周廣平

(中鐵十八局集團(tuán)有限公司， 天津 300222)

0 引言

基于新建京張高鐵工期緊、任務(wù)重，加上東花園隧道是明挖隧道，為加快工期，防止隧道襯砌裂縫的大量發(fā)生，進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)明挖隧道襯砌的測(cè)試研究非常有必要。

襯砌結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變監(jiān)測(cè)是評(píng)價(jià)隧道施工方法可行性、設(shè)計(jì)參數(shù)合理性的重要手段，能對(duì)隧道施工過(guò)程中實(shí)際受力及其變形特性等提供準(zhǔn)確的信息，也可為現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況提供可靠的數(shù)值參考，對(duì)于保證明挖隧道建設(shè)和建成后的運(yùn)營(yíng)期安全性十分重要[1-3]。

目前，有不少學(xué)者針對(duì)隧道裂縫問(wèn)題做了大量的研究工作。余晶[4]利用有限元分析，研究了隧道襯砌不同位置處裂縫對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響；張芳等[5]基于荷載-結(jié)構(gòu)模型，利用FDEM對(duì)襯砌在不同因素下的裂縫形成部位、外觀、擴(kuò)展規(guī)律等進(jìn)行了研究；劉德軍等[6]在統(tǒng)計(jì)分析大量隧道裂縫后，提出了一種早強(qiáng)型基體材料來(lái)對(duì)襯砌進(jìn)行加固；李宇杰等[7]在隧道存在既有裂縫的情況下，通過(guò)模擬計(jì)算研究了隧道襯砌受力、損傷和承載力狀態(tài)；孫克國(guó)等[8]以應(yīng)力監(jiān)測(cè)為基礎(chǔ)，采用有限元軟件對(duì)隧道襯砌結(jié)構(gòu)在不同級(jí)別圍巖下的受力狀態(tài)進(jìn)行模擬，以監(jiān)測(cè)位移值做為標(biāo)準(zhǔn)，并對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的正確性進(jìn)行驗(yàn)證。榮耀等[9]通過(guò)模型試驗(yàn)探討了銹蝕鋼筋混凝土偏壓構(gòu)件和普通鋼筋混凝土偏壓構(gòu)件裂縫發(fā)生和發(fā)展的演變規(guī)律，對(duì)模型構(gòu)件加載下的裂縫擴(kuò)展寬度、擴(kuò)展速度及擴(kuò)展加速度進(jìn)行了分析；葉飛等[10]通過(guò)對(duì)量測(cè)數(shù)據(jù)的整理分析，對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的承載狀況及安全性進(jìn)行了診斷和評(píng)價(jià)；張素磊等[11]從勘察設(shè)計(jì)、施工以及運(yùn)營(yíng)管理3個(gè)環(huán)節(jié)對(duì)隧道襯砌裂縫成因進(jìn)行了系統(tǒng)分析，并據(jù)此提出了隧道襯砌裂縫預(yù)防措施；張曉東等[12]針對(duì)某公路隧道完工后邊墻及拱部出現(xiàn)各種類型裂縫的情況，在對(duì)裂縫分類統(tǒng)計(jì)的基礎(chǔ)上，監(jiān)測(cè)和分析典型裂縫，從地質(zhì)條件、工程設(shè)計(jì)和施工技術(shù)等方面分析裂縫成因，并根據(jù)實(shí)際情況，采取了有效的防裂措施，并取得了良好的效果。

然而，以上研究都是集中在隧道襯砌裂縫出現(xiàn)問(wèn)題而進(jìn)行的現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)和數(shù)值分析，僅有文獻(xiàn)[13-15]對(duì)明挖隧道的施工裂縫展開(kāi)研究，但也僅僅從混凝土施工裂縫的類型入手展開(kāi)分析其裂縫產(chǎn)生的原因，并沒(méi)有對(duì)明挖隧道的施工期襯砌進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，沒(méi)有基于有限元分析襯砌不同位置處的應(yīng)力、應(yīng)變，得出相應(yīng)的規(guī)律，從而優(yōu)化施工和設(shè)計(jì)方案，減少裂縫的發(fā)生，加快施工進(jìn)度。

