殷瑞忠 曹偉飚 柳 獻 喬小雷 沈張勇 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?！蔚谝蛔髡?， 高級工程師)

目前，盾構法施工地鐵隧道(以下簡為“盾構隧道”)結構常見病害中，管片徑向收斂變形可能會嚴重影響地鐵的運營安全[1]。對此，目前主要采用鋼板加固方法[2-4]、復合腔體加固方法[5-6]和鋼板混凝土加固方法[7-8]來提升隧道結構的剛度和承載能力，減少徑向變形的出現(xiàn)。

復合腔體構件自重較輕，其采用節(jié)段式拼裝的施工方式，不需要機械臂的輔助，可在搶險工作中大范圍同時開展，施工效率較高。在實際施工中，復合腔體為分段加固，頂部復合腔體與腰部復合腔體在圓心角50°和310°附近位置采用內插式接頭進行連接。復合腔體內承插接頭見圖1。

圖1 復合腔體內承插接頭Fig.1 FWP joint

已有足尺試驗研究[6]發(fā)現(xiàn)，加固盾構隧道在加載至極限狀態(tài)時，作為加固材料的復合腔體會發(fā)生接頭突然彈出的破壞現(xiàn)象(見圖2)，入侵結構限界，且其為脆性破壞。此破壞將嚴重影響地鐵的修復和運行。針對復合腔體接頭彈出的問題，本文將設計新型的復合腔體接頭并以實際加固工況為背景，對新型復合腔體接頭構件進行抗彎性能試驗，并對其破壞模式和抗彎性能進行分析。

圖2 復合腔體接頭處彈出Fig.2 Disengagement of FWP joints

1 試驗方案

如圖3所示，新型復合腔體接頭由接頭連接復合鋼管和16 mm厚Q345接頭蓋板組成。首先，在左側復合腔體一端安裝4根接頭連接鋼管；隨后插入右側復合腔體腔內頂緊；并將鋼接頭蓋板安裝在2根復合腔體接頭中央；最后，用φ16 mm高強螺栓旋入預留的螺栓孔內進行定位和固定。

圖3 復合腔體接頭細部構造Fig.3 Structure details of FWP joint

復合腔體構件抗彎性能試驗采用千斤頂分配梁系統(tǒng)，以靜力加載對試件進行四點抗彎試驗，并采用力傳感器量測千斤頂?shù)募虞d值P。試驗使用的簡支梁一端為鉸接支承，另一端為滾動支承。試驗加載設置如圖4所示：在正彎矩工況下，接頭蓋板側受拉；在負彎矩工況下，復合腔體拼接處受拉。

試驗通過位移計和應變片分別采集試件的位移及應變。應變片布置于試件上下表面及試件單側的側邊(如圖5所示)，位移計布置于支座兩端以及跨中。

a) 正彎矩工況(接頭蓋板受拉)

b) 負彎矩工況(接頭蓋板受壓)圖4 靜力加載試驗設置示意圖Fig.4 Diagram of static loading test setting

a) 側邊

b) 構件底部

c) 構件頂部圖5 應變片和位移計布置Fig.5 Arrangement of strain gauges and displacement meter

2 試驗結果及分析

2.1 正彎矩工況

正彎矩工況彈性階段，接頭蓋板通過連接螺栓與復合腔體共同承擔外部荷載；構件跨中的撓度隨著荷載的增加而增加；此時接頭蓋板受拉，復合腔體接縫受壓。

當荷載達到190 kN左右時，接頭蓋板與復合腔體側邊的膠水失效，構件進入塑性狀態(tài)。此時接頭蓋板與復合腔體共同作用的效果減弱，復合腔體本體側邊應變發(fā)生突變。典型應變數(shù)據(jù)如圖6所示。

圖6 復合腔體試件側邊應變Fig.6 Test specimen side strains of FWPs

當荷載達到215.67 kN左右時，接頭蓋板與復合腔體側邊和頂面的膠水失效，構件抗彎剛度迅速下降，位移不斷增大，復合腔體與接頭蓋板通過螺栓的連接保持共同作用。當荷載達到250 kN左右時，連接螺栓脫開，復合腔體與接頭蓋板連接失效，接頭構造失效。構件荷載位移曲線如圖7所示，破壞構件如圖8所示。

圖7 正彎矩工況下構件的荷載-撓度曲線

圖8 正彎矩工況構件最終破壞形態(tài)

2.2 負彎矩工況

負彎矩工況彈性階段，接頭蓋板通過連接螺栓和膠水同復合腔體連接，共同承擔外部荷載；構件跨中撓度隨著荷載的增加而增加，接頭蓋板受壓，復合腔體接縫處受拉。

當荷載達到50 kN左右時，復合腔體接縫受拉導致封縫膠水失效，插入復合腔體內的復合鋼管脫開，鋼板應變發(fā)生波動(見圖9)；此后，復合腔體依靠側邊和頂部的膠水同接頭蓋板粘結為整體共同承載，其位移隨著荷載的增大而增加；當荷載增至150 kN之后，接頭蓋板與復合腔體的側邊膠水逐漸失效，構件抗彎剛度下降，復合腔體與接頭蓋板通過頂部膠水和螺栓連接，共同承擔外部荷載；當荷載達到200 kN左右時，接頭蓋板與復合腔體頂部的膠水失效，接頭蓋板受壓屈服，接頭構造失效。負彎矩工況下試驗構件的荷載位移曲線如圖10所示。負彎矩工況下的復合腔體最終破壞形態(tài)見圖11。

