預(yù)制裝配式地下車站結(jié)構(gòu)施工階段力學(xué)行為分析

彭智勇， 楊秀仁, *， 黃美群， 林 放， 楊 明

(1. 北京城建設(shè)計(jì)發(fā)展集團(tuán)股份有限公司， 北京 100037； 2. 城市軌道交通綠色與安全建造技術(shù)國家工程研究中心， 北京 100037)

0 引言

預(yù)制裝配式地下車站結(jié)構(gòu)通過構(gòu)件裝配、接頭連接而成。與現(xiàn)澆連續(xù)結(jié)構(gòu)相比，預(yù)制裝配式這種多體非連續(xù)結(jié)構(gòu)受力和變形更為復(fù)雜[1]，同時(shí)其復(fù)雜性也表現(xiàn)在預(yù)制裝配式地下車站施工的全過程，每一階段的施工對結(jié)構(gòu)內(nèi)力、變形都有著不同的影響，這種影響對預(yù)制裝配式地下車站的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與施工至關(guān)重要。因此，為確保裝配式車站結(jié)構(gòu)在施工過程中的安全與穩(wěn)定，有必要展開預(yù)制裝配式地下車站結(jié)構(gòu)施工全過程力學(xué)行為研究，為預(yù)制裝配式地下車站結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及施工提供參考。

從預(yù)制裝配式地下車站施工全過程的角度看，目前針對明挖預(yù)制裝配式地下車站結(jié)構(gòu)施工方面的研究已有一些，例如： 文獻(xiàn)[2]介紹了俄羅斯裝配式地下車站的建造技術(shù)，重點(diǎn)關(guān)注其在施工建造過程中的實(shí)現(xiàn)； 王明年等[3]介紹了國外裝配式車站的建造方案，并通過荷載-結(jié)構(gòu)模型展開了二維結(jié)構(gòu)計(jì)算分析；陳久恒[4]對國內(nèi)首座預(yù)制裝配式地下車站施工全過程的技術(shù)要點(diǎn)展開了討論； 楊秀仁[5]基于長春地鐵車站，從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的角度，利用荷載-結(jié)構(gòu)模型分析了預(yù)制裝配式地下車站結(jié)構(gòu)施工過程中的內(nèi)力及變形規(guī)律。本文在此基礎(chǔ)上，考慮圍巖與結(jié)構(gòu)的共同作用，利用ABAQUS有限元分析軟件，建立三維精細(xì)化地層-結(jié)構(gòu)模型，對預(yù)制裝配式地下車站結(jié)構(gòu)的施工全過程進(jìn)行模擬，分析不同施工階段結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為，以期研究結(jié)果為預(yù)制裝配式地下車站的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及施工提供指導(dǎo)。

1 工程背景

車站的主體結(jié)構(gòu)為預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)，頂板埋深 4.5 m，底板埋深21.4 m，水位埋深為地下2.0 m，車站所在地層物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 地層物理力學(xué)參數(shù)

構(gòu)件混凝土強(qiáng)度等級為C50，構(gòu)件間采用注漿式榫槽連接[6]，榫槽間隙用特殊連接材料充填，榫槽連接外部設(shè)置加力棒加強(qiáng)接頭連接強(qiáng)度[6]。

預(yù)制裝配式地下車站主要施工過程如表2所示。

2 模型建立

根據(jù)預(yù)制裝配式地下結(jié)構(gòu)施工過程，按地層-結(jié)構(gòu)模型采用ABAQUS有限元軟件建立三維數(shù)值計(jì)算分析模型，建立的計(jì)算模型如圖1所示。裝配式結(jié)構(gòu)模型由A塊、B1塊、B2塊、C1塊、C2塊、D塊、E塊7塊構(gòu)件以及中板、中柱等相關(guān)內(nèi)部結(jié)構(gòu)組成，構(gòu)件內(nèi)部設(shè)有空腔[7]；采用實(shí)體單元模擬接頭接縫位置的5 mm注漿層。車站環(huán)寬2 m，模型整體尺寸X×Y×Z=150 m×70 m×2 m，最大單元尺寸0.5 m，最小單元尺寸5 mm，單元數(shù)1 650 183，節(jié)點(diǎn)數(shù)1 758 558，計(jì)算結(jié)果為環(huán)寬2 m的計(jì)算結(jié)果。

