Dégâts de corrosion et prédiction de la durée de vie de la structure en béton dans l'atelier de cokéfaction de sulfate d'ammonium de l'industrie sidérurgique

Rapports scientifiques volume 13, Numéro d'article : 2826 (2023) Citer cet article

535 accès

Détails des métriques

Les usines sidérurgiques émettent une grande quantité de CO2 et de SO2 dans le processus de production, et les fortes concentrations de gaz acides entraînent de graves dommages par corrosion des structures en béton. Dans cet article, les caractéristiques environnementales et le degré de corrosion du béton dans un atelier de sulfate d'ammonium cokéfiable de 7 ans ont été étudiés, et la prédiction de la durée de neutralisation de la structure en béton a été réalisée. En outre, les produits de corrosion ont été analysés par un test de simulation de neutralisation du béton. La température et l'humidité relative moyennes dans l'atelier étaient de 34,7 °C et 43,4 %, et elles étaient respectivement 1,40 fois plus élevée et 1,70 fois moins élevée que celles de l'environnement atmosphérique général. Les concentrations de CO2 et de SO2 étaient significativement différentes dans les différentes sections de l'atelier, et elles étaient bien plus élevées que celles de l'environnement atmosphérique général. L'apparition de la corrosion et la perte de résistance à la compression du béton étaient plus graves dans les sections à forte concentration de SO2, telles que la section du lit de vulcanisation et la section du réservoir de cristallisation. La profondeur de neutralisation du béton dans la section du bac de cristallisation était la plus importante, avec une valeur moyenne de 19,86 mm. Les produits de corrosion gypse et CaCO3 étaient évidemment visibles dans la couche superficielle du béton, alors que seul CaCO3 pouvait être observé à 5 mm. Le modèle de prédiction de la profondeur de neutralisation du béton a été établi et la durée de vie restante de la neutralisation dans l'entrepôt, la section de synthèse (intérieure), la section de synthèse (extérieure), la section du lit de vulcanisation et la section du réservoir de cristallisation étaient de 69,21 a, 52,01 a, 88,56 a, 29,62 a et 7,84 a, respectivement.

Le CO2 et le SO2 diffusent dans le béton et réagissent avec les produits d'hydratation du ciment. Le CO2 convertit le Ca(OH)2, le silicate de calcium hydraté (C–S–H) et l'aluminate de calcium en CaCO31,2,3,4. Le SO2 réagit avec tous les composés calciques des produits d'hydratation, y compris le CaCO3, et les convertit en composés soufrés5,6,7. La liste des composés soufrés comprend principalement le sulfite de calcium (CaSO3·1/2H2O), les sulfates de calcium (CaSO4, CaSO4·1/2H2O et CaSO4·2H2O) et les sulfoaluminates de calcium (3CaO·Al2O3·CaSO4 12H2O et 3CaO·Al2O3·3CaSO4 ·31–32H2O)7.

La carbonatation et la sulfuration du béton peuvent toutes deux réduire le pH6,7,8,9 de la solution interstitielle, et les sulfoaluminates de calcium ont du mal à exister de manière stable en raison de la diminution du pH10 de la solution interstitielle. Il a été rapporté que la disparition de l'ettringite (3CaO·Al2O3·3CaSO4·31–32H2O) et de l'hydrate de monosulfoaluminate (3CaO·Al2O3·CaSO4·12H2O) à 20 °C était à pH ≤ 10,7 et pH ≤ 11,6, respectivement11. Les plages de pH de l'ettringite pouvant exister de manière stable à 25 °C, 50 °C et 85 °C étaient respectivement de 10,43 à 12,52, de 10,52 à 12,41 et de 10,87 à 12,2512. La décomposition de l'ettringite due à la carbonatation du béton a été rapportée par les auteurs13,14,15, et les produits de réaction étaient du CaCO3, du gypse et du gel d'alumine.

Le pH de la solution interstitielle du béton est généralement compris entre 12,5 et 13,816,17,18, où le mince film protecteur d'oxydes de fer autour des barres d'armature est stable. La diminution du pH de la solution interstitielle due à la carbonatation et à la sulfuration conduit à la déstabilisation du film passif sur la barre d'armature. Une fois que le pH tombe à environ 9, les barres d'armature commencent à se corroder en raison de la dégradation du film passif19. Par conséquent, il est nécessaire de développer des technologies et des stratégies pour la résistance au CO2 et au SO2 du béton. Pour atteindre cet objectif, l'étude expérimentale et l'investigation de terrain sur la neutralisation du béton sous l'action combinée du CO2 et du SO2 doivent être réalisées.

Il existe peu d'études expérimentales sur la neutralisation des bétons sous l'action combinée du CO2 et du SO2, et ils sont exposés à une atmosphère artificielle avec de fortes concentrations de milieux corrosifs20,21. La vitesse de diffusion du CO2 dans le béton était supérieure à celle du SO2 sous l'action combinée du CO2 et du SO2. La raison principale était que la concentration de CO2 était beaucoup plus élevée que celle de SO2 dans l'environnement industriel7,20. Pendant ce temps, le taux de diffusion du CO2 avec la même concentration volumique était plus rapide que celui du SO2. Leah21 a observé le processus de diffusion de gaz dans le béton sous la condition de CO2 et SO2 avec la même concentration volumique. Il a été constaté que le béton se combinait avec le CO2 au stade initial de la réaction et que le produit de carbonatation CaCO3 était généré en continu. Par la suite, le SO2 a converti le CaCO3 en gypse. Par conséquent, le CO2 a d'abord réagi avec les produits d'hydratation, et l'essence de la sulfuration du béton était la réaction entre le SO2 et le produit de carbonatation.

Il existe peu d'investigations de terrain sur la neutralisation du béton sous l'action combinée du CO2 et du SO2. Pavlik7 a évalué la dégradation du béton par les gaz de combustion issus de la combustion du charbon dans une cheminée de centrale électrique. Il a été observé que le béton était divisé en zone désintégrée molle, zone sulfatée, zone carbonatée et zone non neutralisée. Le pH, les produits de corrosion et la microstructure dans différentes zones ont été analysés, respectivement. Ren22 a découvert que le revêtement en béton d'un tuyau de poêle souterrain dans une usine de frittage était partiellement fissuré ou même décollé, et que les barres d'acier étaient sérieusement corrodées.

