高强混凝土与普通混凝土耐久性的比较

3 高强混凝土与普通混凝土耐久性的比较

R.Springenschmid

(德国慕尼黑工业大学建筑材料和工程材料检测研究所)

在新的德国高强混凝土（HSC）规范推荐稿的制订工作中提出了一个问题：传统混凝土中不为人知的机理是否会使HSC强度下降和最终破坏？确实有一些文章报道几年后HSC强度略微下降。其中讨论的一个问题是水泥基相中由于水分扩散引起的滞后水化可能会产生混凝土的自解体和开裂。

笔者相信在个人所在的设备精良的试验室中，可以使用机械力、化学或热处理方法破坏任一种混凝土和陶瓷材料。 在推荐使用HSC时必须提出两个问题：

⑴有没有传统混凝土中未知的新反应能使HSC长期强度下降？ ⑵HSC对众所周知的不利作用如温度、碱或钙矾石反应是否更敏感？

笔者建议参加这次专题讨论会的第一流的专家们应该接Sommer博士和奥地利水泥研究所的邀请，通过公开讨论确定是否存在不能使用HSC的特殊实际情况，以及是否需要与普通混凝土相似或比之更好的长期耐久性。

为此，笔者在表1中列出了有关HSC耐久性的最重要标准，以及目前对于低水灰比和掺硅粉的利弊的看法。

表1 高强混凝土与普通混凝土耐久性的比较

（译注：+表示提高抵抗能力；—反之。）

5 提高混凝土抗渗性与强度的工艺方法

H．Paschmann

（德国杜塞尔多夫水泥工业研究所）

1．引言

在处理对环境造成威胁的液体时，可采用蓄水池和非渗透性的生产与储存设备，作为集水结构来临时保护地下水和土壤。若这种集水结构是用表面未涂层的混凝土建造的，显然材料的抗渗性尤为重要。

在德国杜塞尔多夫水泥工业研究所开展了一项广泛的试验研究，目的是寻找提高混凝土抵抗液体渗透性能的工艺方法。研究的重点是矿物和有机掺合料对提高抗渗性的作用，同时还考虑到水泥品种、水泥用量和水灰比的影响。

在德国《混凝土》（Beton）杂志（1994年第1期和第2期）上，笔者曾发表过题为“矿物和有机掺合料对混凝土抵抗有机液体的渗透和其它性能的作用”一文。本文作为其中一部分，将专门讨论硅粉对混凝土抗渗性和强度的影响。

2．材料

2．1基本混凝土材料

硅酸盐水泥PZ45F，其比表面积为3900—4100cm2/g；矿渣水泥HOZ45L，比表面积为4000cm2/g。骨料采用莱茵河卵石和砂，级配曲线由0/2，1/2，2/8和8/16mm粒径范围组成。作为火山灰性矿物质掺合料，在混凝土中掺入固含量50%的浆状硅粉。 2．2混凝土

一共试验了11种不同的基准混凝土拌合物（表1）。其中骨料的品种和级配不变，而仅改变水泥品种、水泥用量和水灰比。硅粉掺量占水泥重量的5%至30%。

表1 混凝土配合比

试件成型一天后脱模，在20℃和100%相对湿度的雾室中养护6天，然后放在20℃、65%相对湿度的养护室中直到测试。在混凝土龄期为3个月时进行渗透性试验。采用高150mm，直径80mm的钻芯取样试件。采用龄期为2天、7天、28天和91天的立方体（边长150mm）试件来测试混凝土抗压强度。 2．3渗透液

试验中使用两种有机溶剂作为渗透液：卤代链烃族的二氯甲烷（CH2Cl2）和链烃族的n_庚烷（C7H16）。根据以往的经验，二氯甲烷可最有效地渗透。

3．抗渗性试验结果

3．1概述

表2给出渗透性试验结果。试件龄期为3个月。渗透单位取72h后，每平方米渗透二氯甲烷或n_庚烷的体积升数（l/m3）。 3．2水灰比的影响

混凝土的液体渗透性主要取决于硬化水泥浆的抗渗性，因此提高混凝土抗渗性的最有效途径便是降低水灰比和毛细孔率，如图1所示。对于同样的水泥用量，通过把水灰比从0.6降到0.5，混凝土的渗透量能够减半。而在同样的水灰比条件下，若水泥用量提高，即基相体积增加，混凝土的渗透性将显著提高。

表2 3个月龄期混凝土的72h二氯甲烷或n_庚烷的渗透体积

3．3硅粉的影响

由于硅粉的填充作用和火山灰特性，掺硅粉混凝土的抗渗性大大改善。由图2可见，当硅粉掺量增加到水泥重量的15%时，混凝土渗透性降低到60%。而若硅粉掺量再提高，其作用并不明显。当硅粉掺量为10%时，不同品种混凝土的渗透性平均可降至70%，参见图3。

4．强度测试结果

表3列出了抗压强度值。当硅粉掺量从占水泥重量的5%到10%变化时，混凝土抗压强度可提高20%至30%。若硅粉含量进一步提高，强度也不再增加。硅粉掺量在10%时，不同混凝土的强度平均增加25%，参见图4。

表3 混凝土抗压强度

5．强度与抗渗性的关系

降低水灰比和掺加硅粉都能提高强度和抗渗性。因此，强度和渗透性的关系与混凝土是否含硅粉无关，见图5。

7 养护对高强度混水分损失、强度和渗透性的影响

S．Ｗeber H．W．Reinhardt （德国斯图加特大学建筑材料研究所）

１． 引言与研究目的

对于暴露于侵蚀性环境中或者可能产生钢筋锈蚀的混凝土结构，养护对其强度和耐久性有至关重要的影响．养护还应保证混凝土构件内水泥的水化以达到设计强度，对于高强混凝土（ＨＳＣ）来说，在养护问题上可能存在一些矛盾冲突：第一，水灰比低而水化快，即水在拆模之前就被结合了；第二，水化水泥浆体结构致密而水的蒸发量低；第三，由于这种密实结构，外部水分不能进入到混凝土构件内部．现有文献和现场数据相互矛盾，故至今尚未证明上述推测是否正确．

