Часть 2 - Обсуждение и влияние размерного эффекта при коррозии на срок службы бетонных конструкций

Дискуссии

Размерный эффект вызван неоднородностями поверхности стали.

Наши результаты показывают, что концентрация хлоридов, необходимая для инициирования коррозии арматурной стали в бетоне, существенно зависит от размера исследуемых образцов. Мы предполагаем, что этот размерный эффект можно объяснить неоднородностями на поверхности, стали, а именно, пространственной изменчивостью физических и химических условий SCI, на которую влияют свойства как арматурной стали, так и бетона. Таким образом, увеличение размера образца увеличивает вероятность наличия условий, способствующих возникновению коррозии при более низких концентрациях хлорида. Сюда могут входить зоны особо чувствительной к коррозии металлургической стали (например, скопления включений) или зоны, где бетон, прилегающий к стали, обеспечивает низкую защиту от коррозии.

Из экспериментов по локальной коррозии пассивных металлов, таких как нержавеющая сталь в водных растворах, хорошо известно, что возникновение точечной коррозии определяется локальными особенностями (17). В зависимости от наличия или отсутствия определенных предпочтительных участков инициирования в пределах исследуемой площади поверхности подверженность поверхности образца точечной коррозии будет выше или ниже, соответственно. Это было экспериментально подтверждено измерениями потенциалов точечной коррозии пассивных сталей в водных растворах хлоридов (18, 19) и уже было обнаружено ранее Эвансом (20), который указал, что воспроизводимость экспериментов с небольшими образцами для изучения явлений локальной коррозии может быть плохой. При изучении коррозии в растворах можно обоснованно предположить, что все неоднородности связаны с металлом, а не с окружающей средой.

Однако для стали в бетоне вводится дополнительная пространственная изменчивость из-за неоднородной природы бетона из композитного материала. Как недавно резюмировал Angst et al. (13), SCI в инженерных сооружениях может демонстрировать значительную изменчивость с точки зрения местных свойств, возникающую из-за локального присутствия или отсутствия трещин в бетоне, сот, пустот различного происхождения, прокладок, стяжек, прокатной окалины, слоев естественной ржавчины, стали. поверхностные загрязнения и т.д. Обычно считается, что некоторые из этих характеристик играют роль в инициировании коррозии, например, воздушные пустоты (21), зоны стекающей воды (22, 23) или щели в прокатной окалине (24). Таким образом, они могут действовать как «слабые места» (то есть участки на стальной поверхности, особенно подверженные коррозии).

В настоящем лабораторном исследовании SCI был свободен от большинства из этих особенностей, ожидаемых для инженерных сооружений. Основными неоднородностями в этой работе были бетонные пустоты на SCI и металлургическая изменчивость (например, включения). Хотя наши результаты показывают, что крупные захваченные воздушные пустоты в SCI не являются предпочтительным местом для инициации коррозии, металлургические особенности и аспекты, связанные с геометрией стального стержня (ребрами), по-видимому, способствуют возникновению коррозии.

Наблюдение за тем, что крупные воздушные пустоты безвредны в настоящих условиях воздействия смачивания / высыхания, можно объяснить тем фактом, что они не были заполнены раствором. Даже для бетона, находящегося под водой, диаметр воздушной полости> 0,5 мм, вероятно, потребует нескольких лет или даже десятилетий, чтобы стать водонасыщенным (13, 25, 26). Однако более мелкие воздушные пустоты, например, размером порядка нескольких десятков микрометров (рис. 2D), возможно, достигли насыщения в течение времени воздействия в этом исследовании до 1,5 лет. Хотя возможная корреляция этих небольших воздушных пустот и мест начала коррозии не могла быть исследована из-за маскирующего эффекта отложенных продуктов коррозии, нельзя исключать, что небольшие воздушные пустоты могли способствовать возникновению коррозии в этом исследовании. Наблюдение за тем, что крупные воздушные пустоты (то есть воздушные пустоты, видимые невооруженным глазом) при циклическом воздействии смачивания / высыхания не являются предпочтительными местами возникновения коррозии, даже при длительных периодах смачивания в несколько месяцев, согласуется с другими недавними экспериментальными результатами 27, 28). С другой стороны, для водонасыщенного бетона в литературе сообщалось, что начало коррозии облегчается наличием крупных воздушных пустот в SCI (21).

