钢筋握裹力论文

钢筋握裹力论文（精选3篇）

钢筋握裹力论文 篇1

0 前言

近年来, 伴随着我国国民经济持续快速增长, 城市基础设施的升级和改造也得到了迅猛发展。一方面, 城市建设中一些老旧的建筑物、构造物被拆除, 由此产生了大量以废弃混凝土为主的建筑垃圾, 这些建筑垃圾不仅占用土地, 而且对环境也造成了污染。另一方面, 大量建筑项目的启动, 对混凝土的需求量也变得越来越大, 这就需要开采大量的天然砂、石来供应。将废弃混凝土进行回收利用, 不但解决了土地占用和环境污染问题, 而且有利于自然资源的保护。

将从老旧建筑物上拆除下来的废弃混凝土经清洗、加工、破碎和分级后, 按一定的比例相互配合, 作为部分或全部骨料配制而成的混凝土称为再生混凝土[1]。在再生混凝土研究和利用方面, 同国外相比, 我国起步较晚, 但近几年随着研究的不断深入, 研究成果也越来越丰富, 但多数的研究工作是围绕着提高再生骨料混凝土的强度及改善其力学性能展开的[2,3,4,5], 对再生混凝土与钢筋粘结性能的研究还不多见。本文主要对再生混凝土与钢筋之间的握裹力进行研究, 考察不同再生粗骨料取代率和水灰比条件下握裹强度的变化, 为再生混凝土的推广应用提供试验依据。

1 试验

1.1 原材料

水泥:选用P·O 42.5级普通硅酸盐水泥, 具体性能见表1、表2。

细骨料:天然中砂, 级配合格, 表观密度为2640kg/m3。

%

天然粗骨料:选用最大粒径为31.5mm的碎石;再生粗骨料:来自哈尔滨市某拆迁工地的废弃钢筋混凝土块经过人工破碎、碾磨、筛分加工得到, 粗骨料的基本性能见表3。

钢筋:采用直径为16mm的HRB335级钢筋, 具体材料性能见表4。

水:地下水。

1.2 配合比设计

本次试验采用的水灰比为0.40, 试件编号中的0、30、50、80和100, 分别代表再生粗骨料取代率为0、30%、50%、80%和100%。由于再生混凝土还没有统一的配合比设计规范, 因此, 本次试验采用天然骨料混凝土配合比设计方法[6], 即按照JGJ 55—2000《普通混凝土配合比设计规程》执行[7]。试验中所采用的混凝土配合比见表5。

1.3 试件设计与制作

采用无横向钢筋的立方体拉拔试验测定钢筋的握裹强度。钢筋与混凝土之间的握裹强度可由下式求得:

式中:τ—握裹强度, MPa;

P—荷载峰值, kN;

d—钢筋直径, mm;

la—钢筋的有效锚固长度, mm。

根据再生混凝土粗骨料取代率的不同, 试验划分为5组, 每组3个试件, 即本次试验共制作尺寸为150mm×150mm×150mm的标准立方体试件15个。试件中没有横向配筋, 在试件的中心预埋了直径为16mm的HRB335级钢筋。试件保护层的厚度取75mm, 有效锚固长度取80mm。

配制再生混凝土拌合物时的投料顺序为:细骨料—水泥—水—粗骨料。每次投料后都要进行充分的搅拌, 使得搅拌后的混凝土拌合物在满足和易性的条件下成型。所有试件的制作均采用钢模 (150mm×150mm×150mm) 统一进行浇筑、振捣和成型。浇筑完成24h后, 进行编号和拆模工作。在标准养护条件下养护到28d时进行试验。

1.4 试验装置与试验方法

试验采用100kN的万能试验机。具体操作如下:首先, 将试件装入已安装在万能机上的试验夹头中, 使万能机的下夹头将试件的钢筋夹牢。其次, 在试件上安装量表固定架, 并装上百分表, 使百分表杆尖端垂直朝下, 与略伸出混凝土试件表面的钢筋顶面相接触。第三, 在加荷载前应检查百分表量杆与钢筋顶面接触是否良好, 百分表是否灵活, 并进行适当的调整。第四, 记下百分表的初始读数后, 即开动万能试验机开始试验, 每次加一定量的荷载后, 记录百分表的读数, 将此读数与初始读数做差即得到该荷载作用下的滑动变形量。所有试验严格按照GB/T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》执行[8]。试验装置如图1所示。

