馬運朝， 李修坤， 王雙喜

(1.湖北交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 湖北 武漢 430079； 2.湖北省交通投資集團有限公司)

鋼筋混凝土圓管涵一般采用離心懸輥工藝或人工澆搗法制作成型，其中離心懸輥工藝因具有設(shè)備簡單、生產(chǎn)便利、預(yù)制周期短等特點而得到了更為廣泛的應(yīng)用。采用離心懸輥工藝生產(chǎn)時，混凝土可采用一次成型或兩次成型的方法進行澆注。一次成型法即為一次性連續(xù)投料直至管涵成型；兩次成型法需在投料至2/3壁厚時暫停澆筑并采取排水措施，在積水排盡后再繼續(xù)澆筑。采用離心法制管時，混凝土平均強度相比于人工澆搗管涵會有所提高，但離心作用使混凝土混合料產(chǎn)生離析，導(dǎo)致管涵混凝土強度沿壁厚方向的分布極不均勻，外壁的混凝土強度顯著高于內(nèi)壁，內(nèi)壁混凝土強度有可能低于人工澆搗的管涵。然而，現(xiàn)行的鋼筋混凝土圓管涵計算公式均未考慮離心管涵內(nèi)外壁混凝土強度的差異，其內(nèi)外壁混凝土設(shè)計強度取為一致，這樣便高估了離心管涵內(nèi)壁的混凝土強度，并且未充分利用離心管涵外壁的混凝土強度。

在中國高等級公路中廣為應(yīng)用的、按現(xiàn)行規(guī)范設(shè)計的鋼筋混凝土圓管涵中，在施工和運營階段，離心管涵的開裂現(xiàn)象比較普遍。而管涵壁混凝土強度是影響管涵抗裂能力和極限承載能力計算的主要因素，因此合理確定離心管涵管壁混凝土強度顯得極為重要。此外，離心管涵可沿壁厚方向?qū)⒒炷练譃槎鄬?，每層混凝土強度均不相同，而現(xiàn)行的諸多混凝土測試方法，如回彈法、超聲波法、拔出法和鉆芯法等，或測試精度有限、或只能評定離心管涵混凝土的平均強度，均無法準(zhǔn)確測量混凝土強度沿管涵壁厚方向的變化。因此，為合理確定離心管涵內(nèi)外壁混凝土強度的真實取值，該文對不同工藝制作的管涵和管涵切割試塊進行試驗測試，以期比較采用不同工藝制作時管涵內(nèi)外壁混凝土強度的差異，并對其合理取值提出建議。

1 試驗概況

1.1 試件制作

試件取自6節(jié)管涵模型，除管長不同外，模型管涵的制作工藝和參數(shù)均與所研究的實際管涵完全一致，可以真實地反映實際管涵的力學(xué)性能。模型管涵的管長L=500 mm、內(nèi)徑D=1 250 mm、管壁厚δ=120 mm。模型管涵共6節(jié)，根據(jù)其制作成型工藝的不同(兩次投料離心成型、一次投料離心成型和人工立式澆注成型)分為3組，每組2節(jié)，配筋管涵和不配筋的素混凝土管涵各1節(jié)。每節(jié)管涵均同時制作6個邊長為100 mm的混凝土立方體試塊，立方體試塊采用常規(guī)方法制作，非離心成型，混凝土強度按C30配制。配筋管涵的配筋情況如圖1所示，均采用雙層配筋，縱向鋼筋為32φ6，螺旋主筋5圈，直徑為φ10，鋼筋保護層厚度為20 mm。

圖1 配筋管涵截面示意圖(單位：cm)