En conclusion, les résultats de la recherche sur la neutralisation du béton sous l'action combinée du CO2 et du SO2 portent principalement sur le mécanisme de neutralisation, et la détérioration des performances et la prédiction de la durée de vie du béton doivent être réalisées. Les caractéristiques environnementales de l'environnement industriel local doivent être surveillées et la méthode d'essai de simulation de neutralisation du béton doit être proposée en fonction de ces caractéristiques environnementales. De plus, le degré de corrosion, le mécanisme de corrosion et la prédiction de la durée de vie du béton sous l'action du CO2 et du SO2 doivent également être réalisés.

Dans cet article, les caractéristiques environnementales et les dommages causés par la corrosion des structures en béton dans un atelier de sulfate d'ammonium cokéfiable de 7 ans de Wuhan Iron and Steel Corporation (WISCO) ont été étudiés. Les caractéristiques environnementales telles que la température, l'humidité relative, la concentration de CO2 et la concentration de SO2 ont été étudiées. Par ailleurs, l'aspect, la profondeur de neutralisation et la résistance à la compression du béton ont été analysés dans différentes sections de l'atelier. La méthode d'essai de simulation de neutralisation du béton a été proposée en fonction des caractéristiques environnementales, et les produits de corrosion ont été analysés en utilisant la diffraction des rayons X (DRX) et l'analyse thermogravimétrique (TG). Le modèle de prédiction de la profondeur de neutralisation du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium a été établi et la durée de vie de neutralisation restante dans diverses sections a été prédite.

L'industrie sidérurgique émet une grande quantité de CO2 et de SO2 lors du processus de cokéfaction. En prenant l'exemple d'un atelier de sulfate d'ammonium à coke de 7 ans de WISCO, les caractéristiques environnementales et les dommages dus à la corrosion du béton ont été étudiés d'août à octobre 2013. WISCO était situé dans le district de Qingshan, dans la ville de Wuhan. L'atelier de sulfate d'ammonium a été construit en 2006 et le style structurel était une structure à ossature en béton à trois couches.

Le plan de la structure est illustré à la Fig. 1. Comme le montre la figure, la longueur et la largeur de l'atelier étaient respectivement de 39,1 m et 30 m. La disposition du processus de l'atelier était la suivante : les axes A à D du premier étage étaient la section de synthèse du sulfate d'ammonium, et la section de synthèse dans les 7 à 10 axes se trouvait dans un environnement en plein air. Les axes D – G du premier étage étaient l'entrepôt. Le deuxième étage de l'atelier était la section du lit de vulcanisation et le troisième étage était la section du réservoir de cristallisation. Le numéro de série de la colonne en béton est MN-R. M et N sont les numéros d'axes (M = A, B,…, G ; N = 1, 2,…, 10), et R sont les numéros d'étage (R = 1, 2, 3).

Le plan de structure de l'atelier de sulfate d'ammonium.

Le béton était constitué de ciment Portland ordinaire PO 42,5, avec du sable de rivière naturel comme granulat fin et du calcaire broyé comme granulat grossier. L'agent de pompage a été utilisé avec un taux de réduction d'eau de 18 %. La proportion de mélange de béton est indiquée dans le tableau 1. L'épaisseur de la couverture de béton était de 30 mm. La classe de résistance du béton était C30 et la valeur caractéristique de la résistance à la compression du béton était de 30 MPa.

La température et l'humidité relative dans l'atelier de sulfate d'ammonium ont été testées à l'aide d'un enregistreur de température et d'humidité, et les données ont été recueillies toutes les heures. La disposition des points de mesure était basée sur les normes chinoises GB/T 18204.13-200023 et GB/T 18204.14-200024. Il y avait cinq points de mesure dans chaque section, et ils étaient disposés en deux diagonales en forme de fleur de prunier. La hauteur des points de mesure était de 0,8 à 1,6 m du sol et la distance entre les points de mesure et la source de chaleur ou le mur n'était pas inférieure à 0,5 m. Les valeurs moyennes de tous les points de mesure étaient respectivement la température moyenne et l'humidité relative moyenne dans l'atelier de sulfate d'ammonium.

Les concentrations de CO2 et de SO2 dans diverses sections de l'atelier de sulfate d'ammonium ont été surveillées à l'aide d'un détecteur de dioxyde de carbone portable et d'un détecteur de dioxyde de soufre portable, respectivement. La disposition des points de mesure était la même que pour la surveillance de la température et de l'humidité relative, et les valeurs moyennes de tous les points de mesure dans les différentes sections étaient respectivement la concentration moyenne de CO2 et la concentration moyenne de SO2.

La méthode d'essai de profondeur de neutralisation du béton a été adoptée selon la norme chinoise JCJ/T 23-201125. Des colonnes en béton ont été sélectionnées au hasard pour tester la profondeur de neutralisation, et chaque colonne avait 3 à 7 zones de test. Faites un trou d'un diamètre de 15 mm dans chaque zone de test et la profondeur du trou doit être supérieure à sa profondeur de neutralisation. La profondeur de neutralisation a été mesurée avec une solution d'alcool de phénolphtaléine à 1 % (la solution d'alcool contient 20 % d'eau distillée). Utilisez un profondimètre de carbonatation pour la mesure. Chaque trou a été mesuré trois fois et la moyenne de trois mesures a été considérée comme la profondeur de neutralisation de la zone d'essai. La moyenne de toutes les zones d'essai pour chaque colonne était la profondeur de neutralisation de la colonne de béton.

