内粘钢板法加固盾构隧道衬砌管片的力学性能试验研究

朱明勇 耿欧 孙倩 孙亚琼

1.徐州地铁集团有限公司 221000 2.中国矿业大学 徐州221116

引言

随着大中型城市人口数量的增加，城镇化进程快速发展与居民出行需求迅速增长的矛盾日益明显。城市轨道交通既解决了交通拥堵、能源消耗及环境污染等众多问题，又有利于引导土地开发、优化城市结构，符合城市可持续发展理念［1，2］。我国城市轨道目前已进入快速阶段，截至2021年6月30日，中国内地共有49 个城市开通城轨线路，总里程为8448.67km。

随着城市轨道交通工程使用年限的增加，我国部分城市的轨道交通线路已经进入了“老年期”［3］，个别城市的盾构隧道也由于不均匀堆载、邻近轨道线路施工等原因出现了裂缝、渗漏水和径向变形等问题。因此，针对盾构隧道管片结构可能的损伤特征，寻求经济合理的维护加固技术，以此提高隧道结构的耐久寿命是十分必要的［4，5］。

W. H. N. C针对葡萄牙里斯本的一条盾构隧道地铁线路，从目视评估、几何评估、机械评估和化学评估四个角度对隧道的结构性能进行评估，提出在已有隧道内修建二级隧道的维修措施［6］。柳献［7－9］采用整环和半环粘钢加固法，研究了盾构隧道结构的极限承载力、荷载位移曲线和加固后关键性能点，提出粘接面破坏时整体结构破坏的原因，并建立了相关非线性简化模型。刘梓圣［10］采用粘贴芳纶纤维布（AFRP）的方法对盾构隧道防水和开裂问题进行了研究。在普通混凝土结构的加固上，采用FRP 进行加固的较多，近年来FRP加固也开始在盾构隧道中使用［11－13］。另外，波纹钢板［14］、钢管混凝土［15］、空心钢管外侧粘贴高强纤维，内腔填充高强自密实砂浆形成三层复合材料叠合衬砌［16］等加固方法也先后用于盾构隧道的加固。

目前，研究盾构隧道管片的加固前后的力学特性，大多是采用缩尺或者采用切割的方法取部分管片进行试验。另外，在管片加固试验中，大多是在未损伤的管片上直接加固，这与实际工程中的损伤后加固有所不同，没有考虑加固时机与管片服役期间产生的损伤带来的不利影响。本文以徐州轨道交通盾构隧道实际使用的管片为对象，分别对中埋和超深埋两种不同埋深的管片进行加固前后的力学性能试验。得出了内粘钢板对损伤管片的极限承载力、钢筋应力、管片挠度及裂缝开展规律的影响规律，试验结果可为实际工程中盾构隧道的维护加固提供科学依据。

1 试验方案

1.1 试件设计

徐州市轨道交通盾构隧道由6 块管片组成，分别是一个封顶块（KT）、两个邻接块（BT）和三个标准块（AT）组成。试验中选用足尺中埋标准块管片S1、S2 和超深埋标准块管片S3、S4，管片外径均为6.1m，内径5.5m，管片厚350mm，宽1.2m，外弧面弧长3651.1mm，内弧面弧长3238.8mm，圆心角度为67.5°。管片混凝土强度均为C50，钢筋采用HPB300 级、HRB400 级钢，其中中埋管片内弧面纵筋直径为20mm，外弧面为18mm；超深埋管片内弧面纵筋直径为25mm，外弧面为22mm。外侧纵筋保护层厚度均为55mm，内侧为50mm。管片几何尺寸及配筋图如图1、图2 所示。

图1 标准块管片结构图（单位： mm）Fig.1 Structural diagram of standard block segment（unit：mm）

图2 标准块管片配筋图Fig.2 Reinforcement diagram of standard segmen

试验中，对中埋管片S1 和超深埋管片S3 进行抗弯力学性能试验，对中埋S2 管片和超深埋S4 管片则先对试件进行加载，产生一定损伤后卸载；然后采用弧形钢板加固，加固后进行二次加载试验。具体试件设计见表1。

表1 试件编号及加固条件Tab.1 Test specimen number and reinforcement conditions

加固时，每片钢板上开5 个直径10mm 的小孔，在管片的对应位置钻孔并钉入M10 ×80mm的膨胀螺丝起到临时固定的作用，在混凝土和钢板之间灌入双组份环氧粘钢胶，厚度约3mm ～5mm，加固后试件如图3 所示。

