Experimental study on reinforcement effects of bonded steel plates of highway tunnels under different damage degrees
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摘要: 衬砌裂损是隧道常见病害形式，直接影响到结构承载力，粘钢加固作为结构补强的方式应用较多，但公路隧道粘钢加固后结构的承载性能和不同损伤程度下的粘钢加固效果研究较少。采用1∶10模型加载试验，研究了公路隧道在不同损伤程度下加固后结构的承载性能、受力变形特征和破坏过程，分析了粘钢加固效果、加固时机。研究结果表明：①原结构和加固结构在松动荷载作用下的变形过程均可分为4个阶段，但破坏特征及形态存在差异。②剩余承载力为50%F，30%F（F为原结构极限承载力）时加固，破坏荷载相对原结构提升50%，51%。在结构失效前施作钢板可有效提升其极限承载力，且受加固点荷载影响较小。剩余承载力为50%F，30%F时加固，最终变形量比原结构增加59%，56%，可降低脆性破坏风险。③加固结构破坏模式为拱顶大偏心受压破坏。④加固过晚时，钢板会因衬砌的表面裂缝及变形速度而难以有效黏结或长时间协同变形，导致加速破坏。建议将结构剩余承载力介于62%F至50%F作为公路隧道合理加固时机。Abstract: The cracking damage of linings is a common damage form of tunnels, which directly affects the bearing capacity of the structure. The reinforcement of bonded steel plates is widely used as the structural reinforcement, but there are few researches on the bearing capacity of the highway tunnels after reinforcement and the reinforcement effects under different damage degrees. The 1∶10 model loading tests are used to study the bearing capacity, mechanical deformation characteristics and failure process of the reinforced highway tunnel structure under different damage degrees, and the reinforcement effects and time are analyzed. The results show that: (1) The deformation process of the original and reinforced structures under loose loads can be divided into four stages, but the failure characteristics and forms are different. (2) When the residual bearing capacity is 50%F and 30%F (F is the ultimate bearing capacity of the original structure), the failure loads are strengthened and increase by 50% and 51% compared with those of the original structure. The steel plates applied before the failure of the structure can effectively improve its ultimate bearing capacity and are less affected by the loads at the reinforcement point. When the residual bearing capacity is 50%F and 30%F, the final deformations increase by 59% and 56% compared with those of the original structure, which can reduce the risk of brittle failure. (3) The failure mode of the reinforced structure is large eccentric compression failure of the vault. (4) When the reinforcement is too