混凝土腐蝕減薄對鋼筋混凝土管節(jié)承載性能影響

劉 赫， 劉俊博， 朱子豪， 趙雅宏，王志鋼， 矯立新， 欒靖堯， 張 鵬

(1. 國網(wǎng)吉林省電力有限公司電力科學(xué)研究院， 吉林 長春 130012； 2. 中國地質(zhì)大學(xué)(武漢) 工程學(xué)院，湖北 武漢 430074； 3. 國網(wǎng)吉林省電力有限公司遼源供電公司， 吉林 遼源 136200)

鋼筋混凝土管節(jié)被廣泛用于各類地下通道結(jié)構(gòu)中，包括給排水管道、電力隧道、綜合管廊等。在地下環(huán)境中，管節(jié)內(nèi)側(cè)混凝土保護(hù)層在腐蝕性介質(zhì)的長期作用下受到腐蝕作用，產(chǎn)生常見的蜂窩麻面、露筋等缺陷，導(dǎo)致管節(jié)壁厚減薄以及承載能力降低?；炷粮g過程復(fù)雜、種類繁多，分類標(biāo)準(zhǔn)有很多種，按侵蝕介質(zhì)種類分為兩大類。第一類為無機(jī)物侵蝕：包括酸、鹽、強(qiáng)堿與混凝土的組成成分發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，生成無凝膠作用或膨脹性物質(zhì)，改變混凝土結(jié)構(gòu)成分，因而導(dǎo)致混凝土腐蝕；第二類為有機(jī)物與微生物侵蝕：在適當(dāng)?shù)沫h(huán)境中，微生物分解消化有機(jī)物，釋放有機(jī)酸、二氧化碳、硫化氫等腐蝕性介質(zhì)，使混凝土劣化。文獻(xiàn)[1]中給出了常見的化學(xué)和生物因素對混凝土的腐蝕作用機(jī)理，如表1[1]所示。因此，對于已經(jīng)發(fā)生壁厚減薄的鋼筋混凝土管節(jié)，采用合適的理論模型評價(jià)其剩余承載能力是十分有必要的，這也是本文主要研究的問題。

表1 常見的化學(xué)和生物因素對混凝土的腐蝕作用機(jī)理

目前對管道腐蝕減薄的研究主要集中于鋼質(zhì)油氣管道，在該領(lǐng)域研究者們關(guān)注更多的是鋼管受腐蝕之后的剩余內(nèi)壓承受能力而非剩余的荷載承載能力，提出了斷裂力學(xué)半經(jīng)驗(yàn)公式法[1]、D - M失效圖判定法[2]、彈塑性力學(xué)方法[3]等，這些方法主要以薄壁均質(zhì)圓筒模型為假設(shè)，雖然廣泛地應(yīng)用于石油管道領(lǐng)域，但在鋼筋混凝土管道這樣的非均質(zhì)厚壁圓筒的情況下無法應(yīng)用。

對于鋼筋混凝土管腐蝕后的剩余承載力，主要有以下兩個研究角度：

一個是對混凝土中氯離子和硫酸根離子等的擴(kuò)散規(guī)律及擴(kuò)散濃度對混凝土強(qiáng)度的影響，以及鋼筋銹蝕后的抗拉及抗壓性能進(jìn)行研究[4～6]，這些研究能夠較為精確地反映腐蝕液體與鋼筋混凝土材料的作用規(guī)律，但是整體尺度較小，且需要測量的參數(shù)較為繁雜，難以應(yīng)用于鋼筋混凝土管節(jié)結(jié)構(gòu)的現(xiàn)場檢測與評價(jià)。另一方面，對構(gòu)件受到腐蝕的研究更多的是單獨(dú)考慮混凝土或者鋼筋構(gòu)件的影響，考慮鋼筋混凝土復(fù)合構(gòu)件受腐蝕影響的論文都相對較少[7]。

另一個研究角度則是直接考慮宏觀的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)受到腐蝕后的影響，在這一部分絕大多數(shù)的研究集中在鋼筋混凝土梁結(jié)構(gòu)[8]或者柱結(jié)構(gòu)[9]上，對管道結(jié)構(gòu)腐蝕的研究屈指可數(shù)，只有Li Bin[10]對腐蝕混凝土管的承載性能進(jìn)行了研究，然而該文獻(xiàn)研究的對象是素混凝土管，且腐蝕區(qū)域設(shè)置在管頂?shù)囊恍∑瑓^(qū)域。

