孙超杰,岳 健,刘瑞康,李沣展

(湖南科技大学 土木工程学院,湖南 湘潭 411201)

采用矿山法开挖与复合式衬砌的河底浅埋小净距公路隧道目前在国内尚属罕见,但应用前景非常广阔.目前虽然已有学者对这类隧道的围岩与初衬的受力性状进行了研究,但对二次衬砌的受力性状研究较少,关于汽车荷载对这类隧道二次衬砌受力性状的影响分析更是少见[1～4].在设计这类特殊隧道的二次衬砌(以下简称为二衬)时,相比一般隧道要多考虑水浮力的影响,因此需采用特殊的设计思路.本文针对这类特殊隧道,以浏阳河公路隧道为工程背景,研究服役期汽车荷载作用在洞内下部结构上时对二衬受力性状的影响.首先,考虑到隧道施工过程对服役性能有影响,建立反映施工过程的三维渗流应力耦合数值模型;其次,验证数值模型具有参考价值;最后,对比分析服役期不同汽车荷载对二衬受力性状的影响规律,并且剖析原因,对这类特殊隧道的二衬设计提出相关建议.

1 工程概况与模型建立

浏阳河公路隧道单洞横断面如图1所示.单洞开挖宽度B 为11.9 m,开挖高度为10.4 m,隧道衬砌采用复合式衬砌,初期支护采用“全环封闭的型钢拱架+厚度为25 cm 的C25 喷射混凝土”;二衬采用全环封闭的C35 防水钢筋混凝土,拱墙二衬的厚度为50 cm,仰拱二衬的厚度为60 cm;复合式衬砌外为厚5.5 m的超前注浆加固圈,河底岩土覆盖层厚度为14 m.建立三维应力渗流耦合有限元模型,模型整体如图2所示,细部网格划分及二衬截面的网格划分如图3所示.整体模型宽200 m,高150 m,纵向长36 m.模型共计约24.7 万个单元,24.6 万个节点.根据地质勘察报告与相关规范[5],选定本构模型与计算参数见表1.

图1 单洞横断面示意图

图2 模型整体

图3 细部网格及单洞二衬网格划分

表1 材料的计算参数

双洞均采用上下台阶法开挖,数值模拟分为若干环节,见表2.每个模拟环节都包括三个小的施工步:应力步、渗流步和应力渗流耦合步.每一个模拟环节都对应一个河水位,也就都对应一个模型顶面的总水头值和静水压力.模型顶面的总水头边界用下式来表示:其中hw为模型顶面的总水头,单位为m;hb为不同施工阶段河水位,见表2;hd为模型顶面高程,取22 m;hc为模型高度,取150 m.河水深度即为河水位与模型顶面高程的差值,算出相应的静水压力施加到模型顶面上.本文的河水位一律采用吴淞高程表示.

表2 模拟环节描述

模型顶面为河水与岩土的交界面,模型顶边界的位移自由,其余界面均约束法向位移.与河水接触的模型顶面设置为透水边界,由于模型足够大,其余界面均设为不透水界面.在初衬施作之后、二衬施作之前,水可以渗透过初衬流入洞内,此时将临空的初衬内表面压力水头设为0;当外裹防水板、防水性能好的二衬全环封闭后,二衬作为新的临空面设为不透水边界,同时取消初衬内表面的0 压力水头设置.最终建成考虑应力—稳态渗流耦合的三维数值模型.渗流应力耦合的原理见文献[2].

2 模型的验证

现场使用全站仪测出该断面初衬拱顶的竖向位移.图4对比了施作二衬之前,双洞典型断面初衬拱顶竖向位移的数值模拟结果与现场实测结果.由于现场施工情况和水渗流情况都更为复杂,导致数值模拟结果与现场实测结果存在一定的差距,但从总体上看,二者相差不大,在允许的差别范围内,表明本文建立的数值模型具有一定的参考价值.

图4 初衬竖向位移的对比(双洞净距1.9B)

验证数值模型具有参考价值后,考虑到双洞原1.9 B 净距太过于保守,以后同类隧道可能要进行净距减小优化,因此以下的数值模拟结果分析都采用1.0 B 净距的情况.本文设置了汽车荷载为0 kPa（无汽车荷载）、10 kPa、20 kPa、30 kPa 共4 种工况，依据相关参考文献[6,7],汽车荷载采用均布荷载的方式直接施加在这类特殊隧道的下部结构上,如图3所示.

3 计算结果分析

数值模拟结果表明竖向汽车荷载对二衬的水平位移影响很小;二衬的混凝土材料抗压能力强,数值模拟结果表明二衬的最小主应力均远小于设计抗压强度,但二衬的抗拉能力弱;因篇幅所限,本文只分析二衬竖向位移、二衬最大主应力与二衬背后的水压力.