late, the steel plates will be difficult to effectively bond or cooperatively deform for a long time due to the surface cracks and deformation speed of the linings, resulting in accelerated failure. It is suggested that the residual bearing capacity of the structure should be between 62%F and 50%F as the reasonable reinforcement time for the highway tunnels.
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0. 引言
随着中国运营公路隧道规模持续增大，衬砌病害问题日益突出，包括结构裂损、渗漏水等[1-2]，且结构裂损问题尤为突出。据调查统计[3]，70%的隧道均存在裂损问题，占全部病害数量的40%。为有效改善受损结构性能，保障隧道运营安全，常对衬砌结构进行补强。其中，粘钢加固因施作便捷、重量轻、能较好地适应弧形结构等特点，在隧道加固领域具有较广阔的应用前景[4]。目前对粘钢加固结构的承载性能认识仍不足，加固设计和加固时机的选择缺乏理论依据。
国内外学者围绕公路隧道常用加固方法已经开展了一些研究。针对套拱加固和黏碳纤维布的研究主要涉及衬砌变形及受力特征[5-9]、加固效果分析及对比[10-12]、加固结构计算方法[13]等，内容较全面。针对粘钢加固，何川等[14]通过1∶25模型试验对比分析了钢板和玻璃纤维对衬砌拱顶空洞的补强效果；Chen等[15]采用FLAC研究了钢板间距、厚度、宽度等参数对加强效果的影响规律；张东等[16]通过有限元计算探讨了粘钢对局部欠厚衬砌的补强效果；Kazuaki等[17]结合工程实例讨论了钢板对隧道衬砌的加固效果。总体来说，目前关于公路隧道粘钢加固的研究内容比较片面，缺少针对松动荷载作用下粘钢加固结构的承载性能及损伤机理的深入研究，对公路隧道在不同损伤程度下的粘钢加固效果认识不足。另外，研究方法主要为数值计算，在模拟材料和结构的非线性行为方面存在局限，难以准确反映结构的破坏特征。
针对上述问题，本文开展1∶10模型试验，将公路隧道原结构和不同损伤程度下加固后结构分别加载至破坏，系统研究各结构的承载性能、受力变形特征和破坏过程，对粘钢加固效果和合理加固时机进行分析。
1. 模型试验设计
1.1 隧道原型
以国内常见的公路隧道为研究对象，并结合《公路隧道设计规范：JTG D70—2004》[18]确定原型隧道的结构形式：衬砌宽11.86 m，高度9.63 m，厚0.5 m，见图 1。二衬采用C30钢筋混凝土，钢筋型号HRB335，配筋率为0.62%。围岩级别为Ⅵ级。
1.2 相似模拟方案
按照量纲分析法进行模型试验相似比的设计[19]。满足几何相似比CL=1∶10，结合试验材料配比结果，确定其他相似比如表 1。主要材料模拟方法如下：
表 1 相似比设计汇总Table 1. Summary of similarity ratio design物理量 单位 相似关系 相似比 几何尺寸CL m — 10 弹性模量CE N/m2 — 19 应力Cσ N/m2 — 19 位移Cδ m Cδ=CσCLCE 10 面力CS N/m2 Cs=Cσ 19 体力CV N/m3 CV=CσCL 1.9 力N N CN=CσC2L 1∶1900 弯矩CM N·m CM=CσC3L 1∶19000 弹性抗力系数Ck N/m3 Ck=CσCδ 1∶1.9 （1）混凝土。
采用混合砂浆模拟C30混凝土。由水泥、黄砂、石灰膏、水按照质量比为187∶1450∶113∶330配置，且养护后测得弹性模量为1.57 GPa。
（2）钢筋。
采用低碳钢丝网来模拟原型钢筋。在衬砌截面的两侧分别布置11根直径1 mm的钢丝，且保护层厚度为5 mm。
（3）钢板。
试验采用厚0.5 mm，宽50 mm的1070-O态铝板进行模拟。
（4）钢板黏结剂及锚栓。为保证钢板和衬砌间的黏结强度标准[20]，采用HM-120结构粘钢胶充当黏结剂；锚栓采用普通螺丝钉模拟，间距8~15 cm。粘钢补强情况见图 2。
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图 2 衬砌内表面粘钢补强情况Figure 2. Reinforcement conditions of inner surface of linings with bonded steel plates（5）地层作用
地层对衬砌结构的约束作用通过地层抗力体现，并由弹簧施加。仰拱以上布置11组弹性抗力装置，每组并联3个Ⅰ型弹簧，仰拱部位布置5组弹性抗力装置，每组1个Ⅱ型弹簧，参数见表 2。设计曲形垫板以使衬砌和弹簧紧密贴合。模型弹性抗力系数为1.58 MPa/m。