綜上所述，鮮有對鋼筋混凝土管節(jié)發(fā)生整體腐蝕減薄后承載能力的研究。為此，本文基于管道的塑性鉸破壞模式提出了鋼筋混凝土管節(jié)剩余承載能力計(jì)算模型，在此基礎(chǔ)上給出了腐蝕減薄鋼筋混凝土管節(jié)的承載能力模型，并結(jié)合三點(diǎn)法外荷載(Three-edge Bearing,TEB)試驗(yàn)驗(yàn)證了所得模型的準(zhǔn)確性，對各類地下通道結(jié)構(gòu)(電纜通道、綜合管廊、排水管道等)受到腐蝕之后的承載能力提出了一種簡單易行的評價(jià)方法，對實(shí)際工程有較好的指導(dǎo)意義和應(yīng)用價(jià)值。

1 鋼筋混凝土管節(jié)TEB承載力模型

1.1 無損管節(jié)承載力模型

根據(jù)GB/T 16752—2017《混凝土和鋼筋混凝土排水管試驗(yàn)方法》[11]，圓形截面的鋼筋混凝土管采用三點(diǎn)法外荷載(TEB)試驗(yàn)來測定其承載能力，TEB試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)所受到的荷載形式及其簡化如圖1所示。

圖1 管節(jié)所受荷載簡化模型

簡化后的荷載模型為軸對稱的基本結(jié)構(gòu)，圓形管節(jié)的破壞模式為塑性鉸破壞，即在管節(jié)頂部(crown)、底部(invert)和兩側(cè)起拱線(springline)處開裂成四片，相連處假設(shè)其形成四個塑性鉸，四片剛性管片以塑性鉸為鉸支點(diǎn)繼續(xù)發(fā)生轉(zhuǎn)動變形，這種狀態(tài)下的鋼筋混凝土管可以看做柔性管道處理，如圖2所示。

圖2 管節(jié)在豎向荷載作用下發(fā)生塑性鉸破壞

Ian等[12]指出，當(dāng)管節(jié)發(fā)生塑性破壞時，其極限承載力F為：

(1)

在文獻(xiàn)[12]中，Ian進(jìn)一步地將公式(1)簡化為

(2)

式中：F為管節(jié)極限承載力(N)；R為管節(jié)平均半徑(mm)；Mpcrown/pinvert/pspringline為管道破壞時管頂、管底及兩側(cè)產(chǎn)生的極限彎矩(N·mm)。

由于文獻(xiàn)[12]的研究對象是鋼波紋管，其在管頂、管底及兩側(cè)截面形式相同且材料屬性均勻，因此式(2)的簡化是可行的。然而對于本文所研究的鋼筋混凝土管道而言，其內(nèi)外側(cè)箍筋的截面積不同，且對于同一根箍筋，以外層鋼筋籠為例，其在管頂和管側(cè)受力形式也不同，因此管頂(底)和兩側(cè)的截面形式是不一樣的，為此，本文提出改進(jìn)公式如下：

(3)

式中：Mpcrown=Mpinvert=Mv；Mpspringline=Mh；Mv為豎直方向(管頂和管底)截面發(fā)生塑性破壞的極限彎矩(N·mm)；Mh為水平方向(起拱線)截面發(fā)生塑性破壞的極限彎矩(N·mm)。

對于Ⅱ級管而言，管內(nèi)徑≥1000 mm采用雙層配筋[13]，其截面形式為正截面受彎的雙筋矩形截面受彎構(gòu)件，管頂及起拱線處截面分別如圖3b,3c所示， 當(dāng)管節(jié)發(fā)生塑性鉸破壞時，假設(shè)在極限條件下除了鉸支點(diǎn)其余混凝土截面均被拉裂，內(nèi)外箍筋在這種情況下均受拉應(yīng)力作用，僅有鉸支點(diǎn)受壓。

圖3 管節(jié)截面

此時對鉸支點(diǎn)取矩可以分別求得管頂和起拱線截面處彎矩值Mv和Mh：

Mv=σvoA′sa′s+σviAs(h-as)

(4)

Mh=σhiAsas+σhoA′s(h-a′s)

(5)

