整體式中隔墻連拱隧道模型試驗及現(xiàn)場監(jiān)測

邱長林，劉 彬，何林生，馮守中

（1.天津大學 建工學院，天津 300072；2.重慶交通科研設計院，重慶 400067；3.上海朗琪土木工程技術(shù)有限公司，上海 200437）

1 引 言

與一般的分離式獨立隧道相比，連拱隧道具有空間利用率高、占地面積少、利于洞口位置的選擇、與洞外線路連接方便等優(yōu)點，因此，特別適用于洞口地形狹窄的山區(qū)中、短隧道[1]。但由于連拱隧道跨度較大，施工工序復雜，開挖與支護交錯進行，使得圍巖應力變化和支護荷載轉(zhuǎn)換變得尤為頻繁，因此，連拱隧道的施工力學特性非常復雜。特別是作為連拱隧道中特有的中隔墻，由于承受左、右隧道拱部傳遞來的荷載，在施工過程中要受到兩主洞交替開挖和支護等工序的多次擾動，導致施工過程中受力和變形極為復雜，因此，保證中隔墻穩(wěn)定是確保連拱隧道安全的關(guān)鍵。

為了確保連拱隧道的安全，研究人員采用理論和試驗等多種方法來研究其施工力學特性。由于隧道工程的復雜性、隱蔽性以及地下工程理論的局限性，目前理論分析還無法完全模擬隧道的實際施工過程，因此，模型試驗和現(xiàn)場監(jiān)測是研究隧道工程最可靠的研究手段。通過模型試驗，吳夢軍等[2]研究了連拱隧道在不同開挖方案下的施工動態(tài)過程；周生國等[3]研究了黃土連拱隧道施工時的位移情況；肖林萍等[4]研究了3種施工方法情況下連拱隧道的位移、二襯應力等，但未給出時程變化曲線；劉濤等[5－6]研究了全斷面開挖過程中連拱隧道洞室的應力和位移；來弘鵬等[7]研究了不同側(cè)壓力系數(shù)下曲中墻連拱隧道的力學特征。由于模型尺寸的限制，在模型試驗中研究中隔墻應力非常困難，因此，現(xiàn)場監(jiān)測是中隔墻應力研究的最有效手段。為此，王軍等[8]對三導洞施工方法的中隔墻應力狀態(tài)進行了監(jiān)測分析；申玉生等[9]對偏壓連拱隧道圍巖變形及中隔墻等進行了相關(guān)監(jiān)測與分析；葉飛等[10]介紹了連拱隧道的監(jiān)測方法，并給出一中隔墻現(xiàn)場監(jiān)測及分析的實例；左昌群等[11]監(jiān)測了中隔墻在隧道開挖后的應力與應變情況；曾勝等[12]、雷金山等[13]在 3層直中墻連拱隧道中墻內(nèi)力監(jiān)測分析的基礎上，進行了穩(wěn)定性評價；曾憲營等[14]對中隔墻頂部壓力進行了監(jiān)測，并與理論分析結(jié)果進行了對比；茍德明等[15]對中墻內(nèi)力及墻頂、墻底壓力進行測試，提出了復合式曲中墻的最大應力狀態(tài)和時間；王祥秋等[16]對淺埋偏壓雙連拱隧道三導洞法信息化施工中中墻應力等進行了監(jiān)測與分析；周丁恒等[17]對不同開挖工序?qū)\埋大斷面大跨度連拱隧道支護體系及中隔墻受力的空間影響進行了分析與研究。但以上文獻均未對各施工步驟對整體式連拱隧道位移和中隔墻應力的影響進行分析研究。

本文結(jié)合實際工程，充分利用模型試驗和現(xiàn)場研究的優(yōu)點，分別研究整體式連拱隧道在開挖過程中的位移和中隔墻的應力變化過程?；谘芯拷Y(jié)果，對軟弱圍巖條件下各個施工步驟對連拱隧道位移和中隔墻應力的影響進行了詳細的分析，為支護體系和施工的優(yōu)化提供依據(jù)，進而指導現(xiàn)場施工，并為相似工程提供參考。

