李建華， 鄧 濤， 劉大剛， 趙思光， 蔡閩金

(1. 中鐵隧道局集團(tuán)有限公司勘察設(shè)計(jì)研究院， 廣東 廣州 511458；2. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 四川 成都 610031)

0 引言

隧道仰拱對(duì)提高隧道結(jié)構(gòu)的承載力，抑制圍巖內(nèi)塑性區(qū)的擴(kuò)展，約束隧道洞周位移的發(fā)展，提高襯砌結(jié)構(gòu)的安全度等方面都有非常重要的作用[1]。朱合華等[2]在研究仰拱施工時(shí)機(jī)對(duì)圍巖變形及結(jié)構(gòu)內(nèi)力的影響后認(rèn)為初期支護(hù)完成后立即施作仰拱有利于充分利用初期支護(hù)的作用力； 王宇等[3]在分析臺(tái)階法施工中仰拱封閉距離對(duì)隧道穩(wěn)定性的影響后得出仰拱與上部初期支護(hù)對(duì)接成環(huán)可使圍巖的受力由雙向受力轉(zhuǎn)變?yōu)槿蚴芰?，?shí)現(xiàn)整個(gè)支護(hù)體系的均衡受力； 仇文革[4]基于隧道縱向空間效應(yīng)，將仰拱受力狀態(tài)與施設(shè)時(shí)間聯(lián)系起來(lái),利用近景攝影技術(shù)觀測(cè)隧道施工變形機(jī)制后分析得出仰拱越早施作效果越佳，且越早與上部襯砌對(duì)接成閉合環(huán)，越能發(fā)揮仰拱的作用。

從業(yè)界對(duì)仰拱功用及作用機(jī)制的研究結(jié)論來(lái)看，將仰拱的施作時(shí)機(jī)提前在改善結(jié)構(gòu)變形方面有著獨(dú)到的優(yōu)勢(shì)[5-8]?；谶@一點(diǎn)，下臺(tái)階含仰拱一次開挖工法作為一種針對(duì)軟巖鐵路隧道施工變形控制的施工方法被提出，該工法與傳統(tǒng)臺(tái)階法的主要區(qū)別在于施工時(shí)仰拱會(huì)緊跟下臺(tái)階同步開挖。多個(gè)工點(diǎn)的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)證實(shí)了工法在提高施工工效及控制隧道結(jié)構(gòu)變形方面的明顯優(yōu)勢(shì)。然而，由于工法的特殊性，緊跟下臺(tái)階施作的仰拱在施作后的早期會(huì)承受來(lái)自表面覆土、扒碴機(jī)械以及圍巖變形壓力3個(gè)方面的荷載，這對(duì)仰拱的早期抗壓強(qiáng)度提出了較高的要求。施工現(xiàn)場(chǎng)通過(guò)采用早高強(qiáng)混凝土施作仰拱來(lái)避免仰拱出現(xiàn)承壓破壞的情況，但由于對(duì)仰拱實(shí)際承壓強(qiáng)度沒有較為準(zhǔn)確的判斷導(dǎo)致施工存在材料使用過(guò)度的現(xiàn)象。

在仰拱受力特性的研究方面： 周佳媚等[9]對(duì)不同初始地應(yīng)力狀態(tài)影響下的TBM施工隧道仰拱預(yù)制塊的受力狀態(tài)進(jìn)行了研究，確定了隨著豎向壓力的增大，仰拱中心的內(nèi)、外側(cè)應(yīng)力均增大； 隨著水平壓力的增大，仰拱中心內(nèi)側(cè)應(yīng)力減小、外側(cè)應(yīng)力基本不變。杜明慶等[10]對(duì)新第二雙線福川隧道仰拱受力形態(tài)進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，分析了受隧道二次襯砌自重及上部圍巖荷載、隧道基底圍巖膨脹、軌道道床及列車荷載作用下的仰拱受力形態(tài)。肖支敏等[11]以云南地區(qū)某高速公路隧道為依托，分析外水壓力、基底軟化2種典型基底狀況對(duì)隧道仰拱受力的影響，從而明確隧道仰拱病害成因。丁冬冬等[12]針對(duì)寶蘭客專上莊隧道仰拱底鼓開裂現(xiàn)象，采用現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)控量測(cè)的方法和數(shù)值模擬方法得到了泥巖遇水軟化前后隧道仰拱的受力特性。

