GB／T 51355-2019标准规范下载简介

GB／T 51355-2019 既有混凝土结构耐久性评定标准(完整正版，清晰无水印)

5.1.1、5.1.2一般环境碳化或中性化引起混凝土碱度降低，造 成保护钢筋免于锈蚀的钝化膜破坏，即钢筋发生脱钝，当脱钝钢 筋表面存在其电化学反应所需氧和水时，钢筋即发生锈蚀。 对预应力或严格不充许钢筋发生锈蚀的混凝土构件应采用钢 筋开始锈蚀耐久性极限状态进行评定。 一般环境条件下碳化或中性化引起的钢筋锈蚀在保护层开裂 前属于微电池腐蚀，钢筋锈蚀相对均勾。钢筋锈蚀产物是钢材原 体积的3倍～8倍，从而在混凝土保护层内产生膨胀压力，引起 混凝土保护层出现顺筋锈胀裂缝，本标准定义锈胀裂缝宽度达到 0.1mm对应的状态为混凝土保护层锈胀开裂极限状态，对一般 室内构件宜采用混凝主保护层锈胀开裂极限状态进行评定。 保护层开裂后，裂缝处钢筋成为阳极，则以宏电池腐蚀为 主，钢筋锈蚀速率加快。对于外观要求不高的室外构件和一些重 工业厂房混凝土构件，一般可用混凝土表面出现可接受最大外观 损伤的时间确定其剩余使用年限，相应锈胀裂缝宽度大致在 2mm~3mm。本标准规定混凝土保护层锈胀裂缝宽度达到规定 限值3.0mm时对应的状态为混凝土锈胀裂缝宽度极限状态

态和混凝土保护层锈胀裂缝宽度极限状态各自有不同的耐久性裕 度系数，一般环境混凝土结构耐久性评级所用耐久性裕度系数应 建立在不同的耐久性极限状态的基础上，

5.1.4评定时构件已出现锈胀裂缝或外观损伤已不可接受，如

最大裂缝宽度已达到2mm～3mm，此时已不能符合适用性规定 应及时修复。

QGDW 13123.1-2018 110kV变压器保护采购标准 第1部分：通用技术规范5.3混凝土保护层锈胀开裂耐久性评定

混凝土保护层锈胀裂缝宽度限值

5.4.1~5.4.7依据本标准附录C式（C.0.5），给出的混凝土 保护层锈胀裂缝宽度达到限值耐久年限简化计算方法。

保护层锈胀裂缝宽度达到限值耐久年限简化计算方法

保护层锈胀裂缝宽度达到限值耐久年限简化计算方法

6氯盐侵蚀环境混凝土结构耐久性评定

态各自有不同的耐久性裕度系数，氯盐侵蚀环境混凝土结构耐久 性评级所用耐久性裕度系数应建立在不同的耐久性极限状态的基 础上。 6.1.4评定时构件已出现锈胀裂缝或外观损伤已不可接受，最 大裂缝宽度已达到2mm～3mm时，已不能符合适用性要求，应 及时修复。

气盐雾区可为距平均水位上方15m高度以上的海上大气区。对 轻度大气盐雾区取表中偏大值，对重度大气盐雾区取表中偏 小值。 6.2.3近海大气区混凝土表面氯离子浓度受各种不确定性因素 的影响，其混凝土质量比积累速率可在0.004%/a0.1%/a内 变化，因此应优先通过实测混凝土表面15mm范围内的氯离子 浓度变化规律，确定氯离子聚集系数。 欧洲Duracrete给出硅酸盐水泥混凝土表面氯离子浓度：对 潮汐区、浪溅区取为7.76×w/6×胶凝材料质量一100；对大 气区取为2.57×w/6×胶凝材料质量100。如取混凝土密度 为2300kg/m3、胶凝材料密度为350kg/m，则不同水灰比氯 离子浓度见表3。

