初始損傷條件下地鐵管片力學特性試驗研究

閆鵬飛， 蔡永昌

(1. 同濟大學地下建筑與工程系， 上海 200092； 2. 同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室， 上海 200092)

?

初始損傷條件下地鐵管片力學特性試驗研究

閆鵬飛1, 2， 蔡永昌1, 2

(1. 同濟大學地下建筑與工程系， 上海 200092； 2. 同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室， 上海 200092)

為了解初始損傷對盾構隧道襯砌管片力學特性的影響，基于6組具有初始損傷的盾構隧道襯砌管片進行足尺試驗研究。在考慮初始損傷位置以及初始損傷位置處鋼筋有效面積減小等因素的情況下，對試件破壞過程、破壞模式、極限承載力、變形規律以及初始裂縫擴展機制進行了研究和分析。試驗結果表明： 初始損傷的存在對盾構隧道襯砌管片的極限承載能力影響不大，但對其正常使用功能影響很大； 初始損傷位置處鋼筋有效面積減小不僅影響盾構隧道襯砌管片的正常使用功能，更大大降低了其極限承載能力； 增加軸力會削弱初始損傷對盾構隧道襯砌管片的不利影響； 初始損傷在加載點比在跨中對盾構隧道襯砌管片更不利； 初始裂縫基本沿徑向或偏向跨中方向直線擴展。相關研究結果可為建立服役期間盾構隧道襯砌結構健康評估與預知理論、以及進一步開展損傷缺陷盾構隧道數值模擬和極限承載力分析提供借鑒和參考。

盾構隧道； 初始損傷； 足尺試驗； 鋼筋有效面積； 極限承載力； 變形； 裂縫擴展

0 引言

作為城市的交通命脈，地鐵的安全運營離不開隧道襯砌結構的健康服役。城市軌道交通地下結構在服役環境不斷變化、材料劣化等內外因素共同作用下，其受力狀態會發生變化，性能逐步退化，一旦損壞則不易或不可更換，進而誘發地下工程災害； 因此，對城市軌道交通地下結構健康服役提出了極高的要求。

在運營期間，盾構隧道襯砌結構必須滿足強度和剛度要求，其設計的合理性直接決定了整個工程的安全性和經濟性。城市地鐵盾構隧道襯砌一般采用分塊預制、整塊拼裝的方法，由圓弧形管片通過環向螺栓拼接成環，再通過縱向螺栓將單個管片環連接成管狀結構構成隧道主體。由于環向和縱向接頭的存在，盾構隧道裝配式襯砌結構的力學特性較為復雜[1]。自從盾構隧道問世以來，國內外學者圍繞盾構隧道襯砌結構設計模型以及受力行為等問題進行了探索，發展了修正慣用法、梁-彈簧模型等相關內力計算模型[2-6]，并開展了相關的荷載試驗[1,7-11]，獲得了較多有價值的研究成果。實際運營中的盾構隧道襯砌結構，由于結構性能劣化、服役環境改變、低頻循環振動等內外因素共同作用，其受力狀態會發生變化，性能逐步退化，加之我國軌道交通建設速度迅猛，結構施工質量難免存在一定程度的缺陷，這些統稱為盾構隧道的初始損傷缺陷。初始缺陷(如初始裂縫、施工缺陷)狀態下的襯砌結構仍有一定的承載能力和變形能力，且仍能繼續服役，即帶“傷”工作。目前的盾構隧道襯砌結構已經出現了管徑收斂過大、縱縫張開過大以及由此導致的滲漏水和裂縫問題[12-13]。因此，如何評價盾構隧道襯砌結構在帶“傷”工作時的力學性能，尤其是具有初始裂縫時盾構隧道襯砌管片的力學行為，對保證盾構隧道襯砌健康服役具有重要意義，已有學者針對初始裂縫模型、計算理論及方法進行了相關研究[14-18]，但在盾構隧道襯砌結構方面，較少有關于初始損傷對盾構隧道襯砌結構極限承載力及健康服役影響的研究，更缺乏與盾構隧道襯砌結構相關的足尺破壞試驗研究。

為了解初始損傷條件下盾構隧道襯砌結構在健康服役過程中的性能演化機制，本文基于6組具有初始損傷的盾構隧道襯砌管片進行了足尺破壞試驗，并考慮初始損傷位置以及初始損傷位置處鋼筋有效面積減小等因素影響，對試件破壞過程、破壞模式、極限承載力、變形規律以及初始損傷擴展機制進行了研究和分析，相關研究結果可為建立服役期間盾構隧道襯砌結構健康評估與預知理論，以及進一步開展損傷缺陷盾構隧道數值模擬和極限承載力分析提供借鑒和參考。