Было также замечено, что большинство мест начала коррозии были расположены между ребрами арматурных стержней (рис. 3А). Хотя это может быть связано с металлургическими недостатками (например, с дислокациями решетки, вызванными наклепом и деформацией арматурных стержней во время производства), это также может быть связано с различными свойствами бетона в этих областях. Арматурные стальные стержни были ориентированы вертикально во время бетонирования. Хорн и др. (29) показали, что для вертикальных стальных арматурных стержней пористость бетона под ребрами выше, чем у объемного бетона, и что зазоры могут образовываться на этих нижних сторонах из-за скопления стекающей воды. В результате портландит, присутствие которого на стальной поверхности в бетоне ранее предполагалось как одно из основных средств защиты от коррозии бетона для закладной стали (1), локально отсутствует в зонах стравливания воды. Это может объяснить, почему коррозия преимущественно начинается в местах между ребрами.

Наконец, кроме того, проникновение хлоридов через бетонное покрытие, вероятно, неоднородно, что приводит к пространственной изменчивости концентрации хлоридов на стальной поверхности (30–33). Таким образом, вероятность достаточно высокой концентрации хлоридов на поверхности стали, соответствующей достаточно низкой стойкости к коррозии, вызванной хлоридом, благодаря обсуждаемым локальным характеристикам в SCI, увеличивается с размером образца. В инженерных сооружениях SCI предположительно более неоднороден по сравнению с SCI лабораторных образцов в настоящей работе (13). В результате эффект размера может быть еще более выраженным.

C_crit и теория самого слабого звена

Как обсуждалось в предыдущем обсуждении, коррозия всегда начинается сначала в самом слабом месте открытой стальной поверхности (то есть в месте, наиболее подверженном коррозии). Крупные экземпляры можно рассматривать как совокупность мелких экземпляров. В данном случае, например, один образец L-типа (L_exp = 100 см) будет соответствовать комбинации из 10 образцов M-типа (L_exp = 10 см). В этом гипотетическом образце L-типа концентрация хлоридов, при которой может начаться коррозия, соответствует минимальному C_crit для образцов типа 10 M. Следуя этим рассуждениям, теория самого слабого звена (34) может позволить предсказать распределение C_crit для различных L_exp, учитывая распределение C_crit для мелкомасштабных лабораторных образцов (35). Для прогнозирования C_crit образцов L-типа на основе результатов экспериментов с образцами M-типа применяется следующее уравнение (35)

pL=1-(1-pM)^k (1);

Здесь pL и pM - вероятности коррозии для серий L и M соответственно [то есть p = P (C_crit ≤ хлоридсодержание)], а k - отношение L_exp двух серий (то есть k = 10). График в красной рамке на фиг. 1B и красная линия на фиг. 1C показывают результат (то есть, прогноз C_crit при L_exp = 100 см) с использованием уравнения. 1 и логнормальное распределение при L_exp = 10 см в качестве входных данных. Это предсказание согласуется с экспериментальными результатами, полученными для L_exp = 100 см.

Таким образом, представленный здесь подход кажется подходящим для преобразования значений C_crit, которые были определены для одного размера образца, в другой, более крупный размер образца. В итоге применение теории самого слабого звена к хлоридной коррозии в бетоне может значительно способствовать успешному переносу лабораторных результатов в инженерные сооружения.

Эффект размера по сравнению с другими влияющими факторами

Параметры, которые обычно считаются важными для долговечности железобетона, — это тип цемента (вяжущее) и соотношение вода / вяжущее (w / b) в бетоне (4, 5). Ряд авторов изучали влияние w / b и связующего на C_crit, но общего количественного согласия нет. Это может быть связано в первую очередь с различиями в условиях экспериментов и методиках измерений, используемых в разных исследованиях (11).

Тем не менее было обнаружено, что снижение соотношения w / b увеличивает C_crit (36–40). На основе этих литературных результатов можно оценить уменьшение w / b с 0,6 до 0,4, чтобы увеличить C_crit в среднем примерно в 1,5 раза (варьируется в диапазоне примерно от 1,2 до 2,1). Обратите внимание, что изменение w / b от 0,6 до 0,4 считается существенно влияющим на большинство свойств бетона (4, 5, 41). Таким образом, хотя этот диапазон охватывает значительную часть бетонов, используемых на практике, влияние на C_crit кажется умеренным.

