1 引言

多座城市的管廊建造采用預(yù)制拼裝技術(shù)后， 大大提升了現(xiàn)場施工速度，使城市交通干擾得到有效的降低，同時也使混凝土澆筑造成的二次環(huán)境污染得到合理的管控。 四艙室大斷面預(yù)制拼裝管廊，只能采用上下對分才能符合預(yù)制運輸要求，帶對分接頭的四艙管廊和整體式管廊在力學及防水性能方面差別較大。 為保證上下對分接頭管廊廊體的受力及防水性能，本文設(shè)計制作了足尺模型，并進行了力學性能試驗、接頭加速腐蝕試驗和高壓泌水性試驗[1-2]，結(jié)果表明上下對分接頭滿足設(shè)計100 年使用要求。

2 四艙室上下對分接頭構(gòu)造

預(yù)制四艙室廊體時，使用上下對分預(yù)制的方法，在施工材料運輸?shù)街付ㄎ恢靡院?，完成拼裝施工任務(wù)。 環(huán)形螺紋筋是上下對分接頭的主要材質(zhì)，兩端與預(yù)埋鋼筋進行焊接，并與腹板主筋焊接在一起。

3 試驗方案

3.1 橫向接頭模型制造

為降低和減少試驗過程中的材料的損耗， 可以將兩種不同的接頭安裝至同一節(jié)管廊的外腹管上， 設(shè)計兩種不同的橫向接頭，即工字鋼接頭和螺紋筋接頭。 工字鋼為2 號工字鋼，接頭為φ22 mm 螺紋筋，接頭的縱向長1 m、高5 m，將管廊配筋、接頭鋼筋以及工字鋼進行焊接。

橫向接頭力學性能試驗完成之后， 在已經(jīng)清理完成后的水箱內(nèi)加入pH 為4 的鹽酸，鹽酸與水箱深度保持一致，腐蝕90 d，按照既有設(shè)計方案進行加載，首先測試橫向結(jié)構(gòu)，再測試經(jīng)過90 d 腐蝕的橫向接頭，通過對二者力學性能的測試，判斷其是否滿足設(shè)計要求。

3.2 試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計與試驗荷載

四艙綜合管廊斷面設(shè)計100 cm×1 305 cm×470 cm， 足尺模型尺寸與上下對分連接如圖1 所示。 試驗?zāi)Ｐ筒捎肅40 防水混凝土、HRB400 鋼筋。

圖1 截面及上下對分連接示意圖（單位：cm）

加載裝置得到的關(guān)鍵截面的彎矩應(yīng)與設(shè)計荷載組合下的彎矩相等。

加載時，利用穿心千斤頂（模型建造時預(yù)留孔道）張拉精軋螺紋筋，把力傳至分配裝置再傳給廊體。 上下對分接頭腐蝕試驗與防水性能試驗外置水箱，水箱內(nèi)既可以裝腐蝕液，又可安裝導管，采用壓縮機通過導管給水箱施壓，實現(xiàn)高壓狀態(tài)下對分接頭的防水試驗。 在實施和開展上下對分接頭防水性能的試驗過程中，水箱應(yīng)為封閉式狀態(tài)，且以五面為主，覆蓋管廊外腹板，將廊體接頭和腹板預(yù)埋鋼板以及水箱分別焊接，形成外置水箱。

3.3 實驗內(nèi)容

使用pH 為4 的鹽酸將水箱加滿，促使加速腐蝕得以快速實現(xiàn)。加速腐蝕的具體時間為118 d。在加速腐蝕結(jié)束以后，對橫向接頭位置受拉區(qū)的鋼筋應(yīng)力和混凝土應(yīng)變進行測試，將未進行加速腐蝕的橫向接頭位置受拉區(qū)域的鋼筋與混凝土應(yīng)力進行對比， 實現(xiàn)對加速腐蝕橫向接頭力學性能造成影響的控制。

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，設(shè)自然運營環(huán)境年限為T，短時間加速試驗環(huán)境譜作用時間為t，則當量換算系數(shù)β 與T 和t 的換算關(guān)系為：

經(jīng)過大量的研究與實踐表明， 當金屬與電解質(zhì)完全融合后，電解質(zhì)腐蝕電池是導致金屬加速腐蝕的一個重要因素，這一現(xiàn)象也被稱為電化學腐蝕效應(yīng)。 土中鋼板的腐蝕以電化學腐蝕為主，試驗時，當量折算以腐蝕電流當量為主，借助腐蝕等效原理，在創(chuàng)建加速腐蝕實驗當量關(guān)系時，要以腐蝕當量相等為依據(jù)。 腐蝕量Q 的計算公式為：

