钢纤维掺入对混凝土管片局部力学性能的改善.docx
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钢纤维掺入对混凝土管片局部力学性能的改善
华南理工大学学报（自然科学版第35卷第7期JournalofSouthChinaUniversityofTechnology
Vo.l35No.7
2007年7月
（NaturalScienceEdition
July2007
文章编号:
1000565X（200707011606
收稿日期:
20060906
作者简介:
莫海鸿（1955,男,教授,博士生导师,主要从事岩土工程和地下结构的研究.Emai:
lcvhhmo@scut.edu.cn
钢纤维掺入对混凝土管片局部力学性能的改善
莫海鸿陈俊生梁松杨医博苏轶
（华南理工大学建筑学院,广东广州510640
摘要:
为评价钢纤维掺入对盾构隧道混凝土管片局部力学性能的改善情况,采用通用有限元软件ADINA,分别对盾构隧道钢纤维混凝土管片在千斤顶顶力作用及管片接头在正常运营阶段的开裂荷载、应力分布及裂缝分布进行了三维有限元数值试验.结果表明:
掺入钢纤维能有效改善管片表面、手孔和螺栓孔部位的局部力学性能;钢纤维混凝土管片的初裂荷载比普通混凝土管片提高133%~227%,说明管片的抗裂性能有较大提高.关键词:
钢纤维;混凝土;盾构隧道;管片;力学性能中图分类号:
U455文献标识码:
A
盾构隧道管片在运输、安装及正常运营过程中出现的局部开裂、破损或裂缝等问题,都会使管片结构的整体性被破坏、发生渗漏和腐蚀现象,对隧道结构的安全性和耐久性产生不利影响
[12]
.从文献[2]
的研究成果可知,钢筋混凝土管片的破损大多发生在管片表层,并没有深入管片内部.当管片出现裂缝时,钢筋的应力仍处于较低的水平.
从文献[3]对管片局部破损产生机理的讨论可知,管片表面混凝土在各种施工作用荷载下产生较大的拉应变是当前钢筋混凝土管片破损的主要原因.钢纤维掺入能明显提高混凝土的抗折、抗拉和抗冲击能力
[4]
.因此,在钢筋混凝土管片中掺入钢纤
维,可望能改善混凝土管片素混凝土保护层的局部力学性能,降低损坏率,提高管片的抗裂性能.国外已有应用钢纤维混凝土制造管片的成功实例
[56]
.
在国内,尽管钢纤维混凝土材料的研究与应用已相当成熟,但钢纤维混凝土材料在盾构隧道管片中的应用仍处于起步阶段,仅在广州进行了钢纤维混凝土管片的材料试验
[7]
在上海轨道交通M6号线建
立了钢纤维少筋混凝土管片试验段,但缺乏完整、可
靠的试验数据及资料
[8]
.
本研究在前人研究的基础上,以广州地铁盾构隧道管片为对象,利用通用有限元软件ADINA,采用简化的钢纤维混凝土计算方法,探讨钢纤维的加入对混凝土管片局部力学性能的改善,以期为后续的钢纤维混凝土管片试验提供参考,也为钢纤维混凝土管片在实际工程中的应用提供依据.
1钢纤维混凝土简化计算方法
1.1简化计算方法的理论基础
从已有的研究成果可知,钢纤维混凝土的本构特征决定于基体混凝土的性质,钢纤维的掺入并没有显著地改变钢纤维混凝土的宏观变形、损伤和破坏的本质特征.因此,只需将普通混凝土本构的参数进行修改就可以采用已有的混凝土本构模型来描述钢纤维混凝土的本构行为
[4]
.
1.2混凝土本构模型
ADINA软件的混凝土模型有三个基本特性
[9]
:
利用非线性应力-应变关系反映材料在上升压应力下的软化特性;用破坏包络线定义材料在拉应力下开裂及压应力下压碎的特性;!
能模拟材料在开裂及压碎后的特性.典型的单轴应力-应变关系曲线如图1所示,只需要在钢纤维混凝土计算中按照文献[5]所述的简化方法,根据f（钢纤维体积
率、lf（纤维特性参数,lf=flf/df修改相应的参数,就能比较准确地模拟钢纤维混凝土的力学行为
.
