中圖分類號(hào)：TU93 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Abstract： Due to its significant superiority in withstanding high internal water pressure，prestressed doublelayerlining structures have been graduall widelyused in waterconveyance shield tunnels in recent years.To unveil the mechanical properties of the prestressed double-layer lining structure，this study innovatively employsa similar modeltest method combined with acoustic emision detection technology，taking the water conveyance shield tunnel of the Zhujiang Delta Water Resources Allocation Engineering as a prototype.The internal forces，contact pressures， displacements，and damage and failure of the prestresed double-layer lining structure throughout the construction and operation processareanalysed.The experimental results indicate that：during theassembly stage，the segmental lining structure can independently bear the external hydrostatic and earth pressures.During the prestresing tensioning stage，both thesegmental and prestressed linings are compressed around the entire circumference.As the internal water pressure is progressively applied，theaxial forceof the structure graduallydecreases.However，under 1.5MPaof internal water pressre，the structure still maintains most of itsarea under pressure.During the prestressing tensioning stage，the segmentallining and prestressed lining separate，suggesting their interaction can be esentialydisregarded.During the operation stage，the areas of separation close，thus the two structures bear the load in coordination.Withthe progressive tensioning of theprestress，the displacementofthe double-layer lining structure increases linearly，reaching its maximum value of 1.37 mm upon completion of tensioning.At this point， the section's ellipticityis 0.012‰ .The application of 1.5 MPa of internal water pressure reduces the displacement to 1.30 mm and increases the section's ellipticity to 0.20‰ . During the entire loading process，the progressive damage of the double-layer lining structure undergoes aninitial elastic stageanda micro-damage stage.Inside the structure，defects compact and graduallylead to damage，butno macro-cracks appear，indicating that the structure remains in a safe state.

Key words： water conveyance shield tunnel; prestressed double-layer lining; research on mechanical proper ties;similar model test;acoustic emission detection

隨著大埋深、長(zhǎng)距離、高內(nèi)水壓等輸水隧道的發(fā)展，設(shè)置單層管片襯砌結(jié)構(gòu)作為支護(hù)已經(jīng)難以滿足承載要求，因此，雙層襯砌結(jié)構(gòu)型式逐漸被應(yīng)用于輸水盾構(gòu)隧道.其中，由于管片-預(yù)應(yīng)力混凝土雙層襯砌在解決水工隧洞工程中存在的高內(nèi)水壓、圍巖穩(wěn)定性差以及襯砌開裂控制要求高等問題方面具有明顯優(yōu)勢(shì)，其作為一種新型的雙層襯砌結(jié)構(gòu)型式具有廣泛的應(yīng)用前景.

20世紀(jì)50年代，德國(guó)、法國(guó)、意大利、瑞士等國(guó)率先應(yīng)用了預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌來(lái)代替當(dāng)時(shí)應(yīng)用較廣泛的鋼板-鋼筋混凝土聯(lián)合襯砌[1-3].從20世紀(jì)70年代起，歐洲著名的預(yù)應(yīng)力工程公司——瑞士VSL通過在多個(gè)工程中應(yīng)用預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌，推廣了預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉技術(shù).在國(guó)內(nèi)，由于有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌的可靠性好，早期被廣泛應(yīng)用于工程中，典型工程有20世紀(jì)90年代的清江隔河巖水電站的4條引水隧洞4、南盤江天生橋引水發(fā)電隧洞5以及2005年的南水北調(diào)中線穿黃隧洞工程[，尤其是穿黃隧洞工程創(chuàng)造性地應(yīng)用了管片-有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土雙層襯砌結(jié)構(gòu)，吸引許多專家對(duì)該種新型襯砌結(jié)構(gòu)的接觸面性質(zhì)、承載特性以及傳力機(jī)理[7-9]等進(jìn)行研究.隨著無(wú)粘結(jié)施工技術(shù)的發(fā)展與逐漸成熟，大量工程開始應(yīng)用無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌.例如瑞士Grimsel壓力隧道[10]和意大利Piastra-Andonno壓力隧道均采用無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌來(lái)抵抗0.75MPa 和 0.8MPa 的內(nèi)水壓，隧道的運(yùn)營(yíng)狀況良好.我國(guó)是在1998年建設(shè)的黃河小浪底水利樞紐工程3條排沙洞[]中首次應(yīng)用鋼筋混凝土-無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土雙層襯砌結(jié)構(gòu)抵抗工程 1.2MPa 的高內(nèi)水壓.基于該雙層襯砌結(jié)構(gòu)，隨春娥、亢景付與符立等[13-15]通過數(shù)值計(jì)算揭示了預(yù)應(yīng)力襯砌在施工階段和運(yùn)行階段的力學(xué)性能，依據(jù)襯砌環(huán)向應(yīng)力的分布情況對(duì)預(yù)應(yīng)力張拉效果進(jìn)行驗(yàn)證.

