拱合(拱合刑冲)

非对称连拱隧道非对称中隔墙施工力学行为研究

摘 要：为研究非对称连拱隧道中非对称中隔墙在施工过程中的力学特性，以湖南省塞子界隧道为工程背景，基于普氏平衡理论，分析了中隔墙的受力特点和偏转机制；建立MIDAS/GTS三维数值模型，模拟分析不同形式的中隔墙在施工过程中位移和应力的变化规律，对比分析了隧道施工监测数据与数值模拟数据。研究结果表明：在非对称连拱隧道(左侧大洞径隧道、右侧小洞径隧道)中，中隔墙会向大洞径隧道发生偏移，且发生逆时针偏转；以中导洞中心线对称，减小小洞径隧道侧中隔墙厚度，使小洞径隧道侧中隔墙厚度小于大洞径隧道侧中隔墙厚度时，左右隧道拱顶沉降均减少，中隔墙下墙角处竖向位移、中隔墙中心线顶点和中隔墙墙底中点水平位移均减小，中隔墙上墙角受力情况更良好，整体偏转幅度更小，稳定性更高，但非对称中隔墙整体厚度减小量应适量。

关键词：非对称连拱隧道;中隔墙;工程监测;数值模拟;

近年来，连拱隧道结构因其有避免洞口分幅、保持路线线形流畅、占地少、地下空间利用率高、有利于环境保护、适应城市发展等诸多优点，使得连拱隧道在公路隧道及城市隧道中常被采用。而中隔墙作为连拱隧道最重要的受力结构，是连拱隧道设计和施工的重点，其在施工过程中的变形和受力情况非常复杂，其稳定性直接决定施工期的结构安全，还会影响到后期隧道的运营安全。而其中非对称连拱隧道中隔墙变形和受力情况相较于对称连拱隧道更为复杂，这使得确定合理的中隔墙形式以及尺寸变得更加困难，而目前尚无相应的设计、施工技术规范和标准可循。因此，研究非对称连拱隧道不同形式的中隔墙在施工过程中的稳定性具有重要的意义。

吴梦军等[1]通过对两种形状的复合式中墙进行数值模拟进行对比分析，并对中隔墙厚度进行优化。杨果林等[2,3]基于监控量测数据，研究了连拱隧道复合式曲中墙在隧道开挖过程中的承载特性和中隔墙在施工过程中的应力变化规律。郑宗溪等[4]对某偏压连拱隧道的施工过程进行了数值模拟，获得了不同开挖顺序下中隔墙顶部关键点的应力和变形随施工步的变化规律。曹媛媛等[5]依据雷家台连拱隧道，对比分析了数值模拟值与隧道施工监测数据，得到连拱隧道结构受力特征。李建宇等[6]依据南山路双连拱隧道，从理论分析、三维建模及现场实测数据，分析对称和不对称式中隔墙受力机理和稳定性。但上述研究主要集中在非对称隧道开挖的围岩应力和位移分析、施工工法及开挖顺序优化、中隔墙施工力学分析、大小洞径隧道设计位置等方面，对于非对称连拱隧道的非对称中隔墙稳定性的研究较少。

本文依托湖南省的塞子界非对称连拱隧道，采用MIDAS/GTS有限元软件，模拟非对称连拱隧道实际开挖过程，对比分析了在非对称连拱隧道中对称式中隔墙和非对称式中隔墙两种中隔墙型式的受力和变形规律，为类似条件的非对称连拱隧道中隔墙结构型式的选择提供了更多参考。

塞子界隧道为非对称连拱短隧道，设计长度为208 m, 监测断面桩号为ZK2+595,左洞最大埋深为56.5 m, 净宽为15.8 m, 净高为12.2 m; 右洞最大埋深为58.5 m、净宽为12.8 m、净高为9.8 m; 中隔墙厚2.2 m。上覆土层厚度约为6 m, 下伏基岩为强～中风化板岩。隧道轴线与地形等高线近于垂直，无偏压作用；洞身围岩主要为中风化板岩，节理裂隙较发育，岩体较破碎，工程地质条件相对较差。采用复合曲中墙，隧道开挖采用“中导洞-双侧导洞工法”,其中主洞采取先小洞后大洞的施工顺序[7],具体施工工序见表1。

