盾構隧道新型分布榫式管片結構的局部原型試驗研究

劉 迅，封 坤，肖明清，何 川，李 策

(1. 西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，成都 610031；2. 中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北，武漢 430071；3. 水下隧道技術國家地方聯(lián)合工程研究中心，湖北，武漢 430071)

盾構法因其施工效率高、地層適應性強等優(yōu)點，在跨江越海通道工程中大量應用。為了承受大埋深、高水壓等引起的高圍壓作用，管片結構尺寸通常較大，環(huán)間常常設榫以滿足定位要求。近年來，由于盾構隧道穿越地層愈發(fā)復雜，環(huán)縫作為管片結構薄弱環(huán)節(jié)，在較大的彎曲荷載下，環(huán)間錯臺、張開等變形常常超出設計容許值[1?2]。尤其對于大斷面盾構隧道，管片結構環(huán)間變形的控制一直備受關注[3? 6]。

我國目前建設的盾構隧道斷面尺寸不一、環(huán)間連接類型各異[7]。近期建設的多座大斷面水下盾構隧道在環(huán)間布置了新型的分布式凹凸榫構造，如：中國濟南黃河隧道(環(huán)間均勻布置凹凸榫構造，一塊標準塊對應3 個凹凸榫與3 個斜螺栓)、江陰靖江長江隧道(環(huán)間均勻布置凹凸榫構造，一塊標準塊對應3 個凹凸榫與6 個斜螺栓)、佛莞城際獅子洋隧道(環(huán)間均勻布置凹凸榫構造，一塊標準塊對應4 個凹凸榫與4 個斜螺栓，如圖1)(以下簡稱環(huán)間分布四榫式管片結構)。相較于早期僅布置螺栓的環(huán)間連接，分布式凹凸榫構造受剪尺寸大，加強了結構抵抗環(huán)間變形的能力，然而對于局部結構而言，環(huán)間相互作用復雜，導致局部破壞的風險增大，其對結構安全狀態(tài)的影響有待研究。

圖1 管片橫斷面示意圖Fig. 1 Diagram of segment cross-section

針對管片結構環(huán)間接頭，通常通過理論解析和加載試驗的方法來研究其力學特征。李宇杰等[8]通過數(shù)值計算與現(xiàn)場實測，證明了環(huán)間錯臺變形會引起管片結構局部內(nèi)力增大與破損。耿萍等[9]通過理論推導，建立了考慮剪切作用的環(huán)間接頭力學模型。李曉軍等[10]通過理論推導，建立了盾構隧道縱向梁模型，得到了沿隧道軸線的環(huán)縫變形分布。張景等[11]通過理論推導，得到了環(huán)間接頭不同變形模式與受力狀態(tài)下的內(nèi)力解析表達式。目前，針對凹凸榫構造形式的環(huán)間連接的研究尚不充分，而環(huán)間連接型式?jīng)Q定環(huán)間作用方式，是影響管片結構環(huán)間變形與破壞機制的關鍵因素。張穩(wěn)軍等[12]通過數(shù)值模擬，明確隧道襯砌結構環(huán)縫受剪的全過程，研究了不同凹凸榫槽尺寸對于接頭抗剪性能的影響。Putke 等[13]通過模型試驗，探明了凹凸榫構造材料與尺寸對于結構環(huán)間抗剪剛度的影響。現(xiàn)階段設置凹凸榫構造后環(huán)間連接性能的研究較少，對于凹凸榫構造對管片環(huán)間作用的影響尚無定論、亟待探明。

目前對于盾構隧道管片結構承載性能多采用原型試驗、局部原型試驗的方式開展。柳獻等[14]通過原型試驗，證明了隨著環(huán)間作用的增強，結構首個塑性鉸位置從縱縫接頭向管片本體轉(zhuǎn)移。封坤等[15? 16]通過南京長江隧道原型加載試驗，探明在彈性狀態(tài)下和結構開裂后，通縫和錯縫拼裝管片結構力學特征變化顯著。朱瑤宏等[17]通過錯縫拼裝盾構隧道足尺試驗，探明了結構承載性能和破壞機理。畢湘利等[18]通過通縫拼裝盾構隧道足尺試驗認為，管片極限破壞特征表現(xiàn)為管片接頭的破壞，管片自身未表現(xiàn)出明顯破壞現(xiàn)象。Zhang等[19]通過獅子洋隧道原型試驗，明確了結構在通縫和錯縫條件下承載能力與破壞階段的評價指標。對于施工、運營期常見的管片局部破壞問題，局部原型試驗更為經(jīng)濟，周期較短，且能較為真實的展現(xiàn)管片結構的破壞過程。

