地鐵盾構隧道復合腔體構件性能試驗研究

鄧世舜 沈張勇 柳 獻 許 文 曹偉飚 張 磊 劉旭陽

(1. 南京地鐵運營有限責任公司， 210008， 南京; 2. 上海市隧道工程軌道交通設計研究院， 200235， 上海;3. 同濟大學地下建筑與工程系， 200092， 上海∥第一作者， 高級工程師)

地鐵盾構隧道在長期的自然環境和使用環境的雙重作用下，日常檢測中發現的隧道病害逐漸增多。通過長期監測和調研，隧道結構常見病害主要表現為滲漏水、結構裂縫及損壞、隧道縱向沉降及管徑環向收斂變形等[1]。其中，隧道過大的縱向和橫向變形是危及結構安全的重要病害之一[2]。

針對盾構隧道結構的整體大變形，目前采用鋼板加固較多[3-4]，即將加固材料粘貼在管片結構內部，對其進行后期補強，以控制結構的后續變形和承載能力。鋼板加固盾構隧道的施工方法因補強鋼板自重較大，施工需要臺車協助，無法同時大范圍進行搶險加固；而復合腔體加固方式是將復合腔體構件與既有盾構隧道襯砌通過特殊工藝疊合，自重較輕，可同時大范圍進行搶險加固。

復合腔體構件采用在建筑結構中使用的CFRP(碳纖維增強基復合材料)包裹鋼管混凝土形成的構件[5]。其中，鋼材作為混凝土的外側配筋；CFRP通過約束鋼管混凝土，有效延緩鋼管的局部屈曲，提高其承載力和耐久性；CFRP與鋼管的組合可彌補混凝土的延性。目前，針對CFRP約束方鋼管，文獻[6-10]通過試驗對構件在受壓和受彎、剪切及扭轉等工況下的破壞模式和工作機理進行了研究，并建立起相應的數值模型，擬合出CFRP-方鋼復合管受壓、受彎，以及長柱受壓、壓彎承載力的計算表達式。復合腔體結構構件參考建筑結構中的CFRP約束方鋼管形式，根據隧道的限界要求改變構件截面形式，將多根方管組合形成多腔鋼管并外包CFRP，采用壓力注漿的形式將砂漿灌入而成。

文獻[11-12]采用足尺試驗的方法對復合腔體加固盾構隧道整環極限承載力和縱縫接頭的力學特性進行了研究，并對照試驗建立了模擬盾構隧道加固工況的非線性疊合模型[13]，分析了加固后疊合結構的破壞機理，為工程的實踐運用提供了理論依據。

目前有關復合腔體本體壓、彎、剪、扭的試驗研究較少。基于此研究現狀，本文對復合腔體本體的受壓、受彎性能開展試驗研究，研究了其破壞形態、荷載響應曲線特點，以及3種材料對承載力和剛度的影響，為依據盾構隧道加固要求合理設計復合腔體提供依據。

1 地鐵盾構隧道復合腔體構件性能試驗方案

1.1 復合腔體構件加載設計

方管間點焊后對其表面進行除銹、熱處理噴砂，形成空腔鋼管(見圖1 a))。鋼管表面涂刷環氧樹脂，并采用碳纖維包裹，將其放入高壓固化爐通過真空高壓將碳纖維層固化，形成圖1 b)所示的B組試件。對B組試件進行壓力注漿，形成灌漿復合腔體(見圖1 c))。

a) 空腔鋼管

b) 空腔復合腔體

c) 灌漿復合腔體

灌漿復合腔體的鋼管材料為Q420，單層碳纖維的抗拉強度為2～4 GPa，彈性模量為235 GPa。復合腔體由3層橫向包裹和6層豎向包裹的碳纖維構成，碳纖維每層厚度為0.2 mm，碳纖維與鋼管的膠結厚度為0.2 mm，故復合腔體總厚度為2 mm。砂漿為高性能自流平砂漿，強度為50 MPa，采用壓力注漿的形式灌入腔體內。