表3混凝土表面氯离子浓度C

日本相关标准给出了混凝土表面氯离子浓度C。与距海岸距 离的关系，见表 4。

日本相关标准给出了混凝土表面氯离子浓度C与距海岸距 离的关系，见表4。

表4混凝士表面氢离子浓度C

注：括号内数值为占混凝土质量百分比

表6英国Bamforth用于设计的表面氯离子 浓度（按混凝土质量百分比计）

注：括号数值为占胶凝材料的质量比。

我国不同地区暴露试验中，混凝土表面最大氯离子浓度统计 见表7，各暴露试验站得出的混凝土表面氯离子浓度差别很大， 这可能与暴露试件的摆放环境、试件处理以及取样测试方法等 有关。

表7不同地区暴露试验中混凝土表面最大氢离子浓度检测结果

距海岸0.1km的氯离子浓度相当于表3水胶比0.6的氯离子 度，本标准以表3为基础，并结合我国部分实测数据，通过对 4调整得到表6.2.3

6.2.5由于临界氯离子浓度的随机性，且原材料含氯盐与环境

6.3混凝士保护层锈胀开裂耐久性评定

另外，锈蚀区常出现多个锈蚀坑，研究表明，多个锈坑 布对混凝土锈胀力有较为明显的影响，引入修正系数β2 考虑。

从开始锈蚀到保护层锈胀开裂时间一般都较短（3年～8年）。按 表6.3.2取用时，钢筋直径d取20mm、水灰比w/b取0.35~ 0.5、Cs取10kg/m3，其余参数南方、北方地区分别按温度T为 24℃、13℃，年平均相对湿度RH为0.85、0.7取用。 表6.3.2数据来源于普通硅酸盐水泥混凝土，对于掺合料混 凝土需根据经验予以调整。掺合料主要影响氯离子的扩散，对钢 筋开始锈蚀时间影响较大，但是对钢筋锈蚀速度影响很小。因 此，对于从钢筋开始锈蚀至混凝土锈胀开裂时间可以参考此表， 结果偏于安全。

6.3.3本条根据浪溅区、近海大气区混凝土锈胀开裂

异，通过修正浪溅区钢筋开始锈蚀至混凝土保护层锈胀开裂的时 间te.o得到近海大气区te.o的相应取值。

6.3.4由于临界氯离子浓度的随机性，且原材料含氯盐与环境

外渗的氯盐在氯离子固化及对钢筋钝化膜的影响等均存在差异， 原材料含氯盐的混凝土构件宜通过实际检测判断锈胀开裂状态钢 筋的腐蚀状态。

7冻融环境混凝土结构耐久性评定

7.1.1、7.1.2关于混凝土冻融损伤机理及劣化规律、抗冻性评 价指标、冻融破坏预防等方面，各国学者开展了大量理论分析和 试验研究，但至今还没有普遍认可的时变模型，选择合理的评价 指标成为冻融环境混凝土结构耐久性评定的难题。 一方面，混凝土冻融损伤造成混凝土材料性能劣化是一个由 表及里的发展过程，冻融损伤过程中，混凝土由冻融前的密实状 态逐步变成蔬松状态，在混凝土内部形成大量的微裂缝，并且混 凝土表面发生逐层剥落。现有的室内加速试验方法中普遍选用相 对动弹性模量和质量损失率来评价冻融后混凝土的内部损伤和表 层剥落，但对实际工程而言，这两个指标较难准确获得，因此本 标准直接选择混凝土表面剥落状况作为冻融损伤的主要评价指 标，即第一个耐久性极限状态为混凝土表面剥落极限状态。 另一方面，冻融引起的混凝土损伤加速了腐蚀介质的渗透 造成混凝土对钢筋保护作用降低，加速了混凝土中钢筋的锈蚀 另外，冻融损伤混凝土的抗裂性能降低，锈蚀产物的积累更易引 起混凝土保护层开裂，并加快锈胀裂缝的开展。因此，本标准将 钢筋锈蚀极限状态作为冻融环境混凝土结构耐久性评定的另一个 极限状态

机理和钢筋锈蚀的原因，冻融环

可分为一般冻融环境、寒冷地区海洋环境和除冰盐环境三类。在 一般冻融环境下，冻融造成的混凝土材料损伤，将加速碳化的发 展，进而影响混凝土中钢筋的锈蚀；对寒冷地区海洋环境，冻融 循环造成混凝土材料损伤的同时，将加速氯离子的侵蚀，进而加 快混凝土中的钢筋锈蚀：对除冰盐环境，除冰盐提供的氯离子更

