基于钢筋加速非均匀锈蚀的混凝土保护层胀裂预测.pdf

第55卷第4期2023年8 月DO1:10.15986/j.1006-7930.2023.04.016西安建筑科技大学学报（自然科学版）J.Xian Univ.of Arch.&Tech.(Natural Science Edition)Vol.55No.4Aug.2023基于钢筋加速非均匀锈蚀的混凝土保护层胀裂预测董征，付传清，陆晨涛，李思瑶，周建波（浙江工业大学土木工程学院，浙江杭州）摘要：自然侵蚀条件下混凝土中钢筋的腐蚀形态为非均匀锈蚀通过有限元模拟通电加速非均匀锈蚀试验，得到钢筋表面的电流密度分布，进而推导了锈蚀过程中钢筋锈层厚度非均匀分布及其对应的钢筋表面径向位移表达式基于锈蚀产物的非均匀锈胀位移，建立混凝土保护层胀裂模型并通过锈蚀试验验证了模型准确性基于保护层胀裂模型，探明了锈蚀方法（均匀或非均匀锈蚀）、钢筋位置、钢筋直径和保护层厚度等关键参数对混凝土胀裂全过程的应变场以及开裂模式的影响规律结果表明：混凝土开裂前应变场的分布规律与开裂后裂缝的位置和发展规律具有一定相关性；均匀与非均匀锈蚀条件下，混凝土应变场分布和开裂模式存在显著差异；非均匀锈蚀下，钢筋位于角部位置、钢筋直径增大、保护层厚度减小均对裂缝的发展有加剧作用.关键词：钢筋混凝土；非均匀锈蚀；锈胀开裂；开裂模式中图分类号：TU375；T U 52 8Prediction of concrete cover cracking based on acceleratednon-uniform corrosion of reinforcing steel barsDONG Zheng,FUChuanqing,LUChentao,LI Siyao,ZHOU Jianbo(College of Civil Engineering,Zhejiang University of Technology,Hangzhou 310023,China)Abstract:The corrosion pattern of steel bars in concrete under natural corrosive environment is non-uniformcorrosion.In this study,the current density distribution on the surface of the steel bar was obtained by finiteelement simulation of the accelerated non-uniform corrosion test,and then the non-uniform distribution of thethickness of the steel bar rust layer during the corrosion process and the corresponding radial displacementexpression of the steel bar surface were derived.On the basis of the non-uniform rust expansion displacement of thecorrosion products,a model of concrete cover cracking was established.The effects of corrosion method(uniformor non-uniform corrosion),position of steel bar,diameter of steel bar,and thickness of concrete cover on the strainfield and cracking mode of the concrete during rust expansion were investigated.The results show that the locationand development of cracks is related to the