崇銀鵬， 李 揚(yáng)

(湖北工業(yè)大學(xué)土木建筑與環(huán)境學(xué)院， 湖北 武漢 430068)

目前鋼襯鋼筋混凝土管道結(jié)構(gòu)形式在國內(nèi)外的水電站工程實(shí)踐中被廣泛應(yīng)用[1-4]，主要作為壩體下游面壓力管道使用。鋼襯鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)具有承載能力強(qiáng)，耐久性較好等一系列技術(shù)先進(jìn)性以及較易施工的特點(diǎn)[5]，在我國各大水電站工程廣泛應(yīng)用，例如中外聞名的三峽、李家峽、五溪口、東江等水電站中都有采用。這種結(jié)構(gòu)形式運(yùn)用到混凝土壩下游面，極大減少對(duì)于壩體主體結(jié)構(gòu)承載性能的影響，并且在實(shí)際施工布置中又能避免壩體混凝土澆筑與鋼管的安裝之間的相互干擾[6]，證實(shí)了該結(jié)構(gòu)良好的操作可行性。但是這一結(jié)構(gòu)需要滿足長期使用條件，必然需要深入探究耐久性，并提出合理的解決方法。結(jié)構(gòu)裂縫發(fā)展?fàn)顩r對(duì)于耐久性具有較大影響，而對(duì)于鋼襯鋼筋混凝土壓力管道而言，研究管道裂縫發(fā)展規(guī)律并能有效控制裂縫發(fā)展是增強(qiáng)其耐久性的關(guān)鍵所在。相關(guān)工程領(lǐng)域的研究人員提出兩種思路：一是通過探究構(gòu)件在相應(yīng)實(shí)際工程應(yīng)用當(dāng)中的裂縫發(fā)展情況，如考慮管道摩擦接觸特性[7]和外包混凝土受拉軟化特性[8]等；二是通過研究新材料和新工藝或者新構(gòu)造設(shè)計(jì)方式，如引入鋼纖維混凝土[9]，鋼-聚丙烯纖維混合混凝土[10]以及預(yù)應(yīng)力混凝土[11]等，之后圍繞管道構(gòu)件測(cè)定出應(yīng)變情況并計(jì)算其應(yīng)力，總結(jié)試驗(yàn)過程當(dāng)中的裂縫發(fā)展情況，結(jié)合相應(yīng)的規(guī)范給出與裂縫發(fā)展機(jī)理相關(guān)的公式[12-13]來為工程實(shí)際裂縫控制提供指導(dǎo)。上述相關(guān)文獻(xiàn)雖然較為完善地從多角度考慮并分析不同情況下的裂縫發(fā)展機(jī)理，但沒有探討徑向位移與裂縫發(fā)展分布機(jī)理之間的關(guān)系，忽略多次循環(huán)加載作用下的管道裂縫發(fā)展分布情況。據(jù)此，從內(nèi)部鋼筋鋼襯影響因素出發(fā)，并考慮加載過程外壁徑向位移變化情況與裂縫發(fā)展分布之間的關(guān)系，通過多組模型進(jìn)行相關(guān)試驗(yàn)，補(bǔ)充探討多次循環(huán)加載作用下裂縫發(fā)展分布情況，緊密結(jié)合ANSYS有限元模型并進(jìn)行對(duì)比分析，總結(jié)發(fā)展機(jī)理并為進(jìn)一步裂縫控制提出相關(guān)的解決措施。

1 模型試驗(yàn)概況

1.1 模型設(shè)計(jì)

以某大型水電站工程中混凝土大壩下游面鋼襯式混凝土壓力管道為實(shí)際工程背景，該工程中，壩體高度為160 m，廠房壩段寬30 m，實(shí)際管道直徑為10.5 m，外包混凝土厚度為1.5 m，管道剖面形狀呈現(xiàn)為上圓下方，內(nèi)部配筋布置依據(jù)SL191-2008《水工混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[13]以及GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]。沿著管徑環(huán)向布置三層鋼筋，每層間距控制為200 mm，混凝土保護(hù)層厚度設(shè)置外層鋼筋處100 mm，內(nèi)層鋼筋處80 mm，基于實(shí)際管道中間3/4處作為試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵罁?jù)。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱?/h3>