式中：σvo,σvi分別為管頂截面外、內(nèi)側(cè)箍筋的拉應(yīng)力(MPa)；σho，σhi分別為起拱線截面外、內(nèi)側(cè)箍筋的拉應(yīng)力(MPa)；As，A′s分別為計(jì)算截面內(nèi)、外側(cè)箍筋的截面積(mm2)；h，b分別為計(jì)算截面高度、寬度(mm)；as，a′s分別為管節(jié)內(nèi)/外保護(hù)層厚度(mm)。

應(yīng)用于電纜通道等大斷面地下通道結(jié)構(gòu)的鋼筋混凝土管節(jié)，往往采用流幅較小的高強(qiáng)鋼筋，此時可以采用雙斜線模型來描述鋼筋的彈塑性[14]，如圖4所示。

圖4 鋼筋應(yīng)力 - 應(yīng)變關(guān)系

以管頂截面為例，當(dāng)作用于管頂荷載逐漸增大，內(nèi)側(cè)受拉鋼筋首先達(dá)到屈服階段，但是管節(jié)此時還未發(fā)生整體破壞。隨著裂縫張開，管頂外側(cè)鋼筋也發(fā)生屈服，此時管節(jié)發(fā)生整體破壞，破壞后的管道碎裂成四個管片，但彼此之間一般仍有鋼筋相連，即荷載達(dá)到管道最大承載能力時，鋼筋中的拉應(yīng)力仍未達(dá)到其抗拉強(qiáng)度，對于管節(jié)起拱線處截面其破壞規(guī)律亦類似。基于此，將管頂外側(cè)鋼筋和起拱線內(nèi)側(cè)鋼筋屈服作為管節(jié)截面破壞判據(jù)，可以分別推導(dǎo)得到管頂和起拱線處內(nèi)外層鋼筋的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系：

(6)

(7)

且從圖4可知：

(8)

σvo=σhi=fy

(9)

式中：εvi,εvo分別為豎向截面中內(nèi)、外側(cè)鋼筋應(yīng)變；εhi，εho分別為水平截面中內(nèi)、外側(cè)鋼筋應(yīng)變；fu，fy分別為鋼筋的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度(MPa)；εy,εu分別為鋼筋屈服和破壞時應(yīng)變(伸長率)；E為鋼筋彈性模量(MPa)。

管節(jié)完全開裂時，假設(shè)在有限的裂縫開度下管道內(nèi)外層鋼筋是協(xié)調(diào)變形的，于是有如圖5所示模型，根據(jù)幾何關(guān)系可以得到管頂和起拱線處內(nèi)外側(cè)管節(jié)協(xié)調(diào)變形公式：

圖5 內(nèi)外層鋼筋協(xié)調(diào)變形模型

(10)

(11)

聯(lián)立式(6)～(11)可以求出管道破壞時管頂內(nèi)側(cè)和起拱線外側(cè)鋼筋中的拉應(yīng)力值σvi和σho：

(12)

(13)

將式(12),(13)代入式(3)～(5)，即可得到無損鋼筋混凝土管節(jié)在TEB條件下的最大承載能力：

(14)

其中：

(15)

1.2 混凝土腐蝕減薄管節(jié)剩余承載力模型

上一小節(jié)推導(dǎo)了無損管節(jié)的TEB承載能力模型，本節(jié)將以此為基礎(chǔ)推導(dǎo)混凝土腐蝕減薄鋼筋混凝土管節(jié)的剩余承載力。結(jié)合前人研究[1,15]，將表1中的各類混凝土腐蝕機(jī)理進(jìn)行整理和簡化分析，腐蝕作用對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的影響主要從以下3個方面體現(xiàn)：(1)管壁的腐蝕減??；(2)鋼筋銹蝕；(3)混凝土與鋼筋粘結(jié)強(qiáng)度降低。由于本文主要討論混凝土腐蝕引起的壁厚減薄作用對管節(jié)承載性能的宏觀影響，因此不考慮鋼筋銹蝕引起的強(qiáng)度折減和粘結(jié)性能降低。在此基礎(chǔ)上，可以做出如下假定：

(1)本文主要研究內(nèi)容是鋼筋混凝土管壁的腐蝕減薄，也即管道壁厚的折減和平均半徑的增大，根據(jù)不同的混凝土腐蝕深度需要分情況考慮。當(dāng)混凝土腐蝕深度小于保護(hù)層厚度時，由于保護(hù)層抗拉強(qiáng)度低，主要起防腐保護(hù)作用，因此即使發(fā)生減薄對結(jié)構(gòu)承載性能的影響也較小，而當(dāng)混凝土腐蝕深度大于保護(hù)層厚度，此時損失的是截面的有效高度，因此承載能力會開始大幅降低；

