高內(nèi)壓作用下疊合式襯砌結(jié)構(gòu)承載機(jī)理原型試驗(yàn)研究

劉庭金，陳高敬，唐欣薇，張 武，黃鴻浩，姚廣亮

（ 1.華南理工大學(xué) 土木與交通學(xué)院，廣東 廣州 510640；2.廣東省水利電力勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，廣東 廣州 510635；3.華南理工大學(xué) 亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510640 ）

1 研究背景

為優(yōu)化配置珠江三角洲地區(qū)東、西部水資源，廣東省正在開(kāi)展珠江三角洲水資源配置工程，從網(wǎng)河區(qū)西江水系向東引水至東部的廣州市南沙區(qū)、深圳市和東莞市的缺水地區(qū)。該工程輸水隧洞所穿越地區(qū)為珠江三角洲核心城市群，具有房屋密集，河網(wǎng)發(fā)達(dá)，軟土覆蓋層深厚，地表水水量大，內(nèi)外水壓高等特點(diǎn)。其中，輸水隧洞最大工作內(nèi)水壓力達(dá)1.05 MPa，若運(yùn)營(yíng)期管理不善或設(shè)備發(fā)生故障，隧洞還可能遭受浪涌或者反復(fù)水錘沖擊，造成實(shí)際內(nèi)水壓力可能達(dá)到1.5 MPa。因此，該工程提出采用盾構(gòu)法施工的疊合式襯砌結(jié)構(gòu)：將鋼內(nèi)襯與盾構(gòu)管片相結(jié)合，并在鋼內(nèi)襯與管片間澆筑高性能自密實(shí)混凝土（Self-Compacted Concrete，SCC），形成“外襯管片-自密實(shí)混凝土填充層-內(nèi)襯鋼管”三層襯砌聯(lián)合受力的結(jié)構(gòu)體系，以提高襯砌結(jié)構(gòu)的整體承載性能，共同抵抗內(nèi)外荷載。

復(fù)合襯砌結(jié)構(gòu)已廣泛應(yīng)用于工程實(shí)踐［1-7］（見(jiàn)表1），學(xué)者針對(duì)上述結(jié)構(gòu)已展開(kāi)廣泛研究。Wunfan等［8］通過(guò)進(jìn)行全尺寸襯砌結(jié)構(gòu)試驗(yàn)，研究了不同荷載模式下雙層襯砌力學(xué)行為特征；Takamatsu 等［9］采用試驗(yàn)和理論分析對(duì)盾構(gòu)隧道雙層襯砌的縱向力學(xué)效應(yīng)進(jìn)行了研究，提出了一類雙層襯砌結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法。張厚美等［10-11］以有壓輸水雙層襯砌隧洞為背景，根據(jù)雙層襯砌結(jié)合面處理方式提出層間壓縮、局部抗彎、抗剪壓縮3 種分析模型。何川等［12］基于廣深港獅子洋隧道工程，進(jìn)行單雙層襯砌縱向力學(xué)性能試驗(yàn)，分析了單雙層襯砌在軟硬交替地層中縱向力學(xué)性能變化規(guī)律。陽(yáng)軍生等［13］基于臺(tái)山核電站海底雙層襯砌取水盾構(gòu)隧洞現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試數(shù)據(jù)，提出一種準(zhǔn)確計(jì)算軟土地層海底盾構(gòu)隧道設(shè)計(jì)荷載的方法。Yang 等［14］基于南水北調(diào)中線穿黃輸水隧洞，采用三維數(shù)值方法分析了界面植筋、界面有隔膜兩種預(yù)應(yīng)力雙層襯砌的受力性能。梁敏飛等［15］依托武漢地鐵8 號(hào)線越江隧道工程，基于已有雙層襯砌梁-彈簧模型提出了改進(jìn)的雙層襯砌盾構(gòu)隧道三維殼-彈簧力學(xué)分析模型。

