受拉割线模量；mc、mt分别为受压、受拉损伤时混凝土材料参数；xε为混凝土轴向应变；εcr为混凝土开裂应变。
以损伤因子d作为中间变量，可建立起氯离子有效扩散系数D和混凝土轴向应变xε的关系，从而实现荷载应力场和氯离子扩散场的共同作用。
本文采用COMSOL Multiphysics 5.2a软件来进行分析，采用“对流-扩散方程”模块物理场来实现荷载应力场和氯离子扩散场的共同作用。
该物理场的控制偏微分方程形式为：
式中：c为扩散系数；β为对流系数；f为源项；dcl为阻尼或质量系数。
混凝土采用软件内置的 Ottosen模型，普通钢筋和预应力筋均采用软件内置的弹塑性材料模型。混凝土和钢筋之间的接触关系采用广义拉伸关系。
为验证该方法的可行性，本文首先针对文献[21]进行验证，其试验对象为处于潮汐区、受到50%弯曲荷载、进行受拉受压双面渗透的素混凝土梁。根据文献[21]的试验参数建立有限元模型，将数值模拟结果与试验数据进行比较，相关参数见表1，其中pw2为分段函数，用于表达式(3)和式(4)的混凝土力学损伤函数Fd，solid.eXX表示混凝土沿x方向的轴向应变，由该分段函数实现应力场和氯离子扩散场的共同作用。不同时间段(包括35 d、70 d和120 d)试验与数值模拟结果如图1所示，可以看出，数值模拟结果与试验结果具有较好的拟合效果，这说明本文所采用的荷载与腐蚀共同作用方法较为合理。
表1 模型参数
Table 1 The parameters of model
图1 跨中氯离子浓度对比图
Fig.1 The chloride ion concentration at midspan
4.1.1 试件具体参数
为了更深入验证该方法的可行性，本文设计制作7根预应力钢筋混凝土梁，用于研究遭受氯盐腐蚀且受到长期荷载作用的预应力混凝土梁的耐久性能。结合试验环境池的整体尺寸，试件截面尺寸均取为 150 mm×180 mm×1000 mm(b×h×l)。考虑到试验腐蚀效果，保护层厚度取15 mm。尺寸和配筋如图2所示，各试件具体参数如表2所示，其中L0进行静力加载试验，可确定未腐蚀预应力钢筋混凝土梁的极限承载力。L1、L2、L3分别为进行 98 d氯离子渗透试验的三种不同荷载比的预应力钢筋混凝土梁；L4、L5、L6分别为进行182 d氯离子渗透试验的三种不同荷载比的预应力钢筋混凝土梁。《混凝土结构设计规范》[22]将预应力混凝土构件正截面的受力裂缝控制等级分为三级，本文试验试件参数与规范中不同的裂缝控制等级相对应，其中荷载比指施加的弯曲荷载与极限弯曲承载力的比值。荷载比 9.6%、20.4%、56%的试件分别对应一级、二级、三级裂缝控制等级。本文构件最大裂缝控制宽度取为0.2 mm，因此加载中控制L3和L6出现0.2 mm的裂缝。
图2 试件尺寸和配筋图
Fig.2 Dimension and reinforcement of the specimens
表2 试件具体参数
Table 2 The specific parameters of test specimens
4.1.2 材料性能
试验采用C40强度等级商品混凝土，水灰比约为 0.4，最大骨料粒径 16 mm。混凝土梁纵向钢筋和箍筋均采用HRB335(直径10 mm钢筋)，预应力钢绞线采用3s10.8 mm。螺杆和弹簧采用304不锈钢，加载装置的其他钢板采用Q235强度等级。
混凝土、普通钢筋和预应力钢绞线性能指标如表3所示。
表3 材料性能指标 /MPa
Table 3 Material performance indicators
相关实验过程如图3所示。在混凝土浇筑完成并养护28 d后，对预应力钢绞线进行张拉和锚固，并在预应力端头区域浇筑混凝土保护层。张拉完成10 d后，所有梁只留一个受拉底面作为氯离子渗透面，将其余的五个截面的混凝土浮浆磨去，用酒精清洗干净后，用环氧树脂涂刷封闭，保证氯离子只从底面进行渗透。加载实验装置如图4所示。待标准环氧树脂的固化期过后，先对试件 L0进行静力加载试验，确定梁的极限承载力为150 kN。根据裂缝控制等级对其余六根梁施加不同的弯曲荷载，弯曲荷载由试件两两自锚，并在四根螺杆施加相应的荷载实现，如图 3(c)所示。对应三种荷载比 P/Pcr分别为 9.6%、20.4%、56.0%，每根螺杆的荷载分别为3.61 kN、7.66 kN、21.00 kN。弯曲荷载施加完成后，将试件放入质量分数为5%的NaCl溶液环境池中，并在室温下进行干湿循环试验。干湿循环制度为一个周期湿润7 d，干燥7 d，分别进行7个周期和13个周期，即98 d和182 d。
图3 实验过程
Fig.3 Experimentation
图4 加载装置图
Fig.4 Loading device