本研究的目的即是更多地了解养护对ＨＳＣ水分损失、强度和渗透性的影响。

2．试验内容

2．1混凝土拌合物

根据德国标准DIN1045的规定设计了一种强度等级为B85的混

凝土拌合物。配合比见表1，使用快硬硅酸盐水泥。

表1 混凝土拌合物的组成

骨料为莱茵河上流河谷的圆形砂砾和碎石。拌合物水灰比为0.33。新拌混凝土容重为2450 kg/m3，含气量1.9%。工作性采用坍落度试验，其值为a10＞50mm。

使用100mm立方体试块。先湿养护7天，再在20℃、65%RH（相对湿度）下养护21天后，根据德国标准DIN1048的标准试验测得抗压强度为107Mpa。 2．2养护条件和测试

边长100 mm的立方体试块在成型24小时后拆模，然后按表2的条件养护。

表2 拆模后的养护条件

测试7天、28天、56天、91天和180天龄期的重量损失，7天、28天、180天的抗压强度，以及按[1]中的高压方法处理28天和180天后的渗透性。

2．3柱截面的模拟

⑴100mm立方体试块浇注24h后拆模。9个试块一组以3×3形式放在一个特制的模子中，以模拟一根600 mm×600 mm柱子的一角上100mm高的一块。试块的布置和表面封闭情况见图1。角部的试块有两个干燥面，邻边上的试块有一个干燥面，对角线上和对称轴上的试块只有柱子的自由面可作为干燥面。

模子内侧用铝箔和塑料薄膜密封。

组合模中立方体试块的安装要求使其接触紧密，然后再用一张塑料膜覆盖。在表2所述的KR和KK条件下制作和存放组合模，并在95%RH的NK条件下养护，而不是在水中。在龄期7天和28天时测量全部试块的重量损失，同时测试其抗压强度。

⑵还浇注了其它几组试件，用环氧树脂密封其四个或五个面（分别见图1的试件A和B）。试件C用铝箔和塑料薄膜密封，按KL条件养护。

A和B大约代表柱子的一角和一边，而C代表其内部。A和B

按KR条件养护，并在7天和28天时称重和测试抗压强度。

3．测试结果

测试结果将汇集到一起，以表明不同关系。

3．1不同养护条件下的试块

图2和图3表示重量损失和立方体抗压强度与龄期的关系。

图4是28天和180天的渗透性试验结果，以10-9.5个大气压下的时间衰减表示。

3．2模拟柱试验结果（1）

为了模拟不同龄期和养护条件下柱横截面的角部，应在不同日期拌合混凝土。这样立方体试块具有不同的初始重量，且养护条件KK的温度和相对湿度也不一样。图5和图6中给出了养护条件KK下的2组重量损失值，记为KK1和KK2。

为节省篇幅，将只写出了2个截面的试验结果。截面1-1离柱子表面50mm（接近表面），而截面2-2离柱子表面250mm(在柱子中部)（参见图1）。

图5和图6表示截面1-1和2-2的立方体试块的重量损失。

图7和图8表示上述截面的抗压强度。

3．3模拟柱试验结果（2）

附加试块A、B、C的结果见图9、图10、图11和图12。试块初始重量不同，密封情况也不同。图9和图10给出了养护条件KR下的两组值，代表最小和最大测试值。

4．讨论

（1）只有采用DIN1048给出的养护条件NK时，才能达到德国标准DIN1045规定的28天标准抗压强度。

（2）水分损失影响抗压强度。水分损失越多，抗压强度越低。即使在180天后还发现了水分损失。

（3）在水分几乎不损失时，如在密封条件下，28天抗压强度低于DIN1048的规定。

（4）试件密封时，发现180天抗压强度增加10%，而按DIN1048给出的NK条件养护（标准养护）时，发现该值减少15%。采用KR条件和KK条件的180天抗压强度几乎与28天一样。这些结果需进一步研究。

（5）渗透性试验表明HSC的渗透性很低。使用的试验方法只能定性地解释。

（6）柱截面的重量损失表明角部干燥最历害，其次是柱侧面，柱中部的干燥最轻。

（7）在95%RH而不是在水中养护柱截面时，结果表明养护期间有重量损失，这意味着空气中的水分不能渗入柱中。

（8）柱横截面的抗压强度表明了重量损失的影响。横截面损失的水分越多，角部的抗压强度比横截面中部的高得越多。

（9）考虑到图3中抗压强度的增加与养护条件的关系，可以推测：不管在何种养护条件下，柱子中部均将达到设计的标准抗压强度B85。

（10）即使在95%RH下养护时，正方形柱的角部或侧面的抗压

强度也将低于所需标准抗压强度（107MPa）。

（11）涂覆环氧树脂的组合式立方体试块A、B与密封试块C比

2.3节所述的模拟重量损失大，且抗压强度低。一个可能的原因是试件表面的环氧涂层不均匀。

参考文献

[1] H．W．Reinhardt, J．P．G．Mijinsbergen, In-situ Measurement of Permeability of Concrete Cover by Overpressure, in “The Life of Structures”,Edited by G．S．T．Armer, J．L．Clarke, F．K．Butterworths, 243-254, 1989.

