第５卷第４期 长沙理工大学学报（自然科学版） ＶｏｌＩ ５ Ｎｏ．４ ２００８年１２月 Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｈａｎｇｓｈａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（Ｎａｔｕｒａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ） Ｄｅｅ．２００８ 文章编号：１６７２—９３３１（２００８）Ｏ４—００２７－－０５ 基于电流密度的锈蚀钢筋混凝土梁承载力 张建仁，李琛，王磊 （长沙理工大学土木与建筑工程学院，湖南长沙４１０００４） 摘要：对４８根加速锈蚀的钢筋混凝土梁进行试验，研究锈蚀后钢筋混凝土梁的承载力退化规律．结合钢筋 混凝土有限元的计算结果。归纳出基于锈蚀率锈蚀钢筋混凝土梁协同工作系数与综合折减系数的表达式．以 电化学的法拉第定律为基本原理，提出了一种基于钢筋内部电流密度的承载力计算方法，通过该方法可对锈 蚀构件的承载力、钢筋内部电流密度限值进行分析． 关键词：锈蚀钢筋混凝土梁承载力；协同工作系数；综合折减系数；法拉第定律；钢筋内部电流密度 中图分类号：ＴＵ４４３ 文献标识码：Ａ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ‘ｂｅａｍ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｅｌｅｃｔｒｉｃ ｄｅｎｓｉｔｙ ＺＨＡＮＧ Ｊｉａｎ－ｒｅｎ，ＬＩ Ｃｈｅｎ，ＷＡＮＧ Ｌｅｉ （Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ，Ｃｈａｎｇｓｈａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｃｈａｎｇｓｈａ ４１０００４，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：４８ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｓｕｂｊ ｅｃｔｅｄ ｔｏ ａ ｖａｒｙｉｎｇ ｄｅｇｒｅｅ ｏｆ ａｃｃｅｌｅｒａｔｅｄ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ｗｅｒｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｌｙ ｔｅｓｔｅｄ ｔｏ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅ ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ ｏｆ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ－ｂｅａｍｓ．Ｃｏｒｎ— ｂｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ｒｅｓｕｌｔｓ ｃｏｍｐｕｔｅｄ ｂｙ ｕｓｉｎｇ ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄ，ｃｏｏｒｄｉｎａｔｉｏｎ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ａｎｄ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ｗｅｒｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ．Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ Ｆａｒａｄａｙ’Ｓ ｌａｗ ｉｎ ｅｌｅｃｔｒｏｃｈｅｍｉｓ－ ｔｒｙ，ａ ｍｅｔｈｏｄ ｔｏ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｃｏｒｒｏｄｅ—ｈｅａｍ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｅｌｅｃｔｒｉｃ ｄｅｎｓｉｔｙ ｉｎ ｔｈｅ ｂａｒ ｗａｓ ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ．Ｂａｓｅｄ ＯＮ ｔｈｅ ｓｕｇｇｅｓｔｅｄ ｍｅｔｈｏｄ，ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ—ｂｅａｍｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｌｉｍｉｔａ— ｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ｃｕｒｒｅｎｔ ｄｅｎｓｉｔｙ ｉｎ ｔｈｅ ｂａｒ ｃａｎ ｂｅ ａｎａｌｙｚｅｄ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ ｏｆ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ—ｂｅａｍｓ；ｃｏｏｒｄｉｎａｔｉｏｎ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ；ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｃｏｅｆ— ｆｉｃｉｅｎｔ；Ｆａｒａｄａｙ’Ｓ １ａｗ；ｅｌｅｃｔｒｉｃ ｄｅｎｓｉｔｙ ｉｎ ｔｈｅ ｂａｒ 钢筋混凝土构件在使用过程中，由于荷载与 究成果：Ｇ．Ｊ．Ａｌ－ＳｕｌａｉｍａｎｉＬ１ 对锈蚀混凝土梁承 不良环境的共同作用，往往会出现不同程度的损 载力进行了试验研究，结果表明，当锈蚀率小于 伤，这些损伤会导致构件的承载能力下降，结构性 １．５％时，锈蚀对承载力几乎没有影响；而当锈蚀 能劣化，耐久性能降低，这给构件的继续使用埋下 率达到４．５ 时，构件承载力降低了１２ ．惠云 了隐患．因此，对锈蚀后构件的力学性能的退化规 玲［２］等对３Ｏ多根锈蚀梁进行了试验研究，结果表 律进行研究具有重要意义． 明，钢筋锈蚀后梁构件承载力降低，除钢筋截面面 对锈蚀构件承载力的研究国内外已有许多研 积减小这一因素外，另一个主要原因就是粘结力 收稿日期：２Ｏ０８一Ｏ６～Ｏ１ 基金项目：国家自然科学基金资助项目（５０８７８０３１）；交通部西部交通建设科技项目（２００６３１８Ｏ０ｏ１９）；湖南省应用基础 研究重点项目（０６ＦＪ２００８）． 作者简介：张建仁（１９５８一），男，湖南湘阴人，长沙理工大学教授，博士生导师，主要从事桥梁结构检测与评定及可靠 度分析等方面的研究． ２８ 长沙理工大学学报（自然科学版） ２００８年１２月 的降低，由于粘结力的降低使得混凝土构件强度 氧树脂和沥青．梁构件被放置在混凝土槽中，浸泡 降低系数在正常构件与无粘结构件之问，锈蚀率 在５％的ＮａＣ１的电解质溶液中（见图２（ａ）），采用 到达ｌＯ ３／６附近时，承载力下降２Ｏ 左右．全明 直流稳压电源施加直流电（见图２（ｂ）），钢筋作为 研［３］根据老化的大型屋面板实验结果，建议对锈 阳极，不锈钢片作为阴极．通电浸泡完成后，对受 胀裂缝较宽的构件计算承载力时乘以０．９５的协 拉主筋取样烘干称重，测得钢筋的质量锈蚀率（见 同工作系数． 表１）． 目前，锈蚀梁承载力计算式主要以锈蚀率为 基本变量，但实际工作中要测定锈蚀构件的质量 锈蚀率往往不易，常常需要凿开混凝土观察，这样 容易对结构造成损伤．因此，基于锈蚀率的承载力 计算式在实际应用时有一定的困难．随着电化学 无损检测技术的发展，可以利用电化学方法无损 地量测出混凝土中部钢筋内部电流密度值．因此， 若能建立钢筋内部电流密度与承载力之间的关 （８）通电池 （ｂ）直流通电装置 系，将可以较为方便地评估构件承载力．本文基于 图２通电装置示意图 电化学的法拉第定律，对４８片加速锈蚀的钢筋混 Ｆｉｇ．２ Ｆｉｇｕｒｅ ｏｆ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ ｏｆ ｐｒｏｄｕｃｉｎｇ ｅｌｅｃｔｒｉｃｉｔｙ 凝土梁进行了承载力的研究分析，建立了以钢筋 腐蚀电流密度为基本变量的承载力计算式． 