2 工程簡介

大老地隧道為江西省高速公路上一座上下行合建的四車道整體式中隔墻連拱隧道，隧道建筑限界凈寬為22.3 m，凈高為5.0 m，隧道全長280 m，最大埋深為80 m。

該隧道基巖為寒武系變質(zhì)巖，由硅質(zhì)巖、粉砂質(zhì)板巖組成，根據(jù)巖石風化及裂隙發(fā)育程度，可劃分為全、強、弱、微風化4層。本次研究針對強風化層和弱風化層圍巖段，其基本性質(zhì)如表1所示。

該工程的設計斷面和施工工序如圖1所示。設計參數(shù)如表2所示。施工方法采用中導正洞臺階法。

表1 圍巖基本物理、力學參數(shù)Table 1 Physico-mechanical parameters of surrounding rocks

圖1 隧道設計斷面及施工步驟圖(單位: cm)Fig.1 Designed section and construction sequence(unit: cm)

表2 襯砌支護參數(shù)表Table 2 Parameters of lining supports

3 室內(nèi)模型試驗

3.1 試驗系統(tǒng)

試驗采用重慶交通科研設計院研發(fā)的“公路隧道與圍巖綜合試驗系統(tǒng)”[2]。該系統(tǒng)采用“先加載，后開挖”的分級加載方法，使實驗室中模型開挖方法與隧道現(xiàn)場施工過程完全一致。

該系統(tǒng)由四大子系統(tǒng)組成，即外加載子系統(tǒng)、內(nèi)加載子系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集及分析子系統(tǒng)、相似模型制作子系統(tǒng)，其基本原理如圖2所示。其中，外加載子系統(tǒng)提供外部加載約束反力，用以模擬公路隧道圍巖的邊界條件。內(nèi)加載子系統(tǒng)包括內(nèi)部加載部分和位移測量部分，通過內(nèi)部向模型施加荷載并逐級釋放該荷載來模擬圍巖的初始狀態(tài)以及隧道的開挖步序。

圖2 模型試驗原理圖Fig.2 Schematic diagram of model experiment

3.2 模型材料

在模型試驗中，要求模型制作材料必須滿足相似定律，即相似現(xiàn)象的相似指標等于1，在實際模型試驗中，一般取相似指標接近于1。隧道開挖過程力學模型一般要求相似材料的相似指標與CE/Cσ等于1，其中Cσ、CL、Cγ、CE分別為應力、幾何、重力和彈性模量的相似系數(shù)。

本試驗的相似材料選用中砂作為骨料，采用石膏、32.5級普通硅酸鹽水泥、膨潤土作為膠結(jié)料。為了使模型材料滿足相似定律，需要選取合適的配合比。為此需把原材料按照不同的配合比進行混合，經(jīng)過多次搗實、壓密制作成模型材料試件。該試件經(jīng)相對濕度為80%～90%的室內(nèi)養(yǎng)護14 d，然后進行物理力學指標測試。根據(jù)各配合比的相似程度，最后采用的模型材料的各配比及其主要物理力學參數(shù)如表3所示。根據(jù)表1、3可得到V類圍巖模型的Cσ、Cγ和CE分別為42.31、1.07和42.55，IV類圍巖模型的Cσ、Cγ和CE分別為46.15、1.17和46.44。由于CL為42.50，因此，模型試驗的相似指標與CE/Cσ分別為0.93和1.01。

表3 相似材料主要物理、力學參數(shù)Table 3 Physico-mechanical parameters of experimental materials

3.3 開挖方案模擬

整個模型尺寸為240 cm×160 cm×110 cm，沿軸向共分為12個開挖斷面。每一個斷面內(nèi)加載系統(tǒng)共分5塊傳力板，如圖2所示，每一塊傳力板卸載模擬相應位置的開挖，因此，每一個斷面的開挖均分5步，而核心土及仰拱的開挖未予模擬，初期支護及臨時支護等因系統(tǒng)無法模擬而未予考慮。中隔墻的施作是在所有中導洞開挖結(jié)束后，采用給中間傳力板3加荷的方式進行模擬，施加的荷載為原內(nèi)力系統(tǒng)的80%。整個中隔墻施工結(jié)束后進行各個斷面其他部分的開挖，上臺階開挖超前3個斷面。