distribution law of the strain field before the cracking of concrete.Thereare significant differences in the strain field distribution and cracking mode of concrete under uniform and non-uniform corrosion conditions.Under non-uniform corrosion,the position of steel bar at the corner,the increase ofsteel bar diameter and the decrease of protective layer thickness all aggravate the development of cracks.Key words:reinforced concrete;non-uniform corrosion;corrosion-induced cracking;cracking mode钢筋锈蚀导致混凝土开裂是影响混凝土结构耐久性的主要原因之一，非均匀锈蚀是钢筋自然锈蚀中的主要形式。由于有害物质的侵蚀和氧气、水的传输在自然环境下都是由外到内的过程，因此钢筋会在靠近保护层一侧率先脱钝锈蚀相比于均匀锈蚀，非均匀锈蚀一方面形成宏电池可加速钢筋锈蚀，另一方面则会导致保护层的开裂更收稿日期：2 0 2 2-11-11修改稿日期：2 0 2 3-0 7-16基金项目：浙江省自然科学基金资助项目（LZ20E080003，LR2 1E0 8 0 0 0 2，LQ 2 2 E0 8 0 0 17），国家自然科学基金资助项目（5197 8 6 2 0，52 2 0 8 2 94）第一作者：董征（1994一），女，博士，讲师，主要研究方向为混凝土结构耐久性、腐蚀与防护E-mail：z d o n g z ju t.e d u.c n通信作者：付传清（198 2 一），男，博士，教授，主要研究方向为混凝土结构耐久性E-mail：c h q f u z j u t.e d u.c n文献标志码：A文章编号：10 0 6-7 9 30（2 0 2 3)0 4-0 59 8-0 9为迅速和严重1-3 因此，研究非均匀锈蚀下混凝土的开裂模式对混凝土结构寿命的预测具有重要意义.研究混凝土结构锈胀开裂的主要方法有理论分析、试验研究、数值模拟2-5 其中，试验研究中诱导钢筋锈蚀的方法主要包括自然环境锈蚀6 、人工环境加速锈蚀7 、通电加速锈蚀8-12 针对混凝土第4期结构中钢筋锈层分布以及锈胀开裂的预测，人工环境加速锈蚀下的钢筋呈现非均匀锈蚀，其锈层分布可用高斯函数描述，与自然环境锈蚀吻合然而，自然环境锈蚀与人工环境加速锈蚀所需的试验周期均较长，通电加速锈蚀成为研究混凝土结构锈胀开裂的主要方法之一Fu等13 利用一种基于内置电极法的加速非均匀锈蚀方法对混凝土试块进行试验，可得到与自然环境下高斯型锈层分布相符合的钢筋锈层分布，同时大大缩短了试验周期针对锈胀开裂的数值计算，现有的非均匀锈蚀有限元模型模拟膨胀力的方法包括热模拟、荷载模拟、径向位移模拟14-151然而，大多数的模型都是采用半椭圆形模型模拟锈层的非均匀分布16-17 ，与实际非均匀锈蚀钢筋的锈层分布有一定差别.由此，本文以高斯分布的径向位移模拟锈层的非均匀分布以此模型探究锈蚀方式、钢筋位置、钢筋直径、保护层厚度对应变场分布、开裂模式的影响另外，采用内置电极法的通电加速锈蚀试验，利用应变仪采集锈蚀过程中的应变变化，以试验数据验证模型的准确性.1非均匀锈蚀钢筋圆周方向锈层厚度分布模型1.1COMSOL模型参数设置在基于内置电极法的钢筋非均匀锈蚀通电试验中，导致钢筋非均匀锈蚀的原因就是电流的非均匀分布，因此，锈层的分布应与电流密度的分布一致为了得到电流在钢筋表面的分布，利用COMSOL对于钢筋非均匀锈蚀通电试验进行了模拟本文主要针对基于钢筋横截面非均匀锈蚀的锈胀开裂开展研究，暂未考虑沿钢筋长度方向的纵向非均匀性，采用二维模型5.18 如图1所示，设置混凝土尺寸为150 