1 試驗方案

1.1 試件制作

試件采用上海地鐵通用管片的中埋(隧道埋深10～20 m)通縫拼裝單圓盾構隧道管片。襯砌環全環由封頂塊、鄰接塊和標準塊構成，管片縱向和環向均采用直螺栓連接。管片的主筋直徑為16 mm，箍筋直徑為8 mm，其幾何及材料參數見表1。

表1 上海地鐵通用管片參數

Table 1 Parameters of general lining segment of Shanghai Metro

參數名稱外徑/mm內徑/mm環寬/mm強度等級抗滲等級參數值620055001200C55S10

由于加載系統的尺寸要求，試驗所需試件由標準塊切割而成，標準塊的構造及配筋如圖1所示。采用切割機將標準塊兩端切掉(如圖2所示)，得到試驗用試件(如圖3所示)。

(a) 標準塊構造圖

(b) 標準塊配筋圖

Fig. 1 Standard block of shield tunnel lining segment (mm)

(a) 切割示意圖 (b) 切割現場圖

(a) 試件示意圖 (b) 試件現場圖圖3 標準塊切割所得試件Fig. 3 Specimen

本文試件所具有的初始損傷主要指人工切割的初始裂縫以及初始裂縫位置處鋼筋有效面積的減小。采用手持切割機按照初始裂縫的設計參數要求進行人工切割(切割出的初始裂縫寬度約為3.5 mm)，如圖4所示。其中，l′表示初始裂縫的徑向長度(對于割槽位置鋼筋完好的工況，l′為單層保護層厚度；對于割槽位置鋼筋有效面積減小的工況，l′為單層保護層厚度與鋼筋直徑之和)，D′表示初始裂縫縫端位置到試件跨中截面的水平距離。

(a) 預制初始裂縫示意圖 (b) 預制初始裂縫現場圖圖4 預制初始裂縫Fig. 4 Prefabrication of initial crack

1.2 試驗工況

試驗工況分為初始裂縫條件下鋼筋完好的盾構隧道襯砌管片加載試驗(包括正負彎矩2種形式)和初始裂縫位置處部分鋼筋有效面積減小的盾構隧道襯砌管片加載試驗。在試驗實際操作過程中，將初始裂縫處的部分鋼筋用切割機切斷，以控制和表示因初始裂縫導致的鋼筋有效面積減小率，各試驗工況如表2所示。

1.3 試驗系統

試驗系統采用同濟大學地下建筑與工程系自主研制的GPJ-2000管片接頭加載框架及加載控制系統，如圖5所示。該系統由自平衡反力架(雙門式框架結構)、豎向及水平作動器和鉸接支座等組成，可以實現單向或雙向加載，并支持位移控制和力控制2種加載控制模式。

表2 試驗工況Table 2 Test cases

注：η表示初始裂縫處的鋼筋有效面積減小率；e表示按照等偏心距加載時跨中截面的偏心距，e=M/N(式中M為跨中彎矩、N為軸力)。

(a) 正彎矩加載示意圖 (b) 正彎矩加載現場圖

(c) 負彎矩加載示意圖 (d) 負彎矩加載現場圖

1.4 測點布置

根據試驗方案的要求，主要測試指標為試件跨中位置撓度、受壓區混凝土表面應變、初始裂縫撓度、初始裂縫縫端張開位移(CMOD)、用來測定起裂荷載pini的初始裂縫尖端混凝土表面應變以及用來觀測初始裂縫擴展過程的其他混凝土表面應變。參照徐世烺等[18]的研究方法，各工況典型測點布置如圖6所示。其中：D表示豎向位移測點；H表示水平位移測點；S表示混凝土表面應變測點。

(a) 跨中位置測點布置 (b) 初始裂縫位置測點布置

1.5 加載過程

試驗過程中，試件所受外荷載為： 由水平千斤頂施加的水平荷載(軸力)N；由豎向千斤頂施加的豎向荷載p；由鋼滾軸提供的豎向支反力FR。加載過程中試件受力分析如圖7所示。

(a) 正彎矩加載試件

(b) 負彎矩加載試件

W表示試件自重；l表示兩支座間的距離；l1、l2、l3分別表示FR、p、W作用點到跨中截面的水平距離；h表示初始偏心距。

圖7 試件受力分析
Fig. 7 Force analysis of specimens

對跨中截面中心取距，可得如下平衡方程：

1)正彎矩工況為

M+pl2+Wl3+Nh-(p+W)l1=0；

(1)