離心成型管的成型過程與相應(yīng)的延續(xù)時間為：投料過程5～7 min，轉(zhuǎn)速為80～110 r/min；初(慢)速過程4～5 min，轉(zhuǎn)速為120～170 r/min；中速過程4～5 min，轉(zhuǎn)速為200～280 r/min；快速過程25～35 min，轉(zhuǎn)速為350～450 r/min。所有管涵以及立方體試塊均采用坑式蒸氣濕熱養(yǎng)護，澆筑成型后靜置2 h，然后按以下階段養(yǎng)護：升溫過程至溫度為85 ℃，耗時2 h；恒溫過程溫度85 ℃，持續(xù)4 h；降溫過程至溫度45 ℃，持續(xù)45 min。管涵養(yǎng)護達(dá)到強度要求以后，使用混凝土切割機分別將6節(jié)管涵按圖2所示在環(huán)向按六等分沿管縱向切割，制作成弧形板式構(gòu)件用以進行加載試驗。無筋弧形板式構(gòu)件進行彎拉強度試驗破壞后，每一試件均從板跨中部位斷裂成兩塊，因而將斷裂后的每一塊混凝土試件邊緣磨平后再做抗壓強度試驗。

圖2 管涵切割位置圖(單位：cm)

1.2 試驗加載方式及測點布置

為測出管涵內(nèi)外壁混凝土彎曲抗拉強度，采用如圖3、4所示的方法進行試驗。圖3為管涵內(nèi)壁受拉的試驗裝置，圖4為管涵外壁受拉的試驗裝置。弧形板式構(gòu)件的應(yīng)變測點布置在試件跨中的頂面和底面。

圖3 彎拉試驗裝置(管內(nèi)壁受拉)

圖4 彎拉試驗裝置(管外壁受拉)

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 彎拉試驗結(jié)果及分析

根據(jù)試驗測得的各試件開裂荷載Pcr，可由式(1)～(3)計算出相應(yīng)部位混凝土的彎曲抗拉強度ft，其中截面塑性抵抗矩系數(shù)γm為考慮截面受拉區(qū)混凝土的塑性影響。

(1)

(2)

(3)

式中：l為試驗裝置中管涵試件兩支撐點之間的距離；h為管涵壁厚；b為管涵的截面寬度；γm為截面塑性抵抗矩系數(shù)，此處取1.75。

彎拉試驗結(jié)果列于表1中。為便于比較，表中還

表1 試件的抗拉強度測試結(jié)果

列出了混凝土立方體抗壓強度為30.59 MPa的兩次投料離心管涵試件的結(jié)果，并根據(jù)混凝土抗拉強度和立方體抗壓強度之間的統(tǒng)計關(guān)系，換算成混凝土立方體抗壓強度34.39 MPa的相應(yīng)值。

由表1可知：采用不同工藝制作時管涵的內(nèi)、外壁混凝土抗拉強度均有所不同，可以得到以下結(jié)論：

(1) 離心法制管的投料方式對管涵內(nèi)壁的混凝土抗拉強度影響不明顯。離心兩次投料時管涵內(nèi)壁的混凝土抗拉強度比人工澆搗時高8%～11%，而離心一次投料時管涵內(nèi)壁的混凝土抗拉強度比人工澆搗時低1%～4%。

(2) 離心法制管的投料方式對管涵外壁混凝土抗拉強度的影響較大，但兩種投料方式的離心管涵外壁混凝土抗拉強度均高于人工澆搗管涵。離心管涵的外壁混凝土抗拉強度比人工澆搗時高20%～28%。

(3) 鋼筋的配置對管涵混凝土抗拉強度的影響不明顯。采用離心法制管時，無筋試件的混凝土抗拉強度與配筋試件相差均不超過3%；采用人工澆搗時，無筋試件的混凝土抗拉強度與配筋試件相差均不超過6%。

基于抗拉強度試驗結(jié)果，該文建議在管內(nèi)徑D=1 250 mm、管壁厚δ=120 mm的管涵結(jié)構(gòu)設(shè)計計算中，可按表2中的調(diào)整系數(shù)對管涵內(nèi)、外壁混凝土的抗拉強度予以折算。

表2 混凝土抗拉強度調(diào)整系數(shù)

2.2 抗壓試驗結(jié)果及分析

2.2.1 回彈試驗結(jié)果及分析

為比較采用不同工藝制作時不同管徑的管涵內(nèi)外壁混凝土強度的差異，采用回彈儀測試了采用不同工藝制作的兩種管徑管涵內(nèi)外管壁混凝土的抗壓強度，對比結(jié)果見表3。

