大型地下立交正交下穿段三維有限元數值分析

蔣樹屏，石 波，林 志，晉學輝

(1.招商局重慶交通科研設計院有限公司，重慶 400067;2.重慶交通大學土木建筑學院，重慶 400074)

0 引言

隨著城市的發展和地下空間開發利用的不斷深入，互通式地下立交工程作為一種新的結構形式，以不占城市發展空間、施工影響區域小、布置靈活等優點開始受到工程界的重視，并逐步應用于實際工程中［1］，如已建成的廈門萬石山地下立交工程、在建的長沙市營盤路湘江隧道和規劃中的重慶市兩江隧道［2］。

在日本，已經將近距離條件下地下結構施工定義為“鄰接施工影響問題”，并且給予了高度重視［3］。在我國，許多學者也做了相關的研究，特別是針對盾構隧道下穿既有隧道的研究很多［4－8］:方勇等通過正交下穿隧道對上覆隧道的影響分析，得出了對稱面上管片的變形與受力出現先“加載”、后“卸載”、再“加載”的特點，并在隧道底部產生較大拉應力［5］;張昆等研究得出下洞施工過程中會引起既有隧道的沉降和附加應力的增大，目標面盾構隧道管片襯砌最大內力值的位置都在下洞兩側拱腰管片襯砌，應對上下兩洞間的地層及時注漿加固［6］;李光俊等分析了隧道開挖對電纜隧道的變形沉降、應力分布以及地表沉降槽的影響［7］。

在以往關于隧道下穿段的研究中，只是對新建隧道下穿單線隧道引起的施工力學行為進行了分析。本文根據廈門東坪山地下立交工程正交下穿情況，對新建匝道隧道下穿上覆小凈距隧道進行三維有限元數值模擬研究，通過借鑒文獻［8］的經驗分析了匝道隧道和排水泵房施工過程中整個下穿段地層位移和變形的變化規律及結構安全性，并提出了合理的施工措施。

1 工程概況

廈門東坪山立交工程共有5條連接匝道，8處平面分岔結構，5處上下交疊結構，5處集水池與排水泵房，1處逃生通道，明挖區還設有1座大型的軸流風機房以及多條送排風道，如圖1所示。

圖1 東坪山地下立交工程平面圖Fig.1 Plan layout of Dongpingshan underground interchange

主體結構總長3 241.766 m，其中明挖段結構長321.146 m，新建段暗挖結構長2 195.516 m，梧村山改擴建段長625.104m。該工程具有平面線形復雜、結構形式眾多、改擴建隧道跨度與斷面面積巨大、施工工法體系復雜、施工技術難度高等特點。

洞身段主要穿越燕山晚期黑云母中粒花崗巖，局部穿越第四系地層。擬建隧址區構造較發育，共有11條推測裂隙發育帶、5條推測破碎帶和5條推測斷裂構造帶。地下水類型主要為第四系地層中的孔隙、網狀裂隙水及幾眼構造裂隙水和少量強風化花崗巖孔隙裂隙水。隧道洞身穿越的巖土層主要為弱透水、弱含水層，幾眼的構造節理多為閉合、間隙小，其透水性和貯水性能差，總體水量貧乏，對隧道穩定性影響較小。

B匝道設計跨度為11.96 m，下穿已經處于營運期的梧村山隧道，梧村山主隧道跨徑為15 m，左右線凈距27.12 m，屬于小凈距隧道。B匝道襯砌拱頂與梧村山隧道仰拱底部間的最小巖層厚度僅3.5 m，整個正交下穿段圍巖屬于Ⅳ級圍巖，設計中采用CD法開挖下穿段匝道。

2 模型建立

2.1 計算模型

1)土體采用D－P屈服準則。

2)下穿隧道的初期支護和上覆隧道的二次襯砌分別采用板單元模擬。

3)忽略隧道下穿段2%的縱坡。

4)為簡化模型，根據《公路隧道設計規范》的規定，采用對其加固區提高圍巖參數的方法模擬錨桿作用效果，即令黏聚力c值提高20%，內摩擦角φ值不變。

5)整個模型單元數量多，計算時間長，故采用全斷面開挖模擬。

下穿B匝道與上覆梧村山隧道的位置關系見圖2。

圖2 下穿B匝道與上覆梧村山隧道的位置關系Fig.2 Relationship between undercrossing ramp B and overlying Wucunshan tunnel

