裂縫長度對盾構(gòu)隧道管片結(jié)構(gòu)破壞模式模型試驗(yàn)研究

劉川昆，何川，王士民，馬杲宇，郭文琦，盧岱岳

(1.西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都，610031；2.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都，610031)

襯砌裂損是山嶺隧道的主要病害形式，裂縫的存在降低了襯砌截面的極限承載力和襯砌結(jié)構(gòu)的剛度，引起結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布。楊亞新等[1]采用荷載-結(jié)構(gòu)法從承載性能及安全性能分析了縱向裂縫對襯砌結(jié)構(gòu)的影響；于玲等[2]結(jié)合現(xiàn)場檢測及數(shù)值模擬，對比分析了山嶺隧道襯砌裂損及加固方法。國內(nèi)學(xué)者針對山嶺隧道復(fù)合式襯砌展開了大量的研究，而對盾構(gòu)隧道管片襯砌裂縫的研究分析較少。目前，盾構(gòu)管片病害相關(guān)研究多集中在產(chǎn)生原因分析及治理措施等方面。張建剛等[3]通過管片組合體加載模型對管片內(nèi)部應(yīng)力場進(jìn)行了分析，并給出了裂縫治理的工程措施；BIAN等[4]針對惠州水電站引水隧洞襯砌出現(xiàn)大量裂縫的現(xiàn)象進(jìn)行了現(xiàn)場調(diào)研，總結(jié)了導(dǎo)致隧道襯砌開裂的主要影響因素，并通過數(shù)值分析對結(jié)論進(jìn)行了驗(yàn)證；張素磊等[5]依托某二級公路隧道工程，從裂縫類型、所處位置及圍巖級別、裂縫的幾何特征3個(gè)方面分析了襯砌裂縫的分布規(guī)律；林楠等[6]通過建立盾構(gòu)隧道管片三維有限元模型，分析了盾構(gòu)隧道病害演化發(fā)展機(jī)理并給出了隧道病害治理措施。針對盾構(gòu)隧道管片襯砌力學(xué)性能及破壞模式，國內(nèi)外學(xué)者展開了相應(yīng)的研究[7-10]。王士民等[11]通過相似模型試驗(yàn)，通過超載的形式分析了地層空洞缺陷對盾構(gòu)隧道管片漸進(jìn)性破壞失穩(wěn)過程的影響；LEUNG等[12]通過模型實(shí)驗(yàn)分析既有隧道周邊不同位置出現(xiàn)空洞后，隧道周邊土壓力分布的變化；LEI等[13]通過模型試驗(yàn)研究了淺埋隧道在不同偏壓角的非對稱荷載作用下，隧道結(jié)構(gòu)和圍巖中的應(yīng)力分布和變化規(guī)律以及襯砌破壞的過程；FENG等[14]依托獅子洋隧道，采用一系列管片結(jié)構(gòu)的原型加載試驗(yàn)研究了大斷面水下盾構(gòu)隧道管片的接頭在壓-彎聯(lián)合作用下的力學(xué)特性和破壞過程，并和數(shù)值計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行了對比分析。目前，裂縫問題是盾構(gòu)隧道的主要病害之一，部分盾構(gòu)隧道在建成初期即處于帶裂縫工作狀態(tài)。而既有研究成果多是針對管片結(jié)構(gòu)的裂損調(diào)研、成因分析及治理措施，且研究方法多為數(shù)值模擬及現(xiàn)場測試，針對已開裂管片的損傷破壞模式的研究較少。因此，本文作者依托國內(nèi)某地鐵越江盾構(gòu)隧道，通過相似模型試驗(yàn)研究已開裂管片襯砌結(jié)構(gòu)的位移特性及破壞模式，研究結(jié)論可為盾構(gòu)隧道的安全狀態(tài)、病害程度的評估提供參考依據(jù)。

