青山沖雙連拱隧道軟弱圍巖變形與穩定性研究*

唐 峰，袁 昕，袁 航

(1.中交四公局第二工程有限公司，北京 101101;2.湖南省永龍高速公路建設開發有限公司，湖南永順 416700;3.湖南交通職業技術學院巖土工程材料研究所，湖南長沙 410132)

雙連拱隧道是一種新型大跨度的隧道結構形式，具有線形流暢、占地面積少、空間利用率高、可以避免洞口路基或大橋分幅等特點，在適應地形條件、環境保護以及工程數量上具有較高的優越性，因而近年來被廣泛采用。但由于雙連拱隧道的施工難度遠比分離式隧道的大，且尚無滿足雙連拱隧道特點的圍巖壓力理論，特別是淺埋偏壓條件下圍巖荷載估計偏差較大［1－3］。在施工中經常出現支護失效、襯砌裂縫及滲漏泄水等工程安全質量問題，因而有待于進一步研究。長期以來，隧道圍巖穩定性的分析和隧道開挖后的應力重分布特征研究一直是隧道學科研究的重點，伴隨著高速公路的快速發展，對軟巖復雜地層隧道圍巖穩定性的研究是一個前沿課題。實踐證明，軟巖復雜地層隧道圍巖穩定性問題是十分重要的問題，它直接影響隧道工程的進展，關系著工程的質量。數值模擬方法在研究隧道圍巖穩定性方面具有十分明顯的優勢，已經日益成為穩定性定量評價中不可或缺的重要方法［4］。本文以數值模擬有限元軟件作為基本計算分析工具，對隧道模型的建立、模擬過程的設計、計算結果的輸出與分析進行探討，在模擬分析思路上進行進一步地拓展。

1 工程概況

懷新高速公路是湖南地處最偏遠的高速公路建設項目之一，建設主線中的隧道、橋梁超過全線長度的1/4，地形復雜，巖層多揉皺，節理、裂隙發育，地下水豐富。青山沖隧道是其中一座雙向四車道雙連拱隧道，設計車速為80 km/h，全長320 m，隧道內輪廓采用三心圓形式，曲中墻。

構成隧道圍巖為前震旦系板溪群五強溪組第一段硅化板巖及壓碎巖，弱風化，圍巖類別屬Ⅱ和Ⅲ類。隧道進口采用端墻式洞門，出口采用削竹式洞門。進口接13 m明洞(原設計15 m)，出口接20 m明洞。隧道進出口位于沖溝中，在隧道兩段洞門附近均存在與隧道軸線近平行的山嘴，洞軸線與等高線近乎平行，橫向地形起伏大。隧道兩端洞口軸線與巖層走向成小角度斜交，右側邊坡為順向坡，邊坡穩定性較差，邊坡開挖易產生滑坡或坍塌;進出口仰坡上覆碎石土及壓碎巖，穩定性均較差，且有明顯偏壓跡象。

圖1 青山沖隧道外觀和圍巖襯砌Fig.1 Qingshanchong tunnel outlook and surrounding rock tunnel lining

針對本工程軟弱圍巖條件，隧道擬采用三導洞法施工工序如圖2所示。從圖中可以看出該工序主要步驟為:開挖中導洞→中導洞支護→中墻砌筑及鋪設中墻頂防水板→左右側導洞開挖支護→右洞頂部開挖支護→右洞防水層鋪設及二襯→右洞核心土開挖→右洞仰拱澆筑→左洞拱部開挖支護→左洞防水層鋪設及二襯砼澆筑→左洞核心土開挖→左洞仰拱澆筑。

圖2 三導洞法施工工序示意圖Fig.2 Three pilot drift law construction processes schematic drawing

2 計算模型

2.1 基本力學參數

所選材料的力學參數參考隧道地質條件及相關數據要求見表1。

表1 材料力學參數Table 1 Material mechanics parameters

2.2 計算采用的材料屈服準則

本次數值模擬巖體的破壞判據選擇Druckerprager屈服準則，它比較適應于混凝土、巖石等材料。Drucker－Prager屈服準則是對Mohr－Coulomb準則給予近似，以此來修正Von Mises屈服準則，即在Von Mises表達式中包含1個附加項，其流動準則即可使用相關流動準則，也可使用不相關流動準則，其屈服面并不隨著材料的逐漸屈服而改變，因而沒有強化準則。然而，其屈服強度隨著側限壓力(靜水壓力)的增加而相應增加，其塑性行為被假定為理想彈塑性［5－7］。另外，這種材料考慮了由于屈服而引起的體積膨脹。