Что касается влияния типа цемента на C_crit, летучая зола и доменный шлак являются минеральными добавками, которые изучены наиболее интенсивно (11). Тем не менее, литература противоречива, что означает, что для этих минеральных примесей сообщалось как о неблагоприятном (39, 42, 43), так и о полезном (44), а также о незначительном (9, 45) влиянии на C_crit. Что касается замены 30% летучей золы, например, Thomas (43) и Oh et al. (39) сообщили о снижении C_crit в 0,7 раза, тогда как Schiessl и Breit (44) обнаружили увеличение C_crit в 1,6 раза, а Alonso et al. (45) не обнаружили существенного влияния.

Наши результаты на рис. 1 показывают, что уменьшение размера образца со 100 до 10 см длины арматурного стержня увеличивает среднее значение C_crit в 1,44 раза; дальнейшее уменьшение размера образца еще более заметно влияет на C_crit. Таким образом, размерный эффект, наблюдаемый в диапазоне типичных размеров лабораторного образца и практических конструкций (см. Следующий раздел), можно считать, по крайней мере, сопоставимым с типом цемента и соотношением w / b. Тем не менее, следует отметить, что наши результаты были получены на основе ограниченного диапазона свойств материала (обычный портландцемент, w / b = 0,5, арматурная сталь, упрочненная холодным способом в состоянии «в состоянии поставки» и т. д.), И что меняющиеся эти параметры материала могут иметь влияние на размерный эффект, то есть на то, что размерный эффект может быть более или менее выраженным для определенных конфигураций экспериментальных параметров.

Значение для лабораторных испытаний и прогнозов срока службы

Учитывая относительную важность размера образца по отношению к другим параметрам, которые обычно считаются важными для коррозионных характеристик железобетона, мы считаем, что размеру образцов (то есть открытой площади стальной поверхности) необходимо уделять больше внимания в будущих исследованиях и в машиностроении. Длина открытого стального стержня при лабораторных исследованиях коррозии обычно составляет от 5 до 30 см [например, исследования, цитируемые в Angst et al. (11)]. Это соответствует площадям стальной поверхности от ~ 10 до 80 см², что значительно меньше размеров конструктивных элементов инженерных сооружений. Это имеет значение как для лабораторных исследований, так и для применения лабораторных результатов на практике.

Тот факт, что вариабельность C_crit увеличивается при использовании образцов меньшего размера (рис. 1), влияет на надежность экспериментов. Чем меньше размеры образца, тем хуже воспроизводимость эксперимента. Учитывая определенный L_exp, этому можно противодействовать, только увеличив количество параллельных экземпляров. С помощью вероятностных соображений Angst et al. (35) показали, что для достижения разумного уровня уверенности в типичных небольших лабораторных экспериментах может потребоваться более 10 или даже десятков параллельных образцов. Однако количество повторных образцов обычно меньше, от 1 до 5. Это может объяснить, по крайней мере частично, огромный разброс литературных данных (11) по C_crit.

Еще одно следствие наших выводов (рис. 1) состоит в том, что результаты небольших лабораторных испытаний не применимы напрямую к инженерным сооружениям. Некоторые исследователи сообщили об относительно высоких значениях C_crit в лабораторных экспериментах по сравнению с практическим опытом (27, 37, 45–47). Это несоответствие обычно приписывают превосходным свойствам материала лабораторных образцов по сравнению с условиями, достигнутыми на строительных площадках, особенно в отношении макроскопических пустот в бетоне в SCI или неоднородностей в состоянии стальной поверхности (46). Мы предлагаем рассмотрение размерных эффектов в качестве альтернативного объяснения более высокого лабораторного C_crit по сравнению с инженерными сооружениями, то есть учет того факта, что лабораторные образцы обычно имеют небольшие размеры и что этот фактор, учитывая конкретный тип бетона и тип стали, увеличивает C_crit. Эта возможность подчеркивается настоящим наблюдением, что крупные пустоты, которые, как правило, могут быть чаще обнаружены в бетоне, произведенном на месте, чем в лабораторных образцах, по-видимому, не оказывают неблагоприятного воздействия на C_crit, по крайней мере, в условиях воздействия смачивания / высыхания.