1-上球铰;2-上端端板;3-钢杆;4-百分表;5-试件;6-垫板;7-夹持架;8-下球铰;9-下端钢板;10-钢筋

2 试验结果与分析

2.1 破坏过程和现象描述

通过试验可以发现, 全部试件的破坏形式分为两种:拔出破坏和劈裂破坏。

发生拔出破坏的试件全部为再生粗骨料取代率为0即普通混凝土试件。在试验开始时, 试块的表面完好, 没有发现裂缝。当荷载增加到极限拉拔力的一半时, 试件的表面开始出现纵向裂缝。随着拉拔力的继续增加, 裂缝开始缓慢发展, 逐渐变宽和变长。当拉拔力达到最大值后, 裂缝的宽度和长度变得更加显著, 最终钢筋被拔出, 试件破坏。

发生劈裂破坏的试件为掺入再生粗骨料的试件。试验开始时, 试块表面完好, 没有发现裂缝。荷载增加直至达到最大值后, 试件突然发生劈裂, 试件破坏。

2.2 试验结果与分析

具体试验数据见表6。

由表6可以看出, 随着再生粗骨料取代率的增加, 握裹强度呈现先上升再下降的趋势, 但再生混凝土的握裹强度整体上都大于普通混凝土的握裹强度。强度上升的原因是由于再生粗骨料的吸水率较高, 当再生混凝土浇筑完成后, 再生粗骨料仍然要吸收一部分水, 使得再生混凝土拌合物的水灰比下降, 由此导致强度的上升。而强度的降低是因为当再生粗骨料取代率超过50%时, 再生粗骨料不利因素带来的强度降低已经远远大于由水灰比降低而带来的强度提高。再生粗骨料的不利因素包括:骨料颗粒棱角多、含有水泥砂浆、压碎指标高等。

2.2.1 粘结滑移曲线

不同再生粗骨料取代率下试件的粘结滑移曲线见图2。

由图2可以看出, 从曲线形状上看, 再生混凝土与普通混凝土的粘结滑移曲线非常相似, 但再生混凝土的斜率比普通混凝土的要大。由于二者的破坏形式不同, 导致了曲线的发展趋势不同。由于普通混凝土的破坏形式为拔出破坏, 因此, 它的粘结滑移曲线较完整, 分为上升段和下降段。而掺入再生骨料的混凝土由于是劈裂破坏, 故其粘结滑移曲线仅有上升段[9,10,11]。

在试验开始时, 随着荷载的不断增大, 滑动变形开始缓慢增加, 这个过程呈线性分布且斜率较大。随着荷载的进一步增加, 滑动变形增加得非常明显, 直至钢筋被拔出, 试件破坏。产生此现象的原因是钢筋与混凝土之间的握裹力主要由化学胶结力、摩擦阻力和机械咬合力3部分组成, 它是钢筋与混凝土共同工作的基础。在试验开始时化学胶结力、摩擦阻力和机械咬合力3种力都发挥作用, 使得变形阻力比较大, 混凝土与钢筋的粘结面处于弹性阶段, 故二者之间呈线性关系;当荷载继续增加时, 混凝土与钢筋粘结面的剪应力逐渐增大, 当超过极限强度时, 产生滑动变形, 混凝土与钢筋之间的化学胶结力已经消失, 只有摩擦阻力和机械咬合力发挥作用, 使得变形阻力减小, 因此, 当荷载进一步增加时, 滑动变形增加的非常明显。

