注漿飽滿(mǎn)度對(duì)隧道管棚力學(xué)特性影響的試驗(yàn)研究

石鈺鋒，郭杰森，耿大新，閔世超

注漿飽滿(mǎn)度對(duì)隧道管棚力學(xué)特性影響的試驗(yàn)研究

石鈺鋒1，郭杰森1，耿大新1，閔世超2

(1. 華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330013；2. 中國(guó)鐵路西安局集團(tuán)有限公司，陜西 西安 710054)

針對(duì)隧道管棚存在的注漿不飽滿(mǎn)問(wèn)題，采用室內(nèi)試驗(yàn)手段對(duì)4種注漿飽滿(mǎn)度(100%，90%，80%和50%)的注漿管棚進(jìn)行軸壓和純彎試驗(yàn)，并采用數(shù)值分析手段對(duì)試驗(yàn)管棚的力學(xué)性能進(jìn)行了模擬。研究結(jié)果表明：隨著注漿飽滿(mǎn)度降低，注漿管棚的極限彎矩和彈性模量均明顯降低。當(dāng)注漿飽滿(mǎn)度為90%時(shí)，管棚試件的極限彎矩下降幅度為20.6%，彈性模量降幅為23.8%；當(dāng)注漿飽滿(mǎn)度為80%時(shí)，極限彎矩下降幅度達(dá)到29.4%，彈性模量降幅為41.6%；當(dāng)注漿飽滿(mǎn)度為50%時(shí)，極限彎矩下降41.2%，彈性模量?jī)H為注漿飽滿(mǎn)情況的1/3左右。根據(jù)試驗(yàn)所得的彈性模量值，采用有限元軟件對(duì)試件進(jìn)行模擬分析，計(jì)算所得試件的荷載-縱向變形曲線和彎矩-撓度曲線與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性。

隧道管棚；注漿飽滿(mǎn)度；力學(xué)特性；室內(nèi)試驗(yàn)

注漿管棚作為隧道及地下工程施工中一種重要的預(yù)支護(hù)(加固)手段，能夠防止圍巖坍塌、控制地層位移和提高圍巖力學(xué)參數(shù)，因其傳遞荷載作用明顯、工藝簡(jiǎn)單、施工便捷、造價(jià)低等特點(diǎn)，在工程界應(yīng)用廣泛[1?2]。在工程中因漿液材料、工藝控制及施工質(zhì)量等原因，難以避免出現(xiàn)注漿欠飽滿(mǎn)的情況，該缺陷給其預(yù)支護(hù)效果帶來(lái)不確定性。目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)此問(wèn)題的研究尚未見(jiàn)文獻(xiàn)報(bào)道，部分學(xué)者針對(duì)鋼管混凝土填充不飽滿(mǎn)的問(wèn)題進(jìn)行了研究，可供隧道預(yù)支護(hù)管棚注漿不飽滿(mǎn)問(wèn)題的探討提供思路。葉躍忠等[3?5]通過(guò)試驗(yàn)，對(duì)鋼管混凝土結(jié)構(gòu)出現(xiàn)鋼管與混凝土之間脫開(kāi)前后進(jìn)行對(duì)比研究，結(jié)果表明兩者脫開(kāi)后隨著裂縫寬度增大，力學(xué)性能急劇損失，嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)的安全，但脫開(kāi)后進(jìn)行二次灌漿達(dá)到飽滿(mǎn)，力學(xué)性能基本恢復(fù)。Dundu[6]通過(guò)制作試驗(yàn)對(duì)鋼管直徑、構(gòu)件長(zhǎng)度、混凝土材料及漿液填充飽滿(mǎn)程度4種參數(shù)對(duì)于圓鋼管混凝土性能的影響進(jìn)行研究。結(jié)果發(fā)現(xiàn)：鋼管混凝土長(zhǎng)柱主要破壞方式為整體彎曲，而鋼管混凝土破壞的主要原因是混凝土被壓碎鋼管屈服。Farid等[7]結(jié)合軸壓試驗(yàn)及ABAQUS有限元軟件對(duì)混凝土填充率與鋼管混凝土的承載力進(jìn)行分析，將試驗(yàn)結(jié)果、規(guī)范計(jì)算結(jié)果以及有限元軟件結(jié)果對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)大部分規(guī)范計(jì)算所得的承載力較為保守。YUAN等[8]進(jìn)行圓形部分填充鋼管混凝土柱的單向、雙向往復(fù)荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明：在較低的混凝土填充率時(shí)，雙向作用比單向作用安全性更差。王軍等[9]對(duì)實(shí)驗(yàn)室鋼管混凝土進(jìn)行了非線性振動(dòng)特性分析，結(jié)果表明鋼管混凝土非線性振動(dòng)特性受其界面作用影響，在未發(fā)生加載脫黏的情況下，混凝土澆筑質(zhì)量不良將削弱其界面的膠結(jié)作用，使得構(gòu)件的非線性特性遠(yuǎn)小于澆筑良好的鋼管混凝土構(gòu)件。王占飛等[10?11]通過(guò)試驗(yàn)研究對(duì)比分析不同混凝土填充率鋼管混凝土的抗震性能，結(jié)果表明混凝土填充率過(guò)低，鋼管會(huì)在填充混凝土的上方發(fā)生局部失穩(wěn)破壞，混凝土填充率越高，鋼管的抗震性能越好。近年來(lái)，業(yè)內(nèi)研究多集中于注漿管棚預(yù)支護(hù)效果的定性分析及數(shù)值手段探討規(guī)律方面，少見(jiàn)試驗(yàn)手段的定量分析，為此本文通過(guò)系列室內(nèi)試驗(yàn)手段研究注漿飽滿(mǎn)度對(duì)注漿管棚力學(xué)特性的影響，可望為管棚預(yù)支護(hù)效果評(píng)價(jià)乃至設(shè)計(jì)提供借鑒。