18 高性能混凝土的抗溶蚀性

P.Nischer

（奥地利维也纳，奥地利水泥工业联合会研究所）

摘要 与现在使用的普通混凝土相比，对高性能混凝土（HPC）的许多实际应用特别重要的性能看来不是高强度，而是大大提高的抗化学侵蚀的耐久性。但总是难以开出一份对抵抗化学侵蚀真正所需的措施的处方。众所周知，化学侵蚀进行得相当慢，并且不能预计一定浓度的化学物质实际上能起多长时间的作用。HPC的改进是可能的，试验中其耐久性是将W/C从0.55减小到0.45时所得耐久性的4倍。

1．问题的确定

现在，强度等级B65及其上的高强混凝土的生产已经有一些年。 HPC是W/C大大低于0.40的混凝土。

目前在高强混凝土的生产中，实际上只利用了其高强度。但高强混凝土提供了一种迄今为止尚未使用过的、甚至在研究试验中都尚未定量化的可能性。因为其不透水性，它的抗化学侵蚀性应比普通混凝土好得多，以致像处于对混凝土有侵蚀性的地下水环境中的基础的建造可以不附加保护（例如用玻纤增强塑料制作的损耗性模板），或者像管道的制造可以不加保护性衬里。

本文在考察溶蚀时，以目前所用混凝土对轻微溶蚀（LS）和强烈溶蚀（LST）的抵抗性为对象，试验了骨料品种和硅粉的影响，以及可能的改进方法。

2．抗溶蚀性

在其它条件相同的情况下，溶蚀作用随pH值的降低而增强。因

为有机酸一般只微弱地离解，地下水常常呈酸性。侵蚀性很强但离解弱的有机酸的一个典型代表是醋酸。由于这种酸的侵蚀性而在这些试验中采用了它。这种弱离解酸的另一个优点也在于试验中可以相对准确地保持所要求的pH值，因为与强离解性酸（如盐酸）相比，其pH值在溶蚀时随酸的消耗的增加较缓和，且在试验期间溶蚀速度保持在同一水平。

根据ONORM B 3500[1]，pH值在4.5以下的水的侵蚀性很强，不允许与混凝土直接作用，即使混凝土的水灰比小于0.45。为了判断水灰比在小于0.40时的降低和硅粉掺加是否有和有怎样的影响，试验在较低的pH值下进行。因此为了较快地得出试验结果，pH值采用

3.5±0.5。对使用最大粒径为8mm、以硅质和碳质类型为主的骨料的混凝土，分别就掺和不掺硅粉两种情况进行了试验。

各拌合物浇注了4mm×4mm×16mm三联试模。用湿布覆盖24小时后，在暴露于酸环境之前，试件一直放于20℃的水中养护至其56天龄期。从各拌合物试件中取3个或6个试件，称量后，以12个或15个棱柱体试件为一批，分二层放于50升的塑料容器中。试件放于2cm厚的三棱形塑料条板上（图1）。每个容器中加入23.75升pH值为3.5±0.5的稀醋酸，使其液面超过试件上表面3cm，然后盖上容器。

在1天、4天、7天、14天、21天、28天、35天、42天、49天、63天、70天后，从溶液中取出试件称量并用水中称重法测定体积。同时测定溶液pH值，且若pH值增加到4.0，则向容器中加入80%的

醋酸溶液，使其中溶液pH值重新下降到3.0-3.5之间。

当试件重量损失不定期到25%，或者出现严重的裂纹破坏时，终止酸暴露试验，并用力刷洗试件，除去所有疏松部分。重新称量棱柱体重量后，测定其抗弯强度，并根据酸暴露前对比试件的抗弯强度计算得未受损坏的横截面积。由此算出试验过程中的溶解重量或截面的损坏程度，用初始重量的百分率表示。

图2所示为碳质骨料混凝土溶蚀。骨料的溶蚀清晰可见，甚至超过水泥相的溶蚀。

图3所示为以硅质骨料为主的混凝土的溶蚀。此种情况下只有水泥相被溶蚀；骨料部分地突出于表面。

混凝土强度的实际损失值，总是比根据重量损失或体积损失所估计的值大。因为酸不仅侵蚀混凝土表面，而且通过微孔渗入混凝土内部产生侵蚀，且使用硅质骨料时，酸只溶解部分水泥相。而使用碳质骨料时，部分骨料也被溶解。所以，仅依据重量损失来判断，似乎不充分也没有意义。在此只讨论根据剩余抗弯强度得出的溶蚀结果。由于不同混凝土的侵蚀速度不同，因而测试也在不同的时间进行。假设整个试验时间内的重量损失和时间呈线性关系，由此可计算出该暴露条件下（4cm×4cm×16cm混凝土棱柱体，pH值3.5±0.5的的稀醋酸溶液）每天的重量损失。

各混凝土溶蚀情况的比较见图4。

以耐弱酸的硅质骨料标准混凝土（LS W/C=0.55）的溶蚀为100%。在本试验条件下，耐强酸的硅质骨料标准混凝土（LST W/C=0.45）

的溶蚀比其将近减小10%，不掺硅粉的HPC的溶蚀约减小30%，而掺硅粉的HPC的溶蚀量甚至减小35%，也即将近为水灰比从55%降低到45%时溶蚀减少量的4倍。

根据有关标准，碳质骨料不能在强溶蚀条件下使用，水灰比0.45的碳质骨料混凝土的溶蚀量比水灰比0.55的硅质骨料混凝土高1/3。而掺硅粉的碳质骨料HPC抗弱溶蚀（LS）性能却能和普通混凝土一样好。这意味着：在只有碳质骨料和需要从几百里外运输非碳质骨料的地区，利用当地骨料也可以生产抗弱溶蚀性能强的混凝土，但这样的混凝土只能是掺硅粉的HPC。

参考文献

[1] ONORM B 3305: Betonangreifende Wasser, Boden und Gase Osterreichisches Normungsinstitut Wien, 1972.

