復合式連拱隧道曲中墻施工力學行為時空演化規律

徐 晴， 張素磊, ， *， 劉 昌， 張國棟， 陳德剛

(1. 青島理工大學土木工程學院， 山東 青島 266033； 2. 青建集團股份公司， 山東 青島 266071；3. 北京交通大學 城市與地下工程教育部重點實驗室， 北京 100044)

0 引言

我國早期修建的連拱隧道主要為整體式直中墻形式，由于復合式中墻連拱隧道具有相對完善的防排水系統，已逐步應用于隧道工程。由于隧道施工過程中力學演化規律復雜[1-4]，中隔墻作為連拱隧道主要承載結構，其力學特性決定了隧道結構的穩定性，因此近年來中隔墻一直是研究的重點和熱點。

國內外學者主要采用現場監測、數值分析及模型試驗等方法對中隔墻力學特性展開研究。例如： 邱軍領等[5]基于現場試驗對黃土地區某整體式連拱隧道中隔墻內力進行了系統測試，其研究成果對黃土地區連拱隧道設計、施工具有重要參考價值； 丁智等[6]通過現場監測獲取了施工各階段中隔墻不同部位應力分布特征，指出中隔墻中部為受力薄弱位置； 楊果林等[7]依托某公路雙連拱隧道對中隔墻主筋軸力及基底壓力進行了監測，提出隧道主洞上臺階開挖引起的圍巖卸載是造成中隔墻內力增大的主要因素； 周丁恒等[8]針對淺埋大斷面連拱隧道探討了不同施工階段直中墻軸力變化規律，研究表明連拱隧道繁瑣的施工工序是造成中墻內力變化的重要原因； 邱長林等[9]基于室內模型試驗，對施工階段連拱隧道直中墻應力分布規律進行了分析； 瞿永等[10]介紹了一種中隔墻主應變監測新方法，發現中隔墻應力主要為圍巖荷載引起的豎向應力； 胡長明等[11]通過數值分析，從力學機理層面分析了掌子面縱向間距及仰拱開挖長度等施工參數對中隔墻穩定性的影響機制； Yang等[12]基于室內試驗模擬，指出連拱隧道中隔墻頂部是保證結構穩定性的重點關注部位； Lai等[13]建立地震反應模型，分析了中隔墻的抗震特性； Yan等[14]通過現場監測結果發現靠近中隔墻一側初期支護與圍巖之間的接觸壓力小于其他部位； Zhang等[15]分析了中隔墻背后空洞條件下連拱隧道結構力學特性，結果表明中隔墻底部為結構最薄弱部位。綜上，關于施工階段中隔墻內力的研究已取得較豐碩的成果，對于指導連拱隧道的施工具有重要意義。

連拱隧道非對稱施工會導致中隔墻承受顯著的偏壓，例如： 曾憲營等[16]對施工階段連拱隧道中隔墻頂部壓力進行了監測，分析后發現中隔墻始終存在向先行洞一側的彎矩； 李建宇等[17]通過現場監測發現連拱隧道非對稱施工導致鋼筋軸力呈非對稱分布； Huang等[18]通過對非對稱地層連拱隧道現場監測，發現中隔墻承受小偏壓荷載一側裂縫擴展更為嚴重； Wang等[19]結合現場監測結果發現，中隔墻應力經多次施工轉換后具明顯偏壓特征； 楊果林等[20]指出施工期間中隔墻偏轉降低了隧道穩定性； 夏永旭等[21]采用線彈性應變計算模型，分析了中隔墻在隧道開挖過程中的偏轉變形效應； 邱明明等[22]發現隧道先開挖一側更易引起曲中墻結構破壞； 王勝輝等[23]研究發現連拱隧道非對稱開挖使得直中墻承受較大的偏心荷載； Li等[24]分析得出中隔墻部位應力分布具有復雜性及非對稱性的特點。

綜上可見，連拱隧道非對稱施工會造成中隔墻承受顯著偏壓現象，惡化了隧道結構力學特性。然而，目前關于連拱隧道的研究主要集中在中隔墻應力分布規律及變形特征方面，而曲中墻施工階段的力學狀態決定著連拱隧道的施工安全性，卻未見關于隧道開挖時空效應及中隔墻自身構造對曲中墻應力分布及偏壓效應影響的研究。為彌補既有研究不足，依托在建復合式曲中墻連拱隧道，采用數值分析及現場監測等方法對施工階段曲中墻應力演化規律及偏壓效應進行系統分析； 在此基礎上，分別就連拱隧道主洞開挖步距及中隔墻自身厚度對曲中墻偏壓效應影響機制進行剖析，以期為復合式曲中墻連拱隧道的設計及施工提供參考。