本文通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試和有限元分析，對(duì)高速鐵路明挖隧道的襯砌結(jié)構(gòu)從支模至襯砌結(jié)構(gòu)達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度的整個(gè)過(guò)程進(jìn)行應(yīng)變與應(yīng)力分析，并探討長(zhǎng)大明挖隧道裂縫的產(chǎn)生位置和機(jī)制。

1 工程概況

新建京張高鐵東花園高速鐵路隧道全長(zhǎng)4 970 m，其中進(jìn)口左線內(nèi)軌頂面高程485.287 m，出口左線內(nèi)軌頂面高程487.537 m，DK82+770～DK83+450長(zhǎng)680 m按-25‰放坡度，DK83+450～DK85+100長(zhǎng)1 650 m按-3‰放坡度，DK85+100～DK87+000長(zhǎng)1 900 m按3‰放坡度，DK87+000～DK87+740長(zhǎng)740 m按25‰放坡度，同時(shí)設(shè)計(jì)速度350 km/h，最大覆蓋層厚度8.1 m。全隧采用明挖法施工，最大開(kāi)挖深度21.69 m，標(biāo)準(zhǔn)段開(kāi)挖寬度64.94 m。東花園隧道平面圖和縱斷面圖如圖1和圖2所示。

圖1 東花園隧道平面圖

圖2 東花園隧道縱斷面圖(單位： m)

2 數(shù)值計(jì)算

運(yùn)用MIDAS軟件，采用摩爾-庫(kù)侖模型對(duì)明挖隧道(隧道寬×高=14.9 m×12.68 m，襯砌厚度為0.8 m)襯砌所受軸力、剪力和彎矩進(jìn)行相關(guān)的二維平面分析，通過(guò)理論計(jì)算找到軸力、剪力、彎矩的受力最大處，并分析其隨著位置變化導(dǎo)致結(jié)構(gòu)受力的變化。同時(shí)，根據(jù)有限元結(jié)果選擇典型斷面的相應(yīng)位置處進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。

對(duì)明挖隧道的襯砌受力進(jìn)行了建模計(jì)算分析，根據(jù)隧道實(shí)際斷面尺寸繪制了相應(yīng)模型。整個(gè)襯砌模型模擬為梁?jiǎn)卧芰?，斷面厚度?0 cm，長(zhǎng)度截取1 m，襯砌材料參數(shù)采用C40混凝土相應(yīng)參數(shù)設(shè)計(jì)。在受力方面，由于明挖隧道在未回填之前整個(gè)襯砌結(jié)構(gòu)僅僅受到自身重力的影響，因此在模型計(jì)算時(shí)添加的外力僅有自重一項(xiàng)。在約束方面，明挖隧道未回填之前襯砌結(jié)構(gòu)僅有下部仰拱受到相應(yīng)土體的約束，故僅在仰拱下部施加約束。約束模擬為彈性地基約束，由于隧道開(kāi)挖底部的基礎(chǔ)巖土不能抵抗拉伸，因此應(yīng)使地基彈簧執(zhí)行使用受壓?jiǎn)卧倪吔绶蔷€性分析。根據(jù)建模結(jié)果得到相應(yīng)的軸力、剪力及彎矩云圖如圖3—5所示。

圖3 軸力云圖(單位： kN)

圖4 剪力云圖(單位： kN)

圖5 彎矩云圖(單位： kN·m)

分析模型計(jì)算結(jié)果，襯砌所受軸力均為壓力，在拱頂處襯砌所受軸力最小，而在邊墻下部處襯砌所受軸力最大(不考慮仰拱)，即從拱頂開(kāi)始，沿著襯砌兩側(cè)從上到下軸力逐漸增大，兩側(cè)軸力對(duì)稱分布；并且兩側(cè)拱腰截面與拱肩截面處軸力差值并不大。

襯砌整體受剪力作用并不顯著。左右兩側(cè)所受剪力并不對(duì)稱，左側(cè)底部邊墻處剪力較大且為負(fù)值，沿左側(cè)底部邊墻往上剪力逐漸減小，拱腰位置附近由負(fù)值變?yōu)檎?；繼續(xù)向上剪力值變化不大，在拱頂位置處剪力又從正值變化為了負(fù)值，沿右側(cè)襯砌向下，在右側(cè)拱腰位置附近又由負(fù)值變化為正值，右側(cè)邊墻底部剪力為正值最大值。兩側(cè)拱腰截面處均為剪力發(fā)生正負(fù)變化的位置，而兩側(cè)拱肩處左側(cè)為正、右側(cè)為負(fù)，但值均較小。

