相对湿度对海水海砂混凝土环境下GFRP筋拉伸性能影响

图1 FRP-海水海砂混凝土组分与微细观结构示意图

Fig.1 Schematic of components and micro-structures of FRP seawater and sea sand concrete

玻璃纤维(E-glass)的主要成分^[13]包括SiO₂、Al₂O₃、Fe₂O₃、CaO、Na₂O/K₂O和B₂O₃,与OH^-发生水解反应的方程式如下,不断生成的OH^-促使反应持续进行:

Si—ONa+H₂O→Si—OH+NaOH

(1)

Si—O—Si+OH^- → Si—OH+SiO

(2)

Si—O+H₂O→Si—OH+OH^-

(3)

碱性溶液中,树脂基体的酯键发生水解断裂.GFRP筋被腐蚀的部分会失去承载能力,导致其整体力学性能退化.反应方程式^[14]如下:

R—COO—R'+H—OH→R—COOH+R'+OH^-

(4)

腐蚀反应速率与混凝土孔隙液中溶解的OH^-的数量有关,孔隙液饱和度受外部环境相对湿度的影响,单位体积混凝土内孔隙液含量与孔隙率及孔隙尺寸概率分布有关.因此,研究环境相对湿度对GFRP筋性能的影响首先需要了解混凝土的孔隙尺寸分布、孔隙液的饱和度,用于计算混凝土孔隙溶液含量.

2 混凝土孔隙尺寸分布模型

图1所示混凝土孔隙中空气孔通常是闭合孔,很难传输水分,因此本文仅考虑与水分传输有关的大、小毛细孔和凝胶孔^[15].混凝土内部的孔隙分布情况^[7]可表示如下:

φ_cg(r)=

$\frac{φ_{c p} (r) + φ_{g l} (r)}{φ_{c p} + φ_{g l}}$

(5)

式中:r为孔隙半径;φ_cg(r)为混凝土内部的凝胶孔和毛细孔的总孔隙率的分布函数;φ_cp为毛细孔的孔隙率;φ_gl为凝胶孔的孔隙率;φ_cp(r)为毛细孔分布函数;φ_gl(r)为凝胶孔分布函数.

假设每一种孔隙的分布都遵循简化瑞利-里兹概率分布^[12],则孔隙尺寸分布概率函数可表示如下:

f_d(r)=

$\overset{3}{\sum_{i = 1}} \frac{φ_{i}}{B_{i}}$ rexp

$(- \frac{r}{B_{i}})$

(6)

式中:i=1,2,3,分别为凝胶孔、小毛细孔和大毛细孔;φ_i为不同类别孔隙的孔隙率占总孔隙率的比例;B_i为不同类别孔隙的峰值半径.孔隙种类不同,相应的取值也不同.φ_i和B_i与混凝土水灰比 $(w / c)$ 有关,可以通过BSB模型获得^[16],由文献[17]推荐的w/c=0.4~0.7,φ_i和B_i的数值如表1所示^[18].将表1参数代入式(5)和(6)计算,可得混凝土中孔隙尺寸分布概率如图2所示.

表1 混凝土孔隙分布函数参数表

Tab.1 Parameters of concrete pore distribution function

w/c	φ₁	B₁/nm	φ₂	B₂/nm	φ₃	B₃/nm
0.4	0.431	0.99	0.424	5.02	0.134	32.76
0.5	0.350	1.01	0.469	5.00	0.168	32.05
0.6	0.289	1.02	0.500	5.09	0.196	32.39
0.7	0.243	1.03	0.519	5.26	0.220	33.20

图2

图2 不同水灰比的普通混凝土孔隙分布概率图

Fig.2 Probability diagram of pore distribution of concrete at different water-cement ratios

混凝土孔隙率与其水灰比和水化程度有关,在计算时仅考虑大小毛细孔和凝胶孔,可按下式^[19]计算:

φ=

$\frac{w}{c}$ -0.36h

(7)

式中:φ为大、小毛细孔和凝胶孔的孔隙率;h为水化程度.高湿热环境会增大混凝土的水化程度,降低混凝土的孔隙率,从而提高混凝土强度.虽然水化程度对混凝土强度影响在式(7)中可以考虑,但由于影响混凝土水化程度的因素复杂,难以量化计算,而且缺乏相关试验数据,所以本文的水化程度按照文献[19]给出的常见条件取值,未考虑高湿热环境对混凝土强度的影响.