图3 内粘钢板加固Fig.3 Internal bonding steel plate reinforcement

1.2 加载装置及支座设计

参考《盾构隧道管片质量检测技术标准》（CJJ／T 164—2012），本试验自主设计了一套钢支座，支座通过钢锚杆锚固于实验室地面。考虑到管片两端的凹凸结构，为了防止应力集中和节点转动，设计了与管片两端相吻合的支座表面，使端部充分接触受力，其中左端固定不动，右端梯形连接块与底座之间设置多条截面为三角形的钢板，形成线接触，同时右端可以水平滑动，支座及加载装置如图4 所示。

图4 加载装置图Fig.4 Loading device diagram

1.3 量测方案

本试验中量测内容主要包括：管片位移，混凝土应变，钢板的应变，内部钢筋应力以及管片裂缝的开展情况。其中管片的位移用量程50mm的位移计测量，共计6 个点，其中4 个点垂直布置在管片内弧面底部，另外2 个水平布置在管片可滑动端，测点布置位置示意图如图5 所示。混凝土应变和钢板应变分别通过型号为BX120-80AA的混凝土应变片和型号为BE120-3AA的钢筋应变片测量，接入DH3816 数据采集仪获得，测点布置如图6 所示。内部钢筋应力应变测量使用常州市鼎创工程仪器有限公司生产的振弦式钢筋计，在试件浇筑前提前绑在钢筋指定位置上，用电线引出并做好编号标记。实验过程中裂缝的开展情况通过肉眼观察，并用红色水笔大致描出裂缝开展路径，使用裂缝观测仪实时监测裂缝宽度，记录最大裂缝宽度和位置。

图5 位移计布置示意图（单位： mm）Fig.5 Layout diagram of displacement meter（unit：mm）

图6 混凝土应变片布置图（单位： mm）Fig.6 Layout of concrete strain gauge（unit：mm）

2 试验结果分析

2.1 管片加固前后破坏特征

对于未加固中埋管片S1，当跨中弯矩达到117.5kN·m 时，管片侧面靠近中线处先出现两条裂缝，当跨中弯矩达到205kN·m 时，最大裂缝宽度达到0.2mm，内弧面中间位置最早出现贯通裂缝。竖向荷载继续增大，跨中弯矩达到352kN·m 时，内弧面已经出现多条贯通裂缝，且裂缝都对称分布，内弧面裂缝宽度达到1.5mm。侧面斜裂缝处的混凝土有微微鼓起的趋势。当跨中弯矩达到440.6kN·m 时，管片侧面的裂缝最大裂缝宽度达到1mm。当达到499.4kN·m 时，管片固定端外弧面被压碎，露出内部钢筋，侧面裂缝快速向上延伸至外弧面，如图7 所示。

图7 S1 试件破坏Fig.7 S1 specimen crushed

对于中埋管片S2，按上述方法加荷到400kN·m后卸载，然后粘贴钢板加固。加固后再次进行加载试验。由于加固前管片上已有裂缝，在二次加载初期，没有新的裂缝产生。当跨中弯矩达到350kN·m 左右时，管片中心往滑动端方向大约每200mm位置出现一条新的延伸裂缝，裂缝长度在150mm ～200mm之间，共有4 条。最外侧裂缝位置在钢板的端部。当荷载达到440kN·m时，可滑动端靠近端部的两条裂缝有向上、斜向延伸的趋势；而固定的一端也对称出现裂缝，且斜向延伸趋势更明显。当荷载达到470kN·m 时，固定一端的混凝土从钢板端部位置斜向上开裂，并出现混凝土压碎的声音，钢板携带部分粘接混凝土开始剥落，与钢板粘接部位的混凝土掉渣，裂缝呈30°夹角斜向延伸至加载点。此时停止加载，实验结束，其破坏特征如图8 所示。此时未出现固定端上部混凝土压碎现象，且滑动端管片与钢板之间无剥离，裂缝破坏程度也没有固定端严重。