表１ ４８片梁编号及主筋锈蚀率表 Ｔａｂｌｅ １ Ｎｕｍｂｅｒ ａｎｄ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ－ｒａｔｅ １ 试验概况 ｏｆ ｍａｉｎ ｂａｒ ｏｆ ４８ ｂｅａｍｓ 粱号锈 直径保护层 梁号 １＿Ｉ 试验梁分组及材料设计 ／（ ） …… ／ ｍｍ 采用正交试验设计方法进行试验分组，考虑 ＬＡ１ ０．００ １８ ３５ ＬＢ１ ０．００ １８ ３５ 了钢筋种类、钢筋直径、保护层厚度和锈蚀率的变 ＬＡ２ ０．００ ２Ｏ ２５ ＬＢ２ ０．Ｏ０ ２０ ２５ 化．钢筋种类设计变化指标有２个：ＨＲＢ３３５螺纹 ＬＡ３ ０．Ｏ０ ２２ ３Ｏ ＬＢ３ ０．００ ２２ ３０ 钢筋和ＨＰＢ２３５光圆钢筋（分别用ＬＡ和ＬＢ表 ＬＡ４ ０．００ ２Ｏ ３Ｏ ＬＢ４ ０．ＯＯ ２０ ３０ 示）；钢筋直径设计变化指标有３个：１８，２Ｏ，２２ ＬＡ５ ０．００ １８ ３０ ＬＢ５ ０．００ １８ ３０ ｍｍ；保护层设计变化指标有３个：２５，３Ｏ，３５ ｍＦｌｌ； ＬＡ６ ０．００ ２０ ３５ ＬＢ６ １．１１ ２Ｏ ３５ ＬＡ７ ０．００ ２２ ２５ ＬＢ７ ３．４４ ２２ ２５ 锈蚀率（重量损失率）设计变化范围为：０ ～ ＬＡ８ ０．００ ２０ ３０ ＬＢ８ ０．００ ２０ ３０ １５ ．梁配筋布置如图１所示． ＬＡ９ ２．４３ １８ ２５ ＬＢ９ ３．３２ ｌ８ ２５ ＬＡ１０ ４．９０ ２Ｏ ３０ ＬＢ１Ｏ ３．８４ ２０ ３Ｏ ＬＡ１１ ０．Ｏ０ ２２ ３５ ＬＢｌ１ ４．４１ ２２ ３５ ＬＡ１２ ４．２１ ２Ｏ ２５ ＬＢ１２ ２．５２ ２０ ２５ ＬＡ１３ ４．１５ １８ ２５ ＬＢ１３ ４．２９ １８ ２５ ＬＡ１４ ０．００ ２Ｏ ３Ｏ ＬＢ１４ ６．９２ ２０ ３Ｏ ２１０ ＬＡ１５ ４．２９ ２２ ３５ ＬＢ１５ ７．９４ ２Ｚ ３５ ２４Ｏ ＬＡ１６ ４．８１ ２Ｏ ３５ ＬＢ１６ ９．７０ ２Ｏ ３５ 图１梁配筋示意图（单位：ｃｍ） ＬＡ１７ ６．１２ ｌ８ ３５ ＬＢ１７ ３．５３ １８ ３５ Ｆｉｇ．１ Ｆｉｇｕｒｅ ｏｆ ｂａｒ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ ｉｎ ｔｈｅ ｂｅａｍ（ｕｎｉｔ：ｃｍ） ＬＡ１８ ９．９５ ＺＯ Ｚ５ ＬＢ１８ ９．４２ ２Ｏ Ｚ５ ＬＡ１９ ９．９４ ２２ ３０ ＬＢ１９ １５．３８ ２２ ３Ｏ １．２加速通电锈蚀试验设计 ＬＡ２Ｏ ４．５５ ２Ｏ ３Ｏ ＬＢ２Ｏ ９．８１ ＺＯ ３０ 对梁受拉主筋通直流电以实现加速锈蚀，通 ＬＡ２ｌ ｌ６．７１ ｌ８ ３０ ＬＢ２１ ２Ｏ．６０ １８ ３０ 过电化学原理计算出每片梁需要通电的时间，通 ＬＡ２２ １０．７９ ２０ ３５ ＬＢ２２ １０．５８ ２０ ３５ 电电流密度均为１ ｍＡ／ｃｍ。．为防止箍筋与架立筋 ＬＡ２３ １Ｏ．６３ ２２ ２５ ＬＢ２３ １１．６１ ２２ ２５ 被锈蚀，在与通电主筋的接触处贴绝缘胶带与环 ＬＡ２４ １２．８３ ２０ ３Ｏ ＬＢ２４ ｌ３．１４ ＺＯ ３Ｏ 第５卷第４期 张建仁，等：ｂ－Ｉ＂电流密度的锈蚀钢筋混凝土梁承载力 ２９ １．３力学试验设计 的降低对钢筋与混凝土共同工作能力的影响；另 一静载试验采用最大量程为５００ ｋＮ的千斤顶 种是综合折减系数，该系数反映了锈蚀作用下 １）协同工作系数． ①协同工作系数的定义． 协同工作系数的确定主要体现锈蚀引起的粘 通过分配梁进行三分点（两支座间）加载，两端简 支，荷载大小通过压力传感器控制．在梁两端支 座、跨中及加载点分别布置位移计，测定构件的挠 度．梁跨中位置沿高度方向布置５个应变片，梁弯 多方面因素共同作用下对承载力的影响． 剪段处贴应变花，以测量混凝土应变．加载布置参 考图３． — — —一 图３加载简图（单位：ｃｍ） Ｆｉｇ．３ Ｆｉｇｕｒｅ ｏｆ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ ｏｆ ｉｍｐｏｓｉｎｇ ｌｏａｄ（Ｕｎｉｔ：ｅｍ） ２基于电流密度的承载力研究 ２．