海水海砂混凝土和普通混凝土的孔隙分布可能存在一定的差异.海水替换淡水会降低混凝土的孔隙率^[20⇓-22],但海砂替换河砂的影响反之,海水海砂混凝土未呈现出明显的孔隙率变化规律,不同地域的海水海砂对海水海砂混凝土孔隙率的影响存在差异^[23].Liu等^[24]研究海水海砂对于混凝土碳化的影响,对于水灰比为0.48的混凝土,未经碳化时普通混凝土和海水海砂混凝土的总孔隙率分别是17.91%和17.82%.当加入海水海砂后,孔径小于4.5 nm时,孔隙率从14.70%上升至16.40%;孔径大于100 nm时,孔隙率从15.99%上升至23.60%;孔径在50~100 nm之间时,孔隙率从16.51% 下降到8.20%.将数据代入孔隙分布函数,可得海水海砂混凝土和普通混凝土孔隙分布概率如图3所示.

图3

图3 海水海砂混凝土和普通混凝土孔隙分布概率

Fig.3 Probability diagram of pore distribution of seawater and sea sand concrete and ordinary concrete

由图3可知,对比普通混凝土,海水海砂混凝土孔隙分布概率整体趋势相差不大,凝胶孔孔隙率略有增大,小毛细孔孔隙率略有减小.考虑到海水海砂混凝土孔隙率受多种因素的影响,且未呈现出较强的规律性,为简化计算,在构建海水海砂混凝土孔隙分布概率模型时,依然沿用普通混凝土的模型.

3 海水海砂混凝土孔隙水饱和度计算模型

混凝土孔隙液中含有水泥水化的产物和外界侵入的氯盐成分,这些成分对空气中的水分有一定的吸湿性^[25],进而影响混凝土孔隙水的饱和度.无机盐的加入会改变混凝土孔隙溶液的表面张力和蒸气压^[26],由表面张力可计算孔隙水饱和度.表面张力如图4所示,图中F为指向介质内部的力.在液体和气体的分界处,由于分子之间的吸引力,产生了极其微小的拉力,假想在表面处存在一个薄膜层来承受此表面的拉伸力.

图4

图4 溶液气-表面-液相及表面张力示意图

Fig.4 Schematic diagram of gas-surface-liquid phase and surface tension

3.1 基于Pizter方程的混凝土孔隙溶液表面张力计算

计算溶液的表面张力采用吉布斯热力学理论^[27],该理论认为溶液表面是一个单独的层.假设表面具有恒定和均匀的电解质浓度,但和液相溶液中的浓度不同,表面始终是电中性的.在含有单盐MX的电解质水溶液(B)中,水和离子的化学势表示为

${μ^{B}}_{j}$ =

$μ_{j}^{B 0}$ +RTln

${a^{B}}_{j}$

(8)

式中:组分j=W(水),M(阳离子),X(阴离子); ${μ^{B}}_{j}$ 、 $μ_{j}^{B 0}$ 和 ${a^{B}}_{j}$ 分别为j的化学势、标准状态化学势和电解质溶液液相的活度;R为通用气体常数;T为体系的绝对温度.

对于溶液的表面(S),化学势的表达式如下:

${μ^{S}}_{j}$ =

$μ_{j}^{S 0}$ +RTln

${a^{S}}_{j}$ -A_jσ_sol

(9)

式中:A_j为组分j的偏量摩尔表面积;σ_sol为含有电解质MX的水溶液的表面张力.