Другое значение размерного эффекта касается обычных методов и датчиков, используемых для мониторинга коррозии в инженерных сооружениях. Как правило, эти подходы основаны на образцах из углеродистой стали, погруженных на увеличивающейся глубине в бетонное покрытие (48–51). Они служат датчиками для обнаружения коррозии, то есть они контролируются до тех пор, пока коррозия не начнется на датчике на определенной глубине. Отсюда экстраполируется время до коррозии конструкционной арматурной стали, расположенной на большей глубине. Площадь поверхности датчиков обнаружения коррозии может составлять от долей 1 см² до ~ 50 см² (48–53). Таким образом, в данной работе эти датчики обычно имеют открытую поверхность где-то между сериями S и M. В свете представленных здесь результатов ожидается, что эти относительно небольшие датчики потребуют более высоких концентраций хлоридов, чтобы начать коррозию, чем арматурная сталь в той же конструкции. Если этот факт игнорировать, прогнозы, основанные на датчике, могут привести к завышению оценки времени до коррозии арматурной стали. Этому можно противодействовать, увеличивая количество датчиков на заданной глубине и применяя теорию слабых звеньев для необходимого преобразования размера (уравнение 1). Однако еще одно возможное ограничение некоторых из этих сенсорных систем состоит в том, что тип и поверхность стали не являются репрезентативными для конструкционной арматурной стали.

Наконец, важное значение наших выводов касается концепции C_crit, которая представляет собой концепцию, описывающую предельное состояние для коррозии. Для успешного применения этой концепции при прогнозировании срока службы инженерных сооружений крайне важно учитывать размерный эффект. В настоящее время это не так. За последние 60 лет пороговые значения хлоридов в бетоне обычно определялись на лабораторных образцах относительно небольших размеров. Однако, если при моделировании срока службы пренебречь размерами образцов, на которых получены результаты, прогнозируемое время до начала коррозии может быть значительно занижено или переоценено.

Ряд авторов показали, что модели срока службы сильно чувствительны к C_crit, то есть даже небольшие погрешности в Ccrit приводят к большим погрешностям с точки зрения прогнозируемого времени для корректировки.

Материалы и методы

Экспериментальная дизайн

Это исследование было направлено на проверку гипотезы о масштабном влиянии хлорид-индуцированной коррозии стали в бетоне. Были изготовлены железобетонные балки разной длины и изучена их подверженность коррозии. Последующий анализ был направлен на выявление корреляций между участками, где началась локальная коррозия и местными условиями в SCI.

Подготовка образца

В лаборатории были изготовлены образцы железобетона с использованием бетона из портландцемента и водоцементного отношения 0,5. Подробные пропорции бетонной смеси приведены в таблице S2. Арматурные стальные стержни [класс B500B по (57), упрочненные холодным способом] имели диаметр 10 мм. При доставке на них не было ржавчины. Перед заливкой поверхность обезжиривали ацетоном, но в остальном оставляли в исходном состоянии.

На рисунке S4 показана геометрия форм, используемых для отливки образцов; стальные стержни были ориентированы вертикально во время литья. После отливки образцы оставляли на 28 дней самосушения, а затем разрезали, как показано на рис. S5. Конечные железобетонные балки имели поперечное сечение шириной 7 см и высотой 9 см; длина была переменной. После резки к каждой стальной балке было установлено кабельное соединение (винтовые соединения). Все образцы были окрашены эпоксидным покрытием для достижения определенной открытой длины L_exp (рис. 1A и рис. S5). В данной работе были изучены три различных L_exp: 1, 10 и 100 см; серии были обозначены соответственно S, M и L. Количество повторных образцов составляло шесть для серии L и по восемь для серий M и S (рис. 1). Концы стальных стержней были защищены дуплексным экраном, аналогично исследованиям Angst et al. (27) и Lambert et al. (46) или избегая доступа к хлориду с помощью эпоксидного покрытия на открытой поверхности (более подробная информация представлена на рисунках S5 и S6); Визуальный осмотр стальных стержней после завершения экспериментов подтвердил, что этот подход подходит для предотвращения коррозии на концах стержней.