21 暴露于海洋环境的高性能混凝土中氯化物渗透

M．Maage St．Helland J．E．Carlsen

（挪威奥斯陆SELMER A．S．公司）

摘要 在挪威，氯化物引起的钢筋锈蚀是最严重的劣化问题．氯化物在拌和过程引入，或在多年的使用中通过扩散其它迁移机制进入混凝土．海洋环境中的结构物最易破坏，而冬季的除冰盐、夏季灰尘所粘附的盐及空气中所含的盐分，也可能带来问题。

本文着重讨论海洋环境中混凝土结构的氯化物渗透。根据从现有结构中测得的氯化物数据，计算出了有效扩散系数，并与混凝土的性质联系起来。正在进行的一项试验室研究课题补充了所得的结论。

1．渗透速度

氯化物渗透进入混凝土是一个持续许多年的缓慢过程。但是，和一个结构的设计使用寿命相比，这个过程又太快。各种因素决定着渗透速度。

最常见的迁移机制为扩散、毛细管吸附和渗透。扩散是孔体系内不能移动的水中的氯化物浓度梯度的结果。毛细管吸附是氯化物随着水一起迁移进入开口孔体系。渗透是氯化物和水在压力下一起迁移入混凝土。三种迁移机制可能同时发生，但和速度最快的毛细管吸附相比，渗透产生的迁移可以忽略。在计算实际情况下氯化物的渗入量时，常采用扩散理论并可得出一个有效、实用的扩散系数Deff。这样一个有效、实用的扩散系数可以用来预计氯化物的渗透情况，并由此预计结构物的使用寿命。

在所有其它因素固定时，混凝土的不渗透性主要决定于水灰比。低水灰比混凝土的氯化物渗入比高水灰比混凝土的慢。但和水灰比对其它不渗透性能（如碳化）的影响相比，水灰比对氯化物渗入的影响较小。

除水灰比以外，还应提及影响不渗透性的其他因素。最主要的看来是养护条件、模板和各种裂纹。

更一般地看，养护条件和施工极为重要。混凝土表层适当振实有利于提高其不渗透性。浇筑后的头几天采用湿养护对不渗透性较重要。养护不当将使首先降低表层的不渗透性—从耐久性角度看这是结构物中最重要的部分。Andersson和Petersson[2]阐述了此点。

模具的品种似乎对混凝土表层的质量有影响。当采用现代的不透水模板（涂膜胶合板）时，泌出的水能排掉，导致模板附近的表层混凝土的水灰比增大。而采用单独木板或可控制渗水性（如通过织物）的模板，泌出的水可排除而表层混凝土质量较好。Price和Widdows[3]描述了模板中织物的使用.

所有类型的裂纹均将可能使氯化物以较快的速度局部渗入混凝土。然而，正如Gautefall和Vennesland所述[4] ，暴露于海水时，混凝土中宽度小于4 cm的死裂纹（指不再扩展者，与下面的活裂纹相对，译注）看来可自愈合，锈蚀的危险性很小。海水环境中混凝土的临界裂纹宽度似乎比空气中要小，活裂纹比死裂纹危害大。

不同品种的水泥会产生不同的氯化物渗入速度。其中的控制成分尚在探讨之中，但是，普遍的观点依然是：低C3A含量的水泥（耐

硫酸盐）中，氯化物的渗入比高C3A含量的水泥中快。粉煤灰和硅粉也被普遍认为可减少氯化物的渗入。据报道，矿渣含量约70%的矿渣水泥的抗氯化物渗透性很好。

2．现有结构物

2．1试验意义

过去几年来，关于暴露于海洋环境中的混凝土结构的氯化物渗透已有大量数据。氯化物测定的取样方法和试验方法都不相同。在此假定和其它不确定性相比，取样和试验方法足够准确，因而可不考虑由它们带来的影响。

在大量试验（部分为他人的报道[5-9 13]的基础上，研究了有效扩散系数Deff 和水灰比的关系。还包括了另外一些研究项目[10-12]的结果。

由于试验数据中有许多不确定因素，因而解释起来较为困难。在此用以计算Deff的数据都经过评估并且最后由作者重新计算。其原因是在计算Deff时，氯化物数据的使用方式有些不同。因而，必须用同一种方法重新计算以使数据有可比性。Fick第二扩散定律仅对纯扩散有效。但是，如前所述，它也可用于实际问题中多种迁移机制同时起作用的情况。Deff是一个依赖于时间的材料“常数”，随养护时间延长而减小。因而，计算值可能比假想的长期稳定状态下的Deff值要过高一点。另外，混凝土表层和整体的性质可能有差异。在计算中考虑了这一点，把数据修正为靠近表层处的数据，这样，所得数据就比混凝土整体的数据更具有代表性。

Deff值根据Fick定理由下式计算：

C(x,t)=Ci+(Cs-Ci)erfc[x/（4tDeff） 0.5]

其中，C(x,t)为t时刻深度为x处的氯化物浓度；

Ci 为环境中氯化物浓度；

Cs 为表面氯化物浓度；

t 为暴露时间；

x 为深度；

erfc 为误差函数；

Deff 为有效扩散系数。

2．2结果

试验结果如表1和图1所示。不同结构物和研究项目的情况详见文献[15]。

从这些结果可以明显看出，W/（C+2S）与Deff之间的关系并不很好。然而，考虑到除了W/（C+2S）以外的其他变量的较大差异，它却是相对而言能找到的最好相关关系。低W/（C+2S）混凝土的Deff也低。传统的W/（C+2S）约为0.60的“桥梁混凝土”的Deff大，使得氯化物渗透快。从现有结构物得到的结果和研究课题的结果相对吻合的较好。

表1 根据现有结构和有关研究结果得到的有效扩散系数Deff

和W（C+2S）（根据挪威交通部标准的规定，该式中硅粉的“活化因子”