水和溶液的化学势相等:

$μ_{W}^{B}$

$μ_{W}^{S}$

(10)

则电解质溶液表面张力表达式:

σ_sol=

$\frac{A_{s o l}}{A_{W}}$ σ_W+

$\frac{R T}{A_{W}}$ ln

$\frac{a_{W}^{S}}{a_{W}^{B}}$

(11)

式中:σ_W为在特定温度下纯水的表面张力;A_sol为电解质溶液的偏量摩尔表面积;A_W为纯水的偏量摩尔表面积;假设电解质溶液的偏量摩尔表面积和纯水的偏量摩尔表面积相等,则:

A_sol=A_W=(V_W)²^/³(N_A)¹^/³

(12)

式中:V_W为纯水的摩尔体积;N_A为阿伏加德罗常数.根据以上假设,有:

σ_sol=σ_W+

$\frac{R T}{A_{W}}$ ln

$\frac{a_{W}^{S}}{a_{W}^{B}}$

(13)

将纯水的活度和电解质溶液的渗透性系数之间的关系表达式代入,则有:

σ_sol-σ_W=

$\frac{R T}{A_{W}}$ (ln

$a_{W}^{S}$ -ln

$a_{W}^{B}$ )=

$\frac{R T v}{55.51 A_{W}}$ (m^BK^B-m^SK^S)

(14)

式中:m^B和m^S分别为电解质溶液在液相和表面相的质量摩尔浓度;K^B和K^S分别为电解质溶液在液相和表面相的渗透性系数;v=v_M+v_X, v_M为阳离子的化学计量系数,v_X为阴离子的化学计量系数.

为计算电解质溶液的表面张力,必须要得到表面相的质量摩尔浓度,因此提出如下假设.

(1) 电解质溶质在表面相的浓度与在液相的浓度成比例,即

m^S=gm^B

(15)

式中:g为比例系数,可以从单一电解质溶液的表面张力实验数据中得到.

(2) 液相和表面相的渗透性系数可以由Pitzer方程得到^[28].

对于单一电解质溶液:

K-1=-

$|Z_{M} Z_{X}| \frac{A_{φ} I^{0.5}}{1 + b I^{0.5}}$ +2m

$\frac{v_{M} v_{X}}{v} [β_{M X}^{(0)} + β_{M X}^{(1)} e x p (- α I^{0.5})]$ +m²

$\frac{2 (v_{M} v_{X})^{3 / 2}}{v} C_{M X}^{φ}$

(16)

式中:K为电解质溶液的渗透性系数;Z_M和Z_X分别为阳离子和阴离子的电荷数;m为电解质溶液的质量摩尔浓度;A_φ为渗透性系数的Debye-Huckel参数,该参数随温度变化;b为参数,取b=1.2;I为离子强度; $β_{M X}^{(0)}$ , $β_{M X}^{(1)}$ 和 $C_{M X}^{φ}$ 为Pizter参数;对于1∶1,1∶2,1∶3型电解质来说,α=2.0.

渗透性的Debye-Huckel参数A_φ按照下式计算:

A_φ=

$\frac{1}{3} {(\frac{2 π N_{A} ρ_{w}}{1000})}^{0.5} {(\frac{ε^{2}}{D k_{B} T})}^{1.5}$

(17)

式中:ρ_w为纯水的密度;D为溶剂介电常数与真空介电常数的乘积;k_B玻尔兹曼常数;ε为绝对电荷量.

对于含有1∶1,1∶2,1∶3型电解质的混合电解质溶液:

