張達石 柳獻 張晨光 蘇長裕

1.上海市城市建設設計研究總院（集團）有限公司 200125

2.同濟大學 上海 200092

3.上海清遠管業(yè)科技股份有限公司 201500

引言

隨著城市化進程的加快，市政排水管網(wǎng)的密度逐漸增加，多數(shù)處于超負荷工作狀態(tài)，同時存在著設施老舊、雨污混流、管道耐久性差等問題，嚴重影響著城市的正常排水，也間接導致了城市內(nèi)澇、河流污染等阻礙可持續(xù)發(fā)展的問題［1］。許多城市開始新建雨水調(diào)蓄工程，以解決日益嚴重的城市排水問題、提升排水系統(tǒng)的工作效率。地下排水管道作為雨水調(diào)蓄工程的重要部分，大多穿越人口密度大的中心城區(qū)或建／構筑物密集的區(qū)域，采用盾構法進行地下管道施工具有較大優(yōu)勢，在長距離、大口徑和深覆土的城市排水隧道施工中應用較廣。另一方面，排水管道中的生活污水和工業(yè)污水對管道具有極強的腐蝕效應，其大量的化學成分嚴重危害著盾構隧道混凝土管片的耐久性和安全性［2］。

為防止盾構隧道管片在內(nèi)水壓作用下出現(xiàn)滲漏水和受力不利問題，通常在管片內(nèi)側(cè)埋設防腐層或采用多層襯砌形式，常見的內(nèi)襯形式包括現(xiàn)澆鋼筋混凝土、預應力混凝土和鋼管等［3］。學者針對上述盾構隧道多層襯砌結(jié)構開展了試驗研究：李代茂等［4］開展了“管片-自密實混凝土-鋼管”三層輸水隧洞結(jié)構在非均勻外荷載作用下的足尺試驗，試驗結(jié)果表明管片縱縫處自密實混凝土為薄弱位置，分離式襯砌無法協(xié)調(diào)變形、疊合式襯砌腰部界面易產(chǎn)生剝離；黃鴻浩［5］在上述基礎上研究了三層疊合式襯砌結(jié)構的荷載分擔規(guī)律；Zhang D M等［6］將配筋的鋼纖維混凝土內(nèi)襯應用至高內(nèi)水壓的盾構隧洞雙層襯砌結(jié)構中，通過原型試驗總結(jié)出結(jié)構的四階段破壞過程?？梢钥闯觯h(huán)模型試驗是研究盾構隧道多層襯砌結(jié)構受力性能和破壞機理的最有效手段。

高密度聚乙烯（HDPE）雙壁纏繞管是以高密度聚乙烯為原材料，通過高溫高壓纏繞焊接而成的管材，具有耐久性好、重量輕、耐腐蝕等優(yōu)點，將HDPE雙壁設置在盾構隧道管片內(nèi)部，并在內(nèi)外襯之間填充輕質(zhì)混凝土（泡沫混凝土），從而實現(xiàn)防腐和承載的雙重作用，且已經(jīng)在上海軌道交通18 號線沿線兩港截流總管工程中有過成功應用［7］。本文依托桃浦污水處理廠初期雨水調(diào)蓄工程，其中截流總管涉鐵段采用盾構施工，選用DN4500 的HDPE 雙壁纏繞管作為內(nèi)襯，并在內(nèi)外襯之間填充輕質(zhì)混凝土。本研究針對以HDPE 雙壁纏繞管作為內(nèi)襯的盾構隧道復合式襯砌結(jié)構，開展整環(huán)結(jié)構足尺試驗，以探究其在極限工況下的破壞過程和破壞機理，為調(diào)蓄盾構隧道多層襯砌結(jié)構的理論數(shù)值分析和設計提供試驗依據(jù)。

1 試驗方案

1.1 試驗試件

試驗試件中外襯管片采用地鐵盾構隧道襯砌圓環(huán)，管片外徑6.2m，內(nèi)徑5.5m，管片厚度0.35m、環(huán)寬1.2m。襯砌圓環(huán)分為6 塊，包括1個20°封頂塊（F塊）、2 個68.75°鄰接塊（L1、L2塊）、3 個67.5°標準塊（B1、B2 和B3 塊）。盾構管片采用C50 混凝土、HRB400 鋼筋，每條縱縫布置2 根8.8 級M30 彎螺栓。作為內(nèi)襯的HDPE雙壁纏繞管斷面呈現(xiàn)工字型構造（圖1a），管道口徑為DN4500，結(jié)構壁厚128mm，具體規(guī)格參數(shù)如表1 所示。外襯管片與HDPE 管內(nèi)襯之間采用現(xiàn)場調(diào)制低強輕質(zhì)混凝土進行澆筑，根據(jù)現(xiàn)場材性測試結(jié)果，低強混凝土密度為1970kg／m3、彈性模量為100MPa（7d）、抗壓強度標準值為1.2MPa（7d）。最終形成的三層新型復合襯砌結(jié)構試件如圖1b所示。