表1 隧道施工工序 导出到EXCEL

深埋情况下，一般认为连拱隧道的平衡拱有两种极端情况：一种认为中隔墙浇筑效果良好，左右洞分别形成稳定承载拱，先后洞室开挖顺序会影响单侧承载拱；另一种是指当中隔墙顶部回填不紧密时，将会以整体隧道开挖跨径形成承载拱。

深埋连拱隧道围岩压力作用模式介于两种极端状态之间，即由于中隔墙的作用承担了部分极限承载拱下部松散岩土压力，对极限承载拱的形成起到了抑制作用，因此，连拱隧道过程荷载为中隔墙顶部压力、拱部松散压力和开挖过程引起的附加压力之和。

深埋非对称连拱隧道荷载主要包括以下5部分[8],如图1所示。

图1 深埋非对称连拱隧道围岩压力分布 下载原图

(1)中隔墙顶附加均布荷载q1。

(2)基本松散荷载q2。

(3)附加松散围岩荷载q3。

(4)中隔墙顶松散围岩压力荷载q4。

(5)非对称连拱隧道侧向压力可以分解为中隔墙两侧及衬砌两侧的水平压力。

中隔墙墙厚关于中导洞中心线非对称设计，可分为两大类(图2),一类为小洞径隧道侧中隔墙内侧壁到中导洞中心轴距离小于大洞径隧道侧中隔墙内侧壁到中导洞中心线距离(图2(a));另一类为小洞径隧道侧中隔墙内侧壁到中导洞中心距离大于大洞径隧道侧中隔墙内侧壁到中导洞中轴距离(图2(b))。

图2 非对称式中隔墙受力 下载原图

由于这两种情况中隔墙顶点切线与水平线存在夹角，故作用在中隔墙顶部的力除了竖向的压力还包括水平方面的侧压力，竖向压力不会对中隔墙的偏转造成影响，但水平方向的侧压力会使中隔墙发生偏转。同时因大小洞径隧道引起中隔墙的不相等侧向压力也会导致中隔墙偏转。如果因中隔墙不对称而产生的侧压力与因大小洞径隧道而产生的侧向压力方向相同时，两力叠加，将会加大中隔墙的偏转；若两力方向相反，两力将会产生部分抵消，可减少中隔墙的偏转。

为更直观地分析非对称中隔墙在非对称连拱隧道中的受力与位移情况，选取5种方案的中隔墙进行建模分析，分别以中导洞中心线为对称轴，中导洞中心线左侧中隔墙厚度相比于右侧中隔墙厚度：小0.4 m(-0.4)、小0.2 m(-0.2)、相等(0)、大0.2 m(+0.2)、大0.4 m(+0.4),5种方案中隔墙示意如图3所示。

图3 非对称中隔墙形状示意 下载原图

单位：cm

根据隧道实际情况，采用MIDAS/GTS有限元软件对塞子界隧道ZK2+595～ZK2+640段进行建模分析。该段隧道左洞取最大埋深56.5 m,净宽15.8 m、净高12.2 m;右洞取最大埋深58.5 m、净宽12.8 m、净高9.8 m;中隔墙厚2.2 m。上覆土层厚度取为6 m,强风化岩取27 m,中风化岩取80 m。模型以隧道中隔墙中心线为中心左右边界各取62 m,上取至近似地表。模型中上层覆土采用摩尔-库伦本构，强、中风化岩体采用德鲁克-普拉格本构，其他支护结构采用线弹性本构。本文主要分析施工过程中中隔墙的受力变形规律及偏转机制，因二次衬砌施作时隧道变形已基本稳定，故模型不考虑中隔墙施作和二次衬砌施作，仅考虑隧道开挖与初支。模型网格划分如图4所示，模型材料参数如表2。

图4 模型隧道模拟网格示意 下载原图

表2 应力分析材料信息 导出到EXCEL

模型监测断面位于ZK2+595(y=0),选取左右两洞隧道拱顶、中隔墙中心线顶点(A点)、中隔墙墙底中点(B点)、左右下墙角(D1、D2)作为位移监测点，左右上墙角(C1、C2)作为竖向应力监测点，具体如图5所示。