1 工程概況

1.1 工程地質(zhì)條件

某地鐵隧道沿線地形地貌多變、地層巖性多樣，土質(zhì)從北到南呈軟硬不均、交錯(cuò)分布，全線軟土比例高達(dá)56.4%。圖1所示為該隧道裂縫出現(xiàn)區(qū)段地質(zhì)斷面圖，隧道穿越巖層軟硬交界面左、右兩側(cè)分別為殘積礫質(zhì)黏土和全風(fēng)化花崗巖。左右兩側(cè)軟硬不均往往會(huì)導(dǎo)致盾構(gòu)掘進(jìn)偏離中心線，盾構(gòu)姿態(tài)不佳產(chǎn)生集中應(yīng)力從而出現(xiàn)裂縫。

1.2 管片結(jié)構(gòu)參數(shù)

該盾構(gòu)隧道內(nèi)徑和外徑分別為5.5 m和6.2 m，管片厚度為0.35 m，平均幅寬為1.2 m；管片結(jié)構(gòu)包括3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)塊、2 個(gè)鄰接塊和1 個(gè)封頂塊，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2所示。管片襯砌拼裝采用錯(cuò)縫拼裝方式，環(huán)間等角度設(shè)置16顆縱向螺栓。

圖1 區(qū)間斷面地層條件Fig.1 Cross section formation condition

圖2 管片襯砌分塊圖Fig.2 Lining segment diagram

1.3 管片裂損特征

調(diào)查統(tǒng)計(jì)該地鐵工程全線區(qū)間隧道管片的病害情況見表1。由表1可知：邊角部裂損、縱向裂縫、拱頂脫落是該地鐵工程管片病害的主要裂損形式。其中，拱頂脫落數(shù)量最多，占比達(dá)到45.8%，縱向裂縫其次，占比41.3%，可見影響管片質(zhì)量問題的主要因素是拱頂脫落及縱向裂縫。

表1 管片裂損統(tǒng)計(jì)表Table 1 Crack statistics of segments

表2所示為縱向裂縫的長度統(tǒng)計(jì)。由表2可知：前裂縫與后裂縫的平均值及最小值差異較小，但前裂縫最大值遠(yuǎn)大于后裂縫最大值。為此，以前裂縫長度相對幅寬占比的統(tǒng)計(jì)值作為后續(xù)試驗(yàn)設(shè)計(jì)的基準(zhǔn)。

根據(jù)出現(xiàn)裂縫區(qū)間的現(xiàn)場調(diào)查分析可以發(fā)現(xiàn)：相對于后裂縫，前裂縫影響范圍更廣、病害數(shù)量更多、裂損程度更深。為此，本文通過相似模型試驗(yàn)，探究裂縫長度對襯砌結(jié)構(gòu)破壞模式的影響規(guī)律。

表2 縱向裂縫長度統(tǒng)計(jì)Table 2 Statistics of longitudinal crack

2 相似模型試驗(yàn)

2.1 相似判據(jù)確定

試驗(yàn)基礎(chǔ)相似比包括1/12的幾何相似比和1/1的容重相似比，根據(jù)相似理論推得相似模型泊松比、應(yīng)變、摩擦角相似比Cu=Cg=Cφ=1；強(qiáng)度、應(yīng)力、凝聚力、彈性模量相似比CR=Cσ=Cc=CE=12。

2.2 土體相似材料

試驗(yàn)原型土體選取主要穿越的殘積粉質(zhì)黏土和殘積砂質(zhì)黏土，其主要控制參數(shù)包括黏聚力、重度、彈性模量及內(nèi)摩擦角。選取河砂、粉煤灰、松香、細(xì)石英砂、粗石英砂、重晶石粉和機(jī)油的熱融混合物作為相似材料，以試驗(yàn)土體材料的物理力學(xué)參數(shù)為控制目標(biāo)對熱融混合物的質(zhì)量比進(jìn)行調(diào)整。表3所示為模型土體材料成分質(zhì)量比，表4所示為土體材料物理力學(xué)參數(shù)取值。其中，理論值由實(shí)際工程決定；對應(yīng)原型值由模型值按相似比換算得到。