1 試驗(yàn)方案及過(guò)程

1.1 試驗(yàn)方案

根據(jù)既有研究[12]及工程經(jīng)驗(yàn)，軟弱圍巖管棚預(yù)支護(hù)中管徑多采用φ108，本文選取該直徑管棚開(kāi)展研究，主要討論飽滿(mǎn)度分別為100%，90%，80%和50% 4種工況(見(jiàn)表1)，每種工況分別開(kāi)展軸壓試驗(yàn)和純彎試驗(yàn)。試驗(yàn)試件采用Q235鋼管，管長(zhǎng)900 mm，管內(nèi)填充M30水泥砂漿，為貼合現(xiàn)場(chǎng)施工采用與實(shí)際施工相同配比(水泥:砂漿:水=1:0.5:0.45)。每種工況各2根試件，一共8根。試件形式如圖1所示。

圖1 試件尺寸及剖面示意圖

1.2 試樣制作

參考國(guó)內(nèi)外學(xué)者在鋼管混凝土柱的試驗(yàn)研究方法，按照試驗(yàn)方案制成φ108鋼管柱8根，并依照表1進(jìn)行編號(hào)標(biāo)記。所有試件所用材料一致，同一批次制作，制作過(guò)程如下：選取對(duì)應(yīng)編號(hào)直徑為108 mm的鋼管共8根，分為2組。灌注之前先將鋼管柱的底部用預(yù)制圓鋼片封口，再用塑料薄膜紙固定，然后將鋼管柱放置在水平鋼板上固定，通過(guò)漏斗將砂漿從上部端口按照飽滿(mǎn)程度體積比例注入鋼管柱內(nèi)部，如圖2。

表1 工況及材料參數(shù)表

圖2 砂漿灌注平臺(tái)