鑒于此，本文通過自主研發(fā)的局部原型結構加載試驗系統(tǒng)，針對高圍壓作用下大斷面盾構隧道新型分布榫式管片結構，測試了加載破壞過程中結構變形、接縫張開、環(huán)縫錯臺量、螺栓應力的變化規(guī)律，及其與裂縫的開裂時間、擴展規(guī)律之間的關系，并對環(huán)間分布四榫式管片結構的環(huán)間作用與破壞機理進行探討，可為大直徑盾構隧道工程設計和理論分析提供參考。

1 工程概況

佛莞城際獅子洋隧道位于珠三角地區(qū)的中南部，為獅子洋上第二座高速鐵路水下隧道。隧道總長6.15 km，管片外徑13.1 m，內(nèi)徑12 m，厚度0.55 m，幅寬2 m，為當時國內(nèi)最大直徑的鐵路盾構隧道。隧道管片襯砌環(huán)采用雙面楔形通用環(huán)，C50 鋼筋混凝土，每環(huán)分塊形式為“6+2+1”，包括封頂塊F(圓心角19.00°)、鄰接塊L1、L2(圓心角43.45°)及標準塊B1～B6(圓心角42.35°)。管片襯砌環(huán)環(huán)向均勻布置18 根M36 斜螺栓，縱向布置34 根M36 斜螺栓，機械等級8.8 級。環(huán)間均勻設置分布式凹凸榫構造，一塊標準塊對應4 個凹凸榫與4 個斜螺栓(以下簡稱環(huán)間分布四榫式管片結構)。凹凸榫構造并未配筋。管片橫斷面尺寸圖詳見圖1(a)，分布式凹凸榫構造見圖1(b)。

2 試驗概況

2.1 試驗裝置

本次試驗采用本課題組自主研發(fā)的“局部原型結構加載試驗系統(tǒng)”裝置，加載裝置如圖2 所示。

圖2 局部原型結構加載試驗系統(tǒng)Fig. 2 Local prototype structure loading test system

試驗裝置由大型試驗臺架、加載分配梁、水平和豎向千斤頂、轉(zhuǎn)動鉸支座以及提供反力的鋼箱梁底座形成自反力體系，并由加載控制臺控制，如圖3 所示。試件左右兩端均由轉(zhuǎn)動鉸支座支承，試驗管片在兩端支座處可自由轉(zhuǎn)動。在豎直方向上，通過豎向千斤頂將荷載傳遞至加載分配梁，并最終作用在結構上；在水平方向上，試驗管片一端固定，在另一端通過水平千斤頂施加荷載，形成對稱受力體系，兩個方向的千斤頂均有5000 kN的加載能力。

圖3 加載系統(tǒng)三維示意圖Fig. 3 Three-dimensional diagram of loading system

2.2 試驗原理

在受力模式分析時需考慮到管片自重的影響，實際管片加載時的半結構受力模式如圖4 所示。

圖4 結構受力示意圖Fig. 4 Structure stress diagram

根據(jù)力的平衡可得：

2.3 試件及量測系統(tǒng)

試驗結構由中間塊(標準塊B3)和兩側(cè)相鄰環(huán)(標準塊B1、B2)共三環(huán)管片組成，試驗結構與凹凸榫構造尺寸見圖5；凹槽與凸榫在豎直方向上存在2 mm 自由變形空間；混凝土表面應變采用管片內(nèi)弧面和外弧面對稱布置的混凝土表面電阻應變片測量，測點布置如圖6 所示。結構豎向位移由布置在內(nèi)弧面下方的0.01 mm 精度的差動式位移傳感器測量，接縫張開量采用鋼弦式位移測縫計量測，測點布置如圖7 所示；鋼筋受力由張貼在鋼筋上的應變片量測，如圖8 所示。