为集中，持续时间较短，冻融损伤使氯离子渗透速度更快，除冰 盐环境钢筋锈蚀通常比海洋环境钢筋锈蚀更为严重

盐环境钢筋锈蚀通常比海洋环境钢筋锈蚀更为严重。 7.1.4当结构经历数十年尚未发生冻融损伤时，依据工程经验 该结构不会发生冻融破坏，冻融耐久性等级可直接评为a级。对 于某些已出现明显冻融损伤的构件，现场检测鉴定人员可根据经 验直接评为c级，

2混凝土构件表面剥落耐久性评

7.2.1为全面准确反映冻融损伤后混凝土表面的剥落状态，本 标准采用混凝土表面剥落率、平均剥落深度、最大剥落深度三个 指标共同表征。表面剥落率主要反映冻融损伤的影响范围，平均 剥落深度、最大剥落深度反映了冻融循环造成损伤的严重程度和 变异性。采用剥落深度与钢筋保护层厚度比值作为评定指标，主 要考虑冻融损伤对混凝土内部钢筋保护作用的影响。 参考国际预应力学会（FIP）技术文件，表7.2.1中的薄壁 构件是指壁厚为5mm～40mm的混凝土构件。除此之外的混凝 土构件定义为“一般构件”。 7.2.2本条明确了混凝土表面剥落率、平均剥落深度、最大剥 落深度的确定方法。其中，构件测量面指由于冻融造成的混凝土 表面剥落的构件表面，不是指测试构件的所有表面，并且测量表 面积为同一冻融环境的构件总表面积；平均剥落深度计算时仅针 对已出现表面剥落的范围进行平均

7.3钢筋锈蚀耐久性评定

7.3.1、7.3.2自前，冻融损伤对混凝土中钢筋锈蚀速度以及混 凝土保护层锈胀开裂方面的研究相对较少，对于一般冻融环境及 寒冷地区海洋环境下钢筋锈蚀发展规律方面的研究成果不多，仅 在冻融损伤对混凝土中性化发展以及盐冻情况氯离子扩散规律方 面的研究有一些成果。本标准尚未考虑混凝土冻融损伤对钢筋锈 蚀速度及混凝土锈胀开裂的影响，仅通过调整局部环境系数以及

氯离子扩散系数分别反映冻融损伤对混凝土中性化以及混凝土氯 离子扩散速率的影响。 7.3.3除冰盐环境与海洋环境中钢筋表面氯离子积累过程有很 大不同，海洋环境中钢筋表面的氯离子浓度由沉积速度控制，而 除冰盐环境钢筋表面的氯离子浓度由渗透速度控制。考虑除冰盐 环境的复杂性、较大的离散性，本标准建议通过实测确定钢筋表 面氯离子浓度准确评定该环境下混凝土结构的耐久性。

8.2混凝士构件腐蚀损伤耐久性评定

10结构耐久性综合评定

10.0.1根据以在的工程经验和实际需要，结构不同区段所处的 环境可能不同，造成耐久性损伤的原因、耐久性损伤程度等也有 所不同，如果按照整个建筑物进行耐久性评定，结构的耐久性评 级结果不能准确反映耐久性的实际状况。因此，结构耐久性评定 根据本标准第3.1.4条，将建筑物按构件、评定单元两个层次划 分，并按评定单元给出结构耐久性评级结果。与现行国家标准 《民用建筑可靠性鉴定标准》GB50292、《工业建筑可靠性鉴定 标准》GB50144的评定单元划分标准不甚相同的是，耐久性评 定单元的划分尚应考虑环境类型的影响，不同的环境类型应设置 不同的评定单元。 10.0.3为确定评定单元的耐久性裕度系数，可将评定单元根据 传力体系的不同，划分为若干个子单元。子单元的划分，可以有 不同的方案：对多高层的框架、剪力墙、框剪结构等可按层划 分，对排架结构等可按划分，也可由相关技术人员根据工程鉴 定经验和实际需要划分。评定单元中各子单元的环境条件相近， 耐久性裕度系数出现异常值的可能性较小，为简化计算，取子单 元耐久性裕度系数的算术平均值作为评定单元的耐久性裕度 系数。 10.0.4本条考虑了各构件耐久性裕度系数的平均水平和变异 性，给出子单元耐久性裕度系数的计算方法。 当Sd.min>0.85Sa时，各受检构件耐久性裕度系数的变异性 较小，可不考虑变异性的影响，取各构件耐久性裕度系数的算术 平均值作为子单元的耐久性裕度系数。当d.min≤0.85a时，各 受检构件耐久性裕度系数的变异性较大，宜考虑变异性影响，引 入折减系数，取各构件耐久性裕度系数算术平均值的修正值作为

