裂縫長度對盾構隧道管片結構破壞模式模型試驗研究

劉川昆，何川，王士民，馬杲宇，郭文琦，盧岱岳

(1.西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都，610031；2.西南交通大學 土木工程學院，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構的剛度，引起結構內力重分布。楊亞新等[1]采用荷載-結構法從承載性能及安全性能分析了縱向裂縫對襯砌結構的影響；于玲等[2]結合現場檢測及數值模擬，對比分析了山嶺隧道襯砌裂損及加固方法。國內學者針對山嶺隧道復合式襯砌展開了大量的研究，而對盾構隧道管片襯砌裂縫的研究分析較少。目前，盾構管片病害相關研究多集中在產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部應力場進行了分析，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大量裂縫的現象進行了現場調研，總結了導致隧道襯砌開裂的主要影響因素，并通過數值分析對結論進行了驗證；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個方面分析了襯砌裂縫的分布規律；林楠等[6]通過建立盾構隧道管片三維有限元模型，分析了盾構隧道病害演化發展機理并給出了隧道病害治理措施。針對盾構隧道管片襯砌力學性能及破壞模式，國內外學者展開了相應的研究[7-10]。王士民等[11]通過相似模型試驗，通過超載的形式分析了地層空洞缺陷對盾構隧道管片漸進性破壞失穩過程的影響；LEUNG等[12]通過模型實驗分析既有隧道周邊不同位置出現空洞后，隧道周邊土壓力分布的變化；LEI等[13]通過模型試驗研究了淺埋隧道在不同偏壓角的非對稱荷載作用下，隧道結構和圍巖中的應力分布和變化規律以及襯砌破壞的過程；FENG等[14]依托獅子洋隧道，采用一系列管片結構的原型加載試驗研究了大斷面水下盾構隧道管片的接頭在壓-彎聯合作用下的力學特性和破壞過程，并和數值計算的結果進行了對比分析。目前，裂縫問題是盾構隧道的主要病害之一，部分盾構隧道在建成初期即處于帶裂縫工作狀態。而既有研究成果多是針對管片結構的裂損調研、成因分析及治理措施，且研究方法多為數值模擬及現場測試，針對已開裂管片的損傷破壞模式的研究較少。因此，本文作者依托國內某地鐵越江盾構隧道，通過相似模型試驗研究已開裂管片襯砌結構的位移特性及破壞模式，研究結論可為盾構隧道的安全狀態、病害程度的評估提供參考依據。

1 工程概況

1.1 工程地質條件

某地鐵隧道沿線地形地貌多變、地層巖性多樣，土質從北到南呈軟硬不均、交錯分布，全線軟土比例高達56.4%。圖1所示為該隧道裂縫出現區段地質斷面圖，隧道穿越巖層軟硬交界面左、右兩側分別為殘積礫質黏土和全風化花崗巖。左右兩側軟硬不均往往會導致盾構掘進偏離中心線，盾構姿態不佳產生集中應力從而出現裂縫。

1.2 管片結構參數

該盾構隧道內徑和外徑分別為5.5 m和6.2 m，管片厚度為0.35 m，平均幅寬為1.2 m；管片結構包括3個標準塊、2 個鄰接塊和1 個封頂塊，具體結構參數如圖2所示。管片襯砌拼裝采用錯縫拼裝方式，環間等角度設置16顆縱向螺栓。

圖1 區間斷面地層條件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

調查統計該地鐵工程全線區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，拱頂脫落數量最多，占比達到45.8%，縱向裂縫其次，占比41.3%，可見影響管片質量問題的主要因素是拱頂脫落及縱向裂縫。

表1 管片裂損統計表Table 1 Crack statistics of segments

表2所示為縱向裂縫的長度統計。由表2可知：前裂縫與后裂縫的平均值及最小值差異較小，但前裂縫最大值遠大于后裂縫最大值。為此，以前裂縫長度相對幅寬占比的統計值作為后續試驗設計的基準。

根據出現裂縫區間的現場調查分析可以發現：相對于后裂縫，前裂縫影響范圍更廣、病害數量更多、裂損程度更深。為此，本文通過相似模型試驗，探究裂縫長度對襯砌結構破壞模式的影響規律。

表2 縱向裂縫長度統計Table 2 Statistics of longitudinal crack

2 相似模型試驗

2.1 相似判據確定

試驗基礎相似比包括1/12的幾何相似比和1/1的容重相似比，根據相似理論推得相似模型泊松比、應變、摩擦角相似比Cu=Cg=Cφ=1；強度、應力、凝聚力、彈性模量相似比CR=Cσ=Cc=CE=12。