mm150mm75mm，保护层厚度为30 mm钢筋和钢丝为两个电极，钢筋的平均电流密度设置为310-A/mm模型中混凝土电导率数值由试验实测得到，为0.0 1439 S/m，本文暂未考虑混凝土材料的非均质性在通电锈蚀的过程中，主要控制锈层分布的因素是不锈钢丝与钢筋的截面积之比、不锈钢丝和钢筋的净距当不锈钢丝与钢筋的相对位置不同时，钢筋锈层仍符合高斯分布，但锈层分布具体数值发生改变13 基于作者已有研究，不锈钢丝与钢筋截面积之比及净距愈小，钢筋通电锈层分布与自然锈蚀下锈层分布愈相近，且不锈钢丝本身对开裂的影响可忽略不计13 根董征，等：基于钢筋加速非均匀锈蚀的混凝土保护层胀裂预测16 mm、2 4 m m、32 m m.混凝土钢筋不锈钢丝图1有限元模拟几何模型及混凝土中电流密度计算图示Fig.1 Geometric model of finite element simulation andcalculation diagram of current density in concrete1.2电流密度分布函数以d=16mm的计算结果为例，如图1所示，流线越密集，表示电流密度越大钢筋表面最靠近钢丝的位置电流密度最大，随着钢筋表面各点与钢丝距离增加，电流密度逐渐降低将各种情况的钢筋表面的电流密度分布导出，并用高斯函数拟合，具有很好的拟合度，见式(1).i(0)=y+a1V2元a2式中：y。为均匀系数，反映圆周方向上均匀分布的电流密度；a1为非均勾系数，反映非均匀分布的电流密度的总和；为扩展系数，反映高斯分布图像的缓陡程度；。表示函数的对称轴位置，0。=0钢筋圆心与钢丝圆心连线的角度定义为=0轴，顺时针旋转为负值，逆时针旋转为正值，因此的取值范围为一元，元)最终得到电流密度分布拟合曲线（图2），并得到参数与钢筋直径的关系图（图3)其关系式可由幂函数较好地拟合，拟合函数如表1所示.1614上12(.V)!1086420-1.0元图2 钢筋不同角度位置电流密度分布拟合图Fig.2 Fitting diagram of current density distribution atdifferent angles of steel bar599据已有试验及模拟结果13，在本文中钢丝和钢筋净距设定为8 mm，钢丝的直径固定为0.8 mm，因此在模拟过程中，主要考虑钢筋直径对于电流分布的影响，设置钢筋直径d为8 mm、12 m m、(1).d=8mm:d-12 mm.d=16 mm.d=24 mm:d32mm一d=8mm拟合曲线d=12mm拟合曲线-d=16mm拟合曲线d=24mm拟合曲线d=32mm拟合曲线-0.5元0.0元/rad0.5元1.0元(2)6001.61.41.21.00.80.60.4图3钢筋直径和高斯拟合参数的关系图Fig.3Relationship between steel bar diameter andGaussian fitting parameters表1基于钢筋直径的参数拟合函数Tab.1 Parameter fitting function based on steel bar diameter参数a1a2如图3与表1所示，y。和2随着钢筋直径的增大而减小，1随着钢筋直径的增大而增大通电锈蚀过程中，锈层厚度分布与电流密度分布一致因此在相同的锈蚀率下，随着钢筋直径的增加，锈层厚度分布越陡峭，均匀部分减小，非均匀部分增大，最大锈层厚度增大。1.3铁锈层厚度分布函数锈层厚度分布与电流密度分布一致呈现高斯分ho/o.o300.1表中：为膨胀角，为势函数的偏心率，Obo/oco为混凝土双轴抗压和单轴抗压之比，K为拉伸子午面上与压缩子午面上的第二应力常量之比，u为黏性系数.2.2混凝土开裂准则图4为本文试验测得混凝土受拉本构模型，受拉时应变发展很快，极限拉应力为2.0 1MPa如图5所示，当混凝土达到极限拉应力时，混凝土开始产生应变，但是应力没有马上急剧减少，应变没有急剧增加，当塑性拉应变达到150 微应变时，开始急剧增加，应力急剧减少因此本模型开裂的判定准则为极限拉应变准则，极限拉应变为150微应变.2.3径向位移加载边界条件根据锈层厚度的分布函数，可得到钢筋圆周方向的径向位移函数为：西安建筑科技大学学报(自然科学版)714布，根据Faraday定律公式和锈蚀产物几何关系公J一拟合曲线at一a,拟合曲线一a，拟合曲线a2816d/mm函数表达式yo(d)=3.16 