2.2 土層及材料參數

根據地質勘測報告，巖體和結構的物理力學參數取值見表1。

表1 巖體和結構的物理力學參數表Table 1 Physical and mechanical parameters

采用等效方法考慮鋼拱架的作用［9］。即根據抗壓剛度相等的原則，將鋼架的彈性模量折算給噴射混凝土，計算公式:

式中:E為折算后混凝土彈性模量;E0為原混凝土彈性模量;Sg為鋼拱架截面積;Eg為鋼材彈性模量;Sc為混凝土截面積。

2.3 有限元計算模型的建立

整個計算模型沿B匝道縱向開挖方向的長度取100 m，橫向寬度和豎直高度取120 m，整個施工過程定為自右向左開挖。先下穿梧村山隧道右線，然后下穿梧村山隧道左線。采用31個施工荷載步模擬現場下穿隧道的施工全過程。整個模型共95 059個單元。

施工步序:第1步，開挖11m;第2—15步，每步開挖3 m;第16步，開挖排水泵房通道;第17—18步，開挖排水泵房;第19—30步，每步開挖3 m;第31步，開挖最后的11 m。

初期支護滯后開挖1步，二次襯砌的施作始終滯后掌子面40 m左右。

根據《公路隧道設計規范》的規定，荷載釋放系數定為開挖時釋放50%，施作初期支護時釋放30%，施作二次襯砌時釋放20%。

目標斷面示意見圖3。

圖3 目標斷面示意圖Fig.3 Subject cross-section

塑性屈服準則采用莫爾-庫侖不等角六邊形外接圓D-P屈服準則，其屈服函數為:

式中:I1為應力張量的第一應力不變量;j2為應力偏張量的第二不變量;α，k為與c，φ有關的材料參數，α= 2sin φ/(3-sin φ)，k=6c cos φ/(式中:c為巖石的黏聚力，φ為巖石的摩擦角)。

對于莫爾-庫侖材料，其強度折減系數可表示為

3 計算結果

3.1 位移分析

由圖4可以得出:上覆隧道的豎直位移最大值出現在墻角處，達-4.9 mm(豎直向上為正)，最小值出現在拱頂，達-3.2 mm。匝道處于上覆主隧道下方部分的拱頂位移明顯小于其余部分的拱頂位移。

由圖5可得:在下穿隧道的開挖過程中，上覆隧道在距離下穿隧道軸線水平距離30 m(2倍主隧道跨徑，記為2 B)范圍內受到的影響十分明顯，超過此區域后受到的影響就十分有限。計算結果表明:由下穿隧道的開挖引起的上覆隧道拱頂最大沉降量為3.7mm。

由圖6分析可得:在下穿匝道的開挖掌子面距離上覆隧道水平距離還有1 B距離時，上覆隧道仰拱豎向位移開始處于明顯上升狀態，在掌子面推進至上覆隧道軸線正下方時，達到最大值0.3 mm，然后隨著掌子面的繼續推進位移量開始回落，由于空間效應，直到上覆隧道正下方的圍巖開挖完，上覆隧道的仰拱開始出現下沉，并呈線性趨勢逐步增大至3.5 mm。

當掌子面推進至左線隧道正下方時，左線隧道仰拱的豎直位移也會出現先上后下的現象，但是隨著施工的進行，左線隧道的仰拱底部的沉降量卻比右線隧道的沉降量大0.5 mm。值得注意的是，上覆隧道左右線仰拱底部位移的上升量和下沉量絕對值的和是相等的。

由圖7曲線的凸出部分分析所得:由于上覆隧道分擔了大部分的圍巖壓力，處于上覆隧道正下方部分的下穿隧道拱頂下沉量很小，最小值為4.1 mm，相對于不受上覆隧道影響的下穿段拱頂下沉量最大值12.4 mm，減幅為67%。

圖7 下穿隧道拱頂最終沉降量變化曲線Fig.7 Curve of final crown settlement of undercrossing tunnel

由圖8可得:沿縱向，下穿隧道受到上覆隧道對其的影響范圍為2 B，在受影響的范圍內，下穿隧道的水平側移量明顯減小，最小值為1.9 mm，相對于不受影響的下穿段水平側移量4.1 mm，減幅為54%。

圖8 下穿隧道邊墻水平位移變化曲線Fig.8 Curves of horizontal displacement of sidewalls of undercrossing tunnel

