FRP加固盾构隧道纵缝接头试验研究

柳献，张晨光，张宸，蒋子捷

(同济大学 地下建筑与工程系，上海 200092)



FRP加固盾构隧道纵缝接头试验研究

柳献，张晨光，张宸，蒋子捷

(同济大学 地下建筑与工程系，上海 200092)

摘要:以FRP加固盾构隧道纵缝接头为试验对象，采用足尺试验方法对加固及未加固的纵缝接头的受力性能及其破坏形态分别进行比较，得到FRP加固接头的破坏机理，并对其加固效果进行总体评价。试验结果表明：在FRP材料黏结良好的情况下，加固接头的转角刚度能够得到提升。

关键词：盾构隧道；纵缝接头；FRP材料；加固效果

盾构隧道在运营过程中出现的隧道病害主要包括渗漏水、开裂损伤和纵横向变形等[1]，对于相关病害必须采取及时的加固措施，以保证隧道正常使用。目前，采用纤维增强加固材料(FRP)加固是针对隧道病害常用的一种加固工艺，其具有高强高效，施工方便，抗疲劳、耐腐蚀性能好的优点，得到广泛开发应用[2]。针对FRP材料加固混凝土结构，国内外学者已经做了相关方面的研究，对FRP加固混凝土梁的破坏机理进行了深入的探讨。姚谏等[3]采用单剪试验方法对FRP与混凝土的黏结强度进行了深入研究，研究表明黏结破坏有FRP剥离破坏和混凝土拉剪破坏两种形式。谭壮等[4]通过FRP加固混凝土梁受剪试验，研究了U型FRP布受剪加固的剥离破坏性能和承载力。陆新征等[5]根据提出细观单元有限元研究的结果，建议了一组新的界面本构模型以及界面剥离强度计算公式。而关于FRP加固材料在加固盾构隧道中的受力性能和加固效果，目前的研究则较少[6]，相应的加固材料与接头共同变形共同受力的力学机理尚不清楚。本文基于对类似盾构隧道的接头受力分析和接头试验[7]，展开了对FRP加固材料加固盾构隧道纵缝接头极限承载力的试验研究，对FRP材料加固盾构隧道纵缝接头的受力性能进行分析，结合试验数据和破坏现象，总结FRP材料加固盾构隧道接头的破坏机理并对其加固效果进行了总体评价，本文的研究成果可为该加固工艺的工程运用提供优化建议。

1FRP材料及其加固方法

1.1FRP材料

本次接头试验的加固FRP材料选用的是芳纶纤维布和碳纤维布，采用配套树指将FRP材料黏贴于结构或构件表面，形成复合材料体，达到对结构构件进行加固、补强的目的。其中，芳纶纤维布材料厚度为0.286 mm，抗拉强度≥2 000 MPa，弹性模量约为110 GPa，碳纤维布厚度为0.167 mm，抗拉强度≥3 400 MPa，弹性模量约为240 GPa。配套树脂的黏结强度≥2.74 MPa，张拉剪切强度≥10 MPa。其中，配套树脂包括底层树脂、找平树脂及黏结树脂，前两者的作用是为了提高碳纤维的黏结质量，而后者的作用则是使FRP材料与混凝土能够形成一个复合性整体。

1.2加固方法

FRP材料加固盾构隧道纵缝接头的结构示意图如图1所示，加固总宽度为700 mm，加固总长度为弧长2 m，接头两侧弧长各1 m，加固材料分3条布置在管片的受拉侧，加固区域分别为2块150 mm×2 000 mm，1块400 mm×2 000 mm，总面积为1.4 m2。

图1　FRP材料布置图Fig.1 FRP material

FRP材料加固流程为，先用角磨机打磨混凝土表面，露出混凝土新的结构层，将底层树脂均匀地涂抹于混凝土结构表面，裁剪芳纶布(或碳纤维布)，配制浸渍树脂并均匀涂抹于所要粘贴构件，将芳纶布(或碳纤维布)的表面均匀涂抹浸渍树脂，使浸渍树脂完全浸透，完成黏贴加固。