復合腔體構件抗壓試驗采用靜力加載方法，采用200 t萬能試驗機施加荷載。其軸壓試驗加載示意如圖2所示。

圖2 復合腔體構件軸壓試驗加載示意圖Fig.2 Loading diagram of FWP axial compression test

復合腔體構件抗彎試驗采用4點抗彎加載。該試件的約束采用簡支梁，一端為鉸接支承，另一端為滾動支撐，如圖3所示。

圖3 復合腔體構件抗彎試驗加載圖Fig.3 Loading diagram of FWP bending test

1.2 復合腔體構件性能試驗方案

復合腔體構件抗壓試驗中，試件每側取4個測點，即正、反兩面各2個，其位置為長度方向中線的3等分點。采用實驗儀器自動采集測點位移值。應變片布置如圖4所示。

圖4 復合腔體構件抗壓試驗測點布置Fig.4 Measuring points layout of FWP compression test

在復合腔體抗彎試件上、下表面共布置4個應變片；考慮到鋼管的焊接位置，試件上、下表面的應變片布置在截面寬度方向中線兩側，分別距中線20 mm；試件側面布置3個應變片，位于試件長度方向的中線位置；將試件高度進行4等分，每隔10 mm粘貼1個應變片。應變片及位移計布置如圖5所示。

單位：mm

2 復合腔體構件性能試驗結果

2.1 復合腔體構件抗壓試驗

在抗壓試驗中，選取A、B、C 3組試件，且每組包括3個相同的試件。

2.1.1 復合腔體構件的破壞現象

A組空腔鋼管在荷載作用下，其變形隨著荷載的增加呈線性增加，當達到極限荷載時，空腔鋼管發生局部鼓脹，鋼管局部失穩(見圖6)。

圖6 A組試件破壞模式Fig.6 Failure mode of a specimen of group A

B組空腔復合腔體在荷載作用下，其變形隨著荷載的增加亦呈線性增加，即將達到極限荷載時，構件受壓發出“嘶嘶”聲，鋼管與碳纖維布粘結的膠層發生破損，構件的抗壓剛度開始降低；當達到極限荷載時，空腔鋼管發生局部鼓脹，且局部產生失穩，包裹的碳纖維布無法限制鋼管局部的鼓脹(見圖7)。

圖7 B組試件破壞模式Fig.7 Failure mode of a specimen of group B

C組灌漿復合腔體在荷載作用下，其變形隨著荷載的增加呈線性增加，當荷載達到800 kN時，構件受壓發出輕微剝離響聲；當荷載達到1 000 kN時,構件發出大量“嘶嘶”響聲，粘結的膠層發生破損，構件的抗壓剛度開始降低，當達到極限荷載時，構件發生局部鼓脹，且局部產生失穩，包裹的碳纖維布無法限制其局部的鼓脹，導致碳纖維撕裂(見圖8)。

圖8 C組試件破壞模式Fig.8 Failure mode of a specimen of group C

2.1.2 復合腔體構件的抗壓性能

空腔鋼管、空腔復合腔體、灌漿復合腔體構件試驗結果如表1所示。

表1 復合腔體構件抗壓試驗結果

由表1可見，空腔復合腔體的抗壓極限承載力相對于空腔鋼管提高了24.33%，可見碳纖維的約束作用使得構件的極限承載力得到提高；灌漿復合腔體的抗壓極限承載力相對于空腔復合腔體提高了55.33%。

試件中，鋼管的截面積為1 216 mm2；鋼材選取Q420，屈服強度為420 MPa，極限抗壓強度為520～680 MPa，理論屈服承載力為510 kN，理論抗壓極限承載力為632～826 kN；砂漿的理論強度為50 MPa，理論極限強度為259.2 kN。假設砂漿與鋼材同時達到極限強度，理論極限抗壓強度為891～1 059 kN。

2.2 復合腔體構件抗彎試驗

在抗彎試驗中,選取a、b、c 3組試件,且每組包括3個相同的試件。

2.2.1 復合腔體構件的破壞現象

a組試件在破壞前未產生明顯的聲響，其跨中位移隨著荷載的增加逐步上升。當加載至試件極限承載力后其位移劇烈增長，試件受壓接觸部位出現鋼管局部失穩，且其側面產生鼓曲的延性破壞(見圖9)。

