劉建國，潘 婕

（同濟(jì)大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，上海 201800）

近年來，我國盾構(gòu)隧道的建設(shè)取得了突飛猛進(jìn)的發(fā)展， 但隨之而來的是較為嚴(yán)峻的滲漏水問題，極大地影響混凝土結(jié)構(gòu)耐久性，為地鐵運(yùn)營帶來安全隱患。 環(huán)氧樹脂作為一種液體狀的堵漏材料，可注入進(jìn)封閉的管片接縫病害部位，在防滲堵漏的同時(shí)，也具有加固的作用，應(yīng)用前景廣闊。

目前對于環(huán)氧樹脂的研究較多關(guān)注其混合密度、凝固時(shí)間、黏稠度以及完全固化時(shí)間等技術(shù)參數(shù)，國內(nèi)外學(xué)者致力于通過改變聚合物成分，研發(fā)高黏結(jié)強(qiáng)度的改性環(huán)氧[1-6]。 在堵漏材料的力學(xué)性能方面，陳俊偉[7]、董林偉[8]針對遇水膨脹止水膠、橡膠密封墊等材料建立了盾構(gòu)隧道接縫防水模型，并設(shè)計(jì)了相應(yīng)的試驗(yàn)，研究其受力和變形機(jī)理；潘基先[9]、龔彥峰等[10]針對聚硫、聚氨酯等非定型嵌縫材料進(jìn)行受力分析，研究材料特性和防水能力影響因素，但對于環(huán)氧樹脂材料在盾構(gòu)管片接縫堵漏時(shí)的力學(xué)性能及影響因素研究較少。

本文結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)和有限元計(jì)算，對盾構(gòu)隧道管片接縫處的環(huán)氧樹脂堵漏材料進(jìn)行受力分析。 通過控制單一變量，探究不同工況下材料的抗變形能力， 系統(tǒng)分析其力學(xué)性能的影響因素及變化規(guī)律，推進(jìn)盾構(gòu)隧道的維修養(yǎng)護(hù)相關(guān)研究。

1 環(huán)氧樹脂材料力學(xué)性能試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)采用雙組分改性環(huán)氧樹脂 （以下簡稱Ⅰ型環(huán)氧），產(chǎn)品性能優(yōu)良，具有高黏結(jié)性、高延展性，其韌性、滲透性強(qiáng)，耐高溫，可用于地鐵管片補(bǔ)漏，進(jìn)行防滲與加固處理，目前已應(yīng)用于杭州、上海等地的地鐵養(yǎng)護(hù)維修中。 Ⅰ型環(huán)氧樹脂分為A組分（主劑）與B 組分（固化劑），混合比例2∶1 混合后的漿液性能如表1 所示， 固化物性能的測定試齡期為28 d。

表1 Ⅰ型環(huán)氧樹脂材料主要性能參數(shù)Tab.1 Main performance parameters of epoxy resin material

1.2 單軸拉伸試驗(yàn)

參考規(guī)范GB/T 528-2009《硫化橡膠或熱塑性橡膠拉伸應(yīng)力應(yīng)變性能的測定》， 制備環(huán)氧樹脂啞鈴型試樣， 進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)。 以30 mm/min 的速度拉伸，試驗(yàn)溫度為（23±2） ℃，精度為±2%，在整個(gè)試驗(yàn)過程中，持續(xù)監(jiān)測試樣長度與力的變化，并記錄試件破壞時(shí)的最大拉力。 計(jì)算得到的單軸拉伸曲線，可用于數(shù)值模擬時(shí)材料本構(gòu)模型擬合。

1.3 黏結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)

參考規(guī)范GB/T 16777-2008 《建筑防水涂料試驗(yàn)方法》及JC/T 1041-2007《混凝土裂縫用環(huán)氧樹脂灌漿材料》，制備“8”字水泥砂漿塊，共5 組，用砂紙輕微打磨，除去表面浮塵。 將環(huán)氧樹脂按照A 組分∶B 組分=2∶1 的比例混合攪拌5 min 后， 在8 字形砂漿試塊的斷面上均勻涂抹漿液，控制砂漿塊之間環(huán)氧樹脂層的厚度在0.5～0.7 mm， 涂刷完成后迅速將兩個(gè)試塊的斷面對接、壓緊，并用橡皮箍緊，在標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)。

