任天宇， 劉樹亞, 柳 獻

(1. 中國鐵路設計集團有限公司， 天津 300143； 2. 深圳地鐵集團有限公司， 廣東 深圳 518000;3. 同濟大學， 上海 200092)

0 引言

隨著使用年限的增長，部分運營盾構隧道存在一定程度的病害，主要分為局部破損與結構大變形2類[1-2]。為保障隧道的正常安全運營，需要對其進行加固以提高受損隧道的承載力與剛度，目前常用的盾構隧道的加固方法有粘貼纖維布加固法、內(nèi)張鋼圈加固法與粘貼復合腔體加固法。經(jīng)工程檢驗，這些方法均可有效加固受損隧道，但仍存在一些不足： 粘貼纖維布加固法[3-5]無法大幅度提高結構剛度，且對粘貼面平整度要求較高；內(nèi)張鋼圈加固法[6-8]鋼板厚重不便于施工，結構破壞模式為界面粘結失效后的脆性破壞；粘貼復合腔體加固[9-12]施工復雜，破壞模式與內(nèi)張鋼圈加固相同為脆性破壞。

既有加固技術均采用結構膠粘貼加固材料的方式對隧道進行加固，這種方式下粘貼界面為結構的薄弱面，粘貼失效后結構發(fā)生脆性破壞，剛度與承載力迅速下降，且結構膠的耐久性與耐火性能較差。為解決這一問題，保證加固材料與管片間安全有效的連接，本文提出了采用錨栓固定波紋鋼板加固受損隧道的方法，即波紋鋼加固。波紋鋼加固在橋梁與涵洞加固中有實際工程案例[13-14]，采用波紋鋼板對盾構隧道進行加固在國內(nèi)外均無先例。本文以波紋鋼加固盾構隧道襯砌管片為研究對象，開展極限承載能力試驗，對加固管片的受力過程、破壞模式、加固性能及加固機制進行分析研究。

1 試驗概況

1.1 試件設計

被加固襯砌管片選用上海地鐵中埋通用管片的標準塊，管片外徑為6 200 mm，內(nèi)徑為5 500 mm，截面尺寸b×h=1 200 mm×350 mm，管片所對圓心角為65°，計算跨徑為2 892 mm。管片混凝土等級為C55，主筋為HRB335鋼筋，外弧面主筋為4B20+6B12，內(nèi)弧面主筋為2B16+6B12，箍筋為HPB300鋼筋，箍筋直徑為10 mm。加固波紋鋼板選用Q235鋼板，截面高度為40 mm，可以保證加固后隧道仍能滿足地鐵限界標準。波紋鋼板與襯砌管片間采用結構用粘鋼膠與5.8級M16化學錨栓進行連接，化學錨栓植入深度為150 mm。

本次試驗共設置3組管片，分別為未加固對比管片S0，波紋鋼板加固管片S1、S2。其中S1管片由于剪跨段錨栓數(shù)量較少，在試驗中出現(xiàn)了錨栓被剪斷的現(xiàn)象，S2管片對此進行了優(yōu)化，加密了剪跨段化學錨栓的布置。試件配筋及構造布置如圖1所示。

(a) S1管片錨栓布置

(b) S1管片1-1截面

(c) S1管片2-2截面

(d) S2管片錨栓布置

(e) S2管片1-1截面

(f) S2管片2-2截面

(g) 波紋鋼板參數(shù)

1.2 加載系統(tǒng)

加載系統(tǒng)由反力墻、水平加載作動器、分配梁以及滑移支座組成，如圖2所示。試驗中，垂向力Fy由水平加載作動器施加，通過分配鋼梁作用在試件上，可實現(xiàn)對隧道管片的單向加載，加載點間距離l1=900 mm，試驗管片跨度l2=2 952 mm，跨中彎矩M與垂向力Fy關系為M=0.5(l2-l1)Fy。試驗加載采用單調(diào)加載方式，試驗過程無卸載，直至試件破壞。

B—剝離計測點;H—滑移計測點。

圖2加載系統(tǒng)
Fig. 2 Loading system

1.3 量測系統(tǒng)

