復合腔體加固盾構隧道縱縫接頭試驗研究

柳獻，張晨光，張衍，萬敏，張樂樂

(1.同濟大學地下建筑與工程系，上海200092;2.上海隧道工程股份有限公司市政公用工程設計研究院，上海200082)

隨著我國城市人口密度的不斷增加，各大城市都通過興建地鐵盾構隧道來緩解地面交通壓力，對盾構隧道結構受力特性的研究顯得日漸重要。而在已運營盾構隧道的日常檢測中發現的隧道病害主要可以歸納為3類:滲漏水、開裂損傷和縱橫向變形［1］，其中大變形問題尤其重要，必須進行及時的加固控制變形，以滿足地鐵正常的運營要求。

目前針對盾構隧道加固的方法主要有黏貼碳纖維布加固法和內張鋼圈加固法［2－6］，但纖維片材無法大幅提高結構剛度，鋼板加固雖能夠大幅增加結構剛度，但又面臨自重過大施工復雜的問題，不利于快速加固，基于上述因素，本文提出一種新型的加固工藝——黏貼復合腔體加固，該工藝具有輕型、能夠快速加固的特點，很好的彌補了鋼板的施工復雜問題，能較好的應用于運營地鐵隧道的快速加固。

為了研究該加固材料加固隧道盾構隧道的受力性能和力學機理，評價其加固效果，本文基于已完成的復合材料加固盾構隧道整環足尺試驗［5］展開了對復合腔體加固盾構隧道縱縫接頭極限承載力的試驗研究，國內對類似盾構隧道的接頭受力分析和接頭試驗［7－9］均已做了較多研究，但對接頭加固試驗方面的研究則較少，相應的加固材料與接頭共同變形共同受力的力學機理還不是很清楚，為此進行相應的接頭試驗是很有必要的。

本文以復合腔體加固接頭為研究對象，通過接頭極限承載能力試驗的方法對復合腔體加固盾構隧道縱縫接頭的受力性能進行研究，結合試驗數據和破壞現象分析，總結出復合腔體加固盾構隧道接頭的破壞機理并對其加固效果進行總體評價，研究成果可為該加固工藝的工程運用提供優化建議。

1 復合腔體材料及其加固方法

1.1 復合腔體構件

接頭加固試驗的加固材料選用的是復合腔體構件［10］，腔體截面如圖1所示，主要包括腔體本體、填充物、復合材料層、排氣孔等。該構件采用并列的Q235空腔小鋼管作為腔體本體，截面尺寸為160 mm×40 mm，將其外形加工成與加固面相吻合，腔體內部填充C60高性能灌注砂漿。在腔體本體外，采用表面處理、真空加壓、高溫固化等現代航空復合材料制造工藝，包裹纏繞、高強I級碳纖維復合層，其抗拉強度≥340 MPa。根據構件材性試驗，復合腔體截面抗彎剛度比純鋼管提高32.5%，并具有良好的延性。

1.2 加固方法

復合腔體加固盾構隧道縱縫接頭的結構示意圖如圖2所示，加固截面尺寸為160 mm(寬)×40 mm(高)，加固總長度為弧長2 m，接頭兩側各1 m，加固4條布置在管片的受拉側。加固前先測得待加固面的形狀參數，然后根據該參數制成空腔體，加固時通過在復合腔體與管片混凝土間隙灌注特殊結構膠進行黏結貼合，結構膠抗拉強度≥30 MPa，剪切強度≥10 MPa，黏結強度≥2.5 MPa，并用M18化學錨栓進行固定，然后對空腔體內注入自密實砂漿，使腔體與管片共同受力，起到快速提高結構剛度的效果。采用復合腔體對盾構隧道的加固流程為:隧道變形放樣、復合腔體安裝、復合腔體內注漿。

圖1 復合腔體截面Fig.1 Section of the composite cavity

圖2 復合腔體加固接頭Fig.2 Joint reinforced with composite cavity

2 試驗方案

2.1 試件介紹

本次試驗對象為采用復合腔體材料加固的隧道襯砌接頭，通過試驗確認復合腔體材料加固管片接頭在抗彎承載能力試驗中與未加固管片接頭的區別，確定復合材料加固對管片接頭剛度的影響，探究復合腔體材料的加固效果。因此，試驗分為未加固管片接頭試驗與加固接頭試驗，模擬常見覆土深度(15 m)下的接頭受力情況及隨后頂部堆載至破壞工況［3］。

試驗所研究的隧道尺寸為外徑6.2 m，內徑5.5 m，管片厚度0.35 m，環寬 1.2 m，接頭試驗試件取用標準塊2個端部切割拼接而成，試件示意圖如圖3。管片采用C55高強混凝土，接縫處連接螺栓為5.8級M30螺栓。根據受力的不同，縱縫接頭可分為正彎矩接縫、負彎矩接縫，其中正彎矩接縫位于整環結構中為8°和352°，負彎矩接縫位于整環結構中為73°和287°。