2.2 土體相似材料

試驗原型土體選取主要穿越的殘積粉質黏土和殘積砂質黏土，其主要控制參數包括黏聚力、重度、彈性模量及內摩擦角。選取河砂、粉煤灰、松香、細石英砂、粗石英砂、重晶石粉和機油的熱融混合物作為相似材料，以試驗土體材料的物理力學參數為控制目標對熱融混合物的質量比進行調整。表3所示為模型土體材料成分質量比，表4所示為土體材料物理力學參數取值。其中，理論值由實際工程決定；對應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量比Table 3 Mix proportion of model soils

表4 土體材料物理力學參數取值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參數。采用特定水膏比下的石膏硅藻土進行等效模擬管片混凝土，管片混凝土的強度等級為C50，管片相似材料采用水、石膏、硅藻土質量比為1:1.38:0.1的復合材料預制加工現場安裝的方法模擬。

表5 管片混凝土物理力學參數取值Table5 Physicalmechanicalparametersofsegmentconcrete

根據抗彎剛度等效原則，混凝土管片環向主筋采用直徑1.3 mm的鋼筋網進行模擬。通過模具預制加工制作管片襯砌，脫模后的養護需在一定溫度、濕度條件下進行，由于單環管片存在縱向拼裝效應，試驗研究過程中采用“半環+整環+半環”的形式，管片襯砌結構相似模型如圖3所示。

圖3 管片襯砌結構相似模型Fig.3 Similar model of segment lining structure

管片接頭包括環向接頭和縱向接頭，通過內外分區割槽方式對管片環向接頭進行處理[15]，根據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行模擬。

表6 管片環向接頭對應槽縫深度對照Table 6 Gap depth of segment transverse joints

預制裂縫是模型制作過程中的重點，在澆筑石膏的同時，將塑料墊片按照設計要求放置在預制裂縫位置。由于塑料墊片在結構上等效為接觸面裂縫，為便于模型試驗開展，預制裂縫寬度取0.5 mm，結合現場調研結果[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相似比原則取12.5 mm，墊片長度取值與試驗分組相對應。墊片置入過程中進行涂油處理，待石膏硬化后將其取出形成裂縫，預制裂縫及所用的塑料墊片如圖4所示。

圖4 預制裂縫管片模擬Fig.4 Prefabricated crack of segment

2.4 模型試驗分組

為深入研究不同裂縫長度對管片襯砌結構初始損傷及失穩破壞模式的影響規律，結合該地鐵工程全線區間隧道管片的病害情況實地調查統計值，縱向裂縫長度平均值相對幅寬占比為0.40。為此，根據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幅寬長度的預制裂縫制作病害模型管片進行試驗，具體試驗工況如表7所示。

2.5 試驗加載裝置

試驗采用臥式加載的方式，試驗裝置采用“盾構隧道-地層復合體模擬試驗系統”，臥式加載裝置如圖5所示。試驗過程中，首先，將試驗模型按照設計位置放置于試驗槽體中央；然后，用配制好的模型土逐層填充并壓實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，首先，在III 方向荷載至一定量值確保管片受力狀態為平面應變；然后施加均勻水壓及非均勻水壓至其工作狀態；最后通過I 方向的4 臺水平千斤頂及II 方向的4 臺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壓力系數λ=0.5。試驗荷載的施加采用分級加載的方式，每級加載穩定后，采集試驗測試數據，然后施加下一級荷載，直至管片整體失穩破壞。通過理論計算獲得各加載步荷載施加量，結果見表8。

試驗過程中，為獲取管片襯砌的變形、內力及破壞相關信息，在襯砌表面分別布置了混凝土應變片、位移計和聲發射探頭，其中混凝土應變片在內外壁均等間隔布置24 個，位移計沿管片中間環內壁等間隔布置8 個，聲發射探頭共計4 個，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 試驗臥式加載裝置Fig.5 Horizontal test loading device

表7 試驗工況Table 7 Test condition

表8 試驗荷載施加方案Table 8 Test loading scheme

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

3 試驗結果分析

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鍵點位移變化曲線。由圖7可知：管片襯砌加載-位移曲線表現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、失穩破壞等3個階段[18]。在整體變化趨勢上，A-B段曲線較為平緩，各關鍵點位移變化均較小，且變形量與荷載基本成線性比例關系；B-C段襯砌各點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管片，相對于無損管片環，首先，階段劃分范圍差異較大，隨著裂縫長度的增加，在A-B階段擴大的同時，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，結構柔性增加，相同荷載條件下的變形量增加。