等于2）之间的关系

1) 掺硅粉的混凝土. Fick第二扩散定律本来假定D，因而Deff是一个和时间无关的材料性质。但D显然在水化过程中减小。这种作用对新鲜混凝土而言尤其重要。对成熟混凝土，海水和材料表层可能有离子交换作用[ 7 ]。

然后镁盐和钾盐将逐步堵塞混凝土孔体系，从而进一步增强其抗氯化物渗入的能力。

另一方面，如果将试验室内暴露于盐水中的成熟混凝土的整体扩散试验所得的D视为一个与时间无关的材料性质，则在比较不同现

场结构的性能时，此数据可作为参考。

图2绘出了7条桥梁（主要为表1中列出的桥梁）的Deff / Db.d. （整体扩散系数）值。其中的Db.d. 是将结构物的钻心取样试件暴露于10%Cl—溶液中浸泡35天所测得的。可以看出，该比值随现场暴露时间的延长而降低。其原因之一是水化和微孔填充。

3．试验室研究

3．1试验意义

过去几年中SELMER A．S．公司进行了一项对浸没于海水中的混凝土的大型试验室研究。研究了22种高性能混凝土拌和物的共130个试件。迄今为止平均每个试件测试了5个价段的氯化物渗入情况，配合比设计中包括了普通硅酸水泥、抗硫酸盐水泥、高炉矿渣水泥以及粉煤灰和硅粉。水灰比在0.28-0.45之间。此项研究的部分内容参见G．Grytnes的硕士论文［１４］。混凝土的暴露龄期从新浇直到28天。采用密封方法或淡水进行养护。在20℃下恒温养护和在最高温度为45—70℃下半绝热养护。

在暴露于盐水不同时期后检查并记录氯化物渗入情况。

3．2结果

图3所示为三种掺硅粉、水灰比为0.42和0.45的普通硅酸盐水泥混凝土的Deff（从浸泡开始到测量时的有效扩散系数）随时间下降的情况。试样暴露于盐水的龄期为28天。

对这些在淡水中预养护了4周的混凝土，如果将暴露28后所测得的扩散系数当作Db.d.，则在Y轴上可以将各种混凝土的Db.d.值设为

1.0。图4所示为这样绘出的所有拌和物至今所得的结果。尽管由于配合比设计的不同、原材料的不同及测试误差，数据分散性很大，但还是可以看出Deff的显著下降趋势。

图5所示为图4相同的拌和物在浇注1/2-2天后，暴露于海水中的结果。正如所料，Deff将增大。计算结果表明：暴露半年后的混凝土的Deff平均是淡不中预养护28天的混凝土的两倍。

从现有的结果看不出，20℃恒温养护和半绝热养护的混凝土的氯化物渗入有很大的差别。

如将图2和图4的平均值联系起来，可以发现，一年内的试验室结果和2-37年的现场结果有很好的边贯性，如图6所示。

图2的混凝土整体扩散分析是在另一种盐溶液（10%Cl-，用NaCl配制而成，而海水中实际Cl-浓度为1.4%）中进行的，暴露时间不同（35天与28天），且试验室结果代表浸入海水中的混凝土，而现场测试结果取自浪溅区。考虑到这些差异，试验结果的边贯性确实很好，因此对于成熟大于4周的混凝土，它可能是找出Deff、Db.d. 时间[f(t)]和材料（Km）之间经验关系的基础：

Deff(t)= Km f(t) Db.d. （1）

根据图6所得的结果（双对数坐标下的线性关系），将Km考虑在常数内，则此式可写成为

Deff(t)= Db.d. 10[0.81-0.55log (t)] （2） 其中, t为需计算其Deff的时间（天）。

Km为考虑了下述因素的一个常数；

混凝土质量和图6中平均值的差别；

参考图4和图5所得的现场结构物暴露于盐水时间。

由测得的T时刻的扩散系数Deff(T)，可用该式计算结构物中未来的氯化物渗入：

Deff(t)= Deff(T) 10[0.81-0.55log (t)]/10[0.81-0.55log (T)] （3） 上述常数是根据现有试验数据计算出的。以其它混凝土或材料这些常数可能不同。

作为在Fick第二定律中应用这些扩散“常数”的实例，可以选择一个表面氯化物浓度Cs=4%的结构物。如果此结构物现场暴露一年后测得Deff(一年)为50mm/年，则相应在试验室中暴露28天测得的Db.d.应有200mm/年的数量级。

根据应用Fick第二定律的两种一般方法，以Deff =50mm/年或Db.d. =200mm/年为常数，计算出的氯化物渗入速率见图7。最下面的一条曲线给出了另一方面的结果：依据本文提出的方法采用（3）式由随时间变化的Deff(t)来计算。 2222

4．结论

试验证实：对于海洋环境中使用的混凝土，如果根据Fick第二定律，采用一个从标准整体扩散试验或从现场所得的常数Deff 来预测结构物的使用寿命，则嫌太保守而不能用来预测。尽管本文所分析的混凝土的配合比设计范围较宽，还是能明显地看出Deff(t)随时间降低的趋势。

笔者建议，将来在利用Fick第二定律时，宜采用经验公式所给

出的依赖于时间的Deff(t)来预测使用寿命。

当评价和比较不同配合比和龄期的混凝土的现场性能时，看来Deff/ Db.d.值是一个非常有用的因子。

参 考 文 献

[1] T．φstmoen, Concrete Durability Due to Chloride Pentration, Nordisk Miniseminar Goghenburg, January 1993.

[2] C．Andersson, P．-E．Petersson, Hardninegens lnverkan pá Betongens Permeabilitet,Teknisk Rapport 1987:07．Statens provningsavstalt , Boras , Sweden, 1987 (In Swedish).

