于洪波

(廈門市市政建設(shè)開發(fā)有限公司，福建 廈門 360036)

隨著社會的飛速發(fā)展、城市數(shù)量的增長與其規(guī)模的迅速擴大以及城市化的日益深化，帶給了城市諸多的問題.市政公用管道作為維持城市正常運行的生命線，隨管道容量的擴大，不僅會造成“拉鏈路”，還造成管道事故頻繁發(fā)生，因此嚴重影響城市的安全運轉(zhuǎn)[1].為提高管道建設(shè)水平，保證市政管道在安全的情況下運行，有必要采用一種新的管道鋪設(shè)方法——綜合管廊[2].綜合管廊在早期只有一個艙室，因多種管線集中在一起，且缺少相應(yīng)的管理制度和安全監(jiān)測設(shè)備，因而事故頻發(fā)[3].

綜合管廊的建設(shè)對城市市政管網(wǎng)建設(shè)與管理而言無疑是又一次的戰(zhàn)略轉(zhuǎn)型升級，它有著顯著的、長遠的經(jīng)濟與社會效益[4].直至現(xiàn)在針對多艙綜合管廊的橫向連接，國內(nèi)主要采用施加預(yù)應(yīng)力的方式，此方法操作比較繁瑣，拼裝速度慢，且對施工人員的專業(yè)水平要求高，不利于綜合管廊的后期推廣.因此，橫向接頭的形式成為制約大斷面多艙綜合管廊發(fā)展的因素之一[5].此外，已有研究表明，由于接頭(主要是橫向接頭的影響)，預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)和現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)在受力性能方面存在較大的差別[6].

預(yù)制拼裝管廊在國外起始于上世紀50年代，經(jīng)過60/70年代的創(chuàng)新發(fā)展至80/90年代得到廣泛應(yīng)用，進入21世紀后未見專題研究報道；我國與上世紀末開始修建市政管涵，于2010年在上海世博園工程中首次試點綜合管廊預(yù)制拼裝技術(shù)，2012年出現(xiàn)了幾個綜合管廊全預(yù)制工程，2015年預(yù)制拼裝管廊在十堰市政工程建設(shè)中得以推廣應(yīng)用[7-8]；然而涉及四艙室上下分塊預(yù)制管廊，特別是關(guān)于上下分塊接頭耐久性與力學性能試驗的文獻鮮有報道.

以廈門市蕓詩路——新陽大道(段)四艙綜合管廊建設(shè)為依據(jù)，設(shè)計了縱長100 cm、寬度1 305 cm、凈高度470 cm的1∶1實際階段模型.試驗研究模擬設(shè)計運營狀態(tài)下，對兩種橫向接頭結(jié)構(gòu)的力學性能進行試驗[3,9-11]，并進行耐腐蝕性能對比，耐腐蝕試驗前后力學性能與防水試驗方法為：在橫向接頭位置處的水箱里加入PH值為4的鹽酸，加速腐蝕3個月后，測試橫向接頭在正常使用極限狀態(tài)和承載能力極限狀態(tài)下的力學性能及耐久性，以此來模擬鋼板在埋入地下，外側(cè)鋼板(與土壤接觸)經(jīng)100 a腐蝕后的橫向接頭力學性能及防水性能.

1 耐腐蝕試驗與試驗?zāi)Ｐ?/h2>

1.1 橫向接頭模型制造

為了減少試驗制作材料成本[3,9].試驗把兩種接頭同時安裝到同一節(jié)管廊的兩個外腹板上(如圖1所示).設(shè)計了兩種橫向接頭(足尺模型)如圖2～3所示；一種稱工字鋼接頭一種稱螺紋筋接頭，工字鋼為12號，鋼筋直徑采用Φ22螺紋筋，接頭縱向長1 m高0.5 m，管廊配筋與接頭鋼筋或工字鋼焊接，限于篇幅構(gòu)造尺寸略.

圖1 模型斷面及連接形式(單位:cm)

圖2 工字鋼接頭實物圖

橫向接頭力學性能試驗完成之后，將水箱內(nèi)清理干凈后加入PH值為4的鹽酸(加滿)，加速腐蝕3個月后，按原設(shè)計加載，測試橫向接頭力學性能，測試加速腐蝕3個月后橫向接頭力學性能是否滿足設(shè)計要求.

