裂縫位置對盾構(gòu)隧道管片結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)的影響

曹淞宇 王士民 劉川昆 何 川 盧岱岳 馬杲宇

(西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點實驗室, 成都 610031)(西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 成都 610031)

近年來，隨著我國地鐵的大量修建，地鐵盾構(gòu)隧道在施工過程中面臨的質(zhì)量問題逐漸增多[1].受初始地層缺陷及管片開裂破損的影響，不可避免會出現(xiàn)管片區(qū)域剝落、滲漏水等病害，直接影響盾構(gòu)隧道的耐久性及長期安全性[2-3].

為了探明管片襯砌結(jié)構(gòu)出現(xiàn)裂損的原因，相關(guān)學(xué)者針對地層條件、地層缺陷、管片不良受力狀態(tài)等開展了大量研究.Guo等[4]通過一系列模型試驗，研究了盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)在外土水荷載和內(nèi)水壓共同作用下的力學(xué)行為；閆鵬飛等[5]通過足尺試驗研究了初始損傷對盾構(gòu)隧道管片力學(xué)特性的影響規(guī)律；王士民等[6]采用相似模型試驗的方法分析了地層空洞對盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)的承載性能及破壞模式； Leung等[7]通過模型試驗，分析了不同位置出現(xiàn)空腔后隧道周圍土壓力分布的變化；盧岱岳等[8]基于擴展有限元系統(tǒng)分析了施工過程中帶榫管片裂紋初始開裂位置、擴展方向及裂紋空間分布規(guī)律；Jin等[9]建立了一個考慮盾殼的擠壓作用、土壓力、頂推力和灌漿壓力的三維有限元模型，以便比較損傷前后的情況；張建剛等[10]采用管片組合體加載模型詳細(xì)分析了管片內(nèi)部應(yīng)力場，揭示了管片結(jié)構(gòu)產(chǎn)生裂縫的主要原因；Feng等[11]通過現(xiàn)場觀測和數(shù)值分析，研究了地質(zhì)變化對結(jié)構(gòu)應(yīng)力狀態(tài)變化的影響；葉飛等[12]結(jié)合具體工程，從施工角度提出了避免管片開裂的有效措施；Bian等[13]調(diào)研并總結(jié)了惠州水電站引水隧洞襯砌出現(xiàn)大量裂縫的主要影響因素；Amorim等[14]基于集中損傷力學(xué)建立有限元模型，對隧道襯砌開裂的過程進行了簡化分析；Chen等[15]通過建立三維有限元模型，模擬了盾構(gòu)隧道在建造期及服役期的裂縫問題.上述研究對管片裂損病害的成因進行了相關(guān)分析，部分文獻還提出了針對性的治理措施，但研究結(jié)論無法為帶裂縫管片襯砌結(jié)構(gòu)的健康狀態(tài)及后續(xù)承載性能的評估提供理論支撐和實用方法.

基于此，本文依托國內(nèi)某地鐵隧道工程，通過相似模型試驗，研究不同裂縫位置對盾構(gòu)隧道管片襯砌結(jié)構(gòu)力學(xué)特征及破壞形態(tài)的影響規(guī)律.

1 工程概況

某地鐵隧道主要穿越全風(fēng)化花崗巖、殘積礫質(zhì)黏土、殘積粉質(zhì)黏土，隧道穿越巖層左右兩側(cè)軟硬不均.該盾構(gòu)隧道外徑6.2 m、內(nèi)徑5.5 m，管片厚度0.35 m、幅寬1.2 m.管片襯砌采用“3+2+1”的分塊模式.環(huán)間等角度設(shè)置16顆縱向螺栓，采用錯縫拼裝(見圖1). 圖中，A1、A2、A3為標(biāo)準(zhǔn)塊，B1、B2為鄰接塊，K為封頂塊.

圖1 襯砌環(huán)管片分塊(單位：m)

2 相似模型試驗

2.1 相似判據(jù)

試驗基礎(chǔ)相似比包括Cl=1/12的幾何相似比和Cγ=1/1的容重相似比.根據(jù)相似準(zhǔn)則推得土體應(yīng)變、泊松比、摩擦角相似比Cg=Cu=Cφ=1，模型強度、應(yīng)力、黏聚力、彈性模量相似比CR=Cσ=Cc=CE=12.