與此同時(shí)，越來(lái)越多專家[16-17]對(duì)預(yù)應(yīng)力雙層襯砌結(jié)構(gòu)的施工措施產(chǎn)生興趣，采用數(shù)值計(jì)算對(duì)該項(xiàng)技術(shù)的施工參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，例如錨索根數(shù)、襯砌厚度等.研究結(jié)果表明，對(duì)于環(huán)錨無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝王襯砌結(jié)構(gòu)而言，錨具槽部位是整個(gè)結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，因此，許多學(xué)者[16，18-19]也選擇圍繞錨具槽結(jié)構(gòu)開展研究，通過數(shù)值分析、材料試驗(yàn)針對(duì)錨具槽的布置形式、槽內(nèi)回填混凝土的配合比進(jìn)行優(yōu)化，以改善錨具槽及其周圍區(qū)域受力狀態(tài).基于小浪底排沙洞的建設(shè)經(jīng)驗(yàn)和研究成果，后續(xù)關(guān)于類似工程如西龍池抽水蓄能電站引水隧洞、大伙房水庫(kù)輸水壓力隧洞等的研究也多是集中在預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)優(yōu)化[20-21]和力學(xué)特性分析方面[22-23].

上述文獻(xiàn)的研究對(duì)象主要是預(yù)應(yīng)力單襯結(jié)構(gòu)和鋼筋混凝土-預(yù)應(yīng)力雙襯結(jié)構(gòu)，對(duì)管片-預(yù)應(yīng)力混凝王雙層襯砌的研究鮮有提及，且現(xiàn)有研究主要通過數(shù)值模擬實(shí)現(xiàn)，研究手段單一，尤其是缺乏相關(guān)模型試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證.基于此，以珠江三角洲水資源配置工程輸水盾構(gòu)隧道為工程原型，采用相似模型試驗(yàn)方法對(duì)預(yù)應(yīng)力雙層襯砌施工和運(yùn)行的全過程進(jìn)行模擬，分析結(jié)構(gòu)在施工階段和運(yùn)行階段的內(nèi)力、位移和聲發(fā)射損傷信息等的變化過程，旨在揭示預(yù)應(yīng)力雙層襯砌的力學(xué)特性，研究成果擬為今后類似工程的模型試驗(yàn)研究提供可靠參考，對(duì)今后類似預(yù)應(yīng)力雙層襯砌結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)施工及長(zhǎng)期安全具有重要的意義.

1相似模型試驗(yàn)

1.1依托工程背景

模型試驗(yàn)以珠江三角洲水資源配置工程土建施工B4標(biāo)輸水隧道為原型，盾構(gòu)隧道頂部埋深約42m ，隧道頂部以上地層從上至下依次為人工填土層、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土以及泥質(zhì)砂礫巖.輸水隧道穿越地層主要為泥質(zhì)砂礫巖，圍巖級(jí)別以Ⅲ級(jí)、V級(jí)為主，巖體完整，層間膠結(jié)好，整體透水性弱，隧道地質(zhì)剖面圖如圖1所示.

B4標(biāo)輸水隧道最大設(shè)計(jì)內(nèi)水壓達(dá) 1.5MPa ，為平衡高內(nèi)水壓對(duì)管片襯砌結(jié)構(gòu)的拉力作用，輸水隧道采用預(yù)應(yīng)力雙層襯砌結(jié)構(gòu)，其標(biāo)準(zhǔn)斷面如圖2所示.

圖1隧道地質(zhì)剖面圖（單位：m） Fig.1 Section map of tunnel's geology（unit：m）

盾構(gòu)隧道外襯采用C55W12預(yù)制鋼筋混凝土管片，外徑為 8.3m ，襯砌管片厚 0.4m ，襯砌環(huán)寬 1.6m 管片采用 4+2+1 ”分塊形式，其中，封頂塊中心線圓心角為 18.947 4° ，鄰接塊和標(biāo)準(zhǔn)塊中心線圓心角均為 56.842 1° .襯砌環(huán)的接縫連接包括19個(gè)環(huán)縫連接螺栓和14個(gè)縱縫連接螺栓.內(nèi)襯采用現(xiàn)澆后張無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)，采用C50W12預(yù)應(yīng)力混凝土，厚度 0.55m .實(shí)際施工中，通過對(duì)無(wú)粘結(jié)鋼絞線進(jìn)行預(yù)應(yīng)力張拉來(lái)對(duì)結(jié)構(gòu)施加預(yù)壓應(yīng)力，鋼絞線張拉控制應(yīng)力 σ_con=1 395MPa. 其中，鋼絞線分兩次張拉到位，第一次張拉到 50%σ_con ，第二次直接張拉到103%σ_con 此外，鋼絞線采用雙層雙圈布置形式，其錨固端與張拉端的包角為 2×360^° ，即每根鋼絞線繞兩圈，內(nèi)層與外層間距為 0.08m ，每層4根鋼絞線，故每個(gè)錨具槽的鋼絞線共有8根，如圖2所示.錨具槽左、右 45^° 交錯(cuò)布置，縱向間距 0.5m

圖2盾構(gòu)管片-預(yù)應(yīng)力雙層襯砌標(biāo)準(zhǔn)斷面（單位：m） Fig.2 Typical cross section of segment-prestressed doublelayer lining of shield tunnel（unit：m）

1.2相似比例與相似材料

本次模型試驗(yàn)選取幾何相似比 C_L=5 、容重相似比 C_γ=1 作為基礎(chǔ)相似比，根據(jù)相似準(zhǔn)則，結(jié)合式（1）推導(dǎo)出模型試驗(yàn)相關(guān)物理量原型值與模型值的相似比，如表1所示.