$\begin{array}{l} K-1=\frac{1}{\sum_{j} m_{j}}\left\{\left(I f^{\prime}(I)-f(I)\right)+\right. \\ 2 \sum_{\mathrm{M}} \sum_{\mathrm{X}} m_{\mathrm{M}} m_{\mathrm{X}}\left[B_{\mathrm{MX}}+I B_{\mathrm{MX}}^{\prime}+\right. \\ \left.\left.2\left(\sum m Z\right) C_{\mathrm{MX}}\right]\right\} \\ I=\sum m_{j} Z_{j} \\ \sum m Z=\sum_{\mathrm{X}} m_{\mathrm{X}}\left|Z_{\mathrm{X}}\right|=\sum_{\mathrm{M}} m_{\mathrm{M}}\left|Z_{\mathrm{M}}\right| \\ f(I)=-\frac{4 A_{\varphi} I}{b} \ln \left(1+b I^{0.5}\right) \\ f^{\prime}(I)=-2 A_{\text {sol }}\left[\frac{I^{0.5}}{1+b I^{0.5}}+\frac{2}{b} \ln \left(1+b I^{0.5}\right)\right] \\ B_{\mathrm{MX}}=\beta_{\mathrm{MX}}^{(0)}+\frac{2 \beta_{\mathrm{MX}}^{(1)}}{\alpha^{2} I}\left[1-\left(1+\alpha I^{0.5}\right) \mathrm{e}^{-\alpha I^{0.5}}\right] \\ B_{\mathrm{MX}}^{\prime}=\frac{2 \beta_{\mathrm{MX}}^{(1)}}{\alpha^{2} I^{2}}\left[-1+\left(1+\alpha I^{0.5}+\frac{1}{2} \alpha^{2} I\right) \mathrm{e}^{-\alpha l^{0.5}}\right] \\ C_{\mathrm{MX}}=\frac{C_{\mathrm{MX}}}{2\left(Z_{\mathrm{M}} Z_{\mathrm{X}}\right)^{0.5}} \\ \end{array}$

(18)

普通混凝土孔隙液主要含有Na⁺、K⁺、Ca²⁺、Si⁴⁺、OH^-、S $O_{4}^{2 -}$ 、Al $O_{2}^{-}$ 等^[29].离子浓度与混凝土的水化时间、温度和粉煤灰的掺和量等因素有关.根据Holt等^[30]的研究,随着混凝土水化过程的进行,CaCl₂的质量分数可能会上升至30%.根据Zhao等^[7]的试验,海水海砂混凝土的孔隙液配比为:NaOH、KOH、Ca(OH)₂、NaCl的质量浓度分别为2.4、19.6、2、35 g/L,pH值为13.4.

考虑溶质NaCl和KOH混合之后对于溶液表面张力的影响.Pizter参数 $β_{M X}^{(0)}$ , $β_{M X}^{(1)}$ 和 ${C^{φ}}_{M X}$ 取值^[28]如表2所示,代入式(8)~(18),可得不同质量摩尔浓度m的混合溶液表面张力值如图5所示.由图5可知,表面张力随质量摩尔浓度的增大而增大,其中KOH溶液增速最快,混合溶液增速最慢.当质量摩尔浓度从1 mol/kg增长至5 mol/kg时,KOH溶液的表面张力从74.27 mN/m增长至84.49 mN/m,混合溶液的表面张力从73.71 mN/m增长至80.34 mN/m,即在同一质量摩尔浓度时,KOH溶液的表面张力总是大于NaOH溶液和混合溶液,这与电解质本身的性质及离子键的性能有关.

表2 溶质参数取值表

Tab.2 Values of solute parameters

溶质	g	$β_{M X}^{(0)}$	$β_{M X}^{(1)}$	${C^{φ}}_{M X}$
NaCl	0.108 98	0.077 22	0.251 83	0.001 06
NaOH	0.536 82	0.170 67	-0.084 11	-0.003 42
KCl	0.057 12	0.046 61	0.223 41	-0.000 44
KOH	0.011 99	0.175 01	-0.016 34	-0.002 67

图5

图5 海水海砂混凝土模拟溶液表面张力与质量摩尔浓度关系

Fig.5 Relationship between surface tension and mass molar concentration of seawater and sea sand concrete simulated solution

3.2 基于开尔文公式和BSB模型的孔隙水饱和度

计算混凝土孔隙水饱和度是指混凝土孔隙中所含水分的体积占总孔隙体积的比例.在一定温度、湿度环境下,小于开尔文半径的孔隙会被水充满^[16].开尔文半径(r_K)可由下式^[31]获得:

r_K ln H_r=

$\frac{- 2 M_{W} σ}{ρ R T}$

(19)

式中:ln H_r为环境相对湿度(RH)的自然对数;M_W为水的分子质量;σ为孔隙液的表面张力(可由3.1节计算);ρ为孔隙液的密度.

