深厚冲积层中冻结井外壁钢筋应力的实测研究.pdf

第36卷 第3期 中国矿业大学学报 Vol. 36No. 3 2007年5月 Journal of China University of Mining 2.新汶矿业集团公司,山东 泰安 271233 摘要介绍龙固副井冻结井外壁钢筋应力的测试方案,分析温度及约束作用对钢筋计测值的影 响和不同方向配筋的应力测值变化规律.结果表明受水化热高温的影响,外壁钢筋首先经历压 应力急剧增长阶段,而后竖向及径向钢筋压应力随着井壁降温而逐渐减小,最终处于拉应力或低 水平的压应力状态,而环向钢筋则始终处于压应力状态;环向钢筋的应力主要受冻结压力控制, 而竖向及径向钢筋的应力主要受温度影响;鉴于深厚冲积层冻结压力增长迅速,外壁竖向钢筋可 按承担3 d内施工的井壁段自重,取15 m高度的井壁段进行设计,从而有效地减少竖向钢筋的 配筋率;而环向钢筋应尽量靠近井壁内侧配置,以提高井壁的水平承载力. 关键词冻结凿井;外层井壁;钢筋应力;现场测量 中图分类号 TU 378文献标识码 A In2Situ Measurement on the Stress of Reinforcing Steel Bar of Outer Freezing Shaft Wall in Deep Alluvium WAN G Yan2sen1, ZHANG Kai2shun2, LI Bing2sheng2, YANG Zhi2jiang1, LI Hai2peng1 1. School of Architecture 2. Xinwen Mining Group Co. Ltd , Taian , Shandong 271233 , China Abstract The stress2measuring scheme of reinforcing steel bars in the outer freezing wall of Longgu mine auxiliary shaft was introduced , the influences of temperature and constraints on the measuring data of the vibrating wire gages and the variation of stress with the directions of reinforcing steel bars were analyzed. The results show that under the influence of high temper2 ature , all reinforcing steel bars in the outer shaft wall firstly bear sharply increasing compres2 sive stress , then the compressive stress of vertical and radius2directional steel bars gradually decreased with the decreasing of the temperature , some even converted to tensile stress. The tangent2directional steel bars kept compressive stress. The stresses of the tangent2directional steel bars were mainly controlled by the freezing pressure , while those of the others were in2 duced mainly by temperature. Since the freezing pressure increased rapidly in deep alluvium , the vertical reinforcing steel bars should be designed according to the accumulative height of the outer shaft wall segments constructed within 3 days ; its upper limit