1 工程概況

本文所依托的隧道工程位于浙江省杭州市淳安縣，隧道為雙向4車道，起訖里程為K38+613～+994，全長381 m，最大埋深60 m，設計時速80 km，隧道凈高10.35 m，總跨度24.56 m。隧道位于低山丘陵帶，洞身穿越中風化粉砂巖、局部夾砂礫巖，圍巖結構呈碎裂狀，開挖過程中存在滲水、滴水等現象。隧道支護結構為復合式襯砌，初期支護由噴射混凝土、鋼拱架、鋼筋網及錨桿組成，二次襯砌及中隔墻為C30模筑混凝土。隧道支護參數見表1，隧道洞口照片見圖1。

表1 隧道支護參數

連拱隧道先開挖中導洞，然后澆筑中隔墻，主洞采取上、下臺階法交替施工，具體施工步驟如下： 1)開挖中導洞、施作臨時支護； 2)中導洞開挖結束后施作中隔墻； 3)開挖左上臺階； 4)施作左洞拱部初期支護； 5)開挖左下臺階； 6)施作邊墻初期支護； 7)施作左洞仰拱； 8)施作二次襯砌。上述2)—6)步驟施工完成后，進行右洞施工，具體施工步驟根據現場情況進行調整。施工工序見圖2。

(a) (b)

圖2 施工工序圖(單位： cm)

2 計算模型建立

基于有限元軟件ABAQUS對復合式連拱隧道施工階段曲中墻力學特性及偏壓效應進行分析。選取隧道K38+690～+750段建模計算，圍巖采用摩爾-庫侖本構模型，圍巖級別為Ⅳ級，中隔墻、初期支護均假設為均勻線彈性材料，中隔墻及支護結構均采用C3D8R實體單元模擬，其中，鋼拱架采用等效剛度折算到初期支護及中隔墻的彈性模量中[25]。計算模型中材料力學參數來源于現場鉆探資料，見表2。

表2 材料力學參數

為減小邊界效應對隧道開挖的影響，計算模型在隧道兩側取約4倍洞徑，計算模型中隧道埋深與現場監測斷面埋深一致，按照30 m考慮，模型尺寸為110 m×80 m×60 m。計算過程中分別限制模型底部、兩側、前后邊界面的法向位移。數值計算網格模型如圖3所示。

圖3 數值計算網格模型

建模分析時，中隔墻在中導洞開挖后施作。隧道左線為先行洞，右線為后行洞，2個主洞之間的開挖步距為30 m，采用上下臺階法進行開挖。上、下臺階開挖間距為15 m，每個開挖步3 m。在施工步1—20時僅左洞開挖，在施工步21時右洞開挖，左、右線之間保持20個施工步距。計算過程中的施工工序見圖4。考慮到圍巖的應力釋放過程，初期支護延后1個施工步施作。本文重點分析隧道施工階段中隔墻的力學演化規律，計算過程不考慮二次襯砌。

圖4 計算工序示意圖

3 施工階段曲中墻力學特性

3.1 曲中墻應力分布特征

圖5示出了左洞上臺階開挖至Z=30 m時(Z為縱向開挖深度)曲中墻水平和豎向應力分布。由圖5可見，先行洞(左洞)開挖后，因左側隧道圍巖應力釋放導致曲中墻已開挖段承受非對稱荷載，具體表現為： 1)后行洞一側中隔墻頂部水平應力大于先行洞一側，而先行洞一側中隔墻底部水平應力明顯大于后行洞一側，其中最大水平應力為3.50 MPa，位于后行洞一側曲中墻頂部； 2)曲中墻靠近先行洞一側豎向應力大于后行洞一側，且曲中墻豎向應力遠大于水平應力。

(a) 水平應力

(b) 豎向應力

選取隧道開挖方向Z=30 m處曲中墻橫斷面應力分布情況進行重點分析，如圖6所示。由圖6(a)可見，水平應力在曲中墻頂部兩側集中，中部應力水平較低，水平應力沿曲中墻中軸線呈近似對稱分布；由圖6(b)可見，先行洞開挖導致曲中墻左側中部豎向應力明顯高于右側，且在曲中墻高度方向上呈“中部大、兩端小”的分布特征。綜上可知，施工階段曲中墻主要承受豎向應力，與文獻[9]結論一致，而連拱隧道非對稱開挖顯著改變了曲中墻豎向應力分布規律，導致曲中墻承受偏壓荷載。