圖5 結構尺寸圖 /mmFig. 5 Structure size diagram

圖6 結構應力測點布置圖Fig. 6 Structure stress measuring points arrangement

圖7 結構位移測點布置圖Fig. 7 Structural displacement measurement points arrangement

圖8 鋼筋應變片張貼Fig. 8 Reinforcement strain gauge

2.4 試驗工況

根據(jù)該隧道工程實際地層情況，分析確定管片結構控制截面最不利偏心距為0.35 m，對應軸壓比為0.1，縱向約束壓力設定為1.2 MPa[20]，據(jù)此擬定加載工況如下：① 第一階段按等偏心距e=0.35 m 逐步增加水平和豎向千斤頂荷載，軸壓比每級增加0.0025 直至λ=0.1，豎向千斤頂荷載可根據(jù)2.2 中式(1)計算得到；② 第二階段保持等軸壓比，即水平千斤頂荷載不變，豎向千斤頂每級增加30 kN，直至結構破壞時試驗結束。

3 試驗結果與分析

3.1 環(huán)間分布四榫式管片內(nèi)力與變形變化規(guī)律

加載過程千斤頂荷載與控制截面內(nèi)力如圖9所示，在加載第一階段過程中，軸力略小于水平千斤頂荷載轉(zhuǎn)換得到的軸力，這是由于存在摩擦損耗，但控制截面偏心距為0.35 m，滿足本次試驗的既定設計要求。在加載的第二階段過程中，水平千斤頂荷載不變，豎向千斤頂荷載不斷增加，截面偏心距迅速增加，當豎向荷載Fv=3482 kN，水平荷載Fh=4718 kN時，結構失穩(wěn)破壞。

圖9 試驗加載過程與管片內(nèi)力Fig. 9 Test loading process and internal force of segments

試驗對環(huán)間分布四榫式管片結構中間塊鋼筋應變進行了測量，中間塊內(nèi)弧面鋼筋受拉，外弧面鋼筋受壓，鋼筋最大拉壓應變均發(fā)生在中間塊拱頂位置，中間塊拱頂位置鋼筋應變?nèi)鐖D10所示。

圖10 中間塊拱頂位置鋼筋應變Fig. 10 Reinforcement strain in centre ring

由圖10 可見，中間塊管片內(nèi)弧面受拉側(cè)鋼筋應力隨豎向荷載的增加而增加，可分為兩個階段：當豎向荷載Fv<2510 kN 時，受拉側(cè)鋼筋應變線性增加，此時為彈性階段；當豎向荷載Fv>2510 kN時，增加速率顯著增加，且受拉側(cè)鋼筋應變呈現(xiàn)出非線性增長。此時為塑性階段；結構破壞時，受拉側(cè)鋼筋應變達到最大值2023 με，已受拉屈服。

中間塊管片外弧面受壓側(cè)鋼筋應力變化規(guī)律與受拉側(cè)鋼筋應變規(guī)律不同，隨著豎向荷載的增大，受壓側(cè)鋼筋應變基本呈現(xiàn)線性增長規(guī)律。結構破壞時，受壓側(cè)鋼筋應變達到最大值?884 με，受壓側(cè)鋼筋并未達到屈服狀態(tài)。

環(huán)間分布四榫式管片結構中間塊環(huán)向豎向位移分布如圖11 所示，結構整體全線下沉，中間塊環(huán)向豎向位移分布呈現(xiàn)出漏斗型：圓心角85°～95°(凹凸榫處)最大，拱頂位置豎向位移在破壞荷載下達到43.95 mm；圓心角75°～85°(凹凸榫處)和圓心角95°～105°(凹凸榫處)其次，在破壞荷載下豎向位移最大達到24.28 mm；支座處最小。中間塊環(huán)向豎向位移在圓心角69°～85°與95°～111°近似線性分布，在圓心角85°～95°為非線性分布，在凹凸榫處存在拐點。隨著豎向荷載的增加，非線性更為明顯。并且，管片豎向位移沿環(huán)向分布并非完全對稱，右側(cè)(千斤頂加載側(cè))略大于左側(cè)(固定支座側(cè))。