養(yǎng)護(hù)完成后，將試件夾在8 字形夾具中，安裝在拉力試驗(yàn)機(jī)上，啟動(dòng)試驗(yàn)機(jī)，以（5±1） mm/min 的速度拉伸，加荷至試件破壞，記錄最大拉力。 試驗(yàn)溫度為（23±2） ℃，精度在±2%之內(nèi)，試驗(yàn)結(jié)果取5 個(gè)試件的平均值，如圖1 所示。

圖1 黏結(jié)拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.1 Bond tensile test data

式（1）為材料的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，將試驗(yàn)數(shù)據(jù)帶入計(jì)算， 得到環(huán)氧樹脂材料的黏結(jié)強(qiáng)度2.69 MPa。

其中：P 為拉伸黏結(jié)強(qiáng)度，MPa；F 為拉拔試件的最大拉力，N；S 為試件的黏結(jié)面積，mm2。

2 基于ABAQUS 的有限元計(jì)算模型

利用ABAQUS 有限元分析軟件，建立盾構(gòu)管片接縫模型，對環(huán)氧樹脂材料、黏結(jié)面進(jìn)行模擬，為影響因素研究提供計(jì)算模型基礎(chǔ)。

2.1 材料本構(gòu)特性分析

2.1.1 環(huán)氧樹脂材料本構(gòu)模型

根據(jù)上文單軸拉伸試驗(yàn)結(jié)果， 利用Abaqus 軟件的材料擬合功能， 對環(huán)氧樹脂材料進(jìn)行本構(gòu)參數(shù)擬合。 最終選擇了與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合度較高的Mooney-Rivlin 模型（M-R）來模擬環(huán)氧樹脂材料，擬合結(jié)果如圖2所示。

圖2 環(huán)氧樹脂材料單軸拉伸試驗(yàn)參數(shù)擬合對比Fig.2 Comparison of uniaxial tensile test data of epoxy resin materials

Mooney-Rivilin 模型是工程中應(yīng)用最為廣泛的模型，它通過應(yīng)變能函數(shù)來描述超彈性材料應(yīng)力與應(yīng)變之間的非線性關(guān)系[11-12]，其表達(dá)式為

式中：W 為應(yīng)變勢能；I1，I2為應(yīng)變不變量；C10，C01為材料參數(shù)，通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合獲得。

2.1.2 黏結(jié)面本構(gòu)模型

內(nèi)聚力模型（cohesive zone model，CZM）適用于研究彈塑性材料的斷裂問題，可模擬裂紋的萌生和拓展，描述界面結(jié)構(gòu)的剝離破壞全過程[13-17]。 常見的CZM 形式有指數(shù)型、雙線型、三線型、多項(xiàng)式等[18-23]，本文選取使用最廣的指數(shù)型內(nèi)聚力模型，來描述環(huán)氧樹脂材料內(nèi)聚斷裂面處牽引力（宏觀應(yīng)力）與位移之間的關(guān)系。

如圖3 所示，初始階段，應(yīng)力隨著位移的增大而增大，當(dāng)達(dá)到最大值（即內(nèi)聚強(qiáng)度或臨界內(nèi)聚力）時(shí)，材料開始損傷，萌生裂紋并逐漸擴(kuò)展，此后應(yīng)力隨著位移的增大而減小，當(dāng)應(yīng)力減小為0 時(shí)，內(nèi)聚力單元完全剝離，界面破壞失效。

圖3 內(nèi)聚力模型應(yīng)力-位移關(guān)系Fig.3 Cohesion model tension-displacement relationship

2.2 建立模型

為簡化計(jì)算模型，本文將盾構(gòu)管片接縫處環(huán)氧樹脂材料的受力考慮為平面應(yīng)力問題，建立的黏結(jié)模型尺寸如圖4 所示，混凝土采用各向同性彈性材料，環(huán)氧樹脂材料視為不可壓縮各向同性超彈性材料，采用M-R 本構(gòu)模型，在二者之間的黏結(jié)面建立內(nèi)聚力單元，厚度1 mm。