2.2 土體相似材料

試驗選取主要穿越的粉質(zhì)黏土、殘積礫質(zhì)黏土為試驗原型土體，以重度、彈性模量、黏聚力及內(nèi)摩擦角為主要控制參數(shù)，采用河砂、粉煤灰、重晶石粉、粗石英砂、細(xì)石英砂、松香和機油的熱熔混合物作為模型土的基材.通過配制得到模型土體材料配比見表1，土體材料物理力學(xué)參數(shù)見表2.

表1 模型土體材料組成成分配比

表2 土體材料物理力學(xué)參數(shù)

表3為管片混凝土的物理力學(xué)參數(shù).管片混凝土的強度等級為C50，基于特定水膏比下的石膏硅藻土進行等效模擬，管片相似材料水、石膏、硅藻土質(zhì)量比例為1∶1.38∶0.1.

根據(jù)原型抗彎剛度等效原則，管片環(huán)中的主筋采用直徑為1.3 mm的鐵絲進行模擬，管片環(huán)向主筋配筋參數(shù)見表3.模型試驗采用“半環(huán)+整環(huán)+半環(huán)”的形式進行研究[6]，根據(jù)幾何相似比1∶12，模型管片內(nèi)徑取為458 mm、外徑取為517 mm，厚度取為30 mm，幅寬取為100 mm.

表3 管片材料物理力學(xué)參數(shù)

2.3 管片接頭及預(yù)制裂縫

管片縱向接頭的模擬采用直徑4 mm的鋼棒進行模擬，管片環(huán)向接頭通過內(nèi)外分區(qū)割槽進行處理[16]，并按照等效原則確定割槽深度(見表4)[17].

表4 管片環(huán)向接頭割槽深度對照表

管片襯砌及既有裂縫通過模具預(yù)制加工而成，裂縫的預(yù)制及澆筑成型參照文獻[18]進行.模型管片上預(yù)制裂縫長度、深度、寬度分別取為3.33、1.25、0.05 cm.管片襯砌及成型之后的裂縫如圖2所示.

(a) 管片襯砌

(b) 預(yù)制裂縫

2.4 模型試驗分組

調(diào)查統(tǒng)計該地鐵工程全線區(qū)間隧道管片裂損情況[19-20]，得到縱向裂縫數(shù)量沿管片環(huán)分布(見圖3).由圖可知，管片環(huán)各區(qū)域均有縱向裂縫產(chǎn)生，縱向裂縫在左、右拱腰數(shù)量最多，拱底其次，拱頂分布最少.

圖3 縱向裂縫沿管片環(huán)分布圖

圖4為縱向裂縫在各型管片的分布情況.由圖可知，K塊中未出現(xiàn)縱向裂縫，標(biāo)準(zhǔn)塊中縱向裂縫所占比例為49.2%，鄰接塊中縱向裂縫所占比例達到50.8%.相比其他分塊，縱向裂縫在鄰接塊出現(xiàn)的可能性更大.

圖4 縱向裂縫管片分布比例圖

結(jié)合管片現(xiàn)場裂損調(diào)研，根據(jù)1∶12的相似比例制作模型管片.采用錯縫拼裝，各環(huán)之間相對旋轉(zhuǎn)180°，根據(jù)縱向前裂縫分布特征設(shè)置無裂縫、預(yù)制裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底等4種工況.具體試驗分組情況見表5.

表5 試驗方案分組

2.5 試驗裝置及過程控制

試驗基于盾構(gòu)隧道-地層-水壓復(fù)合體模擬試驗系統(tǒng).試驗加載裝置如圖5所示.通過臥式加載的方式，模擬不同土體構(gòu)造應(yīng)力場和自重應(yīng)力場，試驗裝置在3個方向上均有4臺液壓千斤頂，通過各方向加載板實現(xiàn)對試驗土體的均布加載.試驗過程中，首先將制作好的模型放置于底板中央，并在模型與水平方向加載板之間填充模型土體，然后在土體及模型上方覆蓋Ⅲ方向加載板，其對應(yīng)試驗?zāi)Ｐ臀恢昧粲胁僮骺?，便于試驗過程中的操作、觀察及數(shù)據(jù)測量.