１锈蚀率与钢筋电流密度关系研究 根据法拉第定律可以将钢筋质量锈蚀率用钢 筋内部的电流密度与钢筋锈蚀时间表示出来．法 拉第定律定义电池中电极上发生化学变化的物质 的量与通过该电极的电量成正比 ，数学表达为： Ｗ 锈蚀损失的重量 ｒ 钢筋锈蚀表面积×锈蚀时间‘ 由式（１）可得： ４ＷＦ－１ ＬｔｆＤ一ｎ＝下一＝： 一ＪＪ Ｉｒ（２）●，Ｊ ’ ｙ 式中：），为钢筋的密度，值为７．８５ ｇ／ｃｍ ；Ｊ 为钢 筋锈蚀电流密度，ｍＡ／ｃｍ ；Ｊ０为钢筋质量锈蚀率； ｄ为钢筋的直径，ｃｍ；ｔ为钢筋锈蚀时间，年；Ｗ为 铁原子的相对原子质量，取值为２７．９２５ ｇ；Ｆ为法 拉第常数，取值为３ ｍＡ・年． 由式（２）可知，钢筋质量锈蚀率与钢筋内部电 流密度存在相互转化的关系． ２．２锈蚀钢筋混凝土梁承载力研究 影响锈蚀构件承载力的主要因素有二个：一 是锈蚀后钢筋的截面积减小，强度降低；二是钢筋 与混凝土问粘结性能的退化．目前较为实用的承 载力的计算方法有两种：一种是定义协同工作系 数来考虑粘结退化对承载力的影响，该系数是反 映粘结性能退化对受弯构件影响的一个重要参 数，它的确定主要体现了因锈蚀而引起的粘结力 结力降低对钢筋与混凝土共同工作能力的影响， 协同工作系数可定义为： Ｐ７＝＝＝ ． （＿３） 式中：为协同工作系数；Ｐ为锈蚀梁试验屈服荷 载值；Ｐ 为锈蚀梁理论屈服荷载值，特指不考虑 锈蚀引起的钢筋与混凝土之间的粘结退化、但考 虑钢筋截面面积减小所计算的屈服荷载．试验屈 服荷载可由实测的荷载一跨中位移曲线确定，理 论屈服荷载则可通过有限元模拟，逐级加载绘制 的荷载一跨中位移曲线确定，其中荷载指作用于 梁上全部的竖向荷载． ②锈蚀梁理论屈服荷载值的计算． 为计算锈蚀梁理论屈服荷载值，建立了锈蚀 梁的三维实体模型，其中混凝土抗压强度、钢筋抗 拉强度采用试验的实测值．混凝土抗压强度对梁 承载力影响很小，故计算时不考虑混凝土强度退 化 ． 根据锈蚀梁理论屈服荷载值的定义，特指不 考虑钢筋与混凝土之间粘结退化效应且考虑钢筋 截面面积减小因素后锈蚀梁的屈服荷载，即所有 的锈蚀梁均可作为粘结完好的梁进行模拟，而粘 结完好的梁在钢筋端部锚固良好的情况下，钢筋 与混凝土之间的滑移量是很小的，故可将模型中 钢筋节点与混凝土节点的自由度耦合以简化计 算．同时，考虑锈蚀后钢筋截面面积减小的因素， 计算式采用惠云玲等 建议式，锈蚀后钢筋截面 面积计算式为： Ａ 一Ａ （１一 ）． （４） 式中：Ａ 为锈蚀后钢筋的截面面积；Ａ，为未锈钢 筋截面面积 为锈蚀率． ③协同工作系数的计算． 以所有试验梁为样本，绘制理论屈服荷载与 试验屈服荷载随锈蚀率变化的散点图（如图４所 示），并分别进行线性拟合． ３０ 长沙理工大学学报（自然科学版） ２００８年１２月 。试验屈服荷载 ｘ有限元屈服荷载 …线性（试验屈服荷载） ０ ５ １０ １５ ２Ｏ ２５ ｐｌ（ｘｌＯ０） 图４有限元、试验屈服荷载比较图 Ｆｉｇ．４ Ｆｉｇｕｒｅ ｏｆ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｙｉｅｌｄ ｌｏａｄ ｃｏｍｐｕｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｙｉｅｌｄ ｌｏａｄ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｆｒｏｍ ｔｅｓｔ 由于试验样本中包含不同钢筋直径和类型的 梁，故承载力变化范围较大，数据点显得略为分 散．观察图形可知，试验拟合线下降斜率要大于有 限元拟合线．由于有限元分析中已考虑了钢筋截 面面积的减小，所以二者存在差异的主要原因是 粘结力退化，由此反映出粘结力退化也是影响锈 蚀钢筋混凝土梁承载力下降的主要因素．依照式 （３）计算锈蚀钢筋混凝土梁的协同工作系数，为了 分离出钢筋直径、类型的影响，根据主筋直径和类 型的不同，将协同工作系数随锈蚀率变化关系绘 制成散点图（如图５，６所示）． ×主筋ｌ８ ｍｍ梁 。主筋２０ ｎｒｌｌｒ／ｌ粱 Ａ主笳２２ｌｌｌｍ梁 …・线性（主筋１８ｍｍ梁） 一线性（主筋２０ｉｌｌｍ梁）…一线性（主筋２２ｍｉｌｌ梁） １．４ Ｉ．２ １．Ｏ Ｏ．８ ｌｌ２ １．Ｏ Ｏ．