兩側(cè)彎矩對(duì)稱分布，拱頂處襯砌受正彎矩作用，沿拱頂向下在兩側(cè)拱肩靠上位置處彎矩由正值變?yōu)樨?fù)值，且沿襯砌向下彎矩逐漸增大，在拱腰位置處彎矩最大；繼續(xù)向下負(fù)彎矩逐漸減小，在邊墻處又由負(fù)值變化為正值，在邊墻最低處達(dá)到了正彎矩最大值。對(duì)比拱腰截面處彎矩與拱肩截面處彎矩，二者差異較為顯著，拱肩處所受彎矩較小，而拱腰處所受彎矩很大，二者均為負(fù)彎矩。

3 監(jiān)測(cè)實(shí)施方案

3.1 橫縱斷面布置

明挖隧道襯砌的監(jiān)控量測(cè)項(xiàng)目及使用儀器為： 混凝土澆筑過(guò)程中產(chǎn)生的應(yīng)變由振弦式應(yīng)變計(jì)測(cè)得，壓力由土壓力計(jì)測(cè)得，鋼筋軸力由振弦式鋼筋計(jì)測(cè)得，外模臺(tái)車的表面應(yīng)變由振弦式表面應(yīng)變計(jì)測(cè)得。

在縱向方向上選取2個(gè)位置，即2組橫截面進(jìn)行儀器布置，分別為距端口7.5 m左右的1/2截面處以及距端口1.5 m左右的端部截面處，如圖6所示。

圖6 試驗(yàn)段縱向布置位置(單位： m)

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際觀測(cè)情況來(lái)看，隧道產(chǎn)生的裂縫均在矮拱腰位置處，同時(shí)模板臺(tái)車外模變形最大的位置也位于拱腰附近，所以選定拱腰位置為一測(cè)量位置，將儀器布置在對(duì)稱的兩側(cè)拱腰處。同時(shí)，選定拱肩位置處為另一測(cè)點(diǎn)，通過(guò)拱肩與拱腰位置處受力變形的對(duì)比分析，更加直觀地體現(xiàn)形成裂縫位置處的受力變形，故將儀器同樣布置于對(duì)稱的兩側(cè)拱肩處，如圖7所示。

圖7 橫斷面測(cè)點(diǎn)布置圖

3.2 監(jiān)測(cè)頻率

按照?qǐng)D7埋設(shè)元件，在元件埋設(shè)后，根據(jù)表1的監(jiān)測(cè)頻率用讀數(shù)儀進(jìn)行監(jiān)測(cè)，每一次監(jiān)測(cè)次數(shù)不應(yīng)少于3次，力求監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的可靠和穩(wěn)定，取其平均值作為當(dāng)次數(shù)據(jù)，并將監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)及時(shí)記錄在專用的表格中，通過(guò)相應(yīng)的計(jì)算公式轉(zhuǎn)化為相應(yīng)內(nèi)力。

表1 內(nèi)力監(jiān)測(cè)元件觀測(cè)頻率

Table 1 Observation frequency of internal force monitoring component

項(xiàng)目監(jiān)測(cè)階段/d監(jiān)測(cè)頻率所有項(xiàng)目11 次/2 h2～41 次/4 h5～105 次/1 d>101 次/2 d

4 監(jiān)測(cè)結(jié)果分析

4.1 概述

在1#工作面安裝試驗(yàn)元器件并進(jìn)行相關(guān)監(jiān)測(cè)，由于襯砌裂縫大多在襯砌混凝土澆筑完畢后3 d左右形成，故將所測(cè)數(shù)據(jù)截取為4 d內(nèi)的數(shù)據(jù)進(jìn)行研究分析。對(duì)每一個(gè)元器件均繪制了相關(guān)的時(shí)間-應(yīng)力(應(yīng)變)曲線，且對(duì)每一種元器件在相同橫截面不同位置處(即同一橫截面的拱肩與拱腰位置)均進(jìn)行了相應(yīng)的對(duì)比分析，包括混凝土應(yīng)變對(duì)比分析、鋼筋應(yīng)力對(duì)比分析、混凝土壓力值對(duì)比分析以及表面應(yīng)變值對(duì)比分析。同時(shí)，將所測(cè)得的實(shí)際數(shù)據(jù)與理論計(jì)算所得數(shù)據(jù)進(jìn)行相應(yīng)對(duì)比，看得出的結(jié)論是否一致。由這一系列的對(duì)比，分析出產(chǎn)生裂縫的相關(guān)原因以及結(jié)論，并給出相關(guān)的改進(jìn)方案。