圖4 有限元計(jì)算模型尺寸（單位：mm）Fig.4 Finite element model size（Unit：mm）

有限元模型網(wǎng)格及邊界如圖5 所示，彈性和超彈性材料選擇CPS4R 線性縮減積分單元（四結(jié)點(diǎn)雙線性平面應(yīng)力四邊形單元）， 內(nèi)聚力單元選擇COH2D4 四節(jié)點(diǎn)二維黏結(jié)單元。 約束模型左側(cè)X、Y方向的位移，在右側(cè)施加X 方向位移，模擬管片張開，在右側(cè)施加Y 方向位移，模擬管片錯(cuò)臺(tái)，在環(huán)氧樹脂材料和內(nèi)聚力單元上邊界施加均布荷載，模擬外部靜水壓力。

圖5 有限元網(wǎng)格及邊界示意圖Fig.5 Schematic diagram of finite element mesh and boundary

3 環(huán)氧樹脂材料力學(xué)性能影響因素分析

本節(jié)通過力學(xué)試驗(yàn)和有限元計(jì)算，考慮干濕界面、不同黏結(jié)厚度、材料參數(shù)、管片位移和水壓因素，分析各變量對于材料力學(xué)性能的影響。

3.1 不同基面潮濕程度時(shí)力學(xué)性能分析

在上文黏結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，改變基面潮濕程度，測試“8”字形試件的黏結(jié)強(qiáng)度，每種檢驗(yàn)項(xiàng)目制備5 組試件，共15 組。 檢驗(yàn)項(xiàng)目及養(yǎng)護(hù)條件為：①干態(tài)黏合：將8 字試件斷面處注入環(huán)氧，室溫養(yǎng)護(hù)28 d 后測試。 ②濕面黏合：8 字試件水中浸沒24 h，抹去游離水，注入環(huán)氧，室溫養(yǎng)護(hù)28 d 后測試。③完全水下環(huán)境: 8 字試件水中浸沒24 h，抹去游離水，注入環(huán)氧，塑料薄膜封住砂漿塊之間縫隙，水下養(yǎng)護(hù)28 d 后測試。

拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表2 及圖6 所示。

圖6 不同潮濕程度條件下8 字形試件黏結(jié)拉伸試驗(yàn)曲線Fig.6 Bond strength test curve of dry and wet interface specimen

表2 不同潮濕程度條件下8 字形試件黏結(jié)強(qiáng)度Tab.2 Bond strength of dry and wet interface specimens MPa

試驗(yàn)結(jié)果表明，環(huán)氧樹脂的黏結(jié)強(qiáng)度：干態(tài)黏合＞濕面黏合>完全水下環(huán)境，從干態(tài)黏合到濕面黏合，黏結(jié)強(qiáng)度下降0.74%，從濕面黏合到完全水下環(huán)境，黏結(jié)強(qiáng)度下降38.2%。結(jié)果證明環(huán)氧樹脂干態(tài)黏合、 濕面黏合條件下的黏結(jié)強(qiáng)度較高且相差不大，但在完全水下環(huán)境中下降程度較為明顯。

從材料特性分析，試驗(yàn)用環(huán)氧樹脂屬于親水型材料，在遇到少量水時(shí)，可以吸收進(jìn)入體系內(nèi)，材料固化后水分不析出，在潮濕環(huán)境中能達(dá)到較高的黏結(jié)強(qiáng)度，對于有少量水的潮濕接縫的加固和堵漏效果良好。 但環(huán)氧樹脂最多只能吸收不超過總重20%的水，在完全水下環(huán)境中，大量水會(huì)對黏結(jié)界面產(chǎn)生影響，在一定程度上降低黏結(jié)強(qiáng)度。

在實(shí)際工程中，對于漏水較為嚴(yán)重的接縫，可先用快干水泥等材料， 在滲漏點(diǎn)兩側(cè)各延伸50～100 cm 處封縫，初步堵水后，再使用環(huán)氧樹脂灌注進(jìn)封閉空間，能保證較高的黏結(jié)強(qiáng)度，取得良好的堵漏效果，防止二次滲漏。

