斷面扁平隧道結構套拱加固效果分析*

朱 波，馮 勁，鄒春賢，劉學增，桑運龍,4，孫 州,4

(1.武義縣交通運輸局，浙江 金華 321200；2.浙江省交通規劃設計研究院有限公司，浙江 杭州 310031；3.上海同巖土木工程科技股份有限公司，上海 200092；4.上海地下基礎設施安全檢測與養護裝備工程技術研究中心，上海 200092)

0 引言

隨著我國公路隧道養護里程及運營年限的不斷增加，隧道裂縫等結構病害問題日益突出，嚴重威脅隧道結構運營安全，隧道結構開裂問題[1-3]及隧道結構加固方法受到眾多學者關注。

在裂縫研究方面，黃宏偉等[4]采用擴展有限元分析了襯砌結構裂縫分布規律、擴展過程和發生機制；王建秀等[5]結合雙連拱公路隧道分析認為，結構偏壓荷載、不均勻沉降、不合理的施工工序及混凝土溫度是隧道產生裂縫的主要原因。在隧道結構加固方法方面，秦洲等[6]闡述了公路隧道襯砌不同加固方法及相應的加固關鍵技術，劉學增等[7]采用模型試驗分析了不同損傷狀態下襯砌套拱加固構件變形特征、破壞模式及加固效果，劉燕鵬等[8]分析了采用復合式套拱加固方法對六盤山裂損襯砌進行加固可行。李曉琴等[9]研究了豎向松弛地壓作用下兩車道公路隧道襯砌采用ECC，R/ECC，RC 3種套拱加固方案下不同損傷襯砌的力學行為和加固效果。但對于偏壓荷載作用下斷面扁平隧道套拱加固結構開裂損傷演化機制與加固效果的研究相對較少。

本文采用塑性損傷與擴展有限元(XFEM)計算模型對比分析了偏壓荷載作用下斷面扁平隧道結構加固前后受力變形特征損傷演化過程和裂縫擴展規律，分析了隧道疊合式套拱結構對原結構承載特性的影響。

1 工程概況

浙江武義白陽山隧道2005年建成通車，運營已達15年，隧道采用單洞雙向行駛模式穿過白陽山，長度為480m，埋深為0～110m，隧道進出口洞門為端墻式，明洞為現澆鋼筋混凝土等截面曲墻式襯砌結構，暗洞襯砌結構按新奧法原則采用復合式單圓曲墻襯砌。采用錨桿、鋼筋網及噴射混凝土等進行初期支護，二次襯砌采用混凝土襯砌結構，兩層間設置防水層。隧道穿越全～強風化凝灰質砂巖，節理、裂隙發育，圍巖穩定性一般～較差，同時水量較豐富，隨季節性變化，進洞口段左邊地勢高、右邊地勢低，如圖1所示。

圖1 白陽山隧道進洞口

2 計算模型與參數選取

2.1 數值計算模型

基于白陽山V級圍巖洞口偏壓段運營隧道，采用荷載結構法建立三維有限元計算模型，地層抗力通過只受壓不能受拉的非線性彈簧模擬，地層抗力系數為150MPa/m，結合白陽山隧道洞口段地質條件、隧道結構左拱腰病害特征及JTG 3370.1—2018《公路隧道設計規范》[8]中偏壓隧道襯砌荷載計算方法，將隧道外部荷載簡化為左拱腰45°范圍內荷載為251kPa，拱頂和邊墻為58.2kPa的初始荷載，如圖2所示。

圖2 數值計算模型

隧道斷面寬1 341cm、高934cm，襯砌厚45cm，套拱厚30cm，軸向長度取10m，高跨比為0.69，為典型的斷面扁平隧道，如圖3所示，不考慮鋼筋和混凝土間的黏結滑移，鋼筋嵌入混凝土中，原結構與套拱間采用共結點方式模擬，采用“追蹤單元”模擬套拱的加固時機，追蹤套拱加固前原結構的變形形態，隧道前、后面施加水平約束，研究偏壓荷載作用下斷面扁平隧道結構加固前后受力損傷演化機制與疊合式套拱結構加固效果。

