營盤路江底大跨隧道施工安全性分析*

高 林，施成華，彭立敏，3，雷明鋒，安永林

(1.中南大學土木工程學院，湖南 長沙 410075;2.湖南城建職業技術學院市政與路橋工程系，湖南 湘潭 411101;3.高速鐵路建造技術國家工程實驗室，湖南 長沙 410075;4.湖南科技大學土木工程學院，湖南 湘潭 411201)

進入21世紀以來，我國國民經濟進入快速發展的階段，對市政、交通、水利、等基礎設施的建設需求不斷增加，其中，隧道占很大的比例，這在很大程度上推動了隧道建造技術的發展，特別是大斷面隧道的相關建造技術的發展尤為突出［1－9］，如文獻［1］對金沙洲大斷面隧道下穿淤泥質軟弱地層進行了室內試驗研究，優化出合理的設計和施工技術方案。文獻［2］以武廣高速鐵路獅子石隧道為例，探討了高速鐵路雙線大斷面隧道在軟弱圍巖條件下的施工技術與處理方法。文獻［3］以地鐵停車區間淺埋暗挖隧道施工為研究對象，采用FLAC有限差分軟件對九步雙側壁導坑法、六步雙側壁導坑法和CRD法的圍巖及中巖墻位移、應力以及地表沉降等規律進行了對比分析，得出采用六步雙側壁導坑法能夠達到施工控制要求。文獻［5］針對宛坪高速公路六車道大跨度雙連拱隧道具體條件，通過埋設量測元件對隧道結構施工全過程進行監測，獲得了在施工偏壓條件下各施工階段的圍巖應力、變形、中墻內力及其變化情況。文獻［6］對北京地鐵5號線崇文門站采用暗挖法下穿既有地鐵隧道施工進行了研究，結果表明:施工引起的既有地鐵隧道結構變形以沉降為主，沉降主要發生在導洞施工階段。國內對于各種地質條件下大斷面隧道的施工技術已比較成熟，但對于江底大跨隧道施工的相關經驗還比較少。本文以長沙市營盤路湘江隧道西岸南線A型大跨段為實例，對現場所采用的雙側壁導坑法的施工安全性進行三維數值評估，以期為類似工程提供借鑒。

1 工程概況

1.1 工程簡介

長沙市營盤路湘江隧道位于銀盆嶺大橋和橘子洲大橋居中偏南位置，東西走向，分別穿越長沙“三橫五縱”快速路網中兩縱—瀟湘大道和湘江大道，距上游橘子洲大橋約1.3 km，距下游銀盆嶺大橋約2.1 km。主線西起咸嘉湖路，下穿瀟湘大道、傅家洲、橘子洲和湘江大道，東接營盤路，該段湘江江面寬約1.4 km。隧道分南北兩線，北主線隧道全長3.0 km，南主線隧道全長2.7 km，主線隧道單洞跨度10.1 m，屬大跨水下隧道，其最大縱坡5.95%。受周邊道路、環境的影響，整個線路設置A，B，C和D匝道，匝道在暗挖段與主線相交。西岸設進口匝道A、出口匝道B，接主線北側的瀟湘北路;東岸設出口匝道C、進口匝道D，進口匝道接主線南側的湘江中路，出口匝道接主線北側的湘江中路;4個匝道路線總長為2.7 km，最大縱坡為6.98%，工程地理位置見圖1。

圖1 工程地理位置Fig.1 The project location

1.2 設計概況

營盤路湘江隧道西岸工區大跨主要存在如下幾種形式:南北線B型大跨DKB型正常段、南線B型到C型DKB型漸變段、南線A型大跨DKAⅠ型正常段、南線DKAⅠ型、北線A型大跨DKAⅢ型正常段和北線DKAⅢ型。南線A型大跨DKAⅠ型正常段施工參數見圖2。

圖2 DKAⅠ型襯砌斷面圖Fig.2 Lining sectional drawing of DKAⅠ type

西岸湘江隧道大跨處地質條件復雜，南線A型大跨處上覆土層自上而下為雜填土、粉質黏土，隧道所處土層主要為強風化板巖，在仰拱底部一定深度范圍內為中風化板巖。

2 隧道施工過程模擬

2.1 施工過程模擬

本文以南線A型大跨段為例，對雙側壁導坑法進行具體施工模擬。具體計算施工工序見圖3和圖4。

圖3 各部名稱示意圖Fig.3 Each part of the name of the schematic

圖4 雙側壁導坑法施工工序圖Fig.4 Both side heading method construction process diagram

2.2 計算模型的建立

采用MIDAS/GTS有限元計算程序進行雙側壁導坑法的施工模擬計算。

模型取隧道方向長度為15 m，寬度為100 m，模型高為65 m，埋深為20 m。自上而下模擬了4種土層，分別為素填土、粉質黏土、強風化板巖、中風化板巖。模擬土體、二次襯砌采用六面體實體單元，前者按M－C彈塑性考慮，后者按線彈性考慮;初期支護、臨時支護采用平面板單元，按線彈性考慮。模型整體網格見圖5，圍巖及支護的物理力學參數如表1所示。