圖9 a組試件抗彎破壞模式Fig.9 Bending failure mode of a specimen of group a

b組試件在破壞前未產生明顯的聲響，其跨中位移隨著荷載的增加逐步上升。在試件接近極限承載力前，試件發出輕微“嘶嘶”的響聲，這是碳纖維層纖維間撕裂造成的。繼續對試件加載極限荷載后，其位移劇烈增長。試件在受壓位置處鋼管局部產生失穩，且其側面產生鼓曲，這是由于碳纖維布限制了鋼管局部失穩，鋼管局部鼓脹導致碳纖維布纖維間撕裂(見圖10)。

圖10 b組試件抗彎破壞模式Fig.10 Bending failure mode of a specimen of group b

c組試件在破壞前未產生任何現象，其跨中位移隨著荷載的增加逐步上升。在接近極限荷載時，試件發出輕微“嘶嘶”的響聲，這是由碳纖維布在構件受壓區撕裂造成的。當加載至極限荷載后試件突然破壞。試件最終在受壓位置處產生鋼管局部失穩，其側面產生鼓曲，這是由于碳纖維布限制試件的局部失穩，并發生膠層破壞，表面碳纖維布纖維間撕裂造成的(見圖11)。

圖11 c組試件抗彎破壞模式Fig.11 Bending failure mode of a specimen of group c

2.2.2 復合腔體構件的抗彎性能

2.2.2.1 抗彎極限承載力

不同類型試驗構件跨中截面的極限彎矩及抗彎極限承載力見表2。

表2 構件跨中截面極限彎矩及抗彎極限承載力

由表2可見，空腔復合腔體和灌漿復合腔體的抗彎極限承載力分別提高了93.0%和127.2%，灌漿復合腔體相對于空腔復合腔體抗彎極限承載力提高了17.7%；包裹碳纖維后可有效提高空腔鋼管的抗彎極限承載力；灌注砂漿對空腔復合腔體的抗彎極限承載力提高有限。

2.2.2.2 截面抗彎剛度

試件的截面抗彎剛度為跨中彎矩和曲率的比值，其中曲率由沿試件截面高度方向的應變試驗值計算得到。

彈性階段試件的截面抗彎剛度計算結果如表3所示。由表3可見，空腔復合腔體的截面抗彎剛度相對空腔鋼管提高了85.11%，灌漿復合腔體的截面抗彎剛度相對于空腔鋼管提高了94.75%，灌漿復合腔體的截面抗彎剛度相對空腔復合腔體提高了5.21%。

表3 彈性階段復合腔體構件的截面抗彎剛度

3 復合腔體構件理論計算結果與分析

3.1 復合腔體構件破壞模式分析

空腔復合腔體與灌漿復合腔體的抗壓破壞過程均為碳纖維無法限制鋼管的局部鼓脹，導致碳纖維布纖維間的斷裂。

從荷載-位移曲線的斜率可知，空腔復合腔體的截面抗彎剛度較空腔鋼管要高，灌漿復合腔體的截面抗彎剛度與空腔復合腔體的截面抗彎剛度在彈性階段基本相同，碳纖維可有效提高構件的截面抗彎剛度，砂漿對復合腔體截面抗彎剛度的提高作用不明顯。灌漿復合腔體達到極限荷載后，其受彎破壞過程無塑性階段，其抗彎破壞模式為脆性破壞。各組試件的荷載-位移曲線見圖12。

圖12 復合腔體構件荷載-跨中位移曲線Fig.12 Curve of FWP load-midspan displacement

從試件彎矩-曲率曲線的斜率，即截面抗彎剛度的變化率可定性衡量該試件的延性，見圖13，空腔鋼管破壞存在明顯的彈塑性階段，空腔復合腔體與灌漿復合腔體在破壞前的彎矩-曲率曲線的斜率基本無變化。空腔復合腔體和灌漿復合腔體的延性弱于空腔鋼管試件的延性，究其原因在于構件的破壞形式發生變化，由鋼管局部屈曲變為外包碳纖維的纖維間繃斷，砂漿材料的加入對試件延性的影響不明顯。