d-0.37,R=0.99ai(d)=5.73 do.23,R=0.98a2(d)=2.65 d-0.52,R=0.991.16第55卷式可得13nMret.dLi(0,d)do=12ZPFs:211最终可得到锈层厚度分布函数为公式（3）所10示，也符合高斯分布，与锈蚀试验得到的锈层厚9度分布规律一致19：2432表2 混凝土材料参数Tab.2Parameters of concrete materialsK2/3dT(0,d)do2元T(0,d)=ZMFmMet(0,dnd:ei(0,d)(3)一4iave式中：n为铁锈体积膨胀系数，取2；Mre为铁的摩尔质量，取56 g/mol；t 为通电时间（s）；Zr e 为铁的化合价，取2；F为法拉第常数，取9 6 48 5C/mol；为钢筋密度，取7.8 510 g/m；i a v e为钢筋表面平均电流密度；d为钢筋初始直径；为钢筋的锈蚀率.2通电试验中钢筋混凝土锈胀开裂模型2.1ABAQUS模型参数设置为了探究钢筋混凝土在锈蚀过程中开裂模式，利用ABAQUS模拟锈胀开裂过程模型采用塑性损伤模型来模拟混凝土锈胀开裂，单元类型为CPS4R，用等直径的空洞来代替钢筋位置，由于钢筋周围的应力应变较为集中，所以，对钢筋周围的网格划分适当加密，采用钢筋的径向扩张位移来模拟锈蚀产物的堆积模型中的混凝土材料参数见表2 2 0 .E./MPaEt,r0.0005300002.52.01.00.50.00Fig.4SStress-strain curve of concrete underuniaxial tensionft.0.22.0110002000环向应变/ue图4混凝土受拉本构模型9.524X10-5300040005000第4期3002502001501005000.00图5通电过程中拉应变与拉应力的变化曲线Fig.5Values of stress and strain with respect to differentcorrosion degrees during accelerated corrosion testL(o,d)=(0.d)=()dli(0.d)(4)nL(e,d)=(-1)de4iave式(4)为钢筋位于中部位置锈层厚度的分布曲线、式(5)为钢筋位于角部位置锈层厚度的分布曲线式中，()为电流密度的分布函数.2.4模型结果模型中混凝土尺寸为150 mm150mm钢筋位于试件中轴位置，钢筋直径16 mm，混凝土保护层厚度30 mm根据试验数值，钢筋表面平均电流密度取为30 0 A/cm，该通电电流密度能在不显著影响钢筋混凝土锈胀行为的情况下大大缩短试验所需时间2 1 根据公式（4)设置径向位移，最终锈蚀率为0.2 7 0%在混凝土未开裂前，随着钢筋锈蚀率的增加，其应变分布数值增大，但是规律一致，因此以钢锈蚀率为=0.014%时为例，混凝土的环向应变云图如图6 所示分别提取距离钢筋表面的径向位移s在30 mm内的混凝土环向应变在圆周方向上的分布，绘于图7.董征，等：基于钢筋加速非均匀锈蚀的混凝土保护层胀裂预测72.0拉应变1.5-临界拉应变一环向应力0.020.04p/%4iave(0,d)(0-号,a)601由图中可以看出，随着s增大，应变值总体呈减小趋势，但在=0附近即靠近保护层一侧，混凝土应变随着s的增大先减小后在混凝土表面附近又增大，在s=30mm处达到最大在靠近钢筋表1.0面附近，相同s的圆周上应变的极大值点位于=士5元/12 以及=一元处；在靠近混凝土表面附近，0.5相同s的圆周上应变的极大值点位于=0处图0.0中的曲线分别是不同s下应变极大值点的连线.0.066E-55E-54E-53E-5F2E-51E-5-1.00元(5)-0.50元0.00元/rad0.50元1.00元30图7 开裂前（p=0.014%）距离钢筋表面30 mm内的混凝土环向应变分布图Fig.7 Circumferential strain distribution of