表1 國(guó)內(nèi)外復(fù)合襯砌結(jié)構(gòu)工程應(yīng)用案例 （單位：m）

雖然復(fù)合襯砌結(jié)構(gòu)已有豐富的研究成果與應(yīng)用案例，然而基于聯(lián)合受力模式的三層疊合式襯砌結(jié)構(gòu)卻鮮有報(bào)導(dǎo)，工程界對(duì)其復(fù)雜的傳力機(jī)理尤缺乏充分的認(rèn)識(shí)。本文立足于珠江三角洲水資源配置工程，以“外襯管片-SCC 層-內(nèi)襯鋼管”三層疊合式襯砌結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，開(kāi)展外部不均勻荷載與內(nèi)部高水壓力聯(lián)合作用下的結(jié)構(gòu)原型試驗(yàn)，以揭示此類疊合式襯砌結(jié)構(gòu)的承載特性與傳力機(jī)理，為工程設(shè)計(jì)提供重要參考。

2 試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)構(gòu)件依據(jù)工程設(shè)計(jì)要求，本次試驗(yàn)采用的疊合式襯砌結(jié)構(gòu)，由外襯管片、內(nèi)襯鋼管及內(nèi)外襯之間的自密實(shí)混凝土填充層組成，三者聯(lián)合受力，如圖1所示。其中，外襯為三環(huán)C55 預(yù)制鋼筋混凝土盾構(gòu)管片（外徑6 m；內(nèi)徑5.4 m；厚度0.3 m；環(huán)寬1.5 m）。上環(huán)、下環(huán)管片作為中間環(huán)管片的縱向邊界，以實(shí)現(xiàn)錯(cuò)縫拼裝下相鄰管片環(huán)間存在的三維耦合效應(yīng)［16］。每環(huán)管片由3 塊標(biāo)準(zhǔn)塊（B1-B3）、2 塊鄰接塊（L1-L2）及1 塊封頂塊（F）組成。標(biāo)準(zhǔn)塊圓心角為72°，鄰接塊圓心角為64.5°，封頂塊圓心角為15°。管片縱縫共由12 根M24 不銹鋼環(huán)向彎螺栓連接，管片環(huán)縫按36°等角度共設(shè)置10 根M24 不銹鋼縱向彎螺栓連接。螺栓、螺母機(jī)械性能等級(jí)均為A4-70 級(jí)，屈服強(qiáng)度為450 MPa，抗拉強(qiáng)度為700 MPa。

內(nèi)襯鋼管高度為4.5 m，內(nèi)徑為4.8 m，壁厚為14 mm，材質(zhì)為Q345C，如圖2所示。鋼管外壁沿縱向設(shè)3 道同材質(zhì)環(huán)狀加勁肋（厚20 mm；環(huán)高120 mm；縱向間距2 m）。此外，鋼管被均分為左右兩區(qū)域，其中，右半?yún)^(qū)域布置栓釘，以探究栓釘對(duì)結(jié)構(gòu)整體力學(xué)行為的影響。中襯采用C30自密實(shí)混凝土。

圖1 “管片-SCC-鋼襯”疊合式襯砌結(jié)構(gòu)橫斷面（單位：mm）

圖2 內(nèi)襯鋼管（單位：mm）

試驗(yàn)構(gòu)件整體設(shè)置在底部支承結(jié)構(gòu)上，底部支承結(jié)構(gòu)由鋼支座（高250 mm）與鋼墊板（厚20 mm）組成。其中，在試驗(yàn)構(gòu)件安裝前，已在鋼墊板表面涂抹KB7915 型減摩劑（摩阻系數(shù)小于0.05），以降低襯砌結(jié)構(gòu)與鋼墊板間摩擦阻力產(chǎn)生的水平約束。

2.2 加載系統(tǒng)通過(guò)對(duì)國(guó)內(nèi)外已有的大型結(jié)構(gòu)足尺試驗(yàn)調(diào)研后，如盾構(gòu)隧道承載性能試驗(yàn)［17-18］、PC?CP 管變形規(guī)律原型試驗(yàn)［19-20］等，本文試驗(yàn)采用臥式加載方式，加載系統(tǒng)包括外壓、內(nèi)壓加載兩部分，分別模擬輸水隧洞在實(shí)際服役過(guò)程中所承擔(dān)的外部水土壓力和高內(nèi)水壓力（見(jiàn)圖3）。

