混凝土變電壓RCM 試驗的邊部效應研究

陳俊武 ，楊綠峰 ，趙家琦 ，康 昊

(1. 廣西大學 土木建筑工程學院，廣西 南寧 530004；2. 廣西大學 工程防災與結(jié)構安全教育部重點試驗室，廣西南寧 530004)

氯離子快速遷移（Rapid chloride migration, 簡記為RCM）試驗通過外加電場加速氯離子在混凝土試件中的遷移，并據(jù)此快速測定混凝土的氯離子擴散系數(shù)[1-2]。由于RCM 原理直觀易懂，且易于操作，現(xiàn)已成為快速測試混凝土氯離子擴散系數(shù)的常用方法。RCM 試驗分為恒電壓和變電壓試驗。恒電壓RCM 試驗中施加在混凝土試件上的通電電壓恒定為30 V，易于操作，并被納入我國多部規(guī)范和指南[3-5]中，但該方法有時耗時久，給試驗帶來不便。變電壓RCM 試驗可根據(jù)試件初始電流值的不同而采用不同的電壓，測試時間更短，且測試結(jié)果的離散性較低[6]，目前已納入多個國家的設計規(guī)范[7-11]。兩種RCM 試驗中橡膠套與試件（圖1）之間都存在溶液滲漏的問題[8]，導致混凝土試件與橡膠套相鄰的邊緣部位的氯離子擴散深度明顯大于試件內(nèi)部的擴散深度[12]，稱該現(xiàn)象為RCM 試驗的邊部效應。此外，混凝土試件制備過程中產(chǎn)生的材料不均勻分布所導致的試件邊緣部位密實度較小，也是造成邊部效應的原因。

國內(nèi)外RCM 試驗普遍采用Φ100 mm×50 mm 的混凝土圓柱體試件，且沿試件橫截面直徑方向布置不同數(shù)量的測點，利用各測點的平均氯離子擴散深度計算分析混凝土的氯離子擴散系數(shù)。Tang 等[13]指出RCM 試驗中沿混凝土試件周邊存在溶液滲漏問題，但對試件中氯離子擴散深度無明顯影響。陸晗[14]通過批量試驗指出混凝土試件邊部測點上的氯離子擴散深度明顯增大，即RCM 試驗中存在邊部效應。我國土木工程學會標準《混凝土結(jié)構耐久性設計與施工指南》（CCES 01—2004）[3]中提出沒有必要考慮邊緣（部）效應的情況，同時我國行業(yè)標準《公路工程混凝土結(jié)構防腐蝕技術規(guī)范》（JTG/T B07-01—2006）[4]和《水工混凝土試驗規(guī)程》（SL 352—2006）[5]也采用相同處理方式。這些規(guī)范都根據(jù)沿試件橫斷面直徑方向間隔20 mm 均勻布置的6 個測點確定氯離子擴散深度的平均值。但是，更多研究表明有必要考慮邊部效應對試件中氯離子平均擴散深度的影響。楊云芳等[15]提出沿試件橫截面直徑方向布置15 個測點，并利用內(nèi)部間隔7 mm 均勻分布的13 個測點確定氯離子擴散深度的平均值。Iyoda 等[16]、Wang 等[17]和最新版德國BAW 指南[7]提出沿直徑方向間隔10 mm 均勻布置11 個測點，并根據(jù)內(nèi)部9 個測點確定氯離子擴散深度的平均值。北歐標準NT Build 492[8]以及我國規(guī)范《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標準》（GB/T 50082—2009）[9]和我國行業(yè)標準《水運工程混凝土結(jié)構實體檢測技術規(guī)程》（JTS 239—2015）[10]也采用間隔10 mm 均勻布置11 個測點的方式，但忽略試件左、右兩側(cè)邊緣部分各2 個測點值，根據(jù)試件內(nèi)部7 個測點確定氯離子擴散深度的平均值。迄今為止，由于尚未有研究成果通過定量分析明確邊部效應的影響范圍和影響程度，使得國內(nèi)外規(guī)范對RCM 試驗中測點布置方案、氯離子擴散深度和擴散系數(shù)的計算都存在不同處理方式。

為此，通過試驗設計制備74 組混凝土試件并開展變電壓RCM 試驗，在對試件橫截面直徑方向上各測點的氯離子擴散深度進行標準化處理的基礎上，通過數(shù)理統(tǒng)計分析求得氯離子標準擴散深度的均值和標準差，據(jù)此分析確定邊部效應的影響范圍及其對氯離子擴散深度及氯離子擴散系數(shù)的影響。最后通過回歸分析建立排除及未排除邊部效應影響的氯離子擴散系數(shù)之間的轉(zhuǎn)換關系。

圖 1 RCM 試件及外圍橡膠套示意Fig. 1 Schematic diagram of RCM test piece and outer rubber sleeve