圖3 縱縫接頭試驗試件Fig.3 Specimen of longitudinal joint

2.2 加載系統與測量系統

1)加載系統

試驗采用盾構管片接頭試驗加載系統進行加載，加載系統由主加載框架、垂向及水平向加載作動器、加載支座及控制器組成，可以實現對隧道管片襯砌結構的雙向加載。在各試驗工況中，豎向力Fy由垂向加載制動器施加，然后通過多點等值鋼梁作用在試件上，水平力N由水平向加載制動器施加，通過端部支座作用在試件上，如圖4所示。

圖4 接頭試驗加載系統Fig.4 Loading system

2)加載工況

試驗采用單調加載方式，中間過程無卸載。正彎矩及負彎矩接頭試驗加載程序分為2個階段:首先，正彎矩接頭將水平力N從0加載至900 kN，負彎矩接頭水平力加載至1 080 kN;其次，保持水平力不變，加載豎向力Fy直至接頭破壞。未加固接頭破壞準則為受壓區混凝土壓碎或螺栓拉斷，接頭喪失承載能力，加固接頭破壞準則為復合腔體黏結失效。加載示意圖如圖5所示。

圖5 加載示意圖Fig.5 Loading curve

3)測點布置

測試內容包括接縫跨中撓度、接縫處張開量、環向螺栓應變、復合腔體應變。各測點數量統計如表1所示。

表1 試驗測量內容Table1 Measure contents

3 試驗結果

3.1 正彎矩接頭

3.1.1 破壞現象及形態

未加固正彎矩接頭在豎向力為0至250 kN時位移呈線性發展，之后位移開始快速增加，豎向力加載至550 kN時接縫位移急劇增加，管片外側混凝土壓碎，螺栓屈服并拉斷，破壞現象如圖6(a)所示。

復合腔體加固正彎矩接頭在豎向力從0加載至875 kN時位移呈線性發展但增長較小，管片與復合腔體黏結良好，且管片表面未發現裂縫，螺栓受力較小，接頭處拉應力主要由管片內側復合構件承擔，在豎向力達到900 kN時跨中受拉區混凝土開裂，管片接縫側端面出現較多的斜裂縫，接頭處有較明顯撓度變形，復合材料黏結面破壞，破壞情況如圖6(b)所示。復合腔體與管片間剝離破壞主要集中在右邊塊，大部分表現為混凝土表層輕微破壞。由于本次試驗出現黏結破壞后即停止加載，復合腔體與管片間錨栓相對位移量較小，復合腔體錨栓完好沒有出現破壞現象。

圖6 正彎矩接頭破壞情況Fig.6 Damage of positive moment joint

3.1.2 測試結果

未加固接頭及加固接頭主要的試驗現象包括管片接縫跨中撓度、接縫張開量、螺栓應力、復合腔體構件應變、復合材料與接頭管片的黏結、剝離情況等，其破壞過程及形態討論如下。

1)管片接縫撓度

未加固接頭在豎向力0至200 kN撓度呈線性發展，之后撓度增速加快，豎向力達到350 kN時撓度增速相對減緩，之后繼續呈線性發展，豎向力達到550 kN時接縫撓度20.30 mm，之后接縫撓度急劇增加，管片外側混凝土壓碎，螺栓屈服并拉斷。

復合材料加固接頭在豎向力0到875 kN撓度呈線性發展但增長較小，此時接縫跨中撓度為9.29 mm，在豎向力達到900 kN時撓度發生突變，復合材料黏結面破壞，加載結束，如圖7所示。

圖7 接頭荷載—跨中撓度曲線Fig.7 Load － deflection curve

2)管片接縫張開

未加固接頭在豎向力0至200 kN張開呈線性發展，之后張開增速加快，豎向力達到350 kN時張開增速相對減緩，之后繼續呈線性發展，豎向力達到550 kN時接縫張開急劇增加，管片外側混凝土壓碎，螺栓屈服并拉斷，加載結束時管片張開10.4 mm。

復合材料加固接頭在豎向力0到875 kN張開呈線性發展但增長較小，在豎向力達到900 kN時復合材料黏結面破壞，加載結束時管片張開1.02 mm，如圖8所示。

圖8 接頭荷載—張開曲線Fig.8 Load － opening curve

3)螺栓應力

未加固接頭在豎向力0至300 kN螺栓應力幾乎無發展，之后螺栓應力快速發展，豎向力達到400 kN時應力增速相對減緩，之后繼續呈線性發展，豎向力達到550 kN時螺栓屈服并拉斷。