La résistance à la compression du béton a été testée par la méthode de rebond selon JCJ/T 23-201125. La sélection de la colonne en béton était la même que celle de la colonne pour tester la profondeur de neutralisation. Dix zones de test ont été sélectionnées pour chaque colonne, et elles ont été disposées sur deux surfaces mesurables symétriques de la colonne. Les points de mesure dans chaque zone de test n'étaient pas inférieurs à 16. Les points de mesure doivent être uniformément répartis et la distance entre deux points de mesure adjacents ne doit pas être inférieure à 20 mm. La distance entre les points de mesure et les barres d'acier exposées ou les parties encastrées n'était pas inférieure à 30 mm. Les points de mesure ne doivent pas apparaître sur les pierres et les pores, et chaque point de mesure n'a rebondi qu'une seule fois. En ignorant trois valeurs maximales et trois valeurs minimales, la valeur moyenne des points de mesure restants était la valeur moyenne de rebond de la zone de test. La valeur de rebond moyenne de dix zones d'essai était la résistance de la colonne de béton. La valeur équivalente de la résistance à la compression du béton a été convertie en fonction de la valeur de rebond de la résistance à la compression et de la profondeur de neutralisation.

Afin d'analyser le mécanisme de corrosion du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium, les produits de corrosion du béton sous l'action combinée du CO2 et du SO2 ont été étudiés par un test de simulation de neutralisation du béton. Les matières premières et la proportion de mélange de béton dans l'essai de simulation étaient les mêmes que celles de l'atelier de sulfate d'ammonium. La méthode d'essai de simulation de neutralisation du béton a été proposée selon la méthode d'essai de carbonatation du béton dans la norme chinoise GB/T 50082-200926.

Les paramètres environnementaux du test de simulation ont été définis en fonction de l'environnement réel de l'atelier de sulfate d'ammonium. Les réglages de la température et de l'humidité relative dans le test de simulation étaient les mêmes que la température et l'humidité relative réelles dans l'atelier. Par conséquent, la température et l'humidité relative dans le test de simulation étaient de 35 °C et 45 %, respectivement. La concentration de CO2 dans le test de simulation était de 20 % selon GB/T 50082-200926. La concentration de CO2 était 649 fois plus élevée que celle de SO2 dans l'atelier de sulfate d'ammonium. Par conséquent, la concentration de SO2 dans le test de simulation était de 0,03 %. Selon la méthode d'essai de carbonatation du béton dans GB/T 50082-200926, 4 jours d'essai de simulation équivalent à 7 ans d'environnement réel. Par conséquent, la période de test était de 4 jours.

La procédure de test comprenait les étapes suivantes :

Les spécimens de cube ont été séchés à 60 ° C pendant 48 h avant le test.

Chaque éprouvette a été recouverte (sauf ses deux faces opposées) de résine époxy afin d'assurer que la diffusion du CO2 et du SO2 dans le béton soit unidimensionnelle.

Les spécimens ont été placés dans la chambre d'essai de carbonatation du béton et la distance entre les spécimens adjacents était d'au moins 50 mm.

Les paramètres environnementaux dans la chambre d'essai de carbonatation du béton ont été définis comme suit : température = 35 °C, humidité relative = 45 % et concentration en CO2 = 20 %.

Les échantillons ont été prélevés après 4 jours.

Les éprouvettes carbonatées ont été placées dans la chambre d'essai de sulfuration du béton.

Les paramètres environnementaux dans la chambre d'essai de sulfuration du béton ont été définis comme suit : température = 35 °C, humidité relative = 45 % et concentration de SO2 = 0,03 %.

La période d'essai du test de sulfuration était de 4 jours.

Le pulvérisateur a été utilisé pour extraire la poudre de béton. L'échantillon a été réduit en poudre en différentes couches (1 mm/couche). La poudre a été passée à travers un tamis de 0,16 mm. La poudre a été séchée à 50 °C pendant 24 h avant le test. La poudre préparée a été utilisée dans le test XRD et TG. L'analyse XRD a été utilisée pour examiner la composition de la phase du béton. La diffraction utilisait une source Cu-Ka, et l'angle de diffraction était de 5° à 45° à un pas de 0,02°.

La méthode TG a été utilisée pour mesurer la composition du béton. Le test a été réalisé dans une plage de température de 30 à 900 °C et la vitesse de chauffage était de 10 °C/min. L'atmosphère expérimentale était de l'azote.

Les températures dans l'atelier de sulfate d'ammonium et l'environnement atmosphérique général sont illustrés à la Fig. 2. Comme le montre la figure, les températures dans l'atelier en août, septembre et octobre étaient de 38,5 ° C, 34,2 ° C et 31,4 ° C, respectivement. Au cours de la même période, les températures atmosphériques à Wuhan étaient respectivement de 31,1 °C, 23,8 °C et 19,4 °C. La température dans l'atelier augmente avec l'augmentation de celle du milieu atmosphérique général. La température moyenne dans l'atelier était de 34,7 °C, et elle était 1,40 fois supérieure à celle de l'environnement atmosphérique général.

Températures dans l'atelier de sulfate d'ammonium et environnement atmosphérique général.

L'humidité relative dans l'atelier de sulfate d'ammonium et l'environnement atmosphérique général sont illustrés à la Fig. 3. Comme le montre la figure, l'humidité relative dans l'atelier en août, septembre et octobre était de 44,7 %, 44,2 % et 41,3 %, respectivement. Au cours de la même période, l'humidité relative de l'environnement atmosphérique général à Wuhan était de 74 %, 75 % et 72 %, respectivement. L'humidité relative dans l'atelier et l'environnement atmosphérique général ont à peine changé. L'humidité relative moyenne dans l'atelier était de 43,4 % et l'humidité relative de l'environnement atmosphérique général était 1,70 fois supérieure à celle de l'atelier.

Humidité relative dans l'atelier de sulfate d'ammonium et environnement atmosphérique général.

Les concentrations de CO2 dans l'atelier de sulfate d'ammonium sont présentées à la Fig. 4. Comme le montre la figure, la concentration moyenne de CO2 dans l'atelier était de 986,2 mg/m3. En outre, les concentrations de CO2 dans les différentes sections étaient significativement différentes, et les concentrations de CO2 dans l'entrepôt, la section de synthèse (intérieure), la section de synthèse (extérieure), la section du lit de vulcanisation et la section du réservoir de cristallisation étaient de 927 mg/m3, 886 mg/m3 , 805 mg/m3, 1207 mg/m3 et 1106 mg/m3, respectivement. Selon les informations pertinentes du Bureau de la protection de l'environnement de Wuhan (WHEPB), la concentration moyenne de CO2 de l'environnement atmosphérique dans le district de Qingshan était de 740,5 mg/m3. Par conséquent, la concentration de CO2 dans l'atelier de sulfate d'ammonium était plus élevée et la valeur maximale était 1,49 fois supérieure à celle de l'environnement atmosphérique général.