concrete within30 mm from the surface of steel bar in the case of p=0.014%图8 为当=0.270%时，大于150 微应变的应变云图，根据极限拉应变准则判定开裂，图8 所示的应变位置即裂缝位置可见，混凝土的主要裂缝有3种：竖直方向靠近保护层一侧的L1裂缝，远离保护层的L3裂缝，水平方向的L2裂缝，L1，L2，L3裂缝所在角度分别为0，土5元/12，一元图7 中应变极大值点的连线位置与图8 所示裂缝的位置相吻合.5.640E-055.102E-054.564E-054.026E-053.488E-052.950E-052.412E-051.874E-051.336E-057.980E-0602.600E-06510152025s/mmL3L2L2钢筋图6 开裂前(p=0.014%）混凝土环向应变云图Fig.6 Strain of concrete in the case of p=0.014%L1图8 混凝土裂缝开展图Fig.8Propagation of corrosion-induced cracks of concrete将不同锈蚀率下混凝土的应变云图绘于图9，可见，当=0.027%时，L2裂缝从钢筋表面周围出现；当=0.051%时，L2裂缝从内向外延伸，L1裂缝从保护层表面出现；当=0.065%时，L1裂缝已经贯穿保护层，L3裂缝从钢筋表面周围出602现可以看出L1裂缝是由保护层表面开始开裂，然后向混凝土内部扩展（裂缝开展方向记为表3中的外部-内部）；L2裂缝和L3裂缝则相反，裂缝由钢筋表面向外侧扩展（裂缝开展方向记为表3中的内部-外部）根据裂缝开展过程，提取裂缝起裂和终裂位置单元的应变变化数据，并根据极限拉应变准则，得到裂缝的开裂临界锈蚀率，总结其开裂模式如表3所示.p=0.027%西安建筑科技大学学报(自然科学版)标准混凝土试块养护2 8 d后的抗压强度为17.9MPa试验装置由通电加速锈蚀系统和应变自动采集系统组成，试件放置于室内（温度约为2 0），应变片位于试件底面，如图10 所示.表4混凝土配合比（kg/m）Tab.4Mix proportion of concrete(kg/m)P042.5水泥375p=0.051%第55卷细骨料粗骨料7501125试块水200电脑钢筋不锈钢丝应变片P=0.065%图9不同锈蚀率下的裂缝开展过程Fig.9Propagation of corrosion-induced cracks ofconcrete under different corrosion rates表3试件开裂模式Tab.3Cracking mode of concrete裂缝裂缝类型位置/radL10L25元/12L3一元2.5试验验证为了验证有限元模型，采用了内置电极法通电加速试验模拟钢筋的非均匀锈蚀，在靠近钢筋位置预置不锈钢丝，在通电过程中，电源的正极连接钢筋，电源负极连接不锈钢丝，可以通过改变钢丝和钢筋的间距改变钢筋锈层的分布，该方法的通电效率更高.混凝土试件的配比如表4所示水泥采用PO42.5水泥；细骨料为河砂，细度模数为3.0；粗骨料为破碎石灰岩，516 mm连续级配钢筋采用HPB300、直径为16 mm的光圆钢筋，不锈钢丝直径为0.8 mm混凝土试件的尺寸为150 mmX150mmX75mm，混凝土试件的中部布置1根钢筋，保护层厚度为30 mm，非均匀锈蚀的试块在钢筋正对保护层方向距离钢筋表面8 mm处预置不锈钢丝（图10），与有限元模拟中模型尺寸一致.p=0.270%裂缝开起裂锈终裂锈展方向蚀率/%蚀率/%外部-内部0.051内部-外部0.017内部-外部0.062应变仪直流电源图10 混凝土试件及试验装置图示Fig.10 Details of concrete specimen and test device图11是应变片处混凝土应变值和有限元相应单元的预测曲线可见，随着锈蚀率的增加，应变值不断增加，混凝土应变试验值与有限元理论值吻合良好基于本文所提出模型计算得到的混凝土保护层表面开裂临界锈蚀率为0.0 51%，试验值为0.0 54%，误差率为6.9%，吻合良好.