由于實(shí)際工程中的鋼襯鋼筋混凝土管道為大尺寸的構(gòu)件，為便于試驗(yàn)研究，遵循幾何相似原理設(shè)計(jì)試驗(yàn)構(gòu)件，對(duì)于實(shí)際工程中鋼襯混凝土管道構(gòu)件按26.25∶1比例縮小為試驗(yàn)管道構(gòu)件[15-16]，構(gòu)件長度選定為220 mm。此外忽略自重對(duì)構(gòu)件變形的影響。試驗(yàn)組為4組管道模型，分別記作ABCD四組。每組包含兩個(gè)對(duì)比模型，共計(jì)8個(gè)管道模型。A組與B組、C組與D組鋼襯厚度相同，鋼筋直徑不同；A組與C組、B組與D組鋼襯厚度不同，鋼筋直徑相同，通過自主制作的加載裝置模擬水壓力作用，進(jìn)行對(duì)照試驗(yàn)。模型參數(shù)設(shè)置如表1所示。

表1 管道模型參數(shù)與配筋設(shè)置對(duì)照

此次試驗(yàn)混凝土采用C30混凝土，養(yǎng)護(hù)28 d，受力鋼筋和架立鋼筋采用HPB300鋼筋，屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為300 MPa，設(shè)計(jì)值則為270 MPa；內(nèi)壁鋼襯板選用Q235鋼，屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為235 MPa，設(shè)計(jì)值則為215 MPa。此外管道試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜋M向截面外輪廓是上圓下方，類似于馬蹄形狀，內(nèi)輪廓呈現(xiàn)正圓形，具體尺寸可參見圖1管道模型尺寸示意圖。

圖 1 管道模型尺寸示意圖

鋼襯板布置在管道內(nèi)壁上，承擔(dān)內(nèi)水壓力。內(nèi)部配筋沿著管道徑向方向上設(shè)置為兩層，內(nèi)層鋼筋與界面內(nèi)輪廓相同，為規(guī)則圓形狀，外層鋼筋則設(shè)置方圓形狀，并且每層配筋沿著縱向長度方向配筋間距設(shè)置為73 mm，一共為三道，并且通過縱向鋼筋相連接。

1.3 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置

由鋼襯鋼筋混凝土壓力管道布置方式可知，其圓形部分在壩下游面水平面以上位置，下部方形部分與壩體施工之時(shí)所預(yù)留出錨筋澆筑在一起[17-18]。所以構(gòu)件的變形和裂縫大部分出現(xiàn)在圓形管身，此次試驗(yàn)著重觀測(cè)分析上圓形部分的應(yīng)力應(yīng)變情況。測(cè)量角度則以構(gòu)件幾何中心點(diǎn)為原點(diǎn)建立極坐標(biāo)系，上下部交接處為0°和180°，角度布置如圖2所示。鋼筋和鋼襯應(yīng)變片布置情況分別如圖3、圖4所示。

圖 2 構(gòu)件測(cè)量點(diǎn)角度布置圖

圖 3 鋼筋應(yīng)變片布置示意圖

如圖4所示，混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖，需要指出的是應(yīng)變片距管道構(gòu)件邊緣控制在25 mm，即扣除最外一道徑向鋼筋保護(hù)層厚度，保持與內(nèi)部配筋位置一致。

圖 4 混凝土應(yīng)變片布置圖

試驗(yàn)在直接測(cè)量應(yīng)變的基礎(chǔ)上，同時(shí)也進(jìn)行了管道外壁徑向位移值的測(cè)定。測(cè)定方法是沿著外壁圓弧每隔45°放置一個(gè)徑向位移計(jì)來測(cè)定全方位的位移數(shù)據(jù)，具體布置效果如圖5所示。