表 2 弹簧型号及参数Table 2. Types and parameters of spring型号 弹簧中径/mm 自由高度/mm 有效圈数 刚度/(N·mm-1) Ⅰ 65 100 4.5 32.7 Ⅱ 60 130 4.5 101.6 1.3 试验装置
试验采用自行研制的全周加载装置，包括加载系统、反力系统和量测系统，如图 3所示。加载系统由11只独立千斤顶组成，布置在仰拱以上位置，通过前端弹簧与加载曲板连接。千斤顶型号HJD0.4D-100-4B，并装配限压阀，可防止操作失误导致的变形或损坏；反力系统用于承受千斤顶支座和弹簧的反力、固定百分表，由钢制承载圈及隧道底部的支撑板组成。为消除隧道与支撑板的摩擦力，对衬砌接触端面进行刷漆平整，并涂上润滑油；量测系统由衬砌表面电阻应变片、振弦式位移计、数码相机组成，可实时记录衬砌应变、变形和裂缝发展情况。
1.4 加固操作方法
当加载至指定荷载，需对带伤衬砌结构的内表面粘贴钢板进行补强。具体操作方法如下：①清理衬砌内表面，保证表面光滑整洁；②配置黏结剂，并涂抹于衬砌表面，满足中间厚边缘薄；③将钢板置于指定位置并适当加压，直至胶液从钢板边缘挤出，并采用器械固定；④养护2~3 d后拆除固定器械，并安装锚栓。
1.5 加载及量测方案
为模拟拱顶60°范围内的松动地压，对#5~#7千斤顶进行主动同步加载，其余千斤顶被动承载。采用分级加载方式，每级荷载60 N（对应原型荷载18.454 kPa），持荷稳定30 min后进行下级加载，直至结构破坏。在衬砌外表面及起拱线布置13只百分表，用于测量外表面法向位移及起拱线下沉量，见图 4（a）。在衬砌内、外侧沿环向布置34张应变片，见图 4（b）。
1.6 试验工况
设立一组不加固工况，用于测定原结构极限承载力，并作为基础对照。为对比公路隧道在不同损伤程度下的粘钢加固效果，通过剩余承载力对隧道损伤程度进行量化，设立4组加固工况，见表 3。各加固工况先逐级增至加固点荷载值并保持稳定，进行粘钢加固后继续加载至结构破坏。结构破坏判别标准为：衬砌截面的受拉侧钢筋屈服，受压侧混凝土压溃，结构基本丧失抵抗变形的能力。
表 3 试验工况详情Table 3. Details of test conditions工况 类型 剩余承载力百分比/% 加固点荷载/N 工况1 未加固 — — 工况2 加固 100 0 工况3 50 570 工况4 30 810 工况5 0 1170 注：剩余承载力是以未加固试验得到的极限承载力（下文用F表示）为基准，减去已加荷载得到的数值；剩余承载力百分比指加固时结构的剩余承载力与原结构极限承载力的比值；加固点荷载指结构进行加固时已加的荷载。由工况1确定原结构极限承载力为1170 N，具体见2.1节。 2. 公路隧道结构承载性能分析
2.1 荷载与位移关系
工况1的拱顶下沉与顶部荷载关系如图 5所示，编号O表示原结构。由图 5可知，顶部荷载作用下，衬砌结构依次经历拱顶开裂（O-a）、拱腰外侧拉裂（O-b）、拱顶钢筋屈服（O-c）和结构破坏（O-d）4个关键点。拱顶下沉过程分4个阶段：①拱顶开裂前，位移随荷载呈小幅线性增长；②拱顶开裂后，截面刚度降低，位移增速提高；③起拱线上方15°~40°范围的拱腰外侧开裂，位移持续快速发展；④拱顶内侧部分钢筋屈服，外侧混凝土压溃掉块，位移急剧发展，整体结构破坏。结构破坏荷载为1170 N，对应原型松动压力359.9 kPa。关键点O-a至O-d对应的拱顶下沉值依次为1.4 mm（1.5‰H）、3.5 mm（3.6‰H）、8.4 mm（8.8‰H）、14.4 mm（15.1‰H）。
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图 5 原结构拱顶下沉与顶部荷载关系Figure 5. Relationship between vault subsidence and top load of original structure2.2 破坏过程及形态
通过#10、#16应变片分别测得拱腰和拱顶内侧应变数据，如图 6。拉应变为正，压应变为负。
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图 6 原结构衬砌应变与顶部荷载关系Figure 6. Relationship between lining strain and top load of original structure由图 6可知，结构开裂初期，拱顶应变随顶部荷载呈近线性缓慢增长；加载至300 N，拱顶裂缝数量增多，导致#16应变急剧发展；加载至1020 N，拱顶应变达峰值2601×10-6，随后因保护层剥落掉块而迅速下降。
原结构破坏过程为：拱顶内侧混凝土开裂→拱顶裂缝数量迅速增加→起拱线上方15°~40°拱腰外侧拉裂→拱顶内侧保护层剥落且部分钢筋屈服→拱肩外侧混凝土开裂→拱顶外侧混凝土压溃掉块→结构破坏。原结构最终破坏形态如图 7。
3. 粘钢加固结构承载性能分析
3.1 粘钢加固结构受力变形特性
（1）荷载与位移关系
各加固工况的拱顶下沉与顶部荷载关系见图 8~11。编号α，β，γ，λ表示工况2~5的试验结构。