3.2 應力分析

上覆小凈距隧道和下穿隧道第一主應力圖見圖9。

由圖9分析可得:下穿隧道開挖完成后，拉應力最大值出現在排水泵房通道與匝道隧道交接處，達19.7 MPa;受B匝道影響，上覆隧道襯砌墻腳初期支護最大拉應力5.5 MPa，超過C25混凝土強度設計值，可能會在初期支護邊墻等局部出現受拉裂縫。另外，上覆隧道原二次襯砌為全環封閉式鋼筋混凝土結構，整體性較好，主線隧道本身不至于發生失穩破壞。

圖9 上覆小凈距隧道和下穿隧道第一主應力云圖Fig.9 Cloud of maximum principal stress of overlying neighboring tunnel and undercrossing tunnel

從圖10分析可得:上覆隧道墻角的第一主應力會在下方的圍巖開挖時突然增大，然后保持穩定，由于上覆隧道是小凈距隧道，所以右線的左墻角和左線的右墻角的應力值偏大。左線右墻角的第一主應力值比左墻角的值大29%，右線左墻角的第一主應力值比右墻角的值大21%。

圖10 上覆隧道二次襯砌第一主應力值隨開挖變化曲線Fig.10 Curves of maximum principal stress of secondary lining of overlying tunnel VS excavation process

由圖11可得:上覆隧道的對稱面上，第一主應力的最大值出現在墻角處，最大拉應力達到了5.2 MPa，超過C25混凝土強度設計值，可能會在局部出現受拉裂縫，但由于有二次襯砌的存在，主線隧道本身不至于發生失穩破壞。并且拉應力呈現出上覆小凈距隧道相近面的拉應力比遠離面的拉應力大的情況。

圖11 上覆隧道各點的第一主應力值Fig.11 Maximum principal stress of each point of overlying tunnel

從圖12分析可得:由于上覆隧道和下穿隧道的凈距只有3.5 m，所以在下穿隧道靠近上覆隧道的部分產生很大的拉應力，最大值達5.9 MPa。由于排水泵房的存在，造成一定空間范圍內的應力集中，使得在目標面附近也出現了很大的拉應力，最大值達5.4 MPa。

圖12 下穿隧道拱頂各點的第一主應力值變化曲線Fig.12 Curve of maximum principal stress of each point of undercrossing tunnel crown

4 工程措施

圖13 加固后上覆隧道拱頂最終沉降量曲線Fig.13 Curve of final crown settlement of overlying tunnel after reinforcement

由于下穿隧道與上覆小凈距隧道之間的夾層厚度僅為3.5 m，成拱效應差，加之爆破擾動，故采用長18 m的T76自進式超前管棚、長3.5 m直徑25 mm的超前砂漿錨桿對中夾巖體進行加固，并配合注漿改性等措施補強圍巖，確保施工安全。計算結果見圖13。

從圖13分析可得:1)采用超前管棚和超前錨桿對中夾巖進行加固后，上覆隧道拱頂的最大沉降值不足1.8 mm，相對于未采取措施時的3.7 mm，降幅達51%，設計中提出的超前支護措施作用效果明顯。2)為控制沉降，匝道隧道采用側導坑小斷面開挖，初期支護遵循“弱爆破、強支護、快封閉、緊二襯”的原則。3)為加強施工中梧村山隧道的運營，匝道隧道開挖前，應對原梧村山隧道結構進行檢測，對不滿足原結構設計要求的部位進行有效的處治。

5 結論與討論

在大型互通式地下立交正交段的施工過程中，新建下穿隧道施工對上覆小凈距隧道前方和后方土體的影響范圍將主要集中在下穿隧道施工斷面前方和后方一定區域內。通過分析可以得到如下結論:

1)下穿隧道的修建引起上覆小凈距隧道位移的變化主要集中在沿對稱面1倍洞徑范圍內。

2)隨著下穿隧道掌子面的推進，上覆小凈距隧道仰拱底部豎向位移會出現先上后下的變化。

3)由于上覆小凈距隧道分擔了大部分圍巖壓力，造成下穿隧道處于上覆小凈距隧道正下方部分拱頂的沉降量明顯減小，邊墻的側向位移也比別的部分小。

4)上覆小凈距隧道的墻角和下穿隧道的拱頂都會出現較大的拉應力，會導致混凝土開裂，需嚴格實施超前支護，同時為了保證上覆隧道營運的安全性，應在上覆隧道相應段設置防護鋼拱架。

5)修建正交下穿隧道對既有隧道的影響較大，為了將該影響控制在允許范圍之內，需要對下穿隧道和排水泵房周圍的圍巖進行超前支護，并對既有隧道和新建隧道加強監控量測。計算結果表明，超前支護的措施是有效的，能夠保證上覆小凈距隧道的安全。

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