极浅埋连拱隧道中隔墙受力特征模型试验研究

2018-11-02袁树成

现代交通技术 2018年5期

袁树成

(中铁十四局集团第二工程有限公司，泰安 271000)

近年来，我国高速公路和铁路等基础设施建设如火如荼，并逐步由平原地区向山岭地区发展。受线型指标、地形地貌、地质条件等因素的限制，山区高速公路建设不可避免地需要修筑隧道工程[1-5]。在某些特殊地段，为减少隧道两端接线处的征地需求，保证线型整体顺畅，特地采用了连拱隧道的形式。但是，目前对于连拱隧道因开挖引起的围岩和支护结构尤其是中隔墙的变形和应力的变化规律仍缺乏一个清楚的认识[6-10]。中隔墙是连拱隧道左、右洞交替施工的主要承载结构，其受力状况不仅关系着施工期间结构的安全，还直接影响到工程造价，而其受力及施工中载荷的转换十分复杂，且因施工工序限制常常受到偏压影响[10-18]。保护中隔墙免受偏压影响并维持其稳定性是保证连拱隧道施工安全的关键，因此，有必要针对连拱隧道中隔墙的受力特征及演化规律开展相关研究。

目前，对中隔墙的受力分析主要采用数值模拟和理论推导的方式进行。如王少强等[11]通过三维数值模拟研究了地形偏压对连拱隧道中隔墙变形与受力的影响，并分析了中隔墙的接顶时机；张志强等[10]建立了中隔墙作用荷载的计算力学模型，并结合数值分析提出了应用于中隔墙设计的作用荷载计算表达式及与各类围岩相适应的施工工法；夏永旭等[13]对双连拱隧道三导洞法施工时中隔墙的变形和稳定性进行了详细的数值模拟分析。

理论推导法需假定平面应变条件，且一般不能解释连拱隧道建设过程的三维本质；现场试验法费用昂贵，且难以实施和重复；数值模型法考虑隧道-衬砌的相互作用、建设工序及三维效果，故能够进行较为真实的分析[19]，但仍有其局限性；模型试验法能够更真实地模拟分析隧道中隔墙的受力特征，其试验结果也能为数值分析提供参照。因此，本文采用模型试验的方式对中隔墙的受力特征和演化规律进行了研究，并利用改进的中隔墙稳定性判断公式对中隔墙的稳定性进行了验算，提出了加强中隔墙稳定性的方法，可为类似连拱隧道的设计和施工提供参考。

1 工程概况

本文以某高速公路极浅埋连拱隧道工程为例，该隧道为双向六车道，其最大埋深约为4.9 m，总长度仅75 m，除去两侧明挖段，中间暗挖段长度仅为30 m，受线形强制要求，中隔墙为整体式设计。隧址区自上而下分布有耕土(厚度约为0.75 m)、砂砾土(厚度约为2.30 m)及全风化-中风化花岗岩(厚度约为17.60 m)。采用连拱隧道方式是为了保护上覆齐长城遗址(国家级重点文物)。

该连拱隧道结构初支及二衬支护参数如表1所示，其最大尺寸为33.87 m×12.53 m，具体尺寸及支护方式如图1所示。

表1 连拱隧道初支及二衬参数

图1 连拱隧道尺寸及支护方式(单位：mm)

2 模型试验方案

2.1 相似比

该连拱隧道原型与模型试验的几何相似比为30∶1。根据相似理论可知：其容重、泊松比、摩擦角相似比均为1∶1；抗压强度、弹模、黏聚力相似比均为30∶1。

2.2 相似材料

该连拱隧道洞身主要处于全风化花岗岩、强风化花岗岩和中风化花岗岩中，因此，选择此三种岩石作为原岩。相似材料由铁粉、重晶石粉、石英砂、松香和酒精等原材料配置而成，原岩和相似材料的相似性主要以重度、弹模、抗压强度、摩擦角和黏聚力等参数为指标，具体如表2所示。相似原材料具体配合比如表3所示。

表2 原岩和相似材料的物理及力学参数

注：Ⅰ为全风化花岗岩；Ⅱ为强风化花岗岩；Ⅲ为中风化花岗岩。

表3 相似原材料具体配合比

注：F为铁粉含量；Z为重晶石粉含量；S为石英砂含量；F、Z、S均表示重量单位。

此外，中隔墙混凝土的相似材料选择了石膏，水膏配合比约为1∶2.30。

2.3 试验框架

放置相似材料所用的模型试验框架如图2所示。其整体尺寸约为2.0 m×4.5 m×1.5 m，按照几何相似比尺扩大30倍后，所能模拟的实际工程范围约为60 m×135 m×45 m。

图2 试验框架示意

2.4 监测方案

本试验选用微型土压力计来监测模型试验中隧道周边围岩压力的大小和变化规律，其监测点布置如图3所示。中隔墙底部的微型土压力计AYM1主要用于监测中隔墙底部围岩压力的大小和变化规律，中隔墙本身的应变(或变形)则采用应变片进行监测。选用千分表测量地表和拱顶位移，监测点布置如图4所示。

图3 微型土压力计监测点示意(单位：cm)

图4 千分表监测点示意(单位：cm)

3 模型试验过程及结果分析

3.1 实际开挖工序

该连拱隧道的实际开挖工序为：中导洞先行挖通并架设中隔墙，随后采用CRD法开挖右洞，最后采用CRD法开挖左洞，具体开挖工序如图5所示。在模型试验过程中，严格按照图5所示施工工序进行开挖，每步开挖稳定后，再进行下一步开挖。