C_*=1，C_ε=1，C_R=C_σ=C_E，

C_σ=C_LC_X，C_L³C_X=C_F

式中： 分別為泊松比、應(yīng)變、體積力、強(qiáng)度、應(yīng)力、彈性模量及力的相似比.

表1模型試驗(yàn)物理量相似關(guān)系

Tab.1Similarityrelationofphysicalquantities inmodel test

根據(jù)幾何相似比 C_L=5 計(jì)算出雙層襯砌結(jié)構(gòu)模型尺寸，模型中管片和預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌的具體尺寸見表2.

表2雙層襯砌結(jié)構(gòu)尺寸

Tab.2 Dimensionsof thedouble-layer liningstructure

模型試驗(yàn)選取“中間整環(huán) + 上下共2個(gè)管片半環(huán)\"為研究對(duì)象，因此，取模型高度為 0.64m

依托工程管片襯砌和預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌的混凝土強(qiáng)度等級(jí)分別為C55、C50，其物理力學(xué)參數(shù)根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T50010—2010）取值，同時(shí)，管片襯砌與預(yù)應(yīng)力混凝王襯砌結(jié)構(gòu)模型材料的物理力學(xué)參數(shù)可以根據(jù)相似比換算求出，如表3所示.

根據(jù)上述控制參數(shù)，參照《普通混凝土配合比設(shè)計(jì)規(guī)程》（JGJ55—2011）對(duì)管片襯砌和預(yù)應(yīng)力襯砌混凝土配合比進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，得到滿足要求的管片襯砌的混凝土配合比（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為：水泥：砂：石：水：外加劑 =1：4.4：6.1：1.0：0.03 ，預(yù)應(yīng)力襯砌的混凝土配合比（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為：水泥：砂：石：水：外加劑 τ=1：4.6 ： 對(duì)于結(jié)構(gòu)內(nèi)置非預(yù)應(yīng)力鋼筋，根據(jù)表3中管片襯砌環(huán)向主筋、預(yù)應(yīng)力襯砌鋼筋的拉壓剛度值，按照拉壓剛度 EA 等效原則用直徑 6mm，8mm 的HRB400鋼筋來(lái)模擬其作用.

表3雙層襯砌結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)

Tab.3Physical and mechanical parametersof the double-layer lining structure

此外，管片襯砌與預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌均是預(yù)制而成，為了使兩者快速形成一個(gè)整體，對(duì)管片與預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌的接合面進(jìn)行回填灌漿填充，灌漿材料選取速凝型水泥砂漿.試驗(yàn)過程中，通過試配得到滿足強(qiáng)度要求的間隙層水泥砂槳的配合比（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為：水泥：砂：水：外加劑 =1：3.33：0.82：0.09 ，水灰比（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為0.82，最終形成的雙層襯砌結(jié)構(gòu)模型如圖3所示.

1.3相似模型結(jié)構(gòu)及制備

1.3.1管片接頭處理

為考慮管片材料的不連續(xù)性和管片拼裝效應(yīng)等因素，進(jìn)而反映盾構(gòu)隧道管片襯砌在荷載作用下的實(shí)際力學(xué)行為特征，本次試驗(yàn)采用與原型接頭構(gòu)造一致的螺栓對(duì)模型管片進(jìn)行連接.模型管片的環(huán)縫接頭和縱縫接頭如圖4所示.

1.3.2無(wú)粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉模擬

本次試驗(yàn)采用1根直徑 8mm 的合成芯鋅繩材質(zhì)的鋼絞線，其抗拉強(qiáng)度為 1 770MPa ，破斷拉力標(biāo)準(zhǔn)值為 39.50kN ，實(shí)際值為 41.48kN ，能夠滿足鋼絞線的張拉力要求.試驗(yàn)過程中，通過涂抹凡士林及穿聚四氟乙烯套管對(duì)鋼絞線進(jìn)行減摩處理，盡可能達(dá)到鋼絞線的無(wú)粘結(jié)要求.