(a) 水平應力

(b) 豎向應力

3.2 曲中墻豎向應力演化規律

選取Z=30 m處曲中墻橫斷面左、右兩側的上、中、下共6個特征點豎向應力進行分析，如圖7所示。圖中1#、2#為上部特征點，3#、4#為中部特征點，5#、6#為下部特征點。由圖可見，整個施工階段曲中墻豎向應力經歷了“緩慢增長階段”、“快速增長階段”及“減速穩定階段”，其中“快速增長階段”為主要應力增長階段，在距掌子面-1D～1D(D為洞徑)處。左上臺階開挖后，左洞圍巖應力釋放，中隔墻左側應力急劇增大，此階段中隔墻右側應力呈微弱增大趨勢， 曲中墻中部豎向應力明顯大于頂部和底部，導致曲中墻中部承受明顯的偏壓荷載；左下臺階開挖后，圍巖逐漸由“二次應力狀態”過渡到“三次應力狀態”，此時中隔墻左側應力增大速率逐漸減緩；右上臺階開挖后，中隔墻右側應力迅速增大，直到右下臺階開挖后右側應力趨于平緩，右側隧道開挖對中隔墻左側應力分布影響較小。開挖結束后，曲中墻兩側同一截面處應力終值相差不大，說明施工開挖順序對最終應力影響不大。

圖7 曲中墻豎向應力變化曲線圖

圖8示出曲中墻在A-A截面上的豎向應力分布曲線。由圖可見，中隔墻豎向應力在A-A截面呈“端部小、中部大”的分布特征，曲中墻豎向應力穩定后最大值位于中隔墻中部，達到5.24 MPa。從施工過程來看，當開挖面距監測斷面-1D～1D時應力曲線變化幅度明顯增大，而當開挖斷面超過監測斷面1D后應力變化率逐漸減小，最終應力值趨于穩定。分析可見，曲中墻上下兩側應力終值相差不大，而豎向應力最大值位于曲中墻橫斷面上最小截面位置(B-B截面)，應是施工過程中重點關注部位。

圖8 曲中墻豎向軸線上豎向應力分布(單位： MPa)

3.3 中隔墻偏壓效應分析

曲中墻中部為豎向應力集中區域，這里選取曲中墻橫斷面最小截面(圖8中B-B截面)進行偏壓效應分析。在此之前對B-B截面豎向應力分布規律進行分析，由3.2節中已知應力“快速增長階段”為應力主要增長階段，因此，重點對本階段應力進行分析。圖9示出B-B截面在“快速增長階段”豎向應力分布曲線。擬合曲線斜率為0.117—2.001—0.245，說明應力偏壓現象在施工過程中呈先增大后減小現象。

圖9 曲中墻B-B截面豎向應力分布曲線

曲中墻偏壓效應如圖10所示，這里引入截面彎矩M來描述曲中墻的偏壓效應。σ左、σ中、σ右分別為中隔墻左側、中部及右側應力值，H為中隔墻厚度。B-B橫截面在單位縱向長度上的彎矩

M=M左-M右。

(1)

式中：M以逆時針方向為正；M左、M右分別為左、右側應力對軸線求彎矩，Mi(i=左，右)可按式(2)求解：

(2)

圖10 曲中墻偏壓效應示意圖

圖11示出施工階段曲中墻偏壓彎矩分布曲線。由圖可見，連拱隧道先行洞開挖后，中隔墻在逆時針偏壓彎矩作用下向先行洞一側偏轉，先行洞下臺階開挖后中隔墻偏壓彎矩達到峰值780 kN·m；后行洞的開挖使得中隔墻靠近后行洞一側應力迅速增大，中隔墻兩側應力差縮小，此階段偏壓效應逐漸削弱。施工完成后中隔墻始終存在著向先行洞一側的彎矩，偏壓效應并未完全消除，表明先行洞施工對中隔墻受力性能的影響大于后行洞。

