跨線風道近接施工力學特性研究

吳占瑞，漆泰岳

(西南交通大學土木工程學院，成都 610031)

在我國，小間距隧道的出現和研究較晚，目前還沒有較明確的規范，仍處于邊施工邊探討的總結階段，理論研究滯后于工程建設需求的發展[1-2]。近年來，國內工程技術人員和相關學者對此做了大最的研究工作，如:張欣等人[3]對海底隧道覆蓋巖層在爆破荷載作用下穩定性分析;李利平等人[4]對海底隧道施工設計及其數值優化進行了研究;蔚立元等人[5]對青島小間距海底隧道施工優化進行了有限差分分析;李鵬飛等人[6]對海底隧道襯砌結構受力特點及斷面形狀進行了優化。

由于目前國內對近接隧道的研究主要集中在平行小凈距與盾構法施工的城市地鐵復雜近接結構，而對礦山法施工的復雜近接問題則鮮有研究成果。因此為保證施工安全，并在一定程度上填補國內對近接隧道研究的相關空白，以數值模擬為主要研究手段，對該工程區跨線風道近接施工的力學特性開展研究。

1 工程概況

青島膠州灣海底隧道是橫穿膠州灣口連接青島市區和黃島開發區的通道。該隧道位于團島和薛家島之間，下穿膠洲灣口海域。線路總長7 800 m，其中左、右隧道平均長度約6 160 m，穿越海域段長約3 950 m。主隧道為雙向雙洞六車道，主隧道間設置服務隧道，采用鉆爆法施工。結構采用橢圓形斷面，復合式襯砌，結構寬15.7 m，高12.0 m，線路間距55 m。膠州灣海底隧道2號風井工程區主要由通風豎井及多個風機房及風道洞室組成，構成復雜的群洞結構。其中豎井為圓形，直徑11.3 m，深59.9 m。風機房及風道縱橫交錯，斷面變化頻繁，形成交叉口、平行近接、上下跨越等多種復雜近接形式，同時該段受斷層影響，局部圍巖完整性較差，因此施工過程中易發生掉塊、塌方事故。

2 數值模型及計算參數

2.1 數值模型

本次研究采用FLAC3D有限差分軟件分析，根據本隧道海域段工程地質、水文地質及相關資料，建立數值分析模型，模型尺寸:寬 ×高 ×厚 =X×Z×Y=119.6 m×100 m×82 m，模型上表面(高度方向)取至地表面，模型底部及上覆土層至主隧道中心均為35 m，共有25 200個單元，模型邊界均為法向約束邊界。兩風道從主隧道及服務隧道上方垂直穿過，距離主隧道凈距為2.9 m，距離服務隧道凈距為4.3 m，同時兩風道彼此凈距16 m，主隧道與服務隧道凈距17 m，均屬于近接范圍，4條隧道構成復合近接結構。如圖1、圖2所示。

圖1 跨線隧道模型

圖2 跨線隧道交叉空間位置

2.2 計算參數

圍巖材料采用實體單元模擬，力學模型為莫爾-庫侖模型。參照前期勘察對場區附近巖土體試驗成果的統計分析，并采用《公路隧道設計規范》[7]推薦的力學參數換算方法。考慮到該處跨線隧道圍巖大部分為Ⅱ～Ⅲ級，局部為Ⅳ級，相鄰小里程端為Ⅳ級圍巖，結合數值反算的計算結果[8-9]，圍巖的基巖弱風化帶采用《公路隧道設計規范》圍巖參數Ⅲ-Ⅳ級中間值，同時由于風道下部區域存在斷層，圍巖為Ⅳ級，但由于斷層影響區域有限，故基巖微風化帶采用《公路隧道設計規范》Ⅳ級上限圍巖參數，襯砌采用彈性材料，圍巖采用彈塑性材料。初期支護中鋼拱架的作用也應用等效方法予以考慮，即將鋼拱架彈性模量折算給混凝土，其計算方法為

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。

圍巖及襯砌自重為計算中主要荷載，側壓力系數按勘測設計資料取為0.8。計算模型圍巖和襯砌具體參數如表1所示。

表1 圍巖及襯砌力學參數

3 計算結果分析

3.1 位移變形特征(圖3～圖6)

以服務隧道和主隧道邊墻位移、拱頂沉降作為監測線。(注:圖例距離表示風道開挖面距y=0平面的距離)