[3] W．F．Price, S．J．Widdows, Durability of Concrete in Hot Clinates :Benefits from Permeable Formwork , Proceedings of the Third International Conference on Concrete in Hot Climate, held by RILEM IN Torquay, England, September 1992.

[4] O．Ggutefall , O．Vennesland, Effect of Cracks on the Corrosion of Embedded Steel in Silica-Concrete Compared to Ordinary Concrete, SINTEF-report, SFT65 A833061, Trontheim, Norway, 1983.

[5] A．Pettersen, Bruer I Nordland Fylke Foredrag 7.2 pá Norsk B- etongdag 1990,Norsk Betongforening,Oslo,1990.(In Norwegian).

[6] B．Stolern, Rapport om Pagaende Betongunders Ökning av Ölandsbrons Pelare, Stockholms Gatukontor, Stockholm, Sweden,

1982(IN Swedish).

[7] M．Maage．S．Helland, Quality Inspection of “Shore Approach” High Strength Concrete, Proceedings 2nd CANMDE/ACI International Conference on Durability of Concrete, Montreal 1991, ACI, Detroit, USA, SP126, 1991.

[8] O．Gautefall, Klordprofiler-Ekofisktanken, Arbeidsnotat SINTEF prosjekt “Armeringskorrosjon initiert av klorider”, SINTEF, Trondheim Norway, June 1991.(IN Norwegian).

[9] T．Farstad, S．Jacobsen, Kystbruprosjektet, NBI/Vegdirektotatet, Statens Vegvesen, Vegdirektoratet Oslo, Norway, 1993(IN Norwegian).

[10] E．Poulsen, Chlorider og 100 ars Levetid, Dansk Betongdag 1990, Dandk Betongforening Publikasjon nr.36, Copenhagen, Denmark, 1990, (In Danish).

[11] S．Smeplass, J．Havdal, Dykket rφrbru-Betongteknologi, Laboratorieforsok, Permeabilitet og Armeringskorrosjon, SINTET rapport STF 65 A90004, Trondheim, Norway, 1990, (In Norwegian).

[12] O．Gautefall, M．Maage, Durability of Concrete-Quality Criteria, Nordic Concrete Research, Publication No, 7, 1988,Norsk, Betongforening Oslo Norway, 1988.

[13] M．Sandvik, Underφkelse av Offshorekonstruksjoner, Foredrag

7.1 pá Norsk Betongdag 1990, Norsk Betongforening, Oslo, Norway, 1992. (In Norwegian).

[14] G．Grytnes, Kloridinntrenging I ung Hφykvalitetsbetong, Thesis Norwegian Institute of Technology, Tondheim Norway, 1992.( In Norwegian).

[15] M．Maage, S．Helland, Choride Penetration in Concrete Structures Exposed to Marine Environment, Nordisk Miniseminar Gothenburg, January 1993.

附 录

海洋结构中的氯化物渗透

本报告于1993年6月在Lillehammer召开的第三届高强混凝土利用研讨会上首次发表.

同年10月，一篇更详细地描述现场测试的桥梁混凝土的文章[1]在日本东京宣读.

这些报告来自我们公司正在进行的一项研究课题.

1993年秋天，我们从许多进一步的研究项目中获得了一些数据，绘于图6a。

可以看出，整个结论的重要意义进一步加强了。

目前，我们正在做以下几方面的工作：

建立一个更完美的数学模型以取代Lillehammer论文中的公式（1）—

（3），并将这些结果纳入改进模型中来预测结构物的使用寿命。

则图6的回归直线变为

Deff(t)= Db.d. (28/t)0.64

其中，t为时间（天）。

研究小组成员在：Ervin Paulsen教授（丹麦AEC公司），文书φystein Vennesland(挪威SINTEF公司)，土木工程师Jan Erik

Carlsen（挪威Selmer公司），负责人Magne Maage教授（挪威Selmer公司）。

本项工作是挪威正在进行的一项有关轻质混凝土性能的研究项目“Lightcon”的一部分。

在试验室中对受海水冲刷以及浸没在海水中的混凝土试件做进一步的长期试验。

这同样是“Lightcon” 研究项目的一部分。由土木工程师Jan Erik Carlsen （Selmer公司）主持。

对若干正在建造和刚完工的混凝土结构进行跟踪检查。这也是Lightcon”项目的一部分。

1994年秋季，笔者计划在Selmer公司开始一项新的研究，以考察暴露于海水中的旧混凝土结构的现场性能情况。还将包括在试验室中快速测定试件的性能，这些试件来自同样的结构物，但其表面事先没有暴露于氯化物中。

目前斯堪的纳维亚地区正在进行一项研究，以针对不同质量的胶结材料，更好地了解引发混凝土侵蚀的氯化物浓度阈值。笔者也参加了此项工作。

图6上的Deff/Db.d.曲线的分散性确实很大，尽管取对数增大了这一分散性。因为这些数据代表了不同的混凝土配合比设计、水泥和火山灰品种、养护和暴露的条件，有理由相信，如果将这些参数分开处理，分散性将会有所改善。

如果利用这些信息来预测有关氯化物达到引发侵蚀阀值的时间

的使用寿命，可以采用分散数据的上限，或者乘以“安全系数”的最佳拟合曲线。

笔者刚刚完成了对建设中的一个北海近海油田平台的寿命预测。

参考文献

[1] Maage, Helland, Carlsen, Experience with Cholride Penetration in Concrete Exposed to Marine Enviroment in Norway, FIP Symposium, Kyoto Japan, Oct .1993.

