朱明勇 耿歐 孫倩 孫亞瓊

1.徐州地鐵集團有限公司 221000 2.中國礦業(yè)大學 徐州221116

引言

隨著大中型城市人口數(shù)量的增加，城鎮(zhèn)化進程快速發(fā)展與居民出行需求迅速增長的矛盾日益明顯。城市軌道交通既解決了交通擁堵、能源消耗及環(huán)境污染等眾多問題，又有利于引導土地開發(fā)、優(yōu)化城市結構，符合城市可持續(xù)發(fā)展理念［1，2］。我國城市軌道目前已進入快速階段，截至2021年6月30日，中國內地共有49 個城市開通城軌線路，總里程為8448.67km。

隨著城市軌道交通工程使用年限的增加，我國部分城市的軌道交通線路已經(jīng)進入了“老年期”［3］，個別城市的盾構隧道也由于不均勻堆載、鄰近軌道線路施工等原因出現(xiàn)了裂縫、滲漏水和徑向變形等問題。因此，針對盾構隧道管片結構可能的損傷特征，尋求經(jīng)濟合理的維護加固技術，以此提高隧道結構的耐久壽命是十分必要的［4，5］。

W. H. N. C針對葡萄牙里斯本的一條盾構隧道地鐵線路，從目視評估、幾何評估、機械評估和化學評估四個角度對隧道的結構性能進行評估，提出在已有隧道內修建二級隧道的維修措施［6］。柳獻［7－9］采用整環(huán)和半環(huán)粘鋼加固法，研究了盾構隧道結構的極限承載力、荷載位移曲線和加固后關鍵性能點，提出粘接面破壞時整體結構破壞的原因，并建立了相關非線性簡化模型。劉梓圣［10］采用粘貼芳綸纖維布（AFRP）的方法對盾構隧道防水和開裂問題進行了研究。在普通混凝土結構的加固上，采用FRP 進行加固的較多，近年來FRP加固也開始在盾構隧道中使用［11－13］。另外，波紋鋼板［14］、鋼管混凝土［15］、空心鋼管外側粘貼高強纖維，內腔填充高強自密實砂漿形成三層復合材料疊合襯砌［16］等加固方法也先后用于盾構隧道的加固。

目前，研究盾構隧道管片的加固前后的力學特性，大多是采用縮尺或者采用切割的方法取部分管片進行試驗。另外，在管片加固試驗中，大多是在未損傷的管片上直接加固，這與實際工程中的損傷后加固有所不同，沒有考慮加固時機與管片服役期間產(chǎn)生的損傷帶來的不利影響。本文以徐州軌道交通盾構隧道實際使用的管片為對象，分別對中埋和超深埋兩種不同埋深的管片進行加固前后的力學性能試驗。得出了內粘鋼板對損傷管片的極限承載力、鋼筋應力、管片撓度及裂縫開展規(guī)律的影響規(guī)律，試驗結果可為實際工程中盾構隧道的維護加固提供科學依據(jù)。

1 試驗方案

1.1 試件設計

徐州市軌道交通盾構隧道由6 塊管片組成，分別是一個封頂塊（KT）、兩個鄰接塊（BT）和三個標準塊（AT）組成。試驗中選用足尺中埋標準塊管片S1、S2 和超深埋標準塊管片S3、S4，管片外徑均為6.1m，內徑5.5m，管片厚350mm，寬1.2m，外弧面弧長3651.1mm，內弧面弧長3238.8mm，圓心角度為67.5°。管片混凝土強度均為C50，鋼筋采用HPB300 級、HRB400 級鋼，其中中埋管片內弧面縱筋直徑為20mm，外弧面為18mm；超深埋管片內弧面縱筋直徑為25mm，外弧面為22mm。外側縱筋保護層厚度均為55mm，內側為50mm。管片幾何尺寸及配筋圖如圖1、圖2 所示。

圖1 標準塊管片結構圖（單位： mm）Fig.1 Structural diagram of standard block segment（unit：mm）

圖2 標準塊管片配筋圖Fig.2 Reinforcement diagram of standard segmen

試驗中，對中埋管片S1 和超深埋管片S3 進行抗彎力學性能試驗，對中埋S2 管片和超深埋S4 管片則先對試件進行加載，產(chǎn)生一定損傷后卸載；然后采用弧形鋼板加固，加固后進行二次加載試驗。具體試件設計見表1。

表1 試件編號及加固條件Tab.1 Test specimen number and reinforcement conditions

加固時，每片鋼板上開5 個直徑10mm 的小孔，在管片的對應位置鉆孔并釘入M10 ×80mm的膨脹螺絲起到臨時固定的作用，在混凝土和鋼板之間灌入雙組份環(huán)氧粘鋼膠，厚度約3mm ～5mm，加固后試件如圖3 所示。

