输水盾构隧道预应力双层衬砌力学特性的模型试验研究

Model Test Study on the Mechanical Characteristics of Prestressed Double-layer Lining in Water Conveyance Shield Tunnel

摘要

由于在承受高内水压方面具有显著的优越性，近年来预应力双层衬砌结构在输水盾构隧道中逐渐得到广泛的应用.为揭示预应力双层衬砌结构的力学特性，以珠三角水资源配置工程输水盾构隧道为原型，创新采用相似模型试验方法并结合声发射探测技术，对预应力双层衬砌结构在施工和运行全过程的内力、接触压力、位移以及损伤破坏等进行分析.试验结果表明：在拼装阶段，管片衬砌结构能够单独承担外水土压力，在预应力张拉阶段，管片衬砌和预应力衬砌均全环受压，而随着内水压的逐级施加，结构的轴压力逐渐减小，但在1.5 MPa内水压下，结构仍保持大部分区域受压；在预应力张拉阶段，管片衬砌和预应力衬砌脱开，不考虑其相互作用，在运行阶段，脱开区域闭合，两结构协调承载；随着预应力的逐级张拉，双层衬砌结构的位移线性增加，在张拉完成时，位移值和截面椭圆率分别达到1.37 mm和0.012‰，施加1.5 MPa内水压后，位移值减小至1.30 mm，截面椭圆率增加到0.20‰；在整个加载过程中，双层衬砌结构的渐进性损伤经历了初始弹性阶段和细观损伤阶段，结构内部从缺陷压密到逐渐出现损伤，但并未出现宏观裂纹，故结构处于安全状态.

Abstract

Due to its significant superiority in withstanding high internal water pressure， prestressed double-layer lining structures have been gradually widely used in water conveyance shield tunnels in recent years. To unveil the mechanical properties of the prestressed double-layer lining structure， this study innovatively employs a similar model test method combined with acoustic emission 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 prestressed double-layer lining structure throughout the construction and operation process are analysed. The experimental results indicate that： during the assembly stage， the segmental lining structure can independently bear the external hydrostatic and earth pressures. During the prestressing tensioning stage， both the segmental and prestressed linings are compressed around the entire circumference. As the internal water pressure is progressively applied， the axial force of the structure gradually decreases. However， under 1.5 MPa of internal water pressure， the structure still maintains most of its area under pressure. During the prestressing tensioning stage， the segmental lining and prestressed lining separate， suggesting their interaction can be essentially disregarded. During the operation stage， the areas of separation close， thus the two structures bear the load in coordination. With the progressive tensioning of the prestress， the displacement of the double-layer lining structure increases linearly， reaching its maximum value of 1.37 mm upon completion of tensioning. At this point， the section’s ellipticity is 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 an initial elastic stage and a micro-damage stage. Inside the structure， defects compact and gradually lead to damage， but no macro-cracks appear， indicating that the structure remains in a safe state.

Graphical abstract

关键词

输水盾构隧道 / 预应力双层衬砌 / 力学特性研究 / 相似模型试验 / 声发射探测

Key words

water conveyance shield tunnel / prestressed double-layer lining / research on mechanical properties / similar model test / acoustic emission detection

随着大埋深、长距离、高内水压等输水隧道的发展，设置单层管片衬砌结构作为支护已经难以满足承载要求，因此，双层衬砌结构型式逐渐被应用于输水盾构隧道.其中，由于管片-预应力混凝土双层衬砌在解决水工隧洞工程中存在的高内水压、围岩稳定性差以及衬砌开裂控制要求高等问题方面具有明显优势，其作为一种新型的双层衬砌结构型式具有广泛的应用前景.

20世纪50年代，德国、法国、意大利、瑞士等国率先应用了预应力混凝土衬砌来代替当时应用较广泛的钢板-钢筋混凝土联合衬砌^［1-3］.从20世纪70年代起，欧洲著名的预应力工程公司——瑞士VSL通过在多个工程中应用预应力混凝土衬砌，推广了预应力钢绞线张拉技术.在国内，由于有粘结预应力混凝土衬砌的可靠性好，早期被广泛应用于工程中，典型工程有20世纪90年代的清江隔河岩水电站的4条引水隧洞^［4］、南盘江天生桥引水发电隧洞^［5］以及2005年的南水北调中线穿黄隧洞工程^［6］，尤其是穿黄隧洞工程创造性地应用了管片-有粘结预应力混凝土双层衬砌结构，吸引许多专家对该种新型衬砌结构的接触面性质、承载特性以及传力机理^［7-9］等进行研究.随着无粘结施工技术的发展与逐渐成熟，大量工程开始应用无粘结预应力混凝土衬砌.例如瑞士Grimsel压力隧道^［10］和意大利Piastra-Andonno压力隧道^［11］均采用无粘结预应力混凝土衬砌来抵抗0.75 MPa和0.8 MPa的内水压，隧道的运营状况良好.我国是在1998年建设的黄河小浪底水利枢纽工程3条排沙洞^［12］中首次应用钢筋混凝土-无粘结预应力混凝土双层衬砌结构抵抗工程1.2 MPa的高内水压.基于该双层衬砌结构，随春娥、亢景付与符立等^［13-15］通过数值计算揭示了预应力衬砌在施工阶段和运行阶段的力学性能，依据衬砌环向应力的分布情况对预应力张拉效果进行验证.