式中，F(xiàn) 為法拉第數(shù)設(shè)置；Ic為鋼板腐蝕電流；d 為鋼板厚度。在計算鋼板的實驗室加速腐蝕量Q′的計算公式為：

式中，t′為實驗室加速試驗（腐蝕）時長設(shè)置。

在自然運營環(huán)境年限T 內(nèi)， 實際運營環(huán)境下的腐蝕量Q與實驗室加速腐蝕量Q′要等效，即：Q=Q′。

Ic（t）的變量為時間，經(jīng)過分析以后發(fā)現(xiàn)，Ic（t）在自然運營環(huán)境年限T 內(nèi)相差不大，即：

原電池設(shè)置為加速腐蝕與自然環(huán)境腐蝕機理，腐蝕電流I與腐蝕環(huán)境中H+濃度二者之間的關(guān)系如下：

原電池的正極：2H++2e-→H2↑，原電池的負極：Fe-2e-→Fe2+，則原電池電動勢E：

式中，ΔEΘ為電動勢差；R 為氣體常數(shù)，取值為8.314 41J/（mol·K）；n 為電極反應(yīng)的電子轉(zhuǎn)移數(shù)；F 為法拉第常數(shù)，即（96 485.33 289±0.000 59）C/mol；分別為正極、負極初始電動勢；標準電極電勢為氫 離 子 的 質(zhì) 量 分 數(shù)；[Fe2+]為亞鐵離子的質(zhì)量分數(shù)。 則電動勢為：

電動勢E=I2P，其中P 為電阻，則有：

將事先準備好的鋼板埋入指定的土體中， 土體呈酸性狀態(tài)，假設(shè)土體的pH 為m，鋼板電阻為R，加速腐蝕過程中鹽酸溶液pH 為n，假設(shè)鹽酸溶液中的H+能夠完全發(fā)生化學反應(yīng)，可通過下列公式表示：

故當量折減系數(shù)為：

試驗過程中，將加速腐蝕的時間設(shè)定為118 d，當土體中的pH 為6.78 時，加速腐蝕后鹽酸的pH 為4，再將數(shù)值代入以后，得出T=130 a。

4 加速腐蝕前后的試驗與結(jié)果

橫向接頭力學性能測點的具體布置情況見圖2。

圖2 混凝土應(yīng)變C、應(yīng)力S、位移H 測點布置圖示

橫向接頭被pH 為4 的鹽酸加速腐蝕118 d 以后，對接頭位置處的各項力學性能指標進行測試后，得到的測試結(jié)果為：（1）分析橫向接頭加速腐蝕前后的具體情況，荷載-接頭鋼筋、荷載-應(yīng)變的應(yīng)力變化基本相同；（2）在加速腐蝕以后，在正常使用的極限狀態(tài)中，在加速腐蝕前，受拉區(qū)混凝土應(yīng)變變化量的最大值為49 με；在加速腐蝕以后，在正常使用極限狀態(tài)中，螺紋鋼筋接頭位置受拉區(qū)域內(nèi)混凝土的應(yīng)變最大值達到了73 με；在加速腐蝕以后，接頭位置處的受拉區(qū)混凝土沒有出現(xiàn)裂縫的情況， 在極限狀態(tài)下如果荷載的作用能夠正常發(fā)揮時， 螺紋鋼筋接頭位置受拉區(qū)域內(nèi)混凝土的試驗工況應(yīng)當小于C40 混凝土開裂狀態(tài)下的應(yīng)變值， 對在管廊模式力學性能試驗的操作過程中， 逐級增加水箱中的水壓， 最大值為0.8 MPa，各級壓強的保持時間為2 h，狀態(tài)比較穩(wěn)定，觀察水箱壓強變化情況以及接頭位置滲漏水情況，最終獲得結(jié)論：接頭位置處無滲漏。

在拼裝試驗?zāi)Ｐ凸r不利的情況下進行加載力學性能的測試中，上接頭和下接頭的位置保持不變，將水箱中的水壓增加至0.8 MPa 時， 每一次加壓情況下試驗工況的水壓保持時間應(yīng)為2 h，對其變化情況進行仔細地觀察，最終的結(jié)論為沒有滲漏的情況發(fā)生。

加速腐蝕90 d 之后，按照理論知識計算，兩種不同類型的接頭其在承載能力、極限狀態(tài)下，受拉區(qū)域內(nèi)的混凝土均出現(xiàn)不同程度的裂縫，由于裂縫的寬度小于設(shè)計方案中的限值，且在試驗環(huán)節(jié)均未發(fā)生新的裂縫。 對接頭進行加速后，承載能力狀態(tài)下的工字鋼、 環(huán)形螺紋筋接頭在受拉范圍內(nèi)的應(yīng)力分別為：17.82 MPa 和17.85 MPa， 該應(yīng)力小于設(shè)計方案中的應(yīng)力；再對接頭進行加速腐蝕， 工字鋼和環(huán)形螺紋筋接頭最大橫向位移為0.87 mm 和0.75 mm，滿足標準和規(guī)范中的限值。 經(jīng)過90 d 加速腐蝕后， 兩種不同類型接頭的剛度可以滿足設(shè)計要求，得出以上兩種接頭都具備良好的抗拉性能和耐久性能。

5 結(jié)語

通過研究，得出以下3 點結(jié)論：

1）上下對分螺紋筋接頭的承載能力能夠滿足相關(guān)的標準，加載裝置安裝方便， 能夠達到預(yù)制拼裝管廊關(guān)鍵位置受力相等效果。

2）通過對上下對分螺紋筋接頭腐蝕前后力學性能對比試驗，經(jīng)當量推算，接頭在自然腐蝕130 年后其力學性能與防水性能仍然能夠滿足設(shè)計要求。