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图 8 工况2（100%F）拱顶下沉与荷载关系Figure 8. Relationship between vault subsidence and load in Case two (100%F)![]()
图 9 工况3（50%F）拱顶下沉与荷载关系Figure 9. Relationship between vault subsidence and load in Case three (50%F)![]()
图 10 工况4（30%F）拱顶下沉与荷载关系Figure 10. Relationship between vault subsidence and load in Case four (30%F)![]()
图 11 工况5（0%F）拱顶下沉与荷载关系Figure 11. Relationship between vault subsidence and load in Case five (0%F)由图 8~11可知，在顶部荷载作用下，衬砌结构经历加固点（α-A等）、衬砌开裂（α-B等）、拱顶黏结面剥离（α-C等）和结构破坏（α-D等）4个关键点。拱顶下沉过程分4个阶段：①结构开裂前，位移随荷载呈近线性小幅增长；②结构开裂至加固前，裂缝数量和尺寸随加载不断发展，导致截面刚度减小，位移增长速度显著提升；③加固后，钢板与衬砌组成叠合结构，整体截面刚度增加，位移随荷载发展速度明显降低。继续加载，钢板与衬砌间的黏结剂和锚栓开始失效，拱顶处黏结面出现剥离；④随着黏结面不断剥离，叠合承载效应消失，位移发展速度再次急剧增加。最后，拱顶钢板大面积剥离皱起，拱顶内侧部分钢筋屈服、外侧混凝土压溃，结构失效。由于工况5的加固时机过晚，钢板发生突发性剥离破坏，加固结构同时失效。
根据关键点的位移值及加载值（见表 4，5）可知，工况2至5的破坏荷载依次为1770，1740，1770，1560 N，对应原型松动压力544.3，535.2，544.3，479.8 kPa，最终拱顶下沉量依次为13.8‰H，24.0‰H，22.5‰H，19.9‰H。
表 4 粘钢加固结构关键点拱顶位移Table 4. Displacements of key points of reinforced structure with bonded steel plates加固荷载 关键点拱顶位移/mm 加固点A 衬砌开裂点B 黏结面剥离点C 结构破坏点D 100%F 0(0‰H) 1.2(1.3‰H) 2.7(3.2‰H) 13.2(13.8‰H) 50%F 2.3(2.5‰H) 1.9(1.9‰H) 5.5(5.8‰H) 22.9(24.0‰H) 30%F 4.3(4.5‰H) 0.7(0.7‰H) 7.6(7.9‰H) 22.5(23.6‰H) 0%F 8.1(8.5‰H) 0.9(1.4‰H) 18.9(19.9‰) 表 5 粘钢加固结构关键点加载值Table 5. Loading values of key points of reinforced structure with bonded steel plates加固荷载 关键点加载值/N 加固点A 衬砌开裂点B 黏结面剥离点C 结构破坏点D 100%F 0 600 1020 1770 50%F 570 480 1230 1740 30%F 810 360 1470 1770 0%F 1170 420 1560 （2）破坏过程及形态
篇幅所限，仅对工况3，4进行探讨。通过#10，#16应变片分别测得加固后的拱腰和拱顶内侧应变数据，如图 12，13。应变符号规定同前。
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图 12 工况3（50%F）衬砌应变与荷载关系Figure 12. Relationship between lining strain and load in Case three (50%F)![]()
图 13 工况4（30%F）衬砌应变与荷载关系Figure 13. Relationship between lining strain and load in Case 4 (30%F)由图 12可知，在剩余承载力为50%F时加固，拱顶应变随加载呈近线性小幅度增长，拱腰应变无明显变化；加载至1230 N，拱顶出现环向裂缝，钢板逐渐剥离，应变加速发展；加载至1350 N，拱顶应变达极值1108×10-6，起拱线上方40°的拱腰外侧产生两条长裂缝，应变由-67×10-6突增至-936×10-6；继续加载，拱顶钢板明显剥离并鼓出，#16处钢板未能再发挥作用，应变基本稳定。同时，钢板剥离引起拱腰内侧混凝土保护层破坏并产生多条碎裂缝，与外侧拉裂缝交织，造成压应变增速提高；由1710 N继续加载，拱腰外侧钢筋屈服，内侧压应变由-1956×10-6突增至-4496×10-6。工况3最终破坏形态见图 14，表现为拱顶内侧钢板大面积剥离皱起、外侧混凝土压溃，拱腰外侧钢筋屈服。