图1ADINA中混凝土的单轴应力-应变关系Fig.1UniaxialstressstrainrelationinADINAconcretemodel
c∀最大单轴压应力;u∀单轴极限压应力;!
∀单轴应变;!
c∀相应于c的单轴应变;!
u∀单轴极限应变;t∀单轴开裂应力;!
t∀单轴开裂应变;tp∀断裂瞬时减低后的拉应力
2计算方法的验证
利用文献[7]中钢纤维混凝土梁三分点弯曲韧性试验结果,对比有限元简化计算方法的结果与试验数据,以验证简化计算方法的可靠性.
2.1试验方法及材料参数
文献[7]中试验所用设备为美国MTS公司的FlexET伺服液压万能试验机,试件尺寸为150mm#150mm#500mm,支座距离为450mm.有限元计算所用模型如图2所示
.
图2三分点弯曲韧性试验数值模型
Fig.2Numericalmodelofthirdpointbendingtoughnesstest
本文取文献[7]其中两个试验作为计算方法及参数输入的验证:
普通素混凝土梁:
基体混凝土为C50,立方体抗压强度606MPa;钢纤维混凝土梁:
基体混凝土为C50,钢纤维采用上海贝卡尔特-二钢公司生产的佳密克斯钢纤维,属带端钩的高强钢丝切断型钢纤维,型号为RC80/60BN,纤维长度为60mm,长径比为80,单根钢丝最低抗拉强度为1100MPa,钢纤维掺量为40kg/m3
即体积率为051%,立方体抗压强度644MPa,劈裂抗拉强度为61MPa.数值计算的输入参数如表1所示.
表1三分点梁数值计算输入参数
Table1
Inputparametersofnumericalcomputationofthirdpointbeam
梁类型
弹性模量/MPa
泊松比
受拉开裂应力/MPa受拉软化模量/MPa受压开
裂应变
普通素混凝土梁3.45#1040.24.025465.10.00177钢纤维混凝土梁3.55#1040.2
5.2
4350.7
0.00180
2.2试验与数值计算的结果对比
表2是试验结果与有限元计算结果的对比.从表中可知,利用简化方法的有限元计算结果与试验
数据的误差在9%以内,作为初步应用研究,具有一定的准确性.
表2混凝土梁的试验结果与有限元计算结果的对比Table2Comparisonbetweentestresultsandfiniteelement
reckoningforconcretebeam
结果比较
普通素混凝土梁钢纤维混凝土梁平均极限荷载/kN
A点平均竖向位移/mm平均极限荷载/kNA点平均竖向位移/mm
试验值26.250.8228.770.86计算值28.200.8931.200.93误差/%
7.5
9.0
8.5
8.7
3钢纤维混凝土管片的数值试验
3.1管片尺寸及材料
广州地铁采用的管片外径6m,内径54m,管片宽度15m,厚度03m.衬砌环由1块封顶块、2块邻接块和3块标准块组成.本研究采用标准块为研究对象,标准块的圆心角72∃.钢纤维混凝土管片采用表1所示计算参数.
3.2施工阶段局部应力分析
3.2.1计算工况及计算模型
在施工阶段,管片环缝面承受的千斤顶顶力通常为1600kN/m
[10]
即每块传力垫承受顶力为680kN.
千斤顶顶力作用于传力垫,通过传力垫将顶力传递给管片,管片再传递给背千斤顶环缝面传力垫,从而构成完整的受力体系.当管片背千斤顶环缝面与传力垫之间存在初始间隙时,管片所传递的顶力因不同量值的千斤顶顶力及初始间隙而不同.采用接触算法在管片环缝面与传力垫之间建立接触面能真实地模拟以上情况.在实际施工和运营中,管片是通过环向螺栓连接在一起的环状结构.为模拟管片之间
117
第7期莫海鸿等:
钢纤维掺入对混凝土管片局部力学性能的改善
的相互约束而不会大大增加模型的复杂程度,各用一垫块模拟与被分析管片相邻的两块管片,并利用ADINA软件的接触分析功能模拟垫块与管片纵缝之间的相互挤压和相对错动.
管片采用三维8节点实体单元,管片的环向主钢筋利用ADINA软件的Rebar单元模拟[9].管片在千斤顶顶力作用下的计算工况分为三种情况（见表3,并建立如图3,4所示的有限元模型.
