纖維混凝土對深埋調蓄盾構隧道管片力學性能的影響

張金生 莊欠偉 李 東 張 弛

(1. 上海大學力學與工程科學學院土木工程系, 上海 200444; 2. 上海隧道工程有限公司, 上海 200032)

隨著地下空間技術的快速發展, 盾構隧道因其施工周期短、對周圍建筑影響小的優勢被廣泛應用于城市軌道交通、水工等領域[1]. 絕大多數盾構隧道由預制混凝土管片拼接組裝而成[2]. 由于混凝土材料本身的脆性和較低的抗拉強度, 傳統的鋼筋混凝土預制管片很容易在生產、運輸、使用過程中發生開裂甚至損壞, 導致隧道的安全性、抗滲性以及耐久性會因為這些裂縫的存在而受到很大的影響[3]. 目前, 主要通過在混凝土中摻入適量纖維以提高其抗裂性能, 限制混凝土裂縫的開展, 防止管片出現局部損傷, 提高管片的抗沖擊性能[4-5].

現階段在隧道中應用較多的是鋼纖維. 孟龍等[6]經過試驗得出鋼纖維的摻入使混凝土的抗剪強度、抗彎強度、抗壓強度都得到明顯的提升. Abbas 等[7]發現傳統鋼筋籠與鋼纖維共同加固的綜合體系可以獲得更好的結構性能. 秦擁軍等[8]的研究結果表明, 鋼纖維減小了混凝土表面的彈塑性變形, 抑制了試驗梁裂縫的產生并提高了試驗梁的承載力. 明維等[9]的試驗結果表明, 高分子合成纖維可以顯著提高混凝土的韌性、抗彎性能以及抗沖擊性能. 楊驍等[10]的研究結果表明, 纖維增強復合材料可以有效減小梁的初始彈性撓度和蠕變穩態撓度.

相較于鋼纖維混凝土在隧道工程中較為成熟的應用, 國內結構性粗合成纖維的應用還較少, 而國外在使用粗合成纖維代替鋼筋網片和鋼纖維, 降低材料和人工成本方面已有大量的工程案例[11]. 粗合成纖維具有接近鋼纖維的結構承載能力, 可降低裂縫的寬度, 更重要的是, 粗合成纖維不會像鋼纖維一樣發生腐蝕. 因此, 粗合成纖維混凝土管片在抗腐蝕和耐久性上有著鋼纖維所沒有的優勢, 適用于蓄水或土壤環境具有侵蝕性的隧道[12-13].

蘇州河段深層排水調蓄管道系統工程隧道采用單層襯砌盾構隧道, 內徑8～10 m, 最大覆土厚度50 m, 最大內水壓0.5 MPa. 為了克服無纖維混凝土管片易開裂、安全性差, 以及鋼纖維混凝土管片耐腐蝕和耐久性差的不足, 進一步推進纖維混凝土在深隧工程中的應用, 本工作采用兩種新型粗合成纖維(Barchip 纖維、同維纖維) 摻入到管片混凝土中, 以期管片能在控制裂縫發展和提高安全性的同時, 達到較高的抗腐蝕性和耐久性, 滿足隧道管片在高內水壓以及高土壓力條件下正常工作的要求.

為了驗證該方案的可行性, 本工作設計并澆筑了不摻入纖維、摻入鋼纖維、摻入Barchip纖維、摻入同維纖維4 組混凝土材料的管片梁試件和管片接頭試件, 并分別進行壓彎試驗, 以獲得其承載能力、剛度等力學性能, 并對相關數據進行對比從而獲得其性能差異.

1 纖維混凝土材料強度

本試驗共分為不摻入纖維、摻入鋼纖維、摻入Barchip 纖維、摻入同維纖維4 組, 其中纖維的主要性能參數如表1 所示. 混凝土材料的抗壓強度和抗折強度試驗流程是相對固定和成熟的. 本試驗按照《GB/T 50081—2019 普通混凝土力學性能試驗標準》中的相關要求進行測定. 4 組混凝土材料的強度試驗結果如表2 所示. 可以發現: 纖維的摻入使骨料的比表面積增大, 混凝土內部的密實度有所下降, 導致混凝土的抗壓強度和彈性模量均有所降低; 3 組纖維的摻入通過增強混凝土的抗拉能力, 均不同程度地提高了混凝土的抗折強度, 其中Barchip 纖維和鋼纖維提高了8.5%, 同維纖維提高了4.2%.