2.2.2 粗骨料取代率对抗压强度的影响

不同再生粗骨料取代率对抗压强度的影响见图3。

由图3可以看出, 再生混凝土的抗压强度受再生粗骨料取代率的影响较大, 再生混凝土的抗压强度总体上随着再生粗骨料取代率的增加而减小。但当再生粗骨料取代率达到50%时, 再生混凝土的抗压强度不但没有减小, 反倒有所提高, 甚至超过了普通混凝土的抗压强度[12]。

再生混凝土抗压强度降低的原因, 一方面是加工再生粗骨料时施加的压力大, 使再生粗骨料表面出现细微裂缝, 导致粗骨料本身强度降低;另一方面由于再生粗骨料中含有水泥砂浆。以上方面都不利于再生粗骨料与水泥之间粘结强度的发展, 导致粘结强度较普通混凝土的粘结强度低。

再生粗骨料取代率达到50%时, 抗压强度有所提高的原因, 一是天然粗骨料与再生粗骨料等量加入时, 再生粗骨料的空隙恰好被天然粗骨料填充, 导致出现了最优级配;另一方面按等量加入时, 再生粗骨料恰好吸收了多余的水分, 从而使得水泥浆体中的水灰比降低。

2.2.3 水灰比对握裹强度的影响

再生粗骨料取代率为100%时, 不同水灰比试件的配合比见表7。试验时每组配合比共制作3个试件, 具体试验结果见表8。水灰比与握裹强度的关系曲线见图4。

由图4可以看出, 握裹强度随着水灰比的增加而减小。当水灰比取值在0.40~0.45之间时, 握裹强度变化比较平缓;当水灰比大于0.45后, 握裹强度变化幅度较大。因此, 在进行再生混凝土设计时, 为了提高再生混凝土的粘结性能, 应该把水灰比取在0.40~0.45之间。

2.2.4 水灰比对抗压强度的影响

水灰比对抗压强度的影响见图5。

由图5可以看出, 再生混凝土的抗压强度随着水灰比的增加而减小, 这与普通混凝土的规律相一致[13]。水灰比在0.40~0.45之间时, 再生混凝土的抗压强度变化不大, 故在设计再生混凝土配合比时, 为了提高再生混凝土的力学性能, 应将水灰比取在0.40~0.45之间。

3 结论

(1) 随着再生粗骨料取代率的增加, 握裹强度呈现先上升再下降的趋势, 但再生混凝土的握裹强度整体上都大于普通混凝土的握裹强度。

(2) 再生混凝土的粘结滑移曲线与普通混凝土的非常相似, 但再生混凝土的斜率要比普通混凝土的大。

(3) 握裹强度随水灰比的增大而减小, 为了提高再生混凝土的粘结性能, 水灰比应在0.40~0.45区间内取值。

钢筋握裹力论文 篇2

握裹力是钢筋与混凝土得以共同工作的基础,主要由化学胶结力、摩阻力和机械咬合力3部分组成。影响混凝土中钢筋握裹力的因素很多,例如混凝土的抗压强度、抗拉强度、钢筋的直径、锚固长度、和肋部形状、混凝土保护层厚度、混凝土掺合料和外加剂等[1]。

为了改善混凝土的性能和利废等目的,矿渣作为掺合料在混凝土中的应用日益普及,掺量也不断提高,尤其在硫酸盐、氯离子和海水侵蚀环境的混凝土中,掺合料是不可或缺的重要组分[2]。与水泥熟料相比,矿渣的水化速度要慢得多,因此对养护的敏感性也会更强,在大掺量时更是如此。如果不能得到恰当的养护,大掺量矿渣混凝土的胶凝材料不能充分水化,力学性能和钢筋握裹力就会受到显著影响[3,4]。混凝土工程的养护必须引起足够的重视,在使用大掺量矿渣的混凝土的工程尤其如此。本文就养护制度对大掺量矿渣的混凝土钢筋握裹力进行了系统研究。

1 试验用原材料

采用广东省梅州市塔牌集团有限公司生产的P.II型硅酸盐水泥(转窑),强度等级为42.5R,物理力学性能见表1;石英质河砂,物理性能见表3;5～20 mm和20～40 mm 2种规格花岗石碎石,物理性能见表4;减水剂为TL-400高效缓凝减水剂;韶钢嘉羊公司生产的S95级矿渣粉,物理性能见表5。钢筋采用广州钢铁厂生产的直径Φ22的热轧带肋钢筋,其物理力学性能指标均符合标准要求。