表2 預(yù)制裝配式地下車站主要施工過程

(a) 裝配式結(jié)構(gòu) (b) 地層-結(jié)構(gòu)模型

(c) 各分塊結(jié)構(gòu)剖面圖及接頭接縫處注漿層(黃色)

模型假定條件： 1)未考慮結(jié)構(gòu)與土體之間的接觸關(guān)系，按共節(jié)點(diǎn)考慮； 2)未考慮結(jié)構(gòu)縱向效應(yīng)的影響，按單環(huán)考慮； 3)未考慮結(jié)構(gòu)拼裝誤差和精度的影響； 4)未考慮加力棒的作用。

地層-結(jié)構(gòu)模型中，地層土體單元采用摩爾-庫侖模型[8]，參數(shù)根據(jù)車站地層參數(shù)取值；車站結(jié)構(gòu)實(shí)體單元本構(gòu)采用彈性模型，構(gòu)件和中柱彈性模量按C50、中板按C40軸心抗壓強(qiáng)度[9]取值，中板與側(cè)墻、柱子與底板、中柱與中板之間的連接均為剛性連接； 接頭間注漿層按實(shí)體單元模擬，注漿材料按彈性材料考慮，其強(qiáng)度值根據(jù)材料試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線彈性階段的斜率取值[10]；側(cè)壁回填混凝土液態(tài)時(shí)彈性模量按1 Pa取值，固態(tài)時(shí)按C25取值。模型邊界前后左右按僅約束法向水平位移、底部僅約束豎向位移設(shè)置。地層埋深根據(jù)實(shí)際設(shè)計(jì)埋深4.5 m取值，地下水位按照設(shè)計(jì)常水位2 m考慮。錨桿按桿單元模擬。

結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析斷面如圖2所示。根據(jù)實(shí)際施工過程，主要模擬了拼裝成環(huán)、側(cè)壁回填、頂部回填、道床澆筑、中板施作、水位恢復(fù)和遠(yuǎn)期使用等7個(gè)主要施工階段。

3 施工力學(xué)行為分析

3.1 施工過程中結(jié)構(gòu)內(nèi)力及變形結(jié)果分析

3.1.1 內(nèi)力結(jié)果分析

通過計(jì)算分析可知： 從幅值和分布角度看，彎矩受結(jié)構(gòu)施工影響比軸力、剪力更敏感。本文重點(diǎn)針對主要施工階段的結(jié)構(gòu)彎矩分布特點(diǎn)，展開施工力學(xué)行為分析。提取到的遠(yuǎn)期使用階段局部斷面彎矩如圖3所示。

圖2 結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析斷面

若箭頭按右手法則沿Z軸正向旋轉(zhuǎn)，則彎矩為正。

通過計(jì)算分析得到主要施工階段各斷面彎矩分布，結(jié)果如圖4所示。主要施工階段最大彎矩變化幅度統(tǒng)計(jì)見表3。

由圖4可以看出： 1)在拼裝成環(huán)階段，由于只受到結(jié)構(gòu)自重的影響，結(jié)構(gòu)彎矩較小，最大值為1 263 kN·m； 2)在側(cè)壁回填階段，結(jié)構(gòu)彎矩受到固化前液態(tài)混凝土填筑的影響，分布區(qū)域有所調(diào)整，但整體變化幅度不大，最大值為1 788 kN·m，較拼裝成環(huán)階段增加41.6%； 3)在頂部回填階段，由于頂部豎向荷載的影響，拱頂彎矩有較大增長，此階段結(jié)構(gòu)彎矩最大值為5 945 kN·m，位于斷面9(B1塊，側(cè)墻與底板交匯區(qū)域)，較前一階段增加了232.5%； 4)在道床澆筑和中板施作階段，結(jié)構(gòu)彎矩變化幅度不明顯，最大彎矩分別為5 669 kN·m和5 554 kN·m； 5)在水位恢復(fù)階段，結(jié)構(gòu)彎矩繼續(xù)增大，最大值為5 982 kN·m，較前一階段又增加了7.7%； 6)在遠(yuǎn)期使用階段，結(jié)構(gòu)彎矩變化不明顯，彎矩最大值為5 984 kN·m。