与此同时，越来越多专家^［16-17］对预应力双层衬砌结构的施工措施产生兴趣，采用数值计算对该项技术的施工参数进行优化设计，例如锚索根数、衬砌厚度等.研究结果表明，对于环锚无粘结预应力混凝土衬砌结构而言，锚具槽部位是整个结构的薄弱环节，因此，许多学者^{［16， 18-19］}也选择围绕锚具槽结构开展研究，通过数值分析、材料试验针对锚具槽的布置形式、槽内回填混凝土的配合比进行优化，以改善锚具槽及其周围区域受力状态.基于小浪底排沙洞的建设经验和研究成果，后续关于类似工程如西龙池抽水蓄能电站引水隧洞、大伙房水库输水压力隧洞等的研究也多是集中在预应力混凝土衬砌结构设计参数优化^［20-21］和力学特性分析方面^［22-23］.

上述文献的研究对象主要是预应力单衬结构和钢筋混凝土-预应力双衬结构，对管片-预应力混凝土双层衬砌的研究鲜有提及，且现有研究主要通过数值模拟实现，研究手段单一，尤其是缺乏相关模型试验进行验证.基于此，以珠江三角洲水资源配置工程输水盾构隧道为工程原型，采用相似模型试验方法对预应力双层衬砌施工和运行的全过程进行模拟，分析结构在施工阶段和运行阶段的内力、位移和声发射损伤信息等的变化过程，旨在揭示预应力双层衬砌的力学特性，研究成果拟为今后类似工程的模型试验研究提供可靠参考，对今后类似预应力双层衬砌结构的设计施工及长期安全具有重要的意义.

1 相似模型试验

1.1 依托工程背景

模型试验以珠江三角洲水资源配置工程土建施工B4标输水隧道为原型，盾构隧道顶部埋深约 42 m，隧道顶部以上地层从上至下依次为人工填土层、淤泥质粉质黏土以及泥质砂砾岩.输水隧道穿越地层主要为泥质砂砾岩，围岩级别以Ⅲ级、Ⅳ级为主，岩体完整，层间胶结好，整体透水性弱，隧道地质剖面图如图1所示.

B4标输水隧道最大设计内水压达1.5 MPa，为平衡高内水压对管片衬砌结构的拉力作用，输水隧道采用预应力双层衬砌结构，其标准断面如图2所示.

盾构隧道外衬采用C55W12预制钢筋混凝土管片，外径为8.3 m，衬砌管片厚0.4 m，衬砌环宽1.6 m.管片采用“4+2+1”分块形式，其中，封顶块中心线圆心角为18.947 4°，邻接块和标准块中心线圆心角均为56.842 1°.衬砌环的接缝连接包括19个环缝连接螺栓和14个纵缝连接螺栓.内衬采用现浇后张无粘结预应力混凝土结构，采用C50W12预应力混凝土，厚度0.55 m.实际施工中，通过对无粘结钢绞线进行预应力张拉来对结构施加预压应力，钢绞线张拉控制应力σ_con=1 395 MPa.其中，钢绞线分两次张拉到位，第一次张拉到50%σ_con，第二次直接张拉到103%σ_con.此外，钢绞线采用双层双圈布置形式，其锚固端与张拉端的包角为2×360°，即每根钢绞线绕两圈，内层与外层间距为0.08 m，每层4根钢绞线，故每个锚具槽的钢绞线共有8根，如图2所示.锚具槽左、右45°交错布置，纵向间距0.5 m.

1.2 相似比例与相似材料

本次模型试验选取几何相似比C_{\mathrm{L}}=\mathrm{5}、容重相似比C_{\mathrm{\gamma }}=\mathrm{1}作为基础相似比，根据相似准则，结合 式（1）推导出模型试验相关物理量原型值与模型值的相似比，如表1所示.