待干湿循环试验结束后，测量梁试件的氯离子含量，测点布置方案如图5所示。每个取粉的试件在混凝土受拉区侵蚀底面设置了六个测点。由Nordtese NT BUILD 443[23]规定，为降低边缘效应及表面涂层的影响，每次取粉的有效范围都应大于集料最大粒径的 3倍。本文混凝土集料最大粒径为16 mm，同时考虑箍筋间距及取粉的可操作性，抽取芯样的直径取为50 mm。待混凝土试件表面干燥后，用金刚石钻头磨取两个暴露面不同深度处的混凝土粉样(按照2 mm一层，一共10层，最大取样深度 20 mm)，测定混凝土中水溶性氯离子(自由氯离子)含量，并在侵蚀0 d、98 d、182 d时对预留的混凝土试块进行RCM试验，获取无荷载作用下不同侵蚀时间的氯离子扩散系数。
图5 氯离子含量测点布置方案
Fig.5 The layout plan of Chloride ion content measuring point
由于试验只考虑氯离子从梁受拉区的底面侵入，因此本仿真分析中只讨论受拉区的氯离子浓度扩散情况。以L2、L3为例，提取试件纯弯段、加载点的测点有限元结果与试验数据进行对比，结果如图6所示。
图6 氯离子浓度有限元结果与试验结果对比
Fig.6 The comparison of analysis with experimental results
由图可以看出，对于荷载比较小的L2，数值模拟与试验研究的结果吻合得较好，而对荷载比较大(裂缝控制等级较高)的 L3，采用上文方法，COMSOL有限元分析结果与试验结果拟合趋势基本符合，但拟合效果并不特别理想，原因可能是文献[18]的研究对象是普通钢筋混凝土梁，而本次试验对象为预应力钢筋混凝土梁，其力学性能与普通钢筋混凝土梁有所区别，而且不同试验条件也可能存在一定的差异。为此，本文根据试验结果，提出了新的混凝土力学损伤影响函数Fd。通过试算获得受拉区的平均损伤因子，利用试验数据进行拟合，偏保守取拟合曲线为一次函数关系，拟合方程为Fd=0.775d+1(受拉)。由于本文的试验梁仅以受拉底面作为氯离子渗透面进行考察，故模拟时受压区的Fd函数均取为1(即是不进行修正)。
重新拟合混凝土力学损伤影响函数Fd后L2、L3试件对比结果如图7所示。
图7 采用本文Fd的氯离子浓度有限元结果与试验结果对比
Fig.7 The comparison of analysis with experimental results by using Fdin this paper
有限元分析结果与试验结果拟合良好，特别是在对流区深度(4 mm)以后的范围内拟合效果更佳。本试验及分析再一次表明了采用力学损伤理论考虑荷载作用对氯离子扩散系数影响的方法是合理可行的，而本节拟合的力学损伤影响函数Fd可较为准确地对本预应力梁进行预测。
通过COMSOL软件模拟得到的L2梁混凝土应力、普通钢筋应力、预应力筋应力如图8所示。
图8 应力云图 /MPa
Fig.8 Stress diagram
因此此方法可同时对应力及氯离子侵蚀的共同作用进行较深入研究。
受限于试验设备及场地，本文试验试件数量及时间均较有限，为了对本文的研究参数影响有更深入的了解，以下对影响氯离子输运的混凝土力学损伤程度、荷载比、有无预应力和时间四个主要参数进行有限元参数化分析，进一步研究它们的影响。下文中5a和20a分别表示5年和20年。
5.2.1 混凝土力学损伤程度对预应力混凝土内
氯离子输运的影响
不同裂缝控制等级(荷载比)下98 d氯离子浓度分布情况如图 9所示。当荷载比从 9.6%增大到20.4%、56%，混凝土损伤因子从10-7增大到0.142、0.93，增长幅度迅速增大，而氯离子浓度也从0.05%增至0.077%(跨中深度15 mm处为例)。同时可以看出，一级和二级裂缝控制等级的氯离子浓度曲线基本重合，差异较小，三级裂缝控制等级的氯离子浓度比前两级较大，且随着深度的增大越发明显。以上变化说明 0.2 mm宏观裂缝的出现对氯离子浓度有着一定的影响，而未出现宏观裂缝时，拉应力对氯离子输运的影响较为有限。
在同一深度处不同裂缝控制等级下，氯离子浓度沿跨度方向变化曲线如图 10所示。由图可知，当裂缝控制等级为一级和二级时，较小荷载作用的影响主要集中在纯弯段区域。当裂缝控制等级为三级时，较大荷载作用区域向两侧扩大，比二级裂缝控制的区域扩展了50%。这进一步表明0.2 mm宏观裂缝的出现对氯离子浓度有着较为显著的影响。
图9 不同裂缝控制等级下跨中氯离子浓度分布曲线图(98 d)
Fig.9 Chloride ion concentration distribution at midspan under the different crack control levels (98 d)
图10 同一深度处、不同裂缝控制等级下氯离子浓度沿跨度方向变化曲线(98 d)
Fig.10 Chloride ion concentration distribution along the span direction under the same depth and the different crack control levels (98 d)
5.2.2 荷载比的影响