Drucker－Prager可表示為:

其中:I為應力張量第一不變量;J2為應力偏張量第二不變量;α和k為材料參數。

在數值計算中，DP材料需要輸入的參數有E，μ，C，φ 和 φf，其確定方法如下:

β和σy可由單軸受壓屈服應力和受拉屈服應力計算得來，即:

因此，有單軸受拉屈服應力σc和單軸受壓屈服應力σt就可以計算出程序需要的輸入值。另外，φf為膨脹角，它用來控制體積膨脹。對于巖土類材料，當材料受剪時，巖體將會膨脹，若膨脹角φf為0，則不會發生體積膨脹;若φf=φ，在巖體中將會發生嚴重的體積膨脹，一般來說，φf=0是一種保守算法。

2.3 有限元模型的建立

三維有限元計算模型和網格離散示意圖見圖3。圖中X為與隧道正交的水平方向;Y為垂直方向;Z為隧道走向方向。隧道埋深為30 m，左右邊取其跨度的4倍，Z方向取總長度25.5 m，按照前面7.5 m、中部3 m、0.75 m 間距進行細化，后面取 15 m。根據工藝參數調整，各優化對比模型在長度和面群間距上有所不同，但基本原則相同且長度相差不大，單元類型:六面體二十節點等參元，單元數為11 366(隨不同階段有所變化)，節點數為58 107(隨不同階段有所變化)［8］。計算模型的邊界條件除上部為有荷載自由邊界外，其余各側面為法向約束，地面為X，Y和Z方向上全約束，邊界計算時僅按上部覆土重力場考慮。

圖3 計算地質模型及其網格離散示意圖Fig.3 Geological model and calculation mesh discrete schemes

3 有限元模擬結果和分析

雙連拱隧道的施工工藝復雜，尤其是在軟弱圍巖中隧道自穩能力較差的情況下，必須實行超前加固，而且開挖后要立即進行支護，本文通過計算機模擬手段，考慮圍巖穩定性及開挖支護的影響，主要針對在圍巖中采用三導洞施工，對圍巖的受力情況和位移變化進行模擬計算，預測各階段可能產生的位移，可以指導下一階段的施工，修正下一階段的支護參數。中導洞開挖完后、中隔墻作完后、三導洞完成后以及核心土開挖完后的y軸向的位移云圖見圖4～7。

圖4 中導洞開挖后的y方向上的位移云圖Fig.4 The displacement map on y direction after the excavation of the drift

圖5 中隔墻筑后的y方向上的位移云圖Fig.5 The displacement map on y direction after the excavation of the drift

圖6 三導洞開挖后的y方向上的位移云Fig.6 The displacement map on y direction after the laying of the three pilot drift

圖7 核心土開挖后的y方向上的位移云圖Fig.7 The displacement map on y direction after the laying of the core soil

從計算結果可以看出:中導洞開挖后拱頂發生的最大位移在10 mm以內，周邊收斂值在2 mm以內;中隔墻筑完后開挖左右導洞，三導洞完成后中導洞拱頂發生的最大位移在16～18 mm以內，周邊收斂值在9 mm以內，左右導洞的周邊位移為9 mm左右。核心土挖完后，中導洞拱頂位移繼續增大，其值為20 mm左右，周邊收斂值在8 mm以內，主洞的頂位移為13～15 mm。

由于隧道埋深較淺，計算荷載主要是巖體的自重，應力場的分析也主要考慮豎向應力，開挖過程中圍巖的豎向應力的變化模擬結果對其產生的位移和應力分布進行了預測，結果見圖8和圖9。