表3 模型土體材料成分質(zhì)量比Table 3 Mix proportion of model soils

表4 土體材料物理力學(xué)參數(shù)取值Table 4 Physical and mechanical parameters of soils

2.3 管片襯砌模型

表5所示為管片混凝土的物理力學(xué)參數(shù)。采用特定水膏比下的石膏硅藻土進(jìn)行等效模擬管片混凝土，管片混凝土的強(qiáng)度等級為C50，管片相似材料采用水、石膏、硅藻土質(zhì)量比為1:1.38:0.1的復(fù)合材料預(yù)制加工現(xiàn)場安裝的方法模擬。

表5 管片混凝土物理力學(xué)參數(shù)取值Table5 Physicalmechanicalparametersofsegmentconcrete

根據(jù)抗彎剛度等效原則，混凝土管片環(huán)向主筋采用直徑1.3 mm的鋼筋網(wǎng)進(jìn)行模擬。通過模具預(yù)制加工制作管片襯砌，脫模后的養(yǎng)護(hù)需在一定溫度、濕度條件下進(jìn)行，由于單環(huán)管片存在縱向拼裝效應(yīng)，試驗(yàn)研究過程中采用“半環(huán)+整環(huán)+半環(huán)”的形式，管片襯砌結(jié)構(gòu)相似模型如圖3所示。

圖3 管片襯砌結(jié)構(gòu)相似模型Fig.3 Similar model of segment lining structure

管片接頭包括環(huán)向接頭和縱向接頭，通過內(nèi)外分區(qū)割槽方式對管片環(huán)向接頭進(jìn)行處理[15]，根據(jù)與原型接頭抗彎能力等效的原則確定割槽深度[16]，如表6所示。采用直徑4 mm的鋼棒對管片縱向接頭進(jìn)行模擬。

表6 管片環(huán)向接頭對應(yīng)槽縫深度對照Table 6 Gap depth of segment transverse joints

預(yù)制裂縫是模型制作過程中的重點(diǎn)，在澆筑石膏的同時(shí)，將塑料墊片按照設(shè)計(jì)要求放置在預(yù)制裂縫位置。由于塑料墊片在結(jié)構(gòu)上等效為接觸面裂縫，為便于模型試驗(yàn)開展，預(yù)制裂縫寬度取0.5 mm，結(jié)合現(xiàn)場調(diào)研結(jié)果[17]，裂縫深度平均值約為管片厚度的一半，即150 mm，因此，塑料墊片在模型管片上的置入深度根據(jù)相似比原則取12.5 mm，墊片長度取值與試驗(yàn)分組相對應(yīng)。墊片置入過程中進(jìn)行涂油處理，待石膏硬化后將其取出形成裂縫，預(yù)制裂縫及所用的塑料墊片如圖4所示。

圖4 預(yù)制裂縫管片模擬Fig.4 Prefabricated crack of segment

2.4 模型試驗(yàn)分組

為深入研究不同裂縫長度對管片襯砌結(jié)構(gòu)初始損傷及失穩(wěn)破壞模式的影響規(guī)律，結(jié)合該地鐵工程全線區(qū)間隧道管片的病害情況實(shí)地調(diào)查統(tǒng)計(jì)值，縱向裂縫長度平均值相對幅寬占比為0.40。為此，根據(jù)幾何相似比分別按無裂縫、1/6 幅寬、1/3 幅寬、1/2 幅寬及2/3幅寬長度的預(yù)制裂縫制作病害模型管片進(jìn)行試驗(yàn)，具體試驗(yàn)工況如表7所示。

2.5 試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)采用臥式加載的方式，試驗(yàn)裝置采用“盾構(gòu)隧道-地層復(fù)合體模擬試驗(yàn)系統(tǒng)”，臥式加載裝置如圖5所示。試驗(yàn)過程中，首先，將試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶凑赵O(shè)計(jì)位置放置于試驗(yàn)槽體中央；然后，用配制好的模型土逐層填充并壓實(shí)模型與加載板之間的空間；最后，吊裝III方向加載鋼板，覆蓋相似模型與模型土體。