由图 13可知，在剩余承载力30%F时加固，拱顶应变随加载呈近线性增长；加载至1470 N，拱顶应变达极值1058×10-6；继续加载，钢板发生剥离，造成#16应变片松弛，应变显著减小，拱腰处压应变明显增加；从1710 N继续加载，拱顶钢板再次协助抗拉，#16应变片重新拉紧，应变小幅回升。同时，拱腰外侧钢筋拉断，造成内侧压应变由-1011×10-6显著增至-1558×10-6。工况4最终破坏形态见图 15，表现为拱顶内侧钢板剥离且部分钢筋拉断、外侧混凝土压溃，拱腰外侧钢筋屈服。
工况2，5的破坏特征与工况3，4存在局部差异。其中，工况2的钢板在结构损伤前进行施作，初始开裂位置由拱顶转移至拱腰；工况5的钢板在结构临近破坏才施作，钢板瞬间脱开且拱顶内侧钢筋全部屈服。工况2，5的钢板加固时机较极端，在实际工程中很少采用，通常情况下粘钢加固结构破坏过程可总结为：拱顶内侧纵向开裂→起拱线附近60°范围内的拱腰外侧纵向开裂→钢板加固→拱顶内侧环向开裂→拱腰内侧保护层破坏→拱顶内侧钢板剥离→拱顶黏结面失效，内侧部分钢筋可能拉断、外侧混凝土压溃，拱腰外侧钢筋屈服→结构失效。
根据试验现象，钢板和衬砌之间的黏结面失效是结构破坏的直接诱因。完好的黏结面可有效传递剪应力，使衬砌和钢板成为组合承载结构，充分发挥“体外配筋”的抗拉作用。当钢板产生明显的径向剥离或切向滑移，表明黏结失效，叠合承载效应消失。因此，新旧部分能否良好的协同工作，受加固时机和黏结强度影响。
3.2 粘钢加固效果对比
原结构和粘钢加固结构拱顶下沉与顶部荷载的曲线对比见图 16，破坏荷载及最终位移对比见表 6。
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图 16 原结构和粘钢加固结构拱顶下沉与顶部荷载关系对比Figure 16. Comparison between vault subsidence and top load of original and reinforced structures with bonded steel plates表 6 不同损伤程度下粘钢加固效果对比Table 6. Comparison of reinforcement effects of bonded steel plates under different damage degrees工况 加固点荷载/N 承载 变形 破坏模式 黏结面剥离点 加固-黏结面剥离阶段 破坏荷载/N 比例关系 拱顶下沉/mm 比例关系 荷载/N 拱顶下沉值/mm 荷载增量/N 拱顶位移增量/mm 工况1 未加固 1170 1.00 14.4 1.00 拱顶截面大偏心受压破坏 — — — — 工况2 0（100%F） 1770 1.51 13.2 0.92 1020 2.7 1020 2.7 工况3 570（50%F） 1750 1.50 22.9 1.59 1230 5.5 660 3.2 工况4 810（30%F） 1770 1.51 22.5 1.56 1470 7.6 660 3.3 工况5 1170（0%F） 1560 1.33 18.9 1.31 1560 18.9 390 10.8 注：将加固-黏结面剥离阶段近似视为钢板发挥作用阶段。 由图 16和表 6可知，各加固结构在加固点的曲线斜率显著增大，说明粘贴钢板可有效控制变形，改善受损结构刚度；相比原结构，工况3，4的破坏荷载分别提升50%，51%。在结构失效前施作钢板可有效提升其极限承载力，且受加固点荷载影响较小；工况3，4的变形分别增加59%，56%，对损伤结构施作钢板可提高其容许变形值，降低脆性破坏风险；原结构和加固结构破坏模式均为拱顶大偏心受压破坏，表现为内侧钢筋拉断、外侧混凝土压溃；工况2~5在钢板作用阶段的荷载增量逐渐减小、位移增量逐渐增大。这说明钢板施作越早，可承受的荷载增量越大，变形控制效果越好。当加固过晚，钢板因衬砌表面裂缝及变形速度而难以有效黏结或长时间协同变形，性能得不到充分发挥。因此，钢板宜在结构承载力损失70%以内施作。
3.3 合理加固时机
统计不同加固时机下的结构开裂及变形特征如表 7。由表 7可知，30%F加固后的位移发展斜率增加45.4 N/mm，小于50%F对应值，说明钢板加固效果减弱，且此时拱顶附近出现多条纵向贯通缝，最大深度达38 mm（占衬砌厚度76%），左、右拱腰外侧也多处开裂，裂缝总体较发育，加固时机较晚。50%F加固后的位移发展速率增加50.0 N/mm，刚度提升效果尚可接受，但此时拱顶裂缝密度为5.9 m-1且存在两条纵向贯通缝，最大深度23 mm。原结构在420 N（64%F）时出现开裂，但尚不明显。因此，建议将衬砌结构的剩余承载力介于62%F至50%F作为合理加固时机。在实际工程中，出于保守考虑也可适当提前加固。
表 7 不同加固时机下的结构开裂及变形特征Table 7. Cracking and deformation characteristics of structures under different reinforcement time4. 结论
本文开展了不同损伤程度下的公路隧道衬砌粘钢加固效果试验，系统探究了加固结构的承载性能、受力变形特征、破坏过程，对粘钢加固效果和合理加固时机进行分析，主要得到以下4点结论。