2试验方案

本次试验对象为采用FRP材料加固的隧道衬砌接头，通过试验确认FRP材料加固管片接头在抗弯承载能力试验中与未加固管片接头的区别，确定FRP加固对管片接头刚度的影响，探究不同FRP材料的加固效果。

实际运营地铁盾构隧道中接缝均有一定的张开量，在张开到一定程度后采取加固措施。由于接缝初始张开量的存在，粘贴纤维布时会产生加固质量问题，纤维布与接缝未能完全贴合，影响加固效果。

因此，试验分为未加固管片接头试验、芳纶布与接缝贴合试验、芳纶布与接缝未贴合试验、碳纤维布与接缝贴合试验、碳纤维布与接缝未贴合试验，模拟常见覆土深度(15 m)下的接头受力情况及随后顶部堆载至破坏工况，模拟工况见表1。

表1　试验工况

2.1试件介绍

试验所研究的隧道尺寸为外径6.2 m，内径5.5 m，管片厚度0.35 m，环宽1.2 m，接头试验试件取用标准块2个端部切割拼接而成，试件示意图如图3。管片采用C55高强混凝土，接缝处连接螺栓为5.8级M30螺栓。根据受力的不同，纵缝接头可分为正弯矩接缝、负弯矩接缝，其中正弯矩接缝位于整环结构中为8°和352°，由于负弯矩接缝内侧受压，因此试验仅研究FRP材料对正弯矩接缝的加固效果。

图2　纵缝接头试验试件Fig.2 Specimen of longitudinal joint

(a) 未加固管片接头；(b) FRP加固管片接头图3　接头试验试件Fig.3 Specimen of test joint

2.2加载系统与测量系统

2.2.1加载系统

试验采用盾构管片接头试验加载系统进行加载，加载系统由主加载框架、垂向及水平向加载作动器、加载支座及控制器组成，可以实现对隧道管片衬砌结构的双向加载。在各试验工况中，竖向力Fy由垂向加载制动器施加，然后通过多点等值钢梁作用在试件上，水平力N由水平向加载制动器施加，通过端部支座作用在试件上，见图4。

图4　接头试验加载系统Fig.4 Loading system

2.2.2加载工况

试验采用单调加载方式，中间过程无卸载。正弯矩接头试验加载，水平力N以每级25 kN增加，同时加载相应的竖向力Fy，直至接头破坏。未加固接头破坏准则为受压区混凝土压碎或螺栓拉断，接头丧失承载能力，加固接头破坏准则为FRP黏结失效，加载示意图如图5。

图5　加载示意图Fig.5 Loading curves

试验针对芳纶布布、碳纤维布加固盾构隧道接头进行研究。

2.2.3测点布置

测试内容包括接缝跨中挠度、接缝处张开量、环向螺栓应变和FRP应变。各测点数量统计如表2所示。

表2　试验测量内容

3试验结果

3.1FRP材料与接缝贴合

3.1.1接头破坏现象及形态

未加固接头在弯矩0～180 kN·m阶段，挠度呈线性发展，之后挠度快速增加，在弯矩202.5～232.5 kN·m，挠度增加速度减缓，在弯矩为240 kN·m时，挠度发生突变，增加10 mm，在弯矩为249 kN·m时挠度迅速增加，此时螺栓屈服并拉断。

芳纶布加固接头在弯矩0～45 kN·m阶段，挠度发展较快，在弯矩为45 kN·m之后，挠度基本呈线性发展，挠度增加速度相对变慢，在弯矩达到120 kN·m时，芳纶布开始脱落。在弯矩为220.5 kN·m时，芳纶布完全脱落，外缘混凝土压碎，螺栓拉断，芳纶布脱落表现为黏结破坏，混凝土表面呈鱼鳞状。

碳纤维布加固接头在弯矩0～60 kN·m阶段，挠度基本呈线性发展，之后挠度增加速度相对变慢，在弯矩达到105 kN·m时，碳纤维布开始脱落。在弯矩为202.5 kN·m时，碳纤维布完全脱落，外缘混凝土压碎，螺栓拉断，碳纤维布脱落表现为在靠近接缝处破坏面表现为浅层混凝土剥离，远离接缝处破坏面表现为碳布与胶水接触面黏结破坏。