由此，本文所提出的混凝土锈裂模型能够较好地计算在非均匀锈蚀过程中混凝土的应变及锈胀开裂时间.800.05470/60/5030201000.00图11应变片测点试验值与有限元理论值比较Fig.1l Comparison of concrete strain between experimentresults and numerical simulation3混凝土锈胀开裂模型影响因素分析3.1锈蚀方式的影响为了探究锈蚀类型、钢筋直径、钢筋位置、保护层厚度对于混凝土开裂模式的影响，将混凝土试件编号为：Z/D-U/N-d8-c20.其中Z/D中的Z钢筋位于试件中轴位置、D位于角部位置；U/试验值理论值0.010.02p/%0.030.040.05第4期N：U 为均匀锈蚀、N为非均匀锈蚀；d8：钢筋直径(8 mm，12 m m，16 m m，2 4 m m，32 m m);c20：保护层厚度（2 0 mm，30 mm，40 mm,50 mm).针对锈蚀方式对于开裂模式的影响，设置径向位移公式中的i（0，d）=i a v e，最终锈蚀率为0.270%，得到Z-U-d16-c30试件的结果，=0.014%时距离钢筋表面30 mm内混凝土环的应变分布如图12 所示，裂缝形态如图13所示，开裂模式如表5所示.5E-54E-53E-52E-5F1E-5-1.00元-0.50元0.00元0/rad0.50元1.00元30图12开裂前（p=0.014%）距离钢筋表面距离30 mm内的混凝土环向应变分布图Fig.12Strain of concrete within 30 mm from the surface ofsteel bar in the case of p=0.014%图13Z-U-d16-c30试件的裂缝形态Fig.13Corrosion-induced cracks of specimen Z-U-d16-c30表5Z-U-d16-c30试件的开裂模式Tab.5Cracking mode of specimen Z-U-d16-c30裂缝裂缝类型位置/radL10L2一元/2L3一元如图12 所示，当s增大时，应变的变化规律与非均匀锈蚀时一致，在靠近钢筋表面附近，应董征，等：基于钢筋加速非均匀锈蚀的混凝土保护层胀裂预测5.640E-055.102E-054.564E-054.026E-053.488E-052.950E-052.412E-051.874E-051.336E-057.980E-060510152025s/mm裂缝开起裂锈终裂锈展方向蚀率/%蚀率/%内部-外部0.036内部-外部0.026内部-外部0.034603变的极大值点连线位于0=元/2、0=一元以及0=0处，在靠近混凝土表面附近，应变的极大值点连线位于=0处，曲线与图13所示的裂缝位置相吻合.如表5所示，均匀锈蚀下L1裂缝是从钢筋表面先开裂，延伸到保护层表面，与非均匀锈蚀下相反L1裂缝的位置相同，贯穿保护层的临界锈蚀率相差不大，均匀锈蚀下裂缝延伸较慢，非均匀锈蚀下裂缝从开始出现到贯穿保护层发展极快.均匀锈蚀下L2裂缝所在角度为土元/2，裂缝开展过程与非均匀锈蚀下一致，但是非均匀锈蚀下L2裂缝开裂的更早均匀锈蚀下L3裂缝位置与开展过程与非均匀锈蚀下一致，但是均匀锈蚀下L3裂缝开裂的更早。3.2钢筋位置的影响为了探究锈蚀方式对于开裂模式的影响，根据公式(5)设置径向位移，最终锈蚀率为0.540%，得到D-N-d16-c30试件的结果，=0.014%时距离2.600E-06钢筋表面30 mm内混凝土环的应变分布如图14所示，裂缝形态如图15所示，开裂模式如表6 所示.5E-55.640E-055.102E-054E-54.564E054.026E-053E-53.488E-052.950E-052E-5卜2.412E051.874E-051E-5F1.336E-057.980E-06-1.00元05-0.50元100.00元150/rad0.50元1.00元30图14开裂前（p=0.014%）距离钢筋表面距离30 mm内的混凝土环向应变分布图Fig.14 Strain of concrete within 30 mm from the