3.2 不同黏接厚度時(shí)力學(xué)性能分析

參考規(guī)范《建筑防水涂料試驗(yàn)方法》，制備水泥砂漿塊作為黏結(jié)基材，砂漿塊尺寸為70 mm×70 mm×20 mm，在標(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)條件下養(yǎng)護(hù)完成后，放置備用。利用不同尺寸的硅膠模具框，改變黏結(jié)面厚度。 具體操作步驟如下：用砂紙打磨砂漿塊，去除成型面的浮塵， 將環(huán)氧樹脂按照A 組分∶B 組分=2∶1 的比例，混合攪拌5 min 后，倒入模具框。 令黏結(jié)鋼塊與環(huán)氧樹脂上表面黏合在一起，壓實(shí)，刮去周圍溢出的樹脂漿液，水平放置24 h 以上。 待環(huán)氧樹脂初步固化后， 除去硅膠模具框。 分別制備黏結(jié)厚度為3，6，9，12，15 mm 的試件， 每種厚度5 組， 共25組，將制得的試件養(yǎng)護(hù)28 d 后進(jìn)行拉伸試驗(yàn)。

在黏結(jié)拉伸試驗(yàn)中，荷載隨著位移的增加而增加，當(dāng)位移達(dá)到極限量值時(shí)，黏結(jié)界面發(fā)出連續(xù)、細(xì)碎的“咔咔”響聲并最終破壞，不同黏結(jié)厚度的試件荷載-位移曲線如圖7 所示。 由圖7 可得，隨著黏結(jié)層厚度增加， 最終環(huán)氧樹脂黏結(jié)失效時(shí)的荷載減小，位移增大。 結(jié)果表明，黏結(jié)強(qiáng)度隨著厚度的增加而減小。

圖7 不同黏結(jié)厚度試件的荷載-位移曲線Fig.7 Load displacement curves of specimens with different bond thickness

提取不同厚度試件的破壞時(shí)位移和極限荷載，如圖8～圖9 所示， 分析可知： 黏結(jié)厚度小于9 mm時(shí)，極限位移隨厚度的增大而增大，而當(dāng)黏結(jié)厚度大于9 mm 時(shí)，厚度的增加對位移的提高并不明顯；黏結(jié)厚度小于9 mm 時(shí)， 厚度的增加對破壞載荷的降低并不明顯，而當(dāng)黏結(jié)厚度大于9 mm 時(shí)，破壞荷載降幅增大。

圖8 不同黏結(jié)厚度時(shí)的極限位移Fig.8 Ultimate displacement with different bond thickness

圖9 不同黏結(jié)厚度時(shí)的破壞荷載Fig.9 Failure load with different bond thickness

在圖7 所示的黏結(jié)模型基礎(chǔ)上，控制環(huán)氧樹脂材料參數(shù)、管片位移等條件不變，改變黏結(jié)面厚度，分析黏結(jié)面的應(yīng)力狀態(tài)。 提取模型黏結(jié)面自上而下的Mises 應(yīng)力分布如圖10 所示。 分析可知，黏結(jié)厚度越小，應(yīng)力水平越大，但厚度越小，應(yīng)力分布越均勻，膠層端部的應(yīng)力突變程度越小。

圖10 不同厚度時(shí)的黏結(jié)面應(yīng)力分布Fig.10 Stress distribution of bonding surface with different thickness

環(huán)氧樹脂膠黏接頭承受拉伸荷載時(shí)，通常由于應(yīng)力集中現(xiàn)象，在膠層黏結(jié)處發(fā)生破壞，裂紋出現(xiàn)并逐步擴(kuò)展后，最終導(dǎo)致膠黏材料失效，整體破壞。如圖10 所示，在厚度較小時(shí)，應(yīng)力分布較均勻，隨著黏結(jié)層厚度的增加，黏結(jié)面端部出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，應(yīng)力不均勻程度加重，易在黏結(jié)面端部產(chǎn)生破壞。 同時(shí)，環(huán)氧樹脂材料在固化過程中會(huì)產(chǎn)生體積收縮，易在膠層內(nèi)部產(chǎn)生空隙和微裂紋，隨著黏結(jié)層厚度增大，固化時(shí)產(chǎn)生界面空隙和內(nèi)部裂紋的概率增大， 導(dǎo)致環(huán)氧樹脂難以與黏結(jié)面充分接觸，混凝土與環(huán)氧樹脂之間的界面黏合逐漸減弱，黏結(jié)強(qiáng)度降低。