具体破坏接头情况如图6所示。

(a)未加固接头;(b)FRP加固接头图6　接头破坏情况Fig.6 Damage of positive moment joint

3.1.2测试结果

未加固接头及加固接头主要的试验现象包括管片接缝跨中挠度、接缝张开量、螺栓应力、FRP材料应变、FRP材料与接头管片的黏结、剥离情况等，其破坏过程及形态讨论如下。

1)管片接缝挠度

图7　接头荷载—跨中挠度曲线Fig.7 Load-deflection curve

未加固接头在弯矩0～180 kN·m阶段，挠度呈线性发展，在弯矩为180～202.5 kN·m，挠度快速增加，之后在弯矩202.5～232.5 kN·m，挠度增加速度减缓，在弯矩为240 kN·m时，挠度发生突变，增加10 mm，在弯矩为247.5 kN·m时，接头刚度相对提升，在弯矩为249 kN·m时挠度迅速增加，此时螺栓屈服并拉断。

芳纶布加固接头在弯矩0～45 kN·m阶段，挠度发展较快，在弯矩为45 kN·m之后，挠度基本呈线性发展，挠度增加速度相对变慢，在弯矩为100 kN·m时，挠度增加速度变快，在弯矩为150 kN·m时，挠度增加速度继续变快，在弯矩为180 kN·m时，挠度突变，增加约3 mm，之后刚度有所提升，挠度增速放缓，在弯矩为220.5 kN·m时，芳纶布脱落，外缘混凝土压碎，螺栓拉断。

碳纤维布加固接头在弯矩0～60 kN·m阶段，挠度基本呈线性发展，之后挠度增长速度相对减缓，在弯矩为120 kN·m时挠度增长速度加快，在弯矩为165 kN·m时挠度突变，外缘混凝土接触，之后挠度增长速度减缓，在弯矩为202.5 kN·m时，挠度突变，碳纤维布脱落，外缘混凝土压碎，加载结束。

2)管片接缝张开

图8　接头荷载—张开曲线Fig.8 Load-opening curves

未加固接头弯矩在0～175 kN·m张开呈线性发展，之后张开增速加快，在弯矩为185 kN·m时张开变缓，当弯矩达到230 kN·m时，接缝张开急剧增加，在弯矩达250 kN·m时，管片外侧混凝土压碎，螺栓屈服并拉断，加载结束时管片张开为30 mm。

芳纶布加固接头弯矩在0～155 kN·m张开呈线性发展，之后张开增速加快，在弯矩为175 kN·m时张开变缓，在弯矩达到210 kN·m时，接缝张开急剧增加，螺栓屈服并拉断，加载结束时管片张开为50 mm。

碳纤维布加固接头弯矩在0至155 kN·m张开呈线性发展，之后张开增速加快，在弯矩为170 kN·m时张开变缓，在弯矩达到190 kN·m时，接缝张开急剧增加，螺栓屈服并拉断，加载结束时管片张开为30 mm。

3)螺栓应力

图9　接头荷载—螺栓应力曲线Fig.9 Load-bolt stress curves

未加固接头在弯矩为0～60 kN·m螺栓应力几乎无发展，之后螺栓应力快速发展，弯矩达到150 kN·m时应力增速增加，之后继续呈线性发展，在弯矩为249 kN·m时应变数据溢出，此时螺栓拉断，加载结束。

芳纶布加固接头在弯矩0～100 kN·m螺栓应力几乎无发展，在弯矩为100 kN·m之后，应变呈线性增加，在弯矩为180 kN·m时，应变突变，之后刚度有所提升，应变增速放缓，在弯矩为220.5 kN·m时，芳纶布脱落，外弧面压碎，螺栓拉断，加载结束。

碳纤维布加固接头在弯矩0～60 kN·m螺栓应力几乎无发展，之后至165 kN·m阶段，应变基本呈线性发展，在弯矩为165 kN·m时应力突变，外缘混凝土接触，之后应变增长速度减缓，在弯矩为195 kN·m时，应变突变，在弯矩为202.5 kN·m时外缘混凝土压碎，碳纤维布脱落，加载结束。