圖3 試驗(yàn)加載系統(tǒng)平面示意圖

本文試驗(yàn)的外壓模擬系統(tǒng)由上、下兩層共24 臺(tái)全伺服液壓千斤頂作動(dòng)器組成，每臺(tái)作動(dòng)器最大頂推力為200 t，油缸行程為±200 mm。每層沿圓周按等角度間隔均勻布置12 個(gè)加載點(diǎn)，并分為4組，拱頂和拱底部位的豎向荷載組P1（F6、F12）、拱肩和拱趾部位的斜向荷載組P2（F1、F5、F7、F11）、P3（F2、F4、F8、F10）及左腰和右腰部位的側(cè)向荷載組P4（F3、F9）。每個(gè)加載點(diǎn)沿高度方向布置2 臺(tái)作動(dòng)器，加卸載過(guò)程中協(xié)調(diào)進(jìn)退，分別承擔(dān)1.5 環(huán)管片所需的等效頂推力。

內(nèi)壓模擬系統(tǒng)按前后、左右對(duì)稱的原則，采用12 個(gè)特制柔性囊體均布于試驗(yàn)結(jié)構(gòu)鋼內(nèi)襯的內(nèi)壁中，與內(nèi)撐反力鋼架構(gòu)成承壓自平衡體系。通過(guò)對(duì)囊體注、排水以實(shí)現(xiàn)輸水隧洞承受的不同內(nèi)水壓力。其中，每個(gè)特制囊體由超高分子量聚乙烯纖維、芳綸纖維等高強(qiáng)纖維及多層橡膠蒙皮材料組成，兩端為扁平頭枕形。囊體在無(wú)壓條件下的長(zhǎng)度為4.7 m，在滿水承壓狀態(tài)的長(zhǎng)度為5.0 m。

2.3 加載方案本試驗(yàn)加載分為：（1）階段Ⅰ。正常外載+未考慮內(nèi)壓；（2）階段Ⅱ。正常外載+內(nèi)壓循環(huán)；（3）階段Ⅲ。最大內(nèi)壓+外載卸荷三個(gè)階段。具體方案如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)加載流程

（1）階段Ⅰ。依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)勘查設(shè)計(jì)資料，并綜合考慮單個(gè)作動(dòng)器控制的管片幅寬及弧度區(qū)域，等效得出豎向外載組（P1）單個(gè)作動(dòng)器頂最大推力值為800.0 kN。其中，土層側(cè)壓力系數(shù)取0.57，則側(cè)向外載組（P4）單個(gè)作動(dòng)器頂最大推力值為456.0 kN，斜向荷載組P2、P3 按角度進(jìn)行插值。試驗(yàn)過(guò)程中以P1 組作為控制荷載，P1 由0 kN 以100 kN 為梯度逐級(jí)加載至800 kN，然后以200 kN 為梯度卸載至0 kN，同時(shí)控制P2、P3、P4 組荷載始終保持比例同步變化。

（2）階段Ⅱ。為接近實(shí)際工程的高內(nèi)壓工況，試驗(yàn)應(yīng)將內(nèi)壓設(shè)定為1.5 MPa，但內(nèi)壓加載系統(tǒng)的加工異常復(fù)雜，受限于囊體材料的承載能力，為確保試驗(yàn)的安全性，本文試驗(yàn)將最大內(nèi)壓設(shè)置為0.8 MPa。其中，本階段設(shè)置了3 輪內(nèi)壓加卸載循環(huán)，且每輪加卸載的梯度有所不同，分別為0.2、0.4 和0.8 MPa，以模擬隧洞在投入使用時(shí)，結(jié)構(gòu)承受的內(nèi)水壓力變化幅度（即試驗(yàn)中的內(nèi)壓變化梯度）存在差別的三種過(guò)程。

（3）階段Ⅲ。為進(jìn)一步考察襯砌結(jié)構(gòu)承受更高內(nèi)水壓力時(shí)的變形行為與傳力機(jī)理，本階段在保持最大囊體壓力（0.8 MPa）的條件下，通過(guò)逐步卸載外壓的方式，最大程度獲得襯砌結(jié)構(gòu)的等效內(nèi)壓差（1.025 MPa）。荷載變化詳見(jiàn)表2。

