王士民， 申興柱， 彭 博， 阮 雷

(1. 西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031；2. 中建三局集團有限公司， 湖北 武漢 430065； 3.四川公路橋梁建設(shè)集團有限公司 勘察設(shè)計分公司，四川 成都 610041)

目前，我國已成為世界上深埋隧道和水下隧道工程數(shù)量最多、建設(shè)規(guī)模最大、發(fā)展最快、設(shè)計和施工難度最復(fù)雜的國家。盾構(gòu)隧道的建設(shè)將應(yīng)對大斷面、深埋、高水壓和穿越復(fù)雜地層等諸多難題[1-2]。

隨著國內(nèi)盾構(gòu)隧道建設(shè)的發(fā)展和興起，地層復(fù)雜多變的特點日益顯著，由此給工程帶來的困擾也越來越受到重視。側(cè)壓力系數(shù)作為地層一個重要的表征參數(shù)，直接決定著隧道襯砌結(jié)構(gòu)荷載分布及其量值，對管片襯砌結(jié)構(gòu)的荷載分布情況及長期力學(xué)性能產(chǎn)生顯著影響。梁英俊[3]采用現(xiàn)場原位測試的方法，明確了靜止側(cè)壓力系數(shù)對結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響較水土分算更為顯著，管片彎矩的最大絕對值隨側(cè)壓力系數(shù)增大呈線性遞減規(guī)律。文獻[4]與文獻[5]針對單層管片結(jié)構(gòu)及雙層襯砌，研究了兩種結(jié)構(gòu)在不同荷載條件下側(cè)壓力系數(shù)的變化規(guī)律，同時提出了不同計算方法下側(cè)壓力系數(shù)的選取依據(jù)。

近年來，由于對盾構(gòu)隧道工程長期安全性及耐久性要求的提高，針對盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)損傷破壞的相關(guān)研究已經(jīng)成為隧道工程領(lǐng)域的焦點問題。Angelo Caratelli等[6]針對鋼纖維混凝土單環(huán)管片結(jié)構(gòu)的受力特性和破壞機理進行了研究。文獻[7-8]采用原型試驗的方法，分別對南京長江隧道和獅子洋隧道的管片力學(xué)行為進行了研究，獲得了管片襯砌結(jié)構(gòu)的內(nèi)力分布特性及裂紋產(chǎn)生、擴展機理。文獻[9-10]通過對地鐵盾構(gòu)隧道通縫拼裝管片襯砌結(jié)構(gòu)進行極限荷載和內(nèi)圈加固足尺試驗，認為管片接頭失效為襯砌結(jié)構(gòu)極限破壞特征，管片與內(nèi)圈粘結(jié)失效導(dǎo)致結(jié)構(gòu)產(chǎn)生破壞；董新平[11-12]提出管片和接頭破壞指數(shù)可以表征盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)在不同階段的破壞演變特征，采用相對剛度比法和彎矩搜索法可以揭示單環(huán)襯砌的破壞過程。文獻[13-15]采用相似模型試驗對盾構(gòu)隧道管片襯砌的漸進性破壞及影響因素進行了系統(tǒng)研究，探明了管片襯砌損傷破壞發(fā)生發(fā)展的四個階段及其力學(xué)特征，并給出了結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的臨界位移建議值。

上述研究表明，針對不同側(cè)壓力系數(shù)(不同地層條件)對盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)破壞過程及破壞形態(tài)的影響方面的研究尚少，僅文獻[16]針對弱抗力地層盾構(gòu)隧道管片襯砌結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)破壞開展了模型試驗，綜合分析了管片拼裝方式、地層改良及接頭抗彎剛度等因素對盾構(gòu)隧道穩(wěn)定性的影響。因此，本文采用相似模型試驗的方法，探明側(cè)壓力系數(shù)對盾構(gòu)隧道管片結(jié)構(gòu)力學(xué)特性及損傷破壞的影響規(guī)律，為大型水下盾構(gòu)隧道建設(shè)過程中線路規(guī)劃及地層改良等問題提供理論依據(jù)。