基于本文试验拟合得到的力学损伤影响函数Fd，取预应力混凝土梁在荷载比0、30%、50%、70%作用下进行5a和20a氯盐侵蚀模型进行研究。图11是不同荷载比作用下预应力梁侵蚀5a和20a氯离子浓度曲线。由图可见，随着荷载比的增大，同一深度氯离子浓度不断增大。如图11(a)所示，荷载比50%和70%作用下跨中浓度曲线基本重合，主要原因是荷载比在50%～70%之间，损伤的范围已经完全覆盖跨中的位置，损伤大小在深度50 mm之后才体现出明显差别，然而 5年内氯离子主要侵蚀深度范围基本只覆盖到50 mm，超过50 mm渗透缓慢。
其他参数不变，将侵蚀时间增大至20a进行计算。由图 11(b)可见，预应力梁跨中氯盐浓度在120 mm处才逐渐趋向于0，表明20年的时间已经使氯离子渗透到混凝土内部较深的位置。50%和70%荷载比作用下，预应力梁跨中氯盐浓度在深度80 mm以后开始出现较为明显的差别，作出两种荷载比下80 mm深度以后的氯盐浓度对比柱状图，如图 12所示。由图可以看出，随着侵蚀时间的较大延长，较高荷载比作用下预应力梁力学损伤差异对氯离子输运的影响逐渐显现。
不同荷载比作用下预应力梁深度 40 mm处氯离子浓度如表4所示，可以看出总体上的氯盐输运规律较为相似，随着荷载比的增大，同一深度处氯离子浓度均增大，浓度增比也同样增大。从上述分析可总结得到，荷载比的大小影响了梁的损伤范围和程度，进而影响不同深度氯离子浓度。
图11 不同荷载比作用下预应力梁侵蚀5a和20a氯离子浓度曲线
Fig.11 The comparison of chloride ion concentration of prestressed beams under different loading ratios with 5a and 20a
图12 80 mm深度以后跨中氯离子浓度
Fig.12 The comparison of chloride ion concentration distribution at midspan after 80 mm
表4 不同荷载比作用下预应力梁深度40 mm处氯离子浓度
Table 4 Chloride ion concentration of prestressed beams under the different loading ratios at 40 mm depth
注：增比指每一种荷载比下跨中浓度相对0%荷载比下跨中浓度增加量占0%荷载比下跨中浓度的百分比。
5.2.3 预应力的影响
取预应力梁和无预应力梁在 15%、30%、45%荷载比作用下侵蚀5a的氯离子浓度曲线进行对比，如图 13所示。可以看出，对应测点同一深度所有预应力梁的氯离子浓度均小于无预应力梁。同时，随着荷载比的增大，预应力梁和无预应力梁氯离子浓度曲线差距逐渐缩小。有无预应力梁在不同荷载比作用下侵蚀5a的氯离子浓度增量如表5。不同荷载比作用下，跨中、加载点浓度增量均呈现相似地变化。在15%低荷载比作用下，跨中和加载点浓度增比较大，均达到55%以上，若将力学损伤因子与裂缝开展作一定的联系，这主要是因为15%荷载比时，预应力梁底部仍承受压应力，荷载对氯盐传输的影响可以忽略，而相同情况下无预应力梁受拉损伤已经开始发展，主要损伤区域在纯弯段内。30%荷载比时，跨中和加载点的浓度增比分别下降明显，对照试验，无预应力梁已经出现了明显的宏观裂缝(约 0.10 mm)，而预应力梁的裂缝开展仍然较为缓慢，肉眼可见裂缝宽度非常小。从而导致对应测点同一深度有无预应力梁的氯离子浓度仍差异明显，但此时两者的损伤因子大小差距有所缩小。45%荷载比时，跨中和加载点的浓度增比降至10%以内，这是因为预应力梁在纯弯段内，深度40 mm以下的范围内，损伤因子大小与无预应力梁的差距进一步缩小，该阶段预应力梁的宏观裂缝开始开展，无预应力梁的裂缝在深度和宽度上继续发展。这说明预应力梁在较低荷载比下相比普通钢筋混凝土梁有较好的抑制氯离子在混凝土内渗透的能力，但随着荷载比的增大，预应力梁与普通钢筋混凝土梁相同位置的损伤因子大小差距在不断缩小，当荷载比增加到45%以上，普通钢筋混凝土梁相对于预应力梁的氯离子浓度增比降至10%以内，这表明较高应力比下预应力对梁抗氯盐侵蚀能力的影响减弱。
图13 有无预应力梁不同荷载比作用下侵蚀5a氯离子浓度曲线
Fig.13 The comparison of chloride ion concentration in prestressed beams and normal beams under different load ratios with 5a
表5 不同荷载比作用下有无预应力梁氯离子浓度增量
Table 5 The chloride ion concentration increment in prestressed beams and normal beams under different load ratios with 5a
注：增比指每一种荷载比下无预应力测点浓度比相应预应力测点浓度增大的百分比。
5.2.4 时间的影响