表2 階段Ⅲ荷載變化

2.4 測(cè)量方案本次試驗(yàn)存在構(gòu)件體量大、加載系統(tǒng)復(fù)雜、試驗(yàn)過(guò)程中不具備人工采集空間和測(cè)試元件安裝難度大等難點(diǎn)。鑒于光纖傳感器具有無(wú)需供電、分布式、精細(xì)化、長(zhǎng)距離和可以連續(xù)獲得沿線各點(diǎn)局部響應(yīng)信息等優(yōu)勢(shì)［21］，試驗(yàn)采用刻槽粘貼、捆綁或直埋感測(cè)光纖作為主要的測(cè)量方式。分布式光纖解調(diào)設(shè)備型號(hào)為BOFDA（fTB2505），其空間分辨率為20 cm；FBG 解調(diào)儀為NZS-FBG-A01（C），其波長(zhǎng)分辨率為1 pm。試驗(yàn)選取中間環(huán)管片區(qū)域?yàn)闇y(cè)試目標(biāo)區(qū)域，試驗(yàn)方案見(jiàn)表3，結(jié)構(gòu)測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖5、圖6。

表3 試驗(yàn)測(cè)量方案

圖5 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)測(cè)點(diǎn)布置

圖6 內(nèi)襯鋼管應(yīng)變測(cè)量斷面（單位：mm）

3 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)結(jié)果如圖7—17所示，圖中拉應(yīng)變計(jì)為“+”，壓應(yīng)變計(jì)為“-”；拉應(yīng)力計(jì)為“+”，壓應(yīng)力計(jì)為“-”；接縫張開(kāi)量正值表示張開(kāi)，負(fù)值表示閉合。

3.1 無(wú)內(nèi)壓工況

3.1.1 SCC 層環(huán)向應(yīng)變分布 圖7為中襯SCC 環(huán)向應(yīng)變分布雷達(dá)圖。當(dāng)P1=800 kN 時(shí)，靠近外襯管片一側(cè)的SCC 于左腰275°出現(xiàn)最大壓應(yīng)變（-343 με），拱底194°出現(xiàn)最大拉應(yīng)變（+48 με）；靠近內(nèi)襯鋼管一側(cè)的SCC 于左腰280°出現(xiàn)最大壓應(yīng)變（-313 με），右趾132°出現(xiàn)最大拉應(yīng)變（+81 με）。由圖7可見(jiàn)，大部分SCC 均呈受壓狀態(tài)，SCC 環(huán)向應(yīng)變及其變化幅度較小，未出現(xiàn)微細(xì)裂紋，SCC 層處于彈性工作狀態(tài)。

圖7 不同外載作用下中襯SCC 環(huán)向應(yīng)變分布雷達(dá)圖

3.1.2 管片接縫張開(kāi)量 當(dāng)P1=800 kN 時(shí)，在拱底（L1-B1）出現(xiàn)最大接頭張開(kāi)量（-0.031 mm），但僅占《盾構(gòu)法隧道施工及驗(yàn)收規(guī)范GB 50446-2017》中規(guī)定限值（2 mm）的1.55%，管片接頭內(nèi)張開(kāi)量及其變化幅度較小，未出現(xiàn)明顯起伏變化，如圖8所示。

圖8 外荷載-接縫張開(kāi)量變化曲線

3.1.3 接縫螺栓應(yīng)力 本文試驗(yàn)中，螺栓測(cè)點(diǎn)存活率為83.3%（B2-B3 接縫螺栓測(cè)點(diǎn)已損壞）。此外，由于在外襯管片拼裝過(guò)程中已對(duì)全部環(huán)、縱向螺栓按給定扭矩預(yù)緊，并在吊裝內(nèi)襯鋼管、現(xiàn)澆中襯SCC 前再次復(fù)緊，因此螺栓測(cè)點(diǎn)在結(jié)構(gòu)空載階段已有預(yù)緊壓力。隨著外載逐級(jí)增大，結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出拱頂、拱底位置的螺栓壓應(yīng)力略微減小，其余位置的螺栓壓應(yīng)力則略微增大的趨勢(shì)（見(jiàn)圖9）。當(dāng)P1=800 kN 時(shí)，位于左趾234°的B1-B2 螺栓變化量最大，壓應(yīng)力由-119.39 MPa 增至-131.20 MPa，增量?jī)H占屈服強(qiáng)度的2.62%。各螺栓應(yīng)力未出現(xiàn)較大波動(dòng)，未出現(xiàn)拉應(yīng)力。