1 相似模型試驗

1.1 依托工程概況

廣深港客運專線獅子洋隧道管片外徑10.8 m，內(nèi)徑9.8 m，管片厚度0.5 m，管片襯砌環(huán)采用“5+2+1”分塊方式的通用管片環(huán)，鄰接塊、標準塊的圓心角為49°5′27.27″，封頂塊圓心角為16°21′49.09″，設(shè)置24顆環(huán)向接頭螺栓，22顆縱向接頭螺栓，其管片分塊形式見圖1。

1.2 相似判據(jù)及相似材料設(shè)計

以幾何相似比C1=20及容重相似比Cγ=1為基礎(chǔ)相似比，根據(jù)相似原理，各物理力學(xué)參數(shù)的相似比分別為[17]：強度、應(yīng)力、黏聚力、彈性模量相似比CR=Cσ=Cc=CE=20，泊松比、應(yīng)變、摩擦角相似比Cμ=Cε=Cφ=1。

將重晶石粉、粗石英砂、粉煤灰、松香和凡士林組成的混合物按特定比例混合均勻，以模擬土體材料；采用特種石膏及硅藻土在特定水膏比下等效模擬混凝土，然后利用模具預(yù)制加工形成管片襯砌。

按照抗彎剛度等效的原則，采用鐵絲網(wǎng)模擬鋼筋混凝土管片環(huán)向主筋。在環(huán)向接頭位置處開鑿特定尺寸的凹槽，按照抗彎剛度等效的原則對其剛度進行弱化[18]；開槽方式選擇內(nèi)外分區(qū)割槽，見圖2。圖2中A表示內(nèi)部割槽區(qū)域，B表示外部割槽區(qū)域，其劃分依據(jù)其受力狀態(tài)，保證割槽位于受拉側(cè)。以各環(huán)管片在縱向接頭處不產(chǎn)生錯動為原則，在縱向接頭的位置用特定直徑的鋼棒實現(xiàn)各管片環(huán)間的連接。

1.3 試驗設(shè)備及測試手段

按照隧道所處地層及管片結(jié)構(gòu)特性，采用“盾構(gòu)隧道-地層復(fù)合模擬系統(tǒng)”作為試驗加載裝置[19]，其結(jié)構(gòu)設(shè)計見圖3。試驗加載過程中，在Ⅰ方向施加豎向土壓力，Ⅱ方向施加水平土壓力，通過控制Ⅲ方向(垂直管片橫斷面方向)荷載保證管片結(jié)構(gòu)在加載中恒處于平面應(yīng)變狀態(tài)[20]，該裝置加載強度能夠達到管片環(huán)模型的破壞強度。

為了獲得管片結(jié)構(gòu)在加載過程中的內(nèi)力特性，見圖4，在管片內(nèi)外側(cè)沿環(huán)向每間隔15°對稱布設(shè)一組電阻應(yīng)變片，共計48個測點。加載穩(wěn)定后讀取應(yīng)變數(shù)據(jù)，按照材料本構(gòu)關(guān)系即可得到管片襯砌結(jié)構(gòu)各點的軸力及彎矩。

位移計布置見圖5(a)，聲發(fā)射探頭布置見圖5(b)。通過對測量數(shù)據(jù)進行對比分析，揭示和描述不同側(cè)壓力系數(shù)下盾構(gòu)隧道管片襯砌結(jié)構(gòu)漸進性破壞規(guī)律。

1.4 加載方式及試驗分組

試驗加載首先施加Ⅲ方向荷載，保證結(jié)構(gòu)體系處于平面應(yīng)變狀態(tài)，從而確保試驗結(jié)果的可靠度；隨后施加作用于管片襯砌外側(cè)的水壓，等效模擬結(jié)構(gòu)在實際情況中承受的水壓力；根據(jù)表1中的加載參數(shù)，通過控制千斤頂油壓，施加結(jié)構(gòu)所承受的土壓力。為了體現(xiàn)超載及結(jié)構(gòu)劣化等因素對管片襯砌的影響，持續(xù)加載直至管片結(jié)構(gòu)達到破壞失穩(wěn)。