綜上所述，試驗(yàn)結(jié)果及模型計(jì)算表明，采取較小的黏結(jié)厚度，對接縫防水層受力更有利，黏結(jié)厚度越小，應(yīng)力分布越均勻，可避免端部應(yīng)力集中現(xiàn)象，減少產(chǎn)生破壞的可能性。 在使用環(huán)氧樹脂材料進(jìn)行灌縫操作時(shí)， 應(yīng)盡量控制盾構(gòu)管片接縫寬度，避免過厚的黏結(jié)層，減少應(yīng)力集中現(xiàn)象，防止膠層過早破壞；同時(shí)應(yīng)從工藝上避免產(chǎn)生氣泡，使環(huán)氧樹脂材料與盾構(gòu)管片縫隙表面充分接觸，減少界面空隙，以保證黏結(jié)強(qiáng)度和堵漏效果。

3.3 不同材料參數(shù)時(shí)力學(xué)性能分析

試驗(yàn)所用的Ⅰ型環(huán)氧是一種低模量環(huán)氧樹脂材料，具有較好的延展性，在單軸拉伸試驗(yàn)中可觀察到：加載初期，荷載與位移呈非線性上升，斷裂初始階段，黏接界面處發(fā)出連續(xù)、細(xì)碎的“咔咔”響聲，荷載持續(xù)上升，材料表現(xiàn)出較大的延展性，在經(jīng)歷一段位移之后，達(dá)到臨界斷裂荷載，黏結(jié)面完全破壞。

選擇不同廠家生產(chǎn)的一種高模量環(huán)氧樹脂材料，進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)，在試驗(yàn)過程中，觀察到加載初期，荷載與位移呈線性上升，裂紋一旦出現(xiàn)，會(huì)迅速擴(kuò)展至斷裂，荷載達(dá)到峰值后快速下降，黏結(jié)界面的失效模式為脆性破壞，無塑性及黏性現(xiàn)象。

如圖11 所示， 對比兩種材料的單軸拉伸試驗(yàn)曲線可得， 高模量環(huán)氧樹脂材料的黏結(jié)強(qiáng)度較高，可承擔(dān)更大的荷載，但極限位移小，抗變形能力差，而低模量環(huán)氧樹脂材料的極限位移大，具有較強(qiáng)的延展性，能更好地抵抗變形。

圖11 不同材料環(huán)氧樹脂單軸拉伸試驗(yàn)曲線Fig.11 Uniaxial tensile test curves of epoxy resin of different materials

在邊界條件及加載條件相同的情況下，建立兩種環(huán)氧樹脂材料的有限元模型，提取模型黏結(jié)面自上而下的Mises 應(yīng)力分布如圖12 所示。分析黏結(jié)面的應(yīng)力狀態(tài)，其結(jié)果表明：高模量環(huán)氧樹脂的應(yīng)力水平大，應(yīng)力分布較均勻；低模量環(huán)氧樹脂的應(yīng)力水平小，端部存在應(yīng)力集中現(xiàn)象；采用低模量環(huán)氧樹脂，能使最大主應(yīng)力降低8%。

圖12 不同材料的環(huán)氧樹脂黏結(jié)面應(yīng)力分布Fig.12 Stress distribution of epoxy resin bonding surface of different materials