Concentration de CO2 dans l'atelier de sulfate d'ammonium.

Les concentrations de SO2 dans l'atelier de sulfate d'ammonium sont présentées à la Fig. 5. Comme le montre la figure, la concentration moyenne de SO2 dans l'atelier était de 2,11 mg/m3. Il y avait des différences significatives dans les concentrations de SO2 dans diverses sections, et les concentrations de SO2 dans l'entrepôt, la section de synthèse (intérieure), la section de synthèse (extérieure), la section du lit de vulcanisation et la section du réservoir de cristallisation étaient de 1,29 mg/m3, 1,64 mg/m3, 1,03 mg/m3, 2,30 mg/m3 et 4,29 mg/m3, respectivement. Selon les informations pertinentes du WHEPB, la concentration moyenne de SO2 dans l'environnement atmosphérique du district de Qingshan était de 0,056 mg/m3. Par conséquent, la concentration de SO2 dans l'atelier de sulfate d'ammonium était plus élevée et la valeur maximale était 76,6 fois supérieure à celle de l'environnement atmosphérique général. De plus, la concentration de SO2 était bien inférieure à la concentration de CO2 dans l'atelier de sulfate d'ammonium.

Concentration de SO2 dans l'atelier de sulfate d'ammonium.

L'apparence du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium est illustrée à la Fig. 6. Comme le montre la figure, il n'y a eu que quelques dommages sur la surface du béton causés par une collision mécanique dans l'entrepôt (Fig. 6a). Il y avait une expansion, un écaillage et une pulvérisation évidents à la surface de la colonne de béton dans la section de synthèse (extérieure) et une grande quantité de cristaux blancs ont été précipités (Fig. 6b). Le béton de la corniche de la plate-forme dans la section du lit de vulcanisation était complètement corrodé et décollé, et les barres d'acier étaient exposées et partiellement rouillées (Fig. 6c). Bien que le sol de la section du bac de cristallisation ait été enduit, le revêtement a été partiellement endommagé et le béton endommagé a été fortement corrodé (Fig. 6d).

Apparition de la structure en béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium. (a) La colonne dans l'entrepôt ; (b) la colonne de la section de synthèse (extérieure); (c) la corniche de plate-forme dans la section du lit de vulcanisation ; d) le plancher de la section du bac de cristallisation.

Le CO2 a réagi avec les produits d'hydratation du béton pour former du CaCO3, ce qui a rendu la structure des pores plus dense que celle du béton non carbonaté. Par conséquent, la carbonatation ne pouvait pas modifier l'apparence du béton. Cependant, le SO2 a converti le CaCO3 en gypse, ce qui a rapidement augmenté le volume en phase solide du béton. Une grande quantité de gypse produisait une contrainte interne excessive dans le béton, entraînant une dilatation et une fissuration à la surface du béton6. Par conséquent, le degré de changement d'apparence du béton augmentait à mesure que la concentration de SO2 augmentait.

La concentration de SO2 dans la section de synthèse extérieure n'était pas élevée, mais l'environnement extérieur était affecté par l'eau de pluie. L'eau a joué un rôle clé dans la réaction de corrosion. L'eau a fourni un milieu pour le transport des ions, et c'était une condition nécessaire pour la réaction entre le SO2 et le CaCO3. De plus, les produits de réaction des sulfates de calcium étaient les substances contenant de l'eau cristalline. Les sulfates de calcium contenant plus d'eau cristalline ont augmenté le volume de phase solide du béton, et le béton était plus susceptible de se fissurer. Des recherches pertinentes ont montré que le SO2 pouvait causer de graves dommages par corrosion au béton lorsqu'il y avait de l'eau liquide à la surface du béton21. Par conséquent, le changement d'apparence dans la section de synthèse extérieure était relativement important.

La profondeur de neutralisation du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium est répertoriée dans le tableau 2, et l'histogramme de distribution de fréquence de la profondeur de neutralisation du béton est illustré à la Fig. 7. Comme indiqué dans le tableau et la figure, la moyenne, l'écart type et le coefficient de variation de profondeur de neutralisation du béton dans l'atelier étaient respectivement de 11,17 mm, 5,23 mm et 0,47. La figure 7 a montré que la valeur p était de 0, 09 à un niveau significatif α = 0, 05 en utilisant Shapiro – Wilk. Par conséquent, la profondeur de neutralisation du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium a suivi la distribution normale.

Histogramme de distribution de fréquence de la profondeur de neutralisation du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium.

Les histogrammes de distribution de fréquence de la profondeur de neutralisation du béton dans différentes sections de l'atelier sont illustrés à la Fig. 8. Comme indiqué dans le Tableau 2 et la Fig. 8, les profondeurs de neutralisation du béton dans l'entrepôt, section de synthèse (intérieur), section de synthèse (extérieur ), la section du lit de vulcanisation et la section du réservoir de cristallisation étaient significativement différentes, et les valeurs moyennes étaient de 9,33 mm, 9,76 mm, 8,67 mm, 12,68 mm et 19,86 mm, respectivement. En effet, la profondeur de neutralisation était liée aux concentrations de gaz acides. Les concentrations de CO2 dans la section du lit de vulcanisation et la section du réservoir de cristallisation étaient relativement élevées, et les profondeurs de neutralisation étaient plus grandes que celles de l'entrepôt et de la section de synthèse. De plus, la concentration de SO2 dans la section du bac de cristallisation était plus élevée que celle dans la section du lit de vulcanisation, et les dommages au béton étaient plus graves. Le CO2 s'est diffusé des micro-fissures dans le béton et le taux de neutralisation a augmenté. Par conséquent, la profondeur de neutralisation du béton dans la section du réservoir de cristallisation était 1,57 fois supérieure à celle de la section du lit de vulcanisation.