表1 HDPE管規(guī)格參數(shù)（單位：mm）Tab.1 HDPE Pipe specification parameters（unit：mm）

圖1 復合襯砌結(jié)構斷面示意Fig.1 Schematic diagram of composite lining structure cross-section

1.2 加載方案

試驗加載裝置通過24 點水平徑向加載的方式來模擬外部水土荷載作用，加載點的荷載均作用在復合襯砌結(jié)構外部以構成自平衡系統(tǒng)。24個加載點共分為3 組，單個千斤頂最大能夠提供1000kN的荷載和300mm 的行程［8］，各組千斤頂荷載相同且同步加載。荷載組分別為P1、P2、P3，其中，P1模擬豎向水土壓力，共6 個加載點；P2模擬水平水土壓力，共10 個加載點；P3

模擬拱腰部水土壓力，共8 個加載點，加載裝置和外荷載點位分別如圖2 所示。

圖2 外荷載加載示意Fig.2 Schematic diagram of external load loading

根據(jù)試驗目的，通過對復合襯砌結(jié)構施加頂部超載的方式以模擬隧道埋深21m 下的超載極限工況，設計工況的試驗荷載P1、P2、P3通過內(nèi)力等效原則由結(jié)構實際荷載工況計算得出，荷載制度分為三個階段。第①階段為設計加載階段，逐級增大P1、P2、P3至設計工況的標準組合值和基本組合值；第②階段為被動土壓力調(diào)整階段，為模擬結(jié)構的更不利狀況，將P2調(diào)整至被動土壓力275kN［9］，該過程中保持P1不變、P3＝（P1＋P2）／2；第③階段為超載階段，繼續(xù)增大P1直至結(jié)構達到極限狀態(tài)，過程中保持P2＝275kN、P3＝（P1＋P2）／2。加載制度如圖3所示。

圖3 加載制度Fig.3 Loading system

1.3 測試方案

根據(jù)試驗目的，結(jié)合有限元初步分析結(jié)果，為研究復合襯砌結(jié)構的管片應力狀況、結(jié)構剛度水平、管片縱縫處響應、填充層及內(nèi)襯應力狀況等方面，在結(jié)構響應顯著位置、特征點處以及縱縫附近等重點位置具有針對性地進行試驗測點布置（圖4）：（1）在襯砌環(huán)頂部、底部和腰部等位置布置位移傳感器，以監(jiān)測結(jié)構收斂變形的變化；（2）在結(jié)構關鍵位置處布置主筋應變和管片混凝土表面應變測點；（3）在管片縱縫處布置電子位移傳感器，以監(jiān)測縱縫張開量和閉合量的變化；布置螺栓應變測點，以監(jiān)測螺栓受力情況；（4）在結(jié)構關鍵位置及縱縫處的填充層混凝土上端面布置應變片，以監(jiān)測填充層應力狀況。

圖4 測點布置Fig.4 Layout of measurement points

2 試驗結(jié)果分析

2.1 整體破壞情況

在超載工況加載下，盾構隧道復合襯砌結(jié)構的管片本體與縱縫、填充層混凝土、層間界面等位置逐步發(fā)生破壞，直至廣義荷載P＝P1-P2達到335kN，結(jié)構到達承載力極限狀態(tài)。在該過程中，結(jié)構的整體破壞情況如下：

（1）管片破壞主要集中在各條縱縫處、頂?shù)缀脱勘倔w位置，頂部10°和350°、底部146.25°和213.75°縱縫處管片受壓裂縫逐步發(fā)展為外弧面壓碎，出現(xiàn)大面積外皮脫落和混凝土掉塊；腰部78.75°和213.75°縱縫處管片內(nèi)弧面出現(xiàn)局部壓碎現(xiàn)象，外弧面出現(xiàn)顯著的受拉裂縫（圖5）。