圖9 連接螺栓應(yīng)力變化曲線

3.1.4 內(nèi)襯鋼管環(huán)向應(yīng)變 圖10 為不同外載作用下內(nèi)襯鋼管環(huán)向應(yīng)變分布雷圖。當(dāng)P1=800 kN 時(shí)，斷面Ⅰ在右腰74°出現(xiàn)最大環(huán)向壓應(yīng)變（-104 με）；斷面Ⅱ在右肩37°出現(xiàn)最大環(huán)向壓應(yīng)變（-152 με），分別占屈服應(yīng)變限值的7.3%和10.6%?？梢?jiàn)，鋼管仍具有較大承載能力。由圖10 可見(jiàn)，斷面Ⅰ的環(huán)向應(yīng)變起伏變化均勻平緩，而斷面Ⅱ的環(huán)向應(yīng)變起伏變化較大，且后者應(yīng)變峰值略大于前者。一方面，環(huán)縫接頭處外襯管片橫向剛度被削弱，內(nèi)襯鋼管和SCC 需分擔(dān)更多內(nèi)力，從而增加鋼管自身的環(huán)向應(yīng)變；另一方面，管片幅寬中央位置的鋼管外壁已布置加勁肋，鋼管橫向剛度增強(qiáng)，不均勻外載進(jìn)一步加劇鋼管環(huán)向應(yīng)變分布的縱向差異。因此，為了減小內(nèi)襯鋼管環(huán)向應(yīng)變?cè)诓煌v向斷面的差異，可考慮沿縱向?qū)摴芡獗诩觿爬卟贾迷诠芷h(huán)縫接頭位置處。

圖10 不同外載作用下內(nèi)襯鋼管環(huán)向應(yīng)變分布雷達(dá)圖

圖11 不同外載作用下加勁肋環(huán)向應(yīng)變分布雷達(dá)圖

3.1.5 加勁肋環(huán)向應(yīng)變 如圖11 所示，加勁肋環(huán)向應(yīng)變沿全周分布較均勻，當(dāng)P1=800 kN 時(shí)，中層加勁肋在拱頂16°出現(xiàn)最大環(huán)向壓應(yīng)變（-43 με），約為屈服應(yīng)變限值的3.0%，結(jié)構(gòu)仍處彈性狀態(tài)。

3.2 內(nèi)壓變化工況

3.2.1 SCC 層環(huán)向應(yīng)變分布 由圖12 可發(fā)現(xiàn)，在加載階段Ⅱ、當(dāng)內(nèi)壓達(dá)0.4 MPa 時(shí)，SCC 層在拱底181°附近出現(xiàn)環(huán)向應(yīng)變極值（+91με），未見(jiàn)細(xì)微裂紋；當(dāng)內(nèi)壓達(dá)0.6 MPa 時(shí)，SCC 在54°及255°位置開(kāi)裂，結(jié)構(gòu)逐漸進(jìn)入彈塑性變形階段，并發(fā)出異響；當(dāng)內(nèi)壓由0.6 MPa 升至0.8 MPa時(shí)，結(jié)構(gòu)不斷發(fā)出清脆的巨響，自密實(shí)混凝土內(nèi)部裂縫迅速擴(kuò)展；當(dāng)內(nèi)壓達(dá)0.8 MPa，左半?yún)^(qū)域可見(jiàn)5 道沿徑向接近貫通的宏觀裂縫，分別位于180°、195°、255°、300°及340°位置；右半?yún)^(qū)域則出現(xiàn)4 道宏觀裂縫，分別位于5°、54°、90°及126°位置。經(jīng)歷3 輪內(nèi)壓加卸循環(huán)后，SCC 層未增加新的裂縫。