表1 不同纖維性能參數Table 1 Performance parameters of different fibers

表2 纖維混凝土力學性能Table 2 Mechanical properties of fiber reinforced concrete

2 試驗設備和方法

2.1 試驗試件

本試驗采用1∶1 鋼筋混凝土足尺試件. 試驗共分為兩部分: 管片梁試驗和管片接頭試驗.由于彎接頭接縫的受力和變形規律與直接頭是相似的[14], 因此為了簡化試件澆筑及加載, 同時保證接頭部位在試驗過程中受力明確, 采用平直試件代替弧形管片.

管片梁試件尺寸為3 m×1.5 m×0.65 m,混凝土標號為C60,鋼筋強度等級為HRB400. 管片接頭試件半塊的尺寸為1.5 m×1.5 m×0.65 m, 每組由兩個半塊通過手孔連接, 每個手孔配有2 根螺栓. 螺栓采用10.9 級M39 直螺栓, 彈性模量為2.1×105MPa, 屈服強度為900 MPa,屈服應變為42.86×10-4ε. 圖1 為管片接頭試件示意圖.

圖1 管片接頭試件示意圖Fig.1 Schematic diagram of segment joint specimen

2.2 加載方式

為消除重力對試驗結果的影響, 通過側向加載的試驗裝置(見圖2(a), 其中1 為彎矩加載油缸、2 為軸力加載油缸、3 為加載試件、4 為拉桿、5 為分配梁、6 為主框架) 進行加載. 該裝置通過軸向和垂向兩套千斤頂對試件施加軸向荷載和垂向荷載, 向管片施加設定的彎矩和軸力. 管片底部與地面之間是配有滾珠的滾盤, 其作用是減小管片與地面之間的摩擦, 降低摩擦力對管片撓度變形的影響. 由于施加軸力較大, 因此軸力通過較寬的面荷載來施加. 為避免由于管片變形而使軸力變成偏心荷載, 影響管片實際加載彎矩, 在管片端部和千斤頂之間增加了鉸接關節軸承, 使得試件端部有微小轉動后軸力仍能通過均布荷載來施加, 不會產生附加彎矩. 彎矩的施加受管片變形的影響較小, 因此并沒有在垂向千斤頂處布置鉸接關節軸承. 試件荷載邊界位移條件如圖2(b) 所示.

圖2 加載裝置和邊界條件Fig.2 Loading device and boundary conditions

2.3 測量及試件測點布置

試驗中直接測量的數據包括混凝土應變、鋼筋應變、螺栓應變、管片垂直位移、接縫張開和錯臺、混凝土裂縫長度和寬度等. 按照《GB/T 50152—2012 混凝土結構試驗方法標準》設計, 通過這些參數可以計算出接縫轉角、接頭抗彎剛度系數等. 本試驗的測點布置如圖3 所示,其中L 為用來捕捉裂縫出現的長應變片、W 為內弧面鋼筋應變片、A 為內弧面、WY 為觀測位移變形、CA 和ZA 分別為測量內弧面接縫位置處錯臺量和張開量的位移計.

圖3 測點布置圖Fig.3 Layout of the measuring points

混凝土應變采用電阻應變片B×120-50AA 測量, 直接在混凝土表面貼長標距電阻應變片.管片梁試驗主要布置在內外弧面純彎區, 分3 列布置, 間隔300 mm. 同時在內弧面純彎區布置8 根B×120-150AA 應變片, 用以捕捉純彎區裂縫的出現(見圖3(a)). 鋼筋應變采用電阻應變片B×120-5AA 測量, 在澆筑之前貼在鋼筋上, 主要布置在內外弧面的主筋上(見圖3(b)).螺栓應變也采用電阻應變片B×120-5AA 測量. 螺栓經過專門設計, 其螺紋表面開有凹槽, 應變片貼于其中. 管片位移通過一維位移傳感器ZS1100-DT40 測量. 測量撓度變形布置在跨中和兩端共10 支, 測量接頭張開和錯臺量共布置10 支(見圖3(c)).