圖11 曲中墻偏壓彎矩分布曲線

3.4 曲中墻內力現場監測分析

3.4.1 監測項目與測點布置

對復合式連拱隧道曲中墻壓力及鋼筋軸力進行現場監測，主筋軸力測試采用JTM-V1000H系列振弦式鋼筋計，曲中墻壓力測試采用型號為JTM-V2000D振弦式土壓力計。在曲中墻K38+723斷面兩側主筋上各布設3個鋼筋計，在頂部及底部各布置3個壓力盒，傳感器布置見圖12。

(a) 現場布置情況 (b) 布置示意圖

3.4.2 中隔墻壓力分析

圖13示出曲中墻頂部及底部壓力監測時程曲線。曲中墻施作后，圍巖荷載由臨時支護逐漸傳遞到曲中墻，受隧道左、右線開挖多次擾動，壓力時程曲線波動幅度較大。從壓力曲線整體變化趨勢來看，上臺階開挖后應力迅速增大，且曲中墻上部受開挖影響大，因此，重點選取頂部壓力盒M1—M3的壓力變化過程進行分析。左洞上臺階開挖后，M1、M2、M3的壓力值分別為-0.72、-0.64、-0.43 MPa； 隨著圍巖荷載增大，圍巖壓力由曲中墻左側轉移至中部及右側，當開挖至左洞下臺階時，M2、M3的壓力值達到-1.03、-0.82 MPa；隨著右洞上臺階開挖，右側M3的壓力值增長至1.25 MPa，此階段M3增幅達52%，同時M1、M2壓力值緩慢增大； 監測到第95 d時，右側下臺階開挖后曲中墻壓力逐漸穩定。M1、M2、M3壓力盒最終壓力值分別為-1.55、-1.29、-1.47 MPa，M4、M5、M6最終壓力值分別為-1.20、-1.04、-1.22 MPa，說明曲中墻頂部受圍巖荷載的影響程度要大于底部區域。

圖13 曲中墻壓力實測曲線圖

將數值計算及現場監測曲中墻左上、左下、右上、右下臺階分別開挖至監測斷面-1D～1D應力增量的比例進行了統計，如圖14所示。主洞上臺階開挖對同側曲中墻應力影響顯著，本階段應力增量約占整個施工階段的50%，并且先行洞上臺階開挖對中隔墻應力分布的影響大于后行洞上臺階開挖。數值計算和現場監測分析所得的各階段應力占比基本接近，驗證了數值計算結果的可靠性。

3.4.3 曲中墻主筋軸力及偏壓效應分析

圖15示出曲中墻主筋軸力實測曲線，負值表示結構承受壓力。由圖可見，0—20 d曲中墻開始承載，鋼筋軸力逐漸增大，到20 d后導洞位置處圍巖應力釋放基本完成，鋼筋軸力暫時穩定。在25—40 d，隧道左洞上臺階開挖，當左洞上臺階開挖至監測斷面時，同側曲中墻內力急劇增大，曲中墻在非對稱荷載作用下出現向先行洞一側的偏轉現象。當后行洞上臺階開挖至監測斷面時(60—80 d)，右側R1—R3軸力迅速增大，此階段L1—L3軸力呈緩慢增大趨勢，后行洞下臺階開挖后(100 d之后)鋼筋軸力趨于穩定，施工結束后曲中墻兩側鋼筋軸力值接近。從曲中墻主筋軸力變化過程來看，主洞上臺階開挖是軸力增大的主要原因，且上臺階開挖對同側曲中墻鋼筋軸力影響顯著，這與第3.2節中數值計算獲取的曲中墻應力演化規律相同，進一步驗證了數值分析的可靠性。

(a) M1

(b) M3

中隔墻橫截面上分布不均的豎向應力導致其承受偏壓荷載，進一步對曲中墻偏壓現象進行分析。為簡化分析假設中隔墻處于單向偏壓狀態[26]，由材料力學組合變形計算公式可得結構應力

(3)

式中：N為結構軸力；A為截面面積；Mz為中隔墻彎矩；Iz為中隔墻慣性矩；y為作用點到中心點的距離。

圖15 曲中墻主筋軸力實測曲線圖

根據共同變形理論，假設中隔墻鋼筋與混凝土共同變形，結合胡克定律，可由式(4)計算中隔墻彎矩：

(4)

式中：NL、NR為左、右鋼筋計軸力；E為混凝土彈性模量；ES為鋼筋計彈性模量；AS為鋼筋計截面積；Iz為中隔墻慣性矩，Iz=bh3/12，h為中隔墻寬度，b為軸向單位長度。