圖11 中間塊環(huán)向豎向位移分布Fig. 11 Vertical displacement distribution in centre ring

如圖12 所示，隨著豎向荷載的增大，環(huán)間分布四榫式管片結構中間塊豎向位移均增大，不同測點豎向位移變化規(guī)律基本一致，可分為三個階段：① 當豎向荷載Fv<2510 kN，即內(nèi)弧面受拉側(cè)鋼筋未進入塑性時，豎向位移線性增長，增長速率較慢，定義此階段為彈性階段；② 當豎向荷載Fv>2510 kN時，豎向位移增長呈現(xiàn)非線性，增長速率顯著增加，定義此階段為彈塑性階段；③ 當達到破壞荷載時停止加載，維持豎向與水平荷載不變，各測點豎向位移持續(xù)增加，結構失穩(wěn)破壞，定義此階段為破壞階段。結構失穩(wěn)破壞時測點15 豎向位移最大，為45.65 mm。

圖12 各測點豎向位移Fig. 12 Vertical displacement of measuring points

對比不同測點可發(fā)現(xiàn)，彈性階段各測點增長速率基本一致，彈塑性階段時，位于圓心角85°～95°(凹凸榫)的測點15、測點10 和測點18 增長速率遠大于其余測點，這是由于管片結構拱頂處兩側(cè)相鄰環(huán)存在縱向接縫，故管片結構拱頂處剛度較小，豎向位移更大。

3.2 管片結構接縫受力與變形變化規(guī)律

接縫是盾構隧道襯砌結構的薄弱環(huán)節(jié)，凹凸榫構造對于管片環(huán)向連接受力與變形的影響尚不明確。對此，本文對環(huán)間分布四榫式管片結構接縫受力變形規(guī)律做進一步分析，以此探討新型分布榫式管片結構環(huán)間作用機理。

3.2.1 環(huán)縫受力與變形變化規(guī)律

由圖13 豎向荷載-環(huán)間錯臺-環(huán)縫張開量變化規(guī)律可見，隨著豎向荷載的增大，圓心角85°處環(huán)間錯臺與環(huán)縫張開量均增大，可分為三個階段：① 豎向荷載Fv<1410 kN時，環(huán)間錯臺快速增加，環(huán)縫張開量變化不明顯；② 豎向荷載Fv=1410 kN時，圓心角85°處環(huán)間錯臺為1.9 mm，環(huán)縫張開量為0.2 mm；③ 豎向荷載Fv>1410 kN時，環(huán)間錯臺增加速率變緩，環(huán)縫張開量增加速率顯著提高，此時環(huán)向螺栓受力明顯；加載至破壞荷載時，停止加載，錯臺量與張開量快速增加，此時結構失穩(wěn)破壞。

圖13 豎向荷載-環(huán)間錯臺-環(huán)縫張開量變化規(guī)律Fig. 13 Variation of vertical loads-dislocation-joint opening

如圖14 所示，環(huán)間分布四榫式管片結構環(huán)縫變形模式可歸納為：第一階段時，由于凹榫與凸榫之間縫隙的存在，凹榫與凸榫并未接觸，環(huán)間作用主要為環(huán)縫接觸面之間的摩擦，環(huán)間變形為錯臺滑動，環(huán)間錯臺快速增加而環(huán)縫張開量增加緩慢；第二階段時，凹凸榫接觸，凹榫沿著凸榫下表面向外滑移，螺栓受力明顯，進而產(chǎn)生環(huán)縫張開變形，此階段環(huán)間變形由錯臺滑動變?yōu)檗D(zhuǎn)動張開為主，環(huán)間錯臺增加速率變緩，環(huán)縫張開量增加速率顯著增加；第三階段結構失穩(wěn)破壞，荷載不變環(huán)間變形快速增加。

圖14 環(huán)縫變形示意圖Fig. 14 Deformation diagram between rings

由圖13 可見，隨著豎向荷載增加，圓心角75°處環(huán)間錯臺與環(huán)縫張開量增長速率緩慢線性增長。這是由于圓心角75°處環(huán)間變形處于凹凸榫還未接觸的第一階段。