大型跨江、海盾構(gòu)隧道通常會穿越多種地層，地質(zhì)條件復(fù)雜多變，地層性質(zhì)呈現(xiàn)很大的不均勻性，地層的側(cè)壓力系數(shù)通常在0.2～0.5之間，本次試驗主要考慮側(cè)壓力系數(shù)λ為0.2、0.3、0.4、0.5的情況下，管片襯砌結(jié)構(gòu)隨荷載增加的響應(yīng)機制及其變化情況，見表2。

表1 試驗加載參數(shù)

表2 試驗分組情況

2 試驗結(jié)果分析

通過對管片襯砌在不同側(cè)壓力系數(shù)下的結(jié)構(gòu)彎矩、軸力及位移進行系統(tǒng)分析，獲得管片結(jié)構(gòu)在彈性階段的力學(xué)特征；分析管片位移及聲發(fā)射信息，得到管片結(jié)構(gòu)在不同側(cè)壓力系數(shù)條件下的臨界失穩(wěn)破壞點，通過繪制管片結(jié)構(gòu)在加載過程中其內(nèi)側(cè)裂縫產(chǎn)生及擴展素描圖，同時結(jié)合聲發(fā)射數(shù)據(jù)，揭示出側(cè)壓力系數(shù)對管片襯砌結(jié)構(gòu)漸進性破壞的影響規(guī)律。

2.1 管片襯砌結(jié)構(gòu)力學(xué)特性

根據(jù)試驗中所采集的應(yīng)變數(shù)據(jù)，根據(jù)公式計算得到各級荷載作用下的管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力值，見圖6、圖7，分別繪制各關(guān)鍵部位彎矩和軸力隨加載步變化曲線，規(guī)定管片內(nèi)側(cè)受拉時的彎矩為正值，反之為負值。圖6、圖7中采用虛線標出管片結(jié)構(gòu)出現(xiàn)損傷和局部裂縫時的荷載，虛線之前為彈性階段。

從圖6可以看出，由于拱頂、拱底方向為主荷載方向，拱頂和拱底的彎矩均為正彎矩，左右拱腰的彎矩則相反；拱頂和拱底的彎矩值普遍比左、右拱腰偏大。通過比較4組圖形可以看出，隨著側(cè)壓力系數(shù)的增大，管片襯砌結(jié)構(gòu)出現(xiàn)損傷破壞所需施加的荷載越大，可知在一定范圍內(nèi)，管片結(jié)構(gòu)的彈性承載能力隨側(cè)壓力系數(shù)的增大而得以改善。然而管片襯砌結(jié)構(gòu)開始出現(xiàn)損傷破壞時的彎矩值并不隨側(cè)壓力系數(shù)增大而線性增加，卻呈現(xiàn)出先增加后減小的變化趨勢。部分工況在加載開始階段，拱頂、拱底與左右拱腰處的彎矩正負值發(fā)生了明顯的正負反轉(zhuǎn)，這種情況的出現(xiàn)主要是由于此時Ⅲ方向施加的荷載值遠大于另外兩個方向上的荷載，從而造成土體在平面內(nèi)產(chǎn)生壓縮變形，導(dǎo)致管片結(jié)構(gòu)受到來自此方向上的附加荷載，在加載初期附加荷載成為作用在結(jié)構(gòu)上的主要荷載，引起結(jié)構(gòu)瞬時受力狀態(tài)與理論存在差異。

從圖7中可知，管片襯砌在承載過程中均處于受壓狀態(tài)，軸力沿環(huán)向分布較為均勻，拱頂和拱底的軸力值較大。隨側(cè)壓力系數(shù)的增加，軸力量值隨荷載的增長速度減緩，同時管片結(jié)構(gòu)在四個關(guān)鍵部位的軸力量值也更為均勻。彈性階段結(jié)束后，結(jié)構(gòu)軸力的增大速率隨荷載的增加而減?。划?dāng)加載到一定荷載時，由于結(jié)構(gòu)破壞后卸載導(dǎo)致個別部位的軸力出現(xiàn)突變。

結(jié)合彎矩圖、軸力圖可以看出，在本次模型試驗涉及的四種工況下，隨著側(cè)壓力系數(shù)的增大，管片襯砌的彎矩與變形減小，但是結(jié)構(gòu)軸力與臨界失穩(wěn)狀態(tài)時的荷載值卻隨之增大，這樣更加有利于管片結(jié)構(gòu)承載。

