超高性能混凝土預(yù)制拼裝綜合管廊抗剪承載力*

陳樹輝 夏樟華 吳澤霖 許有勝 呼明亮 朱三凡

(1.健研檢測(cè)集團(tuán)有限公司, 福建廈門 361004; 2.福州大學(xué)土木工程學(xué)院, 福州 350108; 3.深圳市市政設(shè)計(jì)研究院有限公司, 廣東深圳 518038)

近年來各類城市管線越來越多,大容量和多艙化成為綜合管廊發(fā)展的新趨勢(shì)。預(yù)制管廊容量的增大和艙數(shù)的增加必然使其節(jié)段質(zhì)量大幅增大。然而受吊裝設(shè)備能力的限制,使得預(yù)制拼裝綜合管廊的多艙化變得較為困難。隨著超高性能混凝土(UHPC)的快速發(fā)展,其超高的致密性和優(yōu)異的力學(xué)性能使得結(jié)構(gòu)的質(zhì)量可以大幅降低,構(gòu)件尺寸得以優(yōu)化,可獲得更多的使用空間,從而大量應(yīng)用于預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu)領(lǐng)域;在截面得到優(yōu)化的同時(shí)大大降低預(yù)制拼裝結(jié)構(gòu)運(yùn)輸和吊裝的難度。[1]利用UHPC材料優(yōu)良的抗?jié)B性和耐腐蝕性可以替代地下水侵蝕環(huán)境下的地下結(jié)構(gòu)和管道等普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),顯著提高其耐久性和使用壽命。[2]UHPC為預(yù)制拼裝綜合管廊存在的諸多不足提供了新的解決思路。

目前,對(duì)UHPC梁抗剪性能的研究已有了不少成果。Wu等對(duì)11片Ⅰ形截面 UHPC梁開展了抗剪承載能力的研究試驗(yàn),提出了出現(xiàn)剪切斜裂縫的荷載算式。[3]Baby等對(duì)Ⅰ形截面 UHPC梁受剪性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,結(jié)果表明,不同的纖維方向?qū)α旱目辜舫休d力有較大影響。[4]Voo等對(duì)8片預(yù)應(yīng)力 UHPC工字梁進(jìn)行了試驗(yàn),結(jié)果表明由于纖維的橋聯(lián)作用,使腹板在臨界裂縫出現(xiàn)前出現(xiàn)了大量的剪切裂縫,提高了梁的整體受剪性能。[5]劉超等對(duì)不同剪跨比、有無UHPC層、UHPC層內(nèi)是否配筋等組合梁的抗剪承載力進(jìn)行研究,研究表明:UHPC層可以大幅提高整體結(jié)構(gòu)的抗剪承載力和延性,并通過理論計(jì)算得到了超高性能混凝土-混凝土(UHPC-NC)矩形截面組合梁斜截面抗剪承載能力計(jì)算方法。[6]陳紅波通過建立UHPC短梁拉-壓桿模型,推導(dǎo)了短梁的受剪承載力計(jì)算式。[7]馬熙倫等基于桁架-拱模型對(duì)R-UHPC梁的抗剪極限承載力計(jì)算方法進(jìn)行了優(yōu)化。[8]此外,文獻(xiàn)[9-12] 也介紹了對(duì)UHPC梁結(jié)構(gòu)抗剪承載力計(jì)算方法的推導(dǎo)。徐海賓對(duì)預(yù)應(yīng)力超高性能混凝土梁抗剪性能進(jìn)行了研究,推導(dǎo)了UHPC梁的正常使用極限狀態(tài)下斜裂縫最大寬度計(jì)算式和抗裂剪力計(jì)算式。[13]Xia等認(rèn)為UHPC梁受剪破壞是一種可接受的延性破壞。[14]

利用UHPC材料可以提升橋梁的縱向剛度,為箱形結(jié)構(gòu)的相關(guān)問題提供了新的解決思路。邵旭東等提出可將UHPC材料應(yīng)用于單向預(yù)應(yīng)力UHPC連續(xù)箱梁橋中,通過采用UHPC薄壁型加勁板件,不僅大幅降低了結(jié)構(gòu)質(zhì)量,且能夠取消部分橫、縱向預(yù)應(yīng)力,并在實(shí)踐的應(yīng)用中證實(shí)了其可行性。[15]陳艷平等初步探討了UHPC材料在綜合管廊建設(shè)中的應(yīng)用優(yōu)點(diǎn),對(duì)于綜合管廊現(xiàn)階段存在的接縫問題和耐久性問題通過有限元建模分析對(duì)比,從工程全壽命的角度來講,UHPC相對(duì)普通混凝土在地下綜合管廊的建設(shè)中存在著優(yōu)勢(shì)和發(fā)展?jié)摿Α16]