圖3 螺紋筋接頭實物圖

1.2 實驗內(nèi)容

往水箱內(nèi)加入PH值為4的鹽酸至加滿，加速腐蝕開始.原計劃加速腐蝕3個月(92 d)，實際加速腐蝕時間為118 d.加速腐蝕118 d后按工況一加載，測試橫向接頭位置受拉區(qū)混凝土應(yīng)變、鋼筋應(yīng)力及位移，并與加速腐蝕前橫向接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變、鋼筋應(yīng)力、位移做比較，分析加速腐蝕對橫向接頭力學性能的影響.現(xiàn)場試驗如圖4～5所示.

圖4 接頭外置水箱正面實物圖

加速腐蝕試驗當量折算時間推算[11].確定腐蝕損傷當量加速關(guān)系的一般方法是，模擬綜合管廊運營環(huán)境譜，調(diào)整腐蝕程度速度與時間關(guān)系的參數(shù)，以腐蝕效果相當為原則，創(chuàng)建加速腐蝕試驗時間環(huán)境譜與運營長期效果之間的換算關(guān)系，則當量折算關(guān)系如下：

(1)

式中：t為短時間加速試驗環(huán)境譜作用時間；T為自然運營環(huán)境年限.

圖5 現(xiàn)場足尺模型試驗

研究表明[12]金屬接觸到環(huán)境中的電解質(zhì)時，金屬腐蝕是由電解質(zhì)的腐蝕電池導(dǎo)致的，稱作電化學腐蝕效應(yīng).鑒于鋼板在土中主要為電化學腐蝕的實際，本項試驗按照電化學原理利用腐蝕電流當量進行當量折算：依據(jù)腐蝕等效原理采用腐蝕當量相等建立加速腐蝕試驗當量關(guān)系.法拉第定律定義鋼板在運營年限T內(nèi)實際運營環(huán)境下腐蝕量:

(2)

(3)

實驗室加速腐蝕Q′要等效于實際運營時長T內(nèi)實際環(huán)境中的腐蝕Q，可得：

(4)

(5)

當量換算系數(shù)：

(6)

將加速腐蝕與自然環(huán)境腐蝕機理看作原電池，腐蝕環(huán)境中H+的濃度與腐蝕電流I的關(guān)系如下.

鋼板腐蝕時原電池化學反應(yīng)方程式：

Fe+2H+→Fe2++H2↑.

(7)

2H++2e-→H2↑為原電池的正極；Fe-2e-→Fe2+為原電池的負極，可得電池電動勢：

(8)

E=0.409-0.029 5PH-0.029 5lg[Fe2+].

(9)

而電動勢E=I2R，R為電阻，即：

(10)

鋼板埋入土體中，土體呈酸性.

式中：m為初始PH值；R為鋼板電阻；n為加速腐蝕時鹽酸溶液的初始PH值.假設(shè)鹽酸溶液中的H+完全發(fā)生化學反應(yīng)則：

(11)

故當量折減折算系數(shù)為[11]

(12)

式中：T為自然環(huán)境作用年限；t為加速腐蝕時間.由式(12)可計算出當量折減系數(shù)β=1.101，本試驗實際加速腐蝕試驗時間為118 d，測得當?shù)赝馏wPH值為6.78，加速腐蝕液鹽酸PH值為4，代入數(shù)值得：則T=βt=1.101×118=129.9 d，約T=130 a.故PH值為4的鹽酸加速腐蝕118 d相當于模擬了管廊橫向接頭自然環(huán)境腐蝕130 a.

2 試驗后接頭力學性能試驗結(jié)果與探討

2.1 接頭力學性能試驗對比工況測試結(jié)果與探討[13-14]

橫向接頭力學性能測點布置如圖6所示，限于篇幅，設(shè)計荷載極限狀態(tài)組合Md，以及正常使用設(shè)計荷載極限狀態(tài)組合Msd的詳細計算及模型試驗等代荷載的數(shù)值分析參見文獻[3]，不再列出.

圖6 混凝土應(yīng)變C、應(yīng)力S、位移H測點布置圖

橫向接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變測試結(jié)果分析如圖7所示，其各項指標如表1所列.