開始加載時(shí)，首先，在III 方向荷載至一定量值確保管片受力狀態(tài)為平面應(yīng)變；然后施加均勻水壓及非均勻水壓至其工作狀態(tài)；最后通過I 方向的4 臺(tái)水平千斤頂及II 方向的4 臺(tái)水平千斤頂同步施加I 方向和II 方向的荷載，且I 方向和II 方向荷載始終保持地層側(cè)壓力系數(shù)λ=0.5。試驗(yàn)荷載的施加采用分級加載的方式，每級加載穩(wěn)定后，采集試驗(yàn)測試數(shù)據(jù)，然后施加下一級荷載，直至管片整體失穩(wěn)破壞。通過理論計(jì)算獲得各加載步荷載施加量，結(jié)果見表8。

試驗(yàn)過程中，為獲取管片襯砌的變形、內(nèi)力及破壞相關(guān)信息，在襯砌表面分別布置了混凝土應(yīng)變片、位移計(jì)和聲發(fā)射探頭，其中混凝土應(yīng)變片在內(nèi)外壁均等間隔布置24 個(gè)，位移計(jì)沿管片中間環(huán)內(nèi)壁等間隔布置8 個(gè)，聲發(fā)射探頭共計(jì)4 個(gè)，分別布置于拱頂、拱底及左、右拱腰。測試元件布置示意圖如圖6所示。

圖5 試驗(yàn)臥式加載裝置Fig.5 Horizontal test loading device

表7 試驗(yàn)工況Table 7 Test condition

表8 試驗(yàn)荷載施加方案Table 8 Test loading scheme

圖6 測試元件布置示意圖Fig.6 Layout diagram of test component

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 管片襯砌位移分析

圖7所示為不同裂縫長度管片襯砌關(guān)鍵點(diǎn)位移變化曲線。由圖7可知：管片襯砌加載-位移曲線表現(xiàn)出較為明顯的階段性，將管片加載-破壞過程分為彈性承載、塑性承載、失穩(wěn)破壞等3個(gè)階段[18]。在整體變化趨勢上，A-B段曲線較為平緩，各關(guān)鍵點(diǎn)位移變化均較小，且變形量與荷載基本成線性比例關(guān)系；B-C段襯砌各點(diǎn)位移呈加速變形的趨勢；C-D段管片襯砌位移急劇增加直至破壞。

對比5組不同裂縫長度試驗(yàn)管片，相對于無損管片環(huán)，首先，階段劃分范圍差異較大，隨著裂縫長度的增加，在A-B階段擴(kuò)大的同時(shí)，其B-C階段小幅縮小，其次，裂損管片的位移幅值逐漸增大，隨管片裂縫長度增加，結(jié)構(gòu)柔性增加，相同荷載條件下的變形量增加。

采用統(tǒng)計(jì)的方法研究圓型盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時(shí)的形變特征，引入橢圓扁平率為研究參數(shù)，橢圓扁平率計(jì)算公式為

δ=(D-d)/R

其中：δ為橢圓扁平率；D和d分別為長軸和短軸長度；R為結(jié)構(gòu)外徑。本試驗(yàn)各組模型管片結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時(shí)的橢圓扁平率統(tǒng)計(jì)如表9所示。

由表9可知：管片裂縫的存在對襯砌結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時(shí)的形變特征有顯著影響，相對于無損管片環(huán)，裂縫的存在使得失穩(wěn)前后的橢圓扁平率明顯增大，從初始加載到臨近失穩(wěn)階段，無損管片環(huán)橢圓扁平率增速緩慢，表面管片襯砌變形較小，具有較強(qiáng)的整體抵抗變形能力，而帶裂縫管片失穩(wěn)前后管片變形較大，橢圓扁平率增幅較為明顯。

對比分析5組不同裂縫長度管片襯砌橢圓扁平率隨加載步的變化過程可見：隨著裂縫長度的增加，管片失穩(wěn)橢變的速率增加，相同荷載下的失穩(wěn)橢變程度增加，當(dāng)既有裂縫長度小于1/3幅寬時(shí)，管片在失穩(wěn)點(diǎn)的橢圓扁平率增幅較小；當(dāng)既有裂縫長度大于1/3幅寬時(shí)，管片橢圓扁平率急劇增大，直至管片完全破壞。