图8 S2 试件破坏特征Fig.8 Failure characteristics of S2 specimen

2.2 位移与荷载

位移计固定在内弧面，探头朝上顶住构件，位移向下增大为负，向上增大为正。从图9 两图中都能明显看到：中埋加固管片S2 的荷载-位移曲线在最外侧，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。在试验初期，弯矩小于145kN·m 时，四块管片的弯矩-位移曲线大致重合，位移随弯矩变化缓慢。当弯矩大于145kN·m 时，四条曲线开始按照加固与否两两分离，首先是未加固两管片S1 和S3 为一组，曲线斜率变小，即随着弯矩增大，管片位移增大明显，此时管片侧面底部混凝土开始出现裂缝，管片刚度减小，位移随荷载变化明显。当弯矩达到321kN·m时，管片S4 的跨中位移和加载点下部位移发生突变，并在弯矩达到528kN·m的时候出现拐点，有进入平台段的趋势，此时管片位移剧增，千斤顶所加压力骤降，内弧面混凝土的裂缝增大，伴随开裂声，有混凝土块掉落，实验结束。对管片S2，弯矩达到353kN·m 时，弯矩-位移曲线斜率减小，直到达到442kN·m时，位移突增进入平台段，管片侧面裂缝以肉眼可见的速度快速向外弧面延伸，下部混凝土破碎掉渣。

图9 跨中弯矩-位移曲线Fig.9 Curve of mid span moment with displacement curve

2.3 混凝土应变

混凝土应变正值为拉应变，负值为压应变。选取管片下部内弧面测点1 和管片侧面靠近外弧面1／3 处一测点2 分析，测点1、2 与加载点在同一竖直平面内。对内弧面1 号测点来说，加载初期，中埋管片S1、S2 和超深埋管片S3、S4 的混凝土应变随荷载增大变化不大。当荷载继续增大到200kN·m 和142kN·m 时，图10a 中S1 和S3 的管片应变开始剧增，并很快进入平台段；当荷载达到409kN·m和323kN·m时，加固后的管片S2 和S4 的混凝土应变剧增进入平台段，加固使得混凝土应变进入平台段时对应的荷载值增大了1.0 ～1.2 倍。

图10 跨中弯矩-混凝土应变曲线Fig.10 Curve of mid span moment with concrete strain

对管片侧面的测点2 来说，加固后中埋管片的混凝土应变剧增对应的荷载值提高了20%，而超深埋管片的混凝土应变曲线拐点对应荷载值没有变化。

可见内粘钢板加固对内弧面的混凝土开裂有较好的控制作用，能有效减缓混凝土的开裂，对侧面混凝土开裂的延缓作用不明显，且在中埋管片上的效果明显优于超深埋管片。

2.4 钢板应变与剥离情况

通过图11 可以明显看出：钢板应变曲线在后期都会有明显的折回或者随荷载的增大应变不变，这可能是因为后期钢板与混凝土剥离后，整体受力结构失效，而此时根据钢板的变形量可知钢板变形还处于弹性阶段，所以应变有减小和回缩至0 的现象发生，而且发生在未剥离端；剥离端钢板的应变是达到一定值后不再变化。

图11 跨中弯矩-钢板应变曲线Fig.11 Curve of mid moment with steel plate strain

两种不同埋深的管片进行对比后发现：在加载初期和中期，两种管片内粘钢板的应变曲线大致重合，斜率一致，而且S2 的钢板最大应变普遍大于S4，当S4 的钢板应变出现拐点时，S2 的钢板应变还在增大，相比S4，S2 出现拐点时对应的荷载值普遍提高24%。

3 结论

对不同损伤程度的中埋管片和超深埋管片进行粘贴钢板加固，对比未加固及加固后管片的力学性能和破坏特征，得到以下结论：

（1）加固后的管片破坏位置与未加固管片不同，钢板加固后，管片最终破坏是从粘贴钢板端部开始，钢板与原构件发生剥离破坏，在剥离产生后裂缝开展迅速，与水平向夹角约为30°粘贴钢板加固后，钢板端部处是薄弱点，实际工程中应尽可能重点关注加固钢板端部，必要时应采取措施加强钢板端部的连接。

（2）内粘钢板加固对限制内弧面混凝土应变的效果较明显，加固后，应变曲线进入平台段时的弯矩值是未加固管片的1.2 ～2.5 倍；但对侧面裂缝开展和混凝土应变的增大抑制效果不大。

（3）粘贴钢板的应变随荷载呈先增大后减小的特点，从应变大小来看，S3 和S4 的钢板都承担了较大荷载，但是结合前面测得的数据综合分析，此规格内粘钢板下S3 的加固效果更好，应该与加固时管片的损伤状况有很大关系。

（4）与中埋管片相比，超深埋管片粘贴钢板后，不同位置钢板应变差距较大，钢板受力不均匀，也可考虑是削弱加固效果的一个原因，可以在后续研究中再针对此点进行试验研究，在实际工程加固方案制定时应该考虑超深埋管片或者说配筋率较大管片的这一特点。