復合材料加固接頭在豎向力0到750 kN螺栓應力向負方向發展發展且應力較小，之后螺栓應力開始向受拉方向發展，之后在豎向力750 kN至豎向力900 kN之間，螺栓應變增加呈線性發展，在豎向力為900 kN時，螺栓應變發生突變，應變增加3 000 με，此時黏結失效，螺栓屈服，加載結束，如圖9所示。

圖9 接頭荷載—螺栓應力曲線Fig.9 Load － bolt stress curve

4)復合腔體應變

圖10為復合腔體應變在管片弧面方向上的分布規律，橫坐標為復合腔體測點至管片接縫的距離，縱坐標為復合腔體應變，所取應變狀態分布為豎向力為400，60，800和900 kN。從圖中可以看出，隨豎向荷載P的增加，復合腔體應變逐步增加，在臨近破壞即豎向力達到900 kN時，復合腔體應變達到最大。應變集中在距離接縫0.6 m范圍內，靠近接縫處腔體應變最大，隨P繼續加載，中間應變與兩邊應變的差值逐漸減小。復合腔體黏結達到破壞時，腔體應變最大為1 072 με，應力約為214 MPa。

圖10 復合腔體應變分布曲線Fig.10 Distribution of strain of composite cavity

3.2 負彎矩接頭

3.2.1 破壞現象及形態

未加固負彎矩接頭在豎向力為0至300 kN時位移呈線性發展，之后接縫位移急劇增加，接頭內側混凝土壓碎，接頭破壞。

復合腔體加固負彎矩接頭在豎向力從0加載至750 kN時位移呈線性發展但增長較小，管片與復合腔體表面均無裂縫且連接良好，螺栓受力較小，接頭處拉應力主要由管片內側復合構件承擔，在豎向力800 kN時跨中出現較大撓度變形，接縫附近受壓區混凝土與復合構件膠水脫開，跨中復合構件有一定變形，但與膠水黏結仍良好，兩支座處管片與復合構件黏接良好，如圖11(b)所示。

3.2.2 測試結果

圖11 負彎矩接頭破壞情況Fig.11 Damage of positive moment joint

未加固接頭及加固接頭主要的試驗現象包括管片接縫跨中撓度、接縫張開量、螺栓應力、復合腔體構件應變、復合材料與接頭管片的黏結、剝離情況等，其破壞過程及形態討論如下。

1)管片接縫撓度

未加固接頭在豎向力0至300 kN撓度呈線性發展，無明顯拐點，之后接縫撓度急劇增加，管片內側混凝土壓碎。

復合材料加固接頭在豎向力0到750 kN撓度呈線性發展，無明顯拐點，此時接縫跨中撓度為15.8 mm，在豎向力達到800 kN時撓度快速增加約10 mm，接縫附近受壓區混凝土與復合構件膠水脫開，加載結束，如圖12所示。

圖12 接頭荷載—跨中撓度曲線Fig.12 Load － deflection curve

2)管片接縫張開

未加固接頭在豎向力0至300 kN張開呈線性發展，無明顯拐點，之后接縫張開急劇增加，管片內側混凝土壓碎。

復合材料加固接頭在豎向力0到750 kN張開呈線性發展，無明顯拐點，此時接縫外弧張開為14.75 mm，在豎向力達到800 kN時張開快速增加8 mm，接縫附近受壓區混凝土與復合構件膠水脫開，加載結束，如圖13所示。

圖13 接頭荷載—張開曲線Fig.13 Load － opening curve

3)復合腔體應變

圖14為復合腔體應變在管片弧面方向上的分布規律，橫坐標為復合腔體測點至管片接縫的距離，縱坐標為復合腔體應變，所取應變狀態分布為豎向力為200，400，600 和800 kN。

從圖中可以看出，隨豎向荷載P的增加，復合腔體應變逐步增加，在臨近破壞即豎向力達到800 kN時，復合腔體應變達到最大。應變集中在距離接縫0.6 m范圍內，靠近接縫處腔體應變最大，隨P繼續加載，中間應變與兩邊應變的差值逐漸減小。復合腔體黏結達到破壞時，腔體應變最大為565 με，應力約為 113 MPa。

圖14 復合腔體應變分布曲線Fig.14 Distribution of strain of composite cavity

4 結果分析與討論

4.1 復合腔體加固接頭破壞模式

圖15為未加固及加固接縫受力全過程分析曲線。未加固管片在荷載作用下，分別經歷線彈性工作階段、弱非線性工作階段及彈塑性工作階段。正彎矩接頭初始呈線彈性發展，在螺栓開始受力后接縫剛度有所下降，之后外側混凝土接觸壓緊，剛度有所提升，最后螺栓屈服外側混凝土壓碎，接縫破壞，表現為大偏心受壓破壞。負彎矩接頭初始呈線彈性發展，之后受壓混凝土出現裂縫，內側混凝土壓緊并壓碎，接縫破壞，表現為小偏心受壓破壞。