８ ０．６ ０ ５ １Ｏ ｌ５ ２０ ２５ ｐ／（ｘｌＯ０） 图６不同主筋类型的粱协同工作系数比较图 Ｆｉｇ．６ Ｆｉｇｕｒｅ ｏｆ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｃｏｏｒｄｉｎａｔｉｏｎ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ａｍｏｎｇ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｉｎ ｂａｒ ｔｙｐｅｓ 由图５可知，主筋直径为１８，２０ ｍｍ的梁的协 同工作系数下降趋势较为接近，主筋直径为 ２２ ｍｍ的梁的协同工作系数下降趋势略小一些． 由图６可知，不同主筋类型的梁协同工作系数随 锈蚀率的下降趋势十分接近．将４８片具有不同主 筋直径、主筋类型的钢筋混凝土梁进行协同工作 系数的分析，绘制成散点图（如图７所示）． １ ４ ｏ 同 至墼．… １．２ ｌ＿Ｏ ｎ８ 。。 ——亨—— —— —— —一５ ｐ／（ｘｌＯＯ） 图７协同工作系数随锈蚀率变化曲线图 Ｆｉｇ．７ Ｆｉｇｕｒｅ ｏｆ ｃｕｌ－ｖｅ ｆｉｔｔｉｎｇ ｂｙ ｃｏｏｒｄｉｎａｔｉｏｎ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ｃｈａｎｇｉｎｇ ｗｉｔｈ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ－ｒａｔｅ 通过线性拟合可以得到锈蚀梁的协同工作系 数表达式为： ７＝１．０８２ ２—２ｐ． （５） 式中：ｊ７为协同工作系数；ＩＤ为质量锈蚀率， ． 经研究表明，当锈蚀率小于１．５％时，钢筋与 混凝土问的粘结强度可认为近似不变口 ］，对协同 工作系数拟合曲线按照斜率不变的原则进行一定 修正，最后可得： 一｛１１．。ｏＩ ３—２２ ．ｌＤ，１．５ ≤≤ Ｐ １ ‘５％．㈣ ’ ④基于钢筋电流密度的协同工作系数． 由３．１节可知，钢筋质量锈蚀率与钢筋电流 密度存在相互转化的关系．将式（２）计算值代人式 （６），得到基于锈蚀电流密度的协同工作系数表达 式： ｒ ｌ，Ｌｔ＜０．００３ ２ｄ ｊ１．Ｏ３＿９．４８６ ２孚ｏ．００３ ２ｄ＜Ｉ，ｔ＜Ｏ．ｏ３ ’ （７） ２）承载力综合折减系数． ①综合折减系数的定义． 综合折减系数整体反映了多种因素对锈蚀梁 承载力作用的影响，综合折减系数可定义为： 一 ． （８） 第５卷第４期 张建仁，等：基于电流密度的锈蚀钢筋混凝土梁承载力 ３１ 式中： 为综合折减系数；Ｐ为锈蚀梁屈服荷载值； Ｐ０为未锈梁的屈服荷载． ②综合折减系数的计算． 依照式（８）可计算得到锈蚀梁的综合折减系 数，将综合折减系数随锈蚀率变化关系绘制成散 点图（如图８所示），并进行线性拟合，线性拟合后 得： 一１—２．５ｐ，０≤｜Ｄ≤１５ ． （９） １．４ 籁１．２ １．０ 鞲ｏ．８ 篓０．６ ｏ．４ Ｏ ５ １Ｏ ｌ５ ｐ／（ｘｌ００） 图８综舍折减系数随锈蚀率变化曲线 Ｆｉｇ．８ Ｆｉｇｕｒｅ ｏｆ ｃｕｒｖｅ ｆｉｔｔｉｎｇ ｂｙ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ｃｈａｎｇｉｎｇ ｗｉｔｈ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ－ｒａｔｅ ③基于钢筋电流密度的综合折减系数表达式． 由３．１节可知，钢筋质量锈蚀率与钢筋电流 密度存在相互转化的关系．将式（２）计算值代人式 （９），得到基于锈蚀电流密度的综合折减系数表达 式： ■ｔ ＝１一ｌ１．８５７ ８－ ｖ。，０＜Ｉｒｔ＜０．０３２ｄ． ａ （１０） ④钢筋内部电流密度限值计算． 采用式（１０）可计算出指定综合承载力折减系 数下对应的电流密度值．若给定某梁主筋直径为 ２０ ＩＴｌｒｒｌ，使用了５０年，代人式（１０）可得到如表２所 示的数据． 袭２电流密度计算表 Ｔａｂｌｅ ２ Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ Ｔａｂｌｅ ｏｆ ｅｌｅｃｔｒｉｃ ｄｅｎｓｉｔｙ 为控制锈蚀梁的承载力在一定的范围内，可 定义一个电流密度限值的概念，即为保证锈蚀梁 承载力不低于某值，锈蚀梁内钢筋的电流密度则 不应超过某限值，结合表２计算结果举例：假设限 定锈蚀梁５Ｏ年后承载力折减不低于５Ｏ％，则钢筋 的电流密度不应超过０．