圖13 復合腔體構件彎矩-曲率曲線Fig.13 FWP bending moment-curvature curves

3.2 復合腔體構件抗壓極限承載力理論值與試驗值對比

試件抗壓極限承載力的理論值與試驗值對比見表4，不考慮碳纖維的受壓性能。

表4 復合腔體抗壓極限承載力理論值與試驗值對比

由表4可知，在碳纖維包裹下，空腔復合腔體抗壓極限承載力的試驗值相對于其理論值提高了10.24%，灌漿復合腔體的抗壓極限承載力的試驗值相對于其理論值提高了33.58%。由此可見，碳纖維的約束作用使得鋼管和砂漿的抗壓極限承載力大幅提高。

在平截面假定及材料間完美共同作用假定的前提下，根據材料的彈性模量按照等面積法計算截面的抗彎剛度，其理論值與試驗值對比見圖14。空腔鋼管彎矩達到6 kNm后，鋼板屈服，截面抗彎剛度呈下降趨勢。空腔復合腔體和灌漿復合腔體的截面抗彎剛度基本不變，且其破壞時截面未屈服。

注：Ka,the、Kb,the 和Kc,the為抗彎屈服彎矩；Ma,y、Mb,y和Mc,y為截面抗彎剛度理論值；Ka、Kb和Kc為截面抗彎剛度試驗值；○代表截面理論屈服彎矩。

復合腔體構件彈性階段截面抗彎剛度試驗值與理論值對比見表5。由表5可知，a組試件的截面抗彎剛度試驗值大于理論值，4根鋼管焊接后的共同作用效果好；b、c組試件的截面抗彎剛度試驗值均小于理論值，碳纖維、砂漿和鋼管三者結合不能完美共同作用，后續模型研究中需考慮材料間的滑移。

表5 復合腔體構件截面抗彎剛度平均值

3.3 復合腔體材料作用機制

在碳纖維包裹下，相對于空腔鋼管，空腔復合腔體的抗壓極限承載力提高了24.33%，抗彎極限承載力提高了93.00%；相對于未灌漿的復合腔體，灌漿復合腔體的抗壓極限承載力提高了55.33%，抗彎極限承載力提高了17.70%。根據構件抗壓極限承載力理論值與試驗值的對比，碳纖維的包裹作用能有效提高構件的受壓性能。

碳纖維主要提高復合腔體的截面抗彎性能，碳纖維的包裹作用提高構件的受壓性能；砂漿主要提高構件的抗壓性能。

4 結論

1) 在抗壓試驗中，復合腔體受壓破壞模式為鋼管發生局部鼓脹，碳纖維無法限制其變形，纖維間發生斷裂。

2) 在抗彎試驗中，復合腔體的截面抗彎剛度隨著荷載增加而降低。空腔鋼管加載位置處發生局部屈曲，管壁鼓脹。空腔復合腔體和灌漿復合腔體的抗彎破壞標志均為加載位置處鋼管發生局部屈曲導致外層包裹碳纖維的纖維間發生繃斷。

3) 復合腔體的抗壓極限承載力為1 414.59 kN，其彈性階段的截面抗彎剛度為1.23×1011kNm2。空腔鋼管間共同作用較好，而復合腔體內的空腔鋼管、碳纖維、砂漿三者未能完美共同作用。

4) 包裹碳纖維可有效提高復合腔體的抗彎極限承載力，其對鋼管和砂漿的包裹作用能有效提高構件的抗壓能力；灌注砂漿可提高復合腔體的抗壓能力，但對抗彎極限承載力提高有限，復合腔體充分發揮了各材料的力學特性。

5) 復合腔體具有較高的抗壓、抗彎承載力及截面抗彎剛度，能夠有效限制盾構隧道的橫向變形。后續研究將基于本文試驗基礎，考慮材料間的界面滑移，合理設計復合腔體的截面形式，滿足盾構隧道加固的需求。