圖15 接縫受力全過程曲線Fig.15 Whole process curve of Joint under load

在復合腔體加固接頭中，加載至破壞前管片無裂縫出現，腔體與管片黏結完好，黏結失效后接頭剛度快速下降并破壞。加載初期，復合腔體與管片共同受力變形，且變形量較小，正彎矩接頭當加載至彎矩468 kN·m時，接縫外緣混凝土壓碎，內緣端面位置出現斜裂縫，由于裂縫處應力過于集中，接縫一側復合腔體與混凝土發生局部剝離，并很快向兩側擴展，黏結失效。負彎矩接頭加載至彎矩296 kN·m時，接縫附近受壓區混凝土與復合構件膠水脫開，之后黏結失效。破壞情況如圖16所示。

圖16 復合腔體加固接縫破壞圖Fig.16 Damage of reinforced Joint

綜合分析試驗結果，在復合腔體加固管片中，復合腔體與管片間通過結構膠進行黏結，整體為一個疊合結構，在黏結失效之前，腔體與管片共同受力變形，提高了接縫整體剛度。本次接頭加固試驗是一次脆性破壞的過程，由接縫處斜裂縫引起復合腔體黏結面局部剝離，并很快擴展至整個黏結面。疊合結構的黏結面是整個結構的薄弱點，黏結失效發生后結構整體剛度迅速下降，受壓區混凝土壓碎，結構破壞。

4.2 復合腔體加固效果

試驗得到了未加固管片接頭及加固后管片接頭受力特性及破壞模式，可從承載力、接縫轉角剛度等幾個方面對加固效果進行評價。其中，未加固接頭的極限狀態定義為接縫混凝土壓碎，接頭無法繼續承載，加固接頭的極限狀態定義為復合腔體黏結失效，接縫轉角剛度取為加載時接縫的初始轉角剛度。

未加固正彎矩接頭在水平力900 kN的作用下，極限承載彎矩約為321 kN·m，初始接縫轉角剛度為56 388 kN·m/rad，復合腔體加固正彎矩接頭在同樣的水平荷載下，極限承載彎矩約為468 kN·m，接縫初始轉角剛度為8 3571 kN·m/rad。相比于未加固接頭，加固后正彎矩接頭極限承載力提高了46%，接頭轉角剛度提高約48%。

未加固負彎矩接頭在水平力1 080 kN的作用下，極限承載彎矩約為147 kN·m，初始接縫轉角剛度為3 831 kN·m/rad。復合腔體加固負彎矩接頭在同樣的水平荷載下，極限承載彎矩約為296 kN·m，接縫初始轉角剛度為8 771 kN·m/rad。相比于未加固接頭，加固后負彎矩接頭極限承載力提高了101%，接頭剛度提高約128%。

表2 復合腔體加固效果Table2 The reinforcement effect of composite cavity

由表2可以看出，相對于未加固接頭，復合腔體加固盾構隧道縱縫接頭的承載力與初始轉角剛度均有較大提高，與正彎矩接頭相比，負彎矩接頭加固效果更加顯著。在隧道內，復合腔體均加固在管片內側，其對于正彎矩接頭為受拉側，加固有效限制了受拉側的接縫張開，提高了轉角剛度，又相當于增加了鋼筋面積，從而提高了極限承載力。對于負彎矩接頭，內側為受壓側，加固相當于增加了受壓區高度，大幅提高了承載力及初始轉角剛度。由于疊合結構的黏結面是整個結構的薄弱點，因此增加復合腔體加固面積，增強結構膠黏結強度及抗剪切強度能有效提高加固效果。減小腔體厚度會使加固后整體剛度降低。結構撓度變形增大會使黏結面剝離更早發生，從而降低加固效果。因此，加固設計時應從加固效果及經濟效益兩方面考慮，確定合理的加固面積和腔體厚度。

5 結論

1)在黏結失效之前，復合腔體與管片共同受力共同變形，整體結構強度及剛度大幅提高。其中，與正彎矩接頭相比，負彎矩接頭加固效果更加顯著。

2)復合腔體與混凝土的黏結失效是加固結構的關鍵性能點，破壞由接縫處斜裂縫引起，導致復合腔體黏結面局部剝離，并很快擴展至整個黏結面，黏結失效之后結構的整體剛度迅速降低。

3)疊合結構的黏結面是整個結構的薄弱點，增加復合腔體加固面積和結構膠黏結強度及抗剪切強度，能有效提高加固效果，而腔體厚度減小會降低加固結構整體剛度。

4)通過復合腔體加固接頭試驗，得到復合腔體加固后管片接頭的破壞機理及加固效果，進而為下一步加固截面設計提供了依據。

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