鄭勇波， 白廷輝， 李曉軍

(同濟大學地下建筑與工程系， 上海 200092)

0 引言

近年來我國建成了大量的盾構隧道，其設計使用壽命一般長達50～100年[1]。因盾構隧道所處巖土賦存條件復雜，隨著服役年限增加，逐漸出現(xiàn)各類病害[2]，主要表現(xiàn)為滲漏水、縱向不均勻沉降、管徑收斂變形、接縫錯臺和張開、螺栓和鋼筋銹蝕及混凝土材料劣化等[3]。其中，鋼筋銹蝕對盾構隧道縱縫接頭力學性能影響會不斷加劇，減少其使用年限。

目前，已有不少針對盾構隧道施工期或運營初期縱縫接頭力學性能的研究，采用的方法有解析方法[4-8]、數(shù)值模擬方法[9-11]和試驗方法[12-14]。上述研究均是考慮管片材料性能完好而沒有考慮退化的狀況。直接研究鋼筋銹蝕后盾構隧道縱縫接頭力學性能的成果很少，僅國內(nèi)少數(shù)學者開展了材料性能退化后管片力學性能的研究工作。李強等[15]建立了盾構隧道管片在鹽離子腐蝕、碳化和雜散電流等多因素耦合作用下的材料退化加速試驗系統(tǒng)，并簡單總結了退化規(guī)律。劉四進等[16]開展了相似管片銹蝕劣化試驗，分析了高水土荷載與侵蝕環(huán)境聯(lián)合作用下管片受力性能衰退規(guī)律，提出了銹蝕劣化管片抗彎剛度衰減模型。在盾構隧道受力體系中，相對管片本體，接頭位置才是最為薄弱的一環(huán)，因此，研究鋼筋銹蝕后管片接頭的力學性能退化規(guī)律的意義更為顯著。

根據(jù)地鐵盾構隧道環(huán)境條件及空間分布可知，管片內(nèi)表面與二氧化碳體積分數(shù)較高的空氣接觸，外表面與富含鹽離子的地下水接觸，導致管片內(nèi)外側鋼筋均會發(fā)生銹蝕。本文針對上述地鐵盾構隧道服役期典型工況，借助足尺試驗及數(shù)值模擬等手段，得到鋼筋銹蝕后地鐵盾構隧道縱縫接頭抗彎剛度、變形規(guī)律及極限狀態(tài)等結論，以期為改進盾構隧道現(xiàn)有設計理論和方法提供參考依據(jù)。

1 縱縫接頭尺寸和材料

試驗接頭是由上海地鐵通用管片標準塊切割拼裝而成，切割塊的圓心角約為23.5°，內(nèi)弧長1 139 mm，外弧長1 276 mm，厚度350 mm，寬度1 200 mm。管片混凝土設計強度等級C55，螺栓為直螺栓，直徑為30 mm，箍筋為HRB400鋼筋，主筋為HRB500鋼筋。縱縫接頭細部構造及尺寸如圖1所示。

圖1 縱縫接頭細部構造及尺寸 (單位： mm)

2 縱縫接頭鋼筋加速銹蝕試驗

2.1 試驗方法和設備

為更好地符合盾構隧道實際服役環(huán)境，通過用高溫、高濕、氯鹽溶液噴淋、紅外燈照等人工方法模擬自然氣候環(huán)境和富含鹽離子地下水環(huán)境對鋼筋混凝土結構的侵蝕和老化作用。此方法中，通常將鋼筋混凝土構件加速老化分為2個階段： 1)從混凝土表面被氯鹽侵蝕起，到鋼筋鈍化膜破壞止； 2)從鋼筋鈍化膜破壞起，到混凝土銹脹開裂或銹脹裂縫寬度達到一定程度止。如果重點研究與銹蝕程度相關的鋼筋混凝土構件力學性能退化規(guī)律，可以簡化第1個階段工作。通常采用混凝土內(nèi)摻鹽方法，即首先將鋼筋在堿性溶液中進行預處理，當混凝土澆筑并硬化后，氯離子即對鋼筋鈍化膜發(fā)生侵蝕作用，開始鋼筋加速銹蝕過程。試驗設備為海洋環(huán)境模擬試驗箱，如圖2所示。