surface ofsteel bar in the case of p=0.014%0.051/2.600E-062025s/mmL2L3L2图15D-N-d16-c30试件的裂缝形态Fig.15(Corrosion-induced cracks of specimen D-N-d16-c30L1604Tab.6Cracking mode of specimen D-N-d16-c30裂缝裂缝类型位置/radL1元/4L2一5元/12,11元/12L33元/4如图14所示，当s增大时，应变的变化规律与钢筋位于中部位置非均匀锈蚀时一致，在靠近钢筋表面附近，应变的极大值点连线位于=一5元/12、0=元/4以及0=11元/12 处，在靠近混凝土表面附近，应变的极大值点连线位于=0 以及0=元/2 处，曲线位置与图15所示的裂缝位置相吻合.对比图7、图12、图14的环向应变分布图，发现不同试块下钢筋周围混凝土的应变在径向上的分布规律是一致的，即随着跟钢筋表面径向距离的增大，环向应变大体呈现减小趋势，但是靠近保护层一侧的环向应变在减少到一定程度后在混凝土表面附近又逐渐增大然而，其在圆周方向上的分布规律是不完一致的，在靠近钢筋表面的圆周上，应变极大值点的连线位置各不相同；但在靠近混凝土表面的圆周上，应变极大值点的连线位置均位于钢筋和混凝土表面最小距离的路径上这些极大值点的径向连线的位置就是混凝土开裂后裂缝出现的位置，因此也说明了不同试块下其裂缝位置也是不同的.如图14和表6 所示，钢筋位于角部位置时，3条主裂缝关于0=元/4轴对称，且起锈时间提前了，这是因为位于角部时，径向位移是两个高斯函数的叠加，最大径向位移位于=元/4处钢筋位于角部位置时L1裂缝贯穿保护层的临界锈蚀率大于中部位置，但是在通电锈蚀过程中，钢筋位于角部位置时锈蚀率增加速度是中部位置的2 倍，钢筋西安建筑科技大学学报(自然科学版)表面再开裂，然后两个方向延伸贯穿保护层）L2表6 D-N-d16-c30试件的开裂模式裂缝的位置所在角度随着直径的增加而越靠近=0轴，裂缝开展都是由内部向外部开展L3裂缝裂缝开起裂锈终裂锈展方向蚀率/%蚀率/%内部-外部0.0232内部-外部0.025内部-外部0.130第55卷都是位于=一元处，裂缝开展都是由内部向外部0.060开展如图16 所示，L1裂缝、L2裂缝的开裂临/界锈蚀率随着直径的增加而降低，L3裂缝的开裂/临界锈蚀率随着直径的增加而增加这是由于根据径向位移公式L(，d)显示，钢筋直径越大，位移非均匀部分越大，均匀部分越小，最大径向位移越大，分布越集中。表7 Z-N-d(8、12、16、2 4、32)-c 30 试件的开裂模式Tab.7Cracking mode of specimens Z-N-d(8、12、16、2 4、32)-c 30裂缝裂缝裂缝开起裂锈终裂锈d/mm类型位置/rad展方向蚀率/%蚀率/%内部-外外：0.15080.151部-贯穿内:0.0 9 2120.086L10162432817元/361211元/2 4L2162432812L31624320.180.150.120.09上0.0880.0510.054外部-内部0.0270.0160.0290.0225元/12 内部-外部0.017元/30.013元/40.0090.0570.059一元内部-外部0.0620.0700.084一L1起裂一L1终裂一L2起裂-L3起裂0.0350.034/位于中部位置时裂缝的开裂时间是远远早于角部位置.3.3钢筋直径的影响为了探究锈蚀方式对于开裂模式的影响，根据公式(5)设置径向位移，最终锈蚀率为0.2 7%，最终得到Z-N-d(8、12、16、2 4、32)-c 30 试件的结果，开裂模式列于表7，裂缝开裂临界锈蚀率与直径的关系如图16 所示.如表7 所示，钢筋直径的增加，L1裂缝都是位于=0处，裂缝都是从钢筋表面开裂延伸到保护层表面（除d=8时，钢筋表面先开裂，保护层0.060.0304图16临界锈蚀率与钢筋直径的关系图Fig.16Relationship between critical corrosion rateand steel diameter3.4保护层厚度的影响为了探究锈蚀方式对于开裂模式的影响，根据公式（5)设置径向位移，最终锈蚀率为0.2 7%，最后得到Z-N-d16-c(20、30、40、50)试件的结果，1812162024283236d/mm第4期开裂模式如表8 所示，裂缝开裂临界锈蚀率与直径的关系如图17 所示.