（1）在顶部松动荷载作用下，公路隧道原结构变形过程以拱顶开裂、拱腰外侧拉裂、拱顶钢筋屈服、结构破坏为关键点分为4个阶段；粘钢加固结构变形过程以钢板加固、衬砌开裂、拱顶处黏结面剥离、结构破坏为关键点分为4个阶段。二者的破坏特征及形态均存在差异。
（2）50%F，30%F加固后的破坏荷载相对原结构提升50%，51%。在结构失效前施作钢板可有效提升其极限承载力，且受加固点荷载影响较小；50%F，30%F加固后的最终变形量相比原结构增加59%，56%。对损伤结构施作钢板可提高其容许变形值，降低脆性破坏风险。
（3）原结构和加固结构破坏模式均为拱顶大偏心受压破坏，表现为拱顶内侧钢筋屈服、外侧混凝土压溃。
（4）钢板作用效果及性能利用率受加固时机影响。加固过晚，钢板因衬砌表面裂缝及变形速度而难以有效黏结或长时间协同变形，导致加速破坏。基于加固前的衬砌开裂情况及加固效果考虑，建议将结构剩余承载力介于65%F~50%F作为公路隧道合理加固时机。
加固结构的黏结面破坏规律及机理有待进一步研究。
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图 2 衬砌内表面粘钢补强情况
Figure 2. Reinforcement conditions of inner surface of linings with bonded steel plates
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图 5 原结构拱顶下沉与顶部荷载关系
Figure 5. Relationship between vault subsidence and top load of original structure
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图 6 原结构衬砌应变与顶部荷载关系
Figure 6. Relationship between lining strain and top load of original structure
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图 8 工况2（100%F）拱顶下沉与荷载关系
Figure 8. Relationship between vault subsidence and load in Case two (100%F)
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图 9 工况3（50%F）拱顶下沉与荷载关系
Figure 9. Relationship between vault subsidence and load in Case three (50%F)
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图 10 工况4（30%F）拱顶下沉与荷载关系
Figure 10. Relationship between vault subsidence and load in Case four (30%F)
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图 11 工况5（0%F）拱顶下沉与荷载关系
Figure 11. Relationship between vault subsidence and load in Case five (0%F)
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图 12 工况3（50%F）衬砌应变与荷载关系
Figure 12. Relationship between lining strain and load in Case three (50%F)
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图 13 工况4（30%F）衬砌应变与荷载关系
Figure 13. Relationship between lining strain and load in Case 4 (30%F)
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图 16 原结构和粘钢加固结构拱顶下沉与顶部荷载关系对比
Figure 16. Comparison between vault subsidence and top load of original and reinforced structures with bonded steel plates
表 1 相似比设计汇总
Table 1 Summary of similarity ratio design