側(cè)壓力系數(shù)為0.2時，施加第1～5級荷載的過程中，結(jié)構(gòu)彎矩、軸力及位移隨荷載增加均呈線性增大的趨勢；第6加載步后，拱頂、拱底和兩側(cè)拱腰處的內(nèi)力值及位移均產(chǎn)生突變，并呈加速增大的態(tài)勢。從中可知第6加載步是管片襯砌彈性與塑形力學(xué)階段的分界點。第2、3、4組試驗中管片結(jié)構(gòu)的彈塑性力學(xué)階段的分界點分別為第8、第9、第11加載步。

2.2 管片襯砌結(jié)構(gòu)變形特性

管片襯砌位移見圖8。從圖8中可知，試驗加載中管片結(jié)構(gòu)的變形特性及其發(fā)展規(guī)律具有很強的相似性。在出現(xiàn)破壞失穩(wěn)之前，4組試驗中管片襯砌結(jié)構(gòu)拱頂和拱底向內(nèi)變形，左、右拱腰向外變形，并且拱底的變形較其他部位偏大；當(dāng)襯砌結(jié)構(gòu)失穩(wěn)后，各部位均產(chǎn)生向隧道內(nèi)部方向的位移。但隨著側(cè)壓力系數(shù)的增大，襯砌結(jié)構(gòu)各點位移量值隨荷載增加的增大速率呈現(xiàn)減小趨勢。

管片襯砌進入加速變形階段后，通常會存在臨界點，在此臨界點處，管片結(jié)構(gòu)的單點最大位移與隧道半徑的比值達到一定量值。當(dāng)同一隧道結(jié)構(gòu)位于不同地層時，其所處地層的側(cè)壓力系數(shù)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的受荷體系產(chǎn)生差異。隨側(cè)壓力系數(shù)的增大，結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)更為有利，失穩(wěn)臨界點對應(yīng)的外荷載線性增加，但其最大位移與隧道半徑之比則線性減小，失穩(wěn)產(chǎn)生的位置并無明顯變化，由此可知此時管片襯砌的失穩(wěn)模式主要受結(jié)構(gòu)構(gòu)造特征的影響，外荷載對其影響較小，見表3。

表3 管片襯砌結(jié)構(gòu)失穩(wěn)特征統(tǒng)計

由表3可以看出，該比值隨襯砌結(jié)構(gòu)所處地層側(cè)壓力系數(shù)增加而減小，臨界點最大變形出現(xiàn)的位置沒有顯著變化，基本出現(xiàn)在右側(cè)拱腰部位，主要是由該部位的結(jié)構(gòu)型式(接頭的分布情況)以及受力狀態(tài)決定，而該位置通常也是隧道襯砌結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的位置。

2.3 管片襯砌結(jié)構(gòu)聲發(fā)射特性

試驗過程中，按照圖5(b)所示的測試方案，采用高性能聲發(fā)射裝置記錄了不同側(cè)壓力系數(shù)下盾構(gòu)隧道試驗?zāi)Ｐ偷娜柯暟l(fā)射信號。當(dāng)側(cè)壓力系數(shù)分別為0.2、0.3、0.4、0.5時，聲發(fā)射瞬間撞擊數(shù)及累計聲發(fā)射事件數(shù)隨加載時間的變化曲線見圖9。

由圖9可以看出，管片襯砌在初始加載階段處于彈性狀態(tài)，結(jié)構(gòu)內(nèi)部材料壓密；隨著荷載級別的增加，結(jié)構(gòu)內(nèi)部產(chǎn)生損傷及微裂隙，此過程釋放的能量較少；隨荷載逐步增大，結(jié)構(gòu)損傷加劇，微裂隙逐步擴張成為宏觀裂縫，此時聲發(fā)射數(shù)據(jù)急劇增大，變化幅值突增；在管片失穩(wěn)破壞階段，關(guān)鍵點位移加速增大，聲發(fā)射事件數(shù)量巨大。