2.4 試驗工況

該工程隧道頂覆土最大深度約為50 m, 設計試驗內徑取9.0 m, 隧道拱頂處需承受最大0.5 MPa 的內水壓. 由于是調蓄排洪隧道, 在使用過程中會遇到不同的工況, 例如不同的內水位, 因此在設計試驗工況時應盡可能多地貼近實際工程中的情形. 綜合考慮隧道埋深、內水壓交替變化等特點后, 確定采用《GB 50157—2013 地鐵設計規范》中的修正慣用法計算各工況下的管片接頭內力. 具體計算參數如下: 土體重度為18.0 kN·m3; 靜止土壓力系數為0.48; 水平基床系數為9 000 kN·m3; 襯砌環剛度折減率η為0.7; 彎矩傳遞系數ξ為0.3[15-16].

在設計加載時, 根據不同工況計算所需施加的軸力與彎矩. 在不同工況轉變之間, 設置不同數量的加載等級, 控制每級加載等級彎矩和軸力相差不大. 在計算設計值工況內力時, 根據建筑結構荷載規范, 結構重要性系數為1.1, 活載和恒載的荷載分項系數均為1.35. 具體加載工況如表3 所示, 其中50 m 表示隧道埋深; 0.1～0.8 MPa 表示拱頂內水壓.

表3 試驗工況Table 3 Test conditions

管片在安裝時采用錯縫拼裝的方式, 其中管片梁荷載和管片接頭正彎荷載均為拱頂位置處控制荷載, 管片接頭負彎荷載為與拱頂夾角大約65°處控制荷載. 在管片梁荷載加載時, 為了考慮隧道蓄水排水的循環加載工況, 同時根據“先易后難” 的加載原則, 在加載時先按照接頭正彎荷載加載至內水壓0.5 MPa 標準值, 之后在不完全卸載的情況下, 繼續按照管片梁試驗荷載進行加載: 加載至80 級時達到工況1 對應的平板梁荷載; 達到最終工況11 時一共加載149 級.

3 試驗結果

3.1 管片梁力學性能對比

本試驗從外弧面鋼筋應變和抗彎剛度兩方面對比了4 組混凝土材料的管片梁性能, 結果如圖4 所示. 鋼筋應變以位于中部的平均應變W3為例, 繪制4 組管片梁鋼筋應力隨加載等級的變化曲線. 從整體結果來看, 鋼筋應變隨著加載的進行逐漸增大, 其中在管片接頭荷載和管片梁荷載的工況8 兩段有迅速增長. 結合表3 可知: 這兩段分別對應管片接頭荷載和管片梁荷載在拱頂內水壓達到0.5 MPa 時由標準值到設計值轉變的加載段; 從偏心距可以看出此時彎矩較之軸力增大較快. 在從管片接頭荷載工況8 至管片梁荷載工況1 的轉變段(70～80 級段), 雖然彎矩也在增大, 但隨著軸力的迅速增大偏心距反而減小, 鋼筋應變有所下降. 相較于無纖維管片, 3 種纖維管片的鋼筋應力有不同程度的降低, 即當拱頂內水壓達到0.5 MPa 時,鋼筋應力分別降低了8%、14%、22%. 可見, 摻入纖維加強了混凝土的抗拉能力, 從而降低了鋼筋應力.

圖4 不同纖維管片梁性能對比Fig.4 Performance comparisons of different fiber segment beams

對于單位寬度管片梁抗彎剛度B, 其計算公式為

式中:k為管片梁曲率;為純彎段受壓區混凝土的平均壓應變;為純彎段受拉區混凝土的平均拉應變;h為純彎段混凝土受拉區應變片和受壓區應變片的平均距離. 由于混凝土受拉區應變受裂縫出現和發展而變化混亂, 無法反應真實應變, 因此根據平截面假定, 將式(1) 轉變為

式中:為鋼筋平均拉應變;h0是純彎段受拉鋼筋應變片和混凝土受壓區應變片的平均距離.

相較于無纖維管片, 摻入了鋼纖維和Barchip 纖維的管片在抗彎承載力上有了較大的提高, 而摻入了同維纖維的管片剛度提高則較小. 從初始剛度來看, 鋼纖維管片、Barchip 纖維管片、同維纖維管片相較于無纖維管片分別提高了14%、14%、6%. 當出現較多裂縫(達到0.5 MPa 內水壓) 后, 鋼纖維管片、Barchip 纖維管片、同維纖維管片相較于無纖維管片分別提高了40%、28%、13%.