圖5 管片外弧面破壞情況Fig.5 Failure of the outer curved surface of the pipe segment

（2）頂部10°和350°、底部146.25°和213.75°縱縫位置填充層混凝土出現(xiàn)拉剪破壞，腰部78.75°和213.75°縱縫位置出現(xiàn)填充層混凝土的壓剪破壞（圖6）。

圖6 復合襯砌結(jié)構上端面破壞情況Fig.6 Failure of the upper end face of the composite lining structure

（3）三層襯砌結(jié)構的層間界面普遍出現(xiàn)剝離與滑移，具體破壞情況見2.4 節(jié)。

（4）HDPE 管除產(chǎn)生收斂變形外，基本未出現(xiàn)明顯破壞。

2.2 結(jié)構收斂變形

如圖7 所示，盾構隧道復合襯砌結(jié)構在外荷載作用下呈現(xiàn)“橫鴨蛋”變形，即頂部和底部向內(nèi)側(cè)變形、兩側(cè)腰部向外側(cè)擴張。在加載初期，復合結(jié)構基本處于彈性階段，結(jié)構收斂變形增速較??；當廣義荷載達到280kN時，頂部350°縱縫附近兩層界面出現(xiàn)剝離裂縫且有進一步脫開的趨勢，同時填充層混凝土出現(xiàn)徑向受拉裂縫，結(jié)構整體性下降；當廣義荷載達到310kN時，頂部和腰部的兩層界面已基本完全脫開，復合襯砌結(jié)構喪失協(xié)調(diào)變形狀態(tài)，同時填充層出現(xiàn)多條裂縫，結(jié)構收斂變形大幅增加；隨后，管片縱縫逐步發(fā)生破壞，產(chǎn)生四個以上的塑性鉸而到達極限狀態(tài)，最終結(jié)構頂?shù)资諗孔冃?79.1mm、腰部收斂變形209.8mm。

圖7 結(jié)構收斂變形量變化曲線Fig.7 Structural convergence deformation variation curve

2.3 填充層混凝土應變

為監(jiān)測填充層混凝土在復合襯砌結(jié)構中的受力狀況，在關鍵位置和管片縱縫對應位置的上端面布置填充層應變測點。由2.1 節(jié)可知，填充層混凝土受拉裂縫主要集中在頂?shù)卓v縫對應位置，受壓破壞主要集中在腰部縱縫對應位置。對于頂部350°縱縫處填充層混凝土，如圖8a 所示，內(nèi)側(cè)應變測點始終呈現(xiàn)拉應變、外側(cè)應變測點先受壓后受拉。當廣義荷載達到320kN后，該處填充層混凝土拉應變突增并逐漸發(fā)展至極限拉應變，與圖8b 中該處混凝土拉剪破壞起始于內(nèi)側(cè)、逐漸發(fā)展至外側(cè)的“V 字”型裂縫趨勢相一致，底部縱縫處填充層破壞情況具有類似的特征。

圖8 350°縱縫處填充層混凝土破壞情況Fig.8 Concrete failure of the filling layer at the 350° longitudinal joint

對于腰部78.75°縱縫處填充層混凝土，如圖9a 所示，填充層混凝土內(nèi)側(cè)受壓、外側(cè)受拉，當廣義荷載達到310kN后，內(nèi)側(cè)混凝土壓應變突變性減小、外側(cè)混凝土拉應變突變性增大，與如圖9b所示的該處混凝土內(nèi)側(cè)出現(xiàn)壓剪破壞、外側(cè)受拉開裂的現(xiàn)象相一致。

圖9 78.75°縱縫處填充層混凝土破壞情況Fig.9 Concrete failure of the filling layer at the 78.75° longitudinal joint

2.4 界面破壞情況

由于三層襯砌復合結(jié)構層間界面未做特殊處理，界面依靠新-老混凝土自粘結(jié)作用能夠傳遞較小的拉力和剪力作用，在破壞過程中較早出現(xiàn)界面剝離裂縫（P＝280kN），并逐漸發(fā)展為界面脫開與滑移。如圖10 所示，極限狀態(tài)下，頂部和底部縱縫兩側(cè)、腰部縱縫附近以及底部180°附近界面均出現(xiàn)較大程度脫開，具體表現(xiàn)為：（1）頂部和底部縱縫處填充層-內(nèi)襯界面在正對縱縫處貼緊、兩側(cè)各20°范圍內(nèi)脫開程度逐漸增大，且顯著大于管片-填充層界面，最大間隙超過1cm；（2）底部界面脫開基本集中在180°兩側(cè)的填充層-內(nèi)襯界面，管片-填充層界面基本貼緊；（3）腰部縱縫處管片-填充層界面脫開程度顯著大于填充層-內(nèi)襯界面，范圍約兩側(cè)各20°，且正對縱縫處脫開程度最大。