半径大于开尔文半径的孔隙,水分子会形成一层水膜,厚度(W)按Xi等^[16]改进后的BSB模型进行计算.

$\frac{2 C_{1} r_{K} H_{r}}{[1 - (C_{1} - 1) H_{r}] (1 - H_{r})}$ [1-

$H_{r}^{\frac{r}{2 r_{K}}}$ ]

(20)

式中:C₁为参数.研究表明^[16],对于未碳化的混凝土,C₁=100;对于碳化混凝土,C₁=1.

取混凝土截面作为二维模型,孔隙近似呈圆形,对半径大于开尔文半径的孔隙,孔隙水饱和度是水膜所形成的圆环的面积比混凝土孔隙的面积,即

$\int_{r_{K}}^{\infty} \frac{π r^{2} - π {(r - W)}^{2}}{π r^{2}}$ f_d(r)dr=

$\int_{r_{K}}^{\infty} [1 - {(1 - \frac{W}{r})}^{2}]$ f_d(r)dr

(21)

混凝土的孔隙液饱和度可以表示为

P_s=

$\frac{\int_{0}^{r_{K}} f_{d} (r) d r + \int_{r_{K}}^{\infty} [1 - {(1 - \frac{W}{r})}^{2}] f_{d} (r) d r}{\int_{0}^{\infty} f_{d} (r) d r}$

(22)

综上,不同水灰比海水海砂混凝土孔隙水饱和度随着相对湿度的变化规律如图6所示.

图6

图6 海水海砂混凝土孔隙水与相对湿度关系图

Fig.6 Relation diagram between pore water and relative humidity of seawater and sea sand concrete

由图6可知,孔隙水饱和度随着相对湿度的增大而增大,当相对湿度超过80%时,增速变快.因不同水灰比混凝土的孔隙尺寸概率分布函数不同,在相同湿度情况下的孔隙液饱和度也不同.规律是水灰比越小,孔隙水饱和度越大.当相对湿度为30%、60%和90%时,水灰比为0.4的混凝土孔隙液饱和度为21.12%、33.90%和66.93%,水灰比为0.7的混凝土孔隙液饱和度为17.40%、29.59%和63.84%.

4 GFRP筋长期力学性能预测

4.1 基于氢氧根离子蚀刻的GFRP筋损伤模型

为获得相对湿度对GFRP筋力学性能退化的影响,首先利用前文模型计算混凝土总孔隙率和不同相对湿度下的孔隙水饱和度,然后采用均匀化方法计算GFRP筋的腐蚀损伤,认为被孔隙水溶解的离子均匀地分布在混凝土中.

假设混凝土体积为V,孔隙液中OH^-浓度为c_OH.OH^-均匀后,混凝土中OH^-的浓度可以表示为

c'_OH=VφP_sc_OH

(23)

Zhao等^[7]的研究表明,OH^-侵蚀GFRP筋的反应速率遵循阿伦尼乌斯公式:

k=A

$e^{\frac{- E_{a}}{R T}}$

(24)

式中:k为反应速率常数;A为指前因子;E_a为活化能.

GFRP筋基体和纤维均为固体,其反应速率可以表示为

v_sur=kc_OH

(25)

由基体的化学式可得侵蚀反应的反应速率为

$\frac{1}{n_{2}}$ v₁V_m₁+v₂V_m₂

(26)

式中:n₂为基体的酯基数;V_m1为GFRP筋中基体的摩尔体积;V_m2为GFRP筋中纤维的摩尔体积;v₁和v₂分别为基体和纤维的反应速率.式中V_m1和V_m2分别按照下式计算:

V_m₁= $\frac{M_{m}}{V_{m} ρ_{m}}$

V_m₂= $\frac{M_{g f}}{V_{f} ρ_{g f}}$

其中:M_m和M_gf分别为基体和纤维的摩尔质量;V_m和V_f分别为基体和纤维的体积分数;ρ_m和ρ_gf分别为基体和纤维的密度.体积分数和密度由生产厂商提供,摩尔质量根据分子式计算.