4.2 1/2截面處實(shí)測(cè)分析

4.2.1 1/2截面處鋼筋應(yīng)力

根據(jù)實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)觀察，80%以上的襯砌裂紋均出現(xiàn)在1/2截面附近，故對(duì)該截面進(jìn)行重點(diǎn)監(jiān)測(cè)和分析，端部截面處的監(jiān)測(cè)結(jié)果作為輔助分析。

1/2截面處鋼筋應(yīng)力如圖8所示。6張圖雖具體數(shù)值有所差異，但整體趨勢(shì)基本一致。從圖8中可以看出： 當(dāng)澆筑混凝土剛開(kāi)始時(shí)，由于混凝土聚積在模板臺(tái)車的下部，所以導(dǎo)致初始時(shí)的鋼筋是受拉的，且拉力隨著下部混凝土的增多而有所增大；隨著澆筑混凝土高度的逐漸升高，鋼筋應(yīng)力逐漸由受拉變?yōu)槭軌?，隨后一直承受壓力。

對(duì)于1/2截面處的鋼筋應(yīng)力來(lái)說(shuō)，無(wú)論是在拱肩處受力，還是在拱腰處受力，二者相差不大，拱腰處應(yīng)力值略大于拱肩處應(yīng)力值。在55～60 h應(yīng)力發(fā)生了突變，而混凝土的凝結(jié)硬化時(shí)間也基本在此時(shí)進(jìn)行，這一時(shí)間內(nèi)拉應(yīng)力大于混凝土強(qiáng)度，所以大多數(shù)裂縫均是在此時(shí)出現(xiàn)的。

(a) 右側(cè)拱腰鋼筋應(yīng)力 (b) 左側(cè)拱腰鋼筋應(yīng)力 (c) 右側(cè)拱肩鋼筋應(yīng)力

(d) 左側(cè)拱肩鋼筋應(yīng)力 (e) 右側(cè)拱腰拱肩鋼筋應(yīng)力 (f) 左側(cè)拱腰拱肩鋼筋應(yīng)力

圖8 1/2截面處鋼筋應(yīng)力

Fig. 8 Middle steel bar stress at one-half cross-section

4.2.2 1/2截面處混凝土應(yīng)變

1/2截面處混凝土應(yīng)變?nèi)鐖D9所示。從圖9中可以看出： 混凝土從一開(kāi)始所受的應(yīng)變即為壓應(yīng)變，由于在澆筑混凝土過(guò)程中會(huì)進(jìn)行不斷的振搗，所以混凝土應(yīng)變有起伏變化的情況，但整體上隨著澆筑混凝土的進(jìn)行，混凝土壓應(yīng)變不斷增大；在混凝土澆筑完畢后，可以看到壓應(yīng)變隨著時(shí)間略微減小，這是因?yàn)楫?dāng)拆模后施加在襯砌上的約束減小，混凝土能夠發(fā)生一定程度的自由變形，因此內(nèi)部壓應(yīng)變也相應(yīng)減小。

對(duì)比右側(cè)拱腰與拱肩的混凝土壓應(yīng)變，發(fā)現(xiàn)拱腰處壓應(yīng)變的值遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于拱肩處壓應(yīng)變的值。這是因?yàn)閷?duì)于拱腰處的混凝土存在下方已經(jīng)凝結(jié)硬化完成的矮邊墻對(duì)它的約束，使其幾乎不能產(chǎn)生自由變形，從而其內(nèi)部應(yīng)變會(huì)很大；而拱肩處則缺少這樣的必要約束，導(dǎo)致拱肩處能夠相對(duì)發(fā)生水平移動(dòng)，使其內(nèi)部應(yīng)變減小。正是這樣的差異使得拱腰處的應(yīng)變值遠(yuǎn)大于拱肩處的應(yīng)變值。由于混凝土此時(shí)的強(qiáng)度并未達(dá)到最終強(qiáng)度，一旦應(yīng)變值超過(guò)此時(shí)混凝土的承受范圍，就會(huì)導(dǎo)致拱腰附近的混凝土襯砌開(kāi)裂。