4)FRP应变

图10　芳纶布应变分布曲线Fig.10 Distribution of strain of composite cavity

图10为芳纶布应变在管片弧面方向上的分布规律，横坐标为芳纶布测点至管片接缝的距离，纵坐标为芳纶布应变，所取应变状态分布为接头弯矩为45，90，135和180 kN·m。

从图中可以看出在弯矩达到135 kN·m之前，芳纶布的应变随弯矩的增大而增大。应变集中在距离接缝500 mm范围内，并且相对于接缝中心基本呈对称分布，越靠近接缝处芳纶布的应变越大。在弯矩达到135 kN·m时，接缝处芳纶布应变开始减小，考虑此时发生粘结破坏，芳纶布应变最大为3 200 με，应力约为352 MPa。随着加载的继续，芳纶布逐块脱落，脱落区的芳纶布应变较小，未脱落芳纶布应变较大，应变发展呈非对称分布。

图11　碳纤维布应变分布曲线Fig.11 Distribution of strain of composite cavity

图11为碳纤维布应变在管片弧面方向上的分布规律，横坐标为碳纤维布测点至管片接缝的距离，纵坐标为碳纤维布应变，所取应变状态分布接头弯矩为45,90，135，150和180 kN·m。

从图中可以看出碳纤维应变分布大致呈对称分布，在弯矩达到135 kN·m之前，碳纤维布的应变随弯矩的增大而增大，越靠近接缝处碳纤维布的应变越大。在弯矩达到135 kN·m时，接缝处碳纤维布应变开始减小，考虑此时发生黏结破坏，碳纤维布应变最大为3 300 με，应力约为792 MPa。随着加载的继续，碳纤维布逐块从接缝中心向两边脱落，接缝处应变减小，两侧应变增加，直至全部脱落。

3.2FRP材料与接缝未贴合

3.2.1接头破坏现象及形态

芳纶布加固接头在弯矩0～187.5 kN·m阶段，挠度基本呈线性发展，挠度增加速度相对变慢，在弯矩为195 kN·m时，挠度突变，螺栓拉断，外缘混凝土压碎，芳纶布拉断，加载结束。芳纶布表现为脆性破坏，在接缝处拉断。

碳纤维布加固接头在弯矩0～90 kN·m阶段，挠度基本呈线性发展，挠度增加速度相对变慢，之后增加速度加快，在弯矩为172.5 kN·m时，挠度突变，螺栓滑丝，外缘混凝土压碎，碳纤维布拉断，加载结束。碳纤维布表现为脆性破坏，在接缝处拉断。破坏现象如图12所示。

(a)芳纶布加固接头;(b)碳纤维布加固接头图12　接头破坏情况Fig.12 Damage of positive moment joint

3.2.2测试结果

未加固接头及加固接头主要的试验现象包括管片接缝跨中挠度、接缝张开量、螺栓应力、FRP材料应变、FRP材料与接头管片的黏结、剥离情况等，其破坏过程及形态讨论如下。

1)管片接缝挠度

图13　接头荷载—跨中挠度曲线Fig.13 Load-deflection curves

图13为接缝跨中挠度随弯矩的变化曲线，可以看出，芳纶布加固接头在弯矩0～187.5 kN·m阶段，挠度基本呈线性发展，挠度增加速度相对变慢，在弯矩为195 kN·m时，挠度突变，螺栓拉断，外缘混凝土压碎，芳纶布拉断，加载结束。

碳纤维布加固接头在弯矩0～90 kN·m阶段，挠度基本呈线性发展，挠度增加速度相对变慢，之后增加速度加快，在弯矩为172.5 kN·m时，挠度突变，螺栓滑丝，外缘混凝土压碎，碳纤维布拉断，加载结束。

2)管片接缝张开

图14　接头荷载—张开曲线Fig.14 Load-opening curves

图14为接缝转角随弯矩的变化曲线，可以看出，芳纶布加固接头在弯矩0～187.5 kN·m阶段，张角基本呈线性发展，张角增加速度相对变慢，在弯矩为195 kN·m时，张角突变，螺栓拉断，外缘混凝土压碎，芳纶布拉断，加载结束。