Histogrammes de distribution de fréquence de la profondeur de neutralisation du béton dans différentes sections de l'atelier de sulfate d'ammonium. (un entrepôt; (b) section de synthèse (intérieure); (c) section de synthèse (en plein air); (d) section de lit de vulcanisation ; (e) section cuve de cristallisation.

Comme le montre la Fig. 8, les valeurs p dans l'entrepôt, la section de synthèse (intérieure), la section de synthèse (extérieure), la section du lit de vulcanisation et la section du réservoir de cristallisation étaient de 0,93, 0,52, 0,94, 0,82 et 0,79 à un niveau significatif α = 0,05 en utilisant Shapiro–Wilk. Par conséquent, la profondeur de neutralisation du béton dans diverses sections a suivi la distribution normale.

La résistance à la compression du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium est indiquée dans le tableau 3, et l'histogramme de distribution de fréquence de la résistance à la compression du béton est illustré à la figure 9. Comme indiqué dans le tableau et la figure, la moyenne et l'écart type de la résistance à la compression étaient de 24,30. MPa et 3,74 MPa, respectivement, et le coefficient de variation était de 0,15. La figure 9 a montré que la valeur p était de 0, 32 à un niveau significatif α = 0, 05 en utilisant Shapiro – Wilk. Par conséquent, la résistance à la compression du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium a suivi la distribution normale.

Histogramme de distribution de fréquence de la résistance à la compression du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium.

Comme le montre le tableau 3, la résistance à la compression du béton dans diverses sections de l'atelier a diminué. Des études pertinentes ont montré que la carbonatation du béton augmentait la résistance à la compression27,28, tandis que la sulfuration du béton diminuait la résistance29. Par conséquent, la résistance à la compression du béton dans la section du réservoir de cristallisation et la section du lit de vulcanisation était faible en raison de la forte concentration de SO2. Bien que la concentration en SO2 dans la section de synthèse (extérieure) ait été la plus faible, la résistance a fortement chuté en raison de l'influence de l'eau de pluie, avec une valeur moyenne de 23,60 MPa.

Les modèles XRD du béton avec différentes profondeurs sont illustrés à la Fig. 10. Comme le montre la figure, les phases cristallines étaient le gypse (CaSO4·2H2O), la calcite (CaCO3), la portlandite (Ca(OH)2) et le quartz (SiO2) . Parmi eux, Ca(OH)2 était le produit d'hydratation, et le gypse et CaCO3 étaient les produits de corrosion du béton sous l'action du CO2 et du SO2. Les pics de diffraction du gypse et du CaCO3 étaient évidemment visibles dans la couche superficielle du béton, tandis que le pic de diffraction du Ca(OH)2 n'était pas évident. Le pic de diffraction du gypse n'a pu être observé à la profondeur de 5 mm, et le pic de Ca(OH)2 est apparu.

Modèles DRX du béton sous l'action du CO2 et du SO2. Q Quartz (SiO2), G Gypse (CaSO4 2H2O), C Calcite (CaCO3), H Portlandite (Ca(OH)2).

La concentration de CO2 dans l'atelier était bien supérieure à celle du SO2, et par conséquent, la vitesse de diffusion du CO2 dans le béton était plus rapide que celle du SO2. Le CO2 a réagi avec le produit d'hydratation Ca(OH)2 pour former CaCO3, et le SO2 a réagi avec le produit de carbonatation CaCO3 pour former du gypse. Seul le CO2 pouvait diffuser jusqu'à une profondeur de 5 mm à partir de la surface du béton, donc du CaCO3 a été observé dans le béton intérieur. Les concentrations de CO2 et de SO2 dans la couche de surface étaient plus élevées que celles du béton intérieur, de sorte que Ca(OH)2 ne pouvait pas exister dans la couche de surface.

Il est peut-être bien connu que le gypse a réagi avec la phase aluminate pour former de l'ettringite dans le béton sous l'attaque des sulfates30,31,32, tandis que l'ettringite n'a pas pu être observée dans le béton sous l'action du CO2 et du SO2. En effet, le CO2 et le SO2 ont été dissous dans la solution interstitielle et ionisés en H+, qui a réagi avec les produits d'hydratation alcalins. En raison de la diminution du pH de la solution interstitielle, l'ettringite n'a pas pu exister de manière stable et s'est décomposée en gypse et en un gel contenant de l'aluminium6,30. Par conséquent, le produit sulfaté du béton n'était que du gypse.

Les résultats de l'analyse TG du béton à différentes profondeurs sont présentés à la Fig. 11. Trois principaux pics endothermiques étaient apparents dans les courbes TG et DTG, et ils correspondaient respectivement au gypse, Ca(OH)2 et CaCO3. Parmi eux, le CaCO3 et le gypse étaient les produits de corrosion du béton sous l'action du CO2 et du SO2. La hauteur du pic endothermique de CaCO3 dans la couche superficielle du béton était supérieure à celle à la profondeur de 5 mm. Cela pourrait être dû à la concentration maximale de CO2 dans la couche de surface du béton. Par conséquent, bien qu'une partie du CaCO3 dans la couche de surface du béton ait réagi avec le SO2 pour former du gypse, la teneur en CaCO3 était toujours supérieure à celle à 5 mm.

Courbes d'analyse thermique du béton sous l'action du CO2 et du SO2.

Un grand nombre de chercheurs ont vérifié que la profondeur de carbonatation du béton est proportionnelle à la racine carrée du temps d'exposition1,33,34,35,36. La profondeur de carbonatation du béton est affectée par la température, l'humidité relative, la concentration de CO2 et la résistance à la compression du béton dans cette expérience. Selon la littérature36, la profondeur de carbonatation du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium peut être exprimée comme suit :

où XC est la profondeur de carbonatation du béton, mm ; kmc est le paramètre du mode de calcul, kmc = 0,996 ; ke, kCO2 et kf sont les coefficients d'influence de la carbonatation de la température et de l'humidité, la concentration en CO2 et la résistance à la compression, respectivement ; t est le temps d'exposition à la carbonatation, d.

Les coefficients d'influence de la carbonatation de la température et de l'humidité, la concentration de CO2 et la résistance à la compression peuvent être calculés dans les équations. (2)–(4), respectivement36.

où T est la température, °C ; RH est l'humidité relative, % ; CC est la concentration de CO2, % ; et fcuk est la résistance à la compression du béton, MPa.

