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        鋼纖維混凝土管片頂推工況下的力學(xué)響應(yīng)試驗(yàn)

        2022-09-01 07:04:06鄧一三李德明陳代秉
        關(guān)鍵詞:混凝土

        鄧一三,李德明,陳代秉

        (中鐵科學(xué)研究院有限公司, 四川 成都 610031)

        盾構(gòu)隧道襯砌所采用的普通鋼筋混凝土管片具有力學(xué)強(qiáng)度可靠、施工制作技術(shù)成熟等優(yōu)點(diǎn),但在使用過程中也暴露出用鋼量大、生產(chǎn)工效低、局部脆性破損率高等問題。特別是盾構(gòu)管片在頂推過程中的破損及隱形裂縫,對(duì)工程質(zhì)量和后期維護(hù)造成的問題日趨凸顯。為了彌補(bǔ)普通鋼筋混凝土盾構(gòu)管片的缺陷,在混凝土中摻入鋼纖維,提高其抗拉性能,可有效減少裂縫產(chǎn)生,增強(qiáng)結(jié)構(gòu)韌性[1-3]。

        在國(guó)外,鋼纖維混凝土作為結(jié)構(gòu)增強(qiáng)材料在隧道襯砌管片中的應(yīng)用已超過25年,并形成相應(yīng)的理論體系。2002年,國(guó)際材料與工程協(xié)會(huì)提出了針對(duì)鋼纖維混凝土構(gòu)件的承載力及裂縫計(jì)算方法[4],其后,通過材料力學(xué)性能試驗(yàn),歐洲規(guī)范進(jìn)一步完善了鋼纖維混凝土構(gòu)件的承載力及裂縫計(jì)算理論。在國(guó)內(nèi),針對(duì)鋼纖維混凝土管片的抗彎、抗剪、抗裂、沖韌和疲勞等力學(xué)性能也進(jìn)行了較為廣泛的研究[5-9],但上述國(guó)內(nèi)外技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)及成果,均以鋼纖維混凝土管片的正常使用工況為研究對(duì)象,而在盾構(gòu)隧道的施工過程中,管片作為盾構(gòu)機(jī)推進(jìn)系統(tǒng)的反力構(gòu)件,承受了較大的頂推力,故鋼纖維混凝土管片在頂推工況下的破壞形態(tài)和承載能力,仍是有待研究的內(nèi)容。

        目前,國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)普通鋼筋混凝土管片在頂推工況下的部分問題進(jìn)行了研究。鄧尤東等[10]研究了大縱坡隧道掘進(jìn)過程中,不均勻頂推力對(duì)管片變形和結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的影響;彭智勇等[11]研究了管片封頂塊在盾構(gòu)頂推施工時(shí),頂推力的控制性因素。

        在上述研究成果的基礎(chǔ)上,以開口梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ),建立鋼纖維混凝土材料本構(gòu)模型,得到其開裂時(shí)的塑性軸拉強(qiáng)度理論值,進(jìn)而通過全尺寸管片試驗(yàn)和數(shù)值模擬,展現(xiàn)鋼纖維混凝土管片在頂推力作用下的破壞過程曲線,探究管片在頂推工況下的荷載和裂縫發(fā)展規(guī)律,為鋼纖維混凝土管片設(shè)計(jì)和施工過程中頂推力控制提供參考。

        1 鋼纖維混凝土力學(xué)性能測(cè)定

        鋼纖維有阻礙混凝土微裂縫擴(kuò)展及宏觀裂縫形成的作用,可顯著改善混凝土結(jié)構(gòu)的抗拉性能,因此測(cè)定鋼纖維混凝土材料的裂后力學(xué)性能是研究鋼纖維混凝土管片力學(xué)響應(yīng)的基礎(chǔ)。

        1.1 鋼纖維混凝土裂后力學(xué)性能試驗(yàn)

        由于單軸拉伸試件的截面較小,局部纖維的方向性因素對(duì)拉伸強(qiáng)度的實(shí)測(cè)值影響較大,故采用開口梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)(圖1)來測(cè)定鋼纖維混凝土材料力學(xué)性能。