圖8所示為各組試驗(yàn)管片加載過程中的橢圓扁平率變化情況。從圖8可見：各組管片失穩(wěn)橢變前后橢圓扁平率呈現(xiàn)明顯變化的趨勢，失穩(wěn)前后橢圓扁平率均增加了2%左右。臨近失穩(wěn)荷載，管片橢圓扁平率與荷載基本呈線性比例關(guān)系，橢圓扁平率較為平緩，失穩(wěn)橢變后，橢圓扁平率明顯增大，隨著荷載的進(jìn)一步增大，管片變形呈不收斂趨勢增加直至破壞。

圖7 不同裂縫長度下管片襯砌位移變化曲線Fig.7 Displacement curve on the segment lining with different crack lengths

圖8 各組試驗(yàn)管片橢圓扁平率Fig.8 Elliptical flat rate of each segment

3.2 管片聲發(fā)射信息

管片襯砌的微觀損傷及裂縫擴(kuò)展以彈性波的形式傳播到管片襯砌表面，進(jìn)而產(chǎn)生可探測的管片襯砌表面位移，通過探測器將機(jī)械振動(dòng)轉(zhuǎn)換為電信號進(jìn)而放大、處理并記錄。通過聲發(fā)射信號中的能量信息，統(tǒng)計(jì)傳感器所接收的累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)隨加載步的變化規(guī)律，充分反映不同裂縫長度管片內(nèi)部損傷破壞程度。不同裂縫長度條件下管片聲發(fā)射事件計(jì)數(shù)隨加載步變化的曲線如圖9所示。

由圖9可知：從開始加載至第5 級荷載，無損管片環(huán)累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)均較少，表明管片襯砌在此階段并未產(chǎn)生明顯的損傷，第5級荷載加載至第16級荷載，累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)呈臺(tái)階狀增長，表明管片襯砌在此階段開始發(fā)生損傷及局部破壞。裂縫長度為1/6管片幅寬時(shí)，自第6級荷載開始直至第16級荷載，累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)表現(xiàn)出同樣的臺(tái)階增長趨勢，且臺(tái)階高度逐漸增大，表明管片襯砌在此階段的損傷破壞是加速發(fā)展的。裂縫長度為1/3 管片幅寬時(shí)，第7 級荷載加載至第14 級荷載過程中，累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)臺(tái)階增長速度增加，且臺(tái)階數(shù)量減少，表明既有裂縫的存在加劇了管片的損傷破壞。裂縫長度為1/2 及2/3管片幅寬時(shí)，管片襯砌由開始發(fā)出聲發(fā)射信息的8級和9 級荷載到累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)突然增加的13 級荷載，累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)增加速度較快，且過程較短，第14 級荷載施加后，累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)出現(xiàn)一個(gè)顯著的峰值，管片損傷破壞加速直至整體失穩(wěn)破壞。

對比分析5組不同裂縫長度試驗(yàn)管片可知：隨著裂縫長度的增加，結(jié)構(gòu)開始出現(xiàn)損傷破壞的荷載級別增大，結(jié)構(gòu)的彈性承載范圍擴(kuò)大，結(jié)構(gòu)失穩(wěn)點(diǎn)所對應(yīng)的荷載級別減小。當(dāng)裂縫長度小于1/3幅寬時(shí)，失穩(wěn)點(diǎn)所對應(yīng)的荷載級別均為16級；當(dāng)裂縫長度大于1/3幅寬時(shí)，失穩(wěn)點(diǎn)所對應(yīng)的荷載級別減小到13 級和14級，結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性狀態(tài)的荷載級別更低，結(jié)構(gòu)的極限承載力降低，失穩(wěn)點(diǎn)所對應(yīng)的累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)明顯增多，結(jié)構(gòu)失穩(wěn)趨于突發(fā)性破壞。

