浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2020, 54(1): 64-72 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2020.01.008

土木工程、交通工程

电化学修复后钢筋疲劳性能试验研究

龙江兴,, 金伟良,, 张军,, 毛江鸿, 崔磊

Experimental study on fatigue properties of steel bars after electrochemical repair

LONG Jiang-xing,, JIN Wei-liang,, ZHANG Jun,, MAO Jiang-hong, CUI Lei

通讯作者: 张军，男，博士，讲师. orcid.org/0000-0002-8326-1227. E-mail： zj@nit.zju.edu.cn

收稿日期: 2018-12-7  

Received: 2018-12-7  

作者简介 About authors

龙江兴（1994—），男，硕士生，从事混凝土结构电化学修复技术的研究.orcid.org/0000-0003-2769-0606.E-mail：longjiangxing@zju.edu.cn , E-mail：longjiangxing@zju.edu.cn

摘要

为了探明电化学修复对钢筋疲劳性能的影响，开展电化学除氯和双向电迁处理后钢筋的轴向拉伸疲劳试验. 基于断裂力学原理及断口微观形貌分析，揭示电化学修复技术引起钢筋疲劳性能变化的机理. 结果表明，电化学除氯会引起钢筋疲劳裂纹门槛值的减小及疲劳弹性模量的退化，宏观表现为钢筋疲劳寿命减小；电化学除氯后钢筋疲劳裂纹起源于钢中白点，裂纹扩展区疲劳辉纹间距增大，瞬断区韧窝变小变浅. 掺入阻锈剂的双向电迁方法对钢筋疲劳性能的负面影响较小，双向电迁修复后钢筋的疲劳断口微观形貌相对于普通钢筋未见明显变化.

关键词： 电化学除氯 ; 双向电迁 ; 电流密度 ; 氢脆 ; 钢筋疲劳

Abstract

The axial tensile fatigue test of steel bars after electrochemical chloride extraction and bidirectional electromigration rehabilitation was conducted in order to analyze the influence of electrochemical repair on the fatigue properties of steel bars. The mechanism of fatigue properties changes of steel bars caused by chemical repair techniques was explained based on the fracture mechanics principle and the fracture micromorphology. Results show that electrochemical chloride extraction causes the fatigue crack threshold of the steel bar to decrease and the fatigue elastic modulus to degrade. The macroscopic phenomenon is the reduction of fatigue life. The fatigue cracks of steel bars originated from the white point in the steel after electrochemical chloride removal, the fatigue striation spacing increases, and the dimples in the short-term fault zone become smaller and lighter. The bidirectional electromigration rehabilitation with the rust inhibitor has less negative impact on the fatigue performance of the steel bar. There are no obvious changes in the micromorphology of the steel bars after bidirectional electromigration.

Keywords： electrochemical chloride extraction ; bidirectional electromigration rehabilitation ; current density ; hydrogen embrittlement ; steel fatigue

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本文引用格式

龙江兴, 金伟良, 张军, 毛江鸿, 崔磊. 电化学修复后钢筋疲劳性能试验研究. 浙江大学学报(工学版)[J], 2020, 54(1): 64-72 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2020.01.008

LONG Jiang-xing, JIN Wei-liang, ZHANG Jun, MAO Jiang-hong, CUI Lei. Experimental study on fatigue properties of steel bars after electrochemical repair. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2020, 54(1): 64-72 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2020.01.008

混凝土结构因氯离子侵蚀导致的耐久性劣化问题已日趋严重[1]. 基于电化学原理的电化学修复技术可以从根本上抑制钢筋的腐蚀，无需对结构物进行凿除或修补，具有便捷、节省人力物力等优点[2]. 电化学修复技术主要有电化学除氯[3]、电渗阻锈[4]、双向电迁[5]及其他新型联合修复方法[6]，但上述方法均会使钢筋表面发生析氢反应，氢渗入钢筋后通过应力诱导扩散富集于高应力区，当浓度达到一定值后材料的断裂应力降低，即钢筋氢脆[7-10]. 电化学除氯技术（ECE）研究较早，应用最广泛. 此外，近年兴起的双向电迁技术（BIEM）采用阳离子阻锈剂溶液作为电解液，实现了除氯和阻锈的双重目的，并在一定程度上降低了氢脆风险[11-12]，具有广阔的应用前景.