时间因素的影响主要体现在两个方面。一个方面，随着时间的增长，混凝土材料的水化作用继续进行，孔隙率降低，孔隙结构会更加密实，因此氯离子扩散系数会不断降低。本文RCM试验得到的氯离子扩散系数数据拟合得到的氯离子随时间变化曲线如图 14所示。拟合曲线方程为y=3.96×(84/(84+x))m，m=0.69，其中 m 是指扩散系数的时间衰减系数。是否考虑时间劣化作用的氯离子浓度曲线如图 15所示。在普通钢筋位置处，考虑时间劣化作用，氯离子浓度减小了53.5%，入侵深度从92 mm减小到43 mm，深度降低了53.3%。综合两图数据可知，时间劣化因素对氯离子输运进程影响较大，考虑该因素能够更为准确地模拟氯离子扩散规律。
图14 试验时间劣化系数拟合
Fig.14 Matching the degradation coefficient of test time
图15 有无考虑时间劣化影响下氯离子侵蚀2a浓度曲线
Fig.15 The comparison of chloride ion concentration with having degradation time or not
另一方面，随着时间的推移，氯离子在侵入含量和侵入深度两个指标都有一定的增长。侵入深度是指从氯离子侵入面到混凝土内部氯离子含量达到0.002%的垂直距离。不同侵蚀时间下氯离子浓度变化曲线如图 16所示。不同侵蚀时间下普通钢筋位置处氯离子浓度和入侵深度如表6。从图16看出，随着时间的推移，同一深度处的氯离子浓度不断增加，氯离子侵入深度也不断增大。从表6也同样可以看出类似的规律，同时从不同时间的氯盐浓度增比可以看出氯盐入侵速度随时间的推移逐渐变缓。因此，两方面因素共同作用下，随时间增长氯离子侵入含量和侵入深度都会增大，但增大速度逐渐变缓。
图16 不同侵蚀时间下氯离子浓度变化曲线
Fig.16 The comparison of chloride ion concentration under the different time
表6 不同时间侵蚀时间下普通钢筋位置处氯离子浓度和入侵深度
Table 6 Chloride ion concentration at the location of rebars and the invasion depth under the different time
注：浓度增比指不同时间25mm处氯离子浓度相对2年25mm处氯离子浓度增加量占2年25mm处氯离子浓度的百分比。
本文针对受荷载及氯盐侵蚀共同作用下的预应力混凝土梁中氯离子的传输特性进行研究，得到如下结论：
(1) 采用考虑力学损伤理论来研究荷载作用对氯离子在混凝土内的传输特性影响的方法合理可行。本文所提出的力学损伤影响函数可较好的模拟本文的试验结果。考虑到现有研究中关于预应力梁受荷载及氯盐侵蚀共同作用的成果较少，其适用性有待更多的试验来进行验证。
(2) 0.2 mm宏观裂缝的出现对氯离子浓度有着较为显著的影响，而未出现宏观裂缝时，拉应力对氯离子输运的影响较为有限。
(3) 荷载比的大小影响了结构的损伤范围和程度，进而影响氯离子在混凝土内的传输。
(4) 梁构件施加预应力后，在15%和30%两种低荷载比状态下延缓了其力学损伤(裂缝)的开展，减小了荷载作用对氯离子扩散系数的增大效应，有效提高了构件的抗氯盐侵蚀性能，当荷载比增加到45%以上，普通钢筋混凝土梁相对于预应力梁的氯离子浓度增比降至10%以内，这表明较高应力比下预应力对梁抗氯盐侵蚀能力的影响减弱。
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DURABILITY OF PRESTRESSED CONCRETE BEAMS UNDER SIMULTANEOUS FLEXURAL LOAD AND CHLORIDE EROSION
CAI Jian1,2, WEI Mu-yang1, LUO Chi-yu3, CHEN Qing-jun1,2, YI Yuan-ye1, ZHANG Fan1,3
(1. School of Civil Engineering and Transportation, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China;2. State Key Laboratory of Subtropical Building Science, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China;3. Architectural Design and Research Institute of Guangdong Province, Guangzhou 510010, China)