綜上所述，業(yè)界對(duì)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定狀態(tài)下的仰拱受力特性已有較為廣泛的研究，但是針對(duì)仰拱早期的受力形式，特別是仰拱提前施作狀態(tài)下的受力特征研究較為欠缺?；谶@一點(diǎn)并結(jié)合下臺(tái)階含仰拱一次開挖工法應(yīng)用現(xiàn)狀，本文選取工法試驗(yàn)點(diǎn)之一的中條山隧道為工程依托，通過(guò)數(shù)值分析結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)變形監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的方式對(duì)仰拱早期受力進(jìn)行分析，旨在明確仰拱早期受力形態(tài)并給出仰拱早期強(qiáng)度控制標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)工法的改進(jìn)具有理論支撐意義。

1 工程概況

新建鐵路蒙西至華中地區(qū)鐵路煤運(yùn)通道重點(diǎn)工程MHSS-3標(biāo)段中條山隧道位于山西省運(yùn)城市，線路穿越中條山山脈。隧道起始于運(yùn)城市鹽湖區(qū)解州鎮(zhèn)，設(shè)計(jì)為雙洞單線隧道。隧道進(jìn)口段屬于F2中條山北麓大斷裂帶，圍巖以片麻巖為主，風(fēng)化面呈黃褐色，巖石風(fēng)化較嚴(yán)重，節(jié)理裂隙較發(fā)育，短小雜亂無(wú)序，圍巖破碎，整體性差，圍巖等級(jí)為Ⅴ級(jí)，埋深為40～70 m，地下水不發(fā)育，掌子面巖體干燥。隧道高10.47 m，跨度為7.68 m。隧道輪廓斷面如圖1所示。

圖1 隧道輪廓斷面圖(單位： cm)

隧道地質(zhì)條件較差，施工時(shí)考慮通過(guò)減少仰拱單獨(dú)開挖對(duì)圍巖的多次擾動(dòng)并使隧道初期支護(hù)及時(shí)封閉成環(huán)來(lái)達(dá)到有效控制變形的目的，故在進(jìn)口段采用了下臺(tái)階含仰拱一次開挖工法。隧道仰拱最大開挖深度為0.9 m，下臺(tái)階高3.53 m，上臺(tái)階高6.1 m。隧道初期支護(hù)采用噴錨支護(hù)，全環(huán)噴混凝土厚度為25 cm，拱頂與側(cè)墻部位打設(shè)4 m長(zhǎng)全長(zhǎng)黏結(jié)式錨桿。