2 试验方法

2.1 养护条件

钢筋握裹力试件成型后采用先标准养护(温度20±2 ℃、湿度≥95%)、后放入干缩室(温度20±2 ℃、湿度(60±5)%)的养护方式,标准养护的时间共3种:3 d、14 d和28 d;试验龄期为45 d,以保证不同养护方式的试件在混凝土与钢筋握裹力试验的含水量相同。

2.2 试验标准与方法

2.2.1 试验标准

试验按照SL352-2006《水工混凝土试验规程》进行,每组6件。

2.2.2 试验方法

成型150 mm×150 mm×150 mm试件,在试件正中央水平埋设一根钢筋,在试件上安装量表固定架和千分表,使千分表杆端垂直向下,与钢筋顶面相接触,记下千分表的初始读数,以不超过400 N/s的加荷速度拉拔钢筋,每加一定荷载,记录相应的千分表读数。将各级荷载下的千分表读数减去初始读数,即得该荷载下的滑动变形。以荷载为纵坐标,绘出荷载-滑动变形关系曲线,取滑动变形0.01、0.05、0.10 mm,在曲线上查出相应的荷载。钢筋握裹强度按下式计算:

$\begin{array}{l}Г=({\rm P}{}_1+{\rm P}{}_2+{\rm P}{}_3)/3A(1)\\ A=\text{π}DL(2)\end{array}$

式中: Г为钢筋握裹强度,MPa;P1为滑动变形为0.01 mm时的荷载,N;P2滑动变形为0.05 mm时的荷载,N;P3为滑动变形为0.1 mm时的荷载,N;A为埋入混凝土的钢筋表面积,mm2;D为钢筋的计算直径,mm;L为钢筋埋入的长度,mm。

3 试验配合比设计

粗细集料按风干状态为基准,矿渣掺量为30%和60%,均等量取代水泥。粗骨料组成:20～40 mm和20～40 mm 2种规格碎石的质量百分数分别为40%和60%。混凝土配合比件见表7,其中0号配合比为不掺掺合料的基准混凝土,K组掺矿渣粉。水胶比均为0.46,砂率34%,坍落度5～7 cm,水、胶凝材料、砂、碎石的质量固定,通过调整外加剂的掺量控制混凝土的坍落度。试验按照国家行业标准SL352-2006《水工混凝土试验规程》中的有关规定进行。

由表6可见,矿渣粉在30%掺量时有一定的减水作用,维持相同的坍落度,外加剂掺量由0.6%减小到0.45%,相当于减水8 kg/m3,可能是30%的矿渣粉改善了水泥的颗粒级配,当矿渣粉掺量增大到60%时,不再具有减水作用。

4 试验结果及分析

以荷载为纵坐标,钢筋滑动变形为横坐标,各组试验结果见图1～图10。

由图1～图9可知,各组的荷载-滑动变形关系曲线形状均为相似的折线形:在产生滑动变形的早期,随着荷载增大,滑动变形增加缓慢,呈线性,斜率较大,然后随着荷载增大,滑动变形明显增大增加,直至钢筋拔出,呈一条斜率较小的直线,从而总体上形成折线形。钢筋与混凝土握裹力主要由化学胶结力、摩阻力和机械咬合力3部分组成,试验早期这3种作用力均存在,变形阻力较大,钢筋与混凝土的黏结界面处于弹性变形阶段,因此荷载-滑动变形关系呈线性;当钢筋与混凝土的黏结界面的剪应力超过其极限强度时,产生滑动,钢筋与混凝土握裹力之间的化学胶结力消失,变形阻力主要依靠摩阻力和机械咬合力2部分组成,变形阻力较试验早期减小,因此随着荷载增大,滑动变形显著增大,这个过程类似于滑动摩擦,呈线性关系[5]。