圖3雙層襯砌結(jié)構(gòu)模型

Fig.3Model of thedouble-layer liningstructure

采用特制的張拉裝置對(duì)無(wú)粘結(jié)鋼絞線實(shí)施預(yù)應(yīng)力張拉，如圖5所示.為了盡可能真實(shí)模擬原型隧道的施工全過程，試驗(yàn)過程中，對(duì)6個(gè)錨具槽內(nèi)的鋼絞線采用與實(shí)際施工一致的分序、分級(jí)張拉方法：1）依次張拉1、3、5號(hào)錨具槽內(nèi)鋼絞線至 50%σ_con;2） 依次張拉2、4、6號(hào)錨具槽內(nèi)鋼絞線至 50%σ_con;3） 依次張拉1、3、5號(hào)錨具槽內(nèi)鋼絞線至 103%σ_con;4） 依次張拉2、4、6號(hào)錨具槽內(nèi)鋼絞線至 103%σ_con. 分序、分級(jí)張拉施工如圖6所示.

圖4模型管片環(huán)縫接頭與縱縫接頭

圖5預(yù)應(yīng)力張拉裝置

1.4試驗(yàn)加載及測(cè)試方法

在試驗(yàn)過程中，為了更真實(shí)模擬輸水盾構(gòu)隧道雙層襯砌結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性，需要對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的內(nèi)外水壓、土壓力以及預(yù)應(yīng)力進(jìn)行獨(dú)立加載，故模型試驗(yàn)加載采用“盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)水壓-土壓-預(yù)應(yīng)力加載\"裝置.其中，土壓力的加載通過2對(duì)千斤頂實(shí)現(xiàn)，如圖7（a）所示，每個(gè)千斤頂均使用一個(gè)壓力傳感器監(jiān)測(cè)千斤頂?shù)膶?shí)際推力.I方向千斤頂模擬巖土體對(duì)隧道在豎直方向的作用力，Ⅱ方向千斤頂則模擬巖土體對(duì)隧道在水平方向的作用力以及地層抗力.外水壓通過對(duì)管片襯砌外周4根鋼絞線施加環(huán)箍力進(jìn)行模擬，預(yù)應(yīng)力加載通過張拉預(yù)先設(shè)置在混凝土內(nèi)襯里的鋼絞線來(lái)實(shí)現(xiàn).對(duì)于內(nèi)水壓的加載，采用水泵對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)部充水加壓，同時(shí)，利用固定在蓋板上的壓力表對(duì)內(nèi)側(cè)水壓力進(jìn)行同步監(jiān)測(cè)，以此達(dá)到結(jié)構(gòu)內(nèi)側(cè)定值水壓的穩(wěn)定加載.圖7（b）是試驗(yàn)加載裝置的整體布置情況.

圖6鋼絞線分序、分級(jí)張拉示意圖（單位 mm ） Fig.6 Schematic diagram of sequential and graded tensioning of steel strands（unit：mm）

模型試驗(yàn)按照以下流程進(jìn)行： ① 預(yù)制管片襯砌與預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌 ② 拼裝管片、施加外荷載 $$ ③ 組裝雙層襯砌 ④ 張拉預(yù)應(yīng)力筋，模擬預(yù)應(yīng)力張拉施工階段一 ⑤ 充水加壓.如圖8所示，

本次試驗(yàn)中，預(yù)應(yīng)力張拉按照1號(hào)～6號(hào)錨具槽內(nèi)鋼絞線分序、分級(jí)張拉，而內(nèi)水壓以 0.25MPa 為增量分級(jí)施加至設(shè)計(jì)水壓 1.5MPa ，據(jù)此得到表4所示設(shè)計(jì)工況的加載步.其中，加載步1對(duì)應(yīng)管片拼裝階段，加載步2～13對(duì)應(yīng)預(yù)應(yīng)力張拉階段，而加載步 14～ 19對(duì)應(yīng)運(yùn)行階段.

試驗(yàn)過程中，分別采用光纖分布式傳感系統(tǒng)、應(yīng)變式微型壓力盒、差動(dòng)變壓器式位移傳感器與聲發(fā)射檢測(cè)技術(shù)對(duì)管片襯砌與預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌的應(yīng)變、接觸壓力、位移以及損傷破壞過程中的聲發(fā)射信號(hào)進(jìn)行監(jiān)控量測(cè)，相關(guān)采集元件的布置如圖9所示.模型試驗(yàn)中，選擇中間環(huán)為研究對(duì)象，因此，在中間環(huán)管片襯砌、預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌中部的內(nèi)、外側(cè)各布置1根光纖線，在雙層襯砌接合面間隔 45^° 共布置8個(gè)壓力盒，分別在雙層襯砌內(nèi)表面、外表面間隔 90^° 布置4個(gè)位移計(jì)和聲發(fā)射探頭.值得注意的是，考慮到底部行車道為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，剛度大，且體積小，故近似將行車道位移作為內(nèi)襯拱底的位移，并將其作為內(nèi)襯斷面橢圓率的計(jì)算依據(jù).