圖2 海洋環(huán)境模擬試驗箱

2.2 試驗流程和結果

根據(jù)上海地鐵盾構隧道服役環(huán)境狀況，結合試驗設備實際情況，確定加速試驗環(huán)境參數(shù)，具體試驗流程描述如下。

1)管片加工制作時，在振搗過程中，于靠近內(nèi)、外表面的鋼筋籠周圍各均勻摻入水泥質(zhì)量5%的固體食鹽。2)管片脫模后在外部自然環(huán)境下，于加工廠專門養(yǎng)護池中養(yǎng)護28 d，然后取出。3)把養(yǎng)護完成后的管片放入海洋環(huán)境模擬試驗箱，通過溫、濕度傳感器控制，將室內(nèi)溫度設定為35 ℃，濕度設定為100%；然后，對管片持續(xù)進行10%的氯鹽溶液噴淋，鹽霧噴淋速度為1～2 mL/s。4)定期進入室內(nèi)觀察管片的順筋裂縫發(fā)展情況及露出鋼筋銹蝕情況。

管片混凝土強度很高，從中取出原狀鋼筋難度很大，無法直接測試鋼筋銹蝕狀況。同時，加速銹蝕試驗僅考慮主筋被滲透后的氯鹽腐蝕而銹蝕，銹蝕成分主要均勻分布在接近管片外邊面的鋼筋環(huán)面。另外，所有管片試驗之前無裂縫，所有裂縫均在試驗中產(chǎn)生?；谏鲜鲈?，本文采用順筋裂縫寬度近似表征鋼筋銹蝕層厚度。順筋裂縫寬度使用裂縫觀測儀進行量測，應量測裂縫兩端和中部，并取三者的平均值為最終的寬度值。在后續(xù)縱縫接頭力學性能試驗之前，對每塊管片所有順筋裂縫寬度進行測量，全部順筋裂縫寬度求平均，即為此管片的鋼筋銹蝕層厚度。試驗時間從2015年1月7日至5月4日，每塊管片出現(xiàn)2～3條順筋裂縫，測量數(shù)據(jù)如表1所示。管片的順筋裂縫狀態(tài)如圖3所示。

表1鋼筋銹蝕加速試驗工況

Table 1 Acceleration test working condition of reinforcement corrosion

管片編號順筋裂縫寬度/mm單塊平均值試驗時間/d備注LY-010.09/0.07LY-020.11/0.130.1050接頭試驗工況1LY-030.16/0.19LY-040.11/0.13/0.150.1571接頭試驗工況2LY-050.23/0.26LY-060.23/0.25/0.270.2594接頭試驗工況3

圖3 管片順筋裂縫分布狀態(tài)

3 鋼筋銹蝕縱縫接頭足尺試驗

3.1 加載方式及受力分析

縱縫接頭足尺試驗采用正彎矩等軸力加載，試驗裝置如圖4所示。加載時受力情況如圖5所示。

加載過程如下： 1)加載前，千斤頂均預先加載一個較小的荷載； 2)通過水平千斤頂分級加載N至預定值； 3)保持N恒定，同時分級加載p，通過p導入彎矩M，M持續(xù)增大直到接頭達到極限承載力后停止加載。根據(jù)GB/T 50152—2012《混凝土結構試驗方法標準》[17]的要求，在每級荷載加載完畢后，保持荷載不變，待變形穩(wěn)定后施加下一級荷載。

圖4試驗加載裝置示意圖(單位： mm)

Fig.4 Schematic diagram of test loading device (unit: mm)

圖5 正彎矩加載試件受力簡圖 (單位： mm)

Fig.5 Loading diagram of specimen with sagging moment (unit: mm)

等軸力加載試驗工況軸力大小取900 kN。試驗加載工況與鋼筋銹蝕參數(shù)對照情況如表2所示。

表2試驗加載工況與鋼筋銹蝕參數(shù)對照表

Table 2 Comparison of parameters between test loading condition and reinforcement corrosion

工況編號軸力/kN順筋裂縫寬度/mm管片編號19000.10LY-01/LY-0229000.15LY-03/LY-0439000.25LY-05/LY-06

3.2 測點布置

縱縫接頭內(nèi)、外表面各布設3個接縫位移計。兩側管片內(nèi)表面各布設3個撓度位移計，分別位于接縫、中部及端部位置?？傆嫴荚O30個應變片，內(nèi)表面10個，外表面16個，兩側各2個。每個螺栓布設1個螺栓應變片。具體布設情況如圖6和圖7所示。

3.3 試驗結果及分析

3.3.1 試驗結果

接頭試驗共進行3組，荷載加載過程曲線如圖8所示。接縫內(nèi)表面張開量Δ1、外表面壓縮量Δ2及螺栓應變εb等與彎矩的關系曲線，如圖9—11所示。

圖6 內(nèi)表面測量元件安裝

圖7 外表面測量元件安裝

圖8 荷載加載過程曲線

3.3.2 數(shù)據(jù)分析

從圖9—11可以看出，隨著加載的進行，不同鋼筋銹蝕層厚度條件下Δ1、Δ2及εb等變形量的變化呈現(xiàn)出分階段特性，每一個階段均表現(xiàn)出不同的變化特征。按照加載試驗過程中縱縫接頭所產(chǎn)生的物理現(xiàn)象，將其劃分為初始張開、螺栓受拉及內(nèi)表面邊緣混凝土接觸至破壞3個階段。