００１ ６ ｍＡ／ｃｍ。． ３ 结 论 对４８根锈蚀钢筋混凝土矩形梁的承载力数 据进行了研究，结合有限元的模拟分析，归纳了协 同工作系数与综合折减系数表达式，提出了钢筋 内部电流密度限值的计算方法，得出如下结论： １）锈蚀后钢筋截面面积减小和粘结力退化是 影响锈蚀梁承载力较为重要的因素．随着锈蚀率 的增加，锈蚀梁的承载力基本呈线性下降． ２）不同主筋类型和直径的梁的协同工作系数 随锈蚀率增加而减小的趋势较为相近，直径越大 的梁的协同工作系数减小的趋势要略小一些． ３）得到了基于锈蚀电流密度的承载力计算式． ４）由基于锈蚀电流密度的承载力计算式可反 算钢筋内部的电流密度，提出了一个电流密度限 值的概念，以保证锈蚀梁的承载力在可控制的范 围内． 本次试验研究的梁样本均为矩形截面、钢筋 角区布置、底部两根主筋的形式，而梁承载力与截 面形式、钢筋布置形式有关，故本文结论只能应用 于具有上述特征的梁．同时，由于样本数量有限， 由数据拟合出的承载力计算式仍有待于更多试验 结论的补充验证．加速锈蚀的试验方法产生的钢 筋锈蚀情况与在大气环境中自然锈蚀的钢筋有一 定差别，故其实际工程应用还有待于加速锈蚀与 自然锈蚀相关性研究的进一步开展． （参考文献］ ［１］Ｇ Ｊ Ａ１一Ｓｕｌａｉｍａｎｉ，Ｍ Ｋａｌｅｅｍｕｌｌａｈ，Ｉ Ａ Ｂａｓｕｎｂｕｌ，ｅｔ ａ１．Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ａｎｄ ｃｒａｃｋｉｎｇ ｏｎ ｂｏｎｄ ｂｅ— ｈａｖｉｏｒ ａｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍｅｍｂｅｒｓ ［Ｊ］．ＡＣＩ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ，２０００，８７（２）：２２０—２３１． ［２］惠云玲，李荣．混凝土基本构件钢筋锈蚀前后性能 试验研究［Ｊ］．工业建筑，１９９７，２７（６）：１４—１８． ＨＵＩ Ｙｕｎ－ｌｉｎｇ，ＬＩ Ｒｏｎｇ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｉｅｓ ｏｎ ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｒｔｙ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ｏｆ ｒｅｂａｒｓ ｉｎ ｂａｓｉｃ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍｅｍｂｅｒ［－Ｊ７．Ｉｎｄｕｓｔｒｙ Ｂｕｉｄｉｎｇ，１９９７，２７（６）： １４—１８． （下转至第９５页） 第５卷第４期 徐学，等：高锰酸盐预氧化强化去除藕池河原水中稳定性铁锰 ９５ （上接第３１页） ［Ｊ］．Ｉｎｄｕｓｔｒｙ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ。１９９７，２７（６）：１０—１３． ［３Ｊ全明研．老化和损伤的钢筋混凝土构件的性能［Ｊ］． ［７］金伟良，夏 晋，王伟力．锈蚀钢筋混凝土桥梁力学 工业建筑，１９９０，２０（２）：１５－１９． 性能研究综述（Ⅱ）［Ｊ］．长沙理工大学学报（自然科 ＱＵＡＮ Ｍｉｎｇ—ｙａｎ．Ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｔｙ ｏｆ ａｇｅｉｎｇ ａｎｄ ｄａｍａ－ 学版），２００７，４（３）：１－１２． ｇｉｎｇ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍｅｍｂｅｒ［Ｊ］．Ｉｎｄｕｓｔｒｙ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ，１９９０，２Ｏ ＪＩＮ Ｗｅｉ－ｌｉａｎｇ，ＸＩＡ Ｊｉｎ，ＷＡＮＧ ＷｅＩ＿ｌｉ．