圖3 隧道斷面尺寸(單位：m)

2.2 模型參數

表1 力學參數

2.3 計算工況

計算工況如表2所示。

表2 計算工況

3 扁平隧道結構破壞及裂縫擴展過程分析

3.1 扁平隧道結構破壞分析

偏壓荷載作用下，隧道結構整體表現為左拱腰斜向壓縮，左邊墻、右拱腰向外擴張的變形形態，如圖4所示，鋼筋發生屈服時，隧道左拱腰部位沉降為63.66mm，邊墻收斂為17.84mm。

圖4 隧道結構變形

荷載與混凝土結構應力關系曲線如圖5所示，隨著荷載增加，隧道左拱腰內側、左邊墻外側、右拱腰外側等部位混凝土依次達到抗拉強度，結構發生開裂；隨后，左拱腰外側、左邊墻內側、右拱腰內側、右拱腳內側等部位混凝土達到抗壓強度發生屈服。

圖5 荷載與混凝土結構應力關系曲線

結合隧道結構受力變形特征，隧道破壞過程總體可分為結構彈性變形階段、隧道左拱腰內側開裂～左拱腰外側壓屈、隧道左拱腰外側壓屈～右拱腳內側壓屈及隧道右拱腳內側壓屈～隧道結構鋼筋屈服4個階段(見圖6)。

圖6 隧道結構最小主應力

3.2 扁平隧道結構裂縫擴展過程分析

扁平隧道結構偏壓荷載與裂縫擴展關系曲線如圖7所示，結合鋼筋受力過程與裂縫擴展特征，可將裂縫擴展分為無裂縫的彈性受力、裂縫沿深度方向快速擴展、裂縫緩慢擴展～結構壓屈及裂縫快速張開～結構破壞4個階段。

圖7 荷載與裂縫擴展關系曲線

4 扁平隧道結構疊合式套拱加固效果分析

4.1 套拱加固前后變形特性對比分析

從結構安全角度考慮，以左拱腰內側鋼筋抗拉強度達到400MPa時的外部荷載作為原結構的破壞荷載，為950kPa，取原結構破壞荷載的50%(中等破損狀態)作為加固點對比分析加固前后隧道結構的變形特性。套拱加固前后隧道結構整體均表現為左拱腰斜向壓縮，左邊墻、右拱腰向外擴張的變形形態，套拱加固前后隧道結構變形曲線如圖8所示。

圖8 套拱加固前后結構變形曲線

由圖8可知，未進行套拱加固前，原結構與套拱加固結構左拱腰沉降曲線及邊墻收斂曲線完全重合，套拱加固時，原結構左拱腰內側裂縫深度為22.5cm，沉降24.6mm，邊墻收斂8.2mm，左邊墻內側開始出現壓屈現象，隨后原結構的變形斜率逐漸增大，沉降速率為0.068mm/kPa，結構剛度逐漸減小，套拱加固結構沉降速率為0.024mm/kPa，相同荷載作用下，套拱加固結構變形速率相比于原結構減小64.7%，套拱加固后鋼筋屈服時左拱腰沉降為90.1mm，邊墻收斂為29.4mm。

4.2 套拱加固前后受力特性與破壞過程對比分析

套拱加固前后隧道結構混凝土壓應力曲線如圖9所示，套拱加固前，套拱加固結構左拱腰外側、右拱腰內側及右拱腳內側混凝土壓應力曲線與原結構完全重合；套拱加固后，相比于原結構在相同荷載作用下加固結構混凝土應力明顯降低，右拱腰內側壓屈荷載由535kPa提高至1 621kPa，右拱腳內側壓屈荷載由835kPa提高至1 840kPa。

圖9 套拱加固前后隧道結構混凝土壓應力曲線

隧道結構的破壞順序由原來的隧道左拱腰外側、左邊墻內側、右拱腰內側、右拱腳內側依次發生屈服轉變為隧道左拱腰外側壓屈、左邊墻內側屈服、套拱左拱腰內側開裂、套拱鋼筋受拉屈服、右拱腰內側壓屈，套拱在結構承載和破壞機制上發揮了重要作用。