C_{\mathrm{\mu }}=\mathrm{1},C_{\mathrm{\epsilon }}=\mathrm{1},C_{\mathrm{R}}=C_{\mathrm{\sigma }}=C_{\mathrm{E}},

C_{\mathrm{\sigma }}=C_{\mathrm{L}}{C}_{\mathrm{X}},C_{\mathrm{L}}^{\mathrm{3}}{C}_{\mathrm{X}}=C_{\mathrm{F}}（1）

式中：C_{\mathrm{\mu }}、C_{\mathrm{\epsilon }}、C_{\mathrm{X}}、C_{\mathrm{R}}、C_{\mathrm{\sigma }}、C_{\mathrm{E}}、C_{\mathrm{F}}分别为泊松比、应变、体积力、强度、应力、弹性模量及力的相似比.

根据几何相似比C_{\mathrm{L}}=\mathrm{5}计算出双层衬砌结构模型尺寸，模型中管片和预应力混凝土衬砌的具体尺寸见表2.

模型试验选取“中间整环+上下共2个管片半环”为研究对象，因此，取模型高度为0.64 m.

依托工程管片衬砌和预应力混凝土衬砌的混凝土强度等级分别为C55、C50，其物理力学参数根据《混凝土结构设计标准》（GB/T 50010—2010）取值，同时，管片衬砌与预应力混凝土衬砌结构模型材料的物理力学参数可以根据相似比换算求出，如表3所示.

根据上述控制参数，参照《普通混凝土配合比设计规程》（JGJ 55—2011）对管片衬砌和预应力衬砌混凝土配合比进行设计计算，得到满足要求的管片衬砌的混凝土配合比（质量分数）为：水泥∶砂∶石∶水∶外加剂=1∶4.4∶6.1∶1.0∶0.03，预应力衬砌的混凝土配合比（质量分数）为：水泥∶砂∶石∶水∶外加剂=1∶4.6∶6.4∶1.1∶0.03.对于结构内置非预应力钢筋，根据表3中管片衬砌环向主筋、预应力衬砌钢筋的拉压刚度值，按照拉压刚度EA等效原则用直径6 mm、8 mm的HRB400钢筋来模拟其作用.

此外，管片衬砌与预应力混凝土衬砌均是预制而成，为了使两者快速形成一个整体，对管片与预应力混凝土衬砌的接合面进行回填灌浆填充，灌浆材料选取速凝型水泥砂浆.试验过程中，通过试配得到满足强度要求的间隙层水泥砂浆的配合比（质量分数）为：水泥∶砂∶水：外加剂=1∶3.33∶0.82∶0.09，水灰比（质量分数）为0.82，最终形成的双层衬砌结构模型如图3所示.

1.3 相似模型结构及制备

1.3.1 管片接头处理

为考虑管片材料的不连续性和管片拼装效应等因素，进而反映盾构隧道管片衬砌在荷载作用下的实际力学行为特征，本次试验采用与原型接头构造一致的螺栓对模型管片进行连接.模型管片的环缝接头和纵缝接头如图4所示.

1.3.2 无粘结预应力钢绞线张拉模拟

本次试验采用1根直径8 mm的合成芯锌绳材质的钢绞线，其抗拉强度为1 770 MPa，破断拉力标准值为39.50 kN，实际值为41.48 kN，能够满足钢绞线的张拉力要求.试验过程中，通过涂抹凡士林及穿聚四氟乙烯套管对钢绞线进行减摩处理，尽可能达到钢绞线的无粘结要求.

采用特制的张拉装置对无粘结钢绞线实施预应力张拉，如图5所示.为了尽可能真实模拟原型隧道的施工全过程，试验过程中，对6个锚具槽内的钢绞线采用与实际施工一致的分序、分级张拉方法：1）依次张拉1、3、5号锚具槽内钢绞线至50%σ_con；2）依次张拉2、4、6号锚具槽内钢绞线至50%σ_con；3）依次张拉1、3、5号锚具槽内钢绞线至103%σ_con；4）依次张拉2、4、6号锚具槽内钢绞线至103%σ_con.分序、分级张拉施工如图6所示.