物理量 单位 相似关系 相似比 几何尺寸CL m — 10 弹性模量CE N/m2 — 19 应力Cσ N/m2 — 19 位移Cδ m Cδ=CσCLCE 10 面力CS N/m2 Cs=Cσ 19 体力CV N/m3 CV=CσCL 1.9 力N N CN=CσC2L 1∶1900 弯矩CM N·m CM=CσC3L 1∶19000 弹性抗力系数Ck N/m3 Ck=CσCδ 1∶1.9 
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表 2 弹簧型号及参数
Table 2 Types and parameters of spring
型号 弹簧中径/mm 自由高度/mm 有效圈数 刚度/(N·mm-1) Ⅰ 65 100 4.5 32.7 Ⅱ 60 130 4.5 101.6
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表 3 试验工况详情
Table 3 Details of test conditions
工况 类型 剩余承载力百分比/% 加固点荷载/N 工况1 未加固 — — 工况2 加固 100 0 工况3 50 570 工况4 30 810 工况5 0 1170 注：剩余承载力是以未加固试验得到的极限承载力（下文用F表示）为基准，减去已加荷载得到的数值；剩余承载力百分比指加固时结构的剩余承载力与原结构极限承载力的比值；加固点荷载指结构进行加固时已加的荷载。由工况1确定原结构极限承载力为1170 N，具体见2.1节。
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表 4 粘钢加固结构关键点拱顶位移
Table 4 Displacements of key points of reinforced structure with bonded steel plates
加固荷载 关键点拱顶位移/mm 加固点A 衬砌开裂点B 黏结面剥离点C 结构破坏点D 100%F 0(0‰H) 1.2(1.3‰H) 2.7(3.2‰H) 13.2(13.8‰H) 50%F 2.3(2.5‰H) 1.9(1.9‰H) 5.5(5.8‰H) 22.9(24.0‰H) 30%F 4.3(4.5‰H) 0.7(0.7‰H) 7.6(7.9‰H) 22.5(23.6‰H) 0%F 8.1(8.5‰H) 0.9(1.4‰H) 18.9(19.9‰)
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表 5 粘钢加固结构关键点加载值
Table 5 Loading values of key points of reinforced structure with bonded steel plates
加固荷载 关键点加载值/N 加固点A 衬砌开裂点B 黏结面剥离点C 结构破坏点D 100%F 0 600 1020 1770 50%F 570 480 1230 1740 30%F 810 360 1470 1770 0%F 1170 420 1560
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表 6 不同损伤程度下粘钢加固效果对比
Table 6 Comparison of reinforcement effects of bonded steel plates under different damage degrees
工况 加固点荷载/N 承载 变形 破坏模式 黏结面剥离点 加固-黏结面剥离阶段 破坏荷载/N 比例关系 拱顶下沉/mm 比例关系 荷载/N 拱顶下沉值/mm 荷载增量/N 拱顶位移增量/mm 工况1 未加固 1170 1.00 14.4 1.00 拱顶截面大偏心受压破坏 — — — — 工况2 0（100%F） 1770 1.51 13.2 0.92 1020 2.7 1020 2.7 工况3 570（50%F） 1750 1.50 22.9 1.59 1230 5.5 660 3.2 工况4 810（30%F） 1770 1.51 22.5 1.56 1470 7.6 660 3.3 工况5 1170（0%F） 1560 1.33 18.9 1.31 1560 18.9 390 10.8 注：将加固-黏结面剥离阶段近似视为钢板发挥作用阶段。
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表 7 不同加固时机下的结构开裂及变形特征
Table 7 Cracking and deformation characteristics of structures under different reinforcement time
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期刊类型引用(1)
1. 杨立伟. 钢筋混凝土结构加固用水性环氧树脂胶粘剂的制备及性能研究. 化学与粘合. 2025(01): 39-43 . 
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