1 變電壓RCM 試驗

1.1 原材料及混凝土配合比

本次試驗采用華潤水泥（南寧）有限公司生產(chǎn)的P·Ⅱ 52.5R 硅酸鹽水泥、國電南寧發(fā)電有限責任公司電廠生產(chǎn)的Ⅱ級粉煤灰、防城港市源盛有限公司生產(chǎn)的S95 級礦渣微粉。水泥及礦物摻合料的詳細信息見表1～3。粗骨料采用防城港市上思縣生產(chǎn)的5～20 mm 連續(xù)級配的石灰石碎石，級配良好，表觀密度和自然堆積密度分別為2.72 和1.48 g/cm3，飽和面干吸水率為0.77%。細骨料為細度模數(shù)為3.03 的河砂，屬于Ⅱ區(qū)級配中砂，表觀密度和自然堆積密度分別為2.68 和1.49 g/cm3，飽和面干吸水率為0.27%。此外，減水劑采用聚羧酸高效減水劑。

表 1 膠凝材料的主要組成（質(zhì)量分數(shù)）Tab. 1 Main compositions of binder 單位：%

表 2 水泥的物理力學性能Tab. 2 Physical and chemical properties of cement

表 3 礦物摻合料的物理性質(zhì)Tab. 3 Physical properties of fly ash and GGBS

開展正交設計確定混凝土配合比。選擇水膠比RW/B、礦物摻合料總摻量Rto（占混凝土膠凝材料總量的體積比）、粉煤灰摻量與Rto的比值Rra為3 個基本因素，選取的5 個因素水平見表4，根據(jù)正交設計表得到25 組設計結(jié)果，且根據(jù)每一組的因素水平可以求得復摻粉煤灰和礦渣微粉的摻量，從而得到混凝土配合比。同時，為了詳細分析具有不同擴散性能混凝土的影響規(guī)律，水膠比取值0.35 和0.45，并選擇Rto和Rra為兩個因素分別進行析因試驗和均勻試驗設計。析因試驗按照5 水平共制備50 組試塊，5 組典型配合比的設計結(jié)果見表4；均勻試驗按照7 水平設計，共制備計14 組試塊，詳見表5。類似地，根據(jù)每組設計結(jié)果求得相應的混凝土配合比。同時，增加5 組不同水膠比的普通混凝土作為基準，并考慮3 種試驗設計中發(fā)生重復的20 組配合比，全部試驗共計制備74 組試件。

表 4 正交試驗和析因試驗的因素及水平Tab. 4 Factors and levels of the orthogonal experiment and factorial experiment

表 5 均勻試驗因素及水平Tab. 5 Factors and levels of the uniform experiment

1.2 試件的制備與養(yǎng)護

將河砂和膠凝材料混合，干拌攪拌30 s，加入80%已混合均勻的水和減水劑后攪拌90 s，最后將粗骨料以及剩余20%的水和減水劑加入后攪拌90 s，使坍落度控制在（180±20） mm。將每個配合比的混凝土澆筑成一個Φ100 mm×200 mm 圓柱體，立刻移入標準養(yǎng)護室內(nèi)養(yǎng)護1 d 后，將圓柱體拆模并浸沒于標準養(yǎng)護室的水池中繼續(xù)養(yǎng)護至21 d。然后，將圓柱體兩端各切割25 mm，中間部分切割成3 個Φ100 mm×50 mm 混凝土試件，隨后在標準養(yǎng)護室的水池中繼續(xù)養(yǎng)護至28 d。對74 組混凝土試件同步進行混凝土立方體抗壓強度試驗，試件強度在16.0～72.6 MPa。

1.3 RCM 試驗

利用我國變電壓RCM 試驗規(guī)范[9]所規(guī)定的電壓和通電時間對混凝土標準試件開展試驗。為提高測量精度，本文改用二維定位測量裝置測量各測點上的氯離子擴散深度，如圖2 所示。該裝置由水平定位標尺、水平固定標尺、豎向定位標尺、豎向固定標尺和螺栓組成。其中，水平定位標尺與水平固定標尺平行，豎向定位標尺和豎向固定標尺平行，四者通過螺栓連接。

在試件軸向斷面底邊（沿橫截面直徑方向）間隔10 mm 均勻布置11 個測點，并測量各測點的氯離子擴散深度。首先，將試件斷面下邊緣與水平固定標尺重合，試件斷面左邊緣與豎向固定標尺重合；然后，利用豎向固定標尺讀取測點1 的擴散深度；最后，將豎向定位標尺依次移動到測點2～11，并逐一讀取這些測點的擴散深度xd。