表3施工阶段局部应力分析的计算工况
Table3Workconditionsoflocalstressanalysisinconstructionstage
工况
制作或施
工误差情况
管片边界条件千斤顶力
对应
模型
1没有误差管片与传力垫间紧
密接触,没有间隙
每块传力
垫680kN
图3
2双千斤顶对
应位置处管片
存在施工误差
双千斤顶对应位置
处管片与传力垫间有
10mm的初始间隙
每块传力
垫680kN
图3
3
侧边单千斤
顶及双千斤顶
对应位置处管
片存在施工误
差
侧边单千斤顶对应
位置处管片与传力垫
有10mm的初始间
隙,相邻的双千斤顶
处管片与传力垫间有
05mm的初始间隙
每块传力
垫680kN
图
4
图3工况1,2的有限元模型
Fig.3Finiteelementmodelsofworkcondition1and
2
图4工况3的有限元模型
Fig.4Finiteelementmodelofworkcondition3
3.2.2计算结果
上述三种工况的有限元分析结果分别见表4和
图5~7,其中图6（a和图7（a的上、下云图分别为
管片迎千斤顶面和背千斤顶面的最大主拉应力.
表4施工阶段局部应力分析结果
Table4Resultsoflocalstressanalysisinconstructionstage
工况
初裂荷
载/kN
裂缝分布
情况
承载力变化
应力及裂
缝分布
1340
只有零星
闭合裂缝
与普通混凝土管片相
比,初裂荷载和极限荷
载并无明显提高
图5
2340
闭合裂缝
增多
与普通混凝土管片相
比,初裂荷载和极限荷
载有一定提高
图6
3272
裂缝以张
开裂缝为主
与普通混凝土管片相
比,初裂荷载和极限荷
载有一定提高
图
7
118华南理工大学学报（自然科学版第35卷
图5工况1计算结果
Fig.5Computationalresultsofworkcondition
1
图6工况2计算结果
Fig.6Computationalresultsofworkcondition
2
图7工况3计算结果
Fig.7Computationalresultsofworkcondition3
3.3运营阶段接头局部应力分析
3.3.1加载模式与边界条件
接头荷载使用一般是按偏心距分组进行,偏心矩定义为接头弯矩与轴力之比,即e=M/N.习惯上约定:
使管片内弧面（手孔所在面受拉的弯矩为正弯矩,对应的偏心距为正偏心距,反之为负偏心距.图
8为接头试验的加载方法,图中N为水平力,P为竖
向力,M为接头弯矩,模型中忽略管片自重.偏心距事先确定,每组试验的偏心距保持不变,目的是为了使增大荷载过程中接头的弯矩和轴力按同一比例增加.通过调整N和P,可以使接头的内力达到设计受力组合,即N=400kN,M=70kN%m.
在正弯矩荷载时,首先确定N的加载等级,对图8中D点取力矩平衡得NH+M=P（L1-L2
（1
由此解得竖向力的表达式为P=
NH+ML1-L2=
NH+Ne
L1-L2（2同理可以求得负弯矩荷载下竖向力的表达式为
P=
NH-ML1-L2=
NH-Ne
L1-L2
（3
图8接头受力示意图
Fig.8Schematicdiagramofloadingsofjoint
容易知道,在偏心距最大的情况下接头应力也达到最大,因此,计算中采用了正偏心距为0225m
的荷载,并在设计受力组合的基础上把荷载的量值扩大2倍.加载制度如表5所示.
表5接头试验加载等级表Table5Loadingstepsofjointtest
加载等级
N/kNP/kN加载等级
N/kNP/kN1100118.05500590.02200236.06600708.03300354.07700826.04
400
472.0
8
800
944.0
3.3.2有限元计算模型
计算模型中,接头各部分均采用8结点三维实
119
第7期莫海鸿等:
钢纤维掺入对混凝土管片局部力学性能的改善
体单元划分网格.钢纤维混凝土管片采用表1所示
参数;螺栓的弹性模量206#108
kPa,泊松比03;橡胶止水条（三元乙丙橡胶,硬度为（邵尔A68∃采用MooneyRivlin一阶本构模型,C1=561kPa,C2=225kPa;加载支座的弹性模量为206#108
kPa,泊松比0167.管片与螺栓之间、止水条之间设置接触面,考虑两者的相互挤压、相互滑动和摩擦作用.对模拟螺栓的三维实体单元施加初始应变,以模拟实际工程中对管片螺栓所施加的300N%m预紧扭矩.同样利用ADINA软件提供的Rebar单元模拟管片中的环向主钢筋.模型有限元网格划分如图9所示
.