1)初始張開階段： 接縫截面剛張開，截面大部分混凝土處于貼合狀態(tài)，中性軸位置尚未上升到螺栓位置。此時，螺栓尚未開始受力，εb基本接近于0。其他變形量包括Δ1、Δ2等均較小，彎矩值M變化速率較快。

圖9 足尺試驗接縫內(nèi)表面張開量與彎矩的關系

Fig.9 Relationship between opening of joint inner surface and bending moment in full-scale test

圖10 足尺試驗接縫外表面壓縮量與彎矩的關系

Fig.10 Relationship between compression of joint outer surface and bending moment in full-scale test

圖11 足尺試驗螺栓應變與彎矩的關系

Fig.11 Relationship between bolt strain and bending moment in full-scale test

2)螺栓受拉階段： 接縫截面張開區(qū)域逐漸增大，中性軸上升至螺栓位置以上。此時，螺栓開始受力，且εb快速增加。其他變形量包括Δ1、Δ2等較第1階段均有所增加，彎矩值M變化速率較第1階段減小。

3)外表面邊緣混凝土接觸至破壞階段： 接縫截面張開區(qū)域進一步增大，從而導致外表面邊緣混凝土開始接觸傳力。剛開始接觸時，各變形量包括Δ1、Δ2等的變化速率較第2階段有所減小。接觸較短時間，外表面邊緣混凝土開始發(fā)生剝離，在彎矩值M增幅不大時，各變形量包括Δ1、Δ2等急劇增大，最后外表面邊緣混凝土發(fā)生大范圍壓碎后導致接頭破壞。

在第1和第2階段中，縱縫接頭各變形量(Δ1、Δ2)的值在不同鋼筋銹蝕層厚度時均有所差異，但變化較為雜亂，無明顯的分布規(guī)律，差異的原因主要為加載順序不同、設備不足及測量點位布設有所偏差等，與鋼筋銹蝕層厚度應無明顯關系。通過分析第3階段的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，隨著管片鋼筋銹蝕層厚度的增加，當縱縫接頭破壞時，螺栓應變的最大值大幅減小，說明其承受的最終拉力減小，從而導致縱縫接頭的極限彎矩也有所減小，鋼筋銹蝕層厚度與極限彎矩結果對比如表3所示。

表3鋼筋銹蝕層厚度與極限彎矩結果對比

Table 3 Comparison of reinforcement corrosion thickness and ultimate bending moment

鋼筋銹蝕層厚度/mm螺栓應變最大值/(×10-6)極限彎矩/(kN·m)0.103 6523180.152 4663110.251 936297

3.3.3 最終狀況分析

3個工況試件的破壞狀態(tài)如圖12—14所示。由圖12可知，工況1試件的破壞主要為端肋拉斷及外表面邊緣混凝土壓碎。一側管片2個端肋和手孔拉斷時，混凝土直接掉落，造成接頭張開量發(fā)生突增，從而導致兩側管片外表面邊緣混凝土一定范圍的壓碎。壓碎區(qū)域呈倒三角形狀，深度最深約25 mm，跨度最寬約350 mm。

圖12 工況1試件破壞狀況

由圖13可知，工況2試件的破壞主要為端肋拉斷及外表面邊緣混凝土壓碎。一側管片2個端肋拉斷時，混凝土未直接掉落，但兩側管片外表面邊緣混凝土仍然突然受壓，發(fā)生較大范圍的壓碎。壓碎區(qū)域深度呈倒三角形狀，最深約30 mm，跨度最寬約400 mm。

圖13 工況2試件破壞狀況

由圖14可知，工況3試件的破壞主要為外表面邊緣混凝土壓碎。此工況下，未發(fā)生端肋拉斷現(xiàn)象，但兩側管片外表面邊緣混凝土在接頭張開量達到一定程度后，仍然出現(xiàn)壓碎破壞。壓碎區(qū)域仍為倒三角形狀，但相比前2個工況范圍較小，深度最深約20 mm，跨度最寬約250 mm。

圖14 工況3試件破壞狀況

4 鋼筋銹蝕縱縫接頭數(shù)值計算

4.1 材料本構參數(shù)

鋼筋采用雙折線本構關系，銹蝕后鋼筋采用實際屈服強度fym，具體計算公式[18]為：

(1)