11.1.1、11.1.2结构性能劣化模型应考虑钢筋锈蚀和混凝土腐 蚀对钢筋力学性能、钢筋截面面积、混凝土力学性能、构件截面 几何尺寸的影响，同时还应考虑混凝土损伤、钢筋锈蚀、保护层 开裂等对钢筋与混凝土粘结性能的影响。其中，考虑钢筋与混凝 土粘结性能退化对构件承载性能的影响是劣化模型建立的难点 国内外对锈蚀钢筋混凝土构件承载性能开展了大量的试验研究 理论分析和数值模拟，建立了粘结性能退化后构件承载力和刚度 的计算方法。 11.1.3编制组进行过200余根锈蚀钢筋力学性能试验，研究结 果表明：当钢筋锈蚀程度较轻时，均匀锈蚀钢筋的力学性能一般 不会变化，而非均匀锈蚀钢筋由于在锈坑部位产生应力集中，导 致强度降低、塑性下降。本标准综合了各试验结果，给出了锈蚀 钢筋屈服强度计算公式。 11.1.4钢筋严重锈蚀后，粘结性能退化，受弯构件、偏心受压 构件承载力计算时平截面假定不再成立，钢筋应变沿梁跨趋于均 习而存在应变滞后现象，造成界限相对受压区高度变化。对截面 配筋小于界限配筋的适筋梁，可能出现受压区混凝先压坏、受 拉钢筋达不到屈服强度的情况，形成“粘结失效超筋梁”，构件 承载力下降。为此，本标准在锈蚀构件承载力和刚度计算时，分 别采用锈蚀钢筋强度利用系数、锈蚀钢筋综合应变系数考虑钢筋 与混凝土粘结性能退化的影响，

11.1.1、11.1.2结构性能劣化模型应考虑钢筋锈蚀和混凝土腐 蚀对钢筋力学性能、钢筋截面面积、混凝土力学性能、构件截面 几何尺寸的影响，同时还应考虑混凝土损伤、钢筋锈蚀、保护层 开裂等对钢筋与混凝土粘结性能的影响。其中，考虑钢筋与混激 土粘结性能退化对构件承载性能的影响是劣化模型建立的难点 国内外对锈蚀钢筋混凝土构件承载性能开展了大量的试验研究 理论分析和数值模拟，建立了粘结性能退化后构件承载力和刚度 的计算方法

果表明：当钢筋锈蚀程度较轻时，均匀锈蚀钢筋的力学性能一般 不会变化，而非均匀锈蚀钢筋由于在锈坑部位产生应力集中，导 致强度降低、塑性下降。本标准综合了各试验结果，给出了锈蚀 钢筋屈服强度计算公式

I1.1.4钢筋严重锈蚀后，粘结性能退化，受弯构件、偏心

构件承载力计算时平截面假定不再成立，钢筋应变沿梁跨趋于均 习而存在应变滞后现象，造成界限相对受压区高度变化。对截面 配筋小于界限配筋的适筋梁，可能出现受压区混凝土先压坏、受 拉钢筋达不到屈服强度的情况，形成“粘结失效超筋梁”，构件 承载力下降。为此，本标准在锈蚀构件承载力和刚度计算时，分 别采用锈蚀钢筋强度利用系数、锈蚀钢筋综合应变系数考虑钢筋 与混凝土粘结性能退化的影响