綜上所述， 黏結(jié)面受力與環(huán)氧樹脂材料相關(guān)，其黏附力和本征強(qiáng)度是決定接縫處黏結(jié)強(qiáng)度的關(guān)鍵因素。 高模量環(huán)氧樹脂黏結(jié)強(qiáng)度較高，能承擔(dān)更大的荷載，黏結(jié)面應(yīng)力分布均勻，可抑制裂紋產(chǎn)生和擴(kuò)展，但其極限位移小，抗變形能力差，應(yīng)力水平大，一旦出現(xiàn)裂紋，將快速發(fā)生材料破壞，失去堵漏能力。 而低模量環(huán)氧樹脂材料具有較強(qiáng)的延展性，可降低應(yīng)力峰值， 使得黏結(jié)面應(yīng)力保持在較小水平，應(yīng)用于管片接縫處，能較好抵抗變形。

在盾構(gòu)管片堵漏處理時(shí)， 應(yīng)合理選擇材料，在黏結(jié)強(qiáng)度達(dá)到抵御水壓要求的前提下，使用延展性較強(qiáng)的低模量環(huán)氧樹脂，能夠適應(yīng)管片發(fā)生較大的變形，防止黏結(jié)層發(fā)生脆性破壞，提高界面的防水能力，保證較好的堵漏效果。

3.4 不同管片位移時(shí)力學(xué)性能分析

在有限元模型的基礎(chǔ)上，控制黏結(jié)厚度、材料參數(shù)、加載情況等條件不變，改變管片張開量和錯(cuò)臺(tái)量，分析黏結(jié)層的應(yīng)力狀態(tài)。 提取模型黏結(jié)面自上而下的Mises 應(yīng)力分布，如圖13～圖15 所示。 圖中，X 為管片張開量，Y 為管片錯(cuò)臺(tái)量，mm。

圖13 管片張開時(shí)黏結(jié)面應(yīng)力分布Fig.13 Stress distribution of bonding surface when the segment is opened

圖14 管片錯(cuò)臺(tái)時(shí)黏結(jié)面應(yīng)力路徑Fig.14 Stress distribution of bonding surface when the segment is dislocated

圖15 管片張開、錯(cuò)臺(tái)時(shí)黏結(jié)面應(yīng)力分布Fig.15 Stress distribution of bonding surface when the segment is opened and dislocated

對結(jié)果進(jìn)行對比可知，在環(huán)氧樹脂材料未達(dá)到黏結(jié)破壞狀態(tài)前，管片位移增大，應(yīng)力也隨之增大。

考慮單獨(dú)發(fā)生管片張開或錯(cuò)臺(tái)時(shí)，管片張開產(chǎn)生的應(yīng)力值大于管片錯(cuò)臺(tái)產(chǎn)生的應(yīng)力值，且應(yīng)力隨管片張開量變大而增長的幅度大于管片錯(cuò)臺(tái)時(shí)應(yīng)力的增大幅度；因此，管片張開量對黏結(jié)面Mises 應(yīng)力值的影響更大。 對比圖13，圖14 的應(yīng)力分布，可以看出，單獨(dú)發(fā)生管片張開時(shí)，黏結(jié)面的應(yīng)力分布較均勻，單獨(dú)發(fā)生管片錯(cuò)臺(tái)時(shí)，黏結(jié)面的應(yīng)力分布成不均勻狀態(tài)，且錯(cuò)臺(tái)量越大，不均勻程度越深；因此， 管片錯(cuò)臺(tái)量主要影響?zhàn)そY(jié)面Mises 應(yīng)力分布的均勻程度。

考慮管片同時(shí)發(fā)生張開、錯(cuò)臺(tái)時(shí)，在圖15 上，應(yīng)力路徑0 處為距離管片位移較近端，50 mm 處為距離管片位移較遠(yuǎn)端，分析可得，近端的應(yīng)力值較小，遠(yuǎn)端的應(yīng)力值較大，且應(yīng)力最大值相當(dāng)于單獨(dú)發(fā)生管片張開、錯(cuò)臺(tái)時(shí)的應(yīng)力值疊加，管片同時(shí)發(fā)生張開、錯(cuò)臺(tái)時(shí)會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力水平，造成黏結(jié)面端部的應(yīng)力集中，易發(fā)生剝離破壞，且破壞將發(fā)生在管片位移遠(yuǎn)端點(diǎn)。