圖12 不同內(nèi)壓作用下中襯SCC 環(huán)向應(yīng)變分布雷達(dá)圖

當(dāng)試驗(yàn)進(jìn)入加載階段Ⅲ、等效內(nèi)壓達(dá)0.86 MPa 時(shí)，SCC 層于210°新增一道裂縫，沿全周被分割成10 個(gè)區(qū)域，其余未開(kāi)裂部位的SCC 環(huán)向應(yīng)變基本不再增長(zhǎng)，而宏觀裂縫寬度進(jìn)一步擴(kuò)展；當(dāng)?shù)刃?nèi)壓達(dá)1.025 MPa 時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束，SCC 層最大裂縫寬度（1.06 mm）出現(xiàn)在255°。中襯SCC 層最終開(kāi)裂情況見(jiàn)圖13。由圖13 可見(jiàn)，SCC 層左半?yún)^(qū)域相對(duì)右半?yún)^(qū)域呈現(xiàn)較大的裂縫寬度及數(shù)量，破損響應(yīng)更為劇烈，因而布置栓釘可有效抑制SCC 的開(kāi)裂。

圖13 中襯SCC 層開(kāi)裂情況（裂縫寬度單位：mm）

3.2.2 管片接縫張開(kāi)量 圖14 給出了內(nèi)壓-接縫張開(kāi)量變化曲線。在試驗(yàn)加載階段Ⅱ、內(nèi)壓由0.6 MPa升至0.8 MPa 時(shí)，位于左趾234°的B1-B2、右腰82.5°的L2-F 接頭張開(kāi)量迅速增大；當(dāng)內(nèi)壓達(dá)0.8 MPa時(shí)，兩者分別達(dá)1.130 和0.285 mm，占規(guī)定限值的56.5%和14.3%。在經(jīng)歷試驗(yàn)加載階段Ⅱ的三輪內(nèi)壓加卸循環(huán)時(shí)，后兩輪循環(huán)的接縫張開(kāi)量峰值相比第一輪有所減小。

在試驗(yàn)加載階段Ⅲ，接頭張開(kāi)量隨著等效內(nèi)壓的提升持續(xù)增大，當(dāng)?shù)刃?nèi)壓達(dá)0.995 MPa 時(shí)，B1-B2 張開(kāi)量峰值為1.246 mm，占容許張開(kāi)量（2 mm）的62.3%；當(dāng)?shù)刃?nèi)壓達(dá)1.025 MPa 時(shí)，L2-F 張開(kāi)量峰值為0.934 mm，占容許張開(kāi)量的46.7%。

接頭張開(kāi)變形與SCC 裂縫發(fā)展呈現(xiàn)良好的同步性，靠近SCC 開(kāi)裂區(qū)域的管片接頭張開(kāi)量波動(dòng)幅度尤為明顯，以255°裂縫對(duì)應(yīng)234°的B1-B2 接頭、90°裂縫對(duì)應(yīng)82.5°的L2-F 接頭最具代表性。SCC層開(kāi)裂后，其剛度迅速減小，分擔(dān)內(nèi)壓能力下降，內(nèi)壓加速向外襯轉(zhuǎn)移，成為導(dǎo)致接縫張開(kāi)量劇烈變化的直接原因。

圖14 內(nèi)壓-接縫張開(kāi)量變化曲線

3.2.3 接縫螺栓應(yīng)力 接縫螺栓應(yīng)力變化曲線如圖15 所示。在試驗(yàn)加載階段Ⅱ、當(dāng)內(nèi)壓達(dá)0.6 MPa時(shí)，左趾234°位置的B1-B2 螺栓響應(yīng)最為激烈，其應(yīng)力狀態(tài)由受壓轉(zhuǎn)為受拉，其它螺栓仍保持受壓狀態(tài)；當(dāng)內(nèi)壓達(dá)0.8 MPa 時(shí)，B1-B2 螺栓拉應(yīng)力達(dá)+291.58 MPa，占屈服強(qiáng)度的64.8%，其余螺栓應(yīng)力變化不明顯。3 輪內(nèi)壓加卸循環(huán)的螺栓響應(yīng)規(guī)律變化不大，尚未出現(xiàn)螺栓屈服。在試驗(yàn)加載階段Ⅲ，螺栓應(yīng)力隨等效內(nèi)壓升高而繼續(xù)增長(zhǎng)，當(dāng)?shù)刃?nèi)壓達(dá)0.965 MPa 時(shí)，B1-B2 螺栓應(yīng)力為+475.02 MPa，螺栓已屈服。