圖10 復合襯砌結(jié)構界面剝離與脫開情況Fig.10 Interface peeling and detachment of composite lining structure

3 復合襯砌結(jié)構破壞機理

3.1 結(jié)構破壞鏈

結(jié)合前文主要試驗結(jié)果，總結(jié)出如圖11 所示的復合襯砌結(jié)構在極限工況下的破壞過程，結(jié)構破壞鏈具體如下：

圖11 復合襯砌結(jié)構破壞過程曲線Fig.11 Failure process curve of composite lining structure

（1）P＝142kN，頂部350°縱縫附近填充層混凝土受拉開裂（性能點①）；（2）P＝280kN，頂部350°縱縫附近管片-填充層界面出現(xiàn)剝離裂縫，兩層界面均有進一步脫開的趨勢（性能點②）；（3）P＝310kN，頂?shù)撞亢脱康膬蓪咏缑娉霈F(xiàn)較大程度脫開，結(jié)構失去協(xié)同受力的狀態(tài)，結(jié)構整體剛度大幅下降（性能點③）；（4）P＝320kN，管片腰部外弧面受拉開裂（性能點④），頂部350°縱縫對應填充層混凝土受拉破壞、螺栓屈服，結(jié)構開始產(chǎn)生第一個塑性鉸（性能點⑤）；（5）P＝325kN，頂部10°縱縫對應填充層混凝土受拉破壞、外弧面壓碎且螺栓屈服，產(chǎn)生第二個塑性鉸（性能點⑥）；腰部78.75°和281.25°縱縫對應的填充層混凝土受壓破壞、管片內(nèi)弧面壓碎，產(chǎn)生第三、四個塑性鉸（性能點⑦、⑧），結(jié)構基本喪失承載能力。

三層襯砌復合結(jié)構的破壞過程可以分為彈性階段（①～②）、彈塑性階段（③～⑧）和塑性階段（⑧～），彈性極限點②中復合襯砌結(jié)構兩層界面出現(xiàn)顯著剝離裂縫，結(jié)構彈性變形特征喪失而進入彈塑性階段；隨后，復合襯砌結(jié)構逐步產(chǎn)生四個以上的塑性鉸，最終變?yōu)榭勺儥C構，達到彈塑性極限點⑧。

從三層結(jié)構受力角度來看，可以將其破壞過程分為協(xié)調(diào)變形階段（①～②）和各自承載階段（③～）。在荷載水平較低時，各層結(jié)構基本能夠保持協(xié)調(diào)變形狀態(tài)，強度較低的填充層混凝土較早產(chǎn)生受拉裂縫。此后，較弱的管片-填充層界面出現(xiàn)剝離裂縫，且脫開范圍逐漸擴大，復合襯砌的受力模式轉(zhuǎn)變?yōu)橛晒芷袚夂奢d作用、填充層和內(nèi)襯承擔非協(xié)調(diào)變形產(chǎn)生的被動作用。在此過程中，縱縫張開、螺栓應變、填充層應變等均迅速增大，管片各縱縫張開閉合量和螺栓應變在廣義荷載達到280kN 后變化速率增大（圖12、圖13）。進入各自承載階段后，如圖12 所示，頂部、腰部和底部縱縫相繼出現(xiàn)內(nèi)外弧面壓碎現(xiàn)象；如圖13 所示，廣義荷載達到320kN 和325kN時，頂部和腰部縱縫螺栓分別達到屈服應變。同時，填充層在縱縫處出現(xiàn)壓剪或拉剪破壞，復合襯砌結(jié)構在幾級荷載內(nèi)達到極限狀態(tài)，HDPE管由于較早脫開而未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象。

圖12 縱縫外弧面張開量變化曲線Fig.12 Variation curve of the opening amount of the outer arc surface of the longitudinal joint