Коррозионные испытания

После 4 месяцев воздействия микроклимата в помещении [то есть, когда непокрытые поверхности подвергались приблизительно 50-60% относительной влажности (RH) (температура 20 ° ± 2 ° C)], образцы помещали срезаемыми поверхностями вниз в деминерализованной воде. Глубина погружения составила всего 1 см (то есть верхняя поверхность бетона подвергалась воздействию воздуха). Со временем концентрацию хлорида в растворе постепенно увеличивали путем добавления хлорида натрия. В определенное время образцы поднимали и подвергали воздействию воздуха (относительная влажность приблизительно от 50 до 60%). Подробные циклы смачивания / сушки приведены в таблице S3.

В течение всего испытания на коррозию верхний и нижний стальной стержень каждого образца были электрически соединены. Во время циклов смачивания потенциал стали измеряли с помощью электрода сравнения (насыщенного серебра / хлоридсеребряного электрода), погруженного в раствор. Все измерения проводились с помощью автоматического регистратора данных (входное сопротивление> 1010 Ом); интервал измерения составлял 1 час. Инициирование коррозии регистрировалось по сильному падению потенциала. На основании исследований Angst et al. (27, 28, 58) критерий начала устойчивой коррозии был следующим: падение потенциала не менее чем на 120 мВ в течение короткого времени (1-2 дня), после чего отрицательный уровень потенциала сохраняется не менее 5 дней.

Процедуры отбора проб и исследования

После того, как было обнаружено устойчивое начало коррозии, соответствующий образец был снят с испытания на воздействие и подвергнут деструктивному исследованию. Это произошло максимум через 10 дней после начала коррозии. Механическое раскалывание образца позволило удалить стальной стержень из бетона. И стальной стержень, и отпечаток, оставленный на бетоне, были осмотрены визуально, чтобы определить место начала коррозии и сопоставить его с визуально видимыми характеристиками на SCI. После первого осмотра стального стержня стальная поверхность была очищена от прилипших бетонных фаз и от отложений продуктов коррозии путем погружения в ингибированный травильный раствор [соляная кислота (1: 1) + 3 г / литр уротропина (гексаметилентетрамина)] в ультразвуковой ванне от 1 до 2 мин.

На глубине покрытия был вырезан бетонный диск толщиной от 3 до 4 мм (то есть на глубине покрытия от ± 1,5 до 2,0 мм) с поперечными размерами приблизительно 3 см × 10 см. Этот образец бетона был высушен до постоянного веса при 105 ° C, а затем размолот, из которого было получено более 20 г бетонного порошка. Содержание растворимых в кислоте хлоридов определяли в образцах бетонного порошка в соответствии со стандартом (59) и считали C_crit для фактического образца.

В дополнение к отбору проб в месте возникновения коррозии, из выбранных бетонных балок были вырезаны секции, перпендикулярные стальному стержню, перед разделением для исследования SCI. Это было выполнено с образцами серии S (которые не вызывали коррозию) и серии L (в зонах, удаленных от места начала коррозии). В последнем случае зону коррозии можно было надежно определить, перемещая электрод сравнения по бетонной поверхности. Срезы сушили на воздухе, пропитывали эпоксидной смолой в вакууме и, наконец, шлифовали и отполировали до плоской поверхности перед исследованием с помощью сканирующей электронной микроскопии (SEM).

Наконец, на основе визуального осмотра удаленных стальных арматурных стержней, секции, перпендикулярные стальному стержню, были вырезаны в местах возникновения коррозии. Эти металлургические срезы были отполированы (бумага из карбида кремния с зернистостью до 1200; алмазный спрей 6 мкм и 3 мкм; и, наконец, суспензия Al2O3 0,05 мкм), протравлены (3% ниталла, примерно 10 с), а затем исследованы с помощью светооптической микроскопии.

Λ=E(In (C_crit)) (2);

ε²=var(In (C_crit)) (3);

Первые два момента («измеренные», а не логарифмически нормально преобразованные) следующие: (34, 35)

μ=E(C_crit)=exp⁡(λ+1/2 ε²) (4);

σ²=var(C_crit)=μ²*(exp⁡(ε²)-1 (5).

На основе этих параметров для ряда M распределение вероятностей C_crit может быть предсказано для большего L_exp, следуя процедуре, описанной Angst et al. (35). Оно состоит из расчета вероятности коррозии pL для дискретного содержания хлоридов в соответствии с формулой 1, и используя логнормальное распределение, полученное для серии M, как pM.