        試驗(yàn)采用C50混凝土和馬克菲爾牌FF3HS鋼纖維澆筑成的150 mm×150 mm×550 mm試件,鋼纖維參數(shù)見表1。試件按照鋼纖維摻量分為30 kg/m3和40 kg/m3兩個(gè)批次,每批次12個(gè)試件。當(dāng)試件成型時(shí)在試件側(cè)面做割縫處理,割縫深度25 mm±1 mm,并在割縫處安裝測(cè)量開口裂縫的夾式引伸計(jì)傳感器,然后對(duì)試件進(jìn)行連續(xù)、均勻加載。得到加載荷載與開口裂縫寬度關(guān)系,即F-COMD曲線,如圖2。

        圖2 鋼纖維混凝土開口梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)的荷載-裂縫Fig. 2 F-COMD curve of SFRC 3-point bending test ofa notched beam

        根據(jù)F-COMD曲線,通過式(1)可得到不同裂縫寬度COMD的彈性彎拉殘余強(qiáng)度值fR。

        (1)

        式中:b為試件的截面寬度;hsp為試件割縫頂?shù)巾斆娴母叨龋籐為試件的跨距;F為試驗(yàn)的加載荷載。

        從試驗(yàn)結(jié)果看,兩批次的鋼纖維混凝土在開口裂縫達(dá)到2.5 mm之前,殘余強(qiáng)度與比例極限強(qiáng)度之比均大于0.8,即fR/fLOP>0.8,都表現(xiàn)有明顯的裂后殘余強(qiáng)度,其中30 kg/m3摻量的試件,隨著COMD的增大呈現(xiàn)出線性軟化行為,而40 kg/m3摻量的試件,則表現(xiàn)出較明顯的理想剛塑性本構(gòu)特征。

        1.2 基于裂后線性軟化模型和剛塑性模型的鋼纖維混凝土力學(xué)性能參數(shù)

        從圖2分析,30 kg/m3摻量的鋼纖維混凝土應(yīng)采用裂后線性軟化模型,如圖3。為了將開口梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)所得的彈性彎拉殘余強(qiáng)度轉(zhuǎn)換為裂后線性軟化模型下的塑性軸拉殘余強(qiáng)度,在內(nèi)力等效原則下,建立了兩者之間的關(guān)系,如圖4。最終材料的塑性軸拉殘余強(qiáng)度以式(2)表示:

        圖3 裂后線性軟化模型Fig. 3 Linear softening post-cracking model

        圖4 基于裂后線性軟化模型的內(nèi)力等效圖Fig. 4 Internal force equivalent diagram based on post-cracking linearsoftening model

        (2)

        式中:fR1和fR3分別為開口梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)中COMD1=0.5 mm和COMD3=2.5 mm時(shí)的彈性彎拉殘余強(qiáng)度值;fFtuk為塑性軸拉殘余強(qiáng)度值。

        40 kg/m3摻量的鋼纖維混凝土則應(yīng)采用理想剛塑性模型,如圖5。在內(nèi)力等效原則下,試驗(yàn)所得的彈性彎拉殘余強(qiáng)度和剛塑性模型下的塑性軸拉殘余強(qiáng)度之間的關(guān)系,如圖6。材料的塑性軸拉殘余強(qiáng)度以式(3)表示:

        圖5 剛塑性模型Fig. 5 Rigid plastic model

        圖6 基于剛塑性模型的內(nèi)力等效圖Fig. 6 Internal force equivalent diagram based on rigid plastic model

        (3)

        根據(jù)開口梁三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)結(jié)果和本構(gòu)模型公式(2)和公式(3),可以求得30 kg/m3和40 kg/m3摻量的鋼纖維混凝土開裂時(shí)的塑性軸拉強(qiáng)度理論值分別為0.45fR1和fR3/3,其具體材料力學(xué)性能參數(shù)見表2。

        表2 鋼纖維混凝土材料力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical property parameters of SFRC

        在上述研究的基礎(chǔ)上,通過頂推試驗(yàn)和數(shù)值仿真,將頂推力及其作用下的管片應(yīng)力與表2中的開裂強(qiáng)度f(wàn)Ftuk進(jìn)行比對(duì),可確定各類鋼纖維混凝土管片的頂推力控制值。