Substitution d'éqs. (2)–(4) dans l'équation. (1), la profondeur de carbonatation du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium est donnée dans l'Eq. (5).

En remplaçant la température, l'humidité relative, la concentration de CO2, la résistance à la compression du béton et le temps d'exposition dans l'équation. (5), la profondeur de carbonatation du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium est calculée.

La concentration de SO2 dans l'atelier de sulfate d'ammonium est bien inférieure à celle du CO2. Cependant, le taux de neutralisation du béton est accéléré en raison de l'expansion et de la fissuration du béton sous l'attaque du SO2. Par conséquent, la profondeur de neutralisation du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium peut être exprimée comme suit :

où X est la profondeur de neutralisation du béton, mm ; KS est le coefficient d'influence de la neutralisation du SO2 ; CS est la concentration de SO2, %.

En remplaçant les profondeurs de carbonatation, les profondeurs de neutralisation et la concentration de SO2 dans l'Eq. (6), KS est calculé et l'histogramme de distribution de fréquence de KS est illustré à la Fig. 12. La figure montre que la moyenne, l'écart type et le coefficient de variation de KS étaient de 4,10, 1,31 et 0,32, respectivement. En utilisant la méthode Shapiro-Wilk, la valeur p de KS était de 0,65 à un niveau significatif α = 0,05. Par conséquent, KS dans l'atelier de sulfate d'ammonium a suivi la distribution normale.

Histogramme de distribution de fréquence de Ks.

En conclusion, la profondeur de neutralisation du béton dans l'atelier sulfate d'ammonium s'exprime par :

L'alcalinité élevée à l'intérieur du béton forme un film de passivation pour la barre d'armature afin de la protéger de la corrosion. Le CO2 et le SO2 se dissolvent dans la solution interstitielle et s'ionisent en H+, qui réagit avec l'OH- ionisé à partir de Ca(OH)2, et la réaction de neutralisation se produit dans le béton. Une fois que la couverture en béton est complètement neutralisée, le film de passivation des barres d'armature est détruit et, par conséquent, les barres d'armature commencent à se corroder. La fin de la durée de vie de neutralisation du béton est le moment initial de la corrosion des barres d'acier. Par conséquent, la fonction d'état limite de la durée de vie de neutralisation du béton est indiquée dans l'équation. (8).

où, c est l'épaisseur de l'enrobage en béton, mm ; x0 est le reste de neutralisation, mm ; X(t) est la profondeur de neutralisation du béton, mm ; et t est le temps d'exposition, a.

Selon la littérature36, le reste de neutralisation du béton est montré dans l'Eq. (9).

Les restes de neutralisation du béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium sont calculés et l'histogramme de distribution de fréquence de x0 est illustré à la Fig. 13. La figure montre que la moyenne, l'écart type et le coefficient de variation de x0 étaient de 1,35 mm, 0,23 mm et 0,17 , respectivement. En utilisant la méthode Shapiro-Wilk, la valeur p de x0 était de 0,54 à un niveau significatif α = 0,05. Par conséquent, la neutralisation des restes de béton dans l'atelier de sulfate d'ammonium a suivi la distribution normale.

Histogramme de distribution de fréquence de x0.

En substituant les résultats de calcul des équations. (7) et (9) dans l'équation. (8), la durée de vie de la neutralisation du béton dans l'entrepôt, la section de synthèse (intérieure), la section de synthèse (extérieure), la section du lit de vulcanisation et la section du réservoir de cristallisation de l'atelier de sulfate d'ammonium étaient de 76,21 a, 59,01 a, 95,56 a, 36,62 a , et 14,84 a, respectivement. Par conséquent, la durée de vie de neutralisation restante dans l'entrepôt, la section de synthèse (intérieure), la section de synthèse (extérieure), la section lit de vulcanisation et la section réservoir de cristallisation étaient respectivement de 69,21 a, 52,01 a, 88,56 a, 29,62 a et 7,84 a.

Dans cette étude, les caractéristiques environnementales et le degré de corrosion du béton dans un atelier de sulfate d'ammonium cokéfiable de 7 ans ont été analysés, et la prédiction de la durée de neutralisation de la structure en béton a été réalisée. Par ailleurs, les produits de corrosion du béton sous l'action du CO2 et du SO2 ont été étudiés. Les principales conclusions sont les suivantes:

La température dans l'atelier augmente avec l'augmentation de celle du milieu atmosphérique général. La température moyenne dans l'atelier était de 34,7 °C, et elle était 1,40 fois supérieure à celle de l'environnement atmosphérique général. L'humidité relative dans l'atelier et l'environnement atmosphérique général ont à peine changé. L'humidité relative moyenne dans l'atelier était de 43,4 % et l'humidité relative de l'environnement atmosphérique général était 1,70 fois supérieure à celle de l'atelier.

La concentration moyenne de CO2 et la concentration de SO2 dans l'atelier étaient de 986,2 mg/m3 et 2,11 mg/m3, et elles étaient respectivement 1,31 fois et 37,68 fois supérieures à celles de l'environnement atmosphérique général. De plus, les concentrations de CO2 et de SO2 dans les différentes sections de l'atelier étaient significativement différentes.

L'apparence du béton dans les différentes sections de l'atelier était sensiblement différente. Il n'y a eu que quelques dommages sur la surface en béton causés par une collision mécanique dans l'entrepôt, et une grande quantité de cristaux blancs ont été précipités sur la surface en béton dans la section de synthèse (extérieure). Le béton de la corniche de la plate-forme était complètement corrodé et décollé dans la section du lit de vulcanisation. Le revêtement du plancher de la section du bac de cristallisation est partiellement endommagé et la partie endommagée est fortement corrodée.

La profondeur de neutralisation du béton dans les différentes sections de l'atelier était significativement différente et suivait la distribution normale. La profondeur de neutralisation du béton augmentait avec l'augmentation des concentrations de CO2 et de SO2, et la profondeur de neutralisation dans la section du bac de cristallisation était la plus grande, avec une valeur moyenne de 19,86 mm.