1.4 试验加载及测试方法

在试验过程中，为了更真实模拟输水盾构隧道双层衬砌结构的力学特性，需要对隧道结构的内外水压、土压力以及预应力进行独立加载，故模型试验加载采用“盾构隧道结构水压-土压-预应力加载”装置.其中，土压力的加载通过2对千斤顶实现，如图7（a）所示，每个千斤顶均使用一个压力传感器监测千斤顶的实际推力.Ⅰ方向千斤顶模拟岩土体对隧道在竖直方向的作用力，Ⅱ方向千斤顶则模拟岩土体对隧道在水平方向的作用力以及地层抗力.外水压通过对管片衬砌外周4根钢绞线施加环箍力进行模拟.预应力加载通过张拉预先设置在混凝土内衬里的钢绞线来实现.对于内水压的加载，采用水泵对结构内部充水加压，同时，利用固定在盖板上的压力表对内侧水压力进行同步监测，以此达到结构内侧定值水压的稳定加载.图7（b）是试验加载装置的整体布置情况.

模型试验按照以下流程进行：①预制管片衬砌与预应力混凝土衬砌→②拼装管片、施加外荷载→③组装双层衬砌→④张拉预应力筋，模拟预应力张拉施工阶段→⑤充水加压.如图8所示.

本次试验中，预应力张拉按照1号~6号锚具槽内钢绞线分序、分级张拉，而内水压以0.25 MPa为增量分级施加至设计水压1.5 MPa，据此得到表4所示设计工况的加载步.其中，加载步1对应管片拼装阶段，加载步2~13对应预应力张拉阶段，而加载步14~19对应运行阶段.

试验过程中，分别采用光纤分布式传感系统、应变式微型压力盒、差动变压器式位移传感器与声发射检测技术对管片衬砌与预应力混凝土衬砌的应变、接触压力、位移以及损伤破坏过程中的声发射信号进行监控量测，相关采集元件的布置如图9所示.模型试验中，选择中间环为研究对象，因此，在中间环管片衬砌、预应力混凝土衬砌中部的内、外侧各布置1根光纤线，在双层衬砌接合面间隔45°共布置8个压力盒，分别在双层衬砌内表面、外表面间隔90°布置4个位移计和声发射探头.值得注意的是，考虑到底部行车道为钢筋混凝土结构，刚度大，且体积小，故近似将行车道位移作为内衬拱底的位移，并将其作为内衬断面椭圆率的计算依据.

根据光纤分布式传感技术测得的应变值借助 式（2）、（3）^［24］计算出双层衬砌结构截面轴力和弯矩：

N=\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}E({\epsilon }_{\mathrm{i}}+{\epsilon }_{\mathrm{e}})bh（2）

M=\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{12}}E({\epsilon }_{\mathrm{i}}-{\epsilon }_{\mathrm{e}})b{h}^{\mathrm{2}}（3）

式中：N为衬砌结构截面轴力；M为衬砌结构截面弯矩；E为衬砌结构弹性模量；{\epsilon }_{\mathrm{i}}为衬砌结构内侧应变值；{\epsilon }_{\mathrm{e}}为衬砌结构外侧应变值；b为单位长度1 m； h为衬砌结构厚度.

2 预应力双层衬砌结构力学特性分析

本次分析规定结构轴力以受拉为正，受压为负；所受弯矩以内表面受拉、外表面受压为正，反之为负；结构径向位移以向隧道外侧位移为正，向内侧位移为负.

2.1 相似模型试验验证

由于缺少现场实测数据，基于工程1∶1原型试验研究结果，将相似模型试验的管片衬砌、预应力衬砌在1.5 MPa内水压下的轴力值与原型试验的相应轴力值进行比较，如图10所示.

由图10可见，本次相似模型试验得到的管片衬砌、预应力衬砌轴力值沿隧道环向的分布规律与原型试验基本一致.在轴力数值水平方面，与原型试验所测结果相比，模型试验测得的管片衬砌、预应力衬砌的轴压力较小，考虑是模型试验对钢绞线的布置和张拉方法进行了简化处理，导致预应力损失增加，有效预应力减小，造成结构的轴压力偏低.但是，总体而言，本次的相似模型试验结果能够较好地反映双层衬砌结构的力学特性，验证了本文方法的可靠性.

2.2 双层衬砌结构内力变化规律

将管片衬砌和预应力混凝土衬砌模型关键点的轴力和弯矩值换算为原型值，得到施工和运行全过程（加载步1~19）中管片衬砌与预应力衬砌结构的轴力和弯矩沿环向的分布曲线分别如图11、图12所示.