may be assumed to be 15 m. So the amount of vertical ones can be properly reduced. The tangent2directional steel bars should be arranged mainly near the inside surface of the shaft wall , so as to increase the hori2 zontal bear capability of the shaft wall. Key words freeze sinking ; outer shaft wall ; reinforcement stress; field measurement 1994-2007 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 中国矿业大学学报 第36卷 冻结井外壁的安全从根本上取决于冻结压力 与其承载力增长速度的对比,直接体现为外壁内力 与变形的变化.通过现场实测,获得外壁钢筋应力 的变化规律,不仅能够为井壁的安全性评估提供依 据,而且可以指导井壁结构的设计与优化. 1工程概况 龙固副井设计净直径为7 m ,穿过厚567. 7 m 的冲积层.冲积层及基岩风化段设计采用双层现浇 钢筋混凝土井壁,并采用冻结法施工,冻结深度为 650 m.截至2005年,该井筒是目前国内采用冻结 法成功穿过的冲积层厚度最大、 冻结深度最大的井 筒,世界范围内也名列前茅[122].其中,外壁在340 m深度以下首次采用 “内2外双排钢筋,径向设联系 筋” 的配筋形式.为保证施工安全,冻结段采用了信 息化施工技术,开展了大量的工程信息监测.外壁 钢筋应力就是其中的重要监测内容之一. 2测试方案 深度340 m以下设置6个监测层位表1 .每 个层位设6个测点,分别记做A～F.其中A～D测 点分别位于 “西、 北、 东、 南” 方位之内排钢筋上;E , F与A测点的方位相同,但E测点在井壁厚度中 央安装时自带一段钢筋 ,F 测点在外排钢筋上. A ,E ,F3个测点同时安设竖向、 环向、 径向钢筋计, 测量3个方向的钢筋应力;其余测点仅安设竖向、 环向钢筋计.传感器选用GJJ211型钢弦式钢筋计. 表1钢筋应力监测层位 Table 1Strata carrying out stress measurement of reinforcing steel bars 编 号 深度/ m 土性 砼强度 等级 外壁厚/ cm 泡沫板/ mm 外壁配筋 竖向 环向 径向 2400. 82黏土C6010075Φ25Φ25Φ16 3431. 02黏土C6010075Φ25Φ25Φ16 4464. 85黏土C6511075Φ25Φ32Φ16 5494. 48黏土C6511075Φ25Φ32Φ16 6532. 73黏土C7011075Φ25Φ32Φ16 7549. 88黏土C7011575Φ25Φ32Φ16 3测试数据及分析 3. 1温度及约束作用对钢筋计测值的影响 冻结井外壁浇筑后面临显著的温度变化过程, 必须首先研究温度对钢筋计测值的影响[3]. 钢弦式钢筋计测试原理见图1.钢筋计取代局 部钢筋段,周围与混凝土紧密黏结.混凝土带动钢 筋计产生变形,导致钢弦应力发生变化.测定钢弦 的频率,即可利用 “频率2应力” 之间的率定关系,得 到钢筋的应力. 图1钢弦式钢筋计测量原理 Fig. 1Stress measure of reinforcing steel bar with vibrating wire sensors 以下分步施加外力、 温差、 约束,分析其对应力 测值的影响以受拉为正 . 1 首先假定初始状态钢筋初始应力σg0, 初始应变εg0;钢弦初始应力σ xσ0,初始应变 εxε0. 2 给钢筋施加拉应力σf后钢筋应力σgσ f, 应变εgεgfσ f/ Eg E g为钢筋的弹性模量 ; 钢弦 应力σxσ0 Exε gf E x为钢弦的弹性模量 , εx ε0εgf. 3 假设钢筋、 混凝土均匀升温Δt,且混凝土 自由膨胀,而弦的温度暂无变化. 由于两端固支,钢筋计将随混凝土产生等量的 轴向温度变形,但热膨胀系数的差导将导致钢筋计 中出现温度应力. 