灌漿完成后，采用高強(qiáng)環(huán)氧砂漿涂抹上部端口及塑料薄膜紙進(jìn)行封閉。隨后將試件水平放置于振動(dòng)平臺(tái)上，用固定底座固定，開(kāi)啟振動(dòng)2~3 min，分別制成飽滿(mǎn)程度為100%，90%，80%和50%(如圖3)的試件各2個(gè)，將試件放入養(yǎng)護(hù)室在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)7 d，隨后自然養(yǎng)護(hù)20 d，部分試件如圖4所示。

圖3 試件不同飽滿(mǎn)程度剖面示意圖

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

軸壓試驗(yàn)主要測(cè)量以下2項(xiàng)：1) 采用位移傳感器測(cè)試件的縱向變形，在壓力試驗(yàn)機(jī)的上壓板處對(duì)稱(chēng)布置2個(gè)量程為300 mm的位移計(jì)以測(cè)定整個(gè)試件的縱向變形；2) 在管棚試件的四周分別布置應(yīng)變花，測(cè)定試件橫向和縱向應(yīng)變，沿試件外表面長(zhǎng)度方向?qū)ΨQ(chēng)布置4條豎線(如圖5(a))，在每條豎線4分點(diǎn)上布置應(yīng)變花(如圖5(b))，共計(jì)12個(gè)測(cè)點(diǎn)，以分別測(cè)定軸壓過(guò)程中試件的上、中、下部的橫、縱向應(yīng)變。

(a) 工況2；(b) 工況4

(a) 截面圖；(b) 側(cè)面圖

純彎試驗(yàn)測(cè)試項(xiàng)目與軸壓試驗(yàn)類(lèi)似，在試件外表面長(zhǎng)度方向中心處，環(huán)向均勻布置8個(gè)應(yīng)變花(如圖6(a))，以測(cè)定純彎試件受拉部分和受壓部分的橫向和縱向應(yīng)變。同時(shí)，分別在試件的4分點(diǎn)及基座處共布置5個(gè)量程為300 mm的位移計(jì)以測(cè)定各部分的撓度變化值，如圖6(b)所示。

(a) 截面圖；(b) 側(cè)面圖

(a) 示意圖；(b) 實(shí)物圖

1.4 試驗(yàn)裝置及加載

軸壓試驗(yàn)采用的加載設(shè)備為500 t液壓試驗(yàn)機(jī)，進(jìn)行一次壓縮試驗(yàn)，裝置如圖7所示。試驗(yàn)采用分級(jí)加載模式，當(dāng)試件變形處于彈性階段時(shí)，每級(jí)加載值為預(yù)估極限荷載的1/10，當(dāng)外鋼管屈服后，每級(jí)加載值調(diào)整為預(yù)估極限荷載的1/15，每級(jí)加載均持荷2 min，試件接近破壞時(shí)保持緩慢連續(xù)加載，當(dāng)承載力下降約為極限承載力的60%時(shí)卸載，試驗(yàn)結(jié)束。

純彎試驗(yàn)中，考慮到管棚注漿不飽滿(mǎn)情況下，試驗(yàn)剛性梁與試件之間為點(diǎn)接觸，荷載集中在試件鋼管頂部，與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況不符，因此設(shè)計(jì)一種U型卡槽，放置于剛性梁與試件之間(如圖8)，使荷載均勻分布加載在試件上，與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況一致。采用加載設(shè)備為1 000 kN電動(dòng)油壓千斤頂，試件采用分級(jí)加載模式，在達(dá)到預(yù)估極限荷載設(shè)計(jì)值的90%之前，按照預(yù)估極限荷載的1/10分級(jí)加載，每級(jí)荷載間停2 min左右。之后按預(yù)估極限荷載的1/20分級(jí)加載，為避免變形過(guò)大損壞儀器，當(dāng)跨中撓度達(dá)到/20左右時(shí)停止試驗(yàn)，如圖9所示。