圖13 縱縫螺栓應變變化曲線Fig.13 Strain change curve of longitudinal joint bolt

3.2 填充層破壞機理分析

從結(jié)構破壞過程可以看出，縱縫處填充層為結(jié)構的薄弱位置。如圖14 所示，頂部和底部縱縫附近的填充層混凝土首先在內(nèi)側(cè)出現(xiàn)徑向受拉裂縫（P＝142kN），隨著兩層界面環(huán)向裂縫和脫開的逐漸發(fā)展，三層襯砌復合結(jié)構失去協(xié)調(diào)變形狀態(tài)，主要由外襯管片承受外荷載的作用、填充層混凝土在外襯管片變形和HDPE 管約束下發(fā)生被動變形。頂?shù)卓v縫兩側(cè)的管片由于內(nèi)弧面張開、外弧面閉合而發(fā)生的向兩側(cè)的轉(zhuǎn)動變形，將填充層混凝土沿徑向受拉裂縫向兩側(cè)拉裂（P＝320kN）。同時受拉裂縫附近的填充層-HDPE 管界面在破壞過程中存在貼緊區(qū)域，因此界面存在粘結(jié)剪應力，最終頂部和底部縱縫處填充層混凝土發(fā)生“V字”型的拉剪破壞（P＝325kN）。

圖14 頂?shù)撞靠v縫附近填充層混凝土破壞過程Fig.14 Failure process of the filling layer concrete near the top and bottom longitudinal joints

從受力角度進行分析，根據(jù)設計工況基本組合值作用下復合襯砌結(jié)構內(nèi)力分布的數(shù)值結(jié)果，正彎矩縱縫變形引起的剛度差異導致內(nèi)外襯應力出現(xiàn)重分布，縱縫處外襯內(nèi)力突變性減小、填充層內(nèi)力突變性增大。如圖15 所示，填充層混凝土內(nèi)弧面拉應力在頂?shù)卓v縫處出現(xiàn)局部集中，該處即為極限工況下受拉裂縫發(fā)展最為嚴重的位置；頂?shù)卓v縫附近填充層混凝土外弧面局部受壓作用，且在縱縫處出現(xiàn)壓應力的突增，極限工況下該處出現(xiàn)填充層混凝土的局部壓碎。

圖15 填充層應力分布Fig.15 Stress distribution of the filling layer

腰部縱縫附近的填充層混凝土破壞過程如圖16 所示，首先于管片-填充層界面出現(xiàn)環(huán)向剝離裂縫，并逐漸發(fā)展出填充層混凝土的徑向受拉裂縫（P＝310kN）。隨著兩層界面的剝離裂縫和脫開的發(fā)展，復合襯砌結(jié)構失去協(xié)調(diào)變形狀態(tài)。腰部縱縫外弧面張開、內(nèi)弧面閉合的變形特征使得縱縫兩側(cè)管片向內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)動，進而造成中間位置填充層混凝土的局部壓碎（P＝320kN），最終負彎矩縱縫處填充層混凝土發(fā)生壓剪破壞（P＝325kN）。

圖16 腰部縱縫附近填充層混凝土破壞過程Fig.16 Failure process of the filling layer concrete near the longitudinal joint of the waist

從受力角度進行分析，負彎矩縱縫變形同樣導致管片剛度降低，進而出現(xiàn)縱縫處外襯內(nèi)力突變性減小、填充層內(nèi)力突變性增大的趨勢。如圖15 所示，設計工況荷載作用下，腰部縱縫處填充層混凝土內(nèi)弧面出現(xiàn)壓應力的局部集中，對應于極限工況下內(nèi)弧面的壓剪破壞；外弧面承受拉應力作用，且在縱縫處出現(xiàn)突變性增大，與該處受拉裂縫起始于填充層外側(cè)相一致。

3.3 界面破壞機理分析

復合襯砌結(jié)構的界面剝離與脫開源自于界面抗拉和抗剪強度的不足，本質(zhì)上是由內(nèi)外襯的非協(xié)調(diào)變形導致的。如圖17a 所示，頂部和底部處的縱縫轉(zhuǎn)動變形使得管片-填充層界面呈現(xiàn)靠近縱縫處貼緊、向兩側(cè)逐漸脫開的趨勢，填充層-HDPE內(nèi)襯界面脫開則主要出現(xiàn)在縱縫兩側(cè)。如圖17b所示，腰部處縱縫內(nèi)弧面張開、外弧面閉合的變形使得管片-填充層界面呈現(xiàn)考慮縱縫處脫開、向兩側(cè)逐漸貼緊的分布形式，填充層-HDPE內(nèi)襯界面脫開主要出現(xiàn)在正對縱縫處。