钢筋的应力σgσf Egα c-αgΔt ,应变εg εgfεgtσf/ EgαcΔ t αc为混凝土热膨胀系数 ; 钢弦应力σxσ0 Exε gfεgt , 应变εxε 0εgf εgt. 4 假定钢筋、 混凝土温度维持不变,而钢弦均 匀升温Δt. 钢弦的刚度很小,因而升温只会导致自身应力 松弛,弦长不会改变,因此,混凝土、 钢筋的应力、 应 变均不会发生变化.只有钢弦的应力变为σx σ0 Exεgfεgt-αxΔ t αc为钢弦的热膨胀系数 . 5 在混凝土、 钢筋计、 钢弦组合体图 1 两端 施加压应变-εy,模拟混凝土、 钢筋升温膨胀过程 中受到的约束作用因轴向约束而实际未能产生的 温度应变 , 则钢筋应力 σgσf Egαc-αgΔt -Egεy;1 钢筋应变 εgεgfε gt-εy; 钢弦应力 σxσ0 Exε gfεgt-αxΔt -Exεy; 钢弦应变 εxε0εgfε gt-εy. 显然,式1是外力、 温差、 约束三因素共同作 用下,钢筋的实际应力表达式.同时,钢弦的应力增 量为Δ σx Exε gfεgt-αxΔt -Exεy.由于钢筋 计应力测量值取决于钢弦的应力增量,因此,其应 力测量值为 882 1994-2007 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 第3期 王衍森等深厚冲积层中冻结井外壁钢筋应力的实测研究 σ测 Exεgfεgt-αxΔt -Exεy.2 假定钢弦、 钢筋的热膨胀系数、 弹性模量相等, 即α xαg, Ex Eg,并根据εgfσf/ Eg,εgtαcΔt , 则式2可简化为 σ测σf Egαc-αgΔt -Egεy.3 对比式1 ,3可见,σ实测σg,即钢筋计的 应力测量值等于实际总应力值.由式3可见,钢筋 总应力中既包括外力引起的应力σf,也包括约束作 用不仅指热膨胀系数差异致使钢筋温度变形受混 凝土的约束,也包括钢筋及周围混凝土的同步温度 变形所受的约束引起的总温度应力Egαc-αg Δt - Egεy.尤其需要指出的是,由于-εy未知,事实 上钢筋应力测值中的温度应力无法通过温度修正 加以消除.换言之,无法从钢筋应力测值中分离出 外力引起的应力σf. 3. 2外壁钢筋应力的变化规律 根据对龙固副井外壁钢筋的实测,得到外壁竖 向、 环向、 径向钢筋的典型应力变化曲线见图2 ,井 壁平均温度变化曲线见图 3 均属于第3监测层 位,其余层位曲线形态与之类似 . 图2钢筋应力曲线 Fig. 2Stress curves of reinforcing steel bars 图3井壁平均温度曲线 Fig. 3Average temperature curve of the outer shaft wall 由图2 ,3对照分析可见,外壁钢筋的应力变化 可分以下几个阶段 1 水化升温期的压应力增长阶段 时间起止外壁浇筑完毕至外壁温度达到峰值 后约0. 66～1. 27 d. 应力特征竖向、 环向、 径向钢筋均处于受压状 态,且压应力持续增长达到某极值. 原因分析该阶段井壁刚浇筑,且壁后存在缓 冲作用的泡沫板,井壁外载冻结压力甚微,钢筋 压应力应是随着水泥水化热的释放及井壁急剧升 温,钢筋热膨胀变形受约束所产生的温度压应力, 即式3中的 “Egαc-αgΔt -Egεy” 项. 2 竖向、 径向钢筋的压应力反向变化及环向 钢筋压应力短暂趋缓后的急剧增长阶段 起止时间外壁温度峰值之后约0. 66～1. 27 d 至外壁浇筑后约10～20 d. 应力特征竖向、 径向钢筋压应力急剧下降甚 至变为拉应力,应力变化速率逐渐趋缓;环向钢筋 压应力增长短暂趋缓甚至微幅下降后,继续急剧 增加.其中,对于竖向、 径向钢筋,该阶段多截止到 外壁浇筑后15～20 d ;对于环向钢筋,多截止到外 壁浇筑后10～15 d. 原因分析随时间延长,井壁竖向并无外载增 加,而冻结压力的增长对径向构造筋的影响也微乎 其微,因而竖向、 径向钢筋的应力主要受温度变化 控制.随着井壁降温,原有温度压应力因钢筋冷缩 而减小,并逐渐变为温度拉应力占主导,导致钢筋 进入拉应力逐渐增长的状态.需要指出的是由于 井壁浇筑至内壁套壁的时间间隔短,井壁降温幅度 较小,第5～7监测层位的多数竖向、 径向钢筋计最 终处于低压应力状态,未进入受拉状态. 