接縫螺栓應(yīng)力變化歷程與SCC 層裂縫發(fā)展呈現(xiàn)良好的一致性，靠近SCC 層開(kāi)裂部位的螺栓應(yīng)力波動(dòng)變化明顯。如左趾234°的B1-B2 螺栓，對(duì)應(yīng)255°裂縫；右腰82.5°的L2-F 螺栓，對(duì)應(yīng)90°裂縫；右腰97.5°的F-L1 螺栓，對(duì)應(yīng)90°裂縫；255°處裂縫寬度最大，附近的234°螺栓應(yīng)力亦最大。

結(jié)構(gòu)整體剛度在管片縱縫位置較低，隨著內(nèi)壓不斷提升，SCC層內(nèi)部能量亦積累增加，導(dǎo)致SCC層在該位置附近開(kāi)裂；同時(shí)，SCC層開(kāi)裂亦導(dǎo)致其剛度急劇下降，內(nèi)壓分擔(dān)能力被削減，襯砌結(jié)構(gòu)整體出現(xiàn)內(nèi)力重分布，內(nèi)壓快速向外襯轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致對(duì)應(yīng)的接頭螺栓應(yīng)力迅速增長(zhǎng)。螺栓屈服后，外襯管片逐漸失去分擔(dān)內(nèi)壓能力，內(nèi)力再次重新調(diào)整，此時(shí)結(jié)構(gòu)體系主要由內(nèi)襯鋼管承擔(dān)內(nèi)水壓力，結(jié)構(gòu)進(jìn)入破壞階段。

圖15 接縫螺栓應(yīng)力變化曲線

3.2.4 內(nèi)襯鋼管環(huán)向應(yīng)變 不同內(nèi)壓作用下內(nèi)襯鋼管環(huán)向應(yīng)變?nèi)鐖D16所示。在加載階段Ⅱ、內(nèi)水壓力達(dá)0.5 MPa時(shí)，斷面Ⅰ最大環(huán)向拉應(yīng)變?yōu)?302 με（位于拱底188°），斷面Ⅱ?yàn)?300 με（位于拱頂354°），兩者均未超過(guò)屈服應(yīng)變限值，內(nèi)襯鋼管仍有較大承載力。但隨著內(nèi)水壓力等級(jí)的逐步提高，光纖因受擠壓過(guò)大，導(dǎo)致光強(qiáng)信號(hào)受干擾嚴(yán)重，未能正常獲取內(nèi)壓大于0.5 MPa 以后的內(nèi)襯鋼管應(yīng)變數(shù)據(jù)。

圖16 不同內(nèi)壓作用下內(nèi)襯鋼管環(huán)向應(yīng)變分布雷達(dá)圖

3.2.5 加勁肋環(huán)向應(yīng)變 不同內(nèi)壓作用下加勁肋環(huán)向應(yīng)變分布雷達(dá)圖如圖17 可示。在加載階段Ⅱ、內(nèi)壓小于0.6 MPa 時(shí)，中層加勁肋環(huán)向應(yīng)變較小且分布相對(duì)均勻；當(dāng)內(nèi)壓達(dá)0.6 MPa 時(shí)，加勁肋環(huán)向應(yīng)變明顯增大，于左肩320°出現(xiàn)極值（+237με），占屈服應(yīng)變限值的16.5%。隨著內(nèi)壓不斷提高，加勁肋環(huán)向應(yīng)變呈“膨脹”外擴(kuò)特征，峰值逐漸增大，分布更加不均勻，其中，頂?shù)追逯荡蠖鴥裳鼈?cè)峰值小。

在加載階段Ⅲ、等效內(nèi)壓達(dá)0.965 MPa 時(shí)，加勁肋于拱肩322°出現(xiàn)應(yīng)變極值（+648 με），達(dá)屈服應(yīng)變限值的45.3%；當(dāng)?shù)刃?nèi)壓達(dá)1.025 MPa 時(shí)，加勁肋最大環(huán)向應(yīng)變（+732 με）出現(xiàn)在拱肩311°，占屈服應(yīng)變限值的51.1%，且呈繼續(xù)增大趨勢(shì)。