图9接头有限元网格及加载方法
Fig.9Fineteelementmeshofjointandmethodofloading
3.3.3计算结果及分析
图10列出了接头在极限荷载状态下应力及裂缝分布情况.应力集中主要出现在螺帽与手孔端面接触的部位.随着外荷载的增大,接头向内张开,弯曲螺栓对管片的约束越来越大,螺帽与手孔端面之间的接触力也随之增大,最终螺帽压碎手孔端面的混凝土,裂缝也集中在螺帽与手孔端面接触的部位.接头初裂荷载为N=50kN,P=59kN,M=113kN%m;极限荷载为N=380kN,P=4484kN,M=855kN%m
.
图10接头在极限状态下的应力及裂缝分布
Fig.10Distributionofjointstressandcrackunderultimate
condition
4讨论
通过钢纤维混凝土管片一系列的数值试验,其结果如表6所示.
表6钢纤维混凝土管片数值试验结果
Table6Resultsofnumericaltestsofsteelfiberreinforced
concrete
荷载类型
荷载形式初裂荷载极限荷载量值
与普通混凝土管片比较量值与普通混凝土管片比较千斤顶顶力
（工况1340kN无明显提高大于
1360kN无明显提高施工阶段千斤顶顶力（工况2
340kN提高13.3%1326kN提高18.2%千斤顶顶力
（工况3272kN
提高15.2%
1594kN
提高20.1%
正常运营接头弯矩及轴力
N=50kNP=59kNM=11.3kN%m提高22.7%N=380kN
P=448.4kN
M=85.5kN%m
提高
35.7%
从表6和3.2~33的计算结果以及文献[8]
的研究成果可知,管片的破损和裂缝大多出现在手孔、螺栓孔和管片外表面,均属于素混凝土保护层部分.钢纤维的掺入使得管片裂缝分布的部位减少,裂缝出现的情况也较轻,较大地改善了管片表面、手孔和螺栓孔部位的局部力学性能,有效提高了管片的局
120华南理工大学学报（自然科学版第35卷
第7期莫海鸿等:
钢纤维掺入对混凝土管片局部力学性能的改善121部抗拉强度及抗裂性能,并提高了管片的初裂荷载.[3]ria,2004（3:
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906910.ChenJunshengMoHaihongLiangZhongyuan.Study,,onlocalcrackingofsegmentsinshieldtunnelduringconstruction[J].ChineseJournalofRockMechanicsandEngineering2006,25（5:
906910.,5结论通过对钢纤维混凝土管片、施工阶段及正常使用阶段的数值模拟试验和讨论,得到如下结论:
（1钢纤维混凝土良好的抗冲击性能和较高的抗拉强度使钢纤维混凝土管片在局部抗裂性能和极限强度方面均优于钢筋混凝土管片,使得管片表面、手孔和螺栓孔部位的局部力学性能得到改善.（2钢纤维掺入有效提高了管片在施工状态时千斤顶顶力、正常使用状态时螺栓对管片挤压力作用下的初裂强度,其提高幅度为133~227,%%对管片的抗裂性能有较大提高.（3由于实际盾构施工及运营过程中受力的复杂性,理论计算和数值分析不能完全且非常准确地反映管片的应力水平和裂缝开展方式,在广泛应用钢纤维混凝土管片前,应结合不同盾构隧道的特点,利用隧道试验段进行现场试验.参考文献:
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msegmentsusedinshieldtunnelsageneral3Dfiniteeleentcode,ADINA,wasusedtonumericallyanalyzethe,mcrackingloadsstressdistributionsandcrackdistributionsofthesteelfiberreinforcedconcrete（SFRCsegment,underthejackingforceorinaregularservicestageTheresultsindicatethattheadditionofsteelfiberscaneffec.tivel
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