2)負彎矩工況為

M+pl2+Wl3-Nh-(p+W)l1=0。

(2)

試驗過程中采用等偏心距加載的方式，將M=N·e代入式(1)和式(2)，分別得到：

正彎矩工況

(3)

負彎矩工況

(4)

典型試驗加載過程如圖8所示。采用力控制模式，控制N逐級加大，同時按照式(3)或式(4)施加相應的p; 當N達到N2后，保持N不變，繼續增加p直至受壓區混凝土局部壓碎或受拉區鋼筋拉斷，試件喪失承載力，試驗結束。此加載過程對應于隧道側壓力減小，而上部荷載基本不變的卸載情況。其中，每級加載1 min，然后持荷穩定1 min，并在持荷穩定階段用數碼相機對試件進行照相。根據上海地鐵12號線的設計荷載，確定N1=1 000 kN(正彎矩加載)或1 500 kN(負彎矩加載)，N2=1 400 kN(正彎矩加載)或1 900 kN(負彎矩加載)。

2 試件破壞過程及破壞狀態描述

2.1 各試件破壞過程描述

根據試驗過程中所拍攝照片，各試件在加載過程中大致經歷4個變形階段： 跨中截面全截面受壓階段、小變形階段、大變形階段和完全破壞階段。以SC-5工況為例，其典型變形階段簡要描述如下。

1)跨中截面全截面受壓階段： 由于荷載在跨中位置截面處產生的彎矩較小，跨中截面混凝土基本處于全截面受壓狀態，如圖9(a)所示。

2)小變形階段： 當荷載達到初始裂縫的起裂荷載時，初始裂縫尖端開裂，初始裂縫隨荷載增加基本沿徑向擴展，如圖9(b)所示。

圖8 典型試驗加載過程Fig. 8 Typical process of test loading

3)大變形階段： 繼續增大荷載，初始裂縫繼續擴展，在初始裂縫附近出現若干支裂紋，并且初始裂縫縫端張開位移CMOD快速增大，試件變形較大，如圖9(c)所示。

4)完全破壞階段： 在加載的最后階段，試件變形急劇增大， 初始裂縫縫端位移張開且部分次生支裂紋發展嚴重，兩加載點之間受壓區混凝土表層被壓潰剝落，如圖9(d)所示。在最后一級荷載的穩定或加載過程中，伴隨一聲巨響，試驗力急劇下降，試件達到其極限承載能力，試驗結束。

(a) 跨中截面全截面受壓狀態 (b) 小變形階段

(c) 大變形階段 (d) 完全破壞階段

在加載過程中，初始裂縫位置處鋼筋完好的工況(SC-1—SC-3)以及初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小且初始裂縫位于跨中的工況(SC-4)，在初始裂縫開裂并產生一定增長之后，在兩加載點間相繼出現若干微裂紋，典型試件微裂紋狀態如圖10所示。而對于初始裂縫位置鋼筋完好且初始裂縫在加載點位置的工況(SC-5和SC-6)，只在加載后期于初始裂縫周圍出現若干次生裂紋，典型試件微裂紋狀態如圖9(c)所示。這說明初始裂縫位置處鋼筋有效面積的減小大大影響了襯砌管片受力狀態，但當初始裂縫位于跨中位置時，初始裂縫位置處鋼筋有效面積的減小對襯砌管片的受力狀態的影響與僅有初始裂縫時基本相同。

(a) SC-2工況

(b) SC-3工況

(c) SC-4工況

Fig. 10 Tiny cracks of specimens during large deformation phase (Case: SC-2—SC-4)

2.2 各試件破壞狀態描述

根據所拍攝照片，各工況試件的破壞主要表現為受壓區表層混凝土壓潰剝落、初始裂縫縫端嚴重張開、初始裂縫位置處(剩余)鋼筋被拉斷、受拉區裂紋發展嚴重。典型破壞形態分析如下：

各工況下試件在試驗結束時，受壓區表層混凝土均被壓潰剝落，剝落范圍主要在兩加載點之間，剝離深度最深為60～120 mm。其中： 工況SC-3表層混凝土剝離深度最大，工況SC-4次之； 初始裂縫位置處鋼筋完好的工況SC-1、SC-3要大于鋼筋有效面積減小的工況SC-5、SC-6以及小偏心加載時的工況SC-2。部分工況最終破壞時受壓區形態如圖11所示。