由表7、图1～图9可知,当养护时间相同时,掺入矿渣粉的混凝土试件的钢筋握裹强度均比不掺的低,且随掺量增加,钢筋握裹强度降低,这主要是由于矿渣粉的水化较水泥熟料慢,掺矿渣粉的混凝土抗压强度降低,因此钢筋握裹强度也随之降低。

与养护28 d的试件相比,养护3 d的试件钢筋握裹强度降低18.4%～28.3%,养护对混凝土的钢筋握裹力的增长非常重要,对矿渣粉混凝土更加重要。

由表7、图10可知,钢筋握裹强度与混凝土抗压强度呈线性关系,随抗压强度增大而增大。

5 结 语

(1)当养护时间相同时,掺入矿渣粉的混凝土试件的钢筋握裹强度均比不掺的低,且随掺量增加,钢筋握裹强度降低。

(2)养护对混凝土的钢筋握裹力的增长非常重要,对矿渣粉混凝土更加重要,与养护3d的试件相比,养护28d的试件钢筋握裹力增加了18.4%～28.3%。

(3)钢筋握裹强度与混凝土抗压强度呈线性关系,随抗压强度增大而增大。

摘要：研究了大掺量矿渣混凝土的钢筋握裹力与掺合料掺量、养护制度及抗压强度之间的关系。结果表明,当养护时间相同时,掺入矿渣粉的混凝土试件的钢筋握裹强度均比不掺的低,且随掺量增加,钢筋握裹强度降低。养护对混凝土的钢筋握裹力的增长非常重要,对矿渣粉混凝土更加重要,与养护3d的试件相比,养护28d的试件钢筋握裹强度增加18.4%～28.3%。钢筋握裹强度与混凝土抗压强度呈线性关系,随抗压强度增大而增大。

关键词：矿渣混凝土,钢筋握裹力,养护

参考文献

[1]周万良,周士琼,李益进,等.水胶比、超细粉煤灰掺量对高性能混凝土钢筋握裹力的影响[J].混凝土与水泥制品,2003.(2):12-15.

[2]杨医博,梁松,莫海虹,等.抗氯盐高性能混凝土技术手册[M].北京:中国水利水电出版社,2006:88-197.

[3]蒋家奋.矿渣微粉在水泥混凝土中的应用概述[J].混凝土与水泥制品,2002,(3):23-35.

[4]Michael D A Thomas,Phil B,Bamforth,et al.Modelling chlo-ride diffusion in concrete:Effect of fly ash and slag[J].Cementand Concrete Research,1999,29(4):487-495.

钢筋握裹力论文 篇3

关键词：苏通大桥,承台,封底混凝土,握裹力,试验研究,应用

目前,随着我国跨江、跨河、甚至跨海大桥的修建,大型水上施工作业已日益增多,在进行承台施工时,封底混凝土与钢护筒间的握裹力大小目前尚无可靠参考数据,各施工单位均根据经验取适当的系数,如系数取值太大则造成了封底混凝土的结构安全隐患,如系数取值太小则造成了封底混凝土等材料的大量浪费。为此,通过模拟试验,进行受力分析和施工现场受力检测,提出了封底混凝土与钢护筒间的握裹力系数。

1 工程概况

苏通大桥南主塔墩承台为哑铃型结构,承台长114 m、宽48 m、高13.24 m,承台砼强度等级为C35,混凝土方量约4.3万m3,其中承台封底厚度为3 m,采用30号水下混凝土,设计总方量为12 156 m3,是世界上规模最大、入土最深的桥梁深水群桩基础。

2 封底混凝土与钢护筒间握裹力试验

由于苏通大桥南主塔基础承台混凝土数量巨大,如承台封底混凝土与钢护筒间的握裹力足够大,则承台施工时的所有荷载可全部由其承担,减少承台施工时的工程量。为指导承台施工,确保施工安全,对钢护筒与混凝土间的握裹力进行了模拟试验。