        2 頂推試驗(yàn)方案

        2.1 試驗(yàn)試件選取

        頂推試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作3塊全尺寸鋼纖維混凝土管片,均為6 m外徑的圓形盾構(gòu)管片標(biāo)準(zhǔn)塊,其外弧長(zhǎng)3.77 m,內(nèi)弧長(zhǎng)3.39 m,幅寬1.5 m,厚0.3 m,主要變化參數(shù)是鋼纖維摻量和受力鋼筋的配置,具體見表3。

        表3 試驗(yàn)管片鋼纖維摻量及配筋Table 3 Steel fiber content and reinforcement of test segment

        2.2 試驗(yàn)方法

        試驗(yàn)采用清華大學(xué)-北京佛力系統(tǒng)公司的THUFCS2000試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載,試驗(yàn)機(jī)最大荷載2 000 t,試驗(yàn)加載裝置和感應(yīng)器布置如圖7。為盡可能模擬真實(shí)頂推工況,采用分配梁對(duì)管片進(jìn)行兩點(diǎn)加載,通過分配梁下的墊鐵塊(30 mm×15 mm)和尼龍板(50 mm×25 mm)模擬盾構(gòu)推進(jìn)系統(tǒng)撐靴,墊鐵塊及尼龍板沿管片厚度方向?qū)χ胁贾茫瑑杉虞d點(diǎn)中心間距為850 mm。管片表面布設(shè)量程為10 cm的位移計(jì)和長(zhǎng)度10 cm的應(yīng)變片監(jiān)測(cè)管片開裂,位移計(jì)布設(shè)于撐靴加載點(diǎn)、加載點(diǎn)對(duì)側(cè)和吊裝孔位置,應(yīng)變片除布置于加載點(diǎn)和加載點(diǎn)對(duì)側(cè)外,在管片跨中沿寬度均勻貼片。試驗(yàn)采用TDS-530數(shù)據(jù)采集儀采集位移計(jì)及應(yīng)變片數(shù)據(jù),用裂縫寬度監(jiān)測(cè)儀測(cè)量裂縫寬度。

        圖7 試驗(yàn)加載裝置和感應(yīng)器布置Fig. 7 Loading device and sensor arrangement of test

        試驗(yàn)加載前,將管片內(nèi)外側(cè)用石灰漿刷白,并繪制50 mm×50 mm網(wǎng)格以方便觀測(cè),在裝置安裝前測(cè)量撐靴、壓力傳感器及千斤頂重量,此部分重量為頂推力的附加荷載。

        試驗(yàn)加載采用逐級(jí)加載,每級(jí)荷載10 t,每次加載結(jié)束后保持30 s,觀測(cè)裂縫后繼續(xù)加載,加載至盾構(gòu)常用頂推施工荷載(120 t)時(shí),進(jìn)行反復(fù)加載-卸載循環(huán),5次為一組,完成后繼續(xù)逐級(jí)加載至試驗(yàn)結(jié)束。

        3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

        試驗(yàn)加載至120 t并反復(fù)加載-卸載循環(huán)過程中,3塊試驗(yàn)管片均無(wú)開裂。繼續(xù)加載至218 t時(shí),無(wú)筋鋼纖維管片SF40在加載點(diǎn)對(duì)側(cè)中部出現(xiàn)初始裂縫,如圖8(a);至250 t時(shí),加載點(diǎn)下方逐漸有裂縫展開,而中部第1條裂縫寬度擴(kuò)大至0.2 mm;至360 t時(shí),中部第1條裂縫上下貫穿,如圖8(b);至400 t時(shí),因貫穿裂縫較大結(jié)束試驗(yàn)。少筋鋼纖維管片6R18-SF30和8R16-SF30分別在荷載至238 t和331 t時(shí),出現(xiàn)初始裂縫;在加載至360 t和340 t時(shí),裂縫最大寬度達(dá)到0.2 mm,其裂縫的出現(xiàn)位置和展開方式與無(wú)筋纖維混凝土基本相同。試驗(yàn)加載及管片響應(yīng)匯總見表4。

        表4 試驗(yàn)加載及管片響應(yīng)匯總Table 4 Summary of test loading and segment response

        圖8 管片的初裂位置及裂縫展開路徑Fig. 8 Initial crack position and crack development path of segment