表1 橫向接頭受拉區(qū)混凝土應(yīng)變測試分析

圖7 荷載-應(yīng)變曲線

測試加速腐蝕后橫向接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變，并與加速腐蝕前該荷載工況下受拉區(qū)混凝土應(yīng)力做對比，以此來反應(yīng)橫向接頭的耐久性.P-ε曲線如圖7所示，Md為設(shè)計荷載極限狀態(tài)組合，Msd為正常使用設(shè)計荷載極限狀態(tài)組合.圖7表明前四級荷載2種接頭拉區(qū)砼應(yīng)變小于材料開裂應(yīng)變73 με，在彈性范圍.正常使用極限狀態(tài)設(shè)計組合條件工字鋼接頭砼拉區(qū)應(yīng)變達到83 με，略超材料開裂應(yīng)變.根據(jù)實測應(yīng)變理論計算所得裂縫寬度為0.012 mm，遠小于最大裂縫寬度限值0.15 mm，但在試驗過程中未發(fā)現(xiàn)裂縫.而環(huán)形螺紋筋接頭處拉區(qū)混凝土在正常使用極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下應(yīng)變?yōu)?3 με，拉區(qū)砼拉應(yīng)變比工字鋼接頭稍小.試驗結(jié)果表明兩種接頭均符合承載能力極限狀態(tài)對結(jié)構(gòu)砼承載能力要求.

注：① 該表中拉區(qū)砼應(yīng)變及裂縫寬度是在正常使用極限狀態(tài)組合所得.② 最大裂縫寬度容許值為0.15 mm.

對比加速腐蝕前后該荷載工況下橫向接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變，加速腐蝕后受拉區(qū)混凝土應(yīng)變大于加速腐蝕前混凝應(yīng)變，但兩者之間相差很小.對比兩種接頭加速腐蝕前受拉區(qū)混凝土應(yīng)變之差，環(huán)形螺紋筋接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變加速腐蝕前后之差較小，說明環(huán)形螺紋筋橫向接頭耐久性略優(yōu)于工字鋼橫向接頭.

2.2 橫向接頭處鋼筋應(yīng)力測試結(jié)果分析

測試橫向接頭處鋼筋應(yīng)力，并與加速腐蝕前鋼筋應(yīng)力做比較，反應(yīng)加速腐蝕對橫向接頭處鋼筋受力的影響.測點布置如圖6所示，橫向接頭處鋼筋應(yīng)力測試結(jié)果如表2所列.P-σ曲線如圖8所示，隨加載級別提高，兩種接頭位置鋼筋應(yīng)力逐漸增大，前四級荷載處于彈性工作狀態(tài)，設(shè)計荷載極限狀態(tài)組合下工字鋼接頭與螺紋筋接頭鋼筋應(yīng)力分別為17.82 MPa和16.19 MPa，遠小于鋼筋設(shè)計容許，結(jié)構(gòu)受力安全具有較大安全儲備，故加速腐蝕后兩種接頭均滿足承載能力極限狀態(tài)對結(jié)構(gòu)鋼筋應(yīng)力的要求.與同樣荷載組合下工字鋼接頭加速腐蝕前的鋼筋應(yīng)力相比增加不大.

表2 橫向接頭處受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力測試分析

注：該表中所列受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力均是在承載能力極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下得到的.

2.3 橫向接頭處位移測試結(jié)果分析

通過對比加速腐蝕前后橫向接頭在設(shè)計荷載作用下橫向位移的變化，得出接頭剛度在加速腐蝕后是否滿足規(guī)范[15]要求.位移測點布置如圖6所示，P-δ曲線如圖9所示，橫向位移測試結(jié)果如表3所列.位移以向上艙室外側(cè)為正內(nèi)側(cè)為負.隨著加載等級的提高，兩種接頭均向艙室內(nèi)側(cè)彎曲變形，且變形位移呈線性變化.設(shè)計荷載正常使用極限狀態(tài)組合加速腐蝕后，工字鋼和環(huán)形螺紋筋接頭處橫向位移分別為0.87 mm和0.75 mm，均遠小于規(guī)范[15]限值20.5 mm，說明加速腐蝕后兩種接頭均滿足正常使用極限狀態(tài)對結(jié)構(gòu)變形的限制要求.加速腐蝕前，工字鋼和環(huán)形螺紋筋在相同荷載組合作用下的橫向位移分別為0.71 mm和0.66 mm，工字鋼接頭加速腐蝕前后位移變化值較大，說明加速腐蝕對環(huán)形螺紋筋接頭剛度影響較小.