圖9 接頭蓋板應變Fig.9 Strains of joint steel plate

圖10 負彎矩工況下荷載-位移曲線Fig.10 Load-displacement curve under negative bendingmoment working condition

2.3 不同工況的試驗結果對比

2.3.1 接頭破壞形式對比

在正負彎矩作用下，復合腔體接頭構件的破壞形式不同，對比如表1所示。

由表1可知，在正負彎矩工況下，復合腔體接頭構件進入塑性狀態(tài)的標志為復合腔體與接頭蓋板側邊膠水失效。

2.3.2 正負彎矩工況下的構件抗彎性能對比

在正彎矩工況下，接頭蓋板與復合腔體側邊膠水失效，結構進入塑性階段，此時荷載為190 kN。

圖11 負彎矩工況構件最終破壞形態(tài)

表1 正負彎矩工況下的破壞形式對比

當構件與螺栓脫開時，構件失效，塑性極限荷載為257.67 kN。在負彎矩工況下，接頭蓋板與復合腔體側邊膠水撕裂，結構達到彈性極限狀態(tài)，進入塑性狀態(tài)，此時荷載為150 kN，彈性極限荷載為正彎矩工況下的79.12%。當構件與接頭蓋板頂部膠水失效時，結構達到塑性極限狀態(tài)，構件失效，此時荷載為194 kN，塑性極限荷載為正彎矩工況下的75.29%。 不同工況下試驗構件的彈性抗彎剛度見表2。由表2可知，正彎矩作用下構件的平均彈性抗彎剛度為23 kN/mm，負彎矩作用下構件的平均彈性抗彎剛度為11.97 kN/mm，正彎矩工況下構件彈性抗彎剛度是負彎矩工況下構件的1.97倍。

表2 彈性階段抗彎剛度

根據(jù)接頭構造抗彎性能特點，將復合腔體接頭布置在盾構隧道的正彎矩區(qū)更有利于發(fā)揮其抗彎性能。故與復合腔體本體性能對比中以正彎矩工況為主。

2.4 復合腔體本體與接頭抗彎性能對比

復合腔體與接頭抗彎試驗荷載位移曲線對比見圖12。由圖12可知，與復合腔體本體相比，復合腔體接頭的彈性階段抗彎剛度較低、延性更好，抗彎承載力較低。詳細性能參數(shù)對比見表3。接頭性能參數(shù)系數(shù)見表4。

由于接頭的極限承載力及剛度均弱于復合腔體本體，故實際施工中應將接頭布置在隧道結構反彎點處，使其承擔較小的彎矩。

表3 復合腔體本體與接頭的性能參數(shù)

表4 復合腔體接頭性能參數(shù)系數(shù)

圖12 本體與正彎矩接頭荷載位移曲線Fig.12 Load-deflection curve of FWP and joint

3 整環(huán)試驗中的接頭構件應用

在整環(huán)試驗中，將新型接頭構件布置于整環(huán)結構的兩側肩部反彎點區(qū)，如圖13所示。當整環(huán)加固結構加載至塑性極限狀態(tài)后，復合腔體與管片頂部的界面粘結失效，結構位移不斷增大。此過程中，接頭無彈出破壞，說明優(yōu)化后的復合腔體接頭構件設計合理有效。

圖13 整環(huán)試驗中復合腔體接頭布置位置示意

4 結語

本文對盾構隧道加固所用新型復合腔體接頭進行抗彎性能試驗，主要得到以下結論：

1) 在正彎矩工況下，構件失效的標志為復合腔體與接頭蓋板間連接螺栓脫開；在負彎矩工況下，構件失效的標志是鋼板與復合腔體頂部的膠水失效。正負彎矩工況下進入塑性階段的關鍵點為復合腔體與接頭蓋板側邊膠水失效。

2) 負彎矩工況下塑性極限荷載為正彎矩工況下塑性極限荷載的75.29%。正彎矩工況下構件彈性抗彎剛度是負彎矩工況下構件彈性抗彎剛度的1.97倍，因此接頭構件應避免布置于負彎矩區(qū)。

3) 正彎矩工況下復合腔體接頭構件的抗彎彈性極限荷載為本體抗彎彈性極限荷載的57.66%，塑性極限荷載為本體塑性極限荷載的78%，彈性抗彎剛度為本體彈性抗彎剛度的58.17%；接頭構件相對復合腔體本體抗彎承載力較低，剛度較小。

4) 接頭構件的極限承載力和抗彎剛度均弱于復合腔體本體，建議將接頭構件布置在隧道結構反彎點處，使其位于彎矩小、軸力大的截面，由二次加固的復合腔體與管片共同作用承擔小彎矩、大軸力的截面內力。

采用新型接頭的復合腔體已成功應用于南京地鐵2號線盾構隧道加固試驗。在該試驗中，加載至塑性極限狀態(tài)后，無接頭處復合腔體彈出現(xiàn)象發(fā)生。試驗證明，新型復合腔體接頭能有效連接復合腔體，可保證節(jié)段式拼裝質量，且極限狀態(tài)下無接頭彈出破壞。