Дополнительные материалы:

Дополнительные материалы к этой статье доступны по адресу:

Рис. S1. Примеры крупных воздушных пустот в SCI.

Рис. S2. Морфология коррозионного воздействия.

Рис. S3. Пример прогноза времени до начала коррозии.

Рис. S4. Отливка железобетонных плит в лаборатории.

Рис. S5. Приготовление образцов разных размеров из плит, показанных на рис. S4.

Рис. S6. Деталь защиты стальных стержней.

Таблица S1. Подробные результаты измерений пороговых значений хлоридов Ccrit для начала коррозии.

Таблица S2. Номинальные пропорции бетонной смеси.

Таблица S3. Воздействие смачивания / высыхания и время отбора проб после начала коррозии для отдельных образцов.

Это статья в открытом доступе, распространяемая в соответствии с условиями некоммерческой лицензии Creative Commons Attribution, которая разрешает использование, распространение и воспроизведение на любом носителе, при условии, что конечное использование не преследует коммерческих целей и при условии, что оригинальная работа надлежащим образом цитируется.

Ссылки и примечания:

1. C. L. Page, Mechanism of corrosion protection in reinforced concrete marine structures. Nature 258, 514–515 (1975). CrossRefGoogle Scholar
2. British Cement Association, “Development of an holistic approach to ensure the durability of new concrete construction” (Research Report Project 38/13/21 (cc 1031), British Cement Association, 1997).
3. G. H. Koch, M. P. H. Brongers, N. G. Thompson, Y. P. Virmani, J. H. Payer, Corrosion costs and preventive strategies in the United States. Mater. Perf. 42, 1–12 (2002).
4. L. Bertolini, B. Elsener, P. Pedeferri, E. Redaelli, R. Polder, Corrosion of Steel in Concrete: Prevention, Diagnosis, Repair (Wiley-VCH, ed.2, 2013).
5. C. L. Page, M. M. Page, Durability of Concrete and Cement Composites (Woodhead Publishing Ltd., 2007), 404 pp.
6. R. B. Polder, W. H. A. Peelen, W. M. G. Courage, Non-traditional assessment and maintenance methods for aging concrete structures—Technical and non-technical issues. Mater. Corros. 63, 1147–1153 (2012). Google Scholar
7. M. Raupach, doctoral thesis, Aachen University, Germany (1992).
8. L. Tang, L.-O. Nilsson, M. P. A. Basheer, Resistance of Concrete to Chloride Ingress: Testing and Modelling (CRC Press, 2012).
9. W. Breit, Critical corrosion inducing chloride content – State of the art and new investigation results, in Betontechnische Berichte 1998-2000 (Verein Deutscher Zementwerke e.V., 2001).
10. M. C. Alonso, M. Sanchez, Analysis of the variability of chloride threshold values in the literature. Mater. Corros. 60, 631–637 (2009).
11. U. Angst, B. Elsener, C. K. Larsen, Ø. Vennesland, Critical chloride content in reinforced concrete—A review. Cem. Concr. Res. 39, 1122–1138 (2009).
12. C. L. Page, Initiation of chloride-induced corrosion of steel in concrete: Role of the interfacial zone. Mater. Corros. 60, 586–592 (2009).
13. U. M. Angst, M. R. Geiker, A. Michel, C. Gehlen, H. Wong, O. B. Isgor, B. Elsener, C. M. Hansson, R. François, K. Hornbostel, R. Polder, M. C. Alonso, M. Sanchez, M. J. Correia, M. Criado, A. Sagüés, N. Buenfeld, The steel–concrete interface. Mater. Struct. 50, 143 (2017).
14. R. C. Mielenz, V. E. Wolkodoff, J. E. Backstrom, H. L. Flack, Orgin, evolution, and effects of the air void system in concrete. Part 1—entrained air in unhardened concrete. Proc. Am. Concr. Inst. 55, 95–121 (1958).
15. R. C. Mielenz, V. E. Wolkodoff, J. E. Backstrom, R. W. Burrows, Orgin, evolution, and effects of the air void system in concrete part 4—The air void system in job concrete. Proc. Am. Concr. Inst. 55, 507–517 (1958).
16. G. T. Burstein, P. C. Pistorius, S. P. Mattin, The nucleation and growth of corrosion pits on stainless steel. Corros. Sci. 35, 57–62 (1993).