表3 橫向位移測試分析

圖9 荷載位移曲線圖

2.4 結(jié)果分析小結(jié)

試驗結(jié)果表明加速腐蝕后兩種接頭在設(shè)計荷載組合正常使用極限狀態(tài)組合下處于彈性工作狀態(tài).工字鋼接頭的局部剛度效應(yīng)稍大于環(huán)形螺紋鋼接頭，正常使用極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下，加速腐蝕后橫向接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變?yōu)?3 με，大于C40混凝土開裂應(yīng)變73 με，根據(jù)實測受拉區(qū)混凝土應(yīng)變計算所得混凝土理論裂縫寬度為0.011 mm，但實際沒有出現(xiàn)微裂縫；承載能力極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合用下，加速腐蝕后橫向接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變?yōu)?16 με，根據(jù)實測受拉區(qū)混凝土應(yīng)變計算所得混凝土理論裂縫寬度為0.012 mm，遠小于最大裂縫寬度限值0.15 mm，而在試驗過程中未發(fā)現(xiàn)混凝土開裂，滿足規(guī)范[15]要求.對于工字鋼橫向接頭，承載能力極限狀態(tài)與正常使用極限狀態(tài)相比：應(yīng)變增加了(116-83)/116=28.4%，裂縫寬度增大了(0.012-0.011)/0.012=8.3%.由于環(huán)形螺紋筋接頭剛度均勻柔性好，正常使用極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下，加速腐蝕后橫向接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變?yōu)?3 με，未超過C40混凝土開裂應(yīng)變73 με，理論上未導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生；承載能力極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合用下，加速腐蝕后橫向接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變?yōu)?06 με，根據(jù)實測受拉區(qū)混凝土應(yīng)變計算所得混凝土理論裂縫寬度為0.011 mm，遠小于最大裂縫寬度限值0.15 mm，而在試驗過程中未發(fā)現(xiàn)裂縫，滿足規(guī)范[15]要求.對于環(huán)形螺紋筋橫向接頭，承載能力極限狀態(tài)與正常使用極限狀態(tài)相比：應(yīng)變增加了(106-73)/106=31.1%，裂縫寬度均為0.

加速腐蝕后，按理論計算，兩種接頭在承載能力極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下受拉區(qū)混凝土均開裂，但裂縫寬度均遠小于最大裂紋寬度限值，在實際試驗過程中均未發(fā)現(xiàn)有裂縫產(chǎn)生.接頭加速腐蝕后，設(shè)計荷載組合承載能力極限狀態(tài)，工字鋼與環(huán)形螺紋筋接頭拉區(qū)鋼筋應(yīng)力分別為17.82 MPa和17.85 MPa，遠小于設(shè)計應(yīng)力.接頭加速腐蝕后，工字鋼和環(huán)形螺紋筋接頭最大橫向位移分別為0.87 mm和0.75 mm，滿足規(guī)范[15]限值.加速腐蝕試驗后兩種橫向接頭剛度均滿足設(shè)計與規(guī)范[15]要求，說明兩種橫向接頭都具有良好的耐久性能.

注：該表中所列橫向接頭橫向位移均是在正常使用極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下得到的.

2.5 加速腐蝕后橫向接頭力學性能測試結(jié)果小結(jié)

加速腐蝕前后橫向接頭受拉區(qū)混凝土應(yīng)力測試匯總?cè)绫?所列；其受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力測試匯總結(jié)果如表5所列；其橫向位移測試匯總結(jié)果如表6所列.

表4 加速腐蝕前后橫向接頭受拉區(qū)混凝土應(yīng)力測試結(jié)果匯總

表5 加速腐蝕前后橫向接頭受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力測試結(jié)果匯總

表6 加速腐蝕前后橫向接頭橫向位移測試結(jié)果匯總

注：① 該表中受拉區(qū)混凝土應(yīng)變均是在正常使用極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下測得的.② 在整個試驗過程中，未發(fā)現(xiàn)受拉區(qū)混凝土開裂.③ 表中理論裂縫寬度是指根據(jù)實測受拉區(qū)混凝土應(yīng)變計算得到的混凝土裂縫寬度.④ C40混凝土開裂應(yīng)變73 με，裂縫寬度上限為0.15 mm.

注：① 該表中受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力均是在承載能力極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下測試得到的.② 在試驗過程中受壓區(qū)混凝土均未發(fā)生破壞.

注：① 表中位移均為位移的增量.② 該表中橫向接頭位移均是在正常使用極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下測試得到的.