圖 5 管道外壁徑向位移布置圖

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ土芽p發(fā)展情況

通過采用環(huán)形套筒液壓加載方式以0.2 MPa的增量逐步從0.3 MPa加載到2.3 MPa，每加載一步，記錄相關(guān)數(shù)據(jù)和裂縫發(fā)展情況?？梢杂^察到各組試驗(yàn)?zāi)Ｐ突炷脸霈F(xiàn)初裂貫穿裂縫，隨著荷載的增加，管壁四周不斷產(chǎn)生放射狀裂縫，各條裂縫基本分布在模型圓形管壁上。此外本試驗(yàn)的模型在達(dá)到最大設(shè)計(jì)內(nèi)水荷載2.3 MPa之后，卸載至0.2 MPa再逐步加載到最大設(shè)計(jì)內(nèi)水壓，循環(huán)這一過程3次，在循環(huán)次數(shù)不斷增加時(shí)，試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮谶_(dá)到某一內(nèi)水荷載時(shí)，裂縫條數(shù)不變，但裂縫寬度不斷增大。原因在于鋼襯混凝土內(nèi)部配筋在循環(huán)作用下呈現(xiàn)一定的屈服狀態(tài)，此時(shí)鋼筋應(yīng)力保持穩(wěn)定而塑性應(yīng)變不斷增加，但鋼筋與混凝土之間的相互粘結(jié)作用使得混凝土的應(yīng)變隨之增長，最終出現(xiàn)裂縫數(shù)量不變反而裂縫寬度不斷增大的狀況。試驗(yàn)各組模型開裂情況(圖6)，相同字母組1，2模型參數(shù)完全相同，以反映試驗(yàn)情況的離散性，可以發(fā)現(xiàn)在從初荷載逐步加載到最終荷載這一過程中，四組模型的裂縫幾乎都分布在鋼襯上圓部分的管道上，而在循環(huán)荷載作用過程當(dāng)中則主要在下方方形部分出現(xiàn)裂縫。

圖 6 各模型最終裂縫分布圖

由表2中給出本次試驗(yàn)當(dāng)中最終測(cè)得的裂縫相關(guān)參數(shù)以及模型初裂荷載情況。對(duì)比A、C組模型以及B、D組模型裂縫分布，可以發(fā)現(xiàn)：在控制內(nèi)部配筋率一定的情況下，提高鋼襯厚度，能夠降低最終裂縫條數(shù)，同時(shí)能夠有效提高初裂荷載值，但裂縫其他參數(shù)如平均寬度、間距以及最大寬度將明顯增大。對(duì)比A、B組模型以及C、D組模型裂縫分布，可以發(fā)現(xiàn)：在控制鋼襯厚度值一定的情況下，配筋率提高能夠有效降低裂縫在加載過程中的平均間距、平均寬度以及最大裂縫寬度值，并且初裂荷載顯著提高，裂縫條數(shù)增加。

表2 管道模型的裂縫開展實(shí)測(cè)值

2.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒煌嵌裙鼙诘膹较蛭灰?/h3>

根據(jù)對(duì)稱原則，取0°、45°和90°位置上測(cè)得的給定荷載加載條件下管道模型混凝土外表面徑向位移值。給出四組試件圓形管壁的徑向位移隨荷載變化的關(guān)系如圖7所示。從圖中可以看出：混凝土開裂前，管道的徑向位移較小，且隨內(nèi)水壓力的增大，徑向位移變化不大，管道圓形區(qū)域各處的徑向位移相差不大，此時(shí)管道模型的整體剛度較大；混凝土開裂以后，管道模型的整體剛度降低，裂縫條數(shù)越多，整體剛度降低越多，管道的徑向位移隨內(nèi)水壓力增大而快速增大。比較四組管道模型0°、45°和90°處徑向位移隨內(nèi)水壓力的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)混凝土開裂以后，在同一荷載加載條件下，管道構(gòu)件出現(xiàn)貫穿裂縫之后由之前各位置徑向位移相差較小的情況轉(zhuǎn)變?yōu)椴煌嵌任恢脧较蛭灰撇町愝^大，在0°位置徑向位移處于最大值，該位置裂縫發(fā)展最為迅速，而在90°位置徑向位移值最小，裂縫發(fā)展較為緩慢，總體呈現(xiàn)出角度越大，裂縫發(fā)展越慢的趨勢(shì)。