由表3可知：采用不同工藝制作的不同管徑的管涵內(nèi)外壁混凝土抗壓強度均有所不同。對比不同工藝制作的管涵內(nèi)外壁混凝土抗壓強度，可以得到以下結(jié)論：

(1) 離心法制管的投料方式對管涵內(nèi)壁的混凝土抗壓強度有顯著的影響，但對管涵外壁混凝土抗壓強度的影響較小。兩次投料離心管涵的內(nèi)壁混凝土抗壓強度比一次投料時提高了35%，而兩種投料方式的離心管涵外壁混凝土抗壓強度相差不超過3%。

(2) 離心管涵的混凝土抗壓強度與人工澆搗管涵有較大的差異。相比于采用人工澆搗的制作工藝，兩次投料離心管涵的內(nèi)壁混凝土抗壓強度提高了18%，而一次投料離心管涵的內(nèi)壁混凝土抗壓強度降低了13%。離心管涵的外壁混凝土抗壓強度比人工澆搗管涵提高了61%～65%。

表3 回彈法測定的混凝土抗壓強度值比較

(3) 對比不同管徑的管涵內(nèi)外壁混凝土抗壓強度，可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)D>1 250 mm時，管涵內(nèi)外壁混凝土抗壓強度的差異隨著管涵內(nèi)徑和壁厚的增加而顯著增大。當(dāng)管涵內(nèi)徑為1 250 mm、壁厚為120 mm時，內(nèi)外壁混凝土抗壓強度分別比立方體抗壓強度提高了31%和83%，管涵內(nèi)外壁混凝土抗壓強度相差40%。當(dāng)管涵內(nèi)徑為2 400 mm、壁厚為240 mm時，相比于立方體抗壓強度，管涵內(nèi)壁混凝土抗壓強度降低了39%，而外壁混凝土抗壓強度提高了28%，管涵內(nèi)外壁混凝土抗壓強度相差110%。

2.2.2 柱體抗壓強度試驗結(jié)果及分析

在彎拉試驗中，無筋弧形板式構(gòu)件均表現(xiàn)為跨中混凝土劈裂，原構(gòu)件被均分為兩個部分。劈裂后形成的兩個混凝土試塊的長寬高之比大約為30∶12∶50，其高寬比與棱柱體試塊較為接近，可認(rèn)為其抗壓強度與棱柱體抗壓強度相當(dāng)。因此，對受拉劈裂后的混凝土構(gòu)件進行打磨并開展了軸心受壓性能試驗。試驗測得的抗壓強度與回彈法試驗數(shù)據(jù)的比較列于表4，其中回彈法棱柱體強度推定值fc1是由回彈法測得的管涵內(nèi)外壁混凝土抗壓強度平均值乘以0.76的折算系數(shù)得到的，此系數(shù)考慮了回彈儀精度的影響；而表中切割試塊柱體強度試驗值fc2所反映的亦是整個管壁混凝土抗壓強度的均值。

由表4可知：回彈法測得的棱柱體強度fc1均大于切割試塊柱體強度試驗值fc2，兩者之比均保持在1.10左右。因此，回彈法雖受回彈儀精度限制而不能給出足夠精確的測量數(shù)據(jù)，但其測得的采用不同制作工藝時管涵混凝土抗壓強度變化趨勢和規(guī)律與切割試塊柱體強度試驗基本一致，回彈法測量結(jié)果仍能體現(xiàn)出不同制作工藝以及不同管徑對管涵內(nèi)外壁混凝土抗壓強度差異的影響。

表4 管壁混凝土抗壓強度試驗值比較

基于對管壁混凝土回彈測試數(shù)據(jù)和弧形板式構(gòu)件的抗壓強度試驗結(jié)果的綜合分析，該文建議在管內(nèi)徑D=1 250 mm，管壁厚δ=120 mm的管涵結(jié)構(gòu)設(shè)計計算中，可按表5中的調(diào)整系數(shù)對管壁混凝土抗壓強度進行調(diào)整。