11.1.5对锈蚀混凝土结构进

应按本标准提出方法进行计算，但其可靠性评定步骤、方法及其 分级标准可依据可靠性评定的国家现行相关标准进行。

11.2锈蚀钢筋混凝土构件承载力计算

11.2.1～11.2.3因钢筋截面损失、钢筋力学性能下降、钢筋与 混凝土协同工作性能降低，锈蚀受弯构件的承载力降低。编制组 对锈蚀受弯构件承载力开展了大量的研究，研究结果表明：钢筋 严重锈蚀后，粘结性能退化，荷载作用下受弯构件承载力计算时 平截面假定不再成立，钢筋应变沿梁跨趋于均匀而存在应变滞后 现象，当截面配筋较多且小于适筋梁的界限配筋时，出现受压区 昆凝土先压坏、受拉钢筋达不到屈服强度的情况，形成“粘结失 效超筋梁”，构件承载力下降。本标准编制组所做的非线性有限 元分析、无粘结梁模拟试验及苏联锈蚀梁模拟试验都验证了这 结论。本标准给出的锈蚀钢筋强度利用系数是由模拟梁试验和有 限元分析结果回归得出，按本标准建议方法计算与90余根长期 暴露梁、快速锈蚀梁和实际工程锈蚀梁的试验结果吻合较好（图 1）

图1计算弯矩与试验实测弯矩的相关性

11.2.4~11.2.6给出了锈蚀钢筋混凝土受压构件承载力的计算 方法。 编制组共进行了30余根锈蚀短柱的破坏性试验，试验结果 表明：（1）锈蚀钢筋应变和混凝土应变不再满足平截面假定，且

偏心距越大，不协调程度越大，小偏心受压构件可以忽略钢筋应 变和混凝土应变差异的影响，而大偏心受压构件不能忽略钢筋应 变和混凝土应变差异的影响；（2）锈蚀钢筋与混凝土之间的粘结 性能的退化，造成钢筋和混凝土之间相对滑移增加，钢筋应变沿 钢筋长度方向趋于均匀，钢筋不容易达到屈服；（3）锈蚀钢筋截 面损失和粘结性能的退化对偏心受压构件承载力的影响与偏心距 的大小有关；（4）锈胀裂缝和混凝土保护层的剥落造成的截面损 伤，对偏心受压构件承载力有很大影响，对小偏心受压构件的影 响尤为显著。本标准采用保护层损伤系数方法确定构件等效截面 尺寸，计算锈蚀受压构件承载力

3锈蚀钢筋混凝土受弯构件刚度

11.3.1~11.3.4影响受弯构件抗弯刚度的因素有构件截面尺 寸、截面所抵抗的弯矩值、纵向受拉钢筋截面面积、钢筋弹性模 量、混凝土抗拉强度及其弹性模量等。引起锈蚀梁刚度退化的因 素主要有四个方面：一是钢筋截面面积减小；二是构件截面尺寸 削弱；三是材料力学性能劣化；四是钢筋与混凝土之间的粘结性 能退化。前三个因素的影响机理显而易见，而锈蚀引起钢筋与混 凝土间的粘结性能退化，导致钢筋与混凝土间的协同工作性能降 低，裂缝间的钢筋应变趋于均匀，使裂缝间纵向受拉钢筋应变不 均匀系数有增大趋势，从而导致锈蚀梁刚度降低。通过无粘结梁 模拟试验也证实，仅粘结力丧失可使混凝土梁在使用阶段的刚度 削弱40%左右。 粘结力退化对构件刚度的影响表现在两个方面：一是弯矩最 大截面处钢筋应变滞后，钢筋应变与混凝土应变不再满足平截面 假定；另一个是裂缝间钢筋应变趋于均匀，钢筋应变不均匀系数 增大。本标准采用刚度解析法对粘结力退化后构件的截面刚度进 行了理论分析，引入能够同时考虑裂缝间钢筋应变趋于均匀和钢 筋应变较混凝土应变滞后两方面影响的综合应变系数。 通过有限元数值模拟和试验研究，当钢筋与混凝土之间的有