圖17 在不同內(nèi)壓作用下加勁肋環(huán)向應(yīng)變分布雷達(dá)圖

綜上，隨著內(nèi)壓逐漸升高，“管片-SCC-鋼襯”疊合式襯砌結(jié)構(gòu)經(jīng)歷彈性、彈塑性及破壞三個(gè)階段，呈連續(xù)性破壞特征；在加載階段Ⅱ前期，各測(cè)試指標(biāo)變化呈線性，結(jié)構(gòu)處于彈性工作狀態(tài)，三層襯砌共同承擔(dān)內(nèi)壓；當(dāng)內(nèi)壓達(dá)到0.6 MPa 時(shí)，SCC 層開(kāi)裂，接頭螺栓應(yīng)力劇增，同時(shí)接縫張開(kāi)量加速變化，結(jié)構(gòu)整體進(jìn)入彈塑性階段，但仍能穩(wěn)定承載；當(dāng)試驗(yàn)加載進(jìn)入階段Ⅲ、等效內(nèi)壓達(dá)0.965 MPa 時(shí)，234°處的螺栓屈服，同時(shí)接縫張開(kāi)量接近限值，外襯逐漸失去分擔(dān)內(nèi)壓能力，結(jié)構(gòu)體系進(jìn)入破壞階段，內(nèi)水壓力主要由內(nèi)襯鋼管承擔(dān)，直至結(jié)構(gòu)完全失去承載力。

4 結(jié)論

針對(duì)“管片-SCC-鋼襯”三層疊合式襯砌結(jié)構(gòu)體系，在內(nèi)外荷載聯(lián)合作用下展開(kāi)了原型試驗(yàn)，揭示了結(jié)構(gòu)體系在無(wú)內(nèi)壓工況及內(nèi)壓變化工況下的承載性能及傳力規(guī)律。研究結(jié)果表明：（1）在正常外載作用下，內(nèi)壓低于0.6 MPa 時(shí)，疊合式襯砌結(jié)構(gòu)處于彈性工作狀態(tài)，結(jié)構(gòu)承載穩(wěn)定。隨著內(nèi)壓逐漸升高，結(jié)構(gòu)經(jīng)歷彈性、彈塑性及破壞三個(gè)階段，呈連續(xù)性破壞特征——當(dāng)內(nèi)壓達(dá)0.6 MPa，SCC 層開(kāi)始產(chǎn)生宏觀裂縫，結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性階段；當(dāng)內(nèi)壓達(dá)0.965 MPa 時(shí)，管片螺栓屈服，內(nèi)水壓力主要由內(nèi)襯鋼管承擔(dān)，結(jié)構(gòu)進(jìn)入破壞階段。（2）中襯SCC 層為疊合式襯砌體系抵抗內(nèi)壓的最薄弱環(huán)節(jié)，SCC 層開(kāi)裂后喪失軸力分擔(dān)作用，易使相應(yīng)位置的螺栓應(yīng)力急劇增長(zhǎng)，甚至造成螺栓屈服。建議針對(duì)管片縱縫接頭或鄰近的SCC 采取加強(qiáng)措施，如：增大螺栓直徑或提高螺栓強(qiáng)度等級(jí)；針對(duì)管片縱縫處的SCC 增設(shè)局部環(huán)向錨筋等。（3）管片接頭使內(nèi)襯鋼管在縱向剛度上存在差異，為減小鋼管環(huán)向應(yīng)變?cè)诓煌v向斷面的差異，可考慮將鋼管外壁的加勁肋與管片環(huán)縫接頭沿縱向同排布置。

值得說(shuō)明的是，受限于囊體承載能力，本試驗(yàn)未能進(jìn)一步加大內(nèi)壓考察結(jié)構(gòu)的極限內(nèi)壓承載能力，此外，原型試驗(yàn)未能充分體現(xiàn)圍巖對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)分擔(dān)內(nèi)壓的效應(yīng)，試驗(yàn)結(jié)果偏保守，后續(xù)將借助數(shù)值分析、試驗(yàn)段原位監(jiān)測(cè)等手段做深入研究。

致謝：感謝中國(guó)建筑股份有限公司技術(shù)中心馬程昊博士、北方工業(yè)大學(xué)何世欽博士課題組的支持，感謝清華大學(xué)張楚漢院士和安雪暉教授、廣東省水利電力勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院嚴(yán)振瑞副總工及重慶交通大學(xué)李鵬飛博士的幫助與討論。