17. G. Wranglen, Pitting and sulphide inclusions in steel. Corros. Sci. 14, 331–349 (1974).
18. G. T. Burstein, G. O. Ilevbare, The effect of specimen size on the measured pitting potential of stainless steel. Corros. Sci. 38, 2257–2265 (1996).
19. L. Li, A. A. Sagües, Chloride corrosion threshold of reinforcing steel in alkaline solutions—Effect of specimen size. Corrosion 60, 195–202 (2004).
20. U. R. Evans, The Corrosion and Oxidation of Metals: Scientific Principles and Practical Applications (Edward Arnold Ltd., 1960), pp. 911–950.
21. N. R. Buenfeld, G. K. Glass, B. Reddy, R. F. Viles, Process for the protection of reinforcement in reinforced concrete, U.S. Patent 6,685,822 B2 (2004).
22. T. A. Soylev, R. François, Quality of steel–concrete interface and corrosion of reinforcing steel. Cem. Concr. Res. 33, 1407–1415 (2003).
23. A. Castel, T. Vidal, R. François, G. Arliguie, Influence of steel–concrete interface quality on reinforcement corrosion induced by chlorides. Mag. Concr. Res. 55, 151–159 (2003).
24. P. Ghods, O. B. Isgor, G. A. McRae, J. Li, G. P. Gu, Microscopic investigation of mill scale and its proposed effect on the variability of chloride-induced depassivation of carbon steel rebar. Corros. Sci. 53, 946–954 (2011).
25. G. Fagerlund, “Moisture design with regards to durability – with special reference to frost destruction” (Report TVBM-3130, Lund University, 2006).
26. G. Fagerlund, “The long time water absorption in the air-pore structure of concrete” (Report TVBM-3051, Lund University, 1993).
27. U. M. Angst, B. Elsener, C. K. Larsen, Ø. Vennesland, Chloride induced reinforcement corrosion: Electrochemical monitoring of initiation stage and chloride threshold values. Corros. Sci. 53, 1451–1464 (2011).
28. U. Angst, M. Wagner, B. Elsener, A. Leemann, P. V. Nygaard, “Method to determine the critical chloride content of existing reinforced concrete structures” (Research Report no. 677, AGB 2012/010 (in German), Swiss Federal Roads Office, 2016).
29. A. T. Horne, I. G. Richardson, R. M. D. Brydson, Quantitative analysis of the microstructure of interfaces in steel reinforced concrete. Cem. Concr. Res. 37, 1613–1623 (2007).
30. Delagrave, J. P. Bigas, J. P. Ollivier, J. Marchand, M. Pigeon, Influence of the interfacial zone on the chloride diffusivity of mortars. Adv. Cem. Based Mater. 5, 86–92 (1997).
31. P. Goltermann, Variation of chloride profiles in homogeneous areas. Mater. Struct. 37, 608–614 (2004).
32. Soive, V. Baroghel-Bouny, Influence of gravel distribution on the variability of chloride penetration front in saturated uncracked concrete. Constr. Build. Mater. 34, 63–69 (2012).
33. U. M. Angst, R. Polder, Spatial variability of chloride in concrete within homogeneously exposed areas. Cem. Concr. Res. 56, 40–51 (2014).
34. R. E. Melchers, Structural Reliability Analysis and Prediction (John Wiley & Sons, ed. 2, 1999).
35. U. Angst, A. Rønnquist, B. Elsener, C. K. Larsen, Ø. Vennesland, Probabilistic considerations on the effect of specimen size on the critical chloride content in reinforced concrete. Corros. Sci. 53, 177–187 (2011).
36. C. M. Hansson, B. Sørensen, The threshold value of chloride concentration for the corrosion of reinforcement in concrete, in Corrosion Rates of Steel in Concrete, N. S. Berke, V. Chaker, D. Whiting, Eds. (ASTM, 1989), pp. 3–16.
37. K. Pettersson, “Corrosion threshold value and corrosion rate in reinforced concrete” (CBI report 2:92, Swedish Cement and Concrete Research Institute, 1992).
38. P. Sandberg, “Chloride initiated reinforcement corrosion in marine concrete” (Report TVBM-1015, Lund University, 1998).