單位：mm

圖9 純彎裝置

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖10為軸壓試驗(yàn)各試件的破壞形態(tài)，可見(jiàn)軸壓試件破壞形態(tài)基本接近，均是因?yàn)槭軌簭澢茐?。試?yàn)開(kāi)始一段時(shí)間后聽(tīng)到內(nèi)部水泥砂漿受壓破碎的聲音，隨后試件出現(xiàn)小幅度彎曲，試件上端、中部及下端出現(xiàn)鼓曲。對(duì)比圖10中各類(lèi)型試件可以發(fā)現(xiàn)注漿飽滿(mǎn)情況下試件鼓曲，而注漿不飽滿(mǎn)時(shí)試件鋼管出現(xiàn)凹槽，且隨注漿飽滿(mǎn)度降低凹槽深度加深。

圖10 軸壓試件整體破壞狀態(tài)

圖11為部分純彎試件最終破壞形態(tài)，可見(jiàn)管棚試件破壞形態(tài)與鋼管混凝土破壞形態(tài)接近。注漿飽滿(mǎn)情況下，試件鋼管外表面基本未出現(xiàn)局部凸曲現(xiàn)象，曲線光滑，當(dāng)管棚試件注漿飽滿(mǎn)度不足，試件與卡槽接觸處出現(xiàn)凹槽，深度隨飽滿(mǎn)度降低而增大，且兩端管口出現(xiàn)變形，由圓形向橢圓發(fā)展，管壁與水泥砂漿出現(xiàn)脫開(kāi)。

(a) 工況1；(b) 工況1；(c) 工況4

2.2 變形規(guī)律

當(dāng)管棚試件出現(xiàn)注漿不飽滿(mǎn)時(shí)，鋼管內(nèi)填充水泥砂漿出現(xiàn)變形不連續(xù)，荷載?縱向變形曲線出現(xiàn)類(lèi)似臺(tái)階狀，即彈性階段減短，塑性階段增長(zhǎng)，且達(dá)到極限荷載后，承載力呈線性驟降趨勢(shì)，3種不同飽滿(mǎn)度下-Δ變形曲線形狀類(lèi)似，如圖12所示，說(shuō)明注漿不飽滿(mǎn)對(duì)管棚試件軸向承載性能有很大的影響。

圖12 不同飽滿(mǎn)度下管棚試件荷載-縱向變形曲線

試驗(yàn)實(shí)測(cè)的抗彎承載力ue取鋼管受拉區(qū)最外緣應(yīng)變max達(dá)0.01時(shí)所對(duì)應(yīng)的彎矩值[13]。管棚試件純彎彎矩u按照《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》(DB 36/J001—2007)中鋼管混凝土受彎承載力公式 計(jì)算：

式(1)中的sc為管棚試件組合軸壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，對(duì)于圓形截面，按下式進(jìn)行計(jì)算：

圖13為試驗(yàn)實(shí)測(cè)的不同飽滿(mǎn)度下的彎矩?撓度關(guān)系曲線，可以看出，所有曲線大致分為3個(gè)階段：彈性階段、彈塑性階段以及塑性階段。在彈性階段彎矩與撓度呈線性增加關(guān)系；彈塑性階段，彎矩增加較小，撓度增加較大，彎矩?撓度關(guān)系曲線斜率越來(lái)越小，直至進(jìn)入塑性階段；達(dá)到塑性階段后，彎矩略微減小，但撓度仍繼續(xù)增加。當(dāng)注漿不飽滿(mǎn)時(shí)，隨著飽滿(mǎn)度降低，彈性階段m關(guān)系曲線斜率明顯減小，極限彎矩也隨之降低，具體表現(xiàn)為：當(dāng)注漿飽滿(mǎn)度為90%時(shí)，管棚試件的極限彎矩下降幅度達(dá)到20.6%；當(dāng)注漿飽滿(mǎn)度為80%時(shí)，管棚試件的極限彎矩下降幅度達(dá)29.4%；當(dāng)注漿飽滿(mǎn)度為50%，極限彎矩下降41.2%。