國內(nèi)外對(duì)超高性能混凝土箱型結(jié)構(gòu)的抗剪性能研究還不完善。因此,以某綜合試驗(yàn)區(qū)管廊單艙縱向1 m節(jié)段為研究對(duì)象,通過試設(shè)計(jì)確定UHPC綜合管廊試驗(yàn)節(jié)段結(jié)構(gòu)尺寸和配筋布置,制定靜力試驗(yàn)方案對(duì)UHPC綜合管廊的受力機(jī)制和破壞特征等進(jìn)行分析,并提出簡化的UHPC綜合管廊結(jié)構(gòu)抗剪承載力計(jì)算方法。

1 既有抗剪承載力計(jì)算式分析

對(duì)于混凝土結(jié)構(gòu)抗剪承載力計(jì)算,不同設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)采用的方法不同,對(duì)UHPC受彎結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗剪承載力計(jì)算最重要是選取正確的計(jì)算模型。因此,參考不同設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)對(duì)UHPC管廊試件的抗剪承載力計(jì)算效果進(jìn)行分析比較,從而選取較為理想的UHPC結(jié)構(gòu)抗剪承載力計(jì)算模型。

現(xiàn)階段國內(nèi)還未有關(guān)于圍壓作用下的UHPC箱形結(jié)構(gòu)抗剪承載力相關(guān)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)及計(jì)算方法,因此選取 GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]、JTG 3362—2018《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》[18]、CECS 38∶2004《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[19]的抗剪承載力計(jì)算式進(jìn)行對(duì)比計(jì)算。

在計(jì)算箱型結(jié)構(gòu)抗剪承載能力的情況下,三種計(jì)算方法所側(cè)重的內(nèi)容有所不同:GB 50010—2010中的算式(式(6.4.10-1))強(qiáng)調(diào)箍筋對(duì)結(jié)構(gòu)抗剪承載力的影響;JTG 3362—2018中的算式(式(5.2.9))側(cè)重普通彎起鋼筋及體內(nèi)外預(yù)應(yīng)力彎起鋼筋的抗剪承載力;CECS 38∶2004中的算式(式(5.2.3))考慮了鋼纖維對(duì)鋼筋鋼纖維混凝土抗剪承載力的影響。

2 UHPC綜合管廊靜力試驗(yàn)和算式驗(yàn)證

2.1 材性試驗(yàn)

為比較現(xiàn)有抗剪極限承載能力計(jì)算方法與文中建議計(jì)算方法的準(zhǔn)確性,結(jié)合福建省某綜合試驗(yàn)區(qū)綜合管廊標(biāo)準(zhǔn)段展開UHPC綜合管廊試設(shè)計(jì)研究。UHPC力學(xué)性能的試驗(yàn)應(yīng)符合GB/T 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[20]及GB/T 31387—2015《活性粉未混凝土》[21]中的規(guī)定。試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱鞑捎霉S標(biāo)準(zhǔn)化UHPC原材料制作,在實(shí)驗(yàn)室配合比試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上,選用水膠比為0.2,鋼纖維體積摻量為2.5%的材料配比。采用邊長為100 mm的立方體試塊測(cè)定UHPC立方體抗壓強(qiáng)度,采用100 mm×100 mm×400 mm的棱柱體試塊測(cè)定UHPC材料軸心抗壓強(qiáng)度,在伺服壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行加載。測(cè)定UHPC軸心抗拉強(qiáng)度時(shí)采用UHPC專用狗骨試件,用試驗(yàn)機(jī)夾住試件兩端沿軸線方向施加拉力,直至試件被拉壞。通過材性試驗(yàn)得到UHPC材料的立方體抗壓強(qiáng)度fcu為150 MPa、軸心抗壓強(qiáng)度fc為130 MPa、軸心抗拉強(qiáng)度ft為8.4 MPa、彈性模量Ec為48.5 MPa。

根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn)第 1 部分:室溫試驗(yàn)方法》[22]規(guī)定選取φ14、φ12、φ10三種規(guī)格的鋼筋用拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行鋼筋材料性能試驗(yàn),最終測(cè)得鋼筋的力學(xué)性能如表1所示。