(a) SC-1工況 (b) SC-3工況

(c) SC-4工況 (d) SC-5工況

Fig. 11 Final failure patterns of part specimens in comprehensive zone

在加載結束時，初始裂縫及加載過程中出現的微裂紋或次生支裂紋都有了很大的發展。除工況SC-1、SC-2在加載點位置附近破壞，其余各工況均在初始裂縫位置處破壞。其中： 工況SC-1、SC-2在初始裂縫靠近手孔位置處的微裂紋發展嚴重； 工況SC-3—SC-6初始裂縫縫端張開嚴重。部分工況最終破壞時受拉區形態如圖12所示。

(a) SC-1工況 (b) SC-3工況

(c) SC-4工況 (d) SC-5工況

Fig. 12 Final failure patterns of part specimens in tension zone

由圖11和圖12可知，初始裂縫位置處鋼筋完好的工況SC-1、SC-2最終在靠近手孔附近位置處破壞，說明手孔的存在很大程度上影響了盾構隧道襯砌管片的破壞形態，這可能與手孔位置處的復雜配筋有關； 對初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小的工況(SC-4—SC-6)，不論初始裂縫位于何處，試件最終因初始裂縫縫端張開位移過大而在初始裂縫位置處破壞。因此，在正彎矩加載時，初始裂縫對盾構隧道襯砌管片的最終破壞形態影響不大，但初始裂縫位置處鋼筋有效面積的減小大大改變了盾構隧道襯砌管片的最終破壞形態。

3 試驗結果與分析

為方便對比研究，記無損傷盾構隧道襯砌管片試驗為工況SC-0。工況SC-0除不具有初始損傷外，其余條件均與其他工況相同。

3.1 極限承載力分析

根據POM-M控制系統里記錄的試驗力情況，可得到破壞時的試驗力，并將此試驗力作為試件的極限承載力。各工況下試件的極限承載力如表3所示。

表3 各工況下試件的極限承載力

Table 3 Ultimate bearing capacity of specimens under different cases

工況N/kNp/kNM/(kN·m)e/mSC-01400994．58610．300．436SC-114001147．34636．330．455SC-219001276．73659．490．347SC-31400828．48630．750．451SC-41400772．46366．410．262SC-51400910．11465．500．333SC-61400835．82412．030．294

由表3可知： 工況SC-1—SC-3試件的極限彎矩值基本在630～660 kN·m，與無損傷管片的極限彎矩值幾乎相同； 工況SC-4—SC-6的極限彎矩值在366～412 kN·m，且SC-4

3.2 試件撓度分析

試驗加載過程中各工況跨中撓度在加載過程中隨彎矩的變化情況如圖13所示。

由圖13(a)可知，對于初始裂縫位置處鋼筋完好的各工況來說，負彎矩加載時(工況SC-3)，試件跨中位置先上升后下沉。在正彎矩加載的SC-0—SC-2工況中，無損傷管片SC-0工況的變形速度及最終撓度值處于中等水平。這說明在加載過程中，初始裂縫的存在加快了試件在加載過程中的變形速度(比較工況SC-1與工況SC-0的M-δ曲線可知)；增加軸力可以減緩試件的變形速度(比較工況SC-2與工況SC-1、SC-0的M-δ曲線可知)。

(a) 工況SC-0—SC-3

(b) 工況SC-4—SC-6

Fig. 13 Curves of bending moment vs. deflection of specimens in different cases

由圖13(b)可知，對于初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小的情況來說，各工況在彎矩達到約79.2 kN·m后，SC-4—SC-6工況的M-δ曲線逐漸偏離，工況SC-6的撓度增加速度遠遠大于工況SC-4和SC-5。在加載結束時，SC-4—SC-6工況試件的跨中撓度分別為22.83、46.99、70.44 mm。這表明初始裂縫在加載點比在跨中位置對盾構隧道襯砌結構的正常使用功能更加不利，且初始裂縫數量越多，試件變形越大，越不利于其正常使用功能。另外，工況SC-5撓度增加速度遠大于工況SC-0，且最終撓度值基本是SC-0的2.56倍，說明初始裂縫位置處鋼筋有效面積的減小大大增加了試件的變形速度以及最終撓度值，這將極大地影響盾構隧道襯砌結構的正常使用功能。