采用統計的方法研究圓型盾構隧道結構失穩時的形變特征，引入橢圓扁平率為研究參數，橢圓扁平率計算公式為

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為結構外徑。本試驗各組模型管片結構失穩時的橢圓扁平率統計如表9所示。

由表9可知：管片裂縫的存在對襯砌結構失穩時的形變特征有顯著影響，相對于無損管片環，裂縫的存在使得失穩前后的橢圓扁平率明顯增大，從初始加載到臨近失穩階段，無損管片環橢圓扁平率增速緩慢，表面管片襯砌變形較小，具有較強的整體抵抗變形能力，而帶裂縫管片失穩前后管片變形較大，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，管片失穩橢變的速率增加，相同荷載下的失穩橢變程度增加，當既有裂縫長度小于1/3幅寬時，管片在失穩點的橢圓扁平率增幅較小；當既有裂縫長度大于1/3幅寬時，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：各組管片失穩橢變前后橢圓扁平率呈現明顯變化的趨勢，失穩前后橢圓扁平率均增加了2%左右。臨近失穩荷載，管片橢圓扁平率與荷載基本呈線性比例關系，橢圓扁平率較為平緩，失穩橢變后，橢圓扁平率明顯增大，隨著荷載的進一步增大，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 各組試驗管片橢圓扁平率Fig.8 Elliptical flat rate of each segment

3.2 管片聲發射信息

管片襯砌的微觀損傷及裂縫擴展以彈性波的形式傳播到管片襯砌表面，進而產生可探測的管片襯砌表面位移，通過探測器將機械振動轉換為電信號進而放大、處理并記錄。通過聲發射信號中的能量信息，統計傳感器所接收的累計聲發射事件數隨加載步的變化規律，充分反映不同裂縫長度管片內部損傷破壞程度。不同裂縫長度條件下管片聲發射事件計數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，無損管片環累計聲發射事件數均較少，表明管片襯砌在此階段并未產生明顯的損傷，第5級荷載加載至第16級荷載，累計聲發射事件數呈臺階狀增長，表明管片襯砌在此階段開始發生損傷及局部破壞。裂縫長度為1/6管片幅寬時，自第6級荷載開始直至第16級荷載，累計聲發射事件數表現出同樣的臺階增長趨勢，且臺階高度逐漸增大，表明管片襯砌在此階段的損傷破壞是加速發展的。裂縫長度為1/3 管片幅寬時，第7 級荷載加載至第14 級荷載過程中，累計聲發射事件數臺階增長速度增加，且臺階數量減少，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，管片襯砌由開始發出聲發射信息的8級和9 級荷載到累計聲發射事件數突然增加的13 級荷載，累計聲發射事件數增加速度較快，且過程較短，第14 級荷載施加后，累計聲發射事件數出現一個顯著的峰值，管片損傷破壞加速直至整體失穩破壞。

對比分析5組不同裂縫長度試驗管片可知：隨著裂縫長度的增加，結構開始出現損傷破壞的荷載級別增大，結構的彈性承載范圍擴大，結構失穩點所對應的荷載級別減小。當裂縫長度小于1/3幅寬時，失穩點所對應的荷載級別均為16級；當裂縫長度大于1/3幅寬時，失穩點所對應的荷載級別減小到13 級和14級，結構進入塑性狀態的荷載級別更低，結構的極限承載力降低，失穩點所對應的累計聲發射事件數明顯增多，結構失穩趨于突發性破壞。

3.3 結構破壞形態分析

管片襯砌的微觀損傷、裂縫擴展及失穩破壞是一個漸進性發展的過程，通過記錄各組管片裂縫、剝落及掉塊的損傷位置及發展過程，各組管片內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，并以順時針方向為正分別為90°(右拱腰)、180°(拱底)、270°(左拱腰)，圖中紅線表示管片裂縫擴展形成，橢圓表示管片區域剝落壓潰，數字表示損傷破壞對應的荷載級別。通過管片內表面破壞過程揭示既有裂縫長度對管片破壞模式的影響，并結合管片外表面破壞素描呈現不同裂縫長度管片破壞形態。