(2)鋼筋銹蝕率會使鋼筋的有效截面積減小，屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度降低，引入鋼筋銹蝕折減系數(shù)kr來表示該變化，kr的取值與鋼筋有效截面積和鋼筋抗拉強(qiáng)度均有關(guān)，二者均可通過室內(nèi)試驗(yàn)測得，由于本文僅討論混凝土腐蝕減薄對鋼筋混凝土管節(jié)剩余承載力的影響，因此將kr設(shè)為1；

(3)文獻(xiàn)[14]給出了鋼筋 - 混凝土界面粘結(jié)力的組成形式，其中光圓鋼筋的粘結(jié)力主要來自于膠結(jié)力和摩阻力，螺紋鋼筋的粘結(jié)力主要來自于機(jī)械咬合作用。從定義上來看，不論是膠結(jié)力、摩阻力還是機(jī)械咬合力，均是與鋼筋 - 混凝土界面的接觸面積成正相關(guān)的，因此暴露在外的鋼筋面積越多，鋼筋 - 混凝土接觸面積越小，界面的粘結(jié)力也越低。在此基礎(chǔ)上，本文給出鋼筋 - 混凝土界面粘結(jié)強(qiáng)度折減系數(shù)kb，該系數(shù)與鋼筋 - 混凝土接觸面積比、鋼筋有效截面積、腐蝕后的鋼筋和混凝土強(qiáng)度均有關(guān)。本文也僅考慮了由于管節(jié)壁厚減薄導(dǎo)致的鋼筋 - 混凝土界面粘結(jié)折減，不包括鋼筋的銹蝕、銹脹作用等造成的界面粘結(jié)性能變化。下文會給出kb的取值方法，并結(jié)合試驗(yàn)進(jìn)行評價(jià)。

基于上述假定，結(jié)合1.1節(jié)所推導(dǎo)的無損管節(jié)剩余承載能力公式，可以推導(dǎo)得到腐蝕減薄管節(jié)的剩余承載能力。其中對于管頂位置截面，雖然其內(nèi)側(cè)保護(hù)層厚度減小，但是內(nèi)、外層鋼筋受拉作用點(diǎn)到塑性鉸的距離沒有發(fā)生變化，因此管頂截面能承受的最大彎矩為：

M′v=kr[σvokbA′sa′s+σviAs(h-as)]

(16)

式中：M′v為腐蝕鋼筋混凝土管節(jié)豎直截面承受的最大彎矩(N·mm)；d為混凝土腐蝕深度(mm)。

當(dāng)管節(jié)內(nèi)側(cè)發(fā)生腐蝕后，起拱線處截面的受力情況與管頂截面相比則發(fā)生較大變化，內(nèi)側(cè)保護(hù)層的減薄會使得模型中塑性鉸的位置外移，受壓點(diǎn)向內(nèi)側(cè)鋼筋逼近，混凝土腐蝕深度小于內(nèi)側(cè)保護(hù)層厚度時，內(nèi)、外層鋼筋的協(xié)調(diào)變形關(guān)系變?yōu)椋?/p>

(17)

于是有：

σ′hi=σhi=fy

(18)

(19)

式中：ε′ho為腐蝕減薄管節(jié)起拱線處外側(cè)鋼筋應(yīng)變；ε′hi為腐蝕減薄管節(jié)起拱線處內(nèi)側(cè)鋼筋應(yīng)變；σ′hi為腐蝕減薄管節(jié)起拱線處內(nèi)側(cè)鋼筋應(yīng)力(MPa)；σ′ho為腐蝕減薄管節(jié)起拱線處外側(cè)鋼筋應(yīng)力(MPa)。

不難看出式(19)的應(yīng)用是有限制的，主要體現(xiàn)在兩個方面：(1)σ′ho

(20)

因此，采用塑性鉸模型進(jìn)行計(jì)算時，當(dāng)混凝土腐蝕深度ddlimit，殘余的保護(hù)層不足以承擔(dān)壓應(yīng)力，采用內(nèi)側(cè)鋼筋作為鉸支點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算，此時內(nèi)側(cè)鋼筋受壓，起拱線處截面的破壞判據(jù)采用外側(cè)鋼筋發(fā)生屈服，即σ′ho=fy，如圖6所示。式中,σ″ho表示d>dlimit時腐蝕減薄管節(jié)起拱線處外側(cè)鋼筋應(yīng)力。