本次試驗測試內(nèi)容包括跨中撓度、鋼板剝離滑移位移、跨中外弧面混凝土應變、鋼板應變。其中撓度測點位于管片中心處，剝離滑移測點位于鋼板與管片界面處，間距為400 mm，混凝土及鋼板應變測點位于管片中心截面處。各測點布置情況如圖2和圖3所示。測點數(shù)量統(tǒng)計如表1所示。

圖3 量測系統(tǒng)Fig. 3 Measuring system

量測內(nèi)容量測范圍精度測點個數(shù)跨中撓度/mm 0～1000.12鋼板剝離/mm 0～400.15鋼板滑移/mm 0～400.15鋼筋微應變 20 000128混凝土微應變 20 00013鋼板微應變 20 000114

2 試驗結果

2.1 試件破壞狀態(tài)

試驗管片發(fā)生了受彎破壞、加固界面剪切破壞以及斜截面受剪破壞3種破壞模式。未加固對比管片S0為典型的受彎破壞，破壞時內(nèi)弧面鋼筋受拉屈服，外弧面混凝土壓碎，破壞狀態(tài)如圖4(a)所示；波紋鋼加固管片S1發(fā)生加固界面剪切破壞，破壞時管片外弧面混凝土未壓碎，波紋鋼板與管片產(chǎn)生較大的相對滑移，使得剪跨段錨栓均產(chǎn)生較大的剪切變形而受剪破壞，破壞狀態(tài)如圖4(b)所示；波紋鋼加固管片S2發(fā)生斜截面受剪破壞，破壞時管片外弧面混凝土未壓碎，管片本體在較大的剪力作用出現(xiàn)1條斜裂縫延伸至加載點處，波紋鋼板與管片間產(chǎn)生一定的徑向剝離與剪切滑移，破壞狀態(tài)如圖4(c)所示。

2.2 荷載-撓度曲線

試驗管片荷載-撓度曲線如圖5所示。對于未加固對比管片S0： 1)在跨中彎矩M=0～123 kN·m階段，撓度隨荷載基本呈線性增長； 2)在開裂彎矩M=123 kN·m時，內(nèi)弧面受拉區(qū)混凝土開裂，管片剛度降低，撓度增長速度加快； 3)隨著荷載增加，裂縫數(shù)量增加且不斷加寬加深； 4)繼續(xù)加載至M=195 kN·m時，內(nèi)弧面鋼筋受拉屈服，跨中撓度急劇增加； 5)在彎矩M=260 kN·m時，外弧面混凝土壓碎，試驗結束。

(a) 管片S0破壞狀態(tài)

(b) 管片S1界面破壞

(c) 管片S2斜截面抗剪破壞

圖5 試驗管片荷載-撓度曲線Fig. 5 Load-deflection curves of test segments

波紋鋼加固試件S1： 1)在彎矩M=0～151 kN·m階段處于彈性階段，跨中撓度隨荷載基本呈線性增長； 2)在開裂彎矩M=151 kN·m，管片跨中受拉區(qū)混凝土退出工作，管片抗彎剛度下降，撓度隨荷載增長速度加快，荷載-撓度曲線出現(xiàn)拐點； 3)在M=513 kN·m時，波紋鋼板底板受拉屈服，加固管片進入破壞階段； 4)繼續(xù)加載至M=527 kN·m時，剪跨段錨栓被剪斷，試驗結束。

波紋鋼加固試件S2： 1)在彎矩M=0～185 kN·m階段處于彈性階段，跨中撓度隨荷載基本呈線性增長； 2)在開裂彎矩M=185 kN·m時，管片跨中受拉區(qū)混凝土退出工作，管片抗彎剛度下降，撓度隨荷載增長速度加快，荷載-撓度曲線出現(xiàn)拐點； 3)繼續(xù)增加至M=586 kN·m時，波紋鋼板底板達到受拉屈服應變，試件撓度隨荷載迅速增加； 4)在M=663 kN·m時，試件由于剪切破壞產(chǎn)生轉(zhuǎn)動，跨中撓度出現(xiàn)減小的現(xiàn)象； 5)在M=708 kN·m時，試件斜截面受剪破壞，試驗結束。