(a)A模型

3 有限元模型對(duì)比分析

3.1 模型本構(gòu)關(guān)系

在通用有限元分析軟件ANSYS中，鋼筋混凝土建模形式分別為整體式建模，分離式建模，以及分離式并考慮滑移和粘結(jié)建模[19]。針對(duì)所研究鋼襯式管道構(gòu)件，取原管道斜直段的斷面建立有限元模型，長度方向取1 m，設(shè)計(jì)最大內(nèi)水荷載為1.23 MPa，按靜水壓力作用考慮。采用分離式建模方法，混凝土部分采用solid65單元，鋼筋為link180單元，鋼襯單元考慮選擇shell181單元[20-21]，該單元可以很好的適用于非線性分析下的構(gòu)件的大變形情況。此外在實(shí)際試驗(yàn)當(dāng)中，隨著內(nèi)水荷載的不斷增加，構(gòu)件表現(xiàn)出較為明顯的塑性狀態(tài)，但是裂縫的發(fā)展導(dǎo)致構(gòu)件不斷喪失塑性性能直至內(nèi)部配筋屈服并發(fā)生破壞，因此利用ANSYS參數(shù)化建模的優(yōu)勢(shì)，建立混凝土塑性損傷模型。混凝土的本構(gòu)關(guān)系選取了多線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型(MISO)并在破壞準(zhǔn)則當(dāng)中關(guān)閉壓碎選項(xiàng)，以防止計(jì)算出現(xiàn)不收斂的情況發(fā)生,而鋼筋的本構(gòu)關(guān)系則選取雙線性強(qiáng)化模型(BISO)，單元節(jié)點(diǎn)方面則采用鋼筋單元首尾和混凝土單元共享節(jié)點(diǎn)，兩者之間的剛度矩陣分開來求解。通過這一方式，當(dāng)混凝土某一單元的應(yīng)力超過了開裂應(yīng)力，則只需將材料的本構(gòu)關(guān)系矩陣加以調(diào)整，無需改變單元形式或重新劃分網(wǎng)格，與其他模型相比，該模型結(jié)果較符合實(shí)際情況。

建模時(shí)的混凝土與鋼襯以及鋼筋的詳細(xì)物理參數(shù)如表3所示。幾何建模時(shí)模型尺寸選取試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷臄?shù)值。此外模型形狀傾向于上圓下方的形狀，簡(jiǎn)化實(shí)際模型中與管道連接的錨固底座為固定支座。荷載加載方法采用多荷載步方式從0.3 MPa加載到2.3 MPa，有限元效果圖見圖8。

圖 8 有限元模型圖

表3 管道基本參數(shù)

3.2 仿真計(jì)算值和試驗(yàn)值分析與對(duì)比

以管道模型管腰0°處鋼筋鋼襯為例，以建立的有限元模型為基礎(chǔ)運(yùn)行分析，可得圖9各組試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢?nèi)外層鋼筋鋼襯的仿真計(jì)算值和試驗(yàn)值的對(duì)比情況?？梢园l(fā)現(xiàn)，各模型在達(dá)到初裂荷載之前，鋼筋鋼襯應(yīng)力值較低且相差不大，初始階段在4 ～6 MPa之間，并以5 MPa左右速度緩慢增長，該階段管道施加的大部分內(nèi)水荷載由外包混凝土來承擔(dān)，內(nèi)部配筋則承擔(dān)較少的荷載。對(duì)比A、B或C、D組，配筋率增加1%，內(nèi)外層鋼筋應(yīng)力均降低約0.3～0.4 MPa，但鋼襯應(yīng)力值基本相等；當(dāng)鋼襯厚度增加1 mm時(shí)，鋼筋應(yīng)力基本相等，但鋼襯應(yīng)力降低約0.6～0.7 MPa。這一結(jié)果表明在未達(dá)到初裂荷載階段，相比于配筋率，鋼襯厚度的增加能夠更有效的降低內(nèi)部鋼筋的應(yīng)力。