针对电化学修复后钢筋的力学性能，国内外已开展了大量研究，如金伟良等[13]进行了电化学修复后钢筋的慢应变速率拉伸试验，发现钢筋断面收缩率和断裂能比与电化学修复参数中的电流密度相关，建议实际结构应采用合适的电流密度将塑性损失控制在可接受范围. Bertolini等[14]对电化学除氯后的钢筋进行静力拉伸试验，发现若将电化学除氯过程中钢筋电位控制在−900 mV以上，就可以有效控制钢筋的塑性损失. Siegwart等[15-16]开展电化学除氯后预应力筋的静力和疲劳试验研究，结果表明，电化学修复后高强预应力筋的塑性损失及疲劳寿命降低十分明显，该学者认为电化学除氯技术不适用于预应力混凝土结构. 在金属材料领域，氢对钢材疲劳性能的影响已得到证实，如李永德等[17]对充氢后的50CrV4高强钢进行疲劳试验，发现材料的疲劳强度明显降低，且与氢含量存在定量关系. Furuya等[18]对充氢后的JIS-SCM440低合金钢进行超声疲劳试验，发现金属中由于氢的存在会引起内部微裂纹的形成，导致疲劳寿命降低.

综上所述，关于电化学修复技术对普通钢筋的静力性能影响研究较多，但关于疲劳性能的影响研究较少. 服役混凝土结构在耐久性劣化的同时，还要承受往复荷载作用，须考虑电化学修复对钢筋疲劳性能的影响. 本文主要研究不同电流密度下电化学除氯和双向电迁修复后钢筋的疲劳性能，基于钢筋的应力应变、疲劳寿命和断口微观形貌，分析氢致疲劳损伤的机理及演变规律，为电化学修复技术应用于实际工程提供试验与理论依据.

1. 试验概况

1.1. 电化学修复过程

开展混凝土试件的电化学修复试验，原理如图1所示. 将钢筋作为阴极，混凝土表面设置金属网作为阳极，分别采用饱和氢氧化钙和三乙烯四胺作为电解质溶液，对比电化学除氯技术（ECE）和双向电迁技术（BIEM）修复后钢筋疲劳性能的差异. 混凝土试件尺寸为300 mm×180 mm×80 mm，内置3根直径为14 mm、长度为500 mm的HRB400螺纹钢筋，两端各伸出100 mm与导线连接；试件浇筑时掺入3%水泥质量的NaCl（相对水泥质量），试件标准养护28 d后进行电化学修复试验，通电电流密度i为1、3、5 A/m2，通电时间t为2周. 电化学修复试验如图2所示.