圖8模型試驗(yàn)流程

Fig.8 Process of the model test

表4設(shè)計(jì)工況加載表

Tab.4 Loadingofthedesignworkingcondition

根據(jù)光纖分布式傳感技術(shù)測(cè)得的應(yīng)變值借助式（2）（3）[24]計(jì)算出雙層襯砌結(jié)構(gòu)截面軸力和彎矩：

式中： N 為襯砌結(jié)構(gòu)截面軸力； M 為襯砌結(jié)構(gòu)截面彎矩； E 為襯砌結(jié)構(gòu)彈性模量； ε_i 為襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)側(cè)應(yīng)變值； ε_e 為襯砌結(jié)構(gòu)外側(cè)應(yīng)變值; b 為單位長(zhǎng)度 1m h 為襯砌結(jié)構(gòu)厚度.

圖9試驗(yàn)測(cè)試元件布置

2預(yù)應(yīng)力雙層襯砌結(jié)構(gòu)力學(xué)特性分析

本次分析規(guī)定結(jié)構(gòu)軸力以受拉為正，受壓為負(fù)；所受彎矩以內(nèi)表面受拉、外表面受壓為正，反之為負(fù)；結(jié)構(gòu)徑向位移以向隧道外側(cè)位移為正，向內(nèi)側(cè)位移為負(fù).

2.1相似模型試驗(yàn)驗(yàn)證

由于缺少現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，基于工程1：1原型試驗(yàn)研究結(jié)果，將相似模型試驗(yàn)的管片襯砌、預(yù)應(yīng)力襯砌在 1.5MPa 內(nèi)水壓下的軸力值與原型試驗(yàn)的相應(yīng)軸力值進(jìn)行比較，如圖10所示.

圖11管片襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力圖

Fig.11 Internal force of the segment lining structure

由圖10可見，本次相似模型試驗(yàn)得到的管片襯砌、預(yù)應(yīng)力襯砌軸力值沿隧道環(huán)向的分布規(guī)律與原型試驗(yàn)基本一致.在軸力數(shù)值水平方面，與原型試驗(yàn)所測(cè)結(jié)果相比，模型試驗(yàn)測(cè)得的管片襯砌、預(yù)應(yīng)力襯砌的軸壓力較小，考慮是模型試驗(yàn)對(duì)鋼絞線的布置和張拉方法進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理，導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力損失增加，有效預(yù)應(yīng)力減小，造成結(jié)構(gòu)的軸壓力偏低.但是，總體而言，本次的相似模型試驗(yàn)結(jié)果能夠較好地反映雙層襯砌結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性，驗(yàn)證了本文方法的可靠性.

2.2雙層襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化規(guī)律

將管片襯砌和預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌模型關(guān)鍵點(diǎn)的軸力和彎矩值換算為原型值，得到施工和運(yùn)行全過程（加載步1～19）中管片襯砌與預(yù)應(yīng)力襯砌結(jié)構(gòu)的軸力和彎矩沿環(huán)向的分布曲線分別如圖11、圖12所示，

分析圖11可知，在拼裝階段（加載步1），受外水土壓力作用，管片襯砌全環(huán)受壓，軸力水平沿環(huán)向分布較均勻，范圍在 474～589kN. 同時(shí)，管片襯砌拱頂和拱底彎矩為正，而兩側(cè)拱腰彎矩為負(fù)，總體而言彎矩值較小，范圍在 18～83kN?m. 在整個(gè)預(yù)應(yīng)力張拉階段（加載步2～13），管片襯砌均全環(huán)受壓，結(jié)構(gòu)在拱頂和拱底承受正彎矩，在左右拱腰附近承受負(fù)彎矩，數(shù)值較小.與拼裝階段相比，施加預(yù)應(yīng)力后，管片襯砌結(jié)構(gòu)的軸力與彎矩值均有增長(zhǎng).在運(yùn)行階段（加載步14～19），隨著內(nèi)水壓的逐級(jí)施加，管片襯砌的軸壓力在逐漸降低，結(jié)構(gòu)從全環(huán)受壓狀態(tài)變?yōu)榱阈俏恢贸霈F(xiàn)拉力.在 1.5MPa 設(shè)計(jì)內(nèi)水壓下，管片襯砌基本全環(huán)受壓，最大軸壓力為 823.11kN ，結(jié)構(gòu)的拱頂出現(xiàn)正彎矩，其余部位彎矩為負(fù).不難看出，由于縱縫接頭的存在，管片襯砌的軸力和彎矩在接頭附近產(chǎn)生明顯變化，其中，以接頭4、接頭5與接頭7位置處的內(nèi)力變化最為顯著，最終導(dǎo)致 1.5MPa 內(nèi)水壓下的管片襯砌在右拱腰和右拱肩位置的軸壓力較大，同時(shí)，在右拱肩、右拱腰以及左拱腳位置出現(xiàn)較大的負(fù)彎矩，加劇了管片襯砌內(nèi)力沿環(huán)向的不均勻分布，需予以特別關(guān)注.