圖5 試驗臥式加載裝置

試驗過程中，為了確保管片處于平面應(yīng)變狀態(tài)，首先施加Ⅲ方向荷載；然后施加均勻水壓及非均勻水壓至其工作狀態(tài)；接著根據(jù)地層側(cè)壓力系數(shù)λ=0.5確定Ⅰ、Ⅱ方向荷載加載比例，以分級加載方式同時施加Ⅰ、Ⅱ方向土壓力至其工作狀態(tài)；繼續(xù)分級施加土壓力模擬超載及結(jié)構(gòu)劣化等因素，直至管片結(jié)構(gòu)破壞失穩(wěn).各加載步荷載施加量值根據(jù)理論計算獲得，3個方向荷載按照計算值逐級施加，具體施加的荷載值參照文獻[18].

試驗中的信息采集主要包括模型管片的位移、聲發(fā)射及損傷破壞過程.以模型中間環(huán)為量測對象，在模型管片拱頂、拱底、左右拱腰、左右拱肩及左右拱腳等關(guān)鍵位置分別布置1個位移計，在拱頂、拱底、左右拱腰分別布置1個聲發(fā)射探頭，同時在管片環(huán)內(nèi)外兩側(cè)均勻布設(shè)24組電阻應(yīng)變片.

3 試驗結(jié)果與分析

試驗過程中，管片襯砌結(jié)構(gòu)聲發(fā)射事件數(shù)的改變體現(xiàn)了管片襯砌結(jié)構(gòu)在加載過程的能量變化，同時反映了結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性及失穩(wěn)破壞過程.而位移變化曲線變化趨勢及其斜率的變化在一定程度上表征了管片襯砌結(jié)構(gòu)在外荷載作用下的響應(yīng)特征.綜合分析聲發(fā)射事件曲線及管片襯砌結(jié)構(gòu)關(guān)鍵點位移變化曲線.結(jié)合管片襯砌結(jié)構(gòu)的承載階段劃分，本文主要從管片聲發(fā)射信息、襯砌位移、襯砌內(nèi)力及破壞過程等方面進行深入分析.

3.1 聲發(fā)射信息分析

各組試驗管片環(huán)在加載過程中聲發(fā)射事件數(shù)隨加載步變化的曲線如圖6所示.圖中，階段1、階段2、階段3分別對應(yīng)管片襯砌結(jié)構(gòu)的彈性承載階段、塑性承載階段及破壞失穩(wěn)階段.由圖可知，無損管片環(huán)從開始加載至第5級荷載，累計聲發(fā)射事件數(shù)較少；第5級荷載加載至第16級荷載，累計聲發(fā)射事件數(shù)呈臺階狀增長，曲線斜率較為平緩，管片襯砌結(jié)構(gòu)開始產(chǎn)生局部損傷.既有裂縫位于拱腰時，第7級荷載加載至第14級荷載過程中，累計聲發(fā)射事件數(shù)曲線斜率明顯增大，表明既有裂縫的存在加劇了管片的損傷破壞.既有裂縫位于拱頂及拱底時，自第8級荷載開始直至第14級荷載，累計聲發(fā)射事件數(shù)變化曲線臺階高度逐漸增大，臺階數(shù)量明顯減少，表明管片襯砌在此階段的損傷破壞是加速發(fā)展的.

對比分析1～4組不同裂縫位置試驗管片失穩(wěn)臨界點的聲發(fā)射信息，相對于無損管片環(huán)，既有裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底的累計聲發(fā)射事件數(shù)分別增加了45.1%、41.4%、184.6%.既有裂縫位于拱底時的聲發(fā)射響應(yīng)特性最為明顯，表明既有裂縫位于拱底時管片結(jié)構(gòu)損傷破壞最為顯著.