4.2.3 1/2截面處混凝土壓力

1/2截面處混凝土壓力如圖10所示。從圖10中可以看出： 混凝土壓力隨著混凝土的澆筑過(guò)程逐漸增大，在澆筑完成后，混凝土壓力增長(zhǎng)較為迅速，這說(shuō)明混凝土強(qiáng)度在不斷提高；在55～60 h混凝土壓力有所降低，此時(shí)約為混凝土凝結(jié)硬化的時(shí)間，也是拉應(yīng)力大于混凝土強(qiáng)度的時(shí)間，一旦內(nèi)部應(yīng)力應(yīng)變過(guò)大，極易使混凝土產(chǎn)生裂縫。

由于在未回填階段混凝土僅受自重的影響，所以拱腰處混凝土壓力大于拱肩處混凝土壓力。因?yàn)楣把幍幕炷脸惺艿膲毫Ω?，而二者的?qiáng)度基本一致，所以相比于拱肩，拱腰處更容易產(chǎn)生裂縫。

4.2.4 1/2截面處外模臺(tái)車表面應(yīng)變

1/2截面處外模臺(tái)車表面應(yīng)變?nèi)鐖D11所示。從圖11中可以看出： 在澆筑初期，外模臺(tái)車的表面應(yīng)變迅速增大，而后逐漸趨于平穩(wěn)，在拆模之前沒(méi)有了大的波動(dòng)，所以這就要求在澆筑混凝土初期一定要控制澆筑速度，保證施工安全；外模臺(tái)車所受應(yīng)變均為拉應(yīng)變，正是由于襯砌混凝土的不斷澆筑導(dǎo)致外模臺(tái)車發(fā)生輕微的膨脹變形，從而產(chǎn)生了拉應(yīng)變。

對(duì)比左側(cè)拱腰與拱肩處的外模臺(tái)車表面應(yīng)變，可以看出二者并不存在數(shù)值上的顯著差異，拱腰處值略大于拱肩處。

(a) 右側(cè)1/2截面處拱腰混凝土應(yīng)變(b) 右側(cè)1/2截面處拱肩混凝土應(yīng)變 (c) 右側(cè)1/2截面處拱腰拱肩混凝土應(yīng)變

圖9 1/2截面處混凝土應(yīng)變

Fig. 9 Concrete strain at one-half cross-section

(a) 右側(cè)1/2截面處拱腰混凝土壓力 (b) 左側(cè)1/2截面處拱腰混凝土壓力 (c) 右側(cè)1/2截面處拱肩混凝土壓力

(d) 左側(cè)1/2截面處拱肩混凝土壓力 (e) 右側(cè)1/2截面處拱腰拱肩混凝土壓力 (f) 左側(cè)1/2截面處拱腰拱肩混凝土壓力

圖10 1/2截面處混凝土壓力

Fig. 10 Concrete pressure at one-half cross-section

(a) 左側(cè)1/2截面處拱腰外模臺(tái)車表面應(yīng)變 (b) 左側(cè)1/2截面處拱肩外模臺(tái)車表面應(yīng)變 (c)左側(cè)1/2截面處拱腰拱肩外模臺(tái)車表面應(yīng)變

圖11 1/2截面處外模臺(tái)車表面應(yīng)變

Fig. 11 Surface strain of outer model trolley at one-half cross-section

4.3 端部截面處應(yīng)力應(yīng)變實(shí)測(cè)結(jié)果

4.3.1 端部截面處鋼筋應(yīng)力

圖12示出端部截面處鋼筋應(yīng)力圖。6張圖雖具體數(shù)值有所差異，但整體趨勢(shì)基本一致。從圖12中可以看出： 當(dāng)剛開(kāi)始澆筑混凝土?xí)r，由于混凝土聚積在模板臺(tái)車的下部，所以導(dǎo)致初始時(shí)的鋼筋是受拉的，且拉力隨著下部混凝土的增多而有所增大；隨著澆筑混凝土高度的逐漸升高，鋼筋應(yīng)力逐漸由受拉變?yōu)槭軌?，隨后一直承受壓力。