表8 Z-N-d16-c(20、30、40、50)试件的开裂模式Tab.8Cracking mode of specimensZ-N-d16-c(20、30、40、50)裂缝裂缝裂缝开起裂锈终裂锈c/mm类型位置/rad展方向蚀率/%蚀率/%200.035300.0510外部-内部L14050602030L24050602030L34050600.120.100.080.060.040.02F0.0010图17临界锈蚀率与保护层厚度的关系图Fig,17 Relationship between critical corrosion rate andthickness of concrete coverr如表8 所示，保护层厚度的增加对于裂缝位置、裂缝开展过程没有影响，当保护层厚度大于60mm时，L1裂缝将不再开裂（在表中由“/表示），L2裂缝贯穿了混凝土水平方向由图17 可见，随着保护层厚度的增加，L1裂缝、L3裂缝的开裂临界锈蚀率增加，保护层厚度对于L2裂缝的开裂临界锈蚀率影响不大这是因为钢筋直径一定时，钢筋径向位移相同，保护层厚度越大，对L1裂缝的发展抑制越强，而L2裂缝方向的混凝土厚度不变.4结论本文提出了一个模拟内置电极法加速非均匀董征，等：基于钢筋加速非均匀锈蚀的混凝土保护层胀裂预测0.0360.0540.0670.0720.0920.098/5元/12 内部-外部一元内部-外部0.0680.0800.093L1起裂L终翠L2起裂L3起裂2030605锈蚀过程中钢筋表面电流分布的有限元模型以及钢筋混凝土锈胀开裂的有限元模型，并通过锈蚀试验进行了验证。基于本研究，可以得到以下结论：(1)钢筋锈蚀产物的锈层分布与电流密度分布一致随着钢筋直径的增加，钢筋锈蚀产物的锈层在钢筋表面的分布越集中，非均匀部分增加，均匀部分减少，最大锈层厚度增加基于钢筋非均匀加速锈蚀模型的保护层胀裂临界锈蚀率计算值与试验值误差小于10%，表明根据钢筋表面电流分布的有限元模型能对非均匀加速锈蚀下钢筋/0.017/0.017/0.017/0.017/0.0180.0960.0580.0624050c/mm混凝土锈胀开裂行为进行较为准确的预测；（2)在钢筋锈蚀过程中，混凝土未开裂时，不同试块中钢筋周围混凝土的应变场在径向上的分布规律一致；在圆周方向上的分布规律不一致.混凝土开裂前应变场的分布规律与开裂后裂缝的位置和发展规律具有相关性；/(3)均匀与非均匀锈蚀，保护层裂缝开展方向/相反；钢筋位于试块中部位置保护层一侧裂缝的/开裂临界锈蚀率大于角部位置；/（4)非均匀锈蚀时，保护层一侧裂缝的开裂临界锈蚀率随着钢筋直径的增大而减小，随着保护层厚度的增大而增大；水平方向裂缝的开裂临界锈蚀率随着钢筋直径的增大而减小；保护层厚度的变化并不影响所有裂缝的位置、开展方向以及水平方向裂缝的开裂临界锈蚀率。参考文献References60701DONG Zheng,GU Xianglin,JIN Zhihao,et al.Ex-perimental and numerical investigations on the rate-limiting step for microcell corrosion of reinforcing stelin concreteJ.Journal of Materials in Civil Engineer-ing,2022,34(1):04021407.2董征，顾祥林，张伟平，等交叉钢筋的宏观锈蚀及其对钢筋混凝土构件抗力的影响J建筑结构学报，2022,40(1),105-112.DONG Zheng,GU Xianglin,ZHANG Weiping,et al.Macro-cell corrosion between crossed 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