碳纤维布加固接头在弯矩0～90 kN·m阶段，挠度基本呈线性发展，张角增加速度相对变慢，之后增加速度加快，在弯矩为172.5 kN·m时，张角突变，螺栓滑丝，外缘混凝土压碎，碳纤维布拉断，加载结束。

3)螺栓应力

图15　接头荷载—螺栓应力曲线Fig.15 Load-bolt stress curves

图15为螺栓应力随弯矩的变化曲线，可以看出，芳纶布加固接头在在弯矩0～50 kN·m阶段，螺栓应力变化不明显，之后到弯矩187.5 kN·m应变呈线性发展，在弯矩为195 kN·m时，螺栓拉断，外缘混凝土压碎，芳纶布拉断，加载结束。

碳纤维布加固接头在弯矩0～50 kN·m阶段，应力增加不明显，之后应力呈线性增加，在弯矩为172.5 kN·m时，应力突变，考虑为螺栓滑丝。

4)FRP应变

图16为芳纶布应变在管片弧面方向上的分布规律，横坐标为芳纶布测点至管片接缝的距离，纵坐标为芳纶布应变，所取应变状态分布为接头弯矩为45，90，135和180 kN·m。

从图中可以看出芳纶布应变分布大致呈对称分布，加载过程中芳纶布应变数值较小，最大为178 με，应力约为20 MPa。应变最大处不在接缝处，而位于距接缝150 mm处。加载过程中芳纶布受力不明显，但开始受力后立即拉断，变现为脆性破坏。

图16　芳纶布应变分布曲线Fig.16 Distribution of strain of composite cavity

图17　碳纤维布应变分布曲线Fig.17 Distribution of strain of composite cavity

图17为碳纤维布应变在管片弧面方向上的分布规律，横坐标为碳纤维布测点至管片接缝的距离，纵坐标为碳纤维布应变，所取应变状态分布接头弯矩为45，90，135和172.5 kN·m。

从图中可以看出碳纤维布应变分布大致呈对称分布，加载过程中碳纤维布应变数值较小，最大为152 με，应力约为36 MPa。碳纤维布受力不明显，但开始受力后立即拉断，变现为脆性破坏。

4结果分析与讨论

4.1FRP加固接头破坏模式

图18为不同加固模式下的接缝受力全过程曲线，可以看出，未加固管片在荷载作用下，分别经历线弹性工作阶段、弱非线性工作阶段及弹塑性工作阶段。接头初始呈线弹性发展，在螺栓开始受力后接缝刚度有所下降，之后螺栓屈服，外侧混凝土接触压紧，刚度有所提升，最后外侧混凝土压碎，接缝破坏，表现为大偏心受压破坏。

图18　接缝受力全过程曲线Fig.18 Whole process curve of Joint under load

在芳纶布加固接头中，加载初期芳纶布与管片共同受力变形，当加载至弯矩为135 kN·m时，芳纶布靠近接缝处开始脱开，接缝转角刚度有所下降，当加载至弯矩为220.5 kN·m时，芳纶布完全脱落，接缝外缘混凝土压碎，外弧面出现大面积压碎剥离现象，黏结破坏表面混凝土呈鱼鳞状。

在碳纤维布加固接头中，加载初期碳纤维布与管片共同受力变形，当加载至弯矩为135 kN·m时，碳纤维布靠近接缝处开始脱开，接缝转角刚度有所下降，当加载至弯矩为202.5 kN·m时，碳纤维布完全脱落，接缝外缘混凝土压碎，外弧面出现大面积压碎剥离现象，碳纤维布脱落在靠近接缝处破坏面表现为浅层混凝土剥离，远离接缝处破坏面表现为碳布与胶水接触面黏结破坏。破坏现象如图19所示。

(a)芳纶布接缝破坏图；(b)碳纤维布加固接缝破坏图图19　FRP加固接缝破坏图Fig.19 Damage of reinforced joint

综合分析试验结果，在FRP材料加固管片中，芳纶布(或碳纤维布)与管片间通过结构胶进行黏结，整体为一个叠合结构，在黏结失效之前，芳纶布(或碳纤维布)与管片共同受力变形，提高了接缝整体刚度。