對(duì)于端部截面處的鋼筋應(yīng)力來(lái)說(shuō)，無(wú)論是在拱肩處受力還是在拱腰處受力，二者相差不大，未出現(xiàn)明顯的應(yīng)力差距，拱肩處應(yīng)力值略大于拱腰處應(yīng)力值。在55～60 h應(yīng)力發(fā)生了突變，而混凝土的凝結(jié)硬化時(shí)間也基本在此時(shí)進(jìn)行，同時(shí)也是拉應(yīng)力大于混凝土強(qiáng)度的時(shí)間，這一時(shí)間的變化尤為明顯，所以大多數(shù)裂縫均是在此時(shí)出現(xiàn)的。

4.3.2 端部截面處混凝土應(yīng)變

圖13示出端部截面處混凝土應(yīng)變圖。在監(jiān)測(cè)過(guò)程中，左側(cè)端部截面拱腰處混凝土應(yīng)變計(jì)在監(jiān)測(cè)14 h后發(fā)生了破壞，因此未能測(cè)得14 h后的相應(yīng)數(shù)值。從圖13中可以看出： 無(wú)論是左側(cè)還是右側(cè)，在澆筑前期拱腰處混凝土均為拉應(yīng)變，雖然混凝土不能承受拉力，但此時(shí)為混凝土澆筑初期，強(qiáng)度尚未成型，即使存在拉應(yīng)變，對(duì)后期混凝土強(qiáng)度也不會(huì)產(chǎn)生太大的影響；隨著澆筑過(guò)程的不斷進(jìn)行，拱腰處的拉應(yīng)變不斷減小，最后趨于0。

(a) 右側(cè)端部拱腰鋼筋應(yīng)力 (b) 左側(cè)端部拱腰鋼筋應(yīng)力 (c) 右側(cè)端部拱肩鋼筋應(yīng)力

(d) 左側(cè)端部拱肩鋼筋應(yīng)力 (e) 右側(cè)端部拱腰拱肩鋼筋應(yīng)力 (f) 左側(cè)端部拱腰拱肩鋼筋應(yīng)力

圖12 端部截面處鋼筋應(yīng)力

Fig. 12 Reinforcement axial force at end cross-section

4.3.3 端部截面處混凝土壓力

圖14示出端部截面處混凝土壓力圖。從圖14中可以看出： 混凝土壓力隨著混凝土的澆筑過(guò)程整體上逐漸增大；在澆筑前期，混凝土壓力迅速增長(zhǎng)，而后較為平緩；在澆筑完成后，混凝土壓力增長(zhǎng)較為迅速，這說(shuō)明混凝土強(qiáng)度在不斷提高；在55～60 h混凝土壓力有所降低，也是拉應(yīng)力大于混凝土強(qiáng)度的時(shí)間，一旦內(nèi)部應(yīng)力應(yīng)變過(guò)大，極易使混凝土產(chǎn)生裂縫。

由于在未回填階段混凝土僅受自重的影響，所以拱腰處混凝土壓力大于拱肩處混凝土壓力。因?yàn)楣把幍幕炷脸惺艿膲毫Ω?，而二者的?qiáng)度基本一致，所以相比于拱肩，拱腰處更容易產(chǎn)生裂縫，且55～60 h是裂縫形成的高發(fā)期。

4.3.4 端部截面處外模臺(tái)車表面應(yīng)變

圖15示出端部截面處外模臺(tái)車表面應(yīng)變圖。從圖15中可以看出： 在澆筑初期，外模臺(tái)車的表面應(yīng)變迅速增大，而后逐漸趨于平穩(wěn)，在拆模之前沒(méi)有了大的波動(dòng)，這就要求在澆筑混凝土的初期一定要控制澆筑速度，保證施工安全；拱腰處外模臺(tái)車所產(chǎn)生的應(yīng)變均為拉應(yīng)變，而拱肩處外模臺(tái)車所產(chǎn)生的應(yīng)變則為壓應(yīng)變。正是由于襯砌混凝土的不斷澆筑導(dǎo)致外模臺(tái)車發(fā)生輕微變形，而拱腰處的混凝土壓力值遠(yuǎn)大于拱肩處的混凝土壓力值，這就使得拱腰處的變形更大，所以產(chǎn)生了拉應(yīng)變。