3.1 二衬的竖向位移

需要说明的是,二衬沿环向与纵向封闭并进入服役期后,渗水会逐渐由地势低处向高处聚集回升,在水浮力的作用下,二衬相对于初始位置上升,因此施工期结束后的二衬竖向位移都是正值.图5与图6分别给出了双洞上下二衬的竖向位移在不同汽车荷载下的环向分布情况.分析可知:(1)双洞上部二衬竖向位移与汽车荷载呈现线性关系.随着汽车荷载从无到有并且逐渐增大,上部二衬的竖向位移逐渐减小,即上部二衬上升量逐渐减小,汽车荷载每增大10 kPa,上部二衬上升量减小约0.12 mm.(2)双洞下部二衬竖向位移与汽车荷载也呈现线性关系.随着汽车荷载从无到有并且逐渐增大,下部二衬的竖向位移逐渐减小,即下部二衬上升量逐渐减小,汽车荷载每增大10 kPa,下部二衬上升量减小约0.14 mm.(3)汽车荷载对下部二衬竖向位移的影响略大于上部二衬,汽车荷载每增大10 kPa,下部二衬竖向位移减小量比上部二衬大0.02 mm.(4)汽车荷载对于全环二衬竖向位移的影响关于中夹岩中线对称,但关于单洞中线并不对称.汽车荷载对靠近中夹岩侧二衬的竖向位移的影响略大于对远离中夹岩侧二衬的竖向位移的影响,汽车荷载每增大10 kPa,靠近中夹岩侧二衬的竖向位移减小量比远离中夹岩侧二衬的竖向位移减小量大0.02 mm.

图5 双洞上部二衬竖向位移在不同汽车荷载下的环向分布情况

图6 双洞下部二衬竖向位移在不同汽车荷载下的环向分布情况

3.2 二衬的最大主应力

图7与图8分别给出了双洞上下二衬的最大主应力在不同汽车荷载下的环向分布情况.分析可知:(1)随着汽车荷载从无到有并且逐渐增大,二衬拱顶附近的最大主应力逐渐减小.无汽车荷载时约为306 kPa,汽车荷载每增大10 kPa,二衬拱顶的最大主应力减小约0.3 kPa.由此可见,汽车荷载对于上部二衬最大主应力的影响是非常小的,以致于曲线都重合在一起.(2)与上部二衬相比,汽车荷载对二衬最大主应力的影响主要在于下部二衬.除了边墙个别单元,下部二衬最大主应力与汽车荷载呈现线性关系.随着汽车荷载从无到有并且逐渐增大,底部二衬的最大主应力逐渐减小,无汽车荷载时约为365 kPa,汽车荷载每增大10 kPa,底部二衬最大主应力减小约8 kPa.(3)比较二衬各个单元的最大主应力,选取其中的最大正值规定为二衬的最大拉应力.从全环二衬来看,最大拉应力发生在靠近中夹岩侧边墙下方1 m处.随着汽车荷载从无到有并且逐渐增大,二衬的最大拉应力逐渐减小,无汽车荷载时为677 kPa,汽车荷载每增大10 kPa,二衬最大拉应力减小约4 kPa.

图7 双洞上部二衬最大主应力在不同汽车荷载下的环向分布情况

图8 双洞下部二衬最大主应力在不同汽车荷载下的环向分布情况

由图6和图8可以看出,双洞下部二衬的竖向位移和最大主应力在两侧边墙下方约1.5 m 处有一个明显的突变,分析其原因可能有以下三点:(1)拱墙二衬和仰拱二衬是错开一段时间分别浇筑的,二者并没有同时承载;(2)拱墙二衬和仰拱二衬的厚度相差10 cm,在厚度上存在一个过渡性的变化;(3)从二衬截面的几何形状上来看,此处恰好是连接拱墙二衬与仰拱二衬的一段小圆弧,形状特殊且受力不均匀.

3.3 二衬背后的水压力

图9与图10 分别给出了双洞上下二衬背后水压力在汽车荷载为30 kPa 时的环向分布情况.分析可知:拱顶部位二衬背后的水压力是最小的,为312 kPa;水压力沿边墙到拱底逐渐增大,仰拱底处二衬背后的水压力最大,为409 kPa.

图9 双洞上部二衬背后水压力在汽车荷载30 kPa 时的环向分布情况

图10 双洞下部二衬背后水压力在汽车荷载30 kPa 时的环向分布情况

4 结论

(1)考虑到隧道施工过程对服役性能有影响,建立反映施工过程的三维渗流应力耦合数值模型;通过对比初衬拱顶竖向位移的现场实测结果和数值模拟结果,表明数值模拟结果具有参考价值.

(2)双洞靠近中夹岩侧二衬的竖向位移略大于远离中夹岩侧二衬的竖向位移.

(3)随着汽车荷载从无到有并且逐渐增大,双洞二衬的上浮量逐渐减小,双洞二衬的最大拉应力也逐渐减小,施加汽车荷载可以降低隧底较大水浮力的影响.从这些角度考虑,静力计算最危险的情况为不考虑内部汽车荷载的情况,以最危险的情况计算设计出的二衬结构最安全.

(4)汽车荷载对下部二衬的影响要比对上部二衬的影响大.建议类似隧道采取以下措施减小甚至消除汽车动荷载产生的不利影响:①仰拱二衬比拱墙二衬加厚10 cm;②采用同一种高强度防水混凝土,把仰拱二衬与仰拱填充浇筑成为一个整体;③提高路面材料的抗冲击性能.在采取上述措施后,采用荷载结构法或者地层结构法对二衬进行静力计算,静力计算时不考虑内部汽车荷载,最后求出二衬的内力或应力,进行钢筋配置.

(5)浏阳河公路隧道已经建成并且安全服役了10年,实践证明本文提出的建议具有一定参考价值.