圖3 內粘鋼板加固Fig.3 Internal bonding steel plate reinforcement

1.2 加載裝置及支座設計

參考《盾構隧道管片質量檢測技術標準》（CJJ／T 164—2012），本試驗自主設計了一套鋼支座，支座通過鋼錨桿錨固于實驗室地面?？紤]到管片兩端的凹凸結構，為了防止應力集中和節(jié)點轉動，設計了與管片兩端相吻合的支座表面，使端部充分接觸受力，其中左端固定不動，右端梯形連接塊與底座之間設置多條截面為三角形的鋼板，形成線接觸，同時右端可以水平滑動，支座及加載裝置如圖4 所示。

圖4 加載裝置圖Fig.4 Loading device diagram

1.3 量測方案

本試驗中量測內容主要包括：管片位移，混凝土應變，鋼板的應變，內部鋼筋應力以及管片裂縫的開展情況。其中管片的位移用量程50mm的位移計測量，共計6 個點，其中4 個點垂直布置在管片內弧面底部，另外2 個水平布置在管片可滑動端，測點布置位置示意圖如圖5 所示?；炷翍兒弯摪鍛兎謩e通過型號為BX120-80AA的混凝土應變片和型號為BE120-3AA的鋼筋應變片測量，接入DH3816 數(shù)據(jù)采集儀獲得，測點布置如圖6 所示。內部鋼筋應力應變測量使用常州市鼎創(chuàng)工程儀器有限公司生產(chǎn)的振弦式鋼筋計，在試件澆筑前提前綁在鋼筋指定位置上，用電線引出并做好編號標記。實驗過程中裂縫的開展情況通過肉眼觀察，并用紅色水筆大致描出裂縫開展路徑，使用裂縫觀測儀實時監(jiān)測裂縫寬度，記錄最大裂縫寬度和位置。

圖5 位移計布置示意圖（單位： mm）Fig.5 Layout diagram of displacement meter（unit：mm）

圖6 混凝土應變片布置圖（單位： mm）Fig.6 Layout of concrete strain gauge（unit：mm）

2 試驗結果分析

2.1 管片加固前后破壞特征

對于未加固中埋管片S1，當跨中彎矩達到117.5kN·m 時，管片側面靠近中線處先出現(xiàn)兩條裂縫，當跨中彎矩達到205kN·m 時，最大裂縫寬度達到0.2mm，內弧面中間位置最早出現(xiàn)貫通裂縫。豎向荷載繼續(xù)增大，跨中彎矩達到352kN·m 時，內弧面已經(jīng)出現(xiàn)多條貫通裂縫，且裂縫都對稱分布，內弧面裂縫寬度達到1.5mm。側面斜裂縫處的混凝土有微微鼓起的趨勢。當跨中彎矩達到440.6kN·m 時，管片側面的裂縫最大裂縫寬度達到1mm。當達到499.4kN·m 時，管片固定端外弧面被壓碎，露出內部鋼筋，側面裂縫快速向上延伸至外弧面，如圖7 所示。

圖7 S1 試件破壞Fig.7 S1 specimen crushed

對于中埋管片S2，按上述方法加荷到400kN·m后卸載，然后粘貼鋼板加固。加固后再次進行加載試驗。由于加固前管片上已有裂縫，在二次加載初期，沒有新的裂縫產(chǎn)生。當跨中彎矩達到350kN·m 左右時，管片中心往滑動端方向大約每200mm位置出現(xiàn)一條新的延伸裂縫，裂縫長度在150mm ～200mm之間，共有4 條。最外側裂縫位置在鋼板的端部。當荷載達到440kN·m時，可滑動端靠近端部的兩條裂縫有向上、斜向延伸的趨勢；而固定的一端也對稱出現(xiàn)裂縫，且斜向延伸趨勢更明顯。當荷載達到470kN·m 時，固定一端的混凝土從鋼板端部位置斜向上開裂，并出現(xiàn)混凝土壓碎的聲音，鋼板攜帶部分粘接混凝土開始剝落，與鋼板粘接部位的混凝土掉渣，裂縫呈30°夾角斜向延伸至加載點。此時停止加載，實驗結束，其破壞特征如圖8 所示。此時未出現(xiàn)固定端上部混凝土壓碎現(xiàn)象，且滑動端管片與鋼板之間無剝離，裂縫破壞程度也沒有固定端嚴重。