效粘结力下降到20%之前锈蚀深度约为0.1mm，粘结力退化对 钢筋应变的影响并不显著。综合现有研究成果，当裂缝宽度超过 1.5mm或钢筋锈蚀率超过6.0%，或钢筋锈蚀深度达0.25mm~ 0.30mm，钢筋与混凝土之间的粘结力大部分丧失。本标准将锈 蚀深度0.1mm作为综合应变系数显著变化的界限，将锈蚀深度 0.25mm作为刚度计算中粘结力完全丧失的界限值， 与编制组试验梁相比，刚度计算值与试验值比值的平均值为 0.995，标准差为0.189。

附录A钢筋锈蚀深度计算

A.0.1编制组通过对158个长期暴露试件4年内钢筋锈蚀裂缝 扩展观测和对258根破型取样钢筋的试验研究给出了钢筋锈蚀量 与裂缝宽度关系的回归公式，与苏联、我国的工程检测资料及西 班牙学者给出的公式大致相当。 A.0.2本标准附录A第A.0.1条的推算公式是由部分试验结 果统计得出，计算结果与实际情况可能有较大差异，实际应用 时，还应通过破型检测进行校核。

ZJM 006-3649-2020 塑料压力储水桶附录B混凝土碳化系数计算

B.0.1、B.0.2国内外提出的混凝土碳化公式很多，多数以水 灰比和水泥用量为参数，各公式的差异也很大。对既有工程，水 灰比、水泥用量等参数往往难以获得，而混凝土强度在工程检测 中容易得到，混凝土强度不仅与水灰比有良好的相关性，在一定 程度上还可反映施工因素的影响，因此本标准公式（B.0.1）给 出了以混凝土强度为主要参数的碳化预测公式。混凝土强度对碳 化的影响由64组数据回归得到（实测值与计算值之比的平均值 为0.996、变异系数为35.6%），经过我国和国外其他数据验证， 计算值与实测值符合较好。 国内外有关试验资料表明，环境湿度在50%～60%碳化速 率最快，本标准采用的环境湿度影响系数是我国有关资料的表 达式。 在构件角区，由于二氧化碳双向渗透，碳化系数增大，根据 理论分析取位置影响系数为1.4，当角部混凝土浇筑质量较差 时，该系数可能达到1.5～1.8。 由于浇注和养护条件的差异，构件不同表面的碳化系数存在 系统差异，如某钢厂栈桥柱，侧面碳化深度是底、顶面的1.57 倍。保护层厚度相同时，钢筋锈蚀总是从碳化最快的一侧开始， 因此有必要考虑养护浇注影响系数，取值为1.2，当有实测数据 时，应优先按实际情况取用。 构件的应力状况对混凝土碳化有明显影响，同一构件受拉区 比受压区碳化深度可增大10%～60%，为避免计算拉应力，本 标准取受拉区增大系数为1.1。 当用粉煤灰取代部分水泥时，由于混凝土中含碱量降低，会 加速混凝土碳化，同时粉煤灰的形态效应、火山灰效应会增加混

凝土的密实性，从而减缓混凝土碳化，现有的快速碳化试验并不 能正确反映粉煤灰混凝土的碳化规律。结合部分工程实测数据， 本标准附录B表B.0.2中粉煤灰取代系数KF按照公式Ke=1.0 十13.34F3.3计算，式中F为粉煤灰取代水泥的质量比。 B.0.4多年来，国内外高校及科研院所通过加速腐蚀试验分析 了冻融、酸雨对碳化的影响，发现冻融、酸雨会在一定程度上加 快碳化发展速率。本条文根据现有研究成果，分别给出了冻融、 酸雨对碳化速率的影响系数。