3.3 跨中受壓區混凝土應變分析

試驗過程中，各工況跨中位置受壓區混凝土應變在加載過程中隨彎矩的變化情況如圖14所示。

由圖14(a)可知，對于初始裂縫位置鋼筋完好的工況SC-1和SC-2，在加載過程中，試件跨中位置受壓區混凝土的M-ε曲線基本與工況SC-0重合； 而對于負彎矩加載的工況SC-3，其跨中位置受壓區混凝土應變增長速度遠大于正彎矩加載的各工況，且最終壓應變最大達到-3×10-3，基本是正彎矩加載時的2倍。

(a) 工況SC-0—SC-3

(b) 工況SC-4—SC-6

Fig. 14 Curves of bending moment vs. concrete strain of specimens in comprehensive zone of mid-span section

由圖14(b)可知，對于初始裂縫位置鋼筋有效面積減小的工況SC-4—SC-6，在彎矩達到約115.20 kN·m之前，各工況跨中位置受壓區混凝土M-ε曲線基本重合，之后工況SC-4的跨中位置受壓區混凝土應變增長速度遠大于工況SC-5和SC-6。這說明當初始裂縫在加載點時，由于初始裂縫位置鋼筋有效面積的減小使受壓區表面混凝土在沒有達到試件的極限承載能力之前就被壓潰剝落，而初始裂縫在跨中位置時，則基本不存在這種現象。

3.4 初始裂縫擴展機制

3.4.1 發生破壞時初始裂縫形態分析

加載結束時，SC-1—SC-6工況的初始裂縫形態如圖15所示。

由圖15可知： 當初始裂縫位于跨中位置時，初始裂縫基本沿徑向增長至混凝土壓碎區域； 當初始裂縫位于加載點時，初始裂縫基本呈直線擴展，并且偏向跨中位置。當加載結束時，除工況SC-2，其他各工況的初始裂縫在長度和寬度上都有了較大的發展。工況SC-2跨中初始裂縫沒有顯著增長的原因可能是因為軸力較大，在初始裂縫有較大發展之前試件已經在靠近手孔處的加載點附近產生混凝土壓碎而破壞。

(a) SC-1工況 (b) SC-2工況

(c) SC-3工況 (d) SC-4工況

(e) SC-5工況 (f) SC-6工況

3.4.2 初始裂縫縫端張開位移分析

試驗過程中，各工況初始裂縫縫端張開位移在加載過程中隨彎矩的變化情況如圖16所示。對于工況SC-0，CMOD指跨中位置內弧面的張開位移。試驗結束時，各工況初始裂縫CMOD值如表4所示。

由圖16和表4可知，在正彎矩加載至試件破壞時，初始裂縫位置處鋼筋完好各工況的CMOD不超過1.5 mm，明顯小于初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小的工況，這是由于前者在加載時試件上出現了許多其他微裂紋，并且這些微裂紋在加載后期有了較大的增長，因而分散了初始裂縫處的張開位移。值得注意的是： 1)工況SC-2由于軸力增大，位于跨中位置的初始裂縫CMOD隨彎矩的變化規律及最終張開量與SC-0跨中內弧面張開基本一致。2)初始裂縫位置同樣在跨中位置，在負彎矩加載時初始裂縫位置鋼筋完好的工況SC-3的CMOD要大于正彎矩加載時初始裂縫位置鋼筋有效面積減小的工況SC-4，說明當初始裂縫處于盾構隧道襯砌管片負彎矩段時，初始裂縫最終張開位移相對較大。3)對于在兩加載點位置對稱各有1條初始裂縫且初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小的工況SC-6，其中一條初始裂縫的CMOD的增長速度及最終CMOD值遠大于另一條初始裂縫，且另一條初始裂縫的CMOD在增長到一定值后開始有所回落。這說明2條對稱初始裂縫在加載過程中相互影響，在后期的加載過程中，由于靠近手孔的初始裂縫縫端張開位移增長較快，導致另一條初始裂縫擴展速度變慢且縫端張開位移有所回縮。

(a) 工況SC-0—SC-3

(b) 工況SC-4—SC-6

Fig. 16 Curves of bending moment vs. crack mouth opening displacement of specimens

表4 破壞時初始裂縫縫端張開位移

Table 4 Crack mouth opening displacement of specimens in final failure stage

工況CMOD/mm無損管片SC-01．23初始裂縫位置鋼筋完好SC-13．55SC-21．34SC-35．93初始裂縫位置鋼筋有效面積減小SC-44．54SC-527．90SC-6(1)40．65SC-6(2)3．53