3.3 結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)分析

管片襯砌的微觀損傷、裂縫擴(kuò)展及失穩(wěn)破壞是一個(gè)漸進(jìn)性發(fā)展的過程，通過記錄各組管片裂縫、剝落及掉塊的損傷位置及發(fā)展過程，各組管片內(nèi)表面破壞過程及外表面最終破壞素描如圖10所示。以0°位置為拱頂位置，并以順時(shí)針方向?yàn)檎謩e為90°(右拱腰)、180°(拱底)、270°(左拱腰)，圖中紅線表示管片裂縫擴(kuò)展形成，橢圓表示管片區(qū)域剝落壓潰，數(shù)字表示損傷破壞對應(yīng)的荷載級別。通過管片內(nèi)表面破壞過程揭示既有裂縫長度對管片破壞模式的影響，并結(jié)合管片外表面破壞素描呈現(xiàn)不同裂縫長度管片破壞形態(tài)。

圖9 不同裂縫長度下聲發(fā)射信息Fig.9 Total AE counts with different crack lengths

無損管片環(huán)首先在左拱腰上半環(huán)出現(xiàn)宏觀裂縫，當(dāng)試驗(yàn)加載至第7級荷載，管片拱腰位置出現(xiàn)剪切裂縫，繼續(xù)加載至第11 級荷載，拱底上半環(huán)產(chǎn)生受拉裂縫并延伸至中間環(huán)，并最終形成貫通裂縫，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的整體失穩(wěn)破壞。裂縫長度為1/6管片幅寬時(shí)，沿既有裂縫方向產(chǎn)生較為明顯的宏觀裂縫，管片其余位置損傷破壞過程與無損管片環(huán)類似。裂縫長度為1/3管片幅寬時(shí)，左拱腰位置同樣產(chǎn)生沿管片縱向的貫通裂縫，加載至第14 級荷載，右拱腰下半環(huán)接頭位置產(chǎn)生小范圍的局部剝落。裂縫長度為1/2 管片幅寬時(shí)，管片在既有裂縫位置及其附近產(chǎn)生兩條縱向裂縫，并延伸至上、下半環(huán)，繼續(xù)加載，右拱腰及拱頂相繼產(chǎn)生裂縫，第13加載步時(shí)，右拱腰位置由于2條縱向裂縫的擠壓形成壓潰區(qū)域，產(chǎn)生掉塊現(xiàn)象。裂縫長度為2/3管片幅寬時(shí)，管片左拱腰貫通裂縫加速產(chǎn)生，加載至第11 級荷載，既有裂縫位置產(chǎn)生較為明顯的掉塊，繼續(xù)加載至第13 級荷載，管片拱底位置形成貫通裂縫并出現(xiàn)大規(guī)模的張拉破壞，導(dǎo)致管片整體失穩(wěn)破壞。

由于管片外表面直接與土層接觸，無法實(shí)時(shí)觀測獲取其破壞過程，但根據(jù)其最終破壞形態(tài)分析發(fā)現(xiàn)，裂縫長度對管片結(jié)構(gòu)的損傷發(fā)展及破壞過程影響較大。第1 組和第2 組試驗(yàn)管片環(huán)中裂縫長度相對較短，結(jié)構(gòu)最終破壞時(shí)，貫通裂縫的數(shù)量較少，且并未出現(xiàn)大范圍的脫落、掉塊等現(xiàn)象，其對管片結(jié)構(gòu)的影響較為有限；第3 組試驗(yàn)管片雖未出現(xiàn)明顯的脫落、掉塊現(xiàn)象，但拱底上半環(huán)出現(xiàn)小范圍的剝落現(xiàn)象；隨著裂縫長度的增大，第4組和第5組試驗(yàn)管片環(huán)拱腰處內(nèi)、外表面均出現(xiàn)了多條縱向貫通裂縫，并逐漸沿管片厚度方向發(fā)展，在拱頂及拱腰位置形成掉塊區(qū)域，最終導(dǎo)致管片結(jié)構(gòu)沿徑向斷裂，引起整體結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞。