本次接头加固试验是一次脆性破坏的过程，芳纶布(或碳纤维布)剥离的主要模式为混凝土—树脂黏结界面破坏，并且破坏由接缝处逐渐扩展至整个黏结面。叠合结构的粘结面是整个结构的薄弱点，黏结失效发生后结构整体刚度迅速下降，受压区混凝土压碎，结构破坏。

图20　接缝受力全过程曲线Fig.20 Whole process curve of Joint under load

图20为FRP材料留有褶皱与完全贴合的接缝受力全过程曲线比较，可以看出，由于FRP材料在接缝处留有褶皱，加载初期FRP材料受力较小，接缝受力一直处于线弹性阶段，当加载至弯矩为约180 kN·m时，螺栓屈服，接缝转角刚度有所下降，接缝快速张开，此时FRP材料开始受力，并发生脆性拉断破坏，拉断截面位于接缝处。

与FRP材料与接缝贴合的试验结果不同，在留有褶皱的加固方式中，FRP材料未能充分发挥作用，开始受力后瞬时发生脆性破坏，对接缝受力未起到加固效果。因此，FRP材料在加固施工中应严格控制施工质量，使FRP材料充分贴合，与结构共同受力变形。

4.2FRP加固效果

试验得到了未加固管片接头及FRP材料加固后管片接头受力特性及破坏模式，可从螺栓屈服或FRP材料黏结失效、承载力、接缝转角刚度等几个方面对加固效果进行评价。由于FRP材料初始有褶皱工况中，加固材料发生脆性拉断破坏，未起到加固效果，因此，只对FRP材料与接缝贴合的加固方式进行讨论。

其中，未加固接头的极限状态定义为接缝混凝土压碎，接头无法继续承载，加固接头的极限状态定义为FRP材料黏结失效，接缝转角刚度取为加载时接缝的初始转角刚度。

未加固接头在弯矩约为180 kN·m螺栓屈服，在弯矩约为247.5 kN·m外缘混凝土压碎，达到极限状态，初始接缝转角刚度为10 388 kN·m/rad。

芳纶布加固接头在弯矩约为120 kN·m时黏结开始失效，极限承载弯矩约为220.5 kN·m，接缝初始转角刚度为21 844 kN·m/rad。相比于未加固接头，加固后接头极限承载力降低了10%，接头转角刚度提高约110%。

碳纤维布加固接头在弯矩约为105 kN·m时黏结开始失效，极限承载弯矩约为202.5 kN·m，接缝初始转角刚度为20 352 kN·m/rad。相比于未加固接头，加固后接头极限承载力降低了18%，接头转角刚度提高约96%。

表3　FRP材料加固效果

从表3可以看出，相对于未加固接头，FRP材料加固盾构隧道纵缝接头的初始转角刚度有较大提高，提升约110%，而极限承载力降低了约10%，芳纶布与碳纤维布的加固效果近似。由于芳纶布厚度为0.286 mm，弹性模量约为110 GPa，碳纤维布厚度为0.167 mm，弹性模量约为240 GPa，试验采用的芳纶布截面抗弯刚度EI略大于碳纤维布，因此对接头的刚度提高更大。

在FRP材料黏结良好的情况下，加固接头转角刚度有很大提升，然而与预期不一致，由于FRP材料黏结失效过早发生，使得接缝处应力重分布，纵缝接头破坏模式发生改变，原有螺栓的作用未能充分发挥，混凝土过早压碎，属于脆性破坏。因此，FRP加固材料能够提高接头转角刚度，可用于纵缝接头临时性的加固以限制接缝变形，不适用于作为永久加固方法。

FRP材料的黏结面是整个结构的薄弱点，黏结失效的过早发生使FRP材料的抗拉强度未能充分发挥，结构胶的黏结强度、抗剪切强度决定了其加固效果。因此，提高结构胶的黏结强度、抗剪切强度，改善FRP材料的黏结工艺，可有效提高FRP材料的加固效果。

6结论

1)在FRP材料黏结良好的情况下，加固接头转角刚度提升约110%，芳纶布与碳纤维布的加固效果近似。然而，其加固效果未达到预期，由于FRP材料黏结失效过早发生，接头受力重分布，FRP材料未能起到提高接头承载力的效果。