39. B. H. Oh, S. Y. Jang, Y. S. Shin, Experimental investigation of the threshold chloride concentration for corrosion initiation in reinforced concrete structures. Mag. Concr. Res. 55, 117–124 (2003).
40. O. Poupard, A. Aït-Mokhtar, P. Dumargue, Corrosion by chlorides in reinforced concrete: Determination of chloride concentration threshold by impedance spectroscopy. Cem. Concr. Res. 34, 991–1000 (2004).
41. A. M. Neville, Properties of Concrete (Pearson Education Limited, ed. 5, 2011).
42. V. K. Gouda, W. Y. Halaka, Corrosion and corrosion inhibition of reinforcing steel: II. Embedded in concrete. Br. Corros. J. 5, 204–208 (1970).
43. M. Thomas, Chloride thresholds in marine concrete. Cem. Concr. Res. 26, 513–519 (1996).
44. P. Schiessl, W. Breit, Local repair measures at concrete structures damaged by reinforcement corrosion, in Proceedings of the Fourth International Symposium Corrosion of Reinforcement in Concrete Construction, C. L. Page, P. Bamforth, J. W. Figg, Eds. (The Royal Society of Chemistry, 1996), pp. 525–534.
45. C. Alonso, M. Castellote, C. Andrade, Chloride threshold dependence of pitting potential of reinforcements. Electrochim. Acta 47, 3469–3481 (2002). Google Scholar
46. P. Lambert, C. L. Page, P. R. W. Vassie, Investigations of reinforcement corrosion. 2. Electrochemical monitoring of steel in chloride-contaminated concrete. Mater. Struct. 24, 351–358 (1991). CrossRefGoogle Scholar
47. M. Manera, Ø. Vennesland, L. Bertolini, Chloride threshold for rebar corrosion in concrete with addition of silica fume. Corros. Sci. 50, 554–560 (2008). CrossRefGoogle Scholar
48. O. E. Gjørv, Ø. Vennesland, A new probe for monitoring steel corrosion in offshore concrete platforms. Mater. Perform. 21, 33–35 (1982). Google Scholar
49. P. Schiessl, M. Raupach, Monitoring system for the corrosion risk of steel in concrete structures. Concr. Int. 14, 52–55 (1992). Google Scholar
50. P. Schiessl, Neue Sensortechnik zur Überwachung von Bauwerken. Int. Zeitschr. f. Bauinstandsetzen 2, 189–209 (1996). Google Scholar
51. M. Raupach, P. Schiessl, Monitoring system for the penetration of chlorides, carbonation and the corrosion risk for the reinforcement. Constr. Build. Mater. 11, 207–214 (1997). Google Scholar
52. H. S. Lee, S. W. Shin, J. M. Ahn, Y. C. Kim, Y. T. Kho, Development of corrosion sensors for monitoring steel-corroding agents in reinforced concrete structures. Mater. Corros. 54, 229–234 (2003).
53. K. R. Larsen, Evaluating sensors to monitor steel corrosion in concrete structures. Mater. Perf. 54, 17–19 (2015).
54. U. M. Angst, B. Elsener, Chloride threshold values in concrete—A look back and ahead, in “Chloride limits and thresholds for concrete containing supplementary cementitious materials (SCMs)” (SP-308, American Concrete Institute, 2016), pp. 1–12.
55. J. Gulikers, Considerations on the reliability of service life predictions using a probabilistic approach. J. Phys. 136, 233–241 (2006).
56. Model Code for Service Life Design (fib bulletin no. 34, International Federation for Structural Concrete, 2006).
57. European Committee for Standardization, BS EN 10080:2005—Steel for the Reinforcement of Concrete. Weldable Reinforcing Steel. General (2005).
58. RILEM Technical Committee 235-CTC, “Corrosion initiating chloride threshold concentrations in concrete” (2009–2015); www.rilem.org/gene/main.php?base=8750&gp_id=237.
59. Schweizerischer Ingenieur- und Architektenverein SIA, SN EN 14629:2007: Products and Systems for the Protection and Repair of Concrete Structures—Test Methods—Determination of Chloride Content in Hardened Concrete (2008).

Ссылка на первоисточник American Association for the Advancement of Science: https://advances.sciencemag.org/content/3/8/e1700751