2 仰拱施作早期外荷載分析

2.1 下臺(tái)階含仰拱一次開挖工法

下臺(tái)階含仰拱一次開挖工法中仰拱緊跟下臺(tái)階施作，具體表現(xiàn)為下臺(tái)階與仰拱同時(shí)鉆眼裝藥并起爆，仰拱緊接下臺(tái)階架設(shè)鋼拱架并噴射混凝土。該工法的出發(fā)點(diǎn)是為了使隧道初期支護(hù)及時(shí)封閉成環(huán)，減少仰拱單獨(dú)開挖對(duì)圍巖擾動(dòng)，降低各個(gè)工序之間的相互干擾以及提高施工工效。該工法的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)在蒙華鐵路的3號(hào)及9號(hào)等標(biāo)段得到了有效的開展。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果，采用一次開挖工法施工的區(qū)段隧道拱頂沉降及水平收斂變形均得到了有效的控制。在Ⅴ級(jí)圍巖區(qū)段，一次開挖工法相比于傳統(tǒng)臺(tái)階法拱頂沉降減小約30%，拱腰位置水平收斂減小約40%。這與該工法施工速率更快，初期支護(hù)成環(huán)更及時(shí)密切相關(guān)。工區(qū)月度進(jìn)尺統(tǒng)計(jì)資料顯示，由于一次開挖工法省去了仰拱單獨(dú)鉆眼爆破、出碴及支護(hù)的時(shí)間，單次循環(huán)作業(yè)時(shí)間有所減少。三臺(tái)階工法月平均進(jìn)尺為106.7 m，二臺(tái)階工法月平均進(jìn)尺為144 m，相比于之前采用傳統(tǒng)工法99.3 m/月和130 m/月的施工速率均有所提高。該工法仰拱施作后需要回填以方便行車，使得施工組織難度會(huì)有所增加。但從工法出發(fā)點(diǎn)來(lái)看，一次開挖工法在控制圍巖變形、提高施工工效方面，相比于傳統(tǒng)臺(tái)階法具有明顯優(yōu)勢(shì)，工法具有較大的推廣意義。一次開挖施工工法評(píng)價(jià)如表1所示。

表1 一次開挖施工工法評(píng)價(jià)

2.2 仰拱施作早期外荷載

下臺(tái)階含仰拱一次開挖工法中，上一施工循環(huán)結(jié)束，開始下一施工循環(huán)前需要利用挖機(jī)將鉆孔作業(yè)臺(tái)架吊裝至上臺(tái)階，這時(shí)需要利用爆破碴將已施作的仰拱進(jìn)行回填，以方便挖機(jī)行駛。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工進(jìn)度統(tǒng)計(jì)結(jié)果，仰拱混凝土噴射完畢至挖機(jī)吊裝臺(tái)架行駛至仰拱上方的時(shí)間間隔為2 h。施工工序如圖2所示。

圖2 施工工序圖

仰拱施作早期最不利受力狀態(tài)發(fā)生于挖機(jī)吊裝施工臺(tái)架行駛至仰拱上方時(shí)，此時(shí)仰拱承受的外荷載包括挖機(jī)重力荷載、回填虛碴重力荷載及圍巖變形荷載3個(gè)部分。仰拱受力形式如圖3所示。

2.2.1 挖機(jī)重力荷載

施工所采用的挖機(jī)型號(hào)為SY215C-9，為履帶式，挖機(jī)包含2條履帶。每條履帶寬0.6 m，長(zhǎng)3.445 m，挖機(jī)質(zhì)量為21 800 kg?？紤]最不利情況下，挖機(jī)單邊履帶位于仰拱上方，此時(shí)仰拱承受挖機(jī)重力荷載為109 000 kN。

圖3 仰拱早期受力形式示意

2.2.2 覆土荷載

仰拱回填中心厚度為0.9 m，回填覆土重度取20 kN/m3。

2.2.3 圍巖荷載

與傳統(tǒng)臺(tái)階法相比，下臺(tái)階含仰拱一次開挖工法下仰拱施作時(shí)間提前，而且一次開挖面積增大，仰拱施作后圍巖處于快速變形階段，故圍巖產(chǎn)生的變形壓力不能忽略。

3 仰拱應(yīng)力響應(yīng)分析

當(dāng)仰拱施作完畢，仰拱與上臺(tái)階初期支護(hù)連接成環(huán)，圍巖產(chǎn)生變形對(duì)隧道結(jié)構(gòu)施加荷載的同時(shí)也會(huì)約束隧道結(jié)構(gòu)的變形。在對(duì)仰拱進(jìn)行受力分析時(shí)應(yīng)將整個(gè)圍巖和初期支護(hù)體系考慮在內(nèi)。一般情況下，荷載結(jié)構(gòu)模型和三維實(shí)體模型都能達(dá)到對(duì)仰拱受力進(jìn)行分析的目的，但由于挖機(jī)荷載是通過(guò)仰拱上方覆土作用于仰拱，同時(shí)考慮到仰拱表面為曲面，采用荷載結(jié)構(gòu)模型時(shí)面荷載的計(jì)算存在困難且計(jì)算結(jié)果會(huì)產(chǎn)生偏差，故選用三維實(shí)體模型進(jìn)行分析。