2.1 试验模型

本次试验将南主塔墩承台按照1:0.15的比例,取其中的一个单元制作测试模型,进行握裹力测试。根据比例,确定本测试模型为一直径2 m、厚1 m的混凝土块。采用水下30号混凝土浇注。本模型在混凝土内预埋1根外径426 mm,壁厚10 mm的钢管,在钢管壁上安装3层位移杆,每层均匀安装4根。在钢管顶安装承重梁和4台25 t油压千斤顶,油压千斤顶实行联动,集中控制。千斤顶对混凝土进行加压后,利用千分表判别位移杆所在位置的钢管的相对位移,即可测出混凝土与钢管间的握裹力。

2.2 试验仪器设备

本试验所需仪器设备为:25 t千斤顶4个(要求4个千斤顶联动),千分表12个,百分表12个,100MPa压力表1个,混凝土拌合站1套,混凝土运输车1台。

2.3 试验过程

2.3.1 试验准备

本次试验选择在一平整场地进行,开挖了1个Φ2.12 m,深1.25 m的基坑,在基坑中央布置一个已设置位移杆的钢管并按照封底混凝土施工工艺浇注混凝土。钢管及位移杆的具体布置见图1。

2.3.2 试验过程

在2003-11-08晚浇注本试验模型混凝土,实际浇注混凝土厚度为1.15 m。11-15对同步养生的混凝土试块进行了7 d压力试验,其强度已达到设计强度的65%。试验前对各试验设备均进行了标定。试验总体布置见图2。

2.4 试验结果

经试验发现:当布置在第1层位移杆上的位移表(千分表)发生明显变化时,与千斤顶相连的压力表的读数为70 MPa;第1层位移杆以上混凝土与钢管的接触面积为0.646 m2。其对应平均单位摩阻力为70×2826÷4÷0.646÷106=1.22 MPa。

当布置在第3层位移杆上的位移表(千分表)发生明显变化时,与千斤顶相连的压力表的读数为86 MPa;第3层位移杆以上混凝土与钢管的接触面积为1.54 m2。扣除钢管及钢管内混凝土的重量,其对应本试验模型的平均单位摩阻力为0.63 MPa。此时钢管与混凝土间已出现了细微的裂痕。由于试验时混凝土强度仅达到了设计强度的65%(即20号混凝土的强度),由《公路砖石及混凝土桥涵设计规范》(JTJ022—85)可知,20号混凝土的极限弯曲抗拉强度为2.5 MPa。由于混凝土与钢管间已开裂,故认为此时混凝土与钢管间的摩阻力已发挥。

2.5 试验结果分析

由试验结果可知,当第1层位移杆上的位移表发生变化时混凝土与钢管间的单位摩阻力达到了1.2 MPa,而当第3层位移杆上的位移表发生变化时混凝土与钢管间的单位摩阻力仅为0.63 MPa,说明当第1层位移杆上的位移表在持载10 min后,荷载已传至第2层位移杆的位置,但尚未使第2层位移杆上的位移表发生变化。故本试验中混凝土与钢管间的单位摩阻力可取0.63 MPa。

3 封底混凝土与钢护筒间握裹力有限元模拟计算

为验证本次模拟试验的试验结果,对承台封底混凝土与钢护筒间的握裹力用有限元模型进行分析,以苏通大桥主7#墩承台施工为基础进行总体建模分析(主7#墩承台采用钢吊箱进行施工)。

3.1 模型基本假定

(1)封底混凝土与钢护筒的应变规律是协调的。

(2)观测阶段钢护筒的应变主要受浮力控制,表现为浮力减小,钢护筒的应变增大,浮力增大则钢护筒的应变减小。

(3)钢护筒处于拉伸状态。

3.2 建立模型

(1)网格划分。在承台封底混凝土摩阻力的计算分析中,综合考虑了钢吊箱、封底混凝土与钢管桩的相互作用。钢吊箱、封底混凝土与钢管桩采用实体单元模拟,其间设置无厚度古德曼单元,计算模型网格划分见图3,共划分单元1 940个,结点2 929个,其中接触面单元342个。