式中：fy為未銹蝕鋼筋名義屈服強度；ηs為銹蝕鋼筋截面損失率。

未銹蝕主筋和箍筋屈服強度分別為500 N/mm2和400 N/mm2，彈性模量均為2.1×105N/mm2。銹蝕主筋彈性模量與未銹蝕相同，實際屈服強度按式(1)求得，具體如表4所示。

混凝土單軸受壓應力-應變曲線由二次拋物線和直線組成，分為彈性段、強化段和軟化段3部分，取彈性極限點為0.4倍峰值應力[19-21]?；炷凛S心抗壓強度fc,r取35.5 N/mm2，軸心抗壓強度ft,r取2.74 N/mm2，彈性模量Ec取3.55×104N/mm2。螺栓采用雙折線模型，可分為彈性段、強化段和理想塑性段，彈性段和強化段彈性模量分別為2.1×105N/mm2和2.1×104N/mm2，屈服強度和極限強度分別為400 N/mm2和500 N/mm2。橡膠密封墊本構關系則采用在工程中應用比較廣的Mooney-Rivlin兩參數(shù)模型，分別取值0.700 N/mm2和0.035 N/mm2。

表4 鋼筋主要計算參數(shù)

鋼筋和混凝土之間黏結滑移采用文獻[22]給出的熱軋帶肋鋼筋與混凝土之間的黏結滑移多段線本構方程，可計算得到未銹蝕鋼筋與混凝土之間的非線性彈簧主要參數(shù)如表5所示。根據(jù)文獻[23]的相關公式和數(shù)據(jù)，可計算得到不同銹蝕程度的鋼筋與混凝土之間的黏結強度退化系數(shù)如表6所示。

表5未銹蝕鋼筋與混凝土之間的非線性彈簧主要參數(shù)

Table 5 Major nonlinear spring parameters between non-corroded reinforcement and concrete

黏結力F/N相對滑移量s/mm 006 542.050.207 850.460.322 616.824.402 616.826.40

表6 黏結強度退化系數(shù)

鋼筋與混凝土之間的黏結力

(2)

式中：β為黏結強度退化系數(shù)，鋼筋無銹蝕時β=1;τ為混凝土與帶肋鋼筋之間的黏結應力;l為鋼筋長度。

以表5和表6的數(shù)據(jù)為基礎，結合式(2)，即可求得不同銹蝕層厚度條件下鋼筋與混凝土之間的非線性彈簧的主要參數(shù)。

4.2 網(wǎng)格劃分、約束及邊界條件

鋼筋單元及非線性彈簧單元如圖15所示，縱縫接頭整體網(wǎng)格劃分情況如圖16所示。

圖15 鋼筋單元及彈簧單元模型

圖16 縱縫接頭整體網(wǎng)格劃分圖

通過設置面-面接觸模擬縱縫接頭各部件之間的接觸問題，面-面接觸設置如圖17所示。彈性密封墊直接粘貼在管片上，而螺栓基本處于受拉狀態(tài)，因此，彈性密封墊和管片混凝土之間及螺栓與手孔之間均設定為綁定接觸，而接縫內(nèi)、外表面邊緣混凝土之間以及螺栓與螺栓孔的接觸則是隨著接頭的變形而產(chǎn)生接觸，均設定為標準接觸。

圖17 縱縫接頭模型的面-面接觸設置

邊界條件： 與試驗條件基本一致，正彎矩加載。試件一端固定鉸支，另一端為具有水平位移自由度的鉸支。軸向荷載N的作用線通過接縫中心，即不產(chǎn)生附加彎矩，豎向荷載p作用線距離接縫400 mm。通過施加初始預應力的方法對螺栓加載預緊力Fp，取值為100 kN，具體如圖18所示。

圖18 數(shù)值模型邊界條件 (單位： mm)

4.3 計算結果及分析

數(shù)值計算工況與鋼筋銹蝕參數(shù)對照如表7所示。

表7數(shù)值計算工況與鋼筋銹蝕參數(shù)對照表

Table 7 Comparison of numerical loading condition and reinforcement corrosion parameters