图5 实际开挖工序

3.2 结果分析

中导洞贯通后，将预制石膏中隔墙模型插入其中，然后分析中隔墙的受力及变形规律。中隔墙底部共埋设5个微型土压力计(即图3中AYM1位置处)，1#～5#微型土压力计所得中隔墙底部压力变化情况如图6所示。0～30步为中导洞开挖，30～90步为右洞开挖，90步之后为左洞开挖。

(a) 1#

(b) 2#

(d) 4#

(e) 5#

由图6可知，5个土压力计测得的压力变化趋势总体一致。中导洞开挖时并未设置中隔墙，故没有相关监测数据；中导洞贯通、中隔墙架设后，中隔墙底部压力随着右洞的开挖逐渐增大，在70步左右达到最大值，约为7.6 kPa。右洞的持续开挖，导致中隔墙受到侧向偏压作用，产生一定程度的倾斜，其底部压力在70步后开始减小，直至右洞贯通后(90步左右)，中隔墙所受偏压最大，其底部压力达到最小值；随着左洞的开挖，中隔墙偏压状态得以改善，中隔墙底部压力恢复(增大)，最终趋于稳定。

4 中隔墙稳定性验算

4.1 最不利受载状态

中隔墙不仅承受上方围岩覆土压力，还受到左右正洞衬砌结构传来的压力。隧道中隔墙的最不利受载时间并非最终完工时，而是在开挖过程中[18]。本试验中隔墙最不利受载时间为右洞贯通时，故选择此时进行中隔墙稳定性验算分析。

4.2 中隔墙稳定性验算

结合相关文献[18]，认为中隔墙受力情况如图7所示。其中，P为上方覆土压力；Pgh和Pgv为初期支护传来压力的水平分力和垂直分力；c为中隔墙上部宽度的一半；B为中隔墙下部加宽部分的宽度；G为中隔墙自重。

图7 中隔墙受力

文献[18]中并未考虑上方覆土压力P对中隔墙稳定性的影响。因此，将文献[18]中的中隔墙稳定性判断公式改进如下：

MA= -Pgh×h+P×B/2+
Pgv×(c+B/2)+G×B/2

(1)

式中，MA为中隔墙绕A点的转动力矩(设顺时针转动为正)。

根据该连拱隧道设计资料并参考相关文献[18]所采用的拱结构计算方式进行计算，过程如下：

① 中隔墙上方覆土压力

=180.71(kPa)

(2)

式中，γi(i=1,2,3)分别为耕土、砂砾土和全风化花岗岩的容重；Hi为中隔墙上方对应各层的厚度。

② 右侧拱顶围岩压力

=92.62(kPa)

(3)

式中，γj(j=1,2,3)分别为耕土、砂砾土和全风化花岗岩的容重；Hj为右洞拱顶上方对应各层的厚度。

③ 衬砌传递给中隔墙的压力

衬砌传递给中隔墙的压力可按照拱形计算，如图8及式(4)所示。

图8 右洞拱形结构支座反力

Pgh=λql=0.487×92.62×15.18

=684.71(kN/m)

(4)

式中，λ为矢跨比系数，矢跨比为0.2和0.3时对应的矢跨比系数分别为0.610 53和0.394 64，此处矢跨比为0.257，插值可得矢跨比系数为0.487；l为拱的跨度。

Pgv=ql/2=92.62×15.18/2

=702.99(kN/m)

(5)

④ 中隔墙自重

每延米中隔墙的体积为15.16 m3，容重按照24 kN/m3计算，中隔墙自重为：

G=γV=24×15.16

=363.84(kN)

(6)

⑤ 转动力矩

将式(2)～(6)的结果代入式(1)可得：

MA= -684.71×7.82+180.71×3.0/2+

702.99×(0.9+3.0/2)+363.84×3.0/2

=-2 850.43(kN·m)

(7)

MA为负值，说明中隔墙不稳定，需要加强其稳定性，同时解释了试验中右洞开挖时中隔墙底部压力先增大后减小再增大的现象，说明该连拱隧道中隔墙施工过程中受偏压影响严重。

4.3 中隔墙加固措施

(1) 侧向横撑

可在先开挖正洞的对侧增加横撑，以此抵抗先开挖侧衬砌传来的压力。该连拱隧道便是通过在中隔墙左侧增加两根Φ660钢管侧向横撑来进行中隔墙加固的。

(2) 基础稳定锚杆

为抵抗中隔墙倾覆，也可在中隔墙底布置基础稳定锚杆，与中隔墙钢筋连接成整体，增加其稳定性。HRB335Φ25钢筋的抗拉强度为335 MPa，截面积是490.90 mm3，其可承受的最大荷载为164.45 kN。该隧道中隔墙若只考虑采用基础稳定锚杆的方式抵抗倾覆，则每延米至少需要6根HRB335Φ25钢筋锚杆。

(3) 中隔墙顶部锚杆

可在中隔墙顶部向斜上方岩体打入锚杆，并与中隔墙钢筋连接，既增加中隔墙上方岩土的强度，又能抵抗偏压影响。

(4) 中隔墙基底加固

中隔墙基底岩体破碎时，可采用注浆加固，或采用C30混凝土回填，以提高基础强度，提高地基承载力，防止中隔墙发生沉降或失稳。