圖4 主要施工階段各斷面彎矩分布圖

表3 主要施工階段最大彎矩變化幅度統(tǒng)計(jì)

分析不同施工階段彎矩變化可以看出，頂部回填對結(jié)構(gòu)彎矩影響最大，水位恢復(fù)在頂部回填影響的基礎(chǔ)上，使得結(jié)構(gòu)彎矩又有進(jìn)一步的增加。因此，水位恢復(fù)也是對結(jié)構(gòu)內(nèi)力影響的重要因素。

由表3可知： 1)從較前一階段彎矩變化幅度來看，彎矩變化幅度最大階段在頂部回填階段； 2)從與拼裝成環(huán)階段對比的累積變化幅度來看，頂部回填階段至遠(yuǎn)期使用階段，彎矩增加幅度基本在349%～374%，可以看出，后續(xù)施工階段結(jié)構(gòu)的彎矩值主要繼承了頂部回填階段的施工力學(xué)影響。

分析施工全過程的彎矩變化可以發(fā)現(xiàn)： 1)在拼裝成環(huán)階段，彎矩分布較為平緩； 2)在側(cè)壁回填階段，結(jié)構(gòu)彎矩開始在C塊區(qū)域增大； 3)頂部回填后，使得結(jié)構(gòu)彎矩在拱頂內(nèi)側(cè)、拱肩外側(cè)、底板兩端外側(cè)呈現(xiàn)明顯增大的情況； 4)道床澆筑和中板施作階段對結(jié)構(gòu)的內(nèi)力影響不大； 5)當(dāng)水位恢復(fù)時(shí)，結(jié)構(gòu)特別是底板兩端的彎矩有較大增加； 6)在遠(yuǎn)期使用階段，結(jié)構(gòu)彎矩?zé)o明顯變化。

3.1.2 變形結(jié)果分析

通過提取模型拱腳和拱頂內(nèi)側(cè)位置的變形結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)： 結(jié)構(gòu)在施工過程中呈現(xiàn)頂拱向下、推動(dòng)兩側(cè)墻C塊向外擴(kuò)的趨勢，且每階段各有不同。不同施工階段結(jié)構(gòu)變形情況如圖5所示。

(a) 拱腳水平收斂

(b) 拱頂沉降

由圖5分析可知：

1)側(cè)壁回填階段，由于液態(tài)混凝土的側(cè)推作用以及頂拱暫未覆土，拱腳向外的水平收斂變形較小，為2.96 mm；拱頂沉降也相對較小，為7.04 mm。

2)當(dāng)頂部覆土后，拱腳向外的相對水平收斂變形明顯增大，為7.40 mm，拱頂沉降也增大到14.60 mm(滿足豎向撓度小于l/400的要求[9]，其中l(wèi)為結(jié)構(gòu)跨度)，對結(jié)構(gòu)變形影響明顯。

3)道床澆筑和中板施作階段的拱腳水平收斂和拱頂沉降受到頂部回填階段的累積效應(yīng)，對結(jié)構(gòu)的實(shí)際變形影響不大。

4)水位恢復(fù)階段，由于受到水壓力握裹作用，拱腳水平收斂減小到6.76 mm，較前一階段減小7.9%；拱頂沉降減小到11.86 mm，較前一階段減小17.5%。因此此階段對結(jié)構(gòu)的變形影響較大。

5)遠(yuǎn)期使用階段，錨桿失效，土壓力逐漸作用到結(jié)構(gòu)上，使得拱腳水平收斂進(jìn)一步減小，但變化幅度不大；拱頂沉降也相應(yīng)減小。此階段屬于水位恢復(fù)累積影響的延續(xù)，對結(jié)構(gòu)的變形有影響但影響不大。