(2)计算参数。钢管桩密度ρ=2 581.6 kg/m3,E=260 GPa,μ=0.169;钢吊箱密度ρ=300 kg/m3,E=200 GPa,μ=0.25;封底混凝土密度ρ=2 449.0 kg/m3,E=210 GPa,μ=0.167;钢吊箱与钢护筒之间接触参数δ=1°,Krs=5,Ksr=5,Kn=100 GPa,K1=5,Rf=0.0,n=0.0,c=0;封底混凝土与钢护筒之间接触面参数δ=16.7°,Krs=100,Ksr=100,Kn=100 GPa,K1=15 000,Rf=0.67,n=0.01,c=450 k Pa。

(3)计算工况:计算模拟了4种工况,(1)封底混凝土浇筑完成并达到设计强度,钢吊箱外水位高程为2.93 m;(2)在工况(1)的基础上,抽空钢吊箱内的水,即内部水位降到高程-2.0 m,钢吊箱外水位高程仍为2.93 m;(3)在工况(2)的基础上,钢吊箱内无水,钢吊箱外水位由高程2.93 m降到设计低水位-1.21 m;(4)在工况(3)的基础上,钢吊箱内无水,钢吊箱外水位在低水位-1.21 m情况下,模拟浇筑4.0 m厚的流态混凝土。

3.3 模拟计算结果分析

各特征部位见图4,封底混凝土的竖向位移特征见表1。在完成工况(4)的基础上,通过不断增加上部荷载,绘制计算过程中接触面单元最大位移与接触面总摩阻力的关系曲线,以推求极限摩阻力,见图5,在线性阶段,平均单位摩阻力可达到0.28 MPa。当平均单位摩阻力达到0.37 MPa时,局部区域接触面达到屈服强度。故从安全角度出发,封底混凝土平均极限单位摩阻力取值不宜超过0.37 MPa。

4 封底混凝土与钢护筒间握裹力应用

4.1 握裹力应用

苏通大桥南主塔墩承台施工时,按照2种工况进行承台的受力计算:(1)钢围堰抽水完成阶段,吊箱抗(上)浮稳定性计算;(2)首层承台砼浇筑阶段,吊箱抗(下)滑稳定性计算。

根据试验及模拟模型计算,考虑到桩基施工周期较长,护筒在水下埋置时间达到了1年以上,砼与钢护筒之间的握裹力偏安全的取150 k Pa。

(1)抽水完成阶段,吊箱抗(上)浮稳定性计算

在高潮位时,钢吊箱抽水完成,该工况下钢吊箱存在上浮的可能性。其荷载组合为:钢吊箱自重(向下)+封底混凝土自重(向下)+舱壁混凝土自重(向下)+封底混凝土握裹力(向下)+水浮力(向上)

封底混凝土自重:G1=γh S=2.4×3×4 050.8=29 165.8 t;钢吊箱自重G2=5 800 t;舱壁混凝土自重G3=γh0S3=2.4×8.4×590.4=11 902.5 t;封底混凝土握裹力:G4=20×π×2.85×3×135=72 486.9 t;水浮力F1=(2.91+10.0)×4 641.2×1=59 917.9 t。

抗浮安全系数K=(G1+G2+G3+G4)/F1=1.99。

(2)首层承台砼浇筑阶段,吊箱抗(下)滑稳定性计算

在低潮位时,第1层承台施工完成,钢吊箱有下落的可能性。其荷载组合为:钢吊箱自重(向下)+封底混凝土自重(向下)+舱壁混凝土自重(向下)+第1层混凝土自重(向下)+封底混凝土握裹力(向上)+水浮力(向上)。封底混凝土自重、钢吊箱自重、舱壁混凝土自重、封底混凝土握裹力同工况(1)。

第1层承台混凝土(厚2.4 m)自重G5=γh S=2.4×2.5×4 050.8=24 304.8 t;水浮力F2=(-1.21+10.0)×4641.2×1=40 796.1 t。