3.2 管片接頭力學性能對比

本試驗通過撓度、轉角、抗彎剛度以及螺栓應力4 個方面對比了4 組混凝土材料的管片接頭力學性能差異, 結果如圖5 所示, 其中m 表示荷載標準值、p 表示荷載設計值. 管片接頭試件撓度隨加載等級的變化情況如圖5(a) 所示. 可以看出: 管片接頭撓度隨管片接頭荷載的增加而增大, 并呈現一定的非線性特征; 在各個設計工況下管片接頭撓度并未出現迅速增長現象, 表明管片接頭并未達到承載力極限狀態. 此外, 圖5(a) 中的曲線明顯表現出多段線性特征, 結合表3 進行分析可以看出: 撓度隨著彎矩的增加而增大, 軸力的增大會抑制撓度的開展程度; 對比加載等級23～63、70～89 (加載彎矩保持不變, 軸力降低) 兩段線性斜率, 發現隨著彎矩的增大, 軸力在抑制撓度發展方面的作用愈加重要.

圖5 不同纖維管片接頭試件力學性能對比Fig.5 Comparisons of mechanical properties of different fiber segment joint specimens

4 組管片接頭試件在加載試驗前期的撓度變形基本一致. 這是由于當荷載較小時, 纖維并沒有在其中發揮相應作用. 隨著荷載的增大, 纖維抑制撓度發展的效果逐漸增強, 其中Barchip 纖維效果優于鋼纖維和同維纖維, 其撓度在0.5 MPa 內水壓標準值荷載下降低了26%, 在0.8 MPa 內水壓設計值荷載下降低了21%.

4 組管片接頭試件轉角隨內水壓的變化情況如圖5(b) 所示. 可以看出: 管片接頭轉角隨內水壓的增大而不斷增大; 進入設計值工況后荷載偏心距增大; 隨著荷載的增大, 受壓區自嵌縫到外弧面出現不同程度的碎角, 內弧面手孔與混凝土連接處的裂縫增大, 導致管片接頭剛度降低, 轉角增大較快. 相較于無纖維管片, 當達到0.8 MPa 內水壓設計值時, Barchip 纖維管片接頭轉角降低了20%, 鋼纖維管片降低了12%, 同維纖維管片降低了10%.

4 組管片接頭試件抗彎剛度隨加載等級的變化情況如圖5(c) 所示. 當加載至埋深為50 m,內水壓為0 時, 隨著管片接頭部位嵌縫混凝土充分接觸, 以及加載軸力達到最大值, 管片抗彎剛度達到最大值. 此時鋼纖維管片抗彎剛度最大, Barchip 纖維管片次之, 同維纖維管片和無纖維管片略低. 之后, 隨著軸力的降低或彎矩的增大, 抗彎剛度逐漸減小, 且在加載至0.1 MPa內水壓之前, Barchip 纖維管片剛度超過了鋼纖維管片. 在整個加載過程中, 4 組管片接頭試件的抗彎剛度大小關系保持為Barchip 纖維＞鋼纖維＞同維纖維＞無纖維. 但當超過0.5 MPa內水壓標準值荷載后, 不同纖維對管片接頭的抗彎強度提高效果均有所降低, 且各組管片的抗彎剛度隨內水壓增加所產生的變化幅度較小.

4 組管片接頭試件螺栓應變隨內水壓的變化情況如圖5(d) 所示. 在達到0.5 MPa 內水壓前, 螺栓應變隨著荷載的增加逐漸增大, 4 組試件之間并沒有明顯差異. 當荷載加至0.5 MPa內水壓后, 4 組試件螺栓相繼進入屈服狀態, 螺栓應變開始迅速增大. 雖然在整個加載過程中,螺栓并沒有出現斷裂, 但當加載至0.5 MPa 內水壓后開始屈服, 產生了較大的變形. 這說明螺栓在相應工況下的強度儲備較小. 因此, 后續試驗以及相應工程應考慮增大螺栓直徑或者提高螺栓強度等級來滿足其工程需求.

3.3 裂縫發展特征和破壞模式

管片梁試件在加載過程中, 內弧面逐漸出現裂縫. 在比較4 組管片裂縫發展情況時, 在同一高度(距上邊界300 mm 處) 取水平線, 分別對在跨中300 mm 以及整個長度所穿過的裂縫數量計數, 并通過裂縫觀測儀測量裂縫寬度, 結果如表4 所示. 從裂縫發展情況來看, 加纖維管片均在一定程度上實現了裂縫由“粗而疏” 向“細而密” 的轉變, 其中Barchip 纖維降低裂縫寬度的效果最佳.