圖8 S2 試件破壞特征Fig.8 Failure characteristics of S2 specimen

2.2 位移與荷載

位移計固定在內弧面，探頭朝上頂住構件，位移向下增大為負，向上增大為正。從圖9 兩圖中都能明顯看到：中埋加固管片S2 的荷載-位移曲線在最外側，向里依次是超深埋管片S4，超深埋未加固管片S3 和未加固中埋管片S1。在試驗初期，彎矩小于145kN·m 時，四塊管片的彎矩-位移曲線大致重合，位移隨彎矩變化緩慢。當彎矩大于145kN·m 時，四條曲線開始按照加固與否兩兩分離，首先是未加固兩管片S1 和S3 為一組，曲線斜率變小，即隨著彎矩增大，管片位移增大明顯，此時管片側面底部混凝土開始出現(xiàn)裂縫，管片剛度減小，位移隨荷載變化明顯。當彎矩達到321kN·m時，管片S4 的跨中位移和加載點下部位移發(fā)生突變，并在彎矩達到528kN·m的時候出現(xiàn)拐點，有進入平臺段的趨勢，此時管片位移劇增，千斤頂所加壓力驟降，內弧面混凝土的裂縫增大，伴隨開裂聲，有混凝土塊掉落，實驗結束。對管片S2，彎矩達到353kN·m 時，彎矩-位移曲線斜率減小，直到達到442kN·m時，位移突增進入平臺段，管片側面裂縫以肉眼可見的速度快速向外弧面延伸，下部混凝土破碎掉渣。

圖9 跨中彎矩-位移曲線Fig.9 Curve of mid span moment with displacement curve

2.3 混凝土應變

混凝土應變正值為拉應變，負值為壓應變。選取管片下部內弧面測點1 和管片側面靠近外弧面1／3 處一測點2 分析，測點1、2 與加載點在同一豎直平面內。對內弧面1 號測點來說，加載初期，中埋管片S1、S2 和超深埋管片S3、S4 的混凝土應變隨荷載增大變化不大。當荷載繼續(xù)增大到200kN·m 和142kN·m 時，圖10a 中S1 和S3 的管片應變開始劇增，并很快進入平臺段；當荷載達到409kN·m和323kN·m時，加固后的管片S2 和S4 的混凝土應變劇增進入平臺段，加固使得混凝土應變進入平臺段時對應的荷載值增大了1.0 ～1.2 倍。

圖10 跨中彎矩-混凝土應變曲線Fig.10 Curve of mid span moment with concrete strain

對管片側面的測點2 來說，加固后中埋管片的混凝土應變劇增對應的荷載值提高了20%，而超深埋管片的混凝土應變曲線拐點對應荷載值沒有變化。

可見內粘鋼板加固對內弧面的混凝土開裂有較好的控制作用，能有效減緩混凝土的開裂，對側面混凝土開裂的延緩作用不明顯，且在中埋管片上的效果明顯優(yōu)于超深埋管片。

2.4 鋼板應變與剝離情況

通過圖11 可以明顯看出：鋼板應變曲線在后期都會有明顯的折回或者隨荷載的增大應變不變，這可能是因為后期鋼板與混凝土剝離后，整體受力結構失效，而此時根據(jù)鋼板的變形量可知鋼板變形還處于彈性階段，所以應變有減小和回縮至0 的現(xiàn)象發(fā)生，而且發(fā)生在未剝離端；剝離端鋼板的應變是達到一定值后不再變化。

圖11 跨中彎矩-鋼板應變曲線Fig.11 Curve of mid moment with steel plate strain

兩種不同埋深的管片進行對比后發(fā)現(xiàn)：在加載初期和中期，兩種管片內粘鋼板的應變曲線大致重合，斜率一致，而且S2 的鋼板最大應變普遍大于S4，當S4 的鋼板應變出現(xiàn)拐點時，S2 的鋼板應變還在增大，相比S4，S2 出現(xiàn)拐點時對應的荷載值普遍提高24%。

3 結論

對不同損傷程度的中埋管片和超深埋管片進行粘貼鋼板加固，對比未加固及加固后管片的力學性能和破壞特征，得到以下結論：

（1）加固后的管片破壞位置與未加固管片不同，鋼板加固后，管片最終破壞是從粘貼鋼板端部開始，鋼板與原構件發(fā)生剝離破壞，在剝離產(chǎn)生后裂縫開展迅速，與水平向夾角約為30°粘貼鋼板加固后，鋼板端部處是薄弱點，實際工程中應盡可能重點關注加固鋼板端部，必要時應采取措施加強鋼板端部的連接。

（2）內粘鋼板加固對限制內弧面混凝土應變的效果較明顯，加固后，應變曲線進入平臺段時的彎矩值是未加固管片的1.2 ～2.5 倍；但對側面裂縫開展和混凝土應變的增大抑制效果不大。

（3）粘貼鋼板的應變隨荷載呈先增大后減小的特點，從應變大小來看，S3 和S4 的鋼板都承擔了較大荷載，但是結合前面測得的數(shù)據(jù)綜合分析，此規(guī)格內粘鋼板下S3 的加固效果更好，應該與加固時管片的損傷狀況有很大關系。

（4）與中埋管片相比，超深埋管片粘貼鋼板后，不同位置鋼板應變差距較大，鋼板受力不均勻，也可考慮是削弱加固效果的一個原因，可以在后續(xù)研究中再針對此點進行試驗研究，在實際工程加固方案制定時應該考慮超深埋管片或者說配筋率較大管片的這一特點。