2.3 跨中截面應變

為驗證波紋鋼加固管片是否符合平截面假定，在加固管片S2的試驗中，在管片跨中位置處側(cè)面增添布置了4個混凝土應變測點，測點位置如圖2所示。測點位置坐標以管片內(nèi)弧面為起點，坐標為0，管片外弧面為終點，坐標為350，波紋鋼板底板位置坐標為-40，頂板位置坐標為0。

管片開裂前，截面應變分布情況如圖6(a)所示?？梢钥闯? 1)管片本體正截面符合平截面假定，試件整體正截面不符合平截面假定，說明管片本體與波紋鋼板間不能完全共同作用; 2)波紋鋼頂板應變約為0，底板應變?yōu)檎担f明波紋鋼板處于受彎與受拉的組合狀態(tài)，頂板處由彎矩引起的正應力與由拉伸引起的正應力抵消。

管片開裂后，端面混凝土應變測點相繼失效，截面應變分布情況如圖6(b)所示?？梢钥闯觯y鋼板頂板應變小于底板應變，說明開裂后鋼板也處于拉彎狀態(tài)。

(a) 管片開裂前截面應變

(b) 管片開裂后截面應變

2.4 界面剝離滑移

波紋鋼加固試件S2荷載-界面剝離滑移曲線如圖7所示(各測點所在位置如圖2所示)?？梢钥闯觯?1)在開裂彎曲M=185 kN·m前，界面無剝離滑移產(chǎn)生； 2)管片開裂引起了加固鋼板與管片本體間不協(xié)調(diào)變形，界面剝離滑移位移逐漸發(fā)展； 3)界面滑移主要發(fā)生于兩側(cè)剪跨段區(qū)域，而跨中純彎段無滑移產(chǎn)生，說明在剪跨段材料界面間存在較大的剪應力，與理論分析吻合。

3 加固管片抗彎力學性能分析

3.1 加固管片抗彎力學性能指標

波紋鋼加固管片主要力學性能指標如表2所示。

(a) 界面剝離

(b) 界面滑移

圖7 荷載-界面剝離滑移曲線Fig. 7 Load-peel curves and load-slip curves of test segments

注：Mcr表示管片開裂彎矩;My表示管片屈服彎矩(對S0為內(nèi)弧面鋼筋屈服，對S1、S2為波紋鋼板屈服);Mu表示極限彎矩;δcr、δy、δu為與之對應的管片撓度;k1為開裂前管片剛度，定義為k1=Mcr/δcr;k2為開裂后管片剛度，定義為k2=(My-Mcr)/(δ2-δ1); WQ表示彎曲破壞； JQ表示界面剪切破壞； KJ表示斜截面抗剪破壞。

1)與未加固對比管片S0相比，波紋鋼加固管片S1、S2承載力有顯著提升，開裂彎矩分別提升了23%與50%，屈服彎矩分別提升了163%與201%，極限彎矩分別提升了103%與155%； 2)管片的剛度也有一定的提升，管片開裂前剛度較開裂后剛度提升明顯。試驗結果表明，波紋鋼加固是一種有效的盾構隧道管片加固方式。

3.2 波紋鋼板內(nèi)力分析

(1)

(2)

式(1)—(2)中：Ns為波紋鋼板所受拉力;Ms為波紋鋼板所受彎矩;A為鋼板面積;Iz為鋼板慣性矩;y1為頂板至中性軸距離;y2為底板至中性軸距離。

表3 波紋鋼板內(nèi)力

注：M為試件S2跨中彎矩；σsM為Ms引起鋼板底板正應力;σsN為Ns引起鋼板底板正應力。

由表3可知: 1)在外荷載作用下，波紋鋼板承擔彎矩Ms占試件所受總彎矩M比例較小，但鋼板所受拉力Ns很大，說明波紋鋼板加固襯砌管片時并非直接參與受彎，而是通過對管片兩端張拉，形成拉力拱以提高管片承載能力; 2)由鋼板彎矩引起的底板正應力σsM占σs的比例較大，說明底板的屈服主要由彎矩Ms控制，波紋鋼的彎曲會使鋼板提前屈服。