3.4.3 初始裂縫尖端應變

試驗過程中，各工況初始裂縫尖端應變在加載過程中隨彎矩的變化情況如圖17所示。

(a) 工況SC-0—SC-3

(b) 工況SC-4—SC-6

Fig. 17 Curves of bending moment vs. initial crack tip strain of specimens

由圖17可知，從加載開始，初始裂縫縫尖兩側混凝土不斷聚集能量，初始裂縫尖端應變基本呈線性增長，在初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小的各工況中表現尤為明顯，之后應變值隨荷載的增加呈非線性增長，增長速度越來越快，直至初始裂縫縫尖處張開過大導致應變片被拉斷而失效。本文將初始裂縫尖端應變變化由線性轉為非線性的轉折點作為初始裂縫的起裂荷載，各工況的起裂荷載pini如表5所示。

由表5可知，工況SC-1和SC-3的初始裂縫起裂荷載的彎矩值明顯大于初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小的各工況彎矩值，這說明鋼筋在很大程度上影響了初始裂縫的起裂荷載。另外，對于初始裂縫位置處鋼筋完好的各工況來說，軸力較大的工況SC-2初始裂縫的起裂荷載遠遠大于另外2種工況，說明軸力越大，偏心距越小，起裂荷載越大；對于初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小的各工況來說，初始裂縫起裂荷載的彎矩相差不大，在67.20 kN·m左右，說明初始裂縫的位置對起裂荷載影響有限。

表5 各工況初始裂縫起裂荷載Table 5 Cracking load of initial cracks of specimens

4 結論與建議

通過初始損傷條件下盾構隧道襯砌管片足尺加載破壞試驗，得到以下結論：

1)各工況試件在加載過程中大致可分為4個變形階段： 跨中截面全截面受壓狀態、小變形階段、大變形階段和完全破壞階段。

2)對于初始裂縫處鋼筋完好的試件來說，初始裂縫的存在對試件的極限承載能力影響不大，但由于初始裂縫的存在大大增加了試件的變形速度，故對試件的正常使用功能有很大影響。對于初始裂縫處鋼筋有效面積減小的試件來說，初始裂縫的存在以及鋼筋有效面積的減小，不僅大大減弱了試件的極限承載能力(最大降低約44.5%)，而且極大地影響了試件的正常使用功能(最終撓度值基本上是正常管片的2.56倍)。不同位置的初始裂縫對試件的不利影響從小到大依次為跨中位置<單個加載點位置<兩加載點對稱位置。

3)在加載過程中，位于跨中的初始裂縫在加載過程中基本沿徑向發展，位于加載點位置的初始裂縫在加載過程中基本沿偏向跨中位置的直線發展。初始裂縫位置鋼筋會限制初始裂縫寬度的發展，導致初始裂縫位置處鋼筋完好的各試件在加載點之間出現若干條微裂紋，而初始裂縫處鋼筋有效面積減小的各試件則僅在加載后期在初始裂縫周圍出現了次生支微裂紋。

4)各試件最終均因受壓區混凝土表層壓潰剝落而破壞，破壞時初始裂縫在長度上基本與壓潰區貫通，除軸力較大的工況外，其他工況初始裂縫CMOD均有較大程度的增長，且初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小的工況初始裂縫縫端張開位移遠大于初始裂縫位置處鋼筋完好的工況。

5)初始裂縫處鋼筋完好工況的初始裂縫起裂荷載明顯大于初始裂縫處鋼筋有效面積減小的工況，軸力越大、偏心距越小，初始裂縫的起裂荷載越大，且正彎矩加載大于負彎矩加載。

限于試驗條件和試驗技術，本文采用初始損傷條件下盾構隧道襯砌管片足尺加載破壞試驗尚存在一些不足，建議如下：

1)本文未考慮鋼筋切割時所導致的初始裂縫深度變化的影響。在用切割方法模擬初始裂縫以及初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小時，鋼筋有效面積減小試件與鋼筋完好試件的初始裂縫深度相差1個鋼筋直徑。建議在后續的試驗研究中采用其他方法來獲得初始裂縫處鋼筋有效面積的減小，如在預制試件時把相應位置處的鋼筋截斷。