3.2.2 縱縫受力與變形規(guī)律

如圖15 所示，環(huán)間分布四榫式管片結構相鄰環(huán)縱縫張開的變化規(guī)律基本一致：隨著豎向荷載增加，縱縫張開量逐漸增大，可分為三個階段：① 當豎向荷載Fv<2510 kN，即中間塊內(nèi)弧面受拉側(cè)鋼筋未進入塑性時，相鄰環(huán)縱縫張開量呈線性增長；② 當豎向荷載Fv>2510 kN時，即中間塊內(nèi)弧面受拉側(cè)鋼筋進入塑性后，相鄰環(huán)縱縫張開量速率不斷增大，且此時縱向螺栓受力明顯；③ 當達到破壞荷載時，停止加載，維持豎向與水平荷載不變，相鄰環(huán)縱縫張開量快速增大，此時結構失穩(wěn)破壞。

圖15 縱縫張開量變化規(guī)律Fig. 15 Variation law of longitudinal joint opening value

結構失穩(wěn)破壞時JF1 和JF2 的縱縫張開量分別為5.01 mm 和4.96 mm，且縱向螺栓均未屈服。由縱縫變形過程可見，環(huán)間分布四榫式管片結構中的縱縫不再是結構薄弱環(huán)節(jié)，且結構破壞過程中縱縫并未發(fā)生明顯損傷，承載能力仍有冗余。

3.2.3 螺栓受力規(guī)律

環(huán)、縱向螺栓受力如圖16 所示，隨著豎向荷載增加，環(huán)、縱向螺栓受力不斷增加，可分為兩個階段：對于環(huán)向螺栓：豎向荷載Fv<2446 kN，即中間塊受拉側(cè)鋼筋進入塑性前，環(huán)向螺栓應力緩慢線性增長，豎向荷載Fv>2446 kN，即中間塊受拉側(cè)鋼筋進入塑性后，環(huán)向螺栓應力非線性增長；對于縱向螺栓：豎向荷載Fv<1410 kN，即環(huán)間變形處于第一階段時，縱向螺栓應力緩慢線性增長，豎向荷載Fv>1410 kN，即環(huán)間變形處于第二階段時，縱向螺栓應力非線性增長。

圖16 螺栓受力規(guī)律Fig. 16 Force law of bolts

如圖17 所示，環(huán)間分布四榫式管片結構環(huán)間作用可歸納為：環(huán)間變形為第一階段時，環(huán)間變形為滑動錯臺，螺栓受力不明顯；環(huán)間變形表現(xiàn)為第二階段時，環(huán)間變形為轉(zhuǎn)動張開，螺栓受彎，約束環(huán)間轉(zhuǎn)動張開變形，凹凸榫構造承受剪力，約束環(huán)間滑動錯臺變形，環(huán)間作用由第一階段的純剪轉(zhuǎn)變?yōu)閺澕艚Y合。

圖17 環(huán)間作用示意圖Fig. 17 Force diagram between rings

3.3 管片結構裂縫的發(fā)展

如圖18 和圖19 所示，在試驗全過程中，環(huán)間分布四榫式管片結構僅在中間塊出現(xiàn)裂縫，相鄰環(huán)沒有出現(xiàn)裂縫。因此，環(huán)間分布四榫式管片結構失穩(wěn)破壞并不是由于相鄰環(huán)縱縫破壞造成的，對此，本文詳述環(huán)間分布四榫式管片結構裂縫的發(fā)展以及最終破壞形態(tài)，以此探討環(huán)間分布四榫式管片結構破壞機理。

圖18 相鄰環(huán)裂縫情況示意圖Fig. 18 Crack of adjacent ring

由于環(huán)間四榫式管片結構相鄰環(huán)未產(chǎn)生裂縫，本文僅描述中間塊裂縫發(fā)展情況，見表1 與圖19。

表1 中間塊內(nèi)弧面裂縫發(fā)展Table 1 Cracks development in centre ring

圖19 中間塊內(nèi)弧面裂紋發(fā)展Fig. 19 Cracks development in centre ring

從裂縫的分布來看，裂縫主要集中在圓心角85°～95°兩處凹凸榫之間，拱頂處裂縫寬度最大。從裂紋的走向上看，縱向裂紋為主，斜裂紋其次，且斜裂紋與隧道縱軸線方向的夾角在0°～45°，沿管片環(huán)向的橫向裂紋最少，出現(xiàn)的也較晚。