圖6 起拱線處腐蝕減薄后截面受力情況

于是可以得到：

(21)

式中：M′h為腐蝕鋼筋混凝土管節(jié)水平截面承受的最大彎矩(N·mm)。

聯(lián)立式(3),(16),(21)，即可求得腐蝕缺陷混凝土管節(jié)在TEB條件下的剩余承載能力公式：

(22)

式中：F′為腐蝕鋼筋混凝土管節(jié)剩余承載力。

1.3 實(shí)例計(jì)算

試驗(yàn)所用的鋼筋混凝土管節(jié)的各項(xiàng)參數(shù)如表2所示。

表2 試驗(yàn)用鋼筋混凝土管節(jié)性能參數(shù)

將上述各項(xiàng)參數(shù)代入式(14)， 求得該管節(jié)在無損條件下的TEB承載力約為427.55 kN，內(nèi)外層鋼筋協(xié)調(diào)受拉變形的極限混凝土腐蝕深度dlimit=24.3 mm。

如1.2節(jié)所述，本文僅討論腐蝕減薄深度對鋼筋混凝土管節(jié)剩余承載力的影響，因此將鋼筋的材料強(qiáng)度折減系數(shù)kr設(shè)為1，此時kb僅受到鋼筋暴露面積比的影響，按照式(23)進(jìn)行取值，該取值是依據(jù)內(nèi)保護(hù)層腐蝕后鋼筋未暴露的面積比(也即鋼筋 - 混凝土接觸部分面積比)進(jìn)行簡化計(jì)算，后文會采用試驗(yàn)方法討論該取值方法的適用性。

(23)

當(dāng)腐蝕至內(nèi)層箍筋完全暴露時，混凝土腐蝕深度d=36 mm，在此范圍內(nèi)采用公式(22)計(jì)算腐蝕管節(jié)的TEB剩余承載力，混凝土腐蝕深度對剩余承載力的影響如圖7所示。

圖7 理論計(jì)算的F′-d曲線

從圖7中可以看到，隨著混凝土腐蝕深度的增加，管節(jié)的剩余承載力呈階段性線性下降趨勢，當(dāng)混凝土腐蝕深度達(dá)到dlimit時，管節(jié)的剩余承載力降低了18.9%；混凝土腐蝕深度大于dlimit之后，剩余的混凝土保護(hù)層無法承擔(dān)鉸支點(diǎn)處的壓應(yīng)力，內(nèi)層鋼筋作為新的塑性鉸支點(diǎn)受壓，此時只有外層鋼筋受拉，由于采用分段函數(shù)進(jìn)行計(jì)算，剩余承載力呈現(xiàn)斷崖式下降，混凝土腐蝕深度達(dá)到28 mm時，管節(jié)剩余承載力為無損管節(jié)的74.82%?？梢钥吹交炷粮g深度達(dá)到dlimit之后，隨著混凝土腐蝕深度增加，管節(jié)剩余承載力的下降反而變得不明顯，這是由于當(dāng)以內(nèi)層鋼筋作為塑性鉸支座進(jìn)行計(jì)算之后，即使混凝土腐蝕深度繼續(xù)加深，外層鋼筋中拉力對鉸支座取矩的距離始終保持不變，所以M′h也不變。當(dāng)混凝土腐蝕深度大于as后，由于鋼筋籠開始暴露，kb按照鋼筋 - 混凝土接觸面積比進(jìn)行折減，管節(jié)的剩余承載力再次發(fā)生較大折減，此時混凝土和鋼筋之間的脫空導(dǎo)致二者之間的協(xié)調(diào)變形失效。

2 腐蝕減薄管節(jié)TEB試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)?zāi)康呐c方法

在理論研究的基礎(chǔ)上，本節(jié)采用TEB試驗(yàn)對腐蝕減薄管節(jié)的剩余承載力進(jìn)行研究。根據(jù)GB/T 16752—2017《混凝土和鋼筋混凝土排水管試驗(yàn)方法》[11]，TEB試驗(yàn)的試驗(yàn)裝置如圖8所示，主要包括加載架、下支承梁、上支承梁以及墊條。本次試驗(yàn)采用1000 kN電液伺服靜力加載系統(tǒng)對待測管節(jié)進(jìn)行豎向加載。上支承梁為一根矩形鋼梁，寬0.3 m，長度與待測管節(jié)長度相等(2 m)，鋼梁上部與加載機(jī)頭相連，鋼梁與管節(jié)之間鋪設(shè)橡膠墊條以使荷載均勻分布到管節(jié)外表面。下支承梁由兩根0.2 m×0.2 m×2 m的硬木組合而成，同樣與待測管節(jié)等長，且兩根硬木之間的距離為待測管節(jié)外徑的1/12(120 mm)。