分析不同施工階段結(jié)構(gòu)變形結(jié)果可知： 1)頂部回填階段對結(jié)構(gòu)變形影響較大，頂部回填階段較前一階段拱腳水平收斂增加150%，拱頂沉降增加107%，是決定結(jié)構(gòu)變形的主要階段，因此拱頂上部荷載對裝配式車站結(jié)構(gòu)有重要影響； 2)水位恢復(fù)階段和遠(yuǎn)期使用階段可使結(jié)構(gòu)的拱腳水平收斂變形和拱頂沉降減小，有利于結(jié)構(gòu)變形調(diào)整。總體上可以看出，結(jié)構(gòu)在各階段的變形屬于頂部回填階段的累積影響。

3.2 施工階段特殊節(jié)點(diǎn)受力分析

從施工階段結(jié)構(gòu)的彎矩變化可以發(fā)現(xiàn)，拼裝成環(huán)階段和側(cè)壁回填階段的彎矩分布異于其他階段，雖然幅值比其他階段小，但由于結(jié)構(gòu)在此2階段暫未完全與圍護(hù)結(jié)構(gòu)和地層發(fā)生約束關(guān)系，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性能更需重點(diǎn)分析。

3.2.1 拱腳受力

經(jīng)數(shù)值分析發(fā)現(xiàn)，拼裝成環(huán)后側(cè)壁未回填前，在自重條件下結(jié)構(gòu)拱腳處分別產(chǎn)生了約447 kN和457 kN的水平推力，如圖6所示。因此，有必要在此處設(shè)置拱腳支撐，以降低拱頂對結(jié)構(gòu)變形及內(nèi)力的影響。本文按設(shè)置絲杠和未設(shè)置絲杠分別建模分析拼裝成環(huán)階段結(jié)構(gòu)的彎矩，結(jié)果如圖7所示。

圖6 自重狀態(tài)下的拱腳推力(單位： N)

圖7 拼裝成環(huán)階段設(shè)置絲杠與未設(shè)置絲杠時(shí)的結(jié)構(gòu)彎矩

由圖7可知，相比設(shè)置絲杠，未設(shè)置絲杠時(shí)拱頂和側(cè)墻處的彎矩有明顯增加，其中，拱頂彎矩由1 103 kN·m增大到2 184 kN·m，增大幅度為198%。可見絲杠對拼接成環(huán)階段結(jié)構(gòu)的調(diào)幅作用明顯。

3.2.2 側(cè)壁分層回填對結(jié)構(gòu)變形的影響

側(cè)壁回填階段，填筑的混凝土?xí)?jīng)歷從流動(dòng)狀態(tài)到固態(tài)的轉(zhuǎn)變過程。混凝土填筑到側(cè)墻壁后時(shí)呈液態(tài)，會(huì)對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生水平推力。按側(cè)壁回填1次完成和側(cè)壁回填分4次完成(每次填筑待混凝土固化后再填筑下1層，分4次填筑)分析結(jié)構(gòu)的變形，結(jié)果如表4所示。

表4 側(cè)壁分層回填對結(jié)構(gòu)變形的影響

表4中： 拱腳水平收斂為結(jié)構(gòu)拱腳的水平變化量，正值代表結(jié)構(gòu)拱腳水平相對變形在增大，負(fù)值代表結(jié)構(gòu)拱腳水平相對變形在減小；拱頂沉降為結(jié)構(gòu)拱頂?shù)呢Q向變形，正值為拱頂沉降，負(fù)值為拱頂抬升。

按側(cè)壁1次回填完成計(jì)算，結(jié)構(gòu)拱腳水平收斂為1.23 mm，相對4次回填減小了141%；側(cè)壁1次回填下結(jié)構(gòu)拱頂沉降為2.06 mm，相對4次回填減小了71%。

通過分析數(shù)據(jù)可以看出： 在側(cè)壁高度一定的情況下，側(cè)壁1次回填時(shí)，填筑的流動(dòng)狀態(tài)的混凝土比分4次填筑的高度大，對側(cè)壁產(chǎn)生的水平推力也大，因此使得結(jié)構(gòu)側(cè)壁向車站內(nèi)部變形的趨勢更明顯，拱腳水平方向上有明顯的向內(nèi)變形；拱腳向內(nèi)變形的同時(shí)使得拱頂有向上抬升的趨勢，從而呈現(xiàn)出1次回填比4次回填拱頂沉降小的狀態(tài)。