3.5 不同靜水壓力時(shí)力學(xué)性能分析

在有限元模型的基礎(chǔ)上，控制環(huán)氧樹脂材料參數(shù)、黏結(jié)厚度等條件不變，對黏結(jié)面上端施加不同的靜水壓力0.2，0.4，0.6 MPa，分析黏結(jié)面的應(yīng)力狀態(tài)。 提取模型黏結(jié)面自上而下的Mises 應(yīng)力分布如圖16 所示。

圖16 不同水壓時(shí)黏結(jié)面應(yīng)力分布Fig.16 Stress distribution of bonding surface under different water pressure

經(jīng)過對比分析可知，水壓越大，黏結(jié)面的應(yīng)力值越大，且水壓力作用面近端處的應(yīng)力大于遠(yuǎn)水端應(yīng)力。 水壓作用下，應(yīng)力值在距離近水端10 mm 處下降42%，降幅較大，從10 mm 處到30 mm 處，應(yīng)力值降幅減緩，從30 mm 處到50 mm 處，應(yīng)力曲線較為平緩，基本保持不變，據(jù)此判斷水壓影響范圍約在黏結(jié)面近水端前3/5 處。

4 結(jié)論

通過室內(nèi)試驗(yàn)和有限元計(jì)算開展研究， 系統(tǒng)分析了環(huán)氧樹脂在盾構(gòu)管片接縫堵漏使用過程中的力學(xué)性能， 獲得了不同潮濕程度基面、 黏結(jié)厚度、材料參數(shù)、管片位移和靜水壓力條件下力學(xué)性能變化規(guī)律，綜合對比試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬，得出結(jié)論。

1） 環(huán)氧樹脂屬于親水型材料，對于有少量水的潮濕接縫的加固和堵漏效果良好， 其干態(tài)黏合、濕面黏合條件下的黏結(jié)強(qiáng)度較高且相差不大，但在完全水下環(huán)境中下降程度較為明顯。 在實(shí)際工程中，對于漏水較為嚴(yán)重的接縫， 應(yīng)先進(jìn)行初步堵水，再使用環(huán)氧樹脂灌注進(jìn)封閉空間，以保證較高的黏結(jié)強(qiáng)度。

2） 環(huán)氧樹脂黏結(jié)強(qiáng)度隨著厚度的增加而減小，在厚度較小時(shí)，應(yīng)力分布較均勻，隨著黏結(jié)層厚度的增加，黏結(jié)面端部出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，應(yīng)力不均勻程度加重，易在端部產(chǎn)生破壞。 在使用環(huán)氧樹脂材料進(jìn)行灌縫操作時(shí)，應(yīng)盡量控制盾構(gòu)管片接縫寬度，避免過厚的黏結(jié)層。

3） 高模量環(huán)氧樹脂材料黏結(jié)強(qiáng)度較高，能承擔(dān)更大的荷載，但其極限位移小，抗變形能力差，一旦出現(xiàn)裂紋，將快速發(fā)生材料破壞，失去堵漏能力。 而低模量環(huán)氧樹脂材料具有較強(qiáng)的延展性，可降低應(yīng)力峰值，使得黏結(jié)面應(yīng)力保持在較小水平，應(yīng)用于管片接縫處，能較好抵抗變形，防止黏結(jié)層發(fā)生脆性破壞，保證較好的堵漏效果。

4） 在環(huán)氧樹脂材料未達(dá)到黏結(jié)破壞狀態(tài)前，管片位移增大，應(yīng)力也隨之增大，管片張開量主要影響?zhàn)そY(jié)面應(yīng)力值，管片錯(cuò)臺(tái)量主要影響?zhàn)そY(jié)面應(yīng)力分布的均勻程度。 管片同時(shí)發(fā)生張開、錯(cuò)臺(tái)時(shí)會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力水平， 造成黏結(jié)面端部的應(yīng)力集中，易發(fā)生剝離破壞， 且破壞將發(fā)生在管片位移遠(yuǎn)端點(diǎn)。

5） 水壓越大， 環(huán)氧樹脂黏結(jié)面的應(yīng)力值越大，且水壓力作用面近端處的應(yīng)力大于遠(yuǎn)水端應(yīng)力，水壓影響范圍約在黏結(jié)面近水端前3/5 處。