分析图11可知，在拼装阶段（加载步1），受外水土压力作用，管片衬砌全环受压，轴力水平沿环向分布较均匀，范围在474~589 kN.同时，管片衬砌拱顶和拱底弯矩为正，而两侧拱腰弯矩为负，总体而言弯矩值较小，范围在18~83 kN·m.在整个预应力张拉阶段（加载步2~13），管片衬砌均全环受压，结构在拱顶和拱底承受正弯矩，在左右拱腰附近承受负弯矩，数值较小.与拼装阶段相比，施加预应力后，管片衬砌结构的轴力与弯矩值均有增长.在运行阶段（加载步14~19），随着内水压的逐级施加，管片衬砌的轴压力在逐渐降低，结构从全环受压状态变为零星位置出现拉力.在1.5 MPa设计内水压下，管片衬砌基本全环受压，最大轴压力为823.11 kN，结构的拱顶出现正弯矩，其余部位弯矩为负.不难看出，由于纵缝接头的存在，管片衬砌的轴力和弯矩在接头附近产生明显变化，其中，以接头4、接头5与接头7位置处的内力变化最为显著，最终导致1.5 MPa内水压下的管片衬砌在右拱腰和右拱肩位置的轴压力较大，同时，在右拱肩、右拱腰以及左拱脚位置出现较大的负弯矩，加剧了管片衬砌内力沿环向的不均匀分布，需予以特别关注.

如图12所示，随着预应力的逐级张拉，预应力混凝土衬砌的内力变化幅度较大，其中，内衬轴压力逐渐增大，增长率为9.03%~38.55%；弯矩随预应力的逐级张拉有增有减，变化规律不明显.此外，预应力衬砌的内力水平高于管片衬砌，故在预应力张拉阶段，预应力张拉产生的内部荷载主要由预应力内衬承担，而管片衬砌受预应力荷载影响较小.在运行阶段，预应力衬砌的轴压力也随内水压的增加而快速降低最终转变为轴拉力，降幅高于管片衬砌.在1.5 MPa内水压下，预应力混凝土衬砌大部分位置受压，局部位置出现轴拉力，最大轴压力出现在左拱肩，数值为3 862.09 kN，最大轴拉力则出现在右拱肩附近，数值为718.27 kN，未超过结构的抗拉强度，结构处于安全状态.上述分析表明，预应力混凝土内衬结构受内水压影响更显著，是承担内水压的主要结构，而管片衬砌主要起承担外水土荷载以及支承预应力混凝土内衬结构的作用.

2.3 双层衬砌结构接合面接触压力变化规律

试验完成后，绘制加载步1~19下预应力双层衬砌结构的接触压力沿环向的分布曲线，如图13所示.

分析图13可知，预应力分级及分序张拉时，双层衬砌结构沿环向分布的接触压力均较小，衬砌结构拱顶和拱底的接触压力随预应力张拉有减小的趋势，且初始加载步下最大值仅为2.95 kPa，其他位置接触压力变化不显著，且数值接近0.随着内水压逐级施加，双层衬砌结构沿全环的接触压力均逐渐增大，当内水压为1.5 MPa时，接触压力达到最大，数值在5.03~34.52 kPa变化.此外，结构拱顶和拱底接触压力增量最大，相对于0 MPa内水压，1.5 MPa内水压下的接触压力增量分别达到34.02 kPa和32.84 kPa，而左右拱肩以及拱脚位置的接触压力变化相对不显著，最大变化量仅为13.27 kPa.

上述分析表明，预应力分级和分序张拉使预应力衬砌有向隧道内侧收缩的趋势，管片衬砌与预应力衬砌接触面产生脱开趋势，不利于接触压力的传递.同时，在浇筑预应力衬砌之前，外水土压力已经施加到管片衬砌上，预应力衬砌浇筑完成时，管片衬砌的承载状态已经稳定，因此，管片衬砌并没有传递较大的荷载至预应力衬砌，全部外水土压力基本由管片衬砌承担.上述两个原因最终导致预应力张拉阶段双层衬砌接触面的接触压力水平很低.由于内水压作用使预应力衬砌外扩变形，有向管片衬砌挤压的趋势，管片衬砌和预应力衬砌脱开位置开始闭合，产生接触，故可以传递接触压力，内水压越大，接触压力也越大.同时，由于管片衬砌在外水土压作用下出现了“横椭变”现象，使得管片衬砌结构的拱顶和拱底位置随内水压逐级施加先与预应力衬砌产生接触，因此，在这些位置双层衬砌接触面间的接触压力增幅较为显著.

2.4 预应力衬砌结构位移变化规律

绘制加载步1~19下预应力衬砌结构的位移变化曲线，如图14所示.加载步1的位移是管片衬砌单独承载时产生的位移，后续预应力衬砌结构的位移均以该位移值为起始点进行计算.同时，图中位移值是模型结构位移值通过相似比换算得到的原型值.