(a) 右側(cè)端部拱腰混凝土應(yīng)變 (b) 左側(cè)端部拱腰混凝土應(yīng)變 (c) 右側(cè)端部拱肩混凝土應(yīng)變

(d) 左側(cè)端部拱肩混凝土應(yīng)變 (e) 右側(cè)端部拱腰拱肩混凝土應(yīng)變 (f) 左側(cè)端部拱腰拱肩混凝土應(yīng)變

圖13 端部截面處混凝土應(yīng)變

Fig. 13 Concrete strain at end cross-section

(a) 右側(cè)端部拱腰混凝土壓力 (b) 左側(cè)端部拱腰混凝土壓力 (c) 右側(cè)端部拱肩混凝土壓力

(d) 左側(cè)端部拱肩混凝土壓力 (e) 右側(cè)端部拱腰拱肩混凝土壓力 (f) 左側(cè)端部拱腰拱肩混凝土壓力

圖14 端部截面處混凝土壓力

Fig. 14 Concrete pressure at end cross-section

(a) 右側(cè)端部拱腰外模臺(tái)車表面應(yīng)變 (b) 左側(cè)端部拱腰外模臺(tái)車表面應(yīng)變 (c)右側(cè)端部拱肩外模臺(tái)車表面應(yīng)變

(d) 左側(cè)端部拱肩外模臺(tái)車表面應(yīng)變 (e) 右側(cè)端部拱腰拱肩外模臺(tái)車表面應(yīng)變 (f) 左側(cè)端部拱腰拱肩外模臺(tái)車表面應(yīng)變

圖15 端部截面處外模臺(tái)車表面應(yīng)變

Fig. 15 Surface strain of outer model trolley at end cross-section

4.4 1/2截面與端部截面數(shù)值對(duì)比

4.4.1 鋼筋應(yīng)力圖對(duì)比

圖16示出拱腰及拱肩端部截面與1/2截面鋼筋應(yīng)力對(duì)比圖。從圖16中可以看出，環(huán)向鋼筋應(yīng)力無(wú)論是1/2截面還是端部截面數(shù)值相差不大，趨勢(shì)也基本一致，說(shuō)明在隧道環(huán)向方向上受力并不是使隧道產(chǎn)生裂縫的決定性因素，從現(xiàn)場(chǎng)裂縫的方向均為環(huán)向裂縫也證明了這一點(diǎn)。

4.4.2 混凝土應(yīng)變圖對(duì)比

圖17示出拱腰及拱肩端部截面與1/2截面混凝土應(yīng)變對(duì)比圖。從圖17中可以看出，拱腰處1/2截面混凝土所受的壓應(yīng)變遠(yuǎn)大于端部截面壓應(yīng)變，而拱肩處則是端部截面壓應(yīng)變遠(yuǎn)大于1/2截面壓應(yīng)變。

(a) 右側(cè)1/2截面與端部截面拱腰鋼筋應(yīng)力圖 (b) 左側(cè)1/2截面與端部截面拱腰鋼筋應(yīng)力圖

(c) 左側(cè)1/2截面與端部截面拱肩鋼筋應(yīng)力圖 (d) 左側(cè)1/2截面與端部截面拱肩鋼筋應(yīng)力圖

圖16 1/2截面與端部截面鋼筋應(yīng)力圖對(duì)比

Fig. 16 Comparison of axial force between one-half cross-section and end cross-section

(a) 右側(cè)1/2截面與端部截面拱腰混凝土應(yīng)變 (b) 右側(cè)1/2截面與端部截面拱肩混凝土應(yīng)變 (c) 左側(cè)1/2截面與端部截面拱肩混凝土應(yīng)變

圖17 1/2截面與端部截面混凝土應(yīng)變圖對(duì)比

Fig. 17 Comparison of concrete strain between one-half cross-section and end cross-section