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

無損管片環首先在左拱腰上半環出現宏觀裂縫，當試驗加載至第7級荷載，管片拱腰位置出現剪切裂縫，繼續加載至第11 級荷載，拱底上半環產生受拉裂縫并延伸至中間環，并最終形成貫通裂縫，導致結構的整體失穩破壞。裂縫長度為1/6管片幅寬時，沿既有裂縫方向產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類似。裂縫長度為1/3管片幅寬時，左拱腰位置同樣產生沿管片縱向的貫通裂縫，加載至第14 級荷載，右拱腰下半環接頭位置產生小范圍的局部剝落。裂縫長度為1/2 管片幅寬時，管片在既有裂縫位置及其附近產生兩條縱向裂縫，并延伸至上、下半環，繼續加載，右拱腰及拱頂相繼產生裂縫，第13加載步時，右拱腰位置由于2條縱向裂縫的擠壓形成壓潰區域，產生掉塊現象。裂縫長度為2/3管片幅寬時，管片左拱腰貫通裂縫加速產生，加載至第11 級荷載，既有裂縫位置產生較為明顯的掉塊，繼續加載至第13 級荷載，管片拱底位置形成貫通裂縫并出現大規模的張拉破壞，導致管片整體失穩破壞。

由于管片外表面直接與土層接觸，無法實時觀測獲取其破壞過程，但根據其最終破壞形態分析發現，裂縫長度對管片結構的損傷發展及破壞過程影響較大。第1 組和第2 組試驗管片環中裂縫長度相對較短，結構最終破壞時，貫通裂縫的數量較少，且并未出現大范圍的脫落、掉塊等現象，其對管片結構的影響較為有限；第3 組試驗管片雖未出現明顯的脫落、掉塊現象，但拱底上半環出現小范圍的剝落現象；隨著裂縫長度的增大，第4組和第5組試驗管片環拱腰處內、外表面均出現了多條縱向貫通裂縫，并逐漸沿管片厚度方向發展，在拱頂及拱腰位置形成掉塊區域，最終導致管片結構沿徑向斷裂，引起整體結構失穩破壞。

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，將各組管片隨試驗加載的破壞特征信息見表10。由表10可知：無損管片環宏觀裂縫從第5 級荷載開始出現，隨著既有裂縫長度的增加，結構的柔性增大，彈性階段變大，結構宏觀裂縫出現的荷載級別逐漸增加；第1組和第2組管片環失穩破壞全過程未出現局部剝落、掉塊等現象，當既有裂縫長度增加至幅寬的1/3 時，管片拱底出現小范圍的局部剝落，當既有裂縫長度增加至幅寬的1/2時，管片拱頂及拱腰位置出現明顯的掉塊現象。

圖11所示為無損管片環的整體破壞照片。由圖11可知：2/3 幅寬裂縫長度管片結構發生明顯橢變，裂縫的存在使得既有裂縫附近區域受力呈壓剪狀態，管片往往會產生區域壓潰的破壞現象。

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構左拱腰破壞照片。由圖12可知：當既有裂縫長度小于1/3幅寬時，結構既有裂縫斷面破壞形態以貫通裂縫為主，雖然會加速結構的整體失穩破壞，但其影響相對有限；當既有裂縫長度大于1/3 幅寬時，結構既有裂縫會引起管片完全斷裂，急劇加速結構的失穩破壞，甚至在一定程度上使結構的失穩破壞具有脆性破壞特征，大幅降低結構承載能力，威脅結構安全。因此，管片結構的力學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Fig.11 Segment integral destruction photos

圖12 管片左拱腰破壞照片Fig.12 Segment destruction photos of left hance

4 結論

1)裂縫長度對管片襯砌結構的力學特性具有顯著影響，1/3 幅寬是裂縫長度對管片襯砌結構力學性能影響的分界點，當裂縫長度小于1/3幅寬時，裂縫的存在不影響管片襯砌結構的承載性能，但當裂縫長度大于1/3幅寬時，結構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構整體剛度，結構在相同荷載條件下的變形量增加，隨裂縫長度增加，管片失穩橢變的速率增加，當裂縫長度小于1/3 幅寬時，管片在失穩點的橢圓扁平率增幅較小；當裂縫長度大于1/3幅寬時，管片橢圓扁平率急劇增大，直至管片完全破壞。

3)當裂縫長度小于1/3幅寬時，結構既有裂縫斷面破壞形態以貫通裂縫為主，雖會加速結構的整體失穩破壞，但其影響相對有限；當裂縫長度大于1/3幅寬時，結構既有裂縫會引起管片完全斷裂，急劇加速結構的失穩破壞，結構的失穩破壞趨于突發性破壞。