當(dāng)λ=0.2時，加載至第7級荷載時，聲發(fā)射事件率突然增大，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了一定程度的損傷；在第8加載步，聲發(fā)射事件數(shù)增幅顯著，同時聲發(fā)射事件率達到137.7 次/s，表明管片襯砌結(jié)構(gòu)出現(xiàn)宏觀裂縫，聲發(fā)射事件的增長速率有3個突變點，分別對應(yīng)于第6、12、14級荷載。當(dāng)λ=0.3時，加載至第6級荷載時，部分關(guān)鍵點位移發(fā)生突變，聲發(fā)射事件率增大；在第9加載步，聲發(fā)射事件率增幅顯著，管片結(jié)構(gòu)出現(xiàn)大量宏觀裂縫；在第11加載步，累計聲發(fā)射事件數(shù)量增幅較大，聲發(fā)射事件率出現(xiàn)峰值，襯砌結(jié)構(gòu)已經(jīng)失穩(wěn)破壞。當(dāng)λ=0.4時，第4～6加載步時，聲發(fā)射事件率逐漸增大，表明結(jié)構(gòu)已產(chǎn)生了損傷；當(dāng)加載至第10級荷載時，聲發(fā)射事件數(shù)量巨大，結(jié)構(gòu)表面已經(jīng)出現(xiàn)宏觀裂縫；當(dāng)加載到13級荷載以后，可以看出幅值開始急劇變化，結(jié)構(gòu)已經(jīng)處于整體失穩(wěn)階段。當(dāng)λ=0.5時，加載至第11級荷載時，聲發(fā)射數(shù)據(jù)才出現(xiàn)明顯增幅，累計聲發(fā)射事件數(shù)隨荷載增大而持續(xù)增加，聲發(fā)射事件率呈逐漸增大的趨勢，結(jié)構(gòu)宏觀裂縫逐步擴展，直至結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)破壞。

通過對比4組試驗累計聲發(fā)射事件數(shù)隨加載步變化曲線，管片襯砌在加載過程中呈現(xiàn)出顯著的漸進性特征。同時，隨著地層側(cè)壓力系數(shù)增大，水平方向的荷載對結(jié)構(gòu)的控制效應(yīng)逐步增強，管片襯砌的整體承載能力得到提升，當(dāng)管片襯砌出現(xiàn)裂紋后，結(jié)構(gòu)可以在一定的載荷范圍內(nèi)維持結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定，破壞過程較長。

2.4 管片襯砌結(jié)構(gòu)破壞過程及最終破壞形態(tài)

根據(jù)試驗加載中管片開裂過程記錄并結(jié)合聲發(fā)射信息，繪制了管片襯砌內(nèi)側(cè)破壞過程見圖10，以拱頂位置為0度，圖10中序號代表出現(xiàn)管片襯砌結(jié)構(gòu)裂縫出現(xiàn)的時間先后。

當(dāng)λ=0.2時，管片結(jié)構(gòu)加載至第7級荷載時，在左拱腰附近首先出現(xiàn)微小裂紋及壓潰區(qū)；在第8 加載步，右拱腰接頭部位出現(xiàn)裂縫，目標環(huán)與下半環(huán)裂縫貫通，同時在拱底附近出現(xiàn)壓潰區(qū)，此時聲發(fā)射事件率達到了137.7次/s；隨荷載繼續(xù)增大，襯砌結(jié)構(gòu)左、右拱腰附近位置產(chǎn)生了較多的裂縫，隨后發(fā)展貫通，局部壓潰或斷裂導(dǎo)致管片結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)。加載過程中，裂紋均沿管片結(jié)構(gòu)縱向分布。

當(dāng)λ=0.3時，管片襯砌首先在目標環(huán)拱頂、右拱腰接頭部位產(chǎn)生縱向貫通裂縫，裂縫位置一般處于環(huán)向接頭處，與目標環(huán)鄰接的上、下半環(huán)受其影響也產(chǎn)生了貫通裂紋，隨后在封頂塊與鄰接塊附近出現(xiàn)縱向裂縫；隨荷載的持續(xù)的增大，裂縫逐步發(fā)展為局部區(qū)域的壓潰，最后導(dǎo)致管片結(jié)構(gòu)完全破壞不再具有承載能力。