图5 中隔墙监测点 下载原图

隧道拱顶沉降位移是表征隧道稳定性的一个重要指标，图6为实际工程中ZK2+595断面关于隧道两拱顶处的监测数据；图7为5种方案模型的左右隧道拱顶沉降随施工阶段推进而变化的情况。

图6 ZK2+595断面两拱顶实际监测数据 下载原图

图7 隧道拱顶竖向位移变化曲线 下载原图

从图6可知：最终右侧隧道(小洞径隧道)拱顶沉降小于左侧隧道(大洞径隧道)拱顶沉降；当右导洞上台阶开挖后，右洞拱顶沉降迅速，从右导洞上台阶开挖至左导洞上台阶开挖期间，右洞拱顶沉降量占右洞拱顶总沉降量的72.1%;左洞上台阶开挖后，左洞拱顶沉降迅速，之后左洞拱顶沉降量占左洞拱顶总沉降量的75.6%。说明连拱隧道拱顶沉降主要是由于同侧隧道开挖引起，另侧隧道开挖对拱顶沉降影响较小。

从图7可知：5种方案数值模拟左右洞拱顶位移变化基本规律与实际规律相似。5种方案对比分析，在施工结束时，左右两洞拱顶沉降位移均为方案1>方案2>方案3>方案4>方案5。方案3～方案5左洞最终沉降位移分别为-18.03 mm、 -17.68 mm、-17.33 mm, 方案4和方案5左洞最终沉降相比方案3分别减小1.94%、3.88%;方案3～方案5右洞最终沉降位移分别为15.32 mm、14.31 mm、13.80 mm, 方案4和方案5右洞最终沉降相比于方案3分别减小6.60%、9.92%;说明在非对称连拱隧道中采用以中导洞中轴为中心，小洞径隧道侧中隔墙厚度较小的非对称中隔墙形式有利于减小隧道拱顶沉降。

5种方案中隔墙下墙角D1和D2随施工阶段推进的竖向位移变化曲线分别对应图8(a)和图8(b)。

图8 中隔墙竖向位移变化 下载原图

从图8中可知： D1、D2两点的竖向位移随施工阶段推进总体变化规律在5种方案中基本一致。D1、D2竖向位移的主要变化分别集中在左主洞、右主洞开挖后。由此可知，中隔墙各侧的节点位移主要受同侧隧道主洞开挖影响。

5个方案对比：整体施工结束时，D1点竖向位移量为方案1>方案2>方案3>方案4>方案5,且方案3～方案5中D1点竖向位移分别为4.94 mm, 4.03 mm、3.53 mm, 方案4、方案5相对于方案3位移减小了18.42%、28.54%;D2点竖向位移量为方案1>方案2>方案3>方案5>方案4,且方案3～方案5中D1点竖向位移分别为4.91 mm、4.12 mm、4.54 mm, 方案4、方案5相对于方案3位移减小16.10%、7.54%。

施工结束时，D1、D2两点位移均是方向向上，说明中隔墙在施工结束时存在拱底上拱现象，在施工过程中要特别留意，及时对墙底进行支护。且非对称连拱隧道中采用以中导洞中轴为对称轴，小洞径隧道侧中隔墙厚度较小的非对称中隔墙形式有利于减小中隔墙下墙角向上的竖向位移，但小洞径隧道侧中隔墙厚度减小值需适量。

通过中隔墙中心线顶点A与中隔墙墙底中点B(图9)的水平方向位移差可分析中隔墙的偏转情况。图10(a)是A点水平位移，图10(b)是B点水平位移，A点与B点水平位移差值(B点水平位移-A点水平位移)见图10(c)。水平位移以向小洞径隧道侧(右侧)移动为正方向。

图9 中隔墙水平位移相对变化情况 下载原图

从图10中可知，5种方案的A点水平位移、B点水平位移以及A点水平位移与B点水平位移差值的总体规律一致。当右侧隧道开挖时，A点与B点先是向左侧偏移；当左侧隧道开挖后，A点与B点再向右侧进行偏移；隧道施工结束时，A点与B点的最终水平位移均向大洞径隧道侧(左侧)偏移。在左右洞开挖时(施工阶段5、施工阶段29)隧道周围围岩压力发生突变，A点、B点水平位移曲线均产生了向上突变，但当隧道进行初期支护后突变消失，由此可见初期支护的重要性，实际施工过程中应注重初期支护工作。从A点与B点水平位移差值可知中隔墙的整体偏转情况，当A点水平位移向左侧偏移量大于B点水平位移向左侧偏转量，可理解B相对于A向右进行了偏转，此时中隔墙处于一个逆时针的偏转状态(相对变化情况见图9)。且相差量越大，说明中隔墙的偏转程度越大；相差量越小，说明中隔墙的偏转程度越小。