3.1 數(shù)值模型

分析借助有限差分析軟件FLAC3D。計(jì)算建立的三維數(shù)值模型如圖4所示。

圖4 數(shù)值分析模型

1)圍巖采用Mohr-Coulomb理想彈塑性模型，噴射混凝土采用Elastic各向同性彈性模型。

2)鋼拱架及鋼筋網(wǎng)通過(guò)剛度換算的方式轉(zhuǎn)換為混凝土施加至隧道初期支護(hù)。

3)錨桿支護(hù)通過(guò)提升錨固區(qū)域內(nèi)圍巖內(nèi)摩擦角與摩擦力的方式實(shí)現(xiàn)。

隧道初期支護(hù)結(jié)構(gòu)詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)見表2，計(jì)算模型所選取的圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)見表3。

表2 隧道初期支護(hù)參數(shù)

表3 模型計(jì)算參數(shù)[13]

由于仰拱及下臺(tái)階混凝土施作不久，其彈性模量處于增長(zhǎng)階段，參考文獻(xiàn)[14-16]研究成果，取彈性模量增長(zhǎng)理論模型為

E噴射,t=E噴射,0(1-e-αt)。

式中：E噴射,0為噴射混凝土最終彈性模量值；α為時(shí)間常數(shù)，取0.031。

計(jì)算可以得到2 h混凝土彈性模量為1.8 GPa。

3.2 圍巖壓力分析

考慮到分析僅針對(duì)仰拱施作早期(施作后2 h)的受力情況，此時(shí)圍巖變形尚未穩(wěn)定。利用數(shù)值軟件分析圍巖形變壓力作用下的仰拱受力模型不應(yīng)計(jì)算至平衡狀態(tài)，而需要確定與實(shí)際相符的終止時(shí)刻。

為確定合理的計(jì)算終止時(shí)刻，現(xiàn)從隧道初期支護(hù)結(jié)構(gòu)作用機(jī)制進(jìn)行分析。軟弱圍巖中初噴混凝土層可以作為拱型或環(huán)型的整體結(jié)構(gòu)物來(lái)考慮，由于噴層與圍巖的緊密貼合，使得噴層結(jié)構(gòu)的支撐條件變得連續(xù)，它在同圍巖共同變形中對(duì)圍巖提供支護(hù)抗力，保證圍巖穩(wěn)定。而作為結(jié)構(gòu)物的噴層亦將受到來(lái)自圍巖變形所引起的圍巖擠壓力，即形變壓力[17]。在正常受力狀態(tài)下，襯砌結(jié)構(gòu)與地層發(fā)生共同變形的過(guò)程中始終保持連續(xù)[18]，故隧道結(jié)構(gòu)的受力變形也就成了圍巖變形壓力最直接的反映。利用該反映來(lái)推算圍巖形變壓力作用形式的方法被稱為位移-荷載反演法[19]。基于該方法，分析利用初期支護(hù)結(jié)構(gòu)變形量作為計(jì)算時(shí)間的控制節(jié)點(diǎn)對(duì)圍巖壓力進(jìn)行分析，可以較好地把控計(jì)算終止時(shí)間點(diǎn)。

現(xiàn)場(chǎng)對(duì)多個(gè)隧道斷面的拱頂沉降及水平收斂變形進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，統(tǒng)計(jì)并分析這些變形監(jiān)測(cè)結(jié)果可以得到一個(gè)相對(duì)客觀的圍巖變形量評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)。DK615+390斷面拱腰水平收斂變形監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖5所示。