表1 試驗(yàn)鋼筋材性Table 1 Material property indexes of test rebars

2.2 UHPC綜合管廊試驗(yàn)

管廊節(jié)段試件尺寸為1 950 mm×2 050 mm×1 000 mm,縮尺比例為1∶2。其中,頂板和側(cè)墻厚度為110 mm,底板厚度為125 mm;混凝土保護(hù)層厚度管廊外側(cè)為25 mm,管廊內(nèi)側(cè)為23 mm。整體試驗(yàn)試件尺寸與示意如圖1、2所示?？v向受力筋采用φ14、φ12的HRB335熱軋鋼筋。橫向受力筋采用φ10的HRB335熱軋鋼筋,按兩層布置。配筋情況見圖3,配筋詳情見表2。

a—試件立面; b—試件側(cè)面; c—試件頂面。圖1 試件尺寸 mmFig.1 Specimen sizes

圖2 試件示意Fig.2 A schematic diagram of specimens

圖3 試件配筋 mmFig.3 Details of rebars of specimens

表2 試件的主要配筋Table 2 Main rebars in specimens

管廊試件整體受力性能試驗(yàn)采用穿心千斤頂施加預(yù)應(yīng)力的方式對(duì)結(jié)構(gòu)施加荷載。試驗(yàn)中利用預(yù)留的孔洞,穿心千斤頂一端錨固,另一端加載張拉預(yù)應(yīng)力,張拉端和錨固段通過分配梁進(jìn)行兩級(jí)分配,并放置加載板,以使得受力更均勻并防止局部破壞的發(fā)生,利用2個(gè)1 000 kN的液壓千斤頂(圖4)進(jìn)行加載。

a—加載示意; b—加載裝置。圖4 管廊節(jié)段試驗(yàn)加載裝置及加載形式Fig.4 Loading devices and loading forms for utility tunnel sections

2.3 試驗(yàn)破壞現(xiàn)象

管廊節(jié)段整體采用穿心千斤頂施加預(yù)應(yīng)力的方式對(duì)結(jié)構(gòu)施加荷載,計(jì)算設(shè)計(jì)荷載如表3所示,(計(jì)算荷載標(biāo)準(zhǔn)值為:(恒載+活載)×受荷面積;計(jì)算荷載設(shè)計(jì)值為:(1.2倍恒載+1.4倍活載)×受荷面積),加載程序見表4所示。

表3 計(jì)算設(shè)計(jì)荷載Table 3 Calculated design loads

表4 試驗(yàn)加載程序Table 4 Test procedures

試驗(yàn)采用分級(jí)加載,當(dāng)荷載加載到234 kN時(shí),聽到構(gòu)件內(nèi)鋼纖維撕扯聲音,荷載達(dá)430 kN時(shí),管廊試件頂板跨中純彎段距加載點(diǎn)4 cm內(nèi)壁觀察到第一條豎向裂縫出現(xiàn),試件達(dá)到其開裂荷載。裂縫測(cè)量寬度為0.06 mm,測(cè)量高度為8 cm左右,隨著持荷時(shí)間增長,頂板跨中純彎段距加載點(diǎn)4～21 cm內(nèi)出現(xiàn)多條細(xì)密的豎向裂縫,此時(shí)裂縫最大寬度為0.08 mm,裂縫最大高度發(fā)展到12 cm左右,混凝土的荷載-撓度曲線開始出現(xiàn)較為明顯的轉(zhuǎn)折。試件處于較為明顯的彈性受力階段。

當(dāng)荷載加載到535 kN時(shí),側(cè)墻和底板開始出現(xiàn)細(xì)密裂縫,隨著持荷時(shí)間增加,底板跨中純彎段距加載點(diǎn)5～12 cm內(nèi)出現(xiàn)多條豎向裂縫,裂縫寬度最大為0.07 mm,裂縫高度最高為16 cm;側(cè)墻純彎段距加載點(diǎn)25～56 cm范圍內(nèi)出現(xiàn)多條豎向裂縫,其中裂縫寬度最大為0.07 mm,裂縫高度最高14 cm;之后隨荷載值增大,觀察到裂縫數(shù)量持續(xù)增多,原有裂縫的長度和寬度也不斷延展。試件逐漸由彈性階段、裂縫開展階段向塑性階段過渡。

當(dāng)荷載值達(dá)700 kN時(shí),裂縫數(shù)量增加已不明顯,裂縫寬度仍不斷發(fā)展,此時(shí)管廊試件4個(gè)壁板共形成4條明顯的主裂縫,試件進(jìn)入塑性變形階段。頂板跨中主裂縫寬度最大達(dá)到2.50 mm,底板主裂縫出現(xiàn)斜裂縫,其中一條斜向裂縫發(fā)展為橫向裂縫。