2)增加軸力可改善初始裂縫對試件正常使用功能的不利影響，建議在實際工程中尋找能夠增加運營地鐵管片軸力的新方法、新工藝。

3)雖然初始裂縫對盾構隧道襯砌管片極限承載力的影響很小，但其所導致的大變形將影響地鐵的正常使用功能，仍需要對其進行加固處理。另外，由于管片開裂后會加快初始裂縫位置處鋼筋的銹蝕，導致鋼筋有效面積的減小，進而大大降低管片承載力。因此，實際運營中的盾構隧道出現裂縫后，還應及時對裂縫位置處鋼筋進行防銹蝕處理，以保證地鐵運營的安全。

4)對于初始裂縫位置處鋼筋完好的各工況，正彎矩加載時，初始裂縫的起裂荷載的彎矩在100～130 kN·m； 負彎矩加載時，其值約為230 kN·m。對于初始裂縫位置處鋼筋有效面積減小60%的各工況來說，初始裂縫的起裂荷載的彎矩在57.60～67.20 kN·m，可作為相關數值模擬時的參考和對照。

[1] 閆治國, 彭益成, 丁文其, 等. 青草沙水源地原水工程輸水隧道單層襯砌管片接頭荷載試驗研究[J]. 巖土工程學報, 2011, 33(9): 1385-1390. YAN Zhiguo, PENG Yicheng, DING Wenqi, et al. Load tests on segment joints of single lining structure of shield tunnel in Qingcaosha Water Conveyance Project [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(9): 1385-1390.

[2] 朱合華, 陶履彬. 盾構隧道襯砌結構受力分析的梁-彈簧系統模型[J]. 巖土力學， 1998， 19(2)： 26-32. ZHU Hehua, Tao Lübin. Study of two beam-spring models for the numerical analysis of segments in shield tunnel [J]. Rock and Soil Mechanics, 1998, 19(2): 26-32.

[3] 蘇宗賢, 何川. 盾構隧道管片襯砌內力分析的殼-彈簧-接觸模型及其應用[J]. 工程力學, 2007, 24(10): 131-136. SU Zongxian, HE Chuan. Shell-spring-contact model for shield tunnel segment lining analysis and its application [J]. Engineering Mechanics, 2007, 24(10): 131-136.

[4] 武振國, 常翔, 葉飛. 盾構隧道結構設計模型綜述[J]. 隧道建設, 2008, 28(2): 182-185. WU Zhenguo, CHANG Xiang, YE Fei. An overview on structural design models of shield tunnels [J]. Tunnel Construction, 2008, 28(2): 182-185.

[5] 張冬梅, 樊振宇, 黃宏偉. 考慮接頭力學特性的盾構隧道襯砌結構計算方法研究[J]. 巖土力學, 2010, 31(8): 2546-2552. ZHANG Dongmei, FAN Zhenyu, HUANG Hongwei. Calculation method of shield tunnel lining considering mechanical characteristics of joints [J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(8): 2546-2552.

[6] 彭益成, 丁文其, 朱合華, 等. 盾構隧道襯砌結構的殼-接頭模型研究[J]. 巖土工程學報, 2013, 35(10): 1823-1829. PENG Yicheng, DING Wenqi, ZHU Hehua, et al. Shell-joint model for lining structures of shield-driven tunnels [J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(10): 1823-1829.

[7] 何川, 封坤, 楊雄. 南京長江隧道超大斷面管片襯砌結構體的相似模型試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2007, 26(11): 2260-2269. HE Chuan, FENG Kun, YANG Xiong. Model test on segment lining of Nanjing Yangtze River Tunnel with super-large cross-section [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007, 26(11): 2260-2269.

[8] 于寧, 白延輝, 朱合華. 盾構隧道預應力管片接頭的模型試驗研究[J]. 地下空間與工程學報，2009, 5(3)： 439-444. YU Ning, BAI Yanhui, ZHU Hehua. Model experimental study of joints stiff of precast and prestressed concrete lining in shield tunnels [J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2009, 5(3): 439-444.

[9] 梁霄, 柳獻, 陳健, 等. 揚州瘦西湖盾構隧道襯砌結構受力的現場試驗研究[J]. 隧道建設, 2015, 35(7): 679-685. LIANG Xiao, LIU Xian, CHEN Jian, et al. Field experimental study of mechanics of segment structure of Slender West Lake shield-bored tunnel in Yangzhou [J]. Tunnel Construction, 2015, 35(7): 679-685.

[10] 夏海平. 上海地鐵盾構隧道縱縫接頭的破壞試驗及三維數值模型研究[D]. 上海: 同濟大學, 2014. XIA Haiping. Research on bending test and 3D numerical model of longitudinal joint of shield tunnel of Shanghai Metro [D]. Shanghai: Tongji University, 2014.