當(dāng)λ=0.4時，首先在拱頂部位出現(xiàn)了縱向貫通裂縫，隨后在右拱腰接頭處依次出現(xiàn)了1條橫向和縱向裂紋，且隨著荷載的加大，拱頂和左右拱腰的裂縫逐漸貫通，在拱底附近出現(xiàn)縱向裂縫，最終仍然是環(huán)向接頭失效導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞。

當(dāng)λ=0.5時，裂紋與壓潰區(qū)分布更為均勻，加載前期，微裂紋集中出現(xiàn)在上、下半環(huán)；隨后在目標環(huán)管片上產(chǎn)生了3條斜向裂紋，壓潰區(qū)集中在左、右拱腰部位。管片襯砌首先在拱頂及拱底部位出現(xiàn)破壞，隨后在管片接頭處產(chǎn)生裂縫及局部壓潰區(qū)，最后在拱腰位置附近產(chǎn)生壓潰破壞區(qū)域。

管片襯砌最終破壞形態(tài)見圖11。綜合分析4組試驗中管片襯砌結(jié)構(gòu)的破壞過程及模式，側(cè)壓力系數(shù)較小時，裂紋以縱向開裂為主，多集中在左、右拱腰位置處；隨側(cè)壓力系數(shù)的增大，襯砌結(jié)構(gòu)出現(xiàn)橫向裂紋并呈逐漸增多的趨勢，裂縫首先出現(xiàn)的部位逐步向拱頂和拱底位置靠近，而且裂縫沿環(huán)向分布更為均勻，同時會產(chǎn)生局部壓潰的現(xiàn)象。

由于管片環(huán)向接頭的存在，導(dǎo)致接頭處的剛度較低，為襯砌結(jié)構(gòu)的薄弱部位。當(dāng)管片結(jié)構(gòu)達到失穩(wěn)破壞狀態(tài)時，拱頂環(huán)向接頭失效和兩側(cè)拱腰壓潰破壞從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)喪失承載能力。此外，結(jié)構(gòu)其余位置出現(xiàn)的局部裂縫并不是導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞的決定性因素。

3 結(jié)論

本文以獅子洋隧道工程為依托，采用相似模型試驗研究了側(cè)壓力系數(shù)對管片襯砌結(jié)構(gòu)力學(xué)特性、位移特征、破壞過程及模式的影響規(guī)律，主要得出以下結(jié)論：

(1) 從管片襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布來看，拱頂、拱底的彎矩值比拱腰位置處大，管片軸力全部為受壓；隨側(cè)壓力系數(shù)的增大，管片襯砌結(jié)構(gòu)的彈性承載能力得到了提高，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)損傷時的彎矩值呈先增大后減小的趨勢，軸力隨荷載增大出現(xiàn)緩慢增長。

(2) 側(cè)壓力系數(shù)對管片襯砌結(jié)構(gòu)的變形影響顯著，隨側(cè)壓力系數(shù)的增大，側(cè)向土壓力對襯砌結(jié)構(gòu)的約束作用增強，管片結(jié)構(gòu)達到失穩(wěn)臨界狀態(tài)時的荷載級別也隨之提高， 同時臨界失穩(wěn)點對應(yīng)的位移峰值呈線性減小的趨勢，但出現(xiàn)位移峰值的部位卻無明顯差異。

(3) 管片襯砌從初始彈性階段直至失穩(wěn)破壞呈現(xiàn)出顯著的漸進性特征，隨側(cè)壓力系數(shù)增大，襯砌結(jié)構(gòu)的承載能力得以提升，從出現(xiàn)宏觀裂縫直到結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn)的過程中，結(jié)構(gòu)在一定的荷載范圍內(nèi)仍可以維持穩(wěn)定，具備一定的承載能力。

(4) 從管片襯砌的破壞形態(tài)上看，側(cè)壓力系數(shù)較小時，管片結(jié)構(gòu)首先在左右拱腰處破壞，以縱向裂縫為主，隨荷載增加裂縫擴展，最終管片局部斷裂導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失穩(wěn)從而喪失承載能力；隨著側(cè)壓力系數(shù)的增加，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)橫向裂紋并呈逐步增多的趨勢，管片襯砌拱頂和拱底最易出現(xiàn)裂縫，在荷載增大過程中其余位置也會出現(xiàn)少量裂縫，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生局部壓潰現(xiàn)象。