Abstract:Damage mechanics of concrete are often ignored in the durability study on chloride corrosion tests of offshore engineering structures, hence the durability of structures is overrated. This paper presents a study on introducing a damage factor to combine load and corrosion in numerical analysis of the durability of offshore structures. The wetting-drying tests were carried out, and the finite element model was established in order to study the durability of prestressed concrete beams under the chloride corrosion environment and long-term loadings. The results obtained from numerical analysis agreed well with test results. The finite element parametric analysis showed that 0.2mm macro-cracks have a significant influence on the chloride ion concentration, and the effect of tensile stresses on the chloride transport is limited when macro-cracks are not present. The loading ratio affects the damage range and the extent of the structure, which in turn affects the transfer of the chloride ions in concrete. The prestress delays the development of the mechanical damage in beams at 15% and 30% loading ratios, and reduces the loading effect on the coefficient of chloride ion diffusion, which improves the chloride resistance of the member. When the loading ratio increases to greater than 45%, compared to the prestressed beam, the increase in chloride ions in the normal reinforced concrete beams of chloride ion concentration is less than 10%, which means the influence of the prestress effect on the chloride resistance of the beam is weakened with higher loading ratios.
Key words:prestressing; flexural load; concrete damage; chloride erosion; interaction
中图分类号：TU378.2
文献标志码：A
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.03.0256
文章编号：1000-4750(2018)07-0208-11
收稿日期：2017-03-30；修改日期：2017-09-14
基金项目：华南理工大学中央高校基本科研业务费项目(2017MS022)；华南理工大学亚热带建筑科学国家重点实验室自主研究课题项目(2015ZA04)；国家自然科学基金项目(E080501)
通讯作者：陈庆军(1975―)，男，广东人，副教授，博士，主要从事结构理论、结构仿真分析等研究(E-mail:qjchen@scut.edu.cn).
作者简介：
蔡 健(1959―)，男，广东人，教授，博士，主要从事结构理论、混凝土结构耐久性等研究(E-mail:cvjcai@scut.edu.cn);
魏沐杨(1991―)，男，广东人，硕士生，主要从事混凝土结构耐久性研究(E-mail: myweicivil@foxmail.com);
罗赤宇(1972―)，男，广东人，教授级高工，硕士，主要从事结构设计(Email: luochiyu@163.com);
蚁原野(1990―)，男，广东人，硕士生，主要从事混凝土结构耐久性研究(E-mail: yuanye.yi1990@foxmail.com);
张 帆(1981―)，男，广东人，高工，硕士，主要从事结构设计(Email: fankycheung@163.com).