圖17 縱縫附近界面破壞情況Fig.17 Interface failure near the waist

根據(jù)文獻［11］中建立的如式（1）、式（2）所示的界面徑向應力、剪切應力與內(nèi)襯內(nèi)力之間的關系，界面徑向應力主要受內(nèi)襯正應力和剪應力變化率的影響，界面剪切應力主要受內(nèi)襯正應力變化率的影響。如圖18 所示，根據(jù)設計工況荷載下復合襯砌結(jié)構界面徑向應力的數(shù)值計算結(jié)果，由于填充層在管片縱縫處出現(xiàn)彎矩、軸力和剪力的突變，界面徑向應力和剪切應力同樣出現(xiàn)突變，頂?shù)卓v縫處正對位置界面壓應力突變性增大、兩側(cè)位置界面拉應力突變性增大；腰部縱縫處界面應力則呈現(xiàn)相反的分布趨勢，界面剪應力則在縱縫處普遍出現(xiàn)突變性增大，變化范圍在縱縫兩側(cè)15°左右。隨著復合襯砌結(jié)構受力程度的增大，管片縱縫變形引起內(nèi)外襯的非協(xié)調(diào)變形更加顯著，頂部和底部等位置出現(xiàn)界面拉應力，界面應力分布趨勢逐漸發(fā)展為上述界面破壞情況。

圖18 管片-填充層界面徑向應力分布數(shù)值結(jié)果Fig.18 Numerical results of radial stress distribution at the segment fill layer interface

式中：σr、τ′分別為界面徑向應力、剪切應力，σ、τ分別為內(nèi)襯正應力、剪應力；dθ 為內(nèi)襯微段對應的圓心角；R為內(nèi)襯的中心半徑；h為內(nèi)襯的厚度。

4 結(jié)論

通過開展以HDPE雙壁纏繞管作為內(nèi)襯的盾構隧道復合式襯砌結(jié)構極限承載力足尺試驗，得到如下結(jié)論：

1.在頂部超載工況加載下，復合襯砌結(jié)構的破壞過程為：頂部縱縫處填充層混凝土開裂，頂?shù)撞績蓪咏缑鎰冸x裂縫發(fā)展為界面脫開，頂部350°和10°縱縫處填充層受拉破壞、縱縫螺栓屈服，腰部78.75°和281.25°縱縫處填充層混凝土受壓破壞、縱縫內(nèi)弧面壓碎。

2.從受力角度進行分析，復合襯砌結(jié)構的破壞過程分為協(xié)調(diào)變形階段和單獨承載階段，協(xié)調(diào)變形階段內(nèi)外襯聯(lián)合受力，填充層混凝土由于強度較低較早受拉開裂，并與HDPE 管界面剝離；隨著界面剝離裂縫發(fā)展為脫開，復合襯砌結(jié)構整體性較快喪失，管片縱縫對應位置填充層發(fā)生拉剪和壓剪破壞，縱縫及管片本體發(fā)生破壞，結(jié)構在幾級荷載內(nèi)達到承載力極限。HDPE 管除產(chǎn)生收斂變形外，基本未出現(xiàn)明顯破壞，其主要作用為耐腐蝕及提高耐久性，對承載力貢獻有限。

3.復合襯砌結(jié)構的薄弱位置為管片縱縫處、頂部0°、底部180°等位置的界面，以及各縱縫對應位置的填充層混凝土。

4.正負彎矩下各縱縫的轉(zhuǎn)動變形趨勢造成內(nèi)外襯在縱縫處的剛度差異，進而導致內(nèi)外襯應力發(fā)生突變，頂?shù)撞靠v縫處填充層混凝土普遍出現(xiàn)拉剪破壞，腰部縱縫處填充層混凝土普遍出現(xiàn)壓剪破壞。

5.復合襯砌結(jié)構縱縫處界面破壞源自于內(nèi)外襯的非協(xié)調(diào)變形引起的剛度差異，內(nèi)外襯應力突變導致界面拉應力和剪應力突變，頂?shù)卓v縫處界面破壞集中在縱縫兩側(cè)，腰部縱縫處界面破壞則集中在縱縫正對處。