表4 管片梁裂縫發展情況Table 4 Development of cracks in segment beams

在管片接頭力學性能試驗中, 為保證能順利開展正負兩種加載工況, 根據“先易后難” 的原則先進行負彎矩加載試驗. 在無纖維管片接頭負彎矩加載過程中, 自加載到20 級開始, 接頭受壓區側面自嵌縫處與接縫夾角大約50°方向逐漸出現裂縫. 當加載至55 級即內水壓達到0.4 MPa 標準值工況時, 裂縫明顯發展成碎角. 此時為了避免試件發生嚴重破壞而無法開展正彎矩工況試驗, 選擇結束負彎矩加載試驗. 為保證對比試驗的一致性, 在后續3 組纖維管片接頭負彎矩加載試驗中, 也只進行到同樣的工況. 4 組試驗產生的碎角破壞情況如圖6 所示.

在管片接頭負彎矩加載過程中, 無纖維管片接頭試件裂縫發展成碎角, 且該碎角在正彎矩加載過程中, 隨著該處張開量的不斷加大, 自然脫落. 鋼纖維和同維纖維管片接頭試件裂縫發展情況較輕, 后續正彎矩加載沒有脫落. Barchip 纖維管片接頭試件沒有出現相似裂縫.

在正彎矩試驗進程中, 布置在外弧面的電測位移計可以監測管片接頭在加載過程中張開量的變化, 如圖7 所示. 可以看出: 4 組管片接頭試件張開量差異較小; 在標準值工況和設計值工況兩段呈現較明顯的兩段線性特征; 結合螺栓應變結果分析可知, 在進入設計值工況后兩排螺栓開始相繼屈服, 之后內弧面接頭張開量增大變快.

圖7 管片接頭張開量對比Fig.7 Comparisons of segment joint opening

圖8 為管片接頭試件正彎矩加載外弧面壓碎情況對比. 可以看出: 側面自嵌縫處與接縫夾角大約50°方向同樣出現裂縫, 并逐漸向外弧面發展直至貫通; 外弧面在距離接縫大約300 mm 處有較多混凝土壓碎隆起, 并逐漸相連, 結合上下側面形成的碎角分析, 有整體壓碎的趨勢; 3 組纖維管片試件破壞程度稍弱, 無纖維管片試件受壓區裂縫逐漸相連, 形成接近貫通的長裂縫.

圖8 管片接頭正彎矩加載試驗外弧面壓碎情況對比Fig.8 Comparisons of crushing of outer arc surface of segment joint specimen under positive bending moment loading

4 結束語

為滿足深埋排水隧道承受高內水壓和高土壓力的要求, 同時克服鋼纖維耐腐蝕性和耐持久性差的不足, 采用兩種新型粗合成纖維摻入管片混凝土中. 本工作針對這兩種新型纖維混凝土管片梁和管片接頭進行了抗壓彎性能試驗, 并與無纖維組和鋼纖維組進行了對比, 研究了管片梁和管片接頭的力學性能和破壞模式, 得出以下結論.

(1) 纖維可以降低鋼筋應力, 提高管片梁和管片接頭的抗彎剛度, 降低試件撓度的發展.纖維可以延緩混凝土裂縫出現的時間, 并實現裂縫由“粗而疏” 向“密而細” 的轉變, 其中Barchip 纖維對裂縫的控制效果優于鋼纖維和同維纖維.

(2) 管片接頭在加載過程中的整體破壞形式都是由螺栓屈服開始, 進而受壓區面積減小,接縫端部位出現碎角破壞, 4 組試驗間并沒有較大差別. 但3 組纖維混凝土管片較無纖維混凝土管片在碎角出現的時間上較晚且發展程度較低.

(3) Barchip 纖維在克服鋼纖維易銹蝕、耐久性不足的缺點的同時, 在控制管片裂縫、降低鋼筋應力、提高接頭剛度等方面均可以達到鋼纖維的效果, 甚至更好. 同維纖維表現劣于鋼纖維. 因此, Barchip 纖維可以作為新型結構合成纖維用以替換無法適應蓄水環境的鋼纖維, 在隧道工程中發揮增強混凝土的作用.