附录C一般环境钢筋开始锈蚀与混凝土保护层

机不同，试验数据离散性很大，如对C20混凝土，c/d在1.6左 右时，试验值在0.0177mm~0.0888mm变化。为此，本标准 从工程角度出发，给出了保护层锈胀开裂的工程定义，将锈胀裂 缝宽度为0.1mm时的钢筋锈蚀深度作为锈胀开裂的临界锈蚀 深度。 混凝土保护层锈胀开裂时的钢筋临界锈蚀深度r是根据国 内外快速锈蚀试验、长期暴露试验以及工程调查资料确定的 C.0.5对于大气环境混凝土保护层开裂前的钢筋平均锈蚀速 率，国内外的理论研究成果很多，但因采用假定不够完善，或 采用的参数难以确定，理论公式还难以直接应用。本标准采用 的计算公式是以理论分析与试验研究为基础，通过工程数据验 证确定的，公式中保护层厚度c、混凝土抗压强度推定值feue 环境温湿度对锈蚀速率的影响都是根据国内外试验资料确 定的。 混凝土强度主要反映混凝土的平均渗透性能对锈蚀速率的影 响，混凝土强度的影响由编制组70个锈蚀试件的失重率统计得 到，相关系数为0.827。当计算某一具体部位的钢筋锈蚀速率 时，若该部位的密实性与构件的平均渗透性能、混凝土强度有明 显差异，在评定中为便于应用，用混凝土强度反映混凝土的渗透 性能。由于混凝土渗透性变异远大于混凝土强度的变异，对碳化 深度特别大的部位，混凝土强度已不能正确反映该部位的渗透 性，此时宜以等效抗压强度反映该部位的渗透性。首先可用同类 构件的实测混凝土强度和平均碳化系数，由本标准式（B.0.1） 反算出环境参数项的乘积，再用求得的乘积及该部位的实测碳化 系数由本标准式（B.0.1）反推等效抗压强度。 混凝土保护层厚度对锈蚀速率的影响由编制组及国内科研院 所的数据回归得到。 环境相对湿度对锈蚀速率的影响参考了苏联、日本及我国的 试验或理论分析成果，试验表明，环境相对湿度在45%时，钢 筋仍有可能锈蚀；环境湿度在80%时，钢筋锈蚀速率最大：湿

度大于80%时，由于孔隙水饱和度增大，氧气扩散困难，锈蚀 速率反而下降。因此，对室外环境取钢筋不生锈的临界湿度为 45%；对室内环境，由于湿度变异较小，临界湿度取为50%； 为偏于安全环境湿度大于80%时仍按80%计算。 国外学者通过理论分析和试验研究，分析了环境温度对钢筋 锈蚀速率的影响，两者给出的结果相差不大。鉴于温度和相对湿 度耦合程度不深，本标准在分析国外资料的基础上，给出了温度 对钢筋锈蚀的影响系数。 干湿交替环境为氧和水的渗透提供了有利条件，因而会较恒 湿条件下的锈蚀速率快得多。大气中有微量腐蚀介质时，也会加 快钢筋锈蚀。公式中通过局部环境系数m考虑这些因素的影响， m取值是通过大量工程资料验证确定的 角部钢筋因双向渗透，锈蚀速率加快，钢筋位置系数通过理 论分析和对比试验得到。 C.0.7保护层开裂后钢筋锈蚀机理异常复杂，钢筋锈蚀量预测 模型国内外研究很少，本标准依据工程检测数据给出了保护层开 裂后的钢筋锈蚀速率计算公式。 C.0.8混凝土表面出现可接受最大外观损伤对应的锈胀裂缝宽 度大致为2.0mm～3.0mm。此时，构件角部钢筋相应的锈蚀深 度可根据本标准第A.0.1条分别以裂缝宽度2.5mm、3.0mm代 入求得，对光圆钢筋取2.5mm是因为光圆钢筋锈后粘结性能退 化更快。对非角部配筋的墙板类构件，当前尚缺乏成熟的裂缝宽 度与锈蚀量关系的计算公式，在此近似取为定值。 现行国家标准《工业建筑可靠性鉴定标准》GB50144在分 析和总结大量工程检测资料的基础上，给出了锈蚀构件剩余使用 寿命预测方法，本标准给出的混凝土表面出现可接受最大外观损 伤的时间，与上述规程尽管预测模型不同，但都是以大量工程经 验为背景确定的，因此在多数情况下，本标准按混凝土表面出现 可接受最大外观损伤预测的使用年限与上述规程预测值十分接 近，仅在碳化深度接近钢筋表面或结构使用时间很短时存在较大

误差，此时本标准给出的预测结果更为合理，

C.0.9裂缝宽度由本标准附录A给出的检测时刻的钢筋锈蚀深 度计算得到

GH/T 1322-2021 供销合作行业标准实施效果评估准则附录D氯离子扩散及其引起的钢筋