(a) 第1組

(b) 第2組

(c) 第3組

(d) 第4組

3.2 管片襯砌變形分析

圖7為不同裂縫位置的管片襯砌環(huán)關(guān)鍵點位移變化曲線圖.以朝向隧道內(nèi)部發(fā)生位移為正方向，反之為負(fù).由圖可知，試驗中各管片環(huán)拱頂及拱底向隧道內(nèi)部發(fā)生位移，兩側(cè)拱腰向地層發(fā)生位移.相對于無損管片環(huán)，裂縫的存在降低了結(jié)構(gòu)整體橫向剛度，開裂管片位移變化速率均較無損管片環(huán)出現(xiàn)了不同程度的提升，其中彈性承載階段增幅較小，關(guān)鍵點位移均呈線性增長；塑性承載階段增幅顯著，帶裂縫管片關(guān)鍵點位移隨荷載施加持續(xù)增大；結(jié)構(gòu)破壞失穩(wěn)階段，各點位移均迅速變化，管片變形急劇增大直至破壞.相對于裂縫位于左拱腰，裂縫位于拱頂及拱底時，管片整體剛度降低幅度更大，彈、塑性階段變化更為明顯，對管片的損傷破壞過程影響更大.

(a) 第1組

(b) 第2組

(c) 第3組

(d) 第4組

在位移最大量值及其分布上，無損管片環(huán)在彈、塑性階段時的最大位移分別位于右拱肩和左拱腳，其余各組裂損管片的最大位移均位于既有裂縫位置，且相較于無損管片環(huán)，各關(guān)鍵點的位移量值均出現(xiàn)不同程度的增大.這是由于既有裂縫在管片環(huán)中可被視作塑性鉸，一定程度上降低了結(jié)構(gòu)整體橫向剛度，增大了結(jié)構(gòu)位移量值.在結(jié)構(gòu)進入塑性階段后，材料損傷程度逐漸增大，開裂管片作為結(jié)構(gòu)中相對薄弱的部位，既有裂縫持續(xù)擴展最先形成縱向貫通裂縫，進而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞.

對比分析1～4組不同裂縫位置管片環(huán)，各組管片環(huán)在彈、塑性階段的位移特征統(tǒng)計見表6.由表可知，裂縫的存在使得管片結(jié)構(gòu)在相同荷載條件下的變形量增加，結(jié)構(gòu)彈性階段加載范圍擴大，而塑性階段加載范圍縮小.相比無損管片環(huán)，既有裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底位置時，其彈性階段最大位移分別增加了85.1%、55.7%、85.6%，塑性階段最大位移分別增加了49.6%、35.9%、51.4%.對比分析裂縫位于不同位置在臨界失穩(wěn)點時的襯砌位移，裂縫位于拱頂及拱底時管片變形特性較為接近，臨界失穩(wěn)位移值稍大，而位于拱腰時其臨界失穩(wěn)位移較小，表明裂縫位于拱腰時管片襯砌結(jié)構(gòu)出現(xiàn)損傷破壞較早，但發(fā)展較平緩，裂縫位于拱頂及拱底時損傷破壞發(fā)展較快，即管片結(jié)構(gòu)愈趨突發(fā)性破壞.

表6 管片襯砌結(jié)構(gòu)彈、塑性階段關(guān)鍵點位移特征統(tǒng)計

采用管片襯砌結(jié)構(gòu)的橢圓扁平率來進一步描述其形變特征.橢圓扁平率通過長、短軸之差與結(jié)構(gòu)外徑的比值計算得到(見表7).

表7 管片襯砌結(jié)構(gòu)橢圓扁平率

由表7可知，各組管片橢圓扁平率從彈塑性分界點到失穩(wěn)點明顯增大，且在失穩(wěn)點前后具有明顯變化.相對于無損管片環(huán)，裂縫的存在使得既有裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底的橢圓扁平率在失穩(wěn)點分別增加了64.34%、55.18%、84.82%，失穩(wěn)后分別增加了48.65%、45.45%、83.33%.對比分析2～4組管片，相對于裂縫位于拱頂及左拱腰，裂縫位于拱底的橢圓扁平率最大，結(jié)構(gòu)變形對拱底處的裂縫最為敏感，裂縫位于拱底時的損傷破壞發(fā)展最快.

縱觀4組試驗的臨界失穩(wěn)點荷載級別可以看出，裂縫的存在降低了管片襯砌結(jié)構(gòu)的極限承載力.當(dāng)裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底不同位置時，均較無損管片環(huán)降低了2個荷載級別.