3.4 試驗步驟

（1）根據(jù)確定的相似材料最佳配比，準備原材料，分層搗實成相似模型試件，并在制作過程中安裝好內(nèi)加載系統(tǒng)。

（2）將相似模型試件置于通風干燥地方風干。當模型試件干燥度與配比試驗干燥度相當時，牽引試件就位，并安裝外加載系統(tǒng)。

（3）分別將內(nèi)、外加載系統(tǒng)分級加載，加載完成并穩(wěn)定1 h后啟動數(shù)據(jù)采集及分析系統(tǒng)，測試各斷面各測點位移計初始位移。由于構(gòu)造應力場的復雜性，本模型試驗中外荷載只模擬上覆巖體的重力所引起的重力應力場。根據(jù)大老地隧道的實際工程地質(zhì)條件和埋深，V類圍巖原巖應力的取值在豎向和水平向分別為0.693 MPa和0.283 MPa，Ⅳ類圍巖原巖應力的取值在豎向和水平向分別為1.219 MPa和0.428 MPa。

（4）根據(jù)模擬的開挖方案，分別按模擬順序釋放內(nèi)加載系統(tǒng)荷載，以模擬各斷面開挖（分部開挖），并記錄測量結(jié)果。

3.5 試驗結(jié)果分析

圖3為V、Ⅳ類圍巖隧道中間斷面開挖段的沉降曲線圖。從圖中可以看出，在連拱隧道左右兩洞開挖過程中，任一斷面的頂點位移都會在本隧道掌子面和相鄰隧道掌子面臨近本斷面時有一個急劇增加階段，因此，隧道頂點位移-歷時曲線總體形狀呈S形。V類圍巖最大位移為0.62 mm（對應原型位移為26.4 mm），Ⅳ類圍巖最大位移為0.58 mm（對應原型位移為24.6 mm）。最大位移均發(fā)生在后掘隧道的頂部，因此，在施工過程中應特別加強對后掘進主洞圍巖穩(wěn)定的控制。

從圖3中還可以看出，先掘進主洞施工時，后掘進主洞測點位移均發(fā)生變化，同樣后掘進主洞施工時，先掘進主洞圍巖位移也發(fā)生變化，說明兩主洞施工時，會對圍巖相互擾動，彼此引起另一洞室圍巖產(chǎn)生附加位移。但各個測點都是在開挖當前斷面時位移發(fā)生量最大，特別是當前斷面上臺階開挖導致的位移量最大。開挖當前斷面導致的位移量一般為測點最終位移的40%以上。

圖3 隧道中間斷面位移-時間曲線Fig.3 Displacement-time curves of middle section

隧道開挖的空間效應，對于分離式公路隧道，其影響范圍一般為工作面前約1倍洞跨到工作面后2～3倍洞跨。而對于連拱隧道，從各位移-歷時曲線的形狀與走向可知，因左、右洞施工對圍巖的相互擾動，其影響范圍較分離式隧道大，特別是后掘進主洞開挖對圍巖位移的影響范圍達開挖面前后的3倍洞跨以上。

圖3還表明，先掘隧道和后掘隧道都會使中隔墻產(chǎn)生位移，但是后掘隧道引起中隔墻的位移要大于先掘隧道引起的位移，因此，后掘隧道會使中隔墻出現(xiàn)更大的應力增量。

4 中隔墻應力現(xiàn)場監(jiān)測

4.1 中隔墻應力監(jiān)測方法

現(xiàn)場采用振弦式鋼筋應力計來測量中隔墻中鋼筋的應力。在現(xiàn)場試驗段共選取了兩個測試斷面，位置分別為K120+015和K120+050，圍巖類別分別為Ⅳ類和V類，對應的埋深分別為45 m和19 m。每一個斷面在中隔墻左、右兩側(cè)的上、下部共4個位置分別布置鋼筋應力計，如圖4所示。