工況編號軸力/kN鋼筋銹蝕層厚度/mm備注1900029000.25與試驗一致39000.3049000.60

縱縫接頭內(nèi)表面張開量及接縫撓度與彎矩的關系數(shù)值計算結果如圖19和圖20所示。通過定義6個特征點，可分為7個階段： 1)a之前，彎矩剛加載，接縫位置少許張開，螺栓未受力，彈性密封墊下部混凝土開始受壓。2)a至b，彎矩稍微增大，接縫張開范圍即快速擴大，螺栓開始受拉，并很快屈服和強化。彈性密封墊下部混凝土產(chǎn)生較大的集中應力，部分達到壓應力極值。3)b至c，彎矩不斷增大，螺栓既拉長也壓彎，開始輕微頸縮。4)c至d，外表面邊緣混凝土頂部開始接觸，接縫張開量較大，彈性密封墊下部混凝土集中應力基本消失。5)d至e，外表面邊緣混凝土幾乎全截面接觸，其頂部混凝土壓應力達到極值。實際工程或試驗中，外表面混凝土可能已經(jīng)發(fā)生剝離或壓碎，縱縫接頭達到正常使用極限狀態(tài)。6)e至f，彈性密封墊上部混凝土開始接觸，外表面邊緣混凝土全截面受壓，達到壓應力極值的混凝土區(qū)域亦快速擴大。彈性密封墊下部混凝土開始脫離，縱縫接頭承載力出現(xiàn)下降段。7)f之后，縱縫接頭則處于承載能力極限狀態(tài)，外表面混凝土受壓應力最終典型狀態(tài)如圖21所示。特征點e和f對應彎矩值如表8所示。

分析圖19、圖20及表8的數(shù)據(jù)可知： 不同銹蝕層厚度條件下，縱縫接頭變形與彎矩關系在特征點f之前差異很小，幾乎保持一致; 在特征點f之后，隨著銹蝕層厚度的增加，縱縫接頭可承受極限彎矩有所減小，這個結論與足尺試驗所得結果是相同的。

圖19 數(shù)值計算接縫內(nèi)表面張開量與彎矩關系

Fig.19 Relationship between opening of joint inner surface and bending moment in numerical simulation

圖20 數(shù)值計算接縫撓度與彎矩關系

Fig.20 Relationship between joint deflection and bending moment in numerical simulation

圖21 工況2極限狀態(tài)Mises應力云圖 (單位： N/m2)

Fig.21 Stress nephogram of ultimate state in working condition No.2 (unit: N/m2)

表8 特征點e和f對應彎矩值

注：f對應彎矩為極限彎矩。

對縱縫接頭足尺試驗和數(shù)值計算所得內(nèi)表面張開量變化規(guī)律進行對比分析，其中，足尺試驗及數(shù)值計算工況均為軸力900 kN和鋼筋銹蝕層厚度0.25 mm，分析結果如圖22所示。由圖可知，從階段性發(fā)展趨勢來看，足尺試驗和數(shù)值計算的結果基本保持一致，但在細節(jié)上差別較大，主要有如下2點： 1)數(shù)值計算的階段性特征點劃分更明確； 2)足尺試驗得到的極限承載力相對數(shù)值計算的結果稍小，且沒有出現(xiàn)下降段。出現(xiàn)此情況的原因如下: 1)試驗設備本身及人工操作均存在誤差； 2)試驗設備為拼裝構件，有很多多余的約束或荷載無法獲知； 3)數(shù)值計算對材料本構關系均做了理想化假定。

圖22 足尺試驗和數(shù)值計算結果對比

Fig.22 Comparison between full-scale test and numerical simulation results

5 結論與建議

采用足尺試驗及數(shù)值計算，對鋼筋銹蝕后盾構隧道縱縫接頭力學性能進行研究，得出主要結論如下：

1)正彎矩作用下，鋼筋銹蝕后縱縫接頭的變形規(guī)律具有明顯的階段性特征。足尺試驗結果表明，以螺栓受拉和邊緣混凝土接觸受壓為分界點，縱縫接頭變形大致可以分為3個階段。數(shù)值計算結果表明，以接頭彎矩轉折點為特征點，可定義6個特征點，劃分為7個階段。

2)對比分析足尺試驗和數(shù)值計算結果，縱縫接頭變形前6個階段，鋼筋銹蝕對縱縫接頭主要變形特征值均無明顯影響。最后一個階段，隨著鋼筋銹蝕層厚度的增加，縱縫接頭破壞時，螺栓應變及極限承載力均減小。螺栓應變最大值減幅較大，可達到47%。極限承載力減幅較小，不超過10%。

3)鋼筋銹蝕后縱縫接頭在正彎矩作用下，主要破壞形式為螺栓拉彎、端肋被拉斷、外表面邊緣混凝土剝離及壓碎。

在后續(xù)研究中，需改進管片材料性能加速劣化試驗方法和設備，增加試驗時間，以便獲得鋼筋銹蝕更徹底的試驗管片，為研究服役時間超長的盾構隧道襯砌結構力學性能奠定基礎，也有利于得出其力學性能退化與服役時間的定量關系。