雖然1次回填較4次回填對結(jié)構(gòu)的變形影響小，但由于此階段拱頂無荷載作用，結(jié)構(gòu)的水平內(nèi)縮可能導(dǎo)致拱頂過度抬升，使得結(jié)構(gòu)失穩(wěn)。側(cè)壁回填1次和4次澆筑方式下結(jié)構(gòu)變形云圖分別如圖8和圖9所示。從圖8和圖9可以看出，側(cè)壁1次回填相對于4次回填拱頂有抬升趨勢，嚴(yán)重影響施工安全，因此必須避免1次回填的情況，并應(yīng)根據(jù)現(xiàn)場情況盡量多次分層回填。此處分層回填是指前一層固化后，再開始下一層的回填工作。

(a) 拱腳水平收斂

(b) 拱頂沉降

4 現(xiàn)場實(shí)測驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型分析的可靠性，在長春地鐵2號線捷達(dá)大路站點(diǎn)完成了預(yù)制裝配式地下車站施工全過程現(xiàn)場測試，測試現(xiàn)場如圖10所示。針對結(jié)構(gòu)內(nèi)力，主要在結(jié)構(gòu)拱頂、拱肩、拱腳(D塊、E塊)、側(cè)墻(C1塊、C2塊)和底板(A塊、B1塊、B2塊)等關(guān)鍵斷面的迎土側(cè)、背土側(cè)分別布置了混凝土應(yīng)變計(jì)。在拼裝成環(huán)階段到道床澆筑階段每h采集1次數(shù)據(jù)，道床澆筑后調(diào)整為每4 h采集1次。

(a) 拱腳水平收斂

(b) 拱頂沉降

圖10 測試現(xiàn)場

在不同施工階段，提取拱頂和拱腳關(guān)鍵截面迎土側(cè)和背土側(cè)的混凝土應(yīng)變實(shí)測結(jié)果，與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，如圖11所示。

Ⅰ截面(對應(yīng)數(shù)值模型24斷面)位于結(jié)構(gòu)拱頂，在施工過程中迎土側(cè)受壓，背土側(cè)受拉，這一趨勢與數(shù)值計(jì)算結(jié)果一致；同時(shí)，頂部回填階段Ⅰ截面拉壓應(yīng)變均有明顯增加，其中，拉應(yīng)變增加266%，最大值為139με(微應(yīng)變)，壓應(yīng)變增加104%，最大值為-149με；頂部回填階段后的施工階段截面應(yīng)變基本無變化，變化趨勢與同位置數(shù)值計(jì)算結(jié)果一致。

(a) Ⅰ截面迎土側(cè)

(b) Ⅰ截面背土側(cè)

(c) Ⅱ截面迎土側(cè)

(d) Ⅱ截面背土側(cè)

Ⅱ截面(對應(yīng)數(shù)值模型31斷面)位于結(jié)構(gòu)拱腳，在施工過程中迎土側(cè)受拉，背土側(cè)受壓，這一趨勢與數(shù)值計(jì)算結(jié)果一致；同時(shí)，頂部回填階段Ⅱ截面拉壓應(yīng)變均有明顯增加，其中，拉應(yīng)變增加38%，最大值為99με，壓應(yīng)變增加216%，最大值為-136με； 頂部回填階段后的施工階段截面應(yīng)變基本無變化，變化趨勢與同位置數(shù)值計(jì)算結(jié)果一致。

由于采用地層-結(jié)構(gòu)模型，與常規(guī)荷載-結(jié)構(gòu)模型相比，結(jié)構(gòu)頂部地層產(chǎn)生的荷載不會(huì)像荷載-結(jié)構(gòu)模型外荷載一樣全部作用在結(jié)構(gòu)上，因此，導(dǎo)致覆土回填后頂板跨中23點(diǎn)、底板跨中1點(diǎn)彎矩偏小。通過23點(diǎn)旁的24點(diǎn)(23點(diǎn)對應(yīng)位置沒有預(yù)埋混凝土應(yīng)變計(jì))對應(yīng)的現(xiàn)場實(shí)測同位置混凝土應(yīng)變值(迎土側(cè)-149με和背土側(cè)139με)，按初等梁平截面假定計(jì)算該截面的彎矩值，結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果基本一致。