图 1

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图 1   电化学修复原理图

Fig.1   Electrochemical repair schematic


图 2

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图 2   电化学修复试验现场图

Fig.2   Site map of electrochemical repair test


1.2. 钢筋疲劳试验

电化学修复完毕后破碎混凝土取出钢筋，截取400 mm作为疲劳试件，两端50 mm进行横肋打磨处理后作为夹持端，以减小断头率，如图3所示. 参照《金属轴向疲劳试验方法》（GB3075-82）[19]，采用应力控制方式进行常幅正弦波加载荷，如图4所示. 疲劳加载使用250 kN电液伺服疲劳试验机，将CRIMS引伸计置于试件中部，标距为25 mm，通过德国IMC CRONOScompact 400-08动态数据采集仪采集数据. 疲劳试验参数见表1. 表中，I为电流密度，t为通电时间，σmax为最大应力，∆σ为应力幅，Nf为疲劳寿命，Dfrac为断裂部位. ${\sigma _{\max }}$分别为0.5 ${\sigma _{\rm{u}}}$、0.6 ${\sigma _{\rm{u}}}$、0.65 ${\sigma _{\rm{u}}}$和0.7 ${\sigma _{\rm{u}}}$（ ${\sigma _{\rm{u}}}$为极限应力），最小应力 ${\sigma _{\min }}{\rm{ = }}0.1{\sigma _{\rm{u}}}$， $\Delta \sigma = {\sigma _{\max }} - {\sigma _{\min }}$，加载频率为4 Hz，编号E代表ECE，B代表BIEM，C代表对照组（control group）.

图 3

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图 3   钢筋夹持端横肋打磨处理

Fig.3   Cross rib grinding of steel bar clamping end


图 4

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图 4   钢筋疲劳加载现场图

Fig.4   Fatigue loading site map


表 1   钢筋疲劳试验结果

Tab.1  Fatigue test results of rebars

试件编号 I/（A·m−2） t/周 ${\sigma _{\max }}$ $\Delta{\sigma}$/MPa Nf/次 Dfrac1)/mm
注：1）断裂部位指钢筋断口距下夹头表面的距离，部分试件断于夹头处数据视为试验失败，未列出.
C-0.5 − − 0.5 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 220.28 920 846 295
E-1-0.5 1 2 0.5 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 220.28 908 345 42
E-3-0.5 3 2 0.5 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 220.28 846 547 156
E-5-0.5 5 2 0.5 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 220.28 786 583 35
C-0.6 − − 0.6 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 275.31 410 096 266
E-1-0.6 1 2 0.6 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 275.31 381 668 38
E-3-0.6 3 2 0.6 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 275.31 352 908 295
E-5-0.6 5 2 0.6 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 275.31 321 572 253
B-1-0.6 1 2 0.6 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 275.31 389 097 274
B-3-0.6 3 2 0.6 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 275.31 409 368 244
B-5-0.6 5 2 0.6 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 275.31 393 830 291
C-0.65 − − 0.65 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 302.85 326 505 228
E-1-0.65 1 2 0.65 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 302.85 311 655 216
E-3-0.65 3 2 0.65 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 302.85 302 422 84
E-5-0.65 5 2 0.65 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 302.85 284 783 148
B-1-0.65 1 2 0.65 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 302.85 318 634 53
B-3-0.65 3 2 0.65 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 302.85 317 548 132
B-5-0.65 5 2 0.65 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 302.85 321 493 258
C-0.7 − − 0.7 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 330.39 233 588 280
E-1-0.7 1 2 0.7 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 330.39 222 274 夹头
E-3-0.7 3 2 0.7 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 330.39 191 616 夹头
E-5-0.7 5 2 0.7 ${\sigma _{\rm{u}}}$ 330.39 186 272 290

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1.3. 疲劳断口电镜扫描

疲劳断口记录了裂纹萌生、扩展和断裂全过程. 该试验切取钢筋疲劳断裂部位，在无水乙醇中进行超声波清洗5 min，使用FEI Quanta 650 FEG扫描电镜观察钢筋疲劳断口的微观形貌，分析电化学修复对钢筋微观断口的影响.