圖13 不同飽滿(mǎn)度下管棚試件彎矩-撓度曲線

2.3 彈性模量

不同工況下彈性模量測(cè)試結(jié)果如表2所示。

表2 彈性模量測(cè)試結(jié)果

注：表中a為按鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范(DB36/J001—2007)中相關(guān)公式計(jì)算所得承載力設(shè)計(jì)值，不飽滿(mǎn)度情況下，以注漿面積計(jì)算，不考慮飽滿(mǎn)度對(duì)承載力的影響。

彈性模量根據(jù)規(guī)范規(guī)定的測(cè)試取值荷載與測(cè)試初荷載的應(yīng)變差與應(yīng)力差求得：

式中：Δ為軸壓試驗(yàn)所得的應(yīng)變差；Δ為軸壓試驗(yàn)所得的應(yīng)力差；sc表示試件的橫截面面積。

注漿飽滿(mǎn)度對(duì)于彈性模量的影響結(jié)果如圖14所示，隨著注漿飽滿(mǎn)度降低，管棚試件彈性模量迅速降低。管棚注漿飽滿(mǎn)度降低到90%時(shí)，彈模降幅23.8%；飽滿(mǎn)度降低到80%時(shí)，彈模降幅41.6%；飽滿(mǎn)度降至50%時(shí)，彈模降幅60.6%。

圖14 彈性模量與注漿飽滿(mǎn)度關(guān)系曲線

2.4 與數(shù)值結(jié)果對(duì)比

采用數(shù)值手段對(duì)上述試驗(yàn)進(jìn)行模擬分析，試件水泥砂漿和鋼管網(wǎng)格劃分如圖15所示，對(duì)不飽滿(mǎn)部分試件，采用小參數(shù)法模擬，即對(duì)該部分劃分網(wǎng)格，將其參數(shù)設(shè)為接近于0。

(a) 注漿飽滿(mǎn)度100%；(b) 注漿飽滿(mǎn)度50%

軸壓試驗(yàn)中管棚采用固定邊界，限制，和3個(gè)方向的位移。模型頂端作為加載位置，不約束。純彎試驗(yàn)中，在試件模型靠中的2個(gè)4分點(diǎn)處，施加方向縱向位移(沿方向60度范圍，考慮不飽滿(mǎn)情況)。在試件底部距離兩端各50 mm處，施加支座約束，左側(cè)約束和方向位移，右側(cè)約束方向位移。

采用ABAQUS有限元軟件分別對(duì)2根代表性管棚試件(飽滿(mǎn)度90%和飽滿(mǎn)度50%)建立軸壓試驗(yàn)及純彎試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒⑶蠼?，將模型?jì)算結(jié)果與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果荷載變形曲線和破壞形態(tài)進(jìn)行對(duì)比。

通過(guò)圖16~17的對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)：1) 試件軸向受壓(純彎受壓)的有限元計(jì)算的荷載?位移曲線(彎矩?撓度曲線)與實(shí)際試驗(yàn)曲線基本吻合；2)軸壓試驗(yàn)有限元模擬-Δ曲線彈性階段與試驗(yàn)彈性階段基本一致，說(shuō)明試驗(yàn)前期彈性階段測(cè)量結(jié)果準(zhǔn)確，受試件制作和試驗(yàn)儀器影響較?。?) 純彎試驗(yàn)有限元模擬結(jié)果雖略大于試驗(yàn)結(jié)果，但可以看出，隨著注漿不飽滿(mǎn)度的降低，管棚試件的抗彎承載力明顯大幅度下降，與試驗(yàn)結(jié)論一致。

(a) 工況2；(b) 工況4

(a) 工況2；(b) 工況4

通過(guò)圖18~19的對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)：1) 當(dāng)注漿不飽滿(mǎn)時(shí)，軸壓試驗(yàn)試件的有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果頂部與底部均出現(xiàn)鼓曲，中部均向不飽滿(mǎn)側(cè)彎曲；2) 純彎試驗(yàn)試件的有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果表面均出現(xiàn)類(lèi)似程度的凹槽；3) 雖然試驗(yàn)試件變形與有限元模擬結(jié)果存在些許偏差，但兩者變形特征及趨勢(shì)吻合較好。