荷載達(dá)900 kN時(shí),可以聽到管廊試件內(nèi)發(fā)出鋼纖維“噼啪”的斷裂和拔出聲,持續(xù)半分鐘后,管廊試件頂板和側(cè)板撓度持續(xù)增大,試件失去繼續(xù)承載的能力,試驗(yàn)結(jié)束。此時(shí)管廊試件破壞后試件裂縫分布如圖5所示。

a—頂板裂縫; b—底板裂縫; c—側(cè)墻1裂縫; d—側(cè)墻2裂縫。圖5 UHPC管廊試件破壞裂縫分布 mmFig.5 Distribution of cracks in the UHPC utility tunnel at failure

從試驗(yàn)破壞現(xiàn)象可以看出:管廊試件的頂板和底板呈現(xiàn)出彎剪破壞特征,即跨中具有主裂縫,而加載點(diǎn)附近以斜向剪切裂縫為主。側(cè)墻上半部形成了明顯的塑性鉸,最終導(dǎo)致管廊結(jié)構(gòu)框架因塑性鉸位移變形過大而喪失承載力破壞。

2.4 荷載-位移曲線

對(duì)管廊試件頂?shù)装搴蛡?cè)墻的荷載-位移曲線的對(duì)比分析(圖6)可以看出:試件頂板和側(cè)墻表現(xiàn)出典型四階段受力機(jī)制,即彈性階段、裂縫開展階段、屈服強(qiáng)化階段和破壞階段。

圖6 管廊試件跨中荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of the specimen at the middle span

試件處于彈性階段未開裂時(shí),其荷載-撓度曲線呈直線。當(dāng)荷載達(dá)到開裂荷載(430 kN)時(shí),試件的荷載-撓度曲線開始出現(xiàn)轉(zhuǎn)折,進(jìn)入裂縫開展階段(裂縫寬度為0.06 mm,高度為8 cm左右)。當(dāng)管廊試件縱向受力筋達(dá)到屈服應(yīng)力(700 kN)時(shí),試件荷載-撓度曲線出現(xiàn)第二次轉(zhuǎn)折點(diǎn),此時(shí)純彎段裂縫(最大寬度為2.5 mm)基本出齊,該階段荷載-撓度曲線斜率較彈性階段有所減小?？v向受力筋發(fā)生屈服進(jìn)入屈服強(qiáng)化階段,該階段管廊試件在承載力變化較小的情況下?lián)隙劝l(fā)展明顯。當(dāng)管廊試件受壓區(qū)混凝土發(fā)生壓碎現(xiàn)象時(shí)開始進(jìn)入破壞階段,此后荷載下降明顯,變形快速發(fā)展,管廊試件破壞,最終極限荷載為900 kN,對(duì)應(yīng)頂板跨中撓度為74.35 mm,底板和側(cè)墻的變跨中變形相對(duì)較小,分別為48.41,38.85 mm,將管廊試件頂板(以頂板破壞作為試件破壞判定標(biāo)準(zhǔn))、底板和側(cè)墻的開裂荷載、屈服荷載、極限荷載及最大撓度列于表5。

表5 管廊試件頂板試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Measured results for roofs of specimens

2.5 試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果比較分析

現(xiàn)有計(jì)算方法計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的對(duì)比情況如表6所示;UHPC管廊抗剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的對(duì)比情況如表7所示。其中Vexp表示試驗(yàn)值,Vcal為計(jì)算值。

表6 現(xiàn)有計(jì)算方法計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比Table 6 Comparisons between calculated values by existing calculation methods and the experimental values

表7 UHPC管廊抗剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比Table 7 Comparisons between calculated values of the shear capacity of UHPC utility tunnels and measured values by tests

通過對(duì)表6的分析得出:GB 50010—2010和JTG 3362—2018計(jì)算結(jié)果相對(duì)于試驗(yàn)實(shí)測(cè)值保守程度較大,原因在于GB 50010—2010和JTG 3362—2018對(duì)UHPC高強(qiáng)度混凝土缺乏適應(yīng)性,無法考慮鋼纖維拉應(yīng)力對(duì)結(jié)構(gòu)抗剪能力的貢獻(xiàn)。CECS 38∶2004中的抗剪計(jì)算模型考慮了鋼纖維拉應(yīng)力對(duì)結(jié)構(gòu)抗剪能力的影響,計(jì)算結(jié)果更加接近試驗(yàn)值,但計(jì)算結(jié)果仍偏于保守,原因?yàn)閁HPC中鋼纖維與基體之間的黏結(jié)性能較普通混凝土更好,所以UHPC中鋼纖維對(duì)于結(jié)構(gòu)抗剪所貢獻(xiàn)的拉應(yīng)力較普通混凝土更大。由表7可知:管廊試件發(fā)生破壞的頂板和側(cè)墻理論計(jì)算值均與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值較為接近,計(jì)算誤差在7%以內(nèi),計(jì)算精度得到改進(jìn)。