2. 电化学修复后钢筋疲劳性能

2.1. 基于应力与应变的疲劳性能分析

钢筋残余应变为循环加载后钢筋不可恢复的塑性变形，可以反映电化学修复对钢筋疲劳损伤的非线性特征的影响. 根据特定循环次数下应力应变滞回曲线斜率和疲劳下限对应的应变，计算获得钢筋残余应变εr. 图5给出不同电流密度下钢筋残余应变随循环次数N的变化，由于引伸计与试件表面的微小错动，导致数据存在轻微波动. 可以看出，电化学修复后钢筋的残余应变符合传统的疲劳损伤三阶段发展规律：第1阶段残余应变在初始循环过程中快速增长，此时钢筋表面缺陷处萌生微裂纹，并沿着最大切应力的方向向内部扩展[20]；第2阶段为裂纹稳定增长阶段，约占整个疲劳寿命的90%，由于引伸计仅能够测量局部应变，该阶段残余应变存在一定差异. 可以看出，ECE组钢筋的第2阶段寿命随着电流密度的增加而减小，即电化学除氯技术导致裂纹扩展速率增大，双向电迁技术对钢筋第二阶段寿命未见明显影响. 经典的疲劳裂纹扩展模型和疲劳裂纹扩展门槛值 $\Delta {K_{{\rm{th}}}}$[21]分别为

图 5

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图 5   不同电流密度下的残余应变曲线

Fig.5   Residual strain curve under different current density


${\rm{d}}a/{\rm{d}}N = B{(\Delta K - \Delta {K_{{\rm{th}}}})^2},$

$ \Delta {K_{{\rm{th}}}} = \frac{{{K_{\rm{IC}}}\sqrt {\text{π} a} }}{{\sqrt {E{\sigma _{\rm{y}}}} }} \left(2{\sigma _{ - 1}} - \frac{E}{{{{10}^{3.5}}}}\right) \frac{1}{{(1 - 2\nu )(1 + \nu )}}{f_{\left( R \right)}}. $

式中： $\Delta K$为应力强度因子， ${K_{{\rm{IC}}}}$为材料的断裂韧度， ${\sigma _{ - 1}}$为应力比为−1时材料的疲劳极限， ${\sigma _{\rm{y}}}$为屈服强度， $\nu $为泊松比， ${f_{\left( R \right)}}$为应力比对 $\Delta {K_{{\rm{th}}}}$的影响函数， $B$为与断裂扩展机制有关的系数.

由式（1）、（2）可知，处于高应力裂纹尖端的氢原子使得材料表面能降低， ${K_{{\rm{IC}}}}$下降[22-23]， $\Delta {K_{{\rm{th}}}}$减小，裂纹扩展速率 ${\rm{d}}a/{\rm{d}}N$增大，从而造成了疲劳损伤第2阶段较快发展. BIEM组钢筋由于迁入阻锈剂后阻碍了氢原子向钢筋内部渗入，第2阶段疲劳寿命变化不大.

图6给出ECE组和BIEM组钢筋在循环次数达到疲劳寿命的1/2时的应力应变滞回曲线，滞回曲线数据点线性拟合的相关性均接近1. 图中，σ为应力，ε为应变.

图 6

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图 6   二分之一疲劳寿命时钢筋应力应变滞回曲线

Fig.6   Stress-strain hysteresis curves at 1/2 life-time


从图6（a）可以看出，BIEM组钢筋在相同应力幅的疲劳作用下，1/2寿命时的滞回曲线基本重合，且与空白对照组无明显差异；图6（b）显示，ECE组钢筋在1/2寿命时的滞回曲线差异较大，随着电流密度的增加，滞回曲线向应变增大的方向平移，表明随着不同浓度氢原子的渗入，疲劳损伤累积加快. 当 $\Delta \sigma $为275.31 MPa时，滞回曲线拟合斜率k从2.211 5减小至2.051 7；当 $\Delta \sigma $为302.85 MPa时，滞回曲线拟合斜率从2.369 5减小至2.115 1，表明电流密度越大，析氢反应产生的氢渗入钢筋的量越高，ECE组钢筋高周往复拉伸载荷作用下的弹性模量呈现减小的趋势.