圖4 鋼筋應力計監(jiān)測位置布置圖Fig.4 Reinforcement stress measurement position

4.2 中隔墻應力監(jiān)測結(jié)果分析

圖5為兩個監(jiān)測斷面處鋼筋應力變化曲線，以壓應力為正值。該應力不包含中隔墻的自重。從圖中可以看出，中隔墻受到的應力基本上為壓應力，且中隔墻不同高度處的應力分布不相同，這主要是由于受到中隔墻頂部回填區(qū)域的影響，導致中隔墻靠近頂部的區(qū)域中間應力集中，兩側(cè)的應力比較小。

圖5 中隔墻鋼筋應力-時程曲線Fig.5 Reinforcement stresses-time curves of middle-wall

（1）圖5表明，在中隔墻澆筑完畢后，在開挖掌子面到達影響范圍前，中隔墻中各個位置都有一定的應力增長過程，如K120+015斷面在15 d前、K120+050斷面在11 d前。由于左、右洞室的開挖位置離該監(jiān)測位置的距離為100余米以上，因此，這一部分的應力增長與左、右隧道的開挖無關(guān)，而是由于中導洞開挖后圍巖的流變特性導致的，此部分應力增量在各個位置處比較均勻。

（2）先掘隧道上臺階開挖。從圖中可以看出，當右隧道上臺階開挖時，中隔墻左底部的鋼筋應力急速增加，而右底部的鋼筋應力卻相應的減小，即右隧道的上臺階開挖將導致中隔墻產(chǎn)生不對稱應力，如K120+015斷面下左位置和下右位置的鋼筋應力在第45 d時分別為23.8 MPa和7.0 MPa。對于K120+050斷面，由于第64 d時處理別處坍塌而停止施工，導致該位置處的應力在該天后停止增長。但K120+015和K120+050位置處中隔墻右上的應力變化不同，其中K120+015右上部的應力在此階段減小，而K120+050右上部的應力增加，經(jīng)分析認為，是鋼拱架在該中隔墻頂部局部應力集中造成的。

（3）先掘隧道下臺階開挖。由圖6可知，當右隧道下臺階開挖時，由于該位置處中導洞鋼支撐炸開及右隧道初襯底部失去支撐，中隔墻下左位置的應力先降低，然后當仰拱剛度足夠后，臨時支撐又逐漸發(fā)揮作用，如K120+015斷面的第107 d，此時下左位置應力開始增加，但其導致的應力增加量相對上臺階開挖導致的應力增加量小。該部位的開挖對中隔墻下右位置的應力基本沒有影響。而K120+050斷面由于和左隧道上臺階開挖重合，因此，其影響和左隧道上臺階開挖導致的影響疊加，但是從其變化的梯度也可以看出該規(guī)律。

（4）后掘隧道上臺階開挖。當左隧道上臺階開挖時，中隔墻中鋼筋的應力都有增加，其中下右部的鋼筋應力增加非常大，而下左邊的鋼筋應力增加相對較小，如在K120+015斷面中，從該位置處左隧道上臺階開挖即第140 d開始到左下臺階開挖以前，下右位置的鋼筋應力最大增量為16.7 MPa，下左位置的鋼筋應力最大增量為2.1 MPa。

（5）后掘隧道下臺階開挖。當左隧道下臺階開挖時，由于中導洞鋼支撐的切除以及左隧道初襯底部支撐點的移除，中隔墻所有位置的應力先是降低，然后隨著仰拱混凝土強度的增加，兩側(cè)鋼筋應力都開始增加，其中右側(cè)鋼筋應力增加較大，而左側(cè)鋼筋應力增加較小。與上臺階開挖導致的應力變化相比，下臺階的開挖導致的影響較小。

（6）二襯的澆筑。先掘隧道側(cè)二襯的澆筑對中隔墻的應力基本上沒有什么影響。后掘隧道側(cè)的二襯澆筑時由于二襯模架的支撐作用先導致中隔墻各個部位應力降低，又由于模架的撤走使中隔墻各個部位應力有所增加。

從圖5還可以看出，中隔墻下左側(cè)的鋼筋應力在整個施工過程都大于下右側(cè)鋼筋應力，這個差值是由右隧道（先掘隧道）的開挖導致的。K120+015斷面由于左右隧道開挖超前較大，導致中隔墻中的該差值一直發(fā)展直到后掘隧道的施工，甚至導致下右位置在121～140 d之間出現(xiàn)拉應力，這將嚴重影響中隔墻的穩(wěn)定性，因此，在實際施工時需要合理安排兩主隧道之間超前開挖距離。