表5 混凝土抗壓強度調(diào)整系數(shù)αc

3 機理分析及結(jié)果驗證

3.1 機理分析

由上述試驗研究可以發(fā)現(xiàn)，管涵的制作工藝對其內(nèi)外壁的混凝土強度有著顯著的影響。人工澆搗管涵一般采用立式支模，混凝土混合料基本沿管壁均勻分布，因此管涵內(nèi)壁和外壁的混凝土強度均為一致。離心制作工藝采用的是懸輥機，利用懸輥軸轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的離心力使管涵成型。在離心過程中，混凝土混合料中的大顆粒會逐漸向管涵外壁聚集，在管涵內(nèi)壁留下水泥漿和細(xì)顆粒。使得離心管涵的混凝土強度沿壁厚方向由內(nèi)向外逐漸增大，外壁混凝土強度明顯高于內(nèi)壁。針對管涵制作過程中的離心現(xiàn)象，混凝土的投料方式可采用兩次投料技術(shù)，即在投料達(dá)到1/3壁厚時采取管內(nèi)排水措施，使得管涵內(nèi)壁混凝土的水灰比減少。而一次投料技術(shù)即為一次性投料成型，未采取任何排水措施。因此，二次投料離心管涵的內(nèi)壁混凝土強度會比采用一次投料技術(shù)和人工澆搗技術(shù)時更高，一次投料離心管涵的內(nèi)壁混凝土強度會稍低于人工澆搗管涵。但由于懸輥機的離心作用，兩種投料方式的離心管涵外壁混凝土均較為密實，管內(nèi)排水措施亦對外壁混凝土無明顯影響。因此，兩種投料方式的離心管涵外壁混凝土強度較為接近，且均高于人工澆搗管涵。

3.2 結(jié)果驗證

為進一步驗證該文提出的抗拉強度和抗壓強度調(diào)整系數(shù)的合理性，對抗壓強度與抗拉強度調(diào)整系數(shù)之間的關(guān)系進行了分析?；炷量箟簭姸扰c抗拉強度之間的對應(yīng)關(guān)系按式(4)進行計算：

(4)

根據(jù)式(4)可由抗壓強度調(diào)整系數(shù)αc計算出相應(yīng)的抗拉強度調(diào)整系數(shù)αt0，再將αt0與該文提出的抗拉強度調(diào)整系數(shù)αt進行對比，計算結(jié)果列于表6中。

表6 抗壓強度與抗拉強度調(diào)整系數(shù)比較

由表6可以發(fā)現(xiàn)：αt0/αt保持在0.95～1.05之間，表明該文提出的抗拉強度和抗壓強度調(diào)整系數(shù)基本符合混凝土抗拉強度與抗壓強度之間的統(tǒng)計關(guān)系。

4 結(jié)論

對管涵試件進行了彎曲抗拉試驗、回彈試驗和抗壓強度試驗，得到以下結(jié)論：

(1) 離心管涵的混凝土強度與人工澆搗管涵有較大的差異；離心法制管的投料方式對管涵內(nèi)壁的混凝土強度有顯著的影響。

(2) 基于對試驗結(jié)果的綜合分析，針對內(nèi)徑為1 250 mm、壁厚為120 mm的混凝土管涵，提出了管涵混凝土抗拉強度和抗壓強度調(diào)整系數(shù)。該系數(shù)考慮了不同制作工藝對管涵混凝土強度的影響，可應(yīng)用于此類混凝土管涵的結(jié)構(gòu)設(shè)計分析中。

(3) 當(dāng)管涵內(nèi)徑D>1 250 mm時，管涵內(nèi)外壁混凝土強度的差異隨著管涵內(nèi)徑和壁厚的增加而顯著增大。對于大直徑管涵內(nèi)外壁混凝土強度的差異有必要進行進一步的深入研究。

(4) 采用一次投料技術(shù)或二次投料技術(shù)時，離心管涵外壁混凝土強度差異不大，且兩種離心管涵的外壁混凝土強度均高于人工澆搗管涵。但采用二次投料技術(shù)可以明顯提高離心管涵的內(nèi)壁混凝土強度。對于大直徑管涵的生產(chǎn)，建議采用兩次或兩次以上的投料工藝，以保證管涵具有較高的強度和較好的抗裂抗?jié)B性能。