23 硅粉混凝土碳化后钢筋的锈蚀

C．Alonso C．Andrade B．Bacle

（西班牙马德里，建筑和水泥科学研究所）

1．概述

在近几年中，硅粉越来越经常地应用于混凝土中，但由于使用时间相对较短，对于硅粉混凝土的耐久性的实践经验还不充足。

这类混凝土的密实度和强度更高，可望具有更好的耐久性。硅粉和粉煤灰、矿渣等其他掺合料一样降低了混凝土的碱度，因此从理论上讲，硅粉混凝土抗化学侵蚀的能力更高。但是，残留碱度的降低削弱了对钢筋的保护，因而需要研究硅粉对钢筋混凝土耐久性的影响。

本研究中，制作了原材料不同和硅粉掺量不同的混凝土试件，研究它们的抗碳化性能和完全碳化后钢筋的腐蚀速率。

]得到的硅粉混凝土碳化速率较低，并与锈蚀速率有关，所有测试混凝土的碳化速率都处于同一量级，说明硅粉混凝土表现出的高电阻对锈蚀过程没有影响。含水率是影响锈蚀的最主要的参数。

2．简介

硅粉（SF）是近来才掺加到水泥熟料中的，以改进混凝土的某些性能，如长期耐久性。80年代初，SF出现于美国市场，从那以后，需要量不断增加，用于部分取代普通硅酸盐水泥（OPC）或作为掺合料[1]。关于硅粉，现在只是在扩大使用，几乎没有什么标准。

虽然硅粉混凝土的养护需要更长的时间，但硅粉能相当大地提高混凝土的性能[2]；另一方面，水泥的用量越小，硅粉的效率越高[3]。

硅粉的最初应用是为得到极高的力学性能[4_5]，接着发现硅粉能极大地降低渗透性[6]，这使人产生一种想法：利用硅粉降低Cl-离子的渗透[7]。

尽管如此，关于硅粉对钢筋锈蚀的影响的文献却很少。有些作者

[8-9]认为硅为粉能延缓Cl-离子的渗透[10]；另一些则指出，当氯盐加入到拌合物中时，硅粉能减小坑蚀[11-12]。但没有文章涉及到硅粉对碳化混凝土中锈蚀的影响。

本文采用电化学手段研究了不同水泥-硅粉比和水灰比的混凝土的碳化和钢筋锈蚀过程；在混凝土加速碳化后，还通过极化电阻（Polarizition Resistance）监测锈蚀速率。上述混凝土处于不同的环境湿度中。

3．实验

混凝土试件尺寸为3.5cm×8cm×8cm，配合比见表1。除No.8的骨料为轻骨料（膨胀粘土）外，其余各组均为硅质骨料。

表1

本研究所测试的拌合物的水灰比和普通混凝土差不多，属早期的高性能混凝土。现在的高性能混凝土的水灰比更低，碳化极为缓慢，有时甚至可以忽略。

试件中埋置相同直径（8mm）的钢筋，插入不锈钢筋棍作为辅助电极。试件外貌见图1。

在湿养箱中养护的试件，经过相对湿度为50%-70%的箱中加速碳化干燥后，使用100%的CO2气流完成碳化。

经过250天的碳化，把试件放置于不同相对湿度（RH）下：1）100%RH；2）50%RH；3）部分浸水；4）50%RH（译注：原文如此）。

在实验中监测试件重量的变化（部分浸水的试件除外）。

锈蚀电位（Ecorr）也用饱和甘汞电极监测，作为参考。

锈蚀强度（Icoor）利用极化电阻法（RP法）测出，RP法是由Stern和Geary[13]提出的。这种技术基础是：对钢筋施加轻度极化（10mV），有Rp=ΔE/ΔI和Icoor =B/Rp。方程中B是一个常数,取值范围是13到52 mV。这次研究和上次[14]一样，当锈蚀活跃时，取B=26 mV；当钢筋保持钝化时，取B=52mV。

Icoor为时间曲线图中的阴影区，是锈蚀可忽略的界限（＜0.1uA/cm2）。

试件的孔隙率采有用饱水法，通过测量饱水后的密度算出。

4．结果

4．1碳化中的重量变化

试件在碳化中重量的变化如图2所示。试件No.1（不含SF）最

易于碳化渗透，然后是No.8（含轻骨料）和No.6（水灰比很高）No.7（含10%SF、400kg/m3OPC）的抗碳化能力最高。由图还可以看出，No.8碳化非常迅速（经过两天后，重量不再下降，由于骨料性质，不能说试件已完全碳化）。

看上去No.1和No.6经过20天后完全碳化，No.3、No.4、No.5（分别含1%、10%、15%SF）则需要80天，而No.2、No.7需要200天以上才达到重量稳定，两者的OPC含量最高（400kg/m3）。

4．2碳化后的重量变化

试件完全碳化后，在不同的RH下的吸水能力将引起重量的变化，在100%RH的箱中，No.8的增长量最大（图3a），No.2、No.7的增长量最小，其余试件依次为：No.6＞No.3＞No.4＞No.5。

当在50%RH下干燥时，重量变化具有相似的趋势，No.8干燥最快，No.2、No.7干燥最慢。

4．3总孔隙率

结果如表2所示。由于骨料的影响，No.8的孔隙率最高。SF降低总孔隙率，水泥含量越小，效果越突出。

表2

4.4电化学测量

水泥量为250 kg/m3的试件的Ecorr和Icoor值见图4a和4b，如图可见，在碳化前Ecorr和Icoor值在与钢筋钝化状态相应的范围内。

箱中开始通CO2 气流一小时后，No.1、No.3的变化表明钝化消除（Ecorr＜-300 mVSCE，Icoor ＞0.2 uA/cm2）,而No.4、No.5在1-2天后才消除钝化。