根據(jù)各測點擴散深度的平均值x，可計算混凝土試件的氯離子擴散系數(shù)DRCM：

圖 2 氯離子擴散深度 xd 的測量示意Fig. 2 Measurement ofxd

式中：DRCM為混凝土的氯離子擴散系數(shù)（10-12m2/s）；U為試驗中所施加電壓的絕對值（V）；h為圓柱形試件的厚度（mm），本試驗取50 mm；T為陽極溶液的初始溫度和結(jié)束溫度的平均值（℃）；t為試驗持續(xù)時間（h）。

2 邊部效應分析

2.1 氯離子擴散深度的標準化

本文通過開展變電壓RCM 試驗，測得74 組（共222 個）混凝土試件上全部測點的氯離子擴散深度。根據(jù)圖2 中全部測點1～11 上氯離子擴散深度的均值x，可利用式(1)計算氯離子擴散系數(shù)DRCM，并根據(jù)DRCM的大小可將74 組試驗數(shù)據(jù)進行分組，得到各組DRCM對應的各測點上的氯離子擴散深度均值，如圖3 所示。

由圖3 可知，不同組試件雖具有不同的混凝土配合比和氯離子擴散系數(shù)，但混凝土試件邊緣部位的氯離子擴散深度明顯大于試件中心部分的擴散深度，稱之為混凝土氯離子擴散的邊部效應。從圖3 可以看出，氯離子擴散系數(shù)越小，氯離子擴散深度也越小，其邊部效應越顯著。原因在于氯離子擴散系數(shù)與混凝土密度密切相關，擴散系數(shù)越小，則混凝土密度越大，使得平均擴散深度越小。盡管混凝土密實度的高低可以有效提升或降低氯離子平均擴散深度，但不影響溶液沿試件與橡膠套接觸面滲漏的深度。因而混凝土密實度越高（氯離子擴散系數(shù)越?。?，試件內(nèi)部的氯離子平均擴散深度越小，但試件邊緣部位的氯離子擴散深度變化不大，造成混凝土試件邊部與內(nèi)部的氯離子擴散深度差異增大，從而導致混凝土密實度越高則邊部效應越顯著的假象。為了避免該假象對結(jié)果的干擾，需要消除氯離子平均擴散深度（氯離子擴散系數(shù)或混凝土密實度）對邊部效應的影響。因此，定義各測點的標準擴散深度：

圖 3 各測點的xFig. 3 x at measuring point i

式中：xs,i為混凝土試件軸向斷面底邊第i個測點氯離子擴散深度的標準值，稱為標準擴散深度，為無量綱量；為混凝土試件中氯離子平均擴散深度；n為每個試件軸向斷面底邊測點的數(shù)量，本試驗取n=11；xd,i為第i個測點上氯離子擴散深度的實測值，是一組3 個試件在同一測點上的擴散深度平均值（mm），若3 個試件的測試結(jié)果相差太大，最大值或最小值與中間值之差超過中間值的15%，則剔除此值再取其余兩值的平均值，若最大值和最小值均超過中間值的15%，則取中間值作為測定值。

2.2 邊部效應對氯離子擴散深度的影響

對74 組混凝土試件上各個測點i的標準擴散深度xs,i進行統(tǒng)計分析，得到各測點標準擴散深度的均值 μs,i和標準差 σs,i。計算結(jié)果如圖4 所示。

從圖4 可以看出， μs,i在混凝土試件左、右兩側(cè)邊緣部分較大，且由外至內(nèi)逐漸減小，并在中部5～7 個測點上穩(wěn)定下來，表明試件邊部的氯離子擴散深度明顯大于試件內(nèi)部的擴散深度；相似地， σs,i在混凝土試件左、右兩側(cè)邊緣部分較大，且由外至內(nèi)逐漸減小，表明試件邊部的氯離子擴散深度離散性明顯大于試件內(nèi)部。由此可知，變電壓RCM 試驗存在顯著的邊部效應，該效應使得邊緣部分的氯離子擴散深度明顯偏大，而且也增大了測試結(jié)果的離散性。因此有必要對邊部效應的影響范圍進行定量分析。

圖 4 各測點的μ s,i和σs,iFig. 4 μs,iand σs,i at measuring point i

2.3 邊部效應的影響范圍

進一步地，參照圖2 所示混凝土試件斷面上的測點編號，分別統(tǒng)計分析74 組混凝土試件中部編號5～7 共3 個測點、編號4～8 共5 個測點、編號3～9共7 個測點、編號2～10 共9 個測點以及全截面11 個測點上xs,i的均值 μs和標準差 σs，結(jié)果見圖5。

從圖5 可以看出，當選取試件中部3～5 個測點時 μs變化不大；當選取中部7 個測點時 μs稍有增加；但當測點數(shù)量增大至9～11 個時 μs明顯增大。同時xs,i的標準差 σs也呈現(xiàn)與均值相似的變化規(guī)律。由此表明試件左、右兩側(cè)邊緣部分各2 個測點（圖2 中測點1、2、10 和11）上的氯離子擴散深度可以顯著改變整個試件的平均氯離子擴散深度。由于測點之間的間距為10 mm，因此邊部效應的影響范圍為深度不超過20 mm 的試件邊緣部分。