圖18 軸壓試驗(yàn)破壞形態(tài)比較

圖19 純彎試驗(yàn)破壞模型比較

由此可見(jiàn)，采用文中的本構(gòu)關(guān)系及參數(shù)定義來(lái)模擬計(jì)算管棚試件的軸向受壓、純彎曲是可行的，通過(guò)將兩者結(jié)果對(duì)比，能夠互相驗(yàn)證試驗(yàn)與有限元結(jié)果的正確性。

3 結(jié)論

1) 管棚注漿不飽滿(mǎn)會(huì)對(duì)其抗彎承載性能造成很大的影響，管棚注漿飽滿(mǎn)降至90%，極限彎矩降低20.6%；飽滿(mǎn)度降至80%，極限彎矩降低29.4%；飽滿(mǎn)度降至50%，極限彎矩降低41.2%。

2) 當(dāng)管棚試件出現(xiàn)注漿不飽滿(mǎn)缺陷時(shí)，其彈性模量隨之降低。在相同長(zhǎng)細(xì)比下，彈性模量隨飽滿(mǎn)度的降低而劇烈下降。當(dāng)管棚注漿飽滿(mǎn)度為90%時(shí)，彈性模量降低幅度達(dá)23.8%；當(dāng)飽滿(mǎn)度為80%時(shí)，彈模降幅41.6%；當(dāng)注漿飽滿(mǎn)度為50%時(shí)，彈性模量?jī)H為注漿飽滿(mǎn)情況的1/3左右。

3) 根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，采用有限元建模方法能夠較好地模擬管棚試件軸向受壓和純彎曲全過(guò)程，且其計(jì)算所得試件的荷載?位移曲線和彎矩?撓度曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

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Experimental research on effect of grouting plumpness on mechanical properties of tunnel pipe roof

SHI Yufeng1, GUO Jiesen1, GENG Daxin1, MIN Shichao2

(1. School of Civil Engineering and Architecture, East China Jiaotong University, Nanchang 330013, China; 2. China Railway Xi’an Bureau Group Co., Ltd, Xi’an 710054, China)

Aiming at the problem of incomplete grouting in tunnel pipe roof, laboratory tests for grouting pipe roof under four different grouting plumpness (100%, 90%, 80%, 50%) were used to carry out axial compression test and pure bending test, and numerical analysis were used to simulate the mechanical properties of the test pipe roof. The results show that, incomplete grouting has great influence on the mechanical properties of pipe roof, with the decrease of grouting plumpness, the ultimate bending moment and elastic modulus decrease obviously. When the grouting plumpness is 90%, the ultimate bending moment of the pipe roof specimens is decreased by 20.6% and the elastic modulus is decreased by 23.8%; When the grouting plumpness is 80%, the ultimate bending moment is decreased by 29.4% and the elastic modulus is decreased by 41.6%; When the grouting plumpness is 50%, the ultimate bending moment is decreased by 41.2% and the elastic modulus is only about one-third of full grouting condition. According to the elastic modulus value obtained from the test, finite element software was used to model and analyze the specimens. The calculated load-longitudinal deformation curve and bending moment-deflection curve of finite element method are relatively consistent with the experimental results. The accuracy of the experimental results is verified.

tunnel pipe roof; grouting plumpness; mechanical properties; laboratory test

TU921

A

1672 ? 7029(2019)07? 1735 ? 08

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.07.018

2018?09?06

國(guó)家地區(qū)科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51768020)；國(guó)家自然科學(xué)基金地區(qū)基金資助項(xiàng)目(51568022)；江西省交通運(yùn)輸廳科技資助項(xiàng)目(2016D0039)

耿大新(1977?)，男，山東濟(jì)南人，副教授，博士，從事隧道與巖土介質(zhì)相互作用研究；E?mail：gengdaxin@ecjtu.edu.cn

(編輯 陽(yáng)麗霞)