        試驗(yàn)管片的初始裂縫出現(xiàn)位置均在撐靴加載點(diǎn)的對(duì)側(cè),而直至裂縫貫穿并擴(kuò)大至0.2 mm,也未出現(xiàn)加載點(diǎn)位置的鋼纖維混凝土局部壓碎破壞,由此可見,管片在頂推工況下,最先發(fā)生的破壞形式為受拉區(qū)應(yīng)力超過材料塑性軸拉強(qiáng)度而導(dǎo)致的破壞,而加載點(diǎn)位置的局部受壓破壞不起控制作用。

        圖9分別描述了3塊不同鋼筋配置的鋼纖維混凝土管片,在頂推力作用下,管片第1條裂縫的展開規(guī)律,其中管片SF40和8R16-SF30的裂縫由位移計(jì)捕捉,管片6R18-SF30的裂縫由應(yīng)變片捕捉。

        圖9 管片初裂位置的荷載-位移曲線Fig. 9 Load-displacement curve of initial crack position of segment

        試驗(yàn)表明,無(wú)筋鋼纖混凝土管片(SF40)和少筋鋼纖維混凝土管片(6R18-SF30、8R16-SF30)在盾構(gòu)常用頂推施工荷載的反復(fù)作用下均無(wú)裂縫產(chǎn)生,試驗(yàn)管片最小開裂荷載為218.1 t,為常用施工頂推力的1.8倍,滿足工程應(yīng)用的需要。

        在沿寬度均勻配置鋼筋后,管片6R18-SF30和8R16-SF30的開裂荷載均高于無(wú)筋纖維混凝土管片,且在鋼纖維摻量和鋼筋配筋率基本相同的情況下,鋼筋采用較小直徑和較密間距配置的管片8R16-SF30開裂荷載明顯高于管片6R18-SF30。可見,在頂推工況下,管片在荷載下的力學(xué)響應(yīng),受鋼筋配置因素的影響較大。因此,當(dāng)盾構(gòu)掘進(jìn)施工過程中,需要較大推進(jìn)力時(shí),即使正常使用工況下的地層水土壓力較小,也應(yīng)在管片弧長(zhǎng)方向配置適宜的構(gòu)造鋼筋以控制頂推工況下的裂縫展開,且鋼筋應(yīng)以細(xì)而密的配筋方式為主。

        管片SF40從開裂至裂縫寬度達(dá)到0.2 mm,荷載增幅較小,僅提高了14.6%,故無(wú)筋鋼纖維混凝土管片應(yīng)以開裂荷載作為頂推工況下的控制荷載。

        4 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

        根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象和實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),管片在頂推工況下的開裂和破壞主要由拉應(yīng)力增大導(dǎo)致,而僅通過試驗(yàn),難以直接建立頂推荷載和管片應(yīng)力的關(guān)系,故采用數(shù)值仿真手段,進(jìn)一步探究頂推工況下,管片的應(yīng)力變化趨勢(shì),模擬試驗(yàn)所展現(xiàn)的力學(xué)響應(yīng)規(guī)律,并將試驗(yàn)開裂荷載作用下的管片應(yīng)力與開裂強(qiáng)度理論值fFtuk進(jìn)行比對(duì)。

        數(shù)值仿真采用MIDAS GTS軟件建立三維模型,模擬在試驗(yàn)加載下的管片應(yīng)力變化。模型尺寸為6 m外徑的圓形盾構(gòu)管片標(biāo)準(zhǔn)塊,底面設(shè)置為僅受壓的豎向約束,在頂面試驗(yàn)加載點(diǎn)位置施加試驗(yàn)荷載換算的均布力,通過荷載函數(shù)擬合試驗(yàn)實(shí)際加載曲線,計(jì)算模型如圖10。