3 UHPC管廊抗剪承載力計(jì)算方法

基于現(xiàn)階段試驗(yàn)成果與運(yùn)算簡化,相關(guān)基本假定為[23]:

1)平截面假定;2)結(jié)構(gòu)受壓區(qū)混凝土壓應(yīng)變運(yùn)算簡化為矩形分布;3)鋼筋僅承受其軸向方向的拉力,不承受彎矩和剪力;4)計(jì)算截面所承受的剪力全部由受壓區(qū)混凝土所承擔(dān);

實(shí)際受力情況中,綜合管廊承受四周環(huán)向分布荷載作用,可簡化模擬為雙向荷載,再由分配梁進(jìn)行分配。綜合管廊在雙向荷載作用下,在結(jié)構(gòu)內(nèi)部會(huì)形成內(nèi)力拱。內(nèi)力拱作用如圖7a中陰影部分所示。取板單元隔離體其受力模型可簡化成以縱筋為拉桿,以混凝土受壓帶為壓桿的拉桿拱,如圖7b所示,圖7c為圖7b中1—1截面受力分析[20]。

圖7 單艙管廊結(jié)構(gòu)受力計(jì)算模型Fig.7 A force calculation model of a single cabin utility tunnel

根據(jù)假定,圍壓作用下管廊結(jié)構(gòu)側(cè)壁傳遞的全部剪力由受壓區(qū)混凝土承擔(dān),受壓區(qū)混凝土切應(yīng)力分布圖形可分解為矩形和拋物線兩種圖形,即裂縫頂端以上為矩形,頂端以下為拋物線型,如圖7c所示。參考CECS 38∶2004中鋼纖維對(duì)結(jié)構(gòu)抗拉能力的影響,得出:

截面1—1承受的總剪力為:

atanα)]+0.7βvλf(1.5-βt)ftbh0

(1)

由圖7b壓桿中微立體可建立方程:

(2)

由圖7c,可得到平衡方程:

(3)

根據(jù)平截面假定,受壓區(qū)鋼筋應(yīng)力為:

(4)

極限荷載下考慮UHPC鋼纖維對(duì)結(jié)構(gòu)抗拉能力的影響,截面總剪力可變化為:

τxy=σ2sinαcosα

(5)

則截面1—1承受的總剪力可寫成:

abtanα]+0.7βvλf(1.5-βt)ftbh0

(6)

式(6)中只有系數(shù)α為未知變量,因此有:

(7)

得到:

(8)

令λ=a/h0,可得:

(9)

將式(9)代入式(6)簡化得到受剪承載力:

0.7βvλf(1.5-βt)ftbh0

(10)

4 結(jié)束語

1)對(duì)UHPC梁抗剪承載力計(jì)算方法進(jìn)行歸納整理。其中,GB 50010—2010未考慮縱筋的抗剪承載力,側(cè)重考慮混凝土抗拉性能和箍筋的抗剪性能,其重點(diǎn)考慮了一般剪扭構(gòu)件混凝土受扭承載力降低系數(shù)。JTG 3362—2018計(jì)算方法與GB 50010—2010大致相同,但考慮了普通彎起鋼筋抗剪承載力和體外預(yù)應(yīng)力彎起鋼筋抗剪承載力。CECS 38∶2004重點(diǎn)考慮了鋼纖維影響與鋼筋鋼纖維混凝土有關(guān)受剪承載力,箍筋有關(guān)的受剪承載力和素混凝土的受剪承載力。通過試驗(yàn)可知,GB 50010—2010計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的誤差在79%,JTG 3362—2018計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的誤差在112%,CECS 38∶2004計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的誤差在57%。

2)通過構(gòu)建優(yōu)化的UHPC管廊結(jié)構(gòu)“內(nèi)力拱”受力計(jì)算模型,結(jié)合UHPC中鋼纖維對(duì)于結(jié)構(gòu)抗剪所貢獻(xiàn)的拉應(yīng)力,提出了適用于UHPC綜合管廊結(jié)構(gòu)分析的抗剪承載力計(jì)算方法,并使計(jì)算誤差控制在7%以內(nèi),較于CECS 38∶2004中的計(jì)算誤差57%,計(jì)算精度得到改進(jìn)。原因?yàn)閁HPC中鋼纖維與基體之間的黏結(jié)性能較普通混凝土更好,所以UHPC中鋼纖維對(duì)于結(jié)構(gòu)抗剪所貢獻(xiàn)的拉應(yīng)力較普通混凝土更大。