4.4.3 混凝土壓力圖對(duì)比

圖18示出拱腰及拱肩端部截面與1/2截面混凝土壓力對(duì)比圖。從圖18中可以看出，對(duì)于拱腰位置，兩側(cè)的情況出現(xiàn)了一些差異，右側(cè)1/2截面混凝土壓力較大，而左側(cè)端部截面混凝土壓力較大。對(duì)于拱肩位置，左右兩側(cè)均是端部混凝土壓力較大，而1/2截面混凝土壓力較小。

4.4.4 外模臺(tái)車表面應(yīng)變圖對(duì)比

圖19示出左側(cè)拱腰及拱肩端部截面與1/2截面外模臺(tái)車表面應(yīng)變對(duì)比圖。從圖19中可以看出： 無(wú)論拱肩還是拱腰處，1/2截面的表面應(yīng)變均大于端部截面，只是拱腰處二者均為拉應(yīng)變，而拱肩處端部為壓應(yīng)變，故拱肩處外模臺(tái)車表面應(yīng)變絕對(duì)值相差不大。

(a) 右側(cè)1/2截面與端部截面拱腰混凝土壓力 (b) 左側(cè)1/2截面與端部截面拱腰混凝土壓力

(c) 右側(cè)1/2截面與端部截面拱肩混凝土壓力 (d) 左側(cè)1/2截面與端部截面拱肩混凝土壓力

圖18 1/2截面與端部截面混凝土壓力圖對(duì)比

Fig. 18 Comparison of concrete pressure between one-half cross-section and end cross-section

(a) 左側(cè)1/2截面與端部截面拱腰外模臺(tái)車表面應(yīng)變 (b) 左側(cè)1/2截面與端部截面拱肩外模臺(tái)車表面應(yīng)變

圖19 1/2截面與端部截面外模臺(tái)車表面應(yīng)變圖對(duì)比

Fig. 19 Comparison of surface strain of outer model trolley between one-half cross-section and end cross-section

5 結(jié)論與建議

1)隧道襯砌裂紋均出現(xiàn)在1/2截面附近的矮邊墻上部及起拱線以下位置，且均為環(huán)向裂紋，這說(shuō)明混凝土內(nèi)部的應(yīng)力應(yīng)變沿隧道縱向發(fā)生變化。

2)通過(guò)數(shù)值計(jì)算與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比分析，無(wú)論是鋼筋應(yīng)力、混凝土應(yīng)變，還是混凝土壓力值，拱腰處均大于拱肩處，當(dāng)兩者混凝土強(qiáng)度大致相同的情況下，拱腰處更易形成裂縫。

3)監(jiān)測(cè)期間混凝土強(qiáng)度尚未完成，在強(qiáng)度升高的過(guò)程中又伴隨著大量水化熱的生成，混凝土襯砌在水化熱峰值臨界點(diǎn)后逐漸降溫，此過(guò)程會(huì)引起混凝土的收縮變形。對(duì)于矮邊墻上部及起拱線以下的混凝土來(lái)說(shuō)，其降溫產(chǎn)生的收縮變形會(huì)受到矮邊墻鋼筋剪力的約束，使其不能發(fā)生水平位移，內(nèi)部的應(yīng)力應(yīng)變有所增加，當(dāng)混凝土本身的強(qiáng)度不足以抵抗內(nèi)部的應(yīng)力應(yīng)變時(shí)，就會(huì)導(dǎo)致混凝土開(kāi)裂。但上部幾乎不受環(huán)向鋼筋剪力影響，可自由發(fā)生水平位移，內(nèi)部應(yīng)變減小，故不會(huì)形成裂紋。這是隧道襯砌邊墻以上至起拱線附近發(fā)生裂紋而上部沒(méi)有發(fā)生裂紋的主要原因。

4)建議在矮邊墻至起拱線之間增設(shè)縱向鋼筋，以此來(lái)抵抗混凝土內(nèi)部的應(yīng)力應(yīng)變，從而使襯砌裂紋不再形成，提高襯砌結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和安全性。

5)根據(jù)計(jì)算結(jié)果以及現(xiàn)場(chǎng)襯砌裂紋出現(xiàn)的位置，建議在外模拆除后及時(shí)回填混凝土至起拱線位置，增加外側(cè)約束，終凝后再拆除內(nèi)模，可較好控制結(jié)構(gòu)受力變形，加快施工進(jìn)度。