如圖12所示，隨著預(yù)應(yīng)力的逐級(jí)張拉，預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌的內(nèi)力變化幅度較大，其中，內(nèi)襯軸壓力逐漸增大，增長(zhǎng)率為 9.03%～38.55% ；彎矩隨預(yù)應(yīng)力的逐級(jí)張拉有增有減，變化規(guī)律不明顯.此外，預(yù)應(yīng)力襯砌的內(nèi)力水平高于管片襯砌，故在預(yù)應(yīng)力張拉階段，預(yù)應(yīng)力張拉產(chǎn)生的內(nèi)部荷載主要由預(yù)應(yīng)力內(nèi)襯承擔(dān)，而管片襯砌受預(yù)應(yīng)力荷載影響較小.在運(yùn)行

階段，預(yù)應(yīng)力襯砌的軸壓力也隨內(nèi)水壓的增加而快速降低最終轉(zhuǎn)變?yōu)檩S拉力，降幅高于管片襯砌.在1.5MPa 內(nèi)水壓下，預(yù)應(yīng)力混凝土襯砌大部分位置受壓，局部位置出現(xiàn)軸拉力，最大軸壓力出現(xiàn)在左拱肩，數(shù)值為 3862.09kN ，最大軸拉力則出現(xiàn)在右拱肩附近，數(shù)值為 718.27kN ，未超過結(jié)構(gòu)的抗拉強(qiáng)度，結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài).上述分析表明，預(yù)應(yīng)力混凝土內(nèi)襯結(jié)構(gòu)受內(nèi)水壓影響更顯著，是承擔(dān)內(nèi)水壓的主要結(jié)構(gòu)，而管片襯砌主要起承擔(dān)外水土荷載以及支承預(yù)應(yīng)力混凝土內(nèi)襯結(jié)構(gòu)的作用.

2.3雙層襯砌結(jié)構(gòu)接合面接觸壓力變化規(guī)律

試驗(yàn)完成后，繪制加載步1～19下預(yù)應(yīng)力雙層襯砌結(jié)構(gòu)的接觸壓力沿環(huán)向的分布曲線，如圖13所示，

分析圖13可知，預(yù)應(yīng)力分級(jí)及分序張拉時(shí)，雙層襯砌結(jié)構(gòu)沿環(huán)向分布的接觸壓力均較小，襯砌結(jié)構(gòu)拱頂和拱底的接觸壓力隨預(yù)應(yīng)力張拉有減小的趨勢(shì)，且初始加載步下最大值僅為 2.95kPa ，其他位置接觸壓力變化不顯著，且數(shù)值接近0.隨著內(nèi)水壓逐級(jí)施加，雙層襯砌結(jié)構(gòu)沿全環(huán)的接觸壓力均逐漸增大，當(dāng)內(nèi)水壓為 1.5MPa 時(shí)，接觸壓力達(dá)到最大，數(shù)值在 5.03～34.52kPa 變化.此外，結(jié)構(gòu)拱頂和拱底接觸壓力增量最大，相對(duì)于 0MPa 內(nèi)水壓， 1.5MPa 內(nèi)水壓下的接觸壓力增量分別達(dá)到 34.02kPa 和 32.84kPa 而左右拱肩以及拱腳位置的接觸壓力變化相對(duì)不顯著，最大變化量?jī)H為 13.27kPa

上述分析表明，預(yù)應(yīng)力分級(jí)和分序張拉使預(yù)應(yīng)力襯砌有向隧道內(nèi)側(cè)收縮的趨勢(shì)，管片襯砌與預(yù)應(yīng)力襯砌接觸面產(chǎn)生脫開趨勢(shì)，不利于接觸壓力的傳遞.同時(shí)，在澆筑預(yù)應(yīng)力襯砌之前，外水土壓力已經(jīng)施加到管片襯砌上，預(yù)應(yīng)力襯砌澆筑完成時(shí)，管片襯砌的承載狀態(tài)已經(jīng)穩(wěn)定，因此，管片襯砌并沒有傳遞較大的荷載至預(yù)應(yīng)力襯砌，全部外水土壓力基本由管片襯砌承擔(dān).上述兩個(gè)原因最終導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力張拉階段雙層襯砌接觸面的接觸壓力水平很低.由于內(nèi)水壓作用使預(yù)應(yīng)力襯砌外擴(kuò)變形，有向管片襯砌擠壓的趨勢(shì)，管片襯砌和預(yù)應(yīng)力襯砌脫開位置開始閉合，產(chǎn)生接觸，故可以傳遞接觸壓力，內(nèi)水壓越大，接觸壓力也越大.同時(shí)，由于管片襯砌在外水土壓作用下出現(xiàn)了“橫橢變”現(xiàn)象，使得管片襯砌結(jié)構(gòu)的拱頂和拱底位置隨內(nèi)水壓逐級(jí)施加先與預(yù)應(yīng)力襯砌產(chǎn)生接觸，因此，在這些位置雙層襯砌接觸面間的接觸壓力增幅較為顯著.