曲中墻彎矩時態曲線如圖16所示。由圖可見，連拱隧道先行洞開挖后，中隔墻在非對稱豎向應力作用下出現偏壓效應，中隔墻彎矩在隧道一側施工轉到雙側施工過程中變化幅度較大；后行洞開挖后，右側圍巖應力釋放中和了中隔墻偏轉效應，彎矩值逐漸減小，其中，曲中墻中部L2-R2截面彎矩最大值為1 170 kN·m，大于L1-R1截面及L3-R3截面彎矩最大值(見圖12(b))。由于施工現場爆破擾動及支護不及時等因素，現場監測得到的中隔墻L2-R2截面彎矩值1 170 kN·m大于數值計算的780 kN·m，但兩者的變化規律基本一致。

圖16 曲中墻彎矩時態曲線

4 曲中墻應力及偏壓影響因素分析

中隔墻設計是連拱隧道的關鍵環節，《公路隧道設計規范》提出了連拱隧道中隔墻最小厚度的概念，規定復合式連拱隧道中隔墻厚度不宜小于2 m(包括二次襯砌厚度)。但是，已有的關于中隔墻厚度設計值均是基于已有工程經驗而來，對于保持穩定不開裂的中隔墻厚度并不明確，不同厚度的中隔墻在非對稱施工荷載下的力學特性及偏壓效應有待探究；并且，已有大量研究表明連拱隧道開挖間距對中隔墻穩定性影響較大。基于此，本節從設計、施工層面就中隔墻厚度及主洞施工步距對曲中墻應力及偏壓影響進行分析。

4.1 曲中墻厚度對其應力及偏壓影響

本文所依托的連拱隧道曲中墻厚度H=1.7 m(不包括二次襯砌厚度)，這里分別對H為1.3、1.5、1.9、2.1 m情況下曲中墻力學特性及偏壓效應進行分析，如圖17所示。需要說明的是，各工況下隧道尺寸相同，且模型尺寸及參數等與第2節所述計算模型一致。根據3.2節分析可知，主洞上臺階開挖對曲中墻應力分布的影響顯著大于下臺階開挖。為提高計算效率，研究曲中墻厚度對其應力及偏壓效應的影響時，采用全斷面施工方法，主洞施工步距為30 m。

圖17 不同厚度曲中墻(單位： m)

選取曲中墻橫斷面上最小截面進行分析，曲中墻左側不同厚度下豎向應力變化曲線見圖18。由圖可見，隨著曲中隔墻厚度H的增大，中隔墻承載能力提高，隧道施工階段曲中墻應力整體呈減小現象，在圖中表現為應力分布曲線整體上移。當曲中墻厚度減小至1.3 m時，中隔墻承載能力大幅下降，隧道開挖引起的曲中墻豎向應力顯著增大，且當后行洞施工后應力仍然增大，表明中隔墻已有失穩趨勢。從曲中墻應力演化過程來看，當H≥1.5 m時，中隔墻承載能力提高顯著，主洞開挖僅引起同側曲中墻應力急劇增大，曲中墻另一側應力呈微弱減小現象；當曲中墻厚度減小至1.3 m后，曲中墻承載面積減小，此時，在隧道施工階段曲中墻全截面承載，曲中墻整體應力受隧道開挖影響較大，且最終應力值較H≥1.5 m時有大幅提高。

圖19示出曲中墻厚度不同時截面偏壓彎矩分布曲線。由圖可見，無論中隔墻厚度如何，非對稱施工均會導致曲中墻發生偏轉，曲中墻厚度不同時表現出不同的偏壓效應。H=2.1 m及H=1.3 m時，曲中墻彎矩均有大幅度減小，但兩者受力狀態迥異，即H=2.1 m時，曲中墻承載能力提高，中墻應力減小使得偏壓彎矩大幅減小；而H=1.3 m時，曲中墻承載面積減小，導致結構全截面承受較高應力，兩側應力值相差較小，因此結構偏壓彎矩較小，此時中隔墻可能由于承載能力不足發生屈服失效。此外，臺階法施工時曲中墻最大彎矩值較全斷面開挖時的最大值降低8%。因此，考慮到曲中墻的應力分布、偏壓效應、穩定性及經濟性等，建議單線2車道雙連拱隧道曲中墻厚度設計值取1.5～1.9 m。