La résistance à la compression du béton dans diverses sections de l'atelier a diminué. La résistance à la compression du béton dans la section du réservoir de cristallisation et la section du lit de vulcanisation était faible en raison de la forte concentration de SO2. La force a fortement chuté dans la section de synthèse (extérieure) en raison de l'influence de l'eau de pluie.

Le gypse et le CaCO3 sont les produits de corrosion du béton sous l'action du CO2 et du SO2. Le gypse et le CaCO3 étaient évidemment visibles dans la couche superficielle du béton, alors que seul le CaCO3 pouvait être observé à la profondeur de 5 mm. La teneur en CaCO3 dans la couche superficielle du béton était supérieure à celle à la profondeur de 5 mm.

Le modèle de prédiction de la profondeur de neutralisation du béton a été établi et la durée de vie de neutralisation restante du béton dans l'entrepôt, la section de synthèse (intérieure), la section de synthèse (extérieure), la section du lit de vulcanisation et la section du réservoir de cristallisation étaient de 69,21 a, 52,01 a , 88,56 a, 29,62 a et 7,84 a, respectivement.

Les ensembles de données utilisés et analysés au cours de l'étude actuelle sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

Papadakis, VG, Vayenas, CG & Fardis, MNA Problème de réaction de l'approche d'ingénierie à la carbonatation du béton. ACIhE J. 35(10), 1639–1650 (1989).

CAS Google Scholar

Papadakis, VG, Vayenas, CG & Fardis, MN Recherche expérimentale et modélisation mathématique du problème de carbonatation du béton. Chim. Ing. Sci. 46(5/6), 1333–1338 (1991).

Article CAS Google Scholar

Ishida, T. & Li, CH Modélisation de la carbonatation basée sur la physique thermo-hygro avec un fort couplage du transport de masse et de l'équilibre dans la structure microporeuse du béton. J. Adv. concr. Technol. 2(6), 303–316 (2008).

Article Google Scholar

Gunasekara, C. et al. Développement de la microstructure et de la résistance du béton de cendres volantes à haut volume de mélange quaternaire. J. Mater. Sci. 55, 6441–6456 (2020).

Article ADS CAS Google Scholar

Mainier, FB, Almeida, PCF, Nani, B., Fernandes, LH & Reis, MF Corrosion causée par le dioxyde de soufre dans le béton armé. Ouvrez J. Civ. Ing. 05(04), 379–389 (2015).

Article CAS Google Scholar

Niu, D. et al. Etude sur le mécanisme de sulfuration du béton : Microstructure et analyse du produit. Matériel 13(15), 3368 (2020).

Annonces Google Scholar

Pavlik, V., Bajza, A., Rousekova, I., Uncik, S. & Dubik, M. Dégradation du béton par les gaz de combustion de la combustion du charbon. Cem. concr. Rés. 7(37), 1085–1095 (2007).

Article Google Scholar

Liu, X., Niu, D., Li, X., Lv, Y. & Fu, Q. pH de la solution poreuse pour l'initiation de la corrosion des barres d'armature noyées dans le béton sous une réaction de carbonatation naturelle à long terme. Appl. Sci. 8, 128 (2018).

Article Google Scholar

McPolin, DO, Basheer, PAM & Long, AE Carbonatation et pH dans les mortiers fabriqués avec des matériaux cimentaires supplémentaires. J. Mater. Civ. Ing. 21, 217-225 (2009).

Article CAS Google Scholar

Shi, C. & Stegemann, JA Résistance à la corrosion acide de différents matériaux de cimentation. Cem. concr. Rés. 30, 803–808 (2000).

Article CAS Google Scholar

Gabrisovd, A., Havlica, J. & Sahu, S. Stabilité des hydrates de sulfoaluminate de calcium dans des solutions aqueuses avec différentes valeurs de pH. Cem. concr. Rés. 21, 1023-1027 (1991).

Article Google Scholar

Damidot, D. & Glasser, FP Etude thermodynamique du système CaO·Al2O3·CaSO4·H2O à 50 °C et 85 °C. Cem. concr. Rés. 22, 1179-1191 (1992).

Article CAS Google Scholar

Grounds, T., Midgley, HG & Novell, DV Carbonation de l'ettringite par le dioxyde de carbone atmosphérique. Thermochim. Acta 135, 347–352 (1988).

Article CAS Google Scholar

Nishikawa, T., Suzuki, K. & Ito, S. Décomposition de l'ettringite synthétisée par carbonatation. Cem. concr. Rés. 22(1), 6–14 (1992).

Article CAS Google Scholar

Chen, XT, Zou, RZ & Chen, XR Etude cinétique de la réaction de carbonatation de l'ettringite. Cem. concr. Rés. 24(7), 1383–1389 (1994).

Article CAS Google Scholar

Poupard, O., L'Hostis, V., Catinaud, S. & Petre-Lazar, I. Diagnostic de l'endommagement par corrosion d'une poutre en béton armé après 40 ans d'exposition naturelle en milieu marin. Cem. concr. Rés. 36, 504-520 (2006).

Article CAS Google Scholar

Behnood, A., Tittelboom, KV & Belie, ND Méthodes de mesure du pH dans le béton : Une revue. Constr. Construire. Mater. 105, 176-188 (2016).

Article CAS Google Scholar

Plusquellec, G. et al. Détermination du pH et de la teneur en métal alcalin libre dans la solution interstitielle du béton : Bilan et comparaison expérimentale. Cem. concr. Rés. 96, 13-26 (2017).

Article CAS Google Scholar

Neves, R., Branco, F. & de Brito, J. Évaluation sur le terrain de la relation entre la résistance à la carbonatation naturelle et accélérée du béton. Cem. concr. Compos. 41, 9-15 (2013).

Article CAS Google Scholar

Scholl, E. & Knofel, D. Sur l'effet du SO2 et du CO2 sur la pâte de ciment. Cem. concr. Rés. 21(1), 127–136 (1991).

Article CAS Google Scholar

Alekseyev, CH Corrosion et protection des barres d'acier dans la structure en béton armé (China Building Industry Press, 1983).

Google Scholar

Ren, HC La corrosion endommage et renforce le remoulage du tuyau de poêle souterrain. Ind. Constr. 3, 9-11 (1994).