GFRP筋在海水海砂混凝土环境中的侵蚀存在不均匀性,但本文主要关注GFRP筋的整体拉伸性能劣化,因此将GFRP筋的侵蚀区域进行了均匀化处理.GFRP筋宏观拉伸性能与截面的有效面积有关,从有效面积即可推算出其等效腐蚀深度,为简化计算,假设侵蚀反应是沿着径向表面进行,且均匀分布的侵蚀深度对GFRP筋的整体拉伸性能影响与实际不均匀分布的情况等效,则侵蚀深度可表示为

R_D=vt

(27)

式中:t为侵蚀的时间.

虽然被侵蚀区域中纤维存在剩余承载力,但基体的强度基本丧失,无法传递纤维之间的作用力,被侵蚀区域的材料整体性被破坏,所以偏于保守地假设被侵蚀的区域完全丧失承载能力.则GFRP筋的强度保留率可表示为

$\frac{f_{t}}{f_{0}}$

$\frac{(R_{F} - R_{D})^{2}}{R_{F}^{2}}$

(28)

式中:f_t为GFRP筋腐蚀之后的强度;f₀为GFRP筋腐蚀前的强度;R_F为GFRP筋的半径.

由式(23)~(28)可知,GFRP筋被腐蚀后的强度保留率为

f_t/f₀=

$\frac{{[R_{F} - (\frac{1}{n_{2}} A_{1} e^{\frac{- E_{a 1}}{R T}} V_{m 1} + A_{2} e^{\frac{- E_{a 2}}{R T}} V_{m 2}) c'_{O H} t]}^{2}}{R_{F}^{2}}$

(29)

式中:A₁和A₂分别为基体和纤维反应速率的指前因子.

由上式可计算不同温度、环境相对湿度下GFRP筋经不同时间腐蚀后的强度保留率.贾道光^[32]对外界湿度环境分别为65%、85%、95%,被圆柱混凝土包裹的GFRP筋在1、2、3、4个月后拉伸强度的劣化进行了试验研究.将该试验的材料属性、试验环境等因素代入上文所述的模型中进行计算检验,利用COMSOL软件建立二维的有限元模型,在不同湿度下经过3个月时间的等效腐蚀深度如图7所示.GFRP筋强度保留率试验值(R_e)^[32]、模拟值(R_s)及相对误差(δ)如表3所示.

图7

图7 3个月后等效腐蚀深度

Fig.7 Equivalent corrosion depth after 3 months

表3 GFRP筋强度保留率对比

Tab.3 Comparison of strength retention rate of GFRP rebars %

时间/月	H_r=65%			H_r=85%			H_r=95%
时间/月	R_e	R_s	δ	R_e	R_s	δ	R_e	R_s	δ
1	92.5	94.4	2.1	92.0	91.5	0.5	81.2	88.0	8.4
2	90.0	89.0	1.1	84.1	83.4	0.8	71.2	77.3	8.6
3	88.1	84.6	3.9	82.0	76.3	7.0	62.7	66.7	6.4
4	86.7	78.6	9.3	76.9	68.3	11.1	58.3	57.2	1.8

由表3可知,模拟值与试验值的相对误差在0.52%~11.1%之间,说明该模型在预测相对湿度对普通混凝土包裹GFRP筋力学性能的影响比较准确.在相对湿度较小、时间较短的情况下,相对误差的数值要略小于湿度较大、时间较长的情况,原因可能是随着腐蚀反应的进行,生成物附着于GFRP筋表面,减缓了腐蚀反应.