图10 中隔墙水平位移曲线 下载原图

从图10可知，施工结束时，5种方案中A点、B点水平位移量、A点与B点水平位移差值均为方案1>方案2>方案3>方案5>方案4。施工结束时方案3中A点水平位移量为-0.670 mm, 方案4中A点水平位移量为-0.602 mm, 方案5中A点水平位移量为-0.622 mm, 方案4和方案5分别相对于方案4中A点水平位移量减少了10.15%、7.16%;方案3～方案5的B点水平位移量分别为-0.416 mm、-0.375 mm、-0.390 mm, 方案4和方案5中分别相对于方案3中B点水平位移量减少了9.86%、6.25%。方案3～方案5的A点与B点水平位移差值分别是-0.254 mm、-0.227 mm、-0.232 mm, 方案4和方案5分别相对于方案3差值减少了10.63%、8.66%。

5种方案所对应的A点和B点的竖向位移曲线在左洞施工阶段明显分化，大于右洞施工阶段，说明大洞径隧道侧施工对中隔墙的水平位移影响大于小洞径隧道侧施工；3个水平位移曲线图均说明在非对称连拱隧道中采用以中导洞中轴为中心，小洞径隧道侧中隔墙厚度较小的非对称中隔墙型式更有利于降低中隔墙的水平位移，但中隔墙的厚度不宜过小。

通过中隔墙右上墙角C2-左上墙角C1竖向应力的差值来研究中隔墙所受竖向应力对中隔墙偏转的影响。图11(a)、图11(b)、图11(c)分别为左上墙角C1的竖向应力、右上墙角C2的竖向应力以及右上墙角C2-左上墙角C1竖向应力差。由图11可以看出：上墙角竖向应力整体变化规律在5种方案中一致，均随施工阶段推进不断增加；中隔墙左上墙角的竖向应力在左洞开挖后有明显变化，而右上墙角竖向应力在右洞开挖后变化明显小于左洞开挖后。施工结束时，左上墙角竖向应力值为方案1>方案2>方案3>方案4>方案5;右上墙角竖向应力值为方案5>方案4>方案3>方案2>方案1;右上墙角-左上墙角竖向应力差值为方案1>方案2>方案3>方案4>方案5,方案3～方案5的上墙角竖向应力差值分别为-1.64 MPa、-2.25 MPa、-2.69 MPa。应力方向以向上拉力为正，说明中隔墙左右上墙角均受到向下的压力，而5种方案中C2-C1竖向应力值均为负值，说明C2点所受压力大于C1点，即抵消C1竖向应力值之后，C2还有向下的竖向应力使得中隔墙向着顺时针方向偏转。与实际的中隔墙偏转方向相反，对中隔墙的偏转起到一个很好的“抑制作用”。

图11 中隔墙竖向应力变化 下载原图

(1)非对称连拱隧道中，中隔墙会朝大洞径隧道方向进行偏移，并以逆时针方向发生偏转。

(2)非对连拱隧道施工结束时，中隔墙大洞径隧道侧所受竖向应力大于小洞径隧道侧所受竖向应力，中隔墙两侧力形成一个顺时针的弯矩，与偏转方向相反，可起到抑制中隔墙偏转的效果。

(3)在非对称连拱隧道中，由于中隔墙两侧隧道洞径不一致，会对中隔墙作用不同大小的侧应力，而非对称中隔墙也会受到不对称的围岩侧向应力作用，以中导洞中轴为中心，小洞径隧道侧中隔墙厚度较小时，两处侧向压力相互抵消，中隔墙更为稳定。但中隔墙总厚度不宜过小，否则非对称中隔墙维稳效果将降低。

(4)当受到外部条件影响、中隔墙厚度受到制约时，实际工程中可考虑非对称中隔墙型式，可更好达到强度和变形的要求。

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