總之，通過以上分析可知，連拱隧道主洞的開挖將引起中隔墻另一側(cè)產(chǎn)生較大的應力增加，而本側(cè)應力的增加較小，甚至會降低，且上臺階的開挖影響較大。

4.3 中隔墻內(nèi)力分析

假定中隔墻某一高度處沿寬度方向的應力為線性分布，則可以得到沿隧道縱向單位長度中隔墻所受到的荷載和彎矩。由于中隔墻頂部受到回填的影響，該處存在應力集中現(xiàn)象，當作線性假設計算時將與實際值存在較大的偏差，因此只取各個斷面下部位置處的內(nèi)力進行分析。兩個斷面的軸力和彎矩隨時間的變化分別如圖6、7所示，其中荷載以壓力為正，彎矩以向右側(cè)隧道偏轉(zhuǎn)為正。由于荷載和位移的對應關(guān)系，圖6中的荷載變化規(guī)律與圖3中的中隔墻位移曲線一致，這也說明了模型試驗的可靠性。

圖6 中隔墻荷載-時間變化曲線Fig.6 Load-time curves of middle-wall

圖7 中隔墻彎矩-時間變化曲線Fig.7 Moment-time curves of middle-wall

從圖6、7可以看出，在開挖面到達之前，由于圍巖的流變特性，中隔墻中有軸力的產(chǎn)生，特別是在中隔墻澆筑的初期，也是隧道中導洞開挖后的短時期內(nèi)，中隔墻軸力增加較大，然后逐漸保持穩(wěn)定，而彎矩則一直很小，基本上可以忽略不計，即此時中隔墻受到的荷載左、右對稱。

當右隧道上臺階開挖的掌子面逐漸到達并通過監(jiān)測斷面時，中隔墻的荷載開始增加，同時彎矩也在逐漸增加。該階段的荷載增加量并不顯著，但該階段的彎矩變化非常大。

當右隧道下臺階開挖的斷面逐漸到達并通過監(jiān)測斷面時，中隔墻的內(nèi)力略有增加或保持不變，而中隔墻的彎矩基本不變或稍微有所增加。這一工序?qū)е碌淖兓颠h小于上臺階開挖導致的增加值。

當左隧道上臺階開挖面逐漸到達并通過監(jiān)測斷面時，中隔墻的荷載急劇增加，同時該階段中隔墻的彎矩值有比較大的降低。

當左隧道下臺階開挖面逐漸到達并通過監(jiān)測斷面時，中隔墻的荷載有一定的增加。但與上臺階開挖導致的荷載變化相比，其變化量相對要小一些。同樣，在該階段中隔墻的彎矩也得到了一定的降低。

右側(cè)隧道二襯的澆筑對中隔墻的荷載和彎矩基本沒有影響，而左側(cè)隧道二襯的澆筑先是使中隔墻的荷載和彎矩先是有所降低，然后又有一定的增加。

5 結(jié) 論

（1）隧道頂點位移-歷時曲線總體形狀呈S形，最大位移發(fā)生在后掘隧道的頂部。

（2）兩主洞施工時，彼此引起另一洞室圍巖產(chǎn)生附加位移，但本洞當前斷面開挖時導致的位移發(fā)生量最大。

（3）中隔墻不同高度處的應力不均勻。

（4）主洞室的開挖將使中隔墻另一側(cè)應力增加較大，而本側(cè)應力增加較小，甚至降低，且上臺階的開挖對中隔墻應力的影響要大于下臺階開挖對中隔墻應力的影響。

（5）先掘隧道的開挖主要導致中隔墻產(chǎn)生由先掘隧道向后掘隧道側(cè)偏移的彎矩，荷載增量較??；后掘隧道的開挖會導致中隔墻的荷載急劇增加的同時彎矩急劇降低。因此，為了減低中隔墻中不對稱荷載的發(fā)展，施工過程中要注意合理安排兩側(cè)隧道開挖的超前量。

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