当ECE组钢筋加载至1/2寿命时，一个循环内疲劳应变幅 $\Delta \varepsilon = {\varepsilon _{\max }} - {\varepsilon _{\min }}$与通电电流密度的关系如图7所示. 在相同的电流密度下， $\Delta \varepsilon$随着最大应力的递增而增大，最大应力为0.7时钢筋疲劳应变幅显著增大. 值得注意的是，在相同应力的循环荷载作用下，钢筋的疲劳应变幅随着电流密度的增大而增加，这是由于钢筋中氢原子能促进位错的增殖和运动，使得氢致微裂纹在局部形核，氢复合成H2产生的氢压协助局部应力使该局部地区解理扩展. 在常幅疲劳应力作用下，造成局部塑性变形增大，从而检测到的应变幅值增大[24].

图 7

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图 7   不同电流密度下ECE组钢筋疲劳应变幅

Fig.7   Fatigue strain amplitude of steel bars at different current densities


2.2. 疲劳寿命结果与分析

图8对比了各应力幅值下的BIEM组和ECE组钢筋疲劳寿命随电流密度的变化规律. 随着电流密度的增加，ECE组钢筋的疲劳寿命不断减小，但BIEM修复后钢筋的疲劳寿命变化幅度较小，仅在电流密度为1 A/m2时的疲劳寿命降低幅度与电化学除氯组接近. 这是由于BIEM采用三乙烯四胺作为阳极液，三乙烯四胺阻锈剂减缓了电化学修复过程中氢对钢筋的损伤作用，主要体现在抑制析氢反应和阻碍氢的吸附作用两方面. 当电流密度过小时，迁移至钢筋表面的阻锈剂浓度较低，阻锈基团与钢筋表面的吸附质和吸附剂分子间作用力较小，难以有效地抑制氢脆[25]；因此，BIEM应用于工程中可以适当地提高通电电流密度，将电迁移型阻锈剂发挥有效作用.

图 8

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图 8   不同电流密度下的钢筋疲劳寿命

Fig.8   Fatigue life under two different current densities


不同电流密度下ECE钢筋的应力S-N曲线如图9所示. 相对于空白对照组，疲劳寿命随着电流密度的增大而减小，但电化学除氯后钢筋的疲劳寿命（S-N）与应力幅在双对数坐标下呈良好的线性关系，相关系数均大于0.95；随着通电电流密度的增加，相关系数减小，氢渗入钢筋造成损伤的差异性导致了疲劳寿命的离散型增加.

图 9

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图 9   电化学除氯组钢筋疲劳S-N曲线

Fig.9   S-N curve of ECE group


诸多研究表明，普通变形钢筋的疲劳寿命与荷载之间存在对数线性关系[26-27]，如下所示：

$\log N = A - m \log \Delta \sigma .$

$ \log N =\left\{ \begin{split} & 13.630\;7 - 3.278\;4\log \Delta \sigma , \text{对照组}; \\ & 13.821\;9 - 3.364\;7\log \Delta \sigma , {I = 1\;{\rm{A/}}{{\rm{m}}^{\rm{2}}}}; \\ & 14.048\;7 - 3.471\;6\log \Delta \sigma , {I = 3\;{\rm{A/}}{{\rm{m}}^{\rm{2}}}} ;\\ & 13.784\;8 - 3.375\;4\log \Delta \sigma , {I = 5\;{\rm{A/}}{{\rm{m}}^{\rm{2}}}} . \end{split} \right.$

由于钢筋材料本身的材质和直径、疲劳加载装置等因素的影响，张少华等[26-28]得到的钢筋疲劳本构中的A和m存在差异，利用该试验得到的ECE组钢筋氢致疲劳本构关系式（5）与欧洲钢结构协会（ECCS）的结果接近[28].