圖3 風道1開挖完畢后主隧道豎直方向位移變形

圖4 風道1開挖完畢后服務隧道豎直方向位移變形

圖5 風道2開挖完畢后主隧道豎直方向位移變形

圖6 風道2開挖完畢后服務隧道豎直方向位移變形

圖3～圖4表明主隧道在風道1開挖面位置小于28.5 m時，沉降變化較小。當開挖面位置在34.5 m時，曲線微微上隆起，表明風道的開挖已使得主隧道發生豎直向上的位移。主隧道拱頂沉降主要發生在40～50 m，最大沉降值為0.44 mm，呈隆起狀態，主要是由于上方風道開挖卸荷所致。在開挖位置大于48.5 m時，主隧道拱頂基本不再有變化。與主隧道特征類似，服務隧道是在風道1開挖位置到達58.5 m時，曲線發生微微上隆起。進一步豎向位移變化一直持續到風道開挖完畢的位置。服務隧道拱頂沉降同主隧道一樣主要發生在40～50 m，最大沉降值為0.78 mm，呈向上隆起狀態;

圖5～圖6表明在風道2開挖過程中，其位移變化特征與風道1開挖類似，在開挖風道2的過程中對原有風道1對主隧道和服務隧道產生的拱頂沉降的范圍影響較小，而沿主隧道和服務隧道70～80 m范圍產生新的拱頂向上隆起，但其隆起值均要小于開挖風道1所產生的隆起值。在施工和監測過程中要對這些較為活躍的范圍進行重點控制。

3.2 襯砌安全系數特征

為了更加直觀地顯示襯砌安全系數數值，并結合國內相關學者對海底隧道在襯砌等關鍵技術研究上的成果[10-12]，將未開挖風道的工況安全系數上限設置為4，其余工況設置為3，不顯示大于該上限數值的安全系數分布情況。從圖7～圖9可以看出，在未開挖風道之前，主隧道二次襯砌和服務隧道初期支護穩定，安全系數均非常高，最小安全系數為3.8，位于服務隧道。當開挖完畢風道1時，主隧道襯砌的安全系數仍維持在較高水平，服務隧道襯砌安全系數分布是沿風道1軸線對稱，在風道軸線左右10 m范圍，最小安全系數為1.76，小于2。開挖完畢風道2時，主隧道襯砌仍然維持在一個較安全的水平，未出現安全系數小于3的區域。服務隧道安全系數分別按風道1和風道2軸線對稱分布，最小安全系數為1.78。風道2開挖對風道1區域影響較小。因此在施工該段時，需注意對服務隧道的影響。

圖7 未開挖風道襯砌安全系數分布

圖9 開挖風道2襯砌安全系數分布

3.3 服務隧道襯砌受力

由以上對位移變形和襯砌安全系數的分析可知，服務隧道在施工過程中受影響較大，主隧道所受影響相對于服務隧道要小，現主要針對風道1軸線正下方服務隧道襯砌受力進行分析。對于彎矩圖，在未進行風道的開挖時，服務隧道襯砌彎矩圖基本沿隧道中線對稱，拱腰彎矩明顯大于仰拱和拱頂。拱頂內側受拉，拱腰外側受拉，仰拱內側受拉，拱頂最大彎矩為1 kN·m，拱腰最大彎矩4.58 kN·m，仰拱最大彎矩1.33 kN·m。在開挖了風道1后，受拱頂上部圍巖應力釋放的影響，服務隧道拱頂彎矩發生了很大變化，由之前的內側受拉變化為外側受拉。最大彎矩為2.58 kN·m，拱腰仍維持外側受拉的狀況，且彎矩有小幅減小。最大彎矩為4.14 kN·m。仰拱彎矩變化較小。風道2的開挖對服務隧道彎矩影響較小，各彎矩值只是在前者彎矩值上有小幅增加。由于各分部開挖彎矩圖較多，本文只列出了兩風道開挖完畢總彎矩圖，如圖10所示。

圖10 風道開挖完畢后彎矩圖(單位:kN·m)

對于軸力圖，在未開挖風道時，軸力圖也基本沿隧道中線對稱分布。拱頂和仰拱的軸力很小。拱頂最大軸力為27 kN，仰拱最大軸力為24 kN。從拱頂至拱腰，仰拱至拱腰，軸力都是逐漸增大，拱腰最大軸力達到了803 kN，并且左側軸力要大于右側。在開挖了風道1后，服務隧道拱頂軸力有顯著變化，拱頂最大軸力達到了220 kN，比未開挖前的軸力有大幅增加，同時拱腰處的軸力仍然維持著較大的水平，但最大值已由原來的803 kN降至595 kN。仰拱的軸力變化不大。在開挖風道2后，服務隧道的軸力也有小幅增加，這與彎矩的變化情況類似。由于各分部開挖軸力圖較多，本文只列出了兩風道開挖完畢總軸力圖，如圖11所示。