偏壓荷載作用下，套拱加固前后隧道結構鋼筋應力曲線如圖10所示。由圖10可知，原結構鋼筋應力主要分為緩慢增長、快速增長、屈服3個階段，套拱加固后鋼筋應力分為緩慢增長、快速增長、應力調整與屈服4個階段。

圖10 套拱加固前后隧道結構鋼筋應力曲線

分析其原因，主要是因為原結構開裂前，隧道結構應力水平較低，原結構開裂后，裂縫沿深度方向快速擴展，裂縫寬度隨著深度的增加而減小，結構抗拉強度主要由鋼筋承受，鋼筋應力迅速增加，隨著外部荷載的增加，鋼筋發生屈服；套拱加固后，結構外部荷載由隧道結構與套拱共同承受，原結構鋼筋應力相比于加固前增加速率明顯減小，左拱腰內側套拱鋼筋應力快速增加，結構整體剛度明顯提高。

4.3 套拱加固前后承載性能與破壞形態對比分析

偏壓荷載作用下，扁平隧道結構加固前后破壞狀態如圖11所示。由圖11可知，隧道結構加固前后破壞形態基本一致，隧道襯砌整體上表現為“左拱腰向內塌陷，左邊墻、右拱腰向外擴張”的破壞形態。左拱腰內側、左邊墻外側及右拱腰外側是決定結構是否發生破壞的關鍵控制部位，應加強這3個部位的配筋，提高偏壓荷載結構的承載力。

圖11 隧道結構破壞形態

原結構破壞時裂縫深度為22.5cm，裂縫表現為“Λ”形態，疊合式套拱結構破壞時，首先表現為套拱裂縫貫通達30cm，然后套拱鋼筋、原結構鋼筋相繼發生屈服，套拱加固后的原結構裂縫也呈現“Λ”形態，張開度比未加固結構小。

套拱加固前后隧道結構承載性能對比分析如表3所示，套拱加固后破壞荷載1 946kPa，是原結構破壞荷載的2.04倍，套拱加固后結構承載力大幅度提高，有效改善了原結構的承載性能，套拱加固效果明顯。

表3 套拱加固前后承載性能對比分析

5 結語

依托浙江白陽山運營隧道洞口段現場實際地質條件研究了偏壓荷載作用下斷面扁平隧道結構加固前后受力損傷演化機制，對比分析了隧道結構套拱加固的承載性能與加固效果，得到以下結論。

1)偏壓荷載作用下，套拱加固前后隧道均表現為“左拱腰向內塌陷，左邊墻、右拱腰向外擴張”的破壞形態，左拱腰內側、左邊墻外側及右拱腰外側是決定結構是否發生破壞的關鍵控制部位，結構破壞過程依次是隧道左拱腰內側、左邊墻外側、右拱腰外側等部位混凝土依次達到抗拉強度發生開裂，隨后左拱腰外側、左邊墻內側、右拱腰內側等部位混凝土受壓發生屈服，最后導致結構失去承載力發生破壞。

2)套拱加固后，結構外部荷載由隧道結構與套拱共同承受，原結構鋼筋應力相比于加固前增加速率明顯減小，套拱內鋼筋應力快速增加，套拱結構裂縫張開度比未加固結構小，裂縫寬度隨著深度的增加而減小，呈現“Λ”形態。

3)取原結構破壞荷載的50%(中等破損狀態)作為加固點，套拱加固后，結構沉降速率為0.024mm/kPa，相比于原結構變形速率減小64.7%，結構剛度明顯提高，疊合式套拱加固結構是原結構破壞荷載的2.04倍，套拱加固后結構承載力大幅度提高，有效改善了原結構的承載性能，套拱加固效果顯著。

本文分析了偏壓荷載作用下斷面扁平隧道結構加固前后受力損傷演化機制與疊合式套拱結構加固效果，針對套拱加固結構的承載力計算方法還有待進一步研究，后續結合模型試驗開展研究。