2.4預(yù)應(yīng)力襯砌結(jié)構(gòu)位移變化規(guī)律

繪制加載步1～19下預(yù)應(yīng)力襯砌結(jié)構(gòu)的位移變化曲線，如圖14所示.加載步1的位移是管片襯砌單獨(dú)承載時(shí)產(chǎn)生的位移，后續(xù)預(yù)應(yīng)力襯砌結(jié)構(gòu)的位移均以該位移值為起始點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算.同時(shí)，圖中位移值是模型結(jié)構(gòu)位移值通過相似比換算得到的原型值.

圖15預(yù)應(yīng)力雙層襯砌聲發(fā)射事件數(shù)隨加載步變化曲線 Fig.15 ChangesofAE eventsof theprestressed double-layer lining structure with loading steps

分析圖14可知，在整個(gè)施工階段，預(yù)應(yīng)力襯砌結(jié)構(gòu)沿隧道徑向產(chǎn)生向內(nèi)側(cè)的位移，施工完成后，結(jié)構(gòu)的最大位移值達(dá)到 1.37mm. 隨著預(yù)應(yīng)力鋼絞線的逐級(jí)張拉，結(jié)構(gòu)的位移值近乎呈線性增加，平均增率為 12.81%～19.02% .四個(gè)位置的位移值相差較小，計(jì)算得到預(yù)應(yīng)力張拉完成后截面的橢圓率為 0.012‰ ，極小，可忽略不計(jì).隨著內(nèi)水壓的逐級(jí)施加，預(yù)應(yīng)力襯砌結(jié)構(gòu)向隧道內(nèi)側(cè)方向的位移值在逐漸減小，并有沿隧道徑向指向外側(cè)變形的趨勢(shì).其中，拱頂和拱底位移變化曲線較平緩，而左拱腰和右拱腰的位移值幾乎呈線性減小趨勢(shì)，變化率為 8.55%～27.69% 在

1.5MPa 內(nèi)水壓下，結(jié)構(gòu)全斷面朝向隧道內(nèi)側(cè)變形，拱頂和拱底位移值分別為 1.3mm，1.21mm ，左、右拱腰位移值接近 0.5mm ，此時(shí)結(jié)構(gòu)的橢圓率為 0.20‰ 較小.綜上所述，設(shè)計(jì)內(nèi)水壓下結(jié)構(gòu)的變形符合要求，然而，位移值只能體現(xiàn)結(jié)構(gòu)受內(nèi)水壓影響的變形趨勢(shì)，并不能反映結(jié)構(gòu)的破壞情況，需要進(jìn)一步針對(duì)雙層襯砌聲發(fā)射信息分析揭示結(jié)構(gòu)的損傷破壞特點(diǎn).

2.5雙層襯砌結(jié)構(gòu)漸進(jìn)性損傷過程

聲發(fā)射事件的出現(xiàn)象征著結(jié)構(gòu)內(nèi)部的微裂紋等損傷的產(chǎn)生，因此，為了揭示預(yù)應(yīng)力雙層襯砌結(jié)構(gòu)在承載過程中的漸進(jìn)性損傷特征，選擇累計(jì)聲發(fā)射事件數(shù)（累計(jì)AE數(shù)）和聲發(fā)射事件率（AE率）作為分析對(duì)象.前者表示結(jié)構(gòu)在承載過程中聲發(fā)射事件數(shù)的累計(jì)值，反映結(jié)構(gòu)總體的損傷程度；后者表示聲發(fā)射事件數(shù)在單位時(shí)間內(nèi)的變化情況，反映結(jié)構(gòu)的瞬時(shí)損傷狀態(tài).據(jù)此，繪制累計(jì)AE數(shù)和AE率隨加載步1～19的變化曲線，如圖15所示.

分析圖15可知，在施工階段，隨著各錨具槽內(nèi)鋼絞線預(yù)應(yīng)力的分序、分級(jí)張拉，結(jié)構(gòu)的累計(jì)AE數(shù)整體呈逐漸上升趨勢(shì).在6個(gè)錨具槽第一級(jí)張拉完畢后，累計(jì)AE數(shù)達(dá)到1360次.然而，在1號(hào)錨具槽第二級(jí)張拉完成后，即加載至第8加載步，結(jié)構(gòu)AE率峰值達(dá)到539次 /min ，累計(jì)AE數(shù)達(dá)到2924次.這是由于鋼絞線從 50%σ_con 張拉到 103%σ_con 時(shí)，結(jié)構(gòu)局部受到較大的預(yù)壓應(yīng)力作用，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)已張拉區(qū)域與未張拉區(qū)域交界處存在差異應(yīng)力，該差異應(yīng)力的影響會(huì)引起其交界處出現(xiàn)一定量值的拉應(yīng)力，故此時(shí)結(jié)構(gòu)在交界處會(huì)出現(xiàn)較多微裂紋.此后，隨著鋼絞線的繼續(xù)張拉，該差異應(yīng)力的影響逐漸降低，結(jié)構(gòu)在整體范圍內(nèi)的預(yù)應(yīng)力達(dá)到一致水平，故后續(xù)結(jié)構(gòu)的AE率很小，累計(jì)AE數(shù)基本保持不變.在運(yùn)行階段，隨著內(nèi)水壓的逐級(jí)施加，雙層襯砌結(jié)構(gòu)的累計(jì)AE數(shù)呈現(xiàn)階梯式增長(zhǎng)，在 0.5MPa，1.0MPa，1.5MPa 內(nèi)水壓下累計(jì)AE數(shù)各出現(xiàn)一次突增，相應(yīng)的AE率峰值分別為395次 /min，353 次 /min.313 次 /min ，均處于較高水平，最終結(jié)構(gòu)的累計(jì)AE數(shù)達(dá)到4602次.