至于环向钢筋,随着壁后泡沫板压实,冻结压 力急剧增长,而冻结压力对环向钢筋受力的影响远 远超过温度变化的影响,因而,总体来看,环向钢筋 处于持续、 急剧增长的压应力状态;只是当冻结压 力来压较慢时,会短暂出现压应力增长趋缓,甚至 微幅下降的过程. 3 钢筋应力的平稳增长阶段 起止时间外壁浇筑后10～20 d至内壁浇筑 至当前层位前2～24 d. 基本特征竖向、 径向、 环向钢筋的应力增长均 趋缓,进入平稳增长状态;其中,应力增长速度仍以 环向钢筋幅度最大. 原因分析该阶段井壁处于缓慢、 匀速的降温 982 1994-2007 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 中国矿业大学学报 第36卷 状态;冻结压力也基本进入缓慢、 匀速增长阶段,导 致各方向的钢筋应力增长均较平稳. 4 套壁对钢筋应力的影响阶段 时间起止内壁浇筑至当前层位前2～24 d至 内壁施工. 变化规律竖、 径向钢筋受拉者拉应力减小,受 压者压应力增大;环向钢筋压应力增大. 原因分析随着内壁浇筑位置逐渐靠近当前监 测层位,该部位外壁温度回升,进而导致钢筋内产 生温度压应力,温度压应力的叠加,使钢筋应力出 现拉应力减小、 压应力增大的现象. 3. 3外壁钢筋应力的极值 外壁钢筋应力极值及部分相关参数见表2. 表2外壁钢筋应力极值及相关参数 Table 2Stress extremas and involved parameters of reinforcing steel bars of outer shaft wall 钢筋应力峰值及时间第2层第3层第4层第5层第6层第7层 竖向 环向 径向 最大压应力/ MPa- 57. 3- 40. 3- 41. 4- 89. 2- 71. 3- 85. 9 出现时间/ d5. 031. 621. 652. 477. 722. 40 最大拉应力/ MPa52. 795. 1115. 023. 919. 918. 7 出现时间/ d135. 5124. 1106. 489. 654. 050. 1 最大压应力/ MPa- 134. 8- 258. 4- 272. 4- 253. 0- 206. 4- 212. 8 出现时间/ d15961. 518. 790. 864. 251. 5 最大压应力/ MPa- 37. 6- 52. 7- 37. 7- 94- 84. 9 - 出现时间/ d1. 772. 122. 174. 112. 29- 最大拉应力/ MPa36. 144. 537. 5--- 出现时间/ d139. 7124. 6106. 2--- 外壁混凝土入模温度/℃20. 31816. 514. 914. 615. 4 外壁最高温度/℃73. 266. 569. 86768. 762. 4 最高温度出现时间/ d0. 930. 960. 921. 201. 101. 18 外壁最低平均温度/℃- 18. 55- 17. 05- 15. 15- 12. 8- 12. 7- 11. 3 最大升温温差/℃49. 948. 553. 352. 154. 147 最大降温温差/℃91. 7583. 5584. 9579. 881. 1473. 7 备注 第2层竖向钢筋在第1. 12 d出现次最大压应力- 38. 9 MPa ; 第6层竖向钢筋在第1. 68 d出现次最大压应力- 60. 3 MPa. 基于表2中数据分析如下 1 钢筋应力的极值 竖向、 径向钢筋最大压应力分别介于- 40. 3～ - 89. 2 , - 37. 6～- 94 MPa之间;最大拉应力分 别介于18. 7～115 ,36. 1～44. 5 MPa之间.环向钢 筋始终处于受压状态,最大压应力除第2层的仅为 - 134. 8 MPa外,第3～7层位均介于- 206. 4～ - 272. 4 MPa之间. 由此可见,一方面,环向钢筋的最大应力绝对 值明显高于竖向、 径向钢筋,环向、 竖向钢筋的最大 压应力之比在2. 36～6. 59 MPa之间,且多在 2. 3～3 MPa之间;另一方面,各方向配筋的最大 应力均小于其屈服应力竖向、 环向为HRB400钢 筋,屈服应力为400 MPa ;径向钢筋为HRB335钢 筋,屈服应力为335 MPa . 2 钢筋应力极值与井壁温度的关系 竖向、 径向钢筋的最大压应力多出现在外壁浇 筑后1. 62～2. 47 d ,第2 ,6层位最大压应力虽然分 别出现在第5. 03 ,7. 72 d ,但分别在第1. 