圖18 曲中墻左側豎向應力變化曲線

圖19 不同厚度曲中墻偏壓彎矩曲線

4.2 隧道主洞施工步距對曲中墻應力及偏壓影響

取主洞施工步距l分別為0、6、12、18、24、30 m進行分析，如圖20所示，模型尺寸及參數與第2節所述計算模型一致，同樣采用全斷面施工方法。

圖20 主洞不同開挖步距(單位： m)

圖21示出連拱隧道主洞不同施工步距l下曲中墻中部豎向應力曲線。

(a) 曲中墻左側

(b) 曲中墻右側

首先，對先行洞一側曲中墻中部A點處的豎向應力進行分析，由于各工況下左洞開挖至監測斷面的時間一樣，在開挖至斷面約1D范圍內時應力開始增大，但各工況下應力變化規律基本相同。后行洞開挖至監測斷面1D范圍內時，應力增大速率逐漸減緩，直至開挖到監測斷面后，應力開始減小，當掌子面距A點1D距離后，應力值達到穩定。圖21(b)為曲中墻中部右側應力變化曲線，可見，隨著l的增大，B點應力曲線整體往右上方偏移，應力增大階段“延遲”。當先行洞開挖至目標斷面之前，各施工步B點應力變化規律一致；隨著l的增大，非對稱開挖造成曲中墻在偏壓荷載作用下發生向先行洞一側的偏轉越顯著，導致曲中墻右側存在某種意義上的“拉作用”，因此，在后行洞距監測斷面1D之前，B點應力呈減小現象，且l越大應力減小幅度越大；當后行洞開挖至監測斷面1D范圍之內，B點應力逐漸增大，應力增大速率在后行洞開挖至監測斷面時達到峰值。

通過上述分析可得，l顯著影響施工過程中曲中墻應力變化規律，但不改變應力終值，因此，施工過程中曲中墻工作性能評價尤為重要。圖22示出不同施工步下曲中墻偏壓彎矩曲線，可見，隨著主洞施工步距l的增大，曲中墻偏壓彎矩最大值越大，且曲中墻偏轉效應持續時間越長。

圖22 不同施工步距下曲中墻偏壓彎矩曲線

圖23示出不同l時曲中墻彎矩最大值分布曲線。橫軸為主洞開挖步距l(已換算成洞徑D的倍數)，對最大彎矩值與l的關系進行了擬合：

(5)

對擬合公式進行一次求導，得到彎矩擬合曲線梯度：

(6)

由圖23可見，曲中墻截面最大彎矩值隨開挖步距l增大而增大，但增大速率隨l增大逐漸減小。根據《公路隧道設計規范》，連拱隧道施工時兩主洞宜保持1～2倍洞徑以上的距離，忽視了連拱隧道非對稱開挖對曲中墻力學特性的影響。因此，結合本文研究結果，綜合考慮曲中墻應力分布、偏壓效應及主洞施工干擾等因素，建議連拱隧道主洞施工步距保持在1D～2D。

圖23 不同施工步距下截面最大彎矩

5 結論與討論

1)復合式連拱隧道施工過程中曲中墻豎向應力經歷了“緩慢增長階段”、“快速增長階段”及“減速穩定階段”；主洞上臺階開挖對中隔墻內力分布規律影響顯著，曲中墻中部為受力最不利部位。

2)連拱隧道非對稱開挖造成曲中墻承受偏壓荷載，導致曲中墻發生向先行洞一側偏轉現象，偏轉現象在先行洞上臺階開挖至后行洞上臺階之間最為顯著，施工完成后中隔墻始終存在向先行洞一側的偏壓彎矩。

3)曲中墻厚度對施工階段曲中墻應力分布、偏轉效應影響顯著，當曲中墻厚度為1.3 m時，中墻承載能力大幅下降，綜合考慮到曲中墻穩定性及工程經濟性，對于單線2車道雙連拱隧道曲中墻厚度建議值為1.5～1.9 m(不包括二次襯砌厚度)。

4)主洞施工步距對曲中墻應力分布影響較大，但不改變曲中墻應力終值； 其次，曲中墻偏壓彎矩隨施工步距l增大而增大，且偏轉效應持續時間越長，建議單線2車道雙連拱隧道主洞施工步距保持在1D～2D。同時，選擇合理施工方法及加強應力集中區域的配筋率也是避免曲中墻在不利偏壓荷載作用下出現開裂、傾覆失穩等的重要措施。

本文主要采用數值計算及現場檢測方法來對曲中墻連拱隧道力學演化機制及偏壓效應進行研究，后續將開展室內模型試驗，與其結果進行對比驗證。