圖8 試驗(yàn)裝置示意

TEB試驗(yàn)共設(shè)置3組，包括1組無損管節(jié)試驗(yàn)和2組腐蝕減薄試驗(yàn)，如表3所示。

表3 模型試驗(yàn)各組別及參數(shù) mm

2.2 試驗(yàn)過程

TEB試驗(yàn)過程主要包括以下步驟：

(1)管節(jié)預(yù)處理。E1無須經(jīng)過預(yù)處理，E2和E3對內(nèi)保護(hù)層進(jìn)行減薄處理，采用風(fēng)鎬進(jìn)行人工鑿毛處理的方式進(jìn)行模擬，如圖9所示。鑿毛后采用激光測距儀測量管內(nèi)10個不同方向及位置的內(nèi)徑并取平均值，得到E2中的鑿毛深度(混凝土腐蝕深度)約為10 mm，E3中鑿毛深度(混凝土腐蝕深度)約為36 mm，從圖9d中可以看到，開鑿后管節(jié)內(nèi)圈箍筋幾乎完全露出，部分位置內(nèi)圈鋼筋籠已經(jīng)與混凝土基體脫空。

圖9 管節(jié)內(nèi)部鑿毛減薄處理

(2)傳感器布設(shè)。TEB試驗(yàn)管節(jié)內(nèi)部布置及各傳感器實(shí)物照片如圖10所示，管節(jié)沿縱向劃分3個斷面，分別標(biāo)記為S-1，S0和S+1。其中S0為管節(jié)中間位置截面，S-1和S+1分別往兩側(cè)偏移400 mm。在3個斷面依次采用裂縫觀測儀、LVDT壓電式位移計(jì)及應(yīng)變片、CCD高速相機(jī)進(jìn)行測量。其中，裂縫觀測采用HC-U81混凝土超聲波檢測儀對分級加載過程不同階段的管頂、管底及側(cè)面裂紋的寬度及深度進(jìn)行觀測測量；豎直及水平方向變形量采用兩只LVDT20-100 mm差動變壓器式位移傳感器進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測；采用82 mm×11 mm電阻式應(yīng)變片在管節(jié)內(nèi)外兩側(cè)的管頂、管底、兩側(cè)起拱線及45°位置進(jìn)行應(yīng)變測量；在管節(jié)內(nèi)部S+1截面沿環(huán)向均勻布設(shè)32個標(biāo)志塊，采用不同的幾何圖案加以區(qū)分，在正對標(biāo)志塊一側(cè)管節(jié)外架設(shè)CCD(Charge Coupled Device，電荷耦合元件)相機(jī)對管節(jié)加載全過程進(jìn)行快速拍照(1 fps)。所有參數(shù)均通過NI采集通道進(jìn)行實(shí)時采集和上傳。

圖10 試驗(yàn)管節(jié)內(nèi)部布置/mm

(3)分級加載。試驗(yàn)過程中，采用控制位移的方法對管節(jié)分級進(jìn)行加載，在0～150 kN時加載速率為3 mm/min，隨后改為以1 mm/min的速率加載直到管節(jié)破壞。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

E1～E3組試驗(yàn)中測得的管道F-Δ曲線如圖11a所示，并將理論計(jì)算得到的管節(jié)承載能力標(biāo)于圖中進(jìn)行對比，其中無損管節(jié)(d=0 mm)的承載能力為389.17 kN，比理論值(427.55 kN)低8.98%，混凝土腐蝕深度d≤dlimit(d=10 mm)時，管節(jié)剩余承載能力為374.55 kN，比理論值(390.36 kN)低4.05%，混凝土腐蝕深度d>dlimit(d=36 mm)時，管節(jié)剩余承載能力為186.41 kN，比理論值(318.00 kN)低41.38%。可以看到，當(dāng)d≤dlimit時，試驗(yàn)值和理論值的誤差在10%以內(nèi)，而當(dāng)d>dlimit之后，可以看到管節(jié)的剩余承載能力有了大幅的下降，說明鋼筋與混凝土是否協(xié)調(diào)變形會在很大程度上影響管節(jié)的承載能力。