圖20 為裂縫數(shù)量和寬度的發(fā)展規(guī)律。環(huán)間分布四榫式管片結構裂縫寬度發(fā)展規(guī)律與裂縫數(shù)量發(fā)展規(guī)律相反，可分為兩個階段：第一階段為裂縫數(shù)量快速增長階段，豎向荷載Fv<2510 kN，即中間塊內(nèi)弧面受拉側(cè)鋼筋處于彈性階段時，裂縫數(shù)量快速增加，裂縫最大寬度緩慢增加，混凝土快速喪失承受截面拉力能力，截面拉力僅由內(nèi)弧面受拉側(cè)鋼筋承擔；第二階段為裂紋寬度快速增長階段，豎向荷載Fv>2510 kN，即中間塊內(nèi)弧面受拉側(cè)鋼筋進入塑性后，裂縫寬度增長速率顯著增加，裂縫數(shù)量增長速度變緩。可見，環(huán)間分布四榫式管片結構破壞前有明顯的破壞先兆，中間塊內(nèi)弧面鋼筋進入塑性前，結構破壞先兆表現(xiàn)為裂縫數(shù)量快速增加，進入塑性后，結構破壞先兆表現(xiàn)為裂縫寬度快速增加。

圖20 裂縫數(shù)量和寬度的變化規(guī)律Fig. 20 Variation law of the number and width of cracks

3.4 最終破壞形態(tài)

3.4.1 管片結構中間塊最終破壞形態(tài)

環(huán)間分布四榫式管片結構中間塊最終破壞形態(tài)如圖21 所示，內(nèi)弧面圓心角85°～95°兩處凹凸榫之間，出現(xiàn)大量縱向貫穿裂縫，其中4 條寬度較大的縱向貫通裂縫開裂深度如圖21(c)所示，開裂深度最小達到323 mm，為管片厚度的58.7%，開裂深度最大達到430 mm，為管片厚度的78.2%。可見，最終破壞時中間塊混凝土開裂充分，截面拉力僅由鋼筋承受。

圖21 中間塊最終破壞形態(tài)Fig. 21 Final failure pattern of centre ring

3.4.2 管片結構相鄰環(huán)最終破壞形態(tài)

環(huán)間分布四榫式管片結構相鄰環(huán)最終破壞形態(tài)如圖22 所示。相鄰環(huán)縱縫內(nèi)側(cè)張開，最大張開量為6.914 mm，邊角處出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，且開裂深度較淺，僅是內(nèi)弧面混凝土保護層混凝土開裂，屬于局部的強度破壞，相鄰環(huán)承載能力仍有冗余。

圖22 相鄰環(huán)最終破壞形態(tài)Fig. 22 Final failure pattern of adjacent ring

3.4.3 管片結構凹凸榫最終破壞形態(tài)

環(huán)間分布四榫式管片結構環(huán)間凹凸榫構造最終破壞形態(tài)如圖23 所示。在凹榫與凸榫接觸的位置，各自出現(xiàn)剪切破壞裂紋。凸榫根部出現(xiàn)沿凸榫長度方向的裂紋，凸榫有整體剪壞剝落的趨勢；凹榫邊緣處出現(xiàn)破損，且邊緣中間有螺栓處破損不明顯，邊緣兩側(cè)沒有螺栓處破損明顯。結構破壞時環(huán)間凹凸榫構造并未完全破壞，抗剪能力仍有冗余，環(huán)間設置凹凸榫構造為有效的抗剪措施。

圖23 凹凸榫最終破壞形態(tài)Fig. 23 Final failure pattern of the mortise and tenon

4 環(huán)間分布四榫式管片破壞機理分析

環(huán)間分布四榫式管片結構環(huán)間作用可歸納為：環(huán)間變形初始時表現(xiàn)為錯動，此時環(huán)間作用主要由接觸面摩擦提供，凸榫與凹槽接觸后環(huán)間變形表現(xiàn)為轉(zhuǎn)動張開，此時螺栓受彎并約束環(huán)縫的張開變形，凹凸榫構造受剪并約束環(huán)縫錯臺，環(huán)間作用由第一階段的純剪轉(zhuǎn)變?yōu)閺澕艚Y合；凹凸榫接觸作用后環(huán)間抗剪剛度大，有效限制環(huán)間錯臺量，改善大直徑盾構隧道施工過程中的管片上浮問題，減小環(huán)間錯臺引起的管片損傷。此外，凹凸榫構造可有效限制錯臺引起的附加彎矩，對軸力略有影響[9]，對管片整體受力更有利。