[11] 臧建波. 盾構隧道管片縱縫接頭的加固試驗與分析[D]. 廣州: 華南理工大學, 2016. ZANG Jianbo. Experiments and analysis of strengthened longitudinal joints of shield tunnel lining [D]. Guangzhou: South China University of Technology, 2016.

[12] 葉耀東, 朱合華, 王如路. 軟土地鐵運營隧道病害現狀及成因分析[J]. 地下空間與工程學報, 2007, 3(1): 157-160. YE Yaodong, ZHU Hehua, WANG Rulu. Analysis of the current status of metro operating tunnel damage in soft ground and its causes [J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2007, 3(1): 157-160.

[13] 李春良, 王勇, 王旭. 不同病害情況下盾構隧道環向剛度的計算方法[J]. 隧道建設, 2013, 33(8): 645-649. LI Chunliang, WANG Yong, WANG Xu. Calculation methods of segment ring rigidity of shield-bored tunnels with different diseases [J].Tunnel Construction, 2013, 33(8): 645-649.

[14] 季倩倩. 帶裂縫的盾構隧道襯砌力學模型研究[J]. 地下空間與工程學報, 2009, 5(增刊2): 1480-1483. JI Qianqian. Study of mechanical model of shield tunnel lining structure with cracks [J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2009, 5(S2): 1480-1483.

[15] 徐世烺. 混凝土斷裂力學[M]. 北京: 科學出版社, 2011. XU Shilang. Fracture mechanics of concrete [M]. Beijing: Science Press, 2011.

[16] YANG B, SHIVA S. Crack growth with a part-through process zone in thin plates [J]. International Journal of Fracture, 2011, 168(2): 145-158.

[17] ZHUANG Xiaoying, CAI Yongchang, AUGARDE C. A meshless sub-region radial point interpolation method for accurate calculation of crack tip fields [J]. Theoretical and Applied Fracture Mechanics, 2014, 69(2): 118-125.

[18] 徐世烺,卜丹, 張秀芳. 不同尺寸楔入式緊湊拉伸試件雙K斷裂參數的試驗測定[J]. 土木工程學報, 2008, 41(2): 70-76. XU Shilang, BU Dan, ZHANG Xiufang. A study of double-K fracture parameters by using wedge-splitting test on compact tension specimens of various sizes [J]. China Civil Engineering Journal, 2008, 41 (2): 70-76.

Experimental Research on Mechanical Behaviors of Shield Tunnel Lining Segment under Condition of Initial Damage

YAN Pengfei1, 2, CAI Yongchang1, 2

(1.DepartmentofGeotechnicalEngineering,TongjiUniversity,Shanghai200092,China; 2.KeyLaboratoryofGeotechnicalandUndergroundEngineeringofMinistryofEducation,TongjiUniversity,Shanghai200092,China)

The full-scale tests are carried out on 6 groups of shield tunnel lining segment with initial damage so as to learn the influence of initial damage on mechanical properties of shield tunnel lining segment. And then the failure process, failure mode, ultimate bearing capacity, deformation law and propagation mechanism of initial crack of specimens are studied and analyzed considering the influence of the position of initial damage and the decrease of the effective area of steel bars around initial damage. The testing results show that: 1) The initial damage has little influence on the ultimate bearing capacity of shield tunnel lining segment; but it has a significant influence on its normal function. 2) The decrease of effective area of steel bars around initial damage not only affects the normal function of shield tunnel lining segment but also affects ultimate bearing capacity significantly (reduction). 3) The influence of initial damage on shield tunnel lining segment can be reduced by increasing the axial force. 4) The influence of initial damage at loading point is more obvious than that at mid-span section. 5) The crack propagation path is nearly a line that grows radially or toward to the mid-span section. The related research results can provide reference for establishing the health assessment and predicting theory of the shield tunnel structure during its long-time service, as well as for further conducting the numerical simulation and the ultimate bearing capacity analysis of shield tunnel with damage and defects.

shield tunnel; initial damage; full-scale test; effective area of steel bars; ultimate bearing capacity; deformation; crack propagation

2016-11-21;

2017-02-17

國家重點基礎研究發展計劃(“973”計劃)項目(2011CB013800)

閆鵬飛(1991—)，男，河南柘城人，同濟大學建筑與土木工程專業在讀碩士，主要研究方向為隧道及地下建筑工程。E-mail: 2014ypf@tongji.edu.cn。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.07.007

U 451

A

1672-741X(2017)07-0822-10