        圖10 數(shù)值仿真模型Fig. 10 Numerical simulation model

        圖11描述了鋼纖混凝土管片在各級(jí)荷載下的應(yīng)力云圖變化。由圖可見,隨著荷載的增大,管片的水平向(垂直于荷載方向)拉應(yīng)力范圍從加載點(diǎn)的對(duì)側(cè)開始逐漸擴(kuò)大,加載至30 t后,拉應(yīng)力區(qū)域基本固定,但加載點(diǎn)對(duì)側(cè)管片邊緣(試驗(yàn)初裂縫出現(xiàn)位置)的拉應(yīng)力繼續(xù)增大,至試驗(yàn)開裂荷載218.1 t時(shí),最大水平向拉應(yīng)力已達(dá)2.91 MPa,超過鋼纖維混凝土開裂強(qiáng)度理論值fFtuk??偤奢d繼續(xù)增至800 t,拉應(yīng)力超過開裂強(qiáng)度的范圍從初裂位置延伸至加載點(diǎn)下方,而此時(shí),加載點(diǎn)位置的壓應(yīng)力超過28.17 MPa,鋼纖維混凝土出現(xiàn)局部受壓破壞。

        圖11 分級(jí)加載下的鋼纖混凝土管片應(yīng)力云圖Fig. 11 Stress nephogram of SFRC segment under graded loading

        由數(shù)值模擬結(jié)果可見,管片的應(yīng)力變化趨勢(shì)符合試驗(yàn)所展現(xiàn)的力學(xué)響應(yīng)規(guī)律,試驗(yàn)和數(shù)值模擬中鋼纖維混凝土管片在頂推工況下的破壞形式、開裂荷載、初裂位置、裂縫展開路徑均基本一致。

        5 結(jié) 論

        通過全尺寸管片頂推試驗(yàn)得到了無(wú)筋和少筋鋼纖維混凝土管片在頂推荷載作用下的破壞過程曲線,并采用數(shù)值仿真模擬了頂推試驗(yàn)所展現(xiàn)的力學(xué)響應(yīng)規(guī)律,建立了頂推荷載和管片應(yīng)力的對(duì)應(yīng)關(guān)系,進(jìn)而以應(yīng)力達(dá)到塑性軸拉強(qiáng)度為開裂判據(jù),對(duì)試驗(yàn)得到的頂推控制荷載進(jìn)行了驗(yàn)證,研究結(jié)果表明:

        1)試驗(yàn)管片在常用施工頂推荷載的往復(fù)作用下均無(wú)裂縫產(chǎn)生,試驗(yàn)管片最小開裂荷載為常用頂推力的1.8倍,鋼纖維混凝土管片強(qiáng)度可滿足大部分盾構(gòu)掘進(jìn)施工的需要。

        2)管片在頂推荷載作用下,垂直于荷載方向的拉應(yīng)力區(qū)從加載點(diǎn)對(duì)側(cè)開始,并向加載點(diǎn)位置擴(kuò)展,管片試驗(yàn)和數(shù)值模擬中的初始裂縫均首先出現(xiàn)在加載點(diǎn)對(duì)側(cè)管片邊緣,加載點(diǎn)位置的局部受壓破壞不起控制作用,故在頂推工況下,管片的承載力驗(yàn)算尤其應(yīng)關(guān)注頂推力加載點(diǎn)對(duì)側(cè)的受拉區(qū),少量鋼筋也應(yīng)有針對(duì)性的配置于相應(yīng)位置。

        3)相對(duì)于無(wú)筋鋼纖維混凝土管片,管片弧長(zhǎng)方向的適當(dāng)配筋可較大程度的提高管片開裂荷載并控制裂縫的展開,且細(xì)而密的配筋方式效果更為顯著。試驗(yàn)中,采用8根直徑16 mm鋼筋和6根直徑18 mm兩種鋼筋配置方式的少筋鋼纖維混凝土管片,比無(wú)筋鋼纖維混凝土管片的開裂荷載分別提高了50%和9%。

        4)無(wú)筋鋼纖維混凝土管片從開裂至裂縫寬度達(dá)到0.2 mm,頂推荷載僅提高14.6%,故無(wú)筋鋼纖維混凝土管片應(yīng)以開裂荷載作為頂推工況下的控制荷載。

        采用通用環(huán)管片拼裝的盾構(gòu)隧道是通過調(diào)整封頂塊位置控制隧道線形,則頂推撐靴在管片環(huán)縫接觸面的作用點(diǎn)位置也會(huì)隨之變化,故頂推力作用點(diǎn)靠近管片接頭位置時(shí)的力學(xué)響應(yīng)還需要進(jìn)一步研究。

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