3.3 加固管片破壞模式

波紋鋼加固試件S1為加固界面剪切破壞，抗剪錨栓在較大的界面剪切應力作用下被剪斷，說明剪跨段抗剪錨栓數(shù)量不足，應在設計中避免。經(jīng)過改進設計后，波紋鋼加固試件破壞模式為斜截面剪切破壞，加固后試件承載能力明顯提高，試件剛度有一定程度提高，試件整個受力過程可以分為以下3個階段。

1)彈性階段。在荷載較小時，加固管片處于彈性階段，管片混凝土及波紋鋼板應變均較小，管片撓度隨荷載線性增長，波紋鋼板與管片本體間無相對滑移與剝離。

2)帶裂縫工作階段。達到開裂荷載后，受拉區(qū)裂縫處混凝土退出工作，結構剛度降低，試件撓度隨荷載增長速度加快，鋼板應變與混凝土應變隨荷載增長速度加快。

在帶裂縫工作階段，隨著荷載的增加，裂縫數(shù)量與寬度不斷增加，使得管片本體內(nèi)弧面的長度增加，加劇了波紋鋼板與管片本體間的不協(xié)調(diào)變形，兩者間相對滑移不斷增加。另一方面，隨著滑移量的增加，剪跨段化學錨栓提供的剪力加大，鋼板在兩端剪力的拉動下，與管片本體間產(chǎn)生相對剝離。

3)破壞階段。跨中波紋鋼板底板在彎矩與拉力的作用下達到屈服應變，此時在同等的荷載增量下，試件變形迅速發(fā)展，同時管片剪跨段出現(xiàn)斜拉裂縫，裂縫迅速向加載點延伸，試件出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)，最終試件被斜拉為兩段，試驗結束。

3.4 加固管片受力機制

試件受力簡圖如圖8所示。加載時，波紋鋼板會受到錨栓傳來的剪力，該剪力會引起波紋鋼板受拉，同時使鋼板產(chǎn)生向下的撓曲變形，鋼板同時承受拉力與彎矩的共同作用，為偏心受拉構件；管片本體會受到錨栓傳來的的剪力，形成系桿拱結構，管片的抗彎承載力提高。

波紋鋼板在拉力作用下會產(chǎn)生向下彎曲，管片在外荷載作用下也會產(chǎn)生向下彎曲。但由于管片本體的剛度較大，變形較小，會使波紋鋼板與管片本體產(chǎn)生剝離趨勢，此時錨栓會拉住鋼板，減小二者間的不協(xié)調(diào)變形，波紋鋼板與管片本體間存在剝離應力。

圖8 加固試件受力簡圖

Fig. 8 Force diagram of lining segments strengthened by corrugated steel

4 結論與討論

本文通過對2塊波紋鋼加固管片與1塊普通管片進行2點抗彎試驗研究，并從管片承載力、剛度、截面應變等方面進行對比分析，得到如下結論。

1)波紋鋼加固可有效提高襯砌管片的承載力與剛度，由荷載撓度曲線可知加固后管片剛度提高10%～36%，承載力提高163%～201%，說明波紋鋼加固是一種有效的盾構隧道加固方法。

2)波紋鋼加固中采用化學錨栓替代結構膠對加固鋼板與管片進行連接，避免了結構膠因剪切破壞而引起的結構整體脆性破壞，結構延性良好，加固后管片破壞模式為適筋破壞。

3)波紋鋼板在兩端錨栓剪力的作用下，會產(chǎn)生與管片本體剝離的趨勢，材料界面間存在較大的徑向剝離應力，管片與加固鋼板間應設置抗拔錨栓，避免加固鋼板與管片產(chǎn)生剝離引起結構破壞。

本文通過開展3組管片抗彎試驗，得到了波紋鋼加固管片的抗彎性能、破壞模式與受力機制，為波紋鋼加固設計提供了理論依據(jù)。但由于本文采用2點加載試驗進行研究，管片所受荷載及邊界條件均與實際情況存在較大差異，不能反映管片真實受力情況，今后將進行整環(huán)足尺試驗研究，分析實際條件下波紋鋼加固隧道的破壞過程、加固效果與受力機制。