4.2 海水海砂混凝土环境下GFRP筋拉伸强度退化及使用年限

由4.1节模拟值与试验值的相对误差在11.1%以内,说明该模型在预测相对湿度对普通混凝土包裹GFRP筋力学性能的影响比较准确,将孔溶液表面张力替换为海水海砂混凝土的参数,即可预测相对湿度对海水海砂混凝土包裹GFRP筋力学性能的影响.为预测相对湿度对海水海砂混凝土环境下纤维种类和含量、基体含量相同的环氧基GFRP筋拉伸强度的影响及使用年限,将混凝土孔隙分布概率函数代入孔隙水饱和度计算模型,得到环境相对湿度和海水海砂混凝土内部含水量的关系.假设孔隙溶液均匀弥散于海水海砂混凝土中,以求得均匀化后的OH^-浓度,将其代入蚀刻模型计算得腐蚀时间对强度保留率的影响.中国部分沿海城市的2016—2020年平均气温和年平均相对湿度如表4所示.年平均气温在12~25 ℃之间,因此取 10~25 ℃进行强度保留率计算.

表4 中国主要沿海城市2016—2020年年平均气温及平均相对湿度表

Tab.4 Average temperature and average relative humidity of major coastal cities in China in 2016—2020

城市名称	平均气温/℃	平均相对湿度/%
大连	12.15	60.00
青岛	13.90	68.35
上海	17.64	74.00
广州	22.30	81.00
海口	24.94	81.20
福州	19.30	76.00
北海	22.90	80.80

图8为不同水灰比和温度(T_c)条件下预测的相对湿度与GFRP筋(直径22 mm)强度保留率R_c关系曲面.GFRP筋强度保留率随着腐蚀时间的增加、相对湿度的增大而减小.相同水灰比时,强度保留率随着温度的升高而降低;相同温度时,强度保留率随着相对湿度的增加而降低.H_r=60%、T_c=10 ℃ 时,水灰比分别为0.4和0.7的海水海砂环境中腐蚀50 a后,GFRP筋强度保留率分别为88.77%和74.34%,腐蚀100 a后强度保留率分别为78.22%和56.27%;H_r=80%、T_c=25 ℃时,水灰比分别为0.4和0.7的海水海砂环境中腐蚀50 a后,GFRP筋强度保留率分别为64.77%和26.32%,腐蚀100 a后强度保留率分别为37.16%和0.68%.

图8

图8 相对湿度与海水海砂混凝土环境下GFRP筋强度保留率关系曲面

Fig.8 Schematic diagram of strength retention of GFRP rebars after corrosion

图9分别对比了在T_c=10 ℃、H_r=60%和 T_c=25 ℃、H_r=80%两种环境下,不同水灰比的海水海砂混凝土环境下直径为22 mm GFRP筋的使用年限随相对湿度的变化曲线.在温度、相对湿度和腐蚀时间同样的条件下,水灰比越小,GFRP筋强度保留率越高.因为水灰比越小,其混凝土中孔隙率越小,对OH^-浓度的折减越大,腐蚀速率越缓.水灰比为0.6和0.7的两种混凝土的变化曲线较为接近,说明水灰比较大的海水海砂混凝土,GFRP筋的腐蚀速率不再因水灰比的提高而显著变化.在T_c=10 ℃、H_r=60%条件下(见图9(a)),全部曲线的强度保留率大于70%.在T_c=25 ℃、H_r=80%条件下(见图9(b)),大部分曲线的强度保留率小于70%.

图9

图9 不同水灰比下相对湿度与GFRP筋的强度保留率关系曲线

Fig.9 Strength retention of GFRP bars at different water-cement ratios

根据行业标准JG/T 406—2013^[33],GFRP的公称直径范围宜为10~36 mm.分别选取直径为10、16、22、28和36 mm的GFRP筋,预测其在T_c=10 ℃、H_r=60%和T_c=25 ℃、H_r=80%两种环境下强度保留率随腐蚀时间的变化关系,如图10所示.可以看出,在混凝土水灰比、温度、相对湿度和腐蚀时间相同的条件下,GFRP筋的直径越大,强度保留率越高.随着腐蚀时间增长,不同直径GFRP筋的使用年限之间的差距在逐渐增大.当T_c=10 ℃、H_r=60%时(见图10(a)),全部曲线的强度保留率大于70%.当T_c=25 ℃、H_r=80%时(见图10(b)),大部分GFRP筋强度保留率小于70%.Ali等^[34]研究了BFRP筋在碱性环境下的直径与强度保留率关系,其图9的试验数据的总体变化趋势呈现出强度保留率随直径增加而增大的特征.Iqbal等^[8]基于大量文献数据开展了GFRP筋在碱性环境中的强度保留率研究,认为较大直径和纤维体积含量有利于提高强度保留率.