分析图14可知，在整个施工阶段，预应力衬砌结构沿隧道径向产生向内侧的位移，施工完成后，结构的最大位移值达到1.37 mm.随着预应力钢绞线的逐级张拉，结构的位移值近乎呈线性增加，平均增率为12.81%~19.02%.四个位置的位移值相差较小，计算得到预应力张拉完成后截面的椭圆率为0.012‰，极小，可忽略不计.随着内水压的逐级施加，预应力衬砌结构向隧道内侧方向的位移值在逐渐减小，并有沿隧道径向指向外侧变形的趋势.其中，拱顶和拱底位移变化曲线较平缓，而左拱腰和右拱腰的位移值几乎呈线性减小趋势，变化率为8.55%~27.69%.在1.5 MPa内水压下，结构全断面朝向隧道内侧变形，拱顶和拱底位移值分别为1.3 mm、1.21 mm，左、右拱腰位移值接近0.5 mm，此时结构的椭圆率为0.20‰，较小.综上所述，设计内水压下结构的变形符合要求，然而，位移值只能体现结构受内水压影响的变形趋势，并不能反映结构的破坏情况，需要进一步针对双层衬砌声发射信息分析揭示结构的损伤破坏特点.

2.5 双层衬砌结构渐进性损伤过程

声发射事件的出现象征着结构内部的微裂纹等损伤的产生，因此，为了揭示预应力双层衬砌结构在承载过程中的渐进性损伤特征，选择累计声发射事件数（累计AE数）和声发射事件率（AE率）作为分析对象.前者表示结构在承载过程中声发射事件数的累计值，反映结构总体的损伤程度；后者表示声发射事件数在单位时间内的变化情况，反映结构的瞬时损伤状态.据此，绘制累计AE数和AE率随加载步1~19的变化曲线，如图15所示.

分析图15可知，在施工阶段，随着各锚具槽内钢绞线预应力的分序、分级张拉，结构的累计AE数整体呈逐渐上升趋势.在6个锚具槽第一级张拉完毕后，累计AE数达到1 360 次.然而，在1号锚具槽第二级张拉完成后，即加载至第8加载步，结构AE率峰值达到539 次/min，累计AE数达到2 924 次.这是由于钢绞线从50%σ_con张拉到103%σ_con时，结构局部受到较大的预压应力作用，导致结构已张拉区域与未张拉区域交界处存在差异应力，该差异应力的影响会引起其交界处出现一定量值的拉应力，故此时结构在交界处会出现较多微裂纹.此后，随着钢绞线的继续张拉，该差异应力的影响逐渐降低，结构在整体范围内的预应力达到一致水平，故后续结构的AE率很小，累计AE数基本保持不变.在运行阶段，随着内水压的逐级施加，双层衬砌结构的累计AE数呈现阶梯式增长，在0.5 MPa、1.0 MPa、1.5 MPa内水压下累计AE数各出现一次突增，相应的AE率峰值分别为395 次/min、353 次/min、313 次/min，均处于较高水平，最终结构的累计AE数达到4 602 次.

上述分析表明，在预应力、内水压加载过程中，双层衬砌结构内部的应力不断重分布，同时伴有应变能的释放，结构内部的损伤在不断形成，其渐进性损伤过程可以划分为两个阶段：初始弹性阶段（图15的AB段）和细观损伤阶段（图15的BC段）.在初始弹性阶段，结构的累计AE数增长较平缓，是结构内部原始缺陷的压密过程，损伤较小；在细观损伤阶段，AE数的增长越来越明显，结构内部逐渐出现损伤，但结构表面并未出现宏观裂纹.总体而言，双层衬砌结构没有出现失稳破坏，承载能力未受影响，结构处于安全状态.

3 结 论

以珠江三角洲水资源配置工程输水隧道为原型，采用相似模型试验方法，针对预应力双层衬砌结构在施工阶段和运行阶段的内力、接触压力、位移以及损伤破坏变化情况进行分析，主要得出以下结论：

1） 相似模型试验结果与依托工程原型试验结果接近，内力沿隧道环向的变化规律一致，验证了相似模型试验方法的可靠性.

2） 在拼装阶段，管片衬砌结构单独承载时的内力和位移水平较低；随着预应力的逐级张拉，管片衬砌和预应力衬砌的轴压力均逐渐增大；而随着内水压的逐级施加，两衬砌结构的轴压力逐渐减小，但在设计内水压下双层衬砌仍保持绝大部分位置受压，结构处于安全状态.

3） 在预应力张拉阶段，管片衬砌和预应力衬砌会脱开，二者接触压力接近零，不考虑其相互作用；在运行阶段，脱开区域逐渐闭合，二者接触压力充分传递，相互作用强度较高，双层衬砌结构协调承载变形.