用PH值為4的鹽酸加速腐蝕橫向接頭118 d后測試橫向接頭處各項力學性能指標，測試結(jié)果顯示：1) 兩種橫向接頭加速腐蝕前后荷載—應(yīng)變、荷載—橫向接頭鋼筋應(yīng)力、荷載—橫向接頭橫向位移變化趨勢一致；2) 加速腐蝕后，在正常使用極限狀態(tài)下，工字鋼接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變最大值為83 με，加速腐蝕前后受拉區(qū)混凝土應(yīng)變變化量最大為49 με；加速腐蝕后，正常使用極限狀態(tài)下，環(huán)形螺紋筋接頭處受拉區(qū)混凝土應(yīng)變最大值為73 με，加速腐蝕前后受拉區(qū)混凝土應(yīng)變變化量最大為1 με；加速腐蝕后，橫向接頭處受拉區(qū)混凝土均未開裂，正常使用極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合作用下，環(huán)形螺紋筋接頭處受拉區(qū)混凝土在各個試驗工況下其應(yīng)變均小于C40混凝土開裂應(yīng)變73 με；加速腐蝕前后，工字鋼接頭受拉區(qū)混凝土應(yīng)變在設(shè)計組合工況下應(yīng)變略大于C40混凝土開裂應(yīng)變73 με，但在試驗過程中未發(fā)現(xiàn)有裂縫產(chǎn)生.3) 設(shè)計荷載承載能力極限狀態(tài)組合時，工字鋼接頭加速腐蝕后受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力最大為17.82 MPa，環(huán)形螺紋筋接頭處受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力最大為17.85 MPa，均小于鋼筋的設(shè)計強度值；加速腐蝕前后，環(huán)形螺紋筋橫向接頭處受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力變化量為1.56 MPa，工字鋼橫向接頭處受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力變化量為1.24 MPa，在兩種橫向接頭力學性能對比試驗工況下兩種橫向接頭處受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力變化量基本相同.4) 兩種橫向接頭加速腐蝕后的受拉區(qū)混凝土應(yīng)變值、受拉區(qū)鋼筋應(yīng)力值、橫向位移值均略大于加速腐蝕前，但變化量很小；5) 試驗過程中試驗構(gòu)件各部位均未發(fā)生開裂.

3 結(jié)論

用PH值為4的鹽酸加速腐蝕橫向接頭外側(cè)鋼板3個月(實際腐蝕118 d)以此來模擬管廊埋入土體中100 a土體對橫向接頭外側(cè)鋼板的腐蝕作用.加速腐蝕后，兩種橫向接頭力學性能及防水性能均滿足規(guī)范[15]要求，兩種極限狀態(tài)設(shè)計荷載組合下均未開裂，理論上工字鋼橫向接頭在試驗最大荷載工況作用下其拉區(qū)混凝土應(yīng)變略大于C40混凝土開裂應(yīng)變，根據(jù)混凝土應(yīng)變理論計算得到的裂縫寬度最大值為0.096 mm，但在試驗過程中，均未發(fā)現(xiàn)受拉區(qū)混凝土開裂；對比加速腐蝕前后兩種接頭各項力學性能指標，加速腐蝕試驗對環(huán)形螺紋筋力學性能影響較小，就力學性能而言，環(huán)形螺紋筋橫向接頭更具柔性；兩種橫向接頭均滿足設(shè)計要求且具有較大的安全儲備，滿足耐久性要求.借助于廈門市四艙大斷面預(yù)制拼裝綜合管廊耐腐蝕性試驗，深入了解大斷面管廊接頭的耐腐蝕性，即耐久性.并提供了兩種不同的橫向接頭形式.主要得出以下結(jié)論.

1) 加速腐蝕前后兩種橫向接頭應(yīng)力、變形在荷載作用下均表現(xiàn)為彈性工作狀態(tài)，都在設(shè)計容許范圍之內(nèi)，加速腐蝕前后均能滿足設(shè)計要求.

2) 對于工字鋼橫向接頭與環(huán)形螺紋筋接頭，兩種接頭在加速腐蝕前后(即模擬管廊埋入地下100 a設(shè)計壽命內(nèi))均能滿足設(shè)計使用要求，且都具有較大的安全儲備，滿足耐久性要求，但環(huán)形螺紋筋接頭剛度均勻柔性好，腐蝕前后在各方面力學性能略優(yōu)于工字鋼接頭.