图10

图10 不同直径条件下相对湿度与GFRP筋的强度保留率关系曲线

Fig.10 Strength retention of GFRP bars at different diameters

根据规范ACI 440.1R-15的6.2规定^[35],环境对GFRP筋强度折减系数取值为0.7,因此将70%的强度保留率作为界限值进行GFRP筋可使用年限计算.以直径22 mm的GFRP筋为例,分别计算其在0.4和0.7水灰比的海水海砂混凝土环境中,4种环境温度下的相对湿度与可使用年限曲线关系,如图11所示.其中使用年限0~5 a、5~50 a和 50~100 a分别用红、绿和黄色区域标识.由图11可知,温度越高、相对湿度越大,GFRP筋的可使用年限越短.温度越低,曲线倾斜角度越大,说明温度较低时,相对湿度对使用年限的影响越大.对比图11(a)和图11(b)可知,较高的水灰比显著降低GFRP筋的使用年限,因此推荐混凝土拌合加减水剂.对于水灰比为0.4的海水海砂混凝土,GFRP筋可使用年限为100 a的环境条件临界值为T_c=10 ℃、H_r=97%,T_c=15 ℃、H_r=83%或T_c=20 ℃、H_r=64%;可使用年限为50 a的环境条件临界值为T_c=20℃、H_r=90%或T_c=25℃、H_r=73%.从腐蚀的角度,海洋环境被划分为5种腐蚀区,即海洋大气区、浪花飞溅区、潮汐区、海水淹没区及海底土体掩埋区.图11的结果主要考虑了环境相对湿度的影响,比较接近海洋大气环境.其他区域的GFRP筋腐蚀规律不同,仍然需要针对特定区域开展分类研究,评估GFRP筋的使用年限.

图11

图11 不同温度条件下相对湿度与GFRP筋的可使用年限关系曲线

Fig.11 Service life of GFRP rebars at different temperatures

图8~11结果表明,海水海砂混凝土中GFRP筋的强度保留率和使用年限均随着相对湿度的增加而减小.环境温度、混凝土水灰比和筋直径均对GFRP筋的性能退化程度有显著影响,工程应用时须根据气候条件和结构的设计使用年限选取合适的混凝土水灰比和GFRP筋直径大小.

5 结论

本文研究了环境相对湿度对海水海砂混凝土环境下GFRP筋力学性能退化的影响,预测了不同环境温度、混凝土水灰比和GFRP筋直径下,相对湿度与强度保留率和使用年限的关系,可为GFRP筋-海水海砂混凝土结构的工程应用提供参考依据.主要结论如下:

(1) 建立了环境相对湿度、混凝土孔隙溶液饱和度以及GFRP筋腐蚀反应速率的定量分析方法,揭示了相对湿度对海水海砂混凝土环境下GFRP筋力学性能退化的影响规律.环境相对湿度越大,GFRP筋强度退化越快.

(2) 海水海砂混凝土孔隙溶液饱和度随着环境相对湿度的增大而增大,在相对湿度超过80%时,增速变快.当相对湿度为30%、60%和90%时,水灰比为0.4的混凝土孔隙液饱和度分别为21.12%、33.90%和66.93%.

(3) 基于氢氧根离子蚀刻的GFRP筋损伤模型计算结果与试验数据吻合良好,验证了本文方法的正确性.

(4) 海水海砂混凝土中GFRP筋的强度保留率和使用年限均随着相对湿度的增加而减小.环境温度、混凝土水灰比、筋直径对二者有显著影响,温度和水灰比的增加均会降低强度保留率,筋直径的增大可提高其使用年限.

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