Google Scholar

GB/T 18204.13-2000. Méthodes de détermination de la température de l'air dans les lieux publics (2000).

GB/T 18204.14-2000. Méthodes de détermination de l'humidité de l'air dans les lieux publics (2000).

JJC/T 23-2011. Spécification technique pour l'inspection de la résistance à la compression du béton par la méthode de rebond (2011).

GB/T 50082-2009. Norme pour la méthode d'essai de performance à long terme et de durabilité du béton ordinaire (2009).

Li, Y., Wang, RJ & Zhao, Y. Effet de la détérioration couplée par le cycle gel-dégel et la carbonatation sur le béton produit avec des granulats de béton recyclé grossiers. J. Céram. Soc. Jpn. 125(1), 36–45 (2017).

Article CAS Google Scholar

Rostami, V., Shao, Y. & Boyd, AJ Durcissement par carbonatation versus durcissement à la vapeur pour la production de béton préfabriqué. J. Mater. Civ. Ing. 24(9), 1221-1229 (2012).

Article CAS Google Scholar

Niu, JG, Wu, B., Zhu, C. & Yang, PF Règles de corrosion pour le béton ordinaire exposé à des environnements contenant du dioxyde de soufre. Toxicol. Environ. Chim. 97(3–4), 367–378 (2015).

Article CAS Google Scholar

Lv, Y., Niu, D. & Liu, X. Un modèle théorique de la profondeur de sulfuration du béton basé sur la réaction du SO2 et le bilan massique. J. Mater. Rés. Technol. 21, 2038-2052 (2022).

Article CAS Google Scholar

Wang, J., Niu, D. & Song, Z. Épaisseur de la couche endommagée et mécanisme de formation du béton projeté avec et sans fibre d'acier sous corrosion sulfatée des cycles sec-humide par la méthode d'essai du plan par ultrasons. Constr. Construire. Mater. 123, 346–356 (2016).

Article CAS Google Scholar

Fu, Q. et al. Modèle de résistance à l'attaque des sulfates et de chimio-endommagement-transport des ions sulfates pour le béton de revêtement de tunnel sous l'action du chargement et de l'écoulement des eaux souterraines. Maintien ACS. Chim. Ing. 9, 14307–14326 (2021).

Article CAS Google Scholar

Khunthongkeaw, J., Tangtermsirikul, S. & Leelawat, T. Une étude sur la prédiction de la profondeur de carbonatation pour le béton de cendres volantes. Constr. Construire. Mater. 20, 744–753 (2006).

Article Google Scholar

Thiery, M., Villain, G., Dangla, P. & Platret, G. Etude de la forme du front de carbonatation sur les matériaux cimentaires : effets de la cinétique chimique. Cem. concr. Rés. 37, 1047-1058 (2007).

Article CAS Google Scholar

Jiang, C., Huang, Q., Gu, X. & Zhang, W. Enquête expérimentale sur la carbonatation dans le béton endommagé par la fatigue. Cem. concr. Rés. 99, 38–52 (2017).

Article CAS Google Scholar

Niu, D. Durabilité et prévision de la durée de vie de la structure en béton armé (Science Press, 2003).

Google Scholar

Télécharger les références

Cette recherche a été soutenue financièrement par la National Natural Science Foundation of China (Grant No. 52078413), le Program for Innovative Research Team in University of Ministry of Education of China (Grant No. IRT17R84), la National Natural Science Foundation of China (Grant n° 52178163), le projet clé du programme de recherche scientifique du département provincial de l'éducation du Shaanxi (subvention n° 20JY037).

École de génie civil, Université d'architecture et de technologie de Xi'an, Xi'an, Chine

Yao Lv, Ditao Niu, Xiguang Liu et Yue-chen Li

State Key Laboratory of Green Building in Western China, Université d'architecture et de technologie de Xi'an, Xi'an, Chine

Ditao Niu et Xiguang Liu

École de génie civil et d'architecture, Université de Jinan, Jinan, Chine

Mingqiang Lin

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

DN, XL et YL ont conçu l'étude ; ML et YCL ont exploité l'expérience ; YL a écrit le manuscrit. Tous les auteurs ont examiné le manuscrit.

Correspondance à Yao Lv ou Ditao Niu.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

Springer Nature reste neutre en ce qui concerne les revendications juridictionnelles dans les cartes publiées et les affiliations institutionnelles.

Libre accès Cet article est sous licence Creative Commons Attribution 4.0 International, qui permet l'utilisation, le partage, l'adaptation, la distribution et la reproduction sur n'importe quel support ou format, à condition que vous accordiez le crédit approprié à l'auteur ou aux auteurs originaux et à la source, fournir un lien vers la licence Creative Commons et indiquer si des modifications ont été apportées. Les images ou tout autre matériel de tiers dans cet article sont inclus dans la licence Creative Commons de l'article, sauf indication contraire dans une ligne de crédit au matériel. Si le matériel n'est pas inclus dans la licence Creative Commons de l'article et que votre utilisation prévue n'est pas autorisée par la réglementation légale ou dépasse l'utilisation autorisée, vous devrez obtenir l'autorisation directement du détenteur des droits d'auteur. Pour voir une copie de cette licence, visitez http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Réimpressions et autorisations

Lv, Y., Niu, D., Liu, X. et al. Dégâts de corrosion et prédiction de la durée de vie de la structure en béton dans l'atelier de cokéfaction de sulfate d'ammonium de l'industrie sidérurgique. Sci Rep 13, 2826 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-30015-1

Télécharger la citation

Reçu : 27 avril 2022

Accepté : 14 février 2023

Publié: 17 février 2023

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-023-30015-1

Toute personne avec qui vous partagez le lien suivant pourra lire ce contenu :

Désolé, aucun lien partageable n'est actuellement disponible pour cet article.

Fourni par l'initiative de partage de contenu Springer Nature SharedIt

En soumettant un commentaire, vous acceptez de respecter nos conditions d'utilisation et nos directives communautaires. Si vous trouvez quelque chose d'abusif ou qui ne respecte pas nos conditions ou directives, veuillez le signaler comme inapproprié.