為了深入分析不同裂縫長度管片破壞過程及最終破壞模式，將各組管片隨試驗(yàn)加載的破壞特征信息見表10。由表10可知：無損管片環(huán)宏觀裂縫從第5 級荷載開始出現(xiàn)，隨著既有裂縫長度的增加，結(jié)構(gòu)的柔性增大，彈性階段變大，結(jié)構(gòu)宏觀裂縫出現(xiàn)的荷載級別逐漸增加；第1組和第2組管片環(huán)失穩(wěn)破壞全過程未出現(xiàn)局部剝落、掉塊等現(xiàn)象，當(dāng)既有裂縫長度增加至幅寬的1/3 時(shí)，管片拱底出現(xiàn)小范圍的局部剝落，當(dāng)既有裂縫長度增加至幅寬的1/2時(shí)，管片拱頂及拱腰位置出現(xiàn)明顯的掉塊現(xiàn)象。

圖11所示為無損管片環(huán)的整體破壞照片。由圖11可知：2/3 幅寬裂縫長度管片結(jié)構(gòu)發(fā)生明顯橢變，裂縫的存在使得既有裂縫附近區(qū)域受力呈壓剪狀態(tài)，管片往往會(huì)產(chǎn)生區(qū)域壓潰的破壞現(xiàn)象。

圖10 各組管片破壞過程及最終破壞素描Fig.10 Segment failure process and final damage sketch

圖12所示為無損管片、1/3 幅寬裂縫長度及2/3幅寬裂縫長度管片結(jié)構(gòu)左拱腰破壞照片。由圖12可知：當(dāng)既有裂縫長度小于1/3幅寬時(shí)，結(jié)構(gòu)既有裂縫斷面破壞形態(tài)以貫通裂縫為主，雖然會(huì)加速結(jié)構(gòu)的整體失穩(wěn)破壞，但其影響相對有限；當(dāng)既有裂縫長度大于1/3 幅寬時(shí)，結(jié)構(gòu)既有裂縫會(huì)引起管片完全斷裂，急劇加速結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)破壞，甚至在一定程度上使結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)破壞具有脆性破壞特征，大幅降低結(jié)構(gòu)承載能力，威脅結(jié)構(gòu)安全。因此，管片結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能對裂縫長度極為敏感。

表10 管片破壞特征Table 10 Failure characteristics of segments

圖11 管片整體破壞照片F(xiàn)ig.11 Segment integral destruction photos

圖12 管片左拱腰破壞照片F(xiàn)ig.12 Segment destruction photos of left hance

4 結(jié)論

1)裂縫長度對管片襯砌結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性具有顯著影響，1/3 幅寬是裂縫長度對管片襯砌結(jié)構(gòu)力學(xué)性能影響的分界點(diǎn)，當(dāng)裂縫長度小于1/3幅寬時(shí)，裂縫的存在不影響管片襯砌結(jié)構(gòu)的承載性能，但當(dāng)裂縫長度大于1/3幅寬時(shí)，結(jié)構(gòu)的極限承載力隨裂縫長度增加而降低。

2)裂縫的存在降低了結(jié)構(gòu)整體剛度，結(jié)構(gòu)在相同荷載條件下的變形量增加，隨裂縫長度增加，管片失穩(wěn)橢變的速率增加，當(dāng)裂縫長度小于1/3 幅寬時(shí)，管片在失穩(wěn)點(diǎn)的橢圓扁平率增幅較??；當(dāng)裂縫長度大于1/3幅寬時(shí)，管片橢圓扁平率急劇增大，直至管片完全破壞。

3)當(dāng)裂縫長度小于1/3幅寬時(shí)，結(jié)構(gòu)既有裂縫斷面破壞形態(tài)以貫通裂縫為主，雖會(huì)加速結(jié)構(gòu)的整體失穩(wěn)破壞，但其影響相對有限；當(dāng)裂縫長度大于1/3幅寬時(shí)，結(jié)構(gòu)既有裂縫會(huì)引起管片完全斷裂，急劇加速結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)破壞，結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)破壞趨于突發(fā)性破壞。