4） 随着预应力的逐级张拉，双层衬砌结构位移线性增加，张拉完成时，结构的位移值和截面椭圆率分别达到1.37 mm、0.012‰；施加内水压后，结构产生相反方向的位移，在设计内水压下的位移值和截面椭圆率分别为1.30 mm、0.20‰.

5） 在外水土压力、预应力以及内水压的作用下，双层衬砌结构的渐进性损伤经历了初始弹性阶段和细观损伤阶段，结构从内部缺陷压密到逐渐出现损伤，但并未出现宏观裂纹，处于安全状态.

本次模型试验将原型隧道双层双圈布置的钢绞线简化为单根布置，导致预应力作用的力学模式改变，预压应力的分布与实际存在一定误差.此外，试验未真实还原钢绞线预应力张拉的施工器具和方法，导致室内试验的预应力张拉施工损失与原型不符，引起最终有效预应力的差异.上述因素是试验误差的主要来源，为完善试验结果，需要今后进一步研究与验证.

参考文献

[1] Offtake tunnels for the Presenzano hydroelectric facility［R］. Italy： L’Industria Italiana del Cemento， 1990.

[2] Pumped storage scheme Taloro［R］. Sardinia： VSL International， 1977.

[3] PIERRE R. Chiotas-piastra pumped storage scheme［R］. Sardinia： VSL International， 1978.

[4] 符志远，谢红兵，张邦圻，等 ．清江隔河岩电站压力隧洞环锚预应力衬砌设计［J］．人民长江， 1997，28（7）：19-21．

[5] FU Z Y， XIE H B， ZHANG B Q，et al ．Design of prestressed lining of pressure tunnels at Geheyan Hydropower Station［J］．Yangtze River，1997，28（7）： 19-21．（in Chinese）

[6] 刘兴宁，张宗亮 ．天生桥一级水电站引水系统环锚试验［J］．水力发电，1999，25（3）：27-30．

[7] LIU X N， ZHANG Z L. Ring anchor test of diversion system of Tianshengqiao I hydropower station［J］. Water Power， 1999， 25（3）： 27-30．（in Chinese）

[8] YANG F， CAO S R， QIN G. Mechanical behavior of two kinds of prestressed composite linings： A case study of the Yellow River Crossing Tunnel in China［J］. Tunnelling and Underground Space Technology， 2018， 79： 96-109.

[9] 曹生荣，杨帆，秦敢，等 ．盾构输水隧洞设垫层预应力复合衬砌承载特性研究［J］．水力发电学报，2015，34（2）：136-143．

[10] CAO S R， YANG F， QIN G，et al. Study on bearing behavior of prestressed composite linings with cushion layer for water conveyance shield tunnel［J］. Journal of Hydroelectric Engineering，2015，34（2）：136-143．（in Chinese）

[11] 谢小玲， 苏海东. 穿黄隧洞预应力双层复合衬砌结构受力特性研究［J］. 长江科学院院报， 2011， 28（10）： 180-185.

[12] XIE X L， SU H D. Mechanical behavior of prestressed double composite linings of Yellow-River-Crossing Tunnel［J］. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute， 2011， 28 （10）： 180-185. （in Chinese）

[13] 孙钧， 杨钊， 王勇 ．输水盾构隧洞复合衬砌结构设计计算研 究［J］．地下工程与隧道，2011（1）：1-8．

[14] SUN J， YANG Z， WANG Y ．Design and calculation of composite lining structure for water conveyance shield tunnel［J］．Underground Engineering and Tunnels，2011（1）：1-8．（in Chinese）

[15] GOMI M， YOSHIKAWA H， HASUI A， et al. Development of prestressed concrete pressure tunnels［C］// コンクリート工学年次講演会講演論文集， 东京： 日本混凝土学会， 1983： 457-460.

[16] GOMI M， YOSHIKAWA H， HASUI A，et al. Development of prestressed concrete pressure tunnels［C］//Annual Conference on Concrete Engineering Proceedings. Tokyo： Japan Conrete Institute， 1983： 457-460.（in Japanese）

[17] MATT P， THURNHERR F， UHERKOVICH I. Prestressed concrete pressure tunnels［J］. International Water Power & Dam Construction， 1978， 30（5）： 38-43.