根據(jù)環(huán)間分布四榫式管片結構內(nèi)力、變形規(guī)律與最終破壞形態(tài)，其漸進性破壞過程可歸納為：中間管片內(nèi)弧面邊緣處混凝土首先開裂，此時裂縫發(fā)展特征為裂縫長度迅速增加；隨著荷載繼續(xù)增加，中間塊管片內(nèi)弧面鋼筋受拉進入塑性，結構進入彈塑性階段，此時裂縫發(fā)展特征為裂縫寬度迅速增加；最終鋼筋屈服，混凝土開裂截面剛度降低[14]，管片結構喪失承載能力，失穩(wěn)破壞。

凹凸榫構造可提高管片環(huán)間的相互作用、提高整體性，避免發(fā)生接縫破壞引起的脆性破壞，從而使其具備更高的承載力與更好的延性，其機理為：一方面由于相鄰環(huán)存在縱縫，剛度小于中間塊管片，結構環(huán)間發(fā)生彎矩傳遞，管片本體相較于縱縫會承擔更大的荷載；另一方面由于凹凸榫接觸后限制環(huán)間相對位移，結構環(huán)間抗剪剛度大，環(huán)間相互作用強，對結構的環(huán)間錯動形成了良好的控制，因此，環(huán)間分布榫式管片結構最終破壞主要表現(xiàn)為管片開裂引起的整體失穩(wěn)破壞。

總體來看，環(huán)間分布四榫式管片結構的破壞機理可概括為：中間塊管片內(nèi)弧面混凝土開裂導致鋼筋承擔截面拉力，裂縫不斷加深加寬，中間塊管片受拉側(cè)鋼筋進入塑性、進而屈服，混凝土開裂使管片剛度下降，管片結構最終失穩(wěn)破壞。

5 結論

針對盾構隧道環(huán)間分布四榫式管片結構開展局部原型試驗，測試了分布榫式管片結構在壓彎荷載作用下的力學特性、破壞過程與機理，得出主要結論如下：

(1)環(huán)間分布四榫式管片結構受力變形可分為兩個階段：中間塊內(nèi)弧面鋼筋進入塑性前，結構變形緩慢線性增加；中間塊內(nèi)弧面鋼筋進入塑性后，結構變形非線性增加。

(2)環(huán)間分布四榫式管片結構環(huán)間作用可分為兩個階段：凹榫與凸榫未接觸時，環(huán)間變形為錯臺滑動，環(huán)間作用為環(huán)縫面間摩擦；凹凸榫接觸后，環(huán)間變形為轉(zhuǎn)動張開，螺栓受彎且凹凸榫構造受剪，環(huán)間作用為彎剪結合。

(3)環(huán)間分布四榫式管片結構初始裂縫出現(xiàn)在中間塊拱頂邊緣位置，此時豎向荷載Fv=1901 kN，水平荷載Fh=665 kN，中間塊豎向位移7.43 mm，縱縫張開量0.51 mm。

(4)環(huán)間分布四榫式管片結構最終破壞形態(tài)為：中間塊內(nèi)弧面拱頂處出現(xiàn)大量縱向貫穿裂縫；中間塊裂縫開裂深度最大達到430 mm；環(huán)間凹凸榫僅出現(xiàn)受剪破壞趨勢；環(huán)間螺栓均未屈服。

(5)環(huán)間分布四榫式管片結構破壞機理可歸納為：中間管片內(nèi)弧面邊緣處混凝土首先開裂；隨著荷載繼續(xù)增加，中間塊管片內(nèi)弧面鋼筋鋼筋屈服，混凝土開裂使管片剛度下降，管片結構最終失穩(wěn)破壞。