表1 數值模擬計算物理力學參數表Table 1 The physical and mechanical parameters of numerical simulation

3 計算結果分析

本文主要對初期支護的受力及地表沉降進行分析研究，確定雙側壁導坑法施工時隧道是否安全。分析斷面的選取見圖5所示。

圖5 計算模型網格圖Fig.5 The calculation model of grid graph

3.1 初期支護安全性分析

圖6～8所示分別為臨時支撐拆除前后初期支護的軸力、剪力和彎矩分布云圖，表2和表3所示分別為臨時支撐拆除前后斷面初期支護安全系數計算結果。

圖6 軸力分布云圖Fig.6 Axial force distribution nephograms

圖7 剪力力分布云圖Fig.7 The shear stress distribution nephograms

圖8 彎矩分布云圖Fig.8 Bending moment distribution nephograms

從圖6～8及表2～3可見:

(1)對比臨時支撐拆除前，臨時支撐拆除后，初期支護軸力、剪力和彎矩絕對值均增大明顯，變化最大值依次為 2515.09，593.85 和 337.91 kN·m，分別位于左拱腰、左拱腰、右拱腰部位，這說明臨時支撐的拆除對初期支護的影響是不容忽視的，施工中應密切關注初期支護的受力變化。

(2)臨時支撐拆除前，初期支護軸力、剪力云圖分布較為均勻，沒有出現應力集中現象，而彎矩則有應力集中現象。最大軸力大致分布在隧道的拱頂及邊墻位置，最大剪力與最大彎矩主要分布在隧道拱頂處;臨時支撐拆除后，初期支護軸力、剪力和彎矩相比臨時支撐拆除前增加了2倍，軸力最大達到－4000 kN·m以上，剪力最大達－644.46 kN·m，彎矩最大值為244.68 kN·m，這說明臨時支撐一次性拆除后，初期支護將受到較大的軸力、剪力和彎矩作用。

表2 拆撐前分析斷面初期支護安全系數計算結果Table 2 Analysis of dismantling temporary shoring front section initial support of the safety coefficient calculation results

表3 拆撐后分析斷面初期支護安全系數計算結果Table 3 Analysis of dismantling temporary shoring section after initial support the safety coefficient calculation results

(3)對比表2及表3可知:臨時支撐拆除前，7個典型部位的軸力在－2000 kN左右;最大軸力出現在右邊墻位置，為－2412.46 kN;剪力大都在70 kN左右;最大剪力出現在拱頂部位，為－114.25 kN，彎矩最大值亦出現在拱頂位置，為154.37 kN·m，并且安全系數都滿足要求，但在拱頂和邊墻部位較小;臨時支撐拆除后，7個典型部位的軸力、剪力和彎矩均有很大幅度增大，軸力最大達－4241.07 kN，并位于右拱腳部位;剪力最大達－644.46 kN，并位于拱頂位置;彎矩最大已達244.09 kN·m，并位于左拱腰部位。除隧底安全系數較大外，其他部位的安全系數均較小，特別是拱頂及左拱腰部位抗剪安全系數小于1，這說明臨時支撐拆除后，初期支護拱頂及左拱腰部位可能會因受剪而破壞，同時表明拆除臨時支撐是不安全的。

3.2 地表沉降分析

圖9所示為分析斷面處地表沉降隨施工步變化曲線圖。

由圖9可知:沉降曲線均大致以大跨隧道中線為對稱軸呈對稱分布，且沿隧道軸線基本均勻分布。隨著隧道開挖的進行，沉降槽的深度逐步增大，尤其是隧道中線處的沉降增大最明顯，現以隧道中線地表沉降為分析點，研究分析斷面處隧道各部開挖引起的地表沉降規律。

圖9 地表沉降隨施工步變化曲線圖Fig.9 The surface subsidence with construction step change curve

隧道各部的開挖對地表沉降的影響要大于臨時支撐的拆除對地表沉降的影響，其中以⑤部的開挖影響最為明顯，占隧道開挖引起地表總沉降的17.33%。隧道開挖完成后，斷面地表沉降最大達－72.52 mm。由于該隧道位于瀟湘大道下面，如此大的沉降對路面的影響不容忽視，不僅影響到行車安全，甚至有可能造成路面開裂，施工是不安全的。

4 結論

(1)采用雙側壁導坑法對營盤路湘江隧道西岸南線A型大跨進行開挖時，開挖引起的地表沉降非常明顯，隧道開挖完成后，總沉降最大已達－72.52 mm，其中導洞⑤部的開挖引起的地表總沉降占隧道開挖引起地表總沉降的17.33%，對地表沉降的影響最大。

(2)從初期支護臨時支撐拆除前后受力變化情況及安全系數的變化來看，臨時支撐拆除后，隧道初期支護所受到的軸力、彎矩和剪力均增大很明顯，初期支護拱頂和左拱腰部位安全系數出現小于1的情況，這表明臨時支撐拆除后洞內有可能出現塌方事故。

(3)通過模擬計算分析，建議營盤路湘江隧道西岸南線A型大跨施工時，應先對地表圍巖采取一定的加固措施后再進行隧道開挖;同時，隧道開挖時應加強支護。

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