抗滑安全系数K=(F2+G4)/(G1+G2+G3+G5)=113 283/71 173.1=1.59

经过上述计算,抽水后,高潮位时抗浮稳定系数达到1.99;首层承台厚度取2.3 m时低潮位时抗下滑安全系数达到1.59。

4.2 握裹力检测

为了查清封底混凝土与钢护筒接触面的实际粘结强度,分别观测封底混凝土与钢护筒的应变以换算接触面的剪应变和最低粘结强度,同时采用静力水准测试技术观测封底混凝土与钢护筒相对位移,以反演封底混凝土和钢护筒的计算参数,进而反馈于混凝土与钢护筒共同作用的三维数值模拟计算分析。

试验选择主7#墩承台H7、H10、H13三根钢护筒监测桩位,其中H7、H10监测桩位各安装了2支表面应变计和1支混凝土应变计,分别用于观测钢护筒和混凝土的应变,同时安装了4点静力水准系统,用于观测封底混凝土与钢护筒的相对位移。H13监测桩位仅安装了2点静力水准系统。

钢护筒应变采用振弦式表面应变计测试技术,通过在钢护筒外表面焊接表面应变计,监测钢护筒的应变。表面应变计采用美国基康公司生产的4000型钢护筒表面应变计(长15.2 cm,量程为3000με,分辨率为1με)。选择H7号和H10号监测桩(分别为边桩和中心部位的基桩)进行安装,每根桩在桩顶封底混凝土段布置2个观测断面,每个断面布置1个测点。2个观测断面分别距离封底混凝土的顶、底面20 cm。

封底混凝土应变采用振弦式混凝土应变计测试技术,通过在封底混凝土中预埋混凝土应变计,监测封底混凝土的应变。混凝土应变计采用美国基康公司生产的4200型混凝土应变计(长15.2 cm,量程为3 000με,分辨率为1με)。在钢护筒应变监测桩(H7号桩和H10号桩)外侧的封底混凝土中布置测点,每根桩的外侧布置1个测点,测点高程与钢护筒应变测点相同。

封底混凝土与钢护筒相对位移的观测采用静力水准测试技术。利用GK4675静力水准系统进行测量,在H7、H10、H13监测桩各布置1对测点,每根桩布置2个GK4675型静力水准仪,其中1个布置在监测桩相应的静力水准点引出钢管顶部;另1个布置在钢护筒表面(高程与静力水准点引出钢管顶部高程基本相同)。安装于H7、H10监测桩的4个静力水准点的高程基本相同,连接为一个4点的封闭回路系统。安装于H13监测桩的2个监测点高程亦基本相同,连接为一个2点的封闭回路系统。

2004-05,用于苏通大桥主7#墩封底混凝土与钢护筒共同作用试验的监测仪器安装全部完成,项目组随后立即开始进行测试。现场4名观测人员进行钢护筒应变、混凝土应变、封底混凝土与钢护筒相对位移以及钢吊箱内外水位的联合观测。观测频度约为1次/0.5 h。观测一直持续到割除钢护筒为止,观测过程包含了钢吊箱整个抽水过程以及钢吊箱抽水结束后2个涨落潮过程,共进行了46次测读。

综合封底混凝土与钢护筒共同作用的现场监测结果和三维数值模拟分析结果,封底混凝土在实测阶段处于弹性工作状态,模拟浇注第1层混凝土过程中封底混凝土也处于弹性工作状态,实测值与数值模拟的结论是吻合的。在未浇注承台混凝土之前,观测期间封底混凝土发挥的最大握裹力为0.07 MPa(对应浮力最大工况)。封底混凝土与钢护筒的平均极限摩擦强度建议取为0.37 MPa。

5 结束语

苏通大桥南主塔墩的实际施工中采用了施工检测过程中推荐的握裹力系数,安全、快速、经济的完成了苏通大桥南主塔墩基础的施工,出于安全兼顾经济性考虑,建设在后续同类型工程施工中承台封底混凝土与钢护筒间握裹力系数取0.15~0.2 MPa。

参考文献

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[3]孙英学,陈志坚,冉昌国.大型钢吊箱封底混凝土与钢护筒共同作用研究[J].河海大学学报(自然科学版),2005,33(5):552-556.