圖11b中顯示了剩余承載力計(jì)算值和試驗(yàn)值的對比情況。其中，對于計(jì)算值圖中給出了kb分別按1和式(23)進(jìn)行取值的計(jì)算結(jié)果，同樣以dlimit作為分界線，可以看出在ddlimit后，試驗(yàn)值則明顯低于采用kb=1計(jì)算的結(jié)果，而式(23)是考慮了鋼筋 - 混凝土接觸面積減少導(dǎo)致粘結(jié)力折減的取值方法，采用該方法進(jìn)行kb取值后得到的結(jié)果(210.66 kN)和實(shí)際結(jié)果(186.41 kN)較為接近，說明該模型可以更好地的反映實(shí)際情況。

圖11 實(shí)測的F-Δ曲線對比和剩余承載力理論 - 試驗(yàn)值對比

3 結(jié)論與展望

本文得到的主要結(jié)論包括：

(1)結(jié)合管道力學(xué)中的塑性鉸模型和雙筋矩形受彎截面分析，推導(dǎo)了雙層配筋鋼筋混凝土管在TEB試驗(yàn)中的最大承載力計(jì)算公式，并在此基礎(chǔ)上推導(dǎo)了鋼筋混凝土管腐蝕減薄后，其剩余承載力與混凝土腐蝕深度之間的關(guān)系；

(2)對鋼筋混凝土管節(jié)進(jìn)行室內(nèi)TEB試驗(yàn)，分別對無損、保護(hù)層未完全腐蝕和保護(hù)層完全腐蝕的管節(jié)進(jìn)行試驗(yàn)，測得其剩余承載力大小并與理論值相比較。結(jié)果表明，當(dāng)混凝土腐蝕深度小于鋼筋協(xié)同受拉變形極限混凝土腐蝕深度(d≤dlimit)時，試驗(yàn)結(jié)果與模擬值和理論值均較為接近，而當(dāng)混凝土腐蝕深度達(dá)到保護(hù)層厚度后，試驗(yàn)測得的管節(jié)剩余承載力要明顯低于理論值，這是由于保護(hù)層完全腐蝕后，鋼筋與混凝土界面開始發(fā)生剝離，二者之間的粘結(jié)系數(shù)kb開始下降，采用鋼筋 - 混凝土界面接觸面積比來表征系數(shù)kb的值并對公式進(jìn)行修正，修正后的結(jié)果可以較好的吻合實(shí)驗(yàn)情況。

(3)本文所得到的腐蝕減薄缺陷鋼筋混凝土管節(jié)剩余承載力計(jì)算模型能夠應(yīng)用于各類地下通道結(jié)構(gòu)(電纜通道、綜合管廊、排水管道等)的檢測評估中，結(jié)合檢測得到的各項(xiàng)參數(shù)可以算出缺陷通道結(jié)構(gòu)的剩余承載力，將其與結(jié)構(gòu)目前所承受的外荷載進(jìn)行對比，能夠較好地評價(jià)缺陷地下通道結(jié)構(gòu)的服役現(xiàn)狀及安全性，并依據(jù)評價(jià)結(jié)果對其進(jìn)行進(jìn)一步的修復(fù)或更新處理，有較大的工程應(yīng)用價(jià)值。

(4)本文研究了混凝土腐蝕減薄對鋼筋混凝土管節(jié)承載能力的影響，并進(jìn)行了三點(diǎn)法外荷載試驗(yàn)。由于試驗(yàn)條件限制，采用人工鑿毛的方法進(jìn)行管節(jié)內(nèi)壁處理，以此模擬管節(jié)的減薄，這樣處理同樣忽略了鋼筋銹蝕對承載能力降低的影響，因此得到的計(jì)算模型中鋼筋的強(qiáng)度折減系數(shù)kr取為1。這樣雖能更好地反映管節(jié)混凝土保護(hù)層減薄單一因素對剩余承載力的影響，但是在實(shí)際情況中，混凝土的腐蝕和鋼筋的銹蝕往往是同時出現(xiàn)的，因此本文計(jì)算模型仍有一定局限性，需要結(jié)合鋼筋銹蝕特征，進(jìn)一步討論混凝土保護(hù)層腐蝕和鋼筋銹蝕耦合作用對結(jié)果承載能力的影響，這也可以為后續(xù)研究提供思路。