圖 5 μs和σ s 關于測點的趨勢Fig. 5 Profile of μsandσs

2.4 邊部效應對氯離子擴散系數(shù)的影響

為排除邊部效應對氯離子擴散系數(shù)測試結(jié)果的影響，根據(jù)式(1)，可采用試件中部7 個測點的氯離子擴散深度的平均值x7計算氯離子擴散系數(shù)DRCM。同時，考慮到現(xiàn)行部分規(guī)范[7,16-17]的RCM 試驗是根據(jù)試件斷面上9 個中部測點的氯離子擴散深度的平均值x9計算確定氯離子擴散系數(shù)D9、另有部分規(guī)范[11]的RCM 試驗是根據(jù)試件斷面上全部11 個測點氯離子擴散深度的平均值x11計算確定氯離子擴散系數(shù)D11，為了保持研究工作的連續(xù)性，有必要建立DRCM和D9、DRCM和D11之間的定量關系。

為此，首先統(tǒng)計本次利用變電壓RCM 方法測得的74 組混凝土試件的DRCM和D9、D11，得到DRCM和D9、DRCM和D11之間的相關系數(shù)分別為0.999、0.995，表明DRCM和D9、D11之間都存在較強的線性關系，所以可用線性函數(shù)擬合DRCM和D9、DRCM和D11之間的關系式：

進而，利用最小二乘法容易求得上式中的待定系數(shù)：a1=0.994，a2=-0.055，b1=0.984，b2=-0.443?？傻门懦叢啃腄RCM與部分排除或不排除邊部效應的D9和D11之間的轉(zhuǎn)換關系式：

式(6)和(7)的可決系數(shù)分別為R2=0.997和R2=0.990，這表明建立的DRCM和D9、DRCM和D11之間的關系模型對于水膠比0.30～0.50、粉煤灰及礦渣微粉摻量0～75%、強度C20～C70 的混凝土有很高的模擬精度。

為了進一步驗證式(6)和(7)建立的修正計算模型對不同膠凝材料種類混凝土的適用性，將74 組試件分為普通混凝土（OPC）試件、粉煤灰混凝土（FA）試件、礦渣微粉混凝土（SG）試件以及復摻粉煤灰和礦渣微粉混凝土（FA&SG）試件。分別根據(jù)上述試件內(nèi)部7 個、9 個和11 個測點求得氯離子平均擴散深度，進而根據(jù)式(1)分別得到DRCM、D9和D11的實測值。進一步地將D9和D11實測值依次代入式(6)和(7)中分別計算與D9和D11對應的DRCM的模型預測值。實測值與預測值之間的對比分別如圖6 和7 所示。從圖6 和7 可以看出，對于不同膠凝材料種類的混凝土，式(6)和(7)模型的散點都均勻分布在等值線兩側(cè)，且絕大多數(shù)均落在等值線上，個別點稍有偏離，但也落在±30%的范圍之內(nèi)，從而充分說明本模型的預測值與實測值吻合較好，能夠同時適用于OPC 混凝土、FA 混凝土、SG 混凝土以及復摻FA&SG 混凝土。

圖 6DRCM 的模型（式（6））預測值與實測值的對比Fig. 6 Tested DRCMvs predicted DRCM by Eq. 6

圖 7DRCM 的模型（式（7））預測值與實測值的對比Fig. 7 Tested DRCMvs predicted DRCM by Eq. 7

3 結(jié) 語

通過對變電壓RCM 試驗實測數(shù)據(jù)的統(tǒng)計分析，確定了混凝土RCM 試驗的邊部效應及其影響范圍，建立了排除邊部效應的氯離子擴散系數(shù)與不排除或部分排除邊部效應的氯離子擴散系數(shù)之間的轉(zhuǎn)換關系。分析結(jié)果表明：

（1）在變電壓RCM 試驗中存在顯著的邊部效應，邊部效應的影響范圍為直徑100 mm 圓柱形混凝土試件外邊緣至試件內(nèi)部20 mm 深的區(qū)域。

（2）RCM 試驗的邊部效應導致混凝土試件邊緣部分測點上氯離子擴散深度的離散性較大，影響混凝土擴散系數(shù)的測試和計算精度，因而有必要排除邊部效應的影響，并利用試件斷面上中部7 個測點的擴散深度平均值確定混凝土氯離子擴散系數(shù)。

（3）排除邊部效應影響的氯離子擴散系數(shù)與不排除或部分排除邊部效應影響的氯離子擴散系數(shù)之間具有高度線性相關性，據(jù)此建立的修正計算模型適用于不同膠凝材料種類的混凝土試件。