上述分析表明，在預(yù)應(yīng)力、內(nèi)水壓加載過程中，雙層襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)部的應(yīng)力不斷重分布，同時(shí)伴有應(yīng)變能的釋放，結(jié)構(gòu)內(nèi)部的損傷在不斷形成，其漸進(jìn)性損傷過程可以劃分為兩個(gè)階段：初始彈性階段（圖15的AB段）和細(xì)觀損傷階段（圖15的BC段）.在初始彈性階段，結(jié)構(gòu)的累計(jì)AE數(shù)增長(zhǎng)較平緩，是結(jié)構(gòu)內(nèi)部原始缺陷的壓密過程，損傷較??；在細(xì)觀損傷階段，AE數(shù)的增長(zhǎng)越來(lái)越明顯，結(jié)構(gòu)內(nèi)部逐漸出現(xiàn)損傷，但結(jié)構(gòu)表面并未出現(xiàn)宏觀裂紋.總體而言，雙層襯砌結(jié)構(gòu)沒有出現(xiàn)失穩(wěn)破壞，承載能力未受影響，結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài).

3結(jié)論

以珠江三角洲水資源配置工程輸水隧道為原型，采用相似模型試驗(yàn)方法，針對(duì)預(yù)應(yīng)力雙層襯砌結(jié)構(gòu)在施工階段和運(yùn)行階段的內(nèi)力、接觸壓力、位移以及損傷破壞變化情況進(jìn)行分析，主要得出以下結(jié)論：

1）相似模型試驗(yàn)結(jié)果與依托工程原型試驗(yàn)結(jié)果接近，內(nèi)力沿隧道環(huán)向的變化規(guī)律一致，驗(yàn)證了相似模型試驗(yàn)方法的可靠性.

2）在拼裝階段，管片襯砌結(jié)構(gòu)單獨(dú)承載時(shí)的內(nèi)力和位移水平較低；隨著預(yù)應(yīng)力的逐級(jí)張拉，管片襯砌和預(yù)應(yīng)力襯砌的軸壓力均逐漸增大；而隨著內(nèi)水壓的逐級(jí)施加，兩襯砌結(jié)構(gòu)的軸壓力逐漸減小，但在設(shè)計(jì)內(nèi)水壓下雙層襯砌仍保持絕大部分位置受壓，結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài).

3）在預(yù)應(yīng)力張拉階段，管片襯砌和預(yù)應(yīng)力襯砌會(huì)脫開，二者接觸壓力接近零，不考慮其相互作用；在運(yùn)行階段，脫開區(qū)域逐漸閉合，二者接觸壓力充分傳遞，相互作用強(qiáng)度較高，雙層襯砌結(jié)構(gòu)協(xié)調(diào)承載變形.

4）隨著預(yù)應(yīng)力的逐級(jí)張拉，雙層襯砌結(jié)構(gòu)位移線性增加，張拉完成時(shí)，結(jié)構(gòu)的位移值和截面橢圓率分別達(dá)到 1.37mm，0.012%o ;施加內(nèi)水壓后，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生相反方向的位移，在設(shè)計(jì)內(nèi)水壓下的位移值和截面橢圓率分別為 1.30mm.0.20%o

5）在外水土壓力、預(yù)應(yīng)力以及內(nèi)水壓的作用下，雙層襯砌結(jié)構(gòu)的漸進(jìn)性損傷經(jīng)歷了初始彈性階段和細(xì)觀損傷階段，結(jié)構(gòu)從內(nèi)部缺陷壓密到逐漸出現(xiàn)損傷，但并未出現(xiàn)宏觀裂紋，處于安全狀態(tài).

本次模型試驗(yàn)將原型隧道雙層雙圈布置的鋼絞線簡(jiǎn)化為單根布置，導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力作用的力學(xué)模式改變，預(yù)壓應(yīng)力的分布與實(shí)際存在一定誤差.此外，試驗(yàn)未真實(shí)還原鋼絞線預(yù)應(yīng)力張拉的施工器具和方法，導(dǎo)致室內(nèi)試驗(yàn)的預(yù)應(yīng)力張拉施工損失與原型不符，引起最終有效預(yù)應(yīng)力的差異.上述因素是試驗(yàn)誤差的主要來(lái)源，為完善試驗(yàn)結(jié)果，需要今后進(jìn)一步研究與驗(yàn)證.

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