逐步加載達(dá)到初裂荷載，鋼筋鋼襯的應(yīng)力迅猛上升，在此階段內(nèi)外層鋼筋鋼襯的應(yīng)力增長速度以及趨勢(shì)各不相同。外層鋼筋增速從初始的40 MPa放緩至20 MPa，之后又回升至30～40 MPa增速直到試驗(yàn)結(jié)束，而內(nèi)層鋼筋應(yīng)力增長相對(duì)穩(wěn)定，以20～30 MPa速度增加，而鋼襯應(yīng)力在此階段保持10～20 MPa速率上升，但在加載最后階段速度大幅增加，達(dá)到約30 MPa，在這一階段對(duì)比A、B或C、D組，配筋率增加1%，內(nèi)外層鋼筋應(yīng)力從初裂階段開始時(shí)降低10～20 MPa左右，總體上隨時(shí)間推移降低數(shù)值不斷增加，最大可達(dá)到60～70 MPa左右，這表明在較高的外荷載水平下，提高內(nèi)部配筋率能夠有效降低管道內(nèi)鋼材的應(yīng)力并且改善承載能力，提高抗裂水平。此外對(duì)比A、C或B、D組，鋼襯厚度增加1 mm，鋼襯應(yīng)力則在整個(gè)過程當(dāng)中穩(wěn)定降低30 MPa左右，整體呈波動(dòng)上升趨勢(shì)，這表明：相比配筋率，在較低的外荷載水平下，提高鋼襯厚度能夠更有效地降低管道內(nèi)鋼材的應(yīng)力，從而增強(qiáng)抗裂能力，提高承載水平。

對(duì)比分析也表明仿真計(jì)算值和試驗(yàn)數(shù)據(jù)較為吻合，隨著內(nèi)水荷載的不斷增長，兩者數(shù)值的變化趨勢(shì)也基本相同。在鋼筋應(yīng)力方面該有限元模型能夠與實(shí)際模型相互印證，在此基礎(chǔ)之上引入相關(guān)更多影響因素，可以結(jié)合相關(guān)裂縫計(jì)算公式來計(jì)算出管道裂縫寬度深度數(shù)值，即可得到裂縫分布機(jī)理。

(a)A模型

4 結(jié)論

1)影響鋼襯鋼筋混凝土管道開裂荷載的主要因素為配筋率和鋼襯厚度。在給定相同配筋率前提下，減少內(nèi)部配筋間距，提高配筋率，對(duì)于鋼襯鋼筋混凝土構(gòu)件而言，其裂縫條數(shù)明顯增加，但裂縫寬度也顯著減少。

2)在循環(huán)加載過程中，增加循環(huán)次數(shù)，裂縫條數(shù)不變，但裂縫寬度不斷增大，表明鋼襯混凝土內(nèi)部配筋在循環(huán)荷載作用下出現(xiàn)一定的屈服。

3)從徑向位移來看，管道構(gòu)件裂縫發(fā)展機(jī)理可以分為兩個(gè)階段，第一階段是管道構(gòu)件混凝土出現(xiàn)貫穿裂縫，上圓部分徑向位移隨荷載加載變化幅度較小，且該處范圍內(nèi)各個(gè)位移值相近，表明其內(nèi)部裂縫正逐步發(fā)展均衡；第二階段是當(dāng)荷載施加到一定值，管道出現(xiàn)放射狀貫穿裂縫，管道外壁徑向位移隨內(nèi)水壓力增大而大幅度增大，并且裂縫數(shù)量隨著徑向位移的增大也不斷增長。

4)在達(dá)到開裂荷載后，提高鋼筋配筋率能夠在較高的內(nèi)水壓力下，增強(qiáng)管道承載能力和減少裂縫發(fā)展；提高鋼襯厚度則能夠在較低內(nèi)水壓力水平下增強(qiáng)管道承載能力和抗裂性能。

5)有限元仿真結(jié)合實(shí)際模型試驗(yàn)方法可以有效探究鋼襯鋼筋混凝土管道的裂縫發(fā)展分布規(guī)律，此外通過合理有限元建模也能夠預(yù)測(cè)出管道結(jié)構(gòu)承載特點(diǎn)和受力基本狀況，對(duì)于后續(xù)管道設(shè)計(jì)有較強(qiáng)的指導(dǎo)意義。