3.3 管片襯砌內(nèi)力分析

表8統(tǒng)計了各組試驗管片環(huán)在彈塑性分界點關(guān)鍵位置的內(nèi)力值.由表可見，無損管片的最大正、負(fù)彎矩分別為306.54、-220.2 kN·m，而帶裂縫管片環(huán)的最大正、負(fù)彎矩分別為274.4、-184 kN·m，且既有裂縫管片環(huán)的最大正、負(fù)彎矩均小于無損管片的試驗結(jié)果.此外，各組軸力最大量值上較為接近，并未因管片開裂而引起整環(huán)軸力改變.既有裂縫附近的內(nèi)力值顯著降低.相比無損管片環(huán)，既有裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底位置時，試驗管片環(huán)破損區(qū)域軸力分別減小29.7%、16.9%、23.6%，彎矩分別減小24.8%、13.9%、17.7%.

表8 管片襯砌結(jié)構(gòu)彈塑性分界點內(nèi)力特征

總的來看，一方面管片開裂后，等效于在裂縫位置增設(shè)一個塑性鉸，從而降低了結(jié)構(gòu)整體橫向剛度，在增大結(jié)構(gòu)變形的同時，降低了結(jié)構(gòu)整體彎矩量值.另一方面，既有裂縫削弱了局部管片結(jié)構(gòu)的連續(xù)性，影響了裂縫附近內(nèi)力的傳遞，對結(jié)構(gòu)局部內(nèi)力產(chǎn)生卸載作用，減慢了既有裂縫附近內(nèi)力的增長速度，降低了內(nèi)力的量值.此外，既有裂縫所處位置不同，其對結(jié)構(gòu)的影響差異較大，既有裂縫位于拱頂和拱底時內(nèi)力降低幅度顯著高于拱腰，因此結(jié)構(gòu)對于拱頂及拱底處的裂縫更為敏感.

3.4 結(jié)構(gòu)損傷破壞過程分析

管片襯砌的損傷破壞是一個漸進性發(fā)展的過程.圖8為各組管片內(nèi)表面破壞形態(tài)素描圖.試驗過程中，實時記錄各組管片的起裂位置、隨外荷載施加的損傷過程，以0°位置為拱頂位置，沿順時針方向每間隔90°為右拱腰、拱底、左拱腰.圖中曲線表示裂縫擴展，數(shù)字表示管片損傷發(fā)生的外荷載級別.

由圖8可知，無損管片環(huán)左拱腰上半環(huán)出現(xiàn)宏觀裂縫.加載至第7級荷載時，剪切裂縫相繼出現(xiàn)在管片左、右拱腰；加載至第9級荷載時，管片拱頂產(chǎn)生斜向裂縫，拱底上半環(huán)產(chǎn)生受拉裂縫并延伸至中間環(huán)；繼續(xù)加載，形成貫通裂縫，結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)破壞.裂縫位于拱頂時，加載至第9級荷載時，沿既有裂縫位置貫通拱頂中間環(huán)；繼續(xù)加載拱頂上、下半環(huán)產(chǎn)生多條微裂縫；加載至第14級荷載時，拱頂上半環(huán)由于多條裂縫延伸形成斷裂帶.裂縫位于左拱腰時，既有裂縫位置同樣產(chǎn)生沿管片縱向的貫通裂縫.加載至第14級荷載時，右拱腰下半環(huán)接頭位置呈壓剪破壞模式，產(chǎn)生小范圍的局部剝落.裂縫位于拱底時，加載至第9級荷載時，拱底中間環(huán)沿既有裂縫方向發(fā)展并延伸至上半環(huán)；加載至第14級荷載時，拱底上半環(huán)沿厚度方向發(fā)生張拉破壞.

對比分析不同裂縫位置管片內(nèi)表面破壞過程及最終破壞形態(tài)，管片在加載過程中，拱頂、拱底朝向隧道方向變形，拱頂、拱底外表面受拉，而左、右拱腰朝向地層方向變形，左、右拱腰外表面受壓.在第14加載步條件下，裂縫位于拱頂?shù)墓芷a(chǎn)生多條裂縫并形成斷裂帶，裂縫位于拱底的管片沿厚度方向張拉破壞，而裂縫位于左拱腰的管片在左拱腰位置形成貫通裂縫，在右拱腰產(chǎn)生小范圍的局部剝落.相對裂縫位于左拱腰，裂縫位于拱頂及拱底時導(dǎo)致管片損傷破壞的程度更為嚴(yán)重.