圖5 DK615+390斷面拱腰水平收斂變形監(jiān)測(cè)結(jié)果

Fig. 5 Monitoring results of convergence deformation of cross-section DK615+390

由圖5可知： 收斂變形在上臺(tái)階通過(guò)、下臺(tái)階(含仰拱)通過(guò)時(shí)均會(huì)出現(xiàn)較明顯的增長(zhǎng)趨勢(shì)，且下臺(tái)階通過(guò)后的變形增量更明顯，最大變形速率為3.8 mm/d。

對(duì)DK615+350～+390區(qū)間內(nèi)各監(jiān)測(cè)斷面最大收斂變形速率及最終收斂值(下臺(tái)階經(jīng)過(guò))進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果如表4所示。

表4 收斂變形統(tǒng)計(jì)

由表4可知： 下臺(tái)階經(jīng)過(guò)后的最大收斂變形速率為2.1～3.8 mm/d，對(duì)應(yīng)最終收斂位移為4.5～12.5 mm。由于現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)條件變動(dòng)或其他一些復(fù)雜因素，部分?jǐn)嗝娉尸F(xiàn)出初期變形速率大而最終收斂變形量較小的狀態(tài)，這導(dǎo)致統(tǒng)計(jì)得到的最終收斂變形波動(dòng)較大。在對(duì)比各斷面初期變形后發(fā)現(xiàn)，各斷面均呈現(xiàn)出如圖5所示的初期變形模式。這一點(diǎn)可以根據(jù)表4中初期收斂速率分布較為均勻，波動(dòng)較小得到驗(yàn)證。結(jié)合這一點(diǎn)，可以簡(jiǎn)化考慮為在施作初期變形量隨時(shí)間是呈線性增長(zhǎng)的。因此，可以確定仰拱施作2 h后的收斂變形增量為0.175～0.32 mm。

利用圖4所示模型對(duì)仰拱一次開挖工法進(jìn)行了模擬，開挖過(guò)程中對(duì)拱腰收斂變形進(jìn)行監(jiān)測(cè)。為使模型計(jì)算結(jié)果具有參考意義，通過(guò)參數(shù)反演方法對(duì)模型的彈性模量、內(nèi)摩擦角及內(nèi)摩擦力等計(jì)算參數(shù)進(jìn)行了試算，表3所選取的計(jì)算參數(shù)為多次試算后所得。該參數(shù)下模型計(jì)算所得最終收斂位移為8.97 mm，這與實(shí)際收斂變形較為接近。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，下臺(tái)階及仰拱初期支護(hù)施作后拱腰收斂變形與計(jì)算步之間的變化關(guān)系如圖6所示。

圖6 收斂變形數(shù)值計(jì)算結(jié)果

由圖6可知： 計(jì)算步為150時(shí)收斂變形增量為0.29 mm，與實(shí)際量測(cè)結(jié)果較為符合。同時(shí)根據(jù)計(jì)算結(jié)果來(lái)看150步以后曲線增長(zhǎng)速率開始下降，因此選取該計(jì)算步作為時(shí)間控制節(jié)點(diǎn)比較保守，是合理的。150步下隧道初期支護(hù)最大主應(yīng)力如圖7所示。

圖7 初期支護(hù)結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力云圖(單位： Pa)

Fig. 7 Maximum principal stress nephogram of primary support structure (unit: Pa)

對(duì)仰拱上各單元的應(yīng)力情況，包括最大主應(yīng)力、水平方向應(yīng)力以及豎直方向應(yīng)力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，并將各單元應(yīng)力連線，得到如圖8所示的仰拱應(yīng)力分布曲線。

(a) 最大主應(yīng)力

(c) 水平方向應(yīng)力

Fig. 8 Stress distribution curves of inverted arch under deformation force of surrounding rock (unit: MPa)

由圖8可知： 1)在圍巖形變壓力作用下，仰拱最大壓應(yīng)力產(chǎn)生在拱腳位置，達(dá)到0.15 MPa，仰拱中間位置最大壓應(yīng)力為0.12 MPa。2)仰拱中間部分壓應(yīng)力方向接近水平方向，而在拱腳位置豎直方向應(yīng)力與水平方向應(yīng)力數(shù)值接近。