圖8 σy方向上的應力等值線圖Fig.8 The stress isoline on the direction ofσy

圖9 τxy方向上的應力等值線圖Fig.9 The stress isoline on the direction ofτxy

由圖8～9可以看出:整個圍巖應力場的分布也以中隔墻的軸線左右基本對稱分布。在左洞下半斷面墻角處產生了明顯的應力集中，其豎向應力為2.24 MPa，在左洞上半斷面的底板出現拉應力，拉應力為0.22 MPa;右洞最大豎向應力出現在中導洞隧底，其值為2.40 MPa;中導洞隧底的豎向應力為 2.69 MPa。

中隔墻作為雙連拱隧道核心構件，其主要作用是承受圍巖傳遞的荷載壓力。應力云圖顯示:在左洞開挖及支護的過程中，中隔墻產生了較大的偏壓，在墻體左側受壓，其最大壓應力為4.85 MPa，在墻體右側出現受拉狀況，其最大拉應力為1.16 MPa;當右洞開挖及支護結束后，墻體內應力全部受壓，最大壓應力為 6.78 MPa［9－10］。計算結果顯示:中隔墻的設計不僅要考慮其最終的受力的狀態，還要結合施工過程中墻體內的應力變化狀況綜合考慮。

由于錨桿對圍巖拱部的加固及支護作用，使得初期支護隧道拱部的彎矩很小，整個初期支護基本上處于小偏心受壓狀態，安全性很好，而錨桿的最大軸力也只有5.98 kN。

4 有限元模擬結果與監測結果對比分析

量測斷面設置:圍巖每30 m布置1個斷面，遇有特殊情況可作適當調整。總之，監測項目作為新奧法施工的一個必須環節，要及時布置測點、及時測量、及時分析、及時反饋其布置，如圖10～13所示。

從圖11～13可以看出:斷面監測結果與有限元計算結果比較吻合，中導洞拱頂下沉計算值和實測值基本保持在22～25 mm之間，中導洞周邊位移計算值和實測值保持在8～10 mm之間，右側導洞的最終位移監測值和計算值都幾乎在12～15 mm之間。

表2 監控量測項目與目的Table 2 Monitoring measurement items and purpose

圖10 隧道監測斷面Fig.10 Tunnel monitoring section

圖11 中導洞拱頂下沉計算和實測比較圖Fig.11 The comparison chart between drift vault sink calculation with measured

圖12 中導洞周邊位移計算和實測比較Fig.12 The comparison chart between drift displacement calculation with measured

圖13 側導洞周邊位移與監測結果對比分析Fig.13 The comparison chart between the surrounding displacement drift with measured

從選測斷面的所有量測值來看，鋼拱架受力較大，而砼內應力和圍巖壓力較小;隨著時間的變化，選測斷面的變化逐漸趨于平緩如圖12所示，圍巖壓力的變化也趨于平緩。從所有量測值來看，圍巖壓力較大，最大值達到0.21 MPa;當出現裂縫后，該處的圍巖壓力處于不穩定狀態，并且測得值超過壓力盒的量程，其可能原因是圍巖壓力過大導致壓力盒受到破壞［11］。總之，青山沖隧道所有監測斷面的圍巖周邊位移增量、拱頂下沉斷面均未超過《規范》中規定的允許相對位移，其斷面的計算結果和監測結果基本相符。

5 結論

(1)隧道穩定性分析的傳統方法必須等到開挖以后，通過監測等手段才能判斷其圍巖穩定性，而通過有限元分析方法，只要取得了符合實際的地質參數，就可以在隧道開挖前或施工過程中模擬出隧道開挖時的圍巖狀況。數值模擬方法在數學模型和實驗室物理模型方法不能夠完成的情況下，能充分體現其優越性。

(2)中隔墻是雙連拱隧道特有的支護構件，其受力狀態隨著施工工序的轉換在不斷變化，其最不利狀態出現在左洞開挖及支護的過程中，此時墻體右側出現受拉狀況，最大拉應力為1.16 MPa，所以，在設計中，中隔墻應進行配筋設計;而在施工中，必須等到中隔墻混凝土達到足夠的強度后，方可進行后續工作。

(3)圍巖應力場隨著隧道的開挖而不斷地進行重分布，當連拱隧道右洞開挖后，在左洞仰拱圍巖處出現局部拉應力，盡管拉應力較小，但要引起足夠的重視，必要時對左洞隧底進行局部加固。

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