拼裝成環(huán)和側(cè)壁回填階段局部應(yīng)變數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果相差較大，這是由于數(shù)值計(jì)算模型按單環(huán)模擬所致。在拼裝成環(huán)和側(cè)壁回填階段，結(jié)構(gòu)周圍約束區(qū)未完全形成，實(shí)際現(xiàn)場結(jié)構(gòu)和相鄰環(huán)連接形成了整體效應(yīng)，而數(shù)值模型由于按單環(huán)模擬缺乏整體效應(yīng)，使得數(shù)值計(jì)算結(jié)果出現(xiàn)飄移；在后期施工階段，結(jié)構(gòu)周圍約束區(qū)形成后，空間效應(yīng)的差異減弱，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果逐漸接近?？傮w上看，各施工階段數(shù)值計(jì)算結(jié)果和現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果的變化趨勢基本相同。

綜上可知，關(guān)鍵位置的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了模型的可靠性。

5 結(jié)論與建議

本文以長春地鐵2號線捷達(dá)大路站預(yù)制裝配式地下車站工程為背景，利用ABAQUS軟件建立三維精細(xì)化地層-結(jié)構(gòu)模型，模擬分析不同施工階段結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為，并通過現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性。得到的結(jié)論如下：

1)從初始拼裝成環(huán)到遠(yuǎn)期使用階段，結(jié)構(gòu)彎矩在D塊、E塊拱頂和拱肩，A塊跨中，B塊區(qū)域有逐漸增大的趨勢，施工全過程彎矩最大值為5 984 kN·m，發(fā)生在遠(yuǎn)期使用階段的B塊位置(側(cè)墻與底板交匯區(qū)域)；結(jié)構(gòu)拱腳水平收斂和拱頂沉降先增大后減小(水平收斂和拱頂沉降分別由側(cè)壁回填階段的2.96 mm和7.04 mm增大到道床澆筑階段的7.45 mm和14.63 mm，然后再減小到遠(yuǎn)期使用階段的6.60 mm和10.93 mm)，這一現(xiàn)象是由于后期水位恢復(fù)和側(cè)向土壓力恢復(fù)所致。

2)在拼裝成環(huán)階段，拱腳處分別產(chǎn)生約447 kN和457 kN的水平推力，設(shè)置絲杠和未設(shè)置絲杠條件下拱頂彎矩分別為1 103 kN·m和2 184 kN·m，未設(shè)置絲杠使得拱頂彎矩增大198%，說明拼裝成環(huán)階段絲杠的設(shè)置對結(jié)構(gòu)內(nèi)力的調(diào)幅作用明顯。

3)在側(cè)壁回填階段，側(cè)壁回填的分層厚度對結(jié)構(gòu)變形有較大影響，按1次回填計(jì)算，結(jié)構(gòu)拱腳水平收斂為1.23 mm，相對4次回填的2.96 mm減小了141%；1次回填時(shí)拱頂沉降為2.06 mm，相對4次回填減小了71%。但1次回填可能導(dǎo)致結(jié)構(gòu)拱頂抬升、側(cè)墻內(nèi)傾。

4)頂部回填階段是結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形變化幅度最大的階段，最大彎矩較前一階段增加了232.5%，拱腳水平收斂增加了150%，拱頂沉降增加了107%。此階段決定了結(jié)構(gòu)總體上的內(nèi)力和變形，后續(xù)階段結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和變形是這一階段的累積。

通過本文研究得到的建議如下： 1)在拼裝成環(huán)階段，拱腳處必須設(shè)置絲杠限位，降低拱頂彎矩增大風(fēng)險(xiǎn)； 2)在側(cè)壁回填階段，需注意1次回填形成的液態(tài)混凝土對結(jié)構(gòu)水平內(nèi)推的影響，并應(yīng)采用分層回填的方式避免拱腳水平內(nèi)傾、拱頂抬升； 3)頂部回填階段是結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形變化幅度較快的階段，現(xiàn)場需注意避免偏載、超高堆載，且回填應(yīng)充分壓實(shí)，避免交通恢復(fù)時(shí)產(chǎn)生過大差異沉降，造成額外重載沖擊。