3.3 挖機(jī)及覆土荷載壓力分析

同樣利用圖4所示三維模型對(duì)挖機(jī)及覆土荷載作用進(jìn)行計(jì)算分析。由于前面已經(jīng)對(duì)圍巖壓力的作用部分進(jìn)行了求解，故在對(duì)該部分外荷載進(jìn)行分析時(shí)應(yīng)將圍巖壓力部分扣除。為實(shí)現(xiàn)這一點(diǎn)，計(jì)算時(shí)將圍巖參數(shù)中的重度一項(xiàng)設(shè)置為0.1。分析通過(guò)在仰拱上方添加覆土實(shí)現(xiàn)回填虛碴荷載的施加，挖機(jī)荷載則以面荷載形式施加至覆土上方。這樣一來(lái)，計(jì)算得到僅來(lái)自于挖機(jī)及覆土荷載作用下仰拱的最大主應(yīng)力云圖，如圖9所示。

圖9 挖機(jī)及覆土荷載作用下的最大主應(yīng)力云圖(單位： Pa)

Fig. 9 Maximum principal stress nephogram of primary support under weights of excavator and cover soil (unit: Pa)

對(duì)仰拱上各單元的應(yīng)力情況，包括最大主應(yīng)力、水平方向應(yīng)力以及豎直方向應(yīng)力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，并將各單元應(yīng)力連線，得到如圖10所示的仰拱應(yīng)力分布曲線。

(a) 最大主應(yīng)力

(b) 豎直方向應(yīng)力

(c) 水平方向應(yīng)力

應(yīng)力曲線位于仰拱下方表示拉應(yīng)力。

圖10挖機(jī)及覆土荷載下的仰拱應(yīng)力分布曲線(單位： MPa)

Fig. 10 Stress distribution curves of inverted arch under weights of excavator and cover soil (unit: MPa)

由圖10可知： 1)挖機(jī)及覆土荷載作用下仰拱底部承受最大壓應(yīng)力為0.09 MPa，方向?yàn)樨Q直方向。2)仰拱水平方向承受應(yīng)力為拉應(yīng)力，最大值出現(xiàn)在仰拱底部，為0.05 MPa。

3.4 仰拱應(yīng)力響應(yīng)分析

對(duì)仰拱拱底與拱腳早期承受圍巖變形壓力、挖機(jī)與覆土荷載作用下的應(yīng)力響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表5所示。

表5 仰拱應(yīng)力對(duì)比表

注： 表中負(fù)值為壓應(yīng)力； 正值為拉應(yīng)力。

由表5可知： 1)從量值上分析，圍巖壓力所能引起的仰拱最大主應(yīng)力明顯大于挖機(jī)及覆土荷載，故圍巖壓力對(duì)仰拱早期受力影響最大； 考慮到挖機(jī)及覆土作用機(jī)制相似，而挖機(jī)重力大于覆土，故挖機(jī)荷載對(duì)仰拱早期受力影響次之，上覆土荷載對(duì)仰拱受力影響最小。2)從作用形式上分析，圍巖壓力的主要作用方向是水平方向，仰拱最不利受力位置位于拱腳； 覆土及挖機(jī)荷載則主要作用于豎直方向，最不利受力位置位于拱底； 覆土及挖機(jī)作用下仰拱水平方向呈現(xiàn)出受拉趨勢(shì)，這將減小拱腳部位的壓應(yīng)力。

將各部分荷載作用下的水平及豎直方向受力情況進(jìn)行疊加，并根據(jù)疊加后的水平及豎直方向應(yīng)力求解仰拱最大壓應(yīng)力分布情況，最終得到的仰拱受力情況如圖11所示。

圖11 仰拱最終應(yīng)力分布曲線(單位： MPa)

Fig. 11 Final stress distribution curve of inverted arch (unit: MPa)