總的來說，風道1的開挖對服務隧道襯砌的內力影響很大。但其受力并未達到材料的強度，因此在安全系數的變化圖中，服務隧道襯砌安全性始終維持在一個較高水平，材料未達到屈服破壞。

3.4 圍巖安全系數特征

圖11 風道開挖完畢后軸力圖(單位:kN)

不考慮彈性材料的隧道襯砌，對于隧道圍巖，采用摩爾庫倫準則來判定圍巖的安全系數。由圖12～圖14可知，在未進行風道開挖之前，主隧道和服務隧道周圍有較大范圍的圍巖安全系數小于2，最小安全系數為1.26。兩隧道的安全系數分布都大致呈X形，并且拱頂圍巖和底板圍巖的安全系數較高。安全系數小于2的巖體(不穩定巖體)在實際施工中需要加以關注。

圖12 未開挖風道圍巖安全系數

圖13 開挖完畢風道1圍巖安全系數

圖14 開挖完畢風道2圍巖安全系數

在開挖完畢風道1時，風道1周圍小于2的圍巖安全系數也出現X形，最小值為1.067，同時風道1拱頂圍巖和底板圍巖的安全系數也較高，邊墻也有一定范圍的不穩定巖體。主隧道與風道之間、服務隧道與風道之間的巖體都呈現不穩定的現象。主隧道拱頂附近圍巖已由穩定巖體轉變為不穩定巖體。地層的雜填土和弱風化帶也出現了較大區域的不穩定巖體，這個是由于該部分巖體強度較低導致的。實際中由于不研究對地表的影響，因此可不考慮該部分不穩定巖體。

開挖完風道1風道2時，巖體最小安全系數為1.068。兩風道不穩定巖體也呈X形分布，風道間不穩定巖體在拱頂45°方向和拱腳45°方向出現了貫通。風道2與主隧道、服務隧道間的巖體也很大程度上轉變為不穩定巖體。因此在施工和監測過程中要對該部分巖體的穩定進行嚴格控制。

4 結論

以青島膠州灣海底隧道工程為背景，計算跨線風道近接施工的力學特性，可以得出如下結論。

(1)風道1施工到35～50m范圍時主隧道和服務隧道沿隧道縱方向拱頂沉降較為活躍，活躍范圍主要集中在40～50m范圍，在風道2施工完畢后主隧道和服務隧道后續沉降主要發生在沿隧道縱方向70～80m范圍。

(2)主隧道在開挖風道1和風道2的整個過程中其襯砌的安全系數始終保持較為安全的水平，而服務隧道襯砌的安全系數相對于主隧道較小，因此需要注意施工對服務隧道襯砌的影響。

(3)對于彎矩圖，在未進行風道的開挖時，服務隧道襯砌彎矩圖基本沿隧道中線對稱，拱腰彎矩明顯大于仰拱和拱頂。在開挖了風道1后，受拱頂上部圍巖應力釋放的影響，服務隧道拱頂彎矩發生了很大變化，由之前的內側受拉變化為外側受拉。風道2的開挖對服務隧道彎矩影響較小，各彎矩值只是在前者彎矩值上有小幅增加;對于軸力圖，在未開挖風道時，位于拱頂和仰拱的軸力很小。從拱頂至拱腰，仰拱至拱腰，軸力都是逐漸增大。在開挖了風道1后，服務隧道拱頂軸力有顯著變化，拱頂最大軸力達到了220 kN，比未開挖前的軸力有大幅增加，同時拱腰處的軸力仍然維持著較大的水平，但最大值已由原來的803 kN降至595 kN。仰拱的軸力變化不大。在開挖風道2后，服務隧道的軸力也有小幅增加，這與彎矩的變化情況類似。

(4)在開挖風道1和風道2的整個過程中，兩隧道和兩風道圍巖的安全系數分布都大致呈X形，交叉隧道之間圍巖的整體安全系數較低，圍巖易處于不穩定狀態，施工過程中需注意該區段圍巖的穩定和安全。

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