2)FRP材料的黏结面是整个结构的薄弱点，结构胶的黏结强度、抗剪切强度决定了其加固效果，提高结构胶的黏结强度、抗剪切强度，改善FRP材料的黏结工艺，可有效提高FRP材料的加固效果。

3)FRP加固材料可用于纵缝接头临时性的加固以限制接缝变形，不适用于作为永久加固方法。

4)FRP材料在加固施工中应严格控制施工质量，使FRP材料充分贴合，与结构共同受力变形。

参考文献：

[1] 王如路. 上海轨道交通隧道结构安全性分析[J]. 地下工程与隧道, 2011(4): 37-44.

WANG Rulu. Safety analysis of Shanghai rail transit construction[J]. Underground Engineering and Tunnels, 2011(4):37-44.

[2] 叶列平, 冯鹏. FRP 在工程结构中的应用与发展[J]. 土木工程学报, 2006, 39(3): 24-36.

YE Lieping, FENG Peng. Application and development of FRP in engineering structure [J]. China Civil Engineering Journal, 2006, 39(3): 24-36.

[3] 姚谏,滕锦光. FRP 复合材料与混凝土的粘结强度试验研究[J]. 建筑结构学报, 2003, 24(5): 10-17.

YAO Jian, TENG Jinguang. Experimental study on bond strength between FRP and concrete [J]. Journal of building structures, 2003, 24 (5): 10-17.

[4] 谭壮, 叶列平. 纤维复合材料布加固混凝土梁受剪性能的试验研究[J]. 土木工程学报,2004,36(11): 12-18.

TAN Zhuang, YE Lieping. Experimental research on shear capacity of rc beam strengthened with externally bonded frp sheets [J]. China Civil Engineering Journal, 2004, 36 (11): 12-18.

[5] 陆新征, 叶列平, 滕锦光, 等. FRP-混凝土界面粘结滑移本构模型[J]. 建筑结构学报, 2005, 26(4): 10-18.

LU Xinzhen, YE Lieping, TENG Jinguang, et al. Bond-slip model for FRP- to-concrete interface [J]. Journal of Building Structures, 2005, 26 (4):10-18.

[6] 刘梓圣,张冬梅.软土盾构隧道芳纶布加固机理和效果研究[J]. 现代隧道技术, 2014, 51(5):155-160.

LIU Zisheng, ZHANG Dongmei. The mechanism and effects of AFRP reinforcement for a shield tunnel in soft soil [J]. Modern Tunneling Technology, 2014,51(5):155-160.

[7] 柳献, 张晨光, 张衍, 等. 复合腔体加固盾构隧道纵缝接头试验研究[J]. 铁道科学与工程学报,2015,12(2):376-383.

LIU Xian, ZHANG Chenguang, ZHANG Yan, et al. Experimental study on the longitudinal joint in shield tunnel reinforced with composite cavity [J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2015,12(2):376-383.

(编辑阳丽霞)

Experimental study on the longitudinal joint in shield tunnel reinforced with FRP material

LIU Xian, ZHANG Chenguang, ZHANG Chen, JIANG Zijie

(Department of Geotechnical Engineering， Tongji University， Shanghai 200092， China)

Abstract:A full-scale test was carried out to study the ultimate bearing capacity of the reinforced longitudinal joint and the unreinforced one. The failure mechanism of reinforced joint with composite cavity was obtained and the overall effect of the reinforcement was evaluated. The test results show that on the condition of well bonding, the angle stiffness of joint reinforced with FRP can be improved.

Key words:shield tunnel; longitudinal joint; composite cavity; ultimate bearing capacity

中图分类号：U451

文献标志码：A

文章编号：1672-7029(2016)02-0316-09

通讯作者：柳献(1977-)，男，湖北武汉人，副教授，博士，从事隧道及地下结构服役行为、相关机理与性态控制方面的研究；E-mail:xian.liu@tongji.edu.cn

基金项目：上海市科学技术委员会社发重点领域科技项目(13231200400)

收稿日期：2015-06-16