由圖11可知： 仰拱早期在承受圍巖變形壓力、挖機(jī)及覆土自重荷載作用下所呈現(xiàn)出的應(yīng)力分布形態(tài)為“W”型，中間最大壓應(yīng)力值為0.14 MPa，兩側(cè)拱腳處的壓應(yīng)力值為0.09 MPa。

3.5 仰拱抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)

現(xiàn)場(chǎng)采用的仰拱早高強(qiáng)混凝土配比為膠凝材料476 kg/m3，水膠比為0.42，減水劑摻量為1.0%，速凝劑摻量為4%，砂率為58%，該配比混凝土施作的仰拱2 h抗壓強(qiáng)度能達(dá)到0.4 MPa以上。根據(jù)研究分析結(jié)果來(lái)看，仰拱早期所受應(yīng)力為0.14～0.15 MPa，現(xiàn)場(chǎng)施作仰拱強(qiáng)度富余量過(guò)大?？紤]安全系數(shù)為1.5的情況下，取0.2 MPa作為施工2 h的抗壓強(qiáng)度控制標(biāo)準(zhǔn)較為合適，現(xiàn)場(chǎng)所采用的早期高強(qiáng)度混凝土材料可以據(jù)此適當(dāng)減小速凝劑配比。

4 對(duì)比傳統(tǒng)臺(tái)階法的仰拱力學(xué)特性分析

為與傳統(tǒng)臺(tái)階法中滯后下臺(tái)階開挖狀態(tài)下的仰拱早期受力狀態(tài)進(jìn)行對(duì)比，采用與下臺(tái)階含仰拱一次開挖工法類似分析方法對(duì)傳統(tǒng)臺(tái)階法仰拱早期受力進(jìn)行分析，2種工法下仰拱早期受力對(duì)比如圖12所示。

圖12 仰拱早期受力情況對(duì)比(單位： MPa)

Fig. 12 Comparison of early stress of inverted arch under different excavation methods (unit: MPa)

由圖12可知： 傳統(tǒng)臺(tái)階法中仰拱早期受力呈現(xiàn)出兩邊大中間較小的特性，最大壓應(yīng)力位于拱腳，約0.09 MPa，受力小于一次開挖法。這是由于一次開挖法中仰拱施作時(shí)間提前，隧道一次開挖斷面面積增大，仰拱所受外荷載更為復(fù)雜所導(dǎo)致的。對(duì)比結(jié)果證明了該工法中仰拱施作采用早高強(qiáng)混凝土的必要性。

5 結(jié)論與建議

1)仰拱早期承受的各部分外荷載中，圍巖形變壓力對(duì)仰拱早期受力影響最大，挖機(jī)荷載次之，上覆土影響最小。

2)圍巖形變壓力的主要作用方向是水平方向，仰拱最不利受力位置位于拱腳；覆土及挖機(jī)荷載主要作用于豎直方向，最不利受力位置位于拱底。覆土及挖機(jī)作用下仰拱水平方向呈現(xiàn)出受拉趨勢(shì)，這有利于減小圍巖形變作用下的拱腳壓應(yīng)力。

3)仰拱在圍巖形變壓力、挖機(jī)及覆土自重荷載作用下的最終應(yīng)力分布形態(tài)呈“W”型，最大壓應(yīng)力產(chǎn)生于仰拱底部位置，為0.14 MPa。

4)仰拱早期所受最大應(yīng)力約0.14 MPa，考慮安全系數(shù)為1.5的情況下，取0.2 MPa作為施工2 h的抗壓強(qiáng)度控制標(biāo)準(zhǔn)較為合適。

5)與傳統(tǒng)臺(tái)階仰拱早期受力對(duì)比，結(jié)果證實(shí)了一次開挖工法仰拱施作采用早高強(qiáng)混凝土的必要性。

限于分析方法及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的局限性，研究還有待完善的地方，但研究所揭示規(guī)律性結(jié)論是符合實(shí)際的。