(a) 第1組

(b) 第2組

(c) 第3組

(d) 第4組

圖9為既有裂縫分別位于拱頂、左拱腰及拱底位置時管片外表面既有裂縫位置破壞照片.對比分析不同裂縫位置管片外表面最終破壞形態(tài)，既有裂縫位于拱頂時形成貫通裂縫且管片延厚度方向斷裂，拱頂外表面受壓致使局部產(chǎn)生明顯掉塊現(xiàn)象.既有裂縫位于拱腰時，僅在左拱腰位置形成貫通裂縫.既有裂縫位于拱底時，在拱底外表面產(chǎn)生多條微裂縫，且在拱底下半環(huán)產(chǎn)生明顯掉塊現(xiàn)象.

綜上所述，裂縫的存在對于管片襯砌結(jié)構(gòu)的破壞發(fā)生及發(fā)展具有顯著影響.管片襯砌結(jié)構(gòu)可視為一個多鉸圓環(huán)結(jié)構(gòu)，管片裂縫可等效于在裂縫位置增設(shè)了一個塑性鉸接，其存在改變了管片襯砌的結(jié)構(gòu)體系，從而使相同荷載條件下管片襯砌結(jié)構(gòu)的變形及承載特性發(fā)生改變.在極端外荷載的作用下，結(jié)構(gòu)破壞模式也由結(jié)構(gòu)性破壞變?yōu)榱芽p導(dǎo)向性破壞，破壞發(fā)生的起始位置由拱腰位置轉(zhuǎn)移至既有裂縫位置.當(dāng)裂縫位于管片襯砌結(jié)構(gòu)不同位置時，可理解為管片襯砌結(jié)構(gòu)在工程中的不同拼裝點位，造成管片襯砌結(jié)構(gòu)不同的變形及受力狀態(tài)，從而也會影響管片襯砌結(jié)構(gòu)在極端荷載條件下的破壞模式及最終破壞形態(tài).

(a) 第2組(拱頂)

(b) 第3組(左拱腰)

(c) 第4組(拱底)

4 結(jié)論

1) 帶裂縫管片襯砌結(jié)構(gòu)累計聲發(fā)射事件數(shù)隨荷載增加呈現(xiàn)出顯著的臺階增長趨勢.與無損管片環(huán)相比，其臺階數(shù)量少，臺階高度呈逐級增大趨勢，裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底時臨界失穩(wěn)點的累計聲發(fā)射事件數(shù)分別增加45.1%、41.4%、184.6%.

2) 裂縫的存在降低了結(jié)構(gòu)的整體剛度，相同荷載條件下的變形量增加.相比無損管片環(huán)，既有裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底位置時，其彈性階段最大位移分別增加了85.1%、55.7%、85.6%，塑性階段最大位移分別增加了49.6%、35.9%、51.4%.

3) 相比無損管片環(huán)，既有裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底的橢圓扁平率在失穩(wěn)點分別增加了64.34%、55.18%、84.82%，失穩(wěn)后分別增加了48.65%、45.45%、83.33%.裂縫位于拱底位置的橢圓扁平率最大，結(jié)構(gòu)變形對拱底處的裂縫最為敏感.

4) 裂縫的存在削弱了局部管片結(jié)構(gòu)的連續(xù)性，對結(jié)構(gòu)局部內(nèi)力產(chǎn)生卸載作用，相比無損管片環(huán)，既有裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底位置時，試驗管片環(huán)破損區(qū)域軸力分別減小29.7%、16.9%、23.6%，彎矩分別減小24.8%、13.9%、17.7%.

5) 裂縫的存在對管片襯砌結(jié)構(gòu)的極限承載能力具有顯著影響.相對于無損管片環(huán)，既有裂縫位于拱頂、左拱腰及拱底的管片襯砌結(jié)構(gòu)極限承載力均降低2個荷載級別.

6) 帶裂縫管片襯砌結(jié)構(gòu)破壞模式由結(jié)構(gòu)性破壞變?yōu)榱芽p導(dǎo)向性破壞，破壞發(fā)生的起始位置由拱腰位置轉(zhuǎn)移至既有裂縫位置.裂縫位于拱腰時管片襯砌結(jié)構(gòu)較早出現(xiàn)損傷破壞，但損傷破壞發(fā)展過程較平緩，而裂縫位于拱頂及拱底時愈趨突發(fā)性破壞.