电化学参数的这些变化并不表示试件在此龄期已经碳化，而仅仅是钢筋的微小区域的解钝引起Ecorr和Icoor值的快速巨大的变化。

当试件完全碳化后（即如上所述，重量停止增长），放于100%RH的箱中，No.1的Icoor值增长较快，当SF含量高时，增长变慢。

放于50%RH的箱中的试件表现出相同的趋势：SF含量越高，Icoor值的降低越慢。相反，部分浸水的试件的所有Icoor值都相近。Ecorr值表现出相似的趋势。

水泥量为400 kg/m3的试件（No.2和No.7）的Ecorr和Icoor值见图5a和5b，不论是在碳化中还是进一步养护于不同的湿度下，两个试件（含与不含SF）几乎没有差别。另一方面，试验结束时的Icoor值比水泥量为250 kg/m3的试件的小，这是因为试件的不完全碳化。剖开试件，滴洒酚酞，证实了碳化的不彻底。其原因为：高水泥含量使完全碳化困难化。

最后，含SF低水泥含量的情况（No.6）如图6a和6b，No.8见图7a和7b。由这两者发现，虽然SF对混凝土完全碳化所对应的Icoor值几乎没有影响，甚至增大，但延缓了碳化过程。

5．讨论

如表2所示，似乎证实了掺加SF对减小孔隙率有很好的效果，水泥含量越小，效果越显著；No.8的高孔隙率是因为其骨料的多孔

性；还要强调的是高水泥含量、低水灰比的普通混凝土No.2表现出孔隙率。

5．CO2渗透性

发现孔隙率与试件的碳化速率有直接的关系，试件按CO2渗透性排序与按孔隙率的排序结果一致：

7＜2＜5＜4＜3≤6＜1

由于骨料特殊，排序不包含No.8，它比No.2更能抗CO2渗透，但碳化后，两者的性质相似。

5．2快速锈蚀的性质

对于所有的试件，快速锈蚀阶段的Icoor值几乎处于完全一致的范围，主要的区别在于达到最大值的时间。SF降低孔隙率，而孔隙率与孔径分布决定混凝土的吸水或吸湿，所以SF含量越高，所需时间越长。因此，SF也延缓致湿速率，而且也使干燥过程减慢，这最终导致干燥过程中钢筋快速锈蚀的时间延长。

吸水能力由小到大依次为：

7＜2＜5＜4＜3＜6＜1＜8

6．结论

（1）低水泥含量（200kg/m3）的混凝土中掺加15%以下的SF，能改善抗碳化和抗吸湿的能力、延缓干燥过程。

（2）高水泥含量（400kg/m3）的混凝土中掺加10%以下的SF，对其CO2渗透性和吸水性没有显著改善。

（3）SF混凝土中使用轻骨料导致较低的碳化速率，但对快速锈

蚀的锈蚀率没有改善。

（4）当试件完全碳化后，记录的锈蚀速率主要是含水率的函数。除提高混凝土的电阻外，SF不改变锈蚀速率值。

致谢

作者感谢Elkem的P．Fidjestol提供了研究资金和制作了试件。

参考文献

[1] C．Terence, C．Holland, A．Krysa, M．D．Luther and Y．T．C．Liu, Use of Silica Fume Concrete to Repair Abrasion Erosion Damage in the Kinzua Dam stilling Basin. 2nd Int. Conf. On Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete. SP-91-40, 841,1986.

[2] M．Maage,Efficiency factors for condense Silica Fume in concrete. SP-114-17, 783, 1989.

[3] V．M．Malhotra, Y．G．G．Carette, Silica Fume Concrete Properties, Applications and Limitations, Concrete International. Design and Constr. Vol.5, 40, 1983.

[4] E．Atlassi, The Influence of Silice Fume and Some Other Parameters on The Compressive Strength of Concrete, Blended Cements in Construction, Ed．R．N．Swamy, Edt．Elsevier, 248, 1991.

[5] M．Sandvik and Y．O．E．Gjorv, Effect of Condense Silica Fume on the Strength Development of Concrete, 2nd Int．Conf．on fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete．SP-91-42, 893, 1986.

[6] OGautefall, Effect of condensed silica fume on the diffusion of

Chlorides Through Hardened Cement Paste, 2nd Int． Conf．on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete．SP-91-48, 991, 1986.

[7] T．C．Holland, Working Silica Fume in Ready Mixed Concrete ,USA Experience, 3nd Int．Conf．on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete．SP-114-36, 763, 1989.

[8] L．Stella and Y．L．Marusin, Chloride Ion Penetration in Conventional Concrete and Concrete Containing Condensed Silica Fume．2nd Int．Conf．on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete．SP-91-55, 1119.

[9] P．Fidjestol, Reinforcement Corrosion and the Use of CSF Based Additives, Catherine and Bryant Mather

Durability．Vol．2, 1445, 1987.

[10] C．Andrade, C．Alonso, S．Goni, B．Bacle and J．A．Gonzalez, Five Years Study of Rebar Corrosion in Concrete Fabricated with Blended Cements Immersed in Natural Sea Water, Blended Cements in Construction, Ed．R．N．Swamy, Edt．Elsevier, 429, 1991.

[11] C．L．Page and J．Havdahl, Electrochemical Monitoring of Corrosion of Steel in Microsilica Cement Pastes, Materiauxet Constructions, Vol．18, No．103, 41, 1985.

[12] C．L．Page, C．Sergi and N．R．Short, Corrosion Behaviour of Zinc Coated Steel in Silica Fume Concrete, 3nd．Int．Conf．on Fly Ash, ．Int．Conf．Concrete

Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete, SP-114-43, 887,1989.

[13] M．Stern and A．L．Geary, Electrochemcial Polarization I: a Theoretical Analysis of the Slope of Polarization Curves, J．Electrochm, Soc．,104, 1957.

[14] C．Andrade, V．Castelo, C．Alonso and J．A．Gonzalez, The Determination of the Corrosion Rate of Steel Embedded in Concrete by the Polarization Resistance and AC．Impedance Methods．Corrosion of Rebars in Concrete, ASTM-STL-906, Ed．V．Chaker, 43, 1986.