2.3. 微观断口形貌结果与分析

2.3.1. 疲劳源区

轴向拉伸所致疲劳裂纹一般起源于试件表面缺陷处，这是由于在最大切应力作用下，钢筋表层因位错移动而产生驻留滑移带，同时表面缺陷或夹杂物的存在使得驻留滑移带成为裂纹萌生的发源地[29]. 图10对比了双向电迁和电化学除氯组钢筋疲劳源区的形貌. 如图10（a）所示为BIEM组钢筋的疲劳源区显微形貌，可以观察到钢筋锻造过程中在表面留下的划痕以及表面局部空洞是该组钢筋裂纹萌生的主要原因；从图10（b）可见具有银白色光泽的白点，这是由于电化学除氯过程中阴极反应产物中原子氢吸附于钢筋表面，之后与热应力、组织转变应力协同作用下形成了断口微观形貌上的白点[9, 20]，ECE组钢筋的疲劳裂纹起源于白点.

图 10

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图 10   疲劳源区显微形貌

Fig.10   Microscopic morphology of fatigue source area


2.3.2. 疲劳裂纹扩展区

根据塑性钝化模型[20]可知，在循环应力作用下，裂纹尖端张开钝化与闭合锐化交替进行，裂纹尖端的应力集中导致裂纹发生亚临界扩展，致使裂纹向前发展，一次应力循环便留下一条疲劳辉纹，疲劳辉纹的间距代表疲劳裂纹的发展速率[30]. 如图11所示为断口扩展区放大一万倍观察到的平行且呈现波浪形的疲劳辉纹. 依据图11中3个区域的疲劳辉纹，每一区域量测3条疲劳辉纹的间距，计算不同钢筋断口疲劳裂纹扩展区中部疲劳辉纹间距的平均值. 随着通电电流密度的增加，疲劳辉纹间距平均值依次为169.843、251.503、334.723 nm，表明电流密度越大，疲劳损伤发展速率越快，这与疲劳寿命的变化规律相同.

图 11

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图 11   裂纹扩展区域疲劳辉纹

Fig.11   Fatigue striation of crack propagation area


2.3.3. 瞬断区

空白对照组和电化学修复后钢筋疲劳断口瞬断区的微观形貌特征均为韧窝形貌，且在韧窝内可以观察到较多第二相粒子的存在. 如图12（a）~（c）所示为ECE组钢筋疲劳断口瞬断区的微观形貌. 随着电流密度的增加，韧窝逐渐变小变浅，且试件E-5-0.6形貌特征由等轴韧窝转变为具有一定方向性的撕裂韧窝. 瞬断时三向应力大于基体与第二相粒子之间的界面结合力，电化学除氯后钢筋的塑性降低及夹杂物中氢含量的作用导致了第二相粒子的界面结合力减弱，最终呈现为韧窝尺寸小而浅. 图12（d）~（f）中，BIEM组钢筋疲劳断口瞬断区韧窝形貌的变化较小，表明三乙烯四胺阻锈剂的迁入对氢起到了抑制作用.

图 12

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图 12   瞬断区韧窝形貌特征

Fig.12   Morphological characteristics of dimples in short-break zone


3. 结　论

（1）电化学修复后钢筋疲劳损伤呈现三阶段特征，电化学除氯后钢筋在疲劳过程中的弹性模量减小，裂纹扩展速率增加；双向电迁对钢筋的疲劳性能未见明显影响.

（2）电化学除氯后钢筋的疲劳寿命下降，疲劳寿命与应力幅在双对数坐标下符合线性关系，且通电电流密度和通电时间越大，疲劳寿命越低. 双向电迁组钢筋疲劳寿命得到有效控制，但双向电迁组钢筋在1 A/m2时疲劳损伤未见明显改善，因此实际工程中应适当增加通电参数，以保证阻锈剂发挥有效作用.

（3）双向电迁组钢筋的疲劳裂纹萌生源头与普通钢筋类似，由表面缺陷、夹杂物等因素引起，而电化学除氯后钢中白点成为疲劳裂纹的发源地；疲劳辉纹间距可以反映氢致疲劳损伤的发展速率，疲劳辉纹间距越大，疲劳寿命越小；断口瞬断区可见电化学除氯组钢筋随着电流密度的增加，韧窝尺寸变小变浅，双向电迁后钢筋疲劳瞬断区未见明显变化.

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