Ｓｔａｔｅ－ｏｆ－ａｒｔ ｏｆ （２）：１５－１９． ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ［４１仲伟秋，贡金鑫．钢筋电化学快速锈蚀试验控制方法 ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｒｉｄｇｅｓ（Ⅱ）［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｈａｎｇｓｈａ Ｕｎｉ— ［Ｊ］．建筑技术开发，２００２，２９（４）：２８－２９． ｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ ＳＣｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（Ｎａｔｕｒａｌ ＳＣｉｅｎｃｅ）， ＺＨ０ＮＧ Ｗｅｉ－ｑｉｕ，ＧＯＮＧ Ｊｉｎ－ｘｉｎ．Ｃｏｎｔｒｏｌ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ２００７，４（３）：１－１２． ｑｕｉｃｋ ｅｌｅｃｔｒｏｃｈｅｍｉｃａｌ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ｏｆ ｒｅｂａｒｓ ［８３ Ｋａｐｉｌｅｓｈ Ｂｈａｒｇａｖａ，Ａ Ｋ Ｇｈｏｓｈ，Ｙａｓｕｈｉｒｏ Ｍｏｒｉ，ｅｔ ａ１． 口］．Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅ Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ，２００２，２９（４）： Ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ－ｉｎｄｕｃｅｄ ｂｏｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｉｎ ｒｅｉｎ－ ２８－２９． ｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ：Ａｎａｌｙｔｉｃａｌ ａｎｄ ｅｍｐｉｒｉｃａｌ ｍｏｄｅｌｓ［Ｊ￣． ［５３ Ｒｏｄｒｉｇｕｅｚ Ｊ，Ｏｒｔｅｇａ Ｌ，Ｍａｎｄ Ｃａｓａｌ Ｊ．Ｌｏａｄ ｃａｒｒｙｉｎｇ Ｎｕｃｌｅａｒ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ｄｅｓｉｇｎ，２００７，２３７（１）：ｌ１４０－ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｗｉｔｈ ｃｏｒｒｏｄｅｄ ｒｅｉｎ— １１５７． ｆｏｒｃｅｍｅｎｔ［Ｊ－Ｉ．Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ， ［９］张建仁，邓鸣．锈蚀钢筋混凝土梁的裂缝研究［Ｊ］． １９９７，ｌ１（４）：２３９－２４８． 长沙理工大学学报（自然科学版），２００７，４（３）：２３—２８． ［６］惠云玲，林志伸，李荣．锈蚀钢筋性能试验研究分 ＺＨＡＮＧ Ｊｉａｎ－ｒｅｎ，ＤＥＮＧ Ｍｉｎｇ．Ｃｒａｃｋｓ ｏｆ ｃｏｒｒｏｓｉｖｅ 析［Ｊ］．工业建筑，１９９７，２７（６）：１０—１３． ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｈａｎｇｓｈａ ＨＵＩ Ｙｕｎ－ｌｉｎｇ，ＬＩＮ Ｚｈｉ—ｓｈｅｎ，ＬＩ Ｒｏｎｇ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ（Ｎａｔｕｒａｌ Ｓｃｉ— ｓｔｕｄｙ ａｎｄ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｎ ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｒｔｙ ｏｆ ｃｏｒｒｏｄｅｄ ｒｅｂａｒｓ ｅｎｃｅ），２００７，４（３）：２３－２８．