12 ,1. 68 d 出现了极值次最大压应力 . 由外壁峰值温度出现 在浇筑后第0. 92～1. 2 d、 井壁最大升温温差介于 47～54. 1℃ 之间分析可见,竖向、 径向钢筋的最大 压应力确是由井壁水化热高温所造成的;而竖向、 径向钢筋的最大拉应力则是由巨大的降温温差 73. 7～91. 75℃ 所致. 环向钢筋尽管同样受井壁降温影响,但其最大 压应力更主要地取决于井壁外载- -冻结压力的 增长,因此,与井壁降温的关系不太明显. 4外壁配筋的优化探讨 冻结井外壁的环向钢筋属于主配筋,用于提高 井壁水平承载力;竖向钢筋仅用于井壁悬吊,防止 因地层围抱力不足而导致井壁被拉断不考虑利用 外壁抵抗竖向附加力时 . 龙固副井外壁钢筋应力 的测量表明外壁浇筑后4 d内,竖向钢筋全部处 于受压状态;4 d后部分竖向钢筋才逐渐变为受 拉,且拉应力是由于井壁温度下降、 钢筋冷缩变形 受约束所致;竖向钢筋并未发挥井壁自重的悬挂作 用.当然,竖向钢筋的该受力特点也与外壁施工速 度较慢段高施工时间普遍超过24 h有关. 冻结压力的大量现场实测包括龙固副井表 明深厚冲积层中冻结压力增长迅速,一般在外壁 浇筑后1～2 d泡沫板就基本压实;3 d后冻结压力 092 1994-2007 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 第3期 王衍森等深厚冲积层中冻结井外壁钢筋应力的实测研究 已显著增长普遍接近或超过1 MPa [326] .此时,不 仅外壁混凝土的强度往往已超过设计强度的 70 ,而且地层围抱力冻结压力足以承担井壁自 重.因此,外壁浇筑3 d后,井壁已无下滑危险,无 需竖向钢筋发挥悬挂作用. 事实上,以龙固副井500～567 m深度段开 挖荒径11. 4 m ,外壁厚1. 1 m为例计算可知即 使外壁与冻结壁间的摩擦系数按0. 1取值,当冻结 压力超过0. 25 MPa时,由此产生的摩擦力已足以 抵抗井壁自重. 由此,冻结井外壁设计时,竖向配筋可按承担 3 d内施工的井壁段全部自重进行设计.据目前的 外壁施工工艺,3 d内施工的外壁高度可按上限为 15 m取值.此外,由于竖向钢筋仅承担短期、 临时 荷载,因此,安全系数可取K 1. 25～1. 5. 以龙固副井500～567 m深度段外壁为例,按 上述原则进行竖向钢筋 HRB400 ,Φ25 mm配筋 时,所需钢筋数量 安全系数K 1. 25 ,[σ] 400/ 1. 25 320 MPa时85根; 安全系数K 1. 50 , [σ] 400/ 1. 5 266. 67 MPa时102根. 可见,与原设计相比,采用上述原则设计时,竖 向钢筋可大幅度减少原设计为内、 外双排竖向钢 筋,总数258根,钢筋规格同上 . 此外,考虑到外壁以水平承载为主,为最有效 地提高井壁的水平极限承载力,环向钢筋应尽量配 置在井壁内侧;必要时,可采用钢骨架取代环向钢 筋,以解决钢筋绑扎难题[728]. 基于上述分析可见,外壁的临时支护功能及其 受力特点决定了外壁配筋设计尚有改进或优化的 余地.考虑到竖向、 环向配筋需统筹考虑,因此,对 该问题尚需开展深入地研究. 5结论 1 外壁浇筑初期,受水化热释放及急剧升温 影响,井壁竖向、 环向、 径向钢筋均因热膨胀变形受 约束而呈现为压应力急剧增长的状态,并略滞后于 井壁温度峰值而出现最大或极大压应力. 2 随着井壁温度的下降,竖向、 径向钢筋因冷 缩变形受约束而相对受拉,导致压应力下降甚至转 为拉应力,表明其应力状态主要受温度影响;环向 钢筋始终处于受压状态,其应力状态主要受冻结压 力控制.环向、 竖向钢筋的最大压应力之比多介于 2. 3～3之间. 3 外壁竖向配筋可按承担3 d内施工的井壁 段全部自重,取井壁段高度的上限值为15 m ,并按 安全系数K 1. 25～1. 5进行设计计算,从而大幅 度减少竖向配筋量.而环向钢筋则应尽量靠井壁内 侧配置,以更有效地提高水平极限承载力. 总体而言,冻结井外壁配筋方式尚有改进或优 化的余地,建议对此开展深入地研究. 参考文献 [1]陈文豹.陈四楼矿深厚冲积层冻结凿井技术[ C]/ / 王长生.地层冻结技术工程与应用中国地层冻结工 程40年论文集.北京煤炭工业出版社,1995. 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