[18] 亢景付，胡玉明 ．小浪底排沙洞预应力衬砌结构模型对比试验研究［J］．土木工程学报，2003，36（6）：80-84．

[19] KANG J F， HU Y M ．Model test on prestressed tunnel liners of Xiaolangdi sediment tunnel［J］. China Civil Engineering Journal，2003，36（6）：80-84．（in Chinese）

[20] 随春娥，亢景付 ．小浪底排沙洞衬砌混凝土运行期应力状态评价［J］．水力发电学报，2014， 33（5）： 159-164．

[21] SUI C E， KANG J F. Stress evaluation on lining concrete of Xiaolangdi sediment flushing tunnel during operation period［J］.Journal of Hydroelectric Engineering， 2014， 33（5）： 159-164．（in Chinese）

[22] 亢景付，王磊 ．温度变化对小浪底水库排沙洞无粘结预应力衬砌结构应力状态的影响［J］．水电能源科学，2014，32（3）：145-148．

[23] KANG J F， WANG L. Stress state of non-cohesive prestressed lining structure of Xiaolangdi Reservoir flush tunnel under temperature change［J］. Water Resources and Power， 2014， 32（3）： 145-148．（in Chinese）

[24] 符立. 小浪底排沙洞预应力混凝土衬砌运行状况研究［D］.天津：天津大学， 2009： 44-57.

[25] FU L. Operation status of prestressed concrete liner in the Xiaolangdi desilting tunnels［D］. Tianjin： Tianjin University， 2009： 44-57. （in Chinese）

[26] 亢景付，沈兆伟，荆锐，等 ．环锚预应力混凝土衬砌锚具槽区域应力状态分析［J］．水电能源科学，2016，34（7）： 108-111．

[27] KANG J F， SHEN Z W， JING R，et al ．Stress state analysis of anchorage slot area of pre-stressed concrete lining［J］．Water Resources and Power， 2016， 34（7）： 108-111．（in Chinese）

[28] 随春娥. 小浪底无粘结环锚预应力混凝土衬砌结构应力状态及安全评价分析［D］. 天津： 天津大学， 2014： 137-141.

[29] SUI C E. Stress analysis and safety evaluation of Xiaolangdi pre-stressed tunnel lining with unbonded circular anchored tendons［D］. Tianjin： Tianjin University， 2014： 137-141. （in Chinese）

[30] 亢景付， 贾硕 ．预应力混凝土衬砌隧洞锚具槽区域应力状态分析［J］．水利与建筑工程学报， 2014， 12（1）： 50-54．

[31] KANG J F， JIA S ．Stress state analysis in anchorage slot area of prestressed concrete lining of tunnel［J］．Journal of Water Resources and Architectural Engineering，2014，12（1）：50-54．（in Chinese）

[32] 张雪涛. 锚具槽回填混凝土自应力效果试验研究［D］. 天津： 天津大学， 2012：18-40.

[33] ZHANG X T. Study on the effect of self-stress of backfill concrete of anchorage slot［D］. Tianjin： Tianjin University， 2012： 18-40. （in Chinese）

[34] 张博. 环锚无粘结预应力混凝土衬砌结构优化［D］. 天津： 天津大学， 2012：38-45.

[35] ZHANG B. Structure improvement of the prestressed tunnel lining with unbonded circular anchored tendons［D］. Tianjin： Tianjin University， 2012： 38-45. （in Chinese）

[36] 任海波，亢景付，丛蓉，等 ．隧洞环锚无粘结预应力混凝土衬砌优化研究［J］．人民黄河，2009，31（2）：98-99．

[37] REN H B， KANG J F， CONG R，et al ．Study on optimization of unbonded prestressed concrete lining of tunnel ring anchor［J］．Yellow River， 2009， 31（2）： 98-99．（in Chinese）

[38] 金兆辉 ．无粘结预应力混凝土压力隧洞的设计研究［D］．南京：河海大学， 2006.

[39] JIN Z H. Design and research on unboned prestressed concrete of pressure tunnels［D］. Nanjing： Hohai University， 2006.（in Chinese）

[40] 金秋莲. 无粘结环锚预应力混凝土衬砌三维有限元计算分析研究［D］. 天津： 天津大学，2005.

[41] JIN Q L. Study on the numerical simulation analysis of prestressed concrete tunnel liner with 3D FEM［D］. Tianjin：Tianjin University， 2005.（in Chinese）

[42] 何川， 张建刚， 苏宗贤. 大断面水下盾构隧道结构力学特 性［M］. 北京： 科学出版社， 2010.

[43] HE C， ZHANG J G， SU Z X. Mechanical characteristics of large section underwater shield tunnel structure［M］. Beijing： Science Press， 2010. （in Chinese）

基金资助

国家自然科学基金资助项目(52178398)

国家自然科学基金资助项目(51991394)

National Natural Science