空間交錯隧道施工圍巖應力影響范圍及粘接錨桿作用機理的研究

黃春暉, 趙春晨, 王扶義

(陜西工業職業技術學院, 陜西 咸陽 712000)

隨著我國交通工程的快速發展，大量的鐵路、公路隧道及城市地鐵、排水設施等隧道工程被修建或即將新建，由此，不可避免會產生大量的新建隧道鄰近既有結構物的近接施工工程，如何保證這些近接工程的安全施工，既不造成原有隧道的破壞，也要避免既有隧道對新建隧道的施工產生不利影響就成了一個亟待解決的問題。

目前，國內外學者針對此類近接隧道施工相互影響的問題已進行了研究報道。其中，以長春地鐵1號線04標段施工地表沉降監測數據，分析了后行隧道開挖對先行隧道地表沉降的變化規律和量值大??；房明等提出了交叉隧道盾構施工引起既有隧道沉降計算的隨機介質理論方法，建立了交叉隧道盾構施工引起既有隧道沉降的計算模型，并探討了計算參數的選取方法；針對鐵路雙線立體交叉隧道結構，通過數值模擬和回歸分析等方法對不同圍巖級別條件下既有隧道受新建隧道施工的影響情況進行了研究。以上現場實測、模型計算、數值模擬3種方法也是研究此類工程的有效手段，但研究內容多以變形沉降變形為主而缺乏對圍巖應力的研究。因此，本文以貴州省某市機場高速公路夏家巖隧道上穿貴昆鐵路塔山腳隧道為背景，利用MIDAS/GTS有限元軟件建立不同近接豎距下的空間交錯隧道有限元模型，對不同近接豎距下“上穿”新建隧道和下部既有隧道圍巖應力的變化規律及對基于該工程地質狀況的圍巖應力變化影響范圍進行研究。

1 擬建工程概況

夏家巖隧道位于貴州省某市機場高速公路，該高速公路等級為：雙向四車道高速公路，隧道設計速度80 km/h。夏家巖隧道采用分離式設計，左洞長560 m，起止樁號ZK2+690～ZK3 +250；右洞長555 m，起止樁號YK2+705 m～YK3+250 m，隧道主洞建筑限界如表1所示。該隧道出口段150 m內正交上穿貴昆鐵路塔山腳隧道，二者設計高程差為30 m，交錯段公路隧道埋深31～50 m。

表1 夏家巖隧道主洞建筑限界表

2 空間交錯隧道有限元模型的建立

利用有限元軟件 MIDAS/GTS 模擬隧道“上穿”新建隧道和下部既有隧道在空間垂直交錯時的開挖和支護施工，研究其動態施工力學變化規律。新建隧道從既有隧道上方以一定距離正交穿過，為了尋求隧道圍巖應力隨著兩隧道近接距離的變化規律，既有隧道鐵路塔山腳隧道高程固定，“上穿”高速公路夏家巖隧道高程逐漸增大，即兩隧道間距逐漸增大，隧道軸線之間的交角始終為正交。立交點處上隧道仰拱底與下隧道拱頂間距分別為：1、2、3、5、7、10、15和20 m此8種近接情況分別建立三維模型，并定義為工況1、工況2、工況3、工況4、工況5、工況6、工況7、工況8。

2.1 分析斷面的選取

有限元模型選取夏家巖隧道左洞和塔山腳隧洞的相交部分進行分析計算，由夏家巖隧道的地勘報告及設計圖紙可知，兩隧道交叉段位于夏家巖隧道出口端150 m處，隧道洞身段埋深20～35 m，地表覆蓋第4系黏土2～5 m，下伏中分化灰巖。建模時模擬隧道處于中風化灰巖中，并且上部覆蓋等厚的5 m人工填土。

考慮夏家巖隧道實際開挖尺寸以及數值模型的單元數量多少對計算速度的影響，計算模型選?。洪L80 m、寬80 m、高65 m。上層隧道最大開挖寬度為10.8 m，開挖高度8.6 m；下層隧道最大開挖寬度為7.50 m，開挖高度8.05 m。模型的邊界范圍：上部新建隧道左側和右側約為洞跨的3.5倍，下部既有隧道左側和右側均約為洞跨的5倍，隧道底部約取洞跨的2倍，隧道頂部埋深取頂部實際埋深均值30 m。建立的8種工況有限元模型結果如圖1所示。

圖1 8種工況有限元計算模型

2.2 邊界條件及荷載的選取

模型上部邊界為自由面，其余各面施加法向約束，隧道周邊節點為自由界面。由于空間交錯部分所處圍巖較差，以Ⅳ級圍巖為主，模型中應力釋放系數分別取開挖隧道時0.5，初期支護時0.3，2次襯砌施作時0.2；也即圍巖應力在隧道開挖時釋放總應力的50%，初期支護施作時應力釋放總量的30%，2次襯砌施作時應力釋放總量的20%。

2.3 模型參數的選取

有限元模型中圍巖和支護結構參數按照夏家巖隧道地勘報告，并結合《公路隧道設計規范》(JTG 3370.1—2018)進行選取。具體的參數取值如表2、表3所示。

表2 圍巖特性值

表3 支護結構特性值

3 新建隧道“上穿”前后下部既有隧道圍巖應力變化分析

3.1 “上穿”新建隧道開挖前后下部既有隧道圍巖各方向應力變化

新建隧道開挖前后下部既有隧道圍巖、、方向主應力等值線圖，結果如圖2所示。

圖2 新建隧道開挖前后下部既有隧道圍巖x、y、z方向主應力等值線圖

從圖2可以看出，“上穿”新建隧道開挖前，圍巖內各方向均受壓應力；“上穿”隧道開挖后空間交錯部位各方向主應力發生如下變化。

方向圍巖應力呈現不同程度變化，其中拱頂位置的應力變大，拱肩位置應力略有變大，拱腰和拱腳應力基本沒變；方向圍巖應力除拱腳位置壓應力有一定增加外，其余位置基本均無變化，但拱頂及拱肩應力分布范圍受上隧道開挖影響變化明顯；方向拱頂、拱肩、拱腰、拱腳位置圍巖壓應力均略有變大，但拱頂的壓應力值分布范圍由于受上隧道開挖的影響變化明顯。

2.2.6 3組小鼠用力最大呼氣流速比較 對照組和脂多糖組在6、18、36 h后的用力最大呼氣流速比較，差異無統計學意義(P>0.05)。18、36 h后，甲強龍組用力最大呼氣流速較脂多糖組升高，差異有統計學意義(P<0.05)；6 h后，兩組用力最大呼氣流速比較，差異無統計學意義(P>0.05)。

隧道開挖前后下部既有隧道圍巖最大、最小主應力及剪應力等值線圖，具體如圖3所示。

從圖3可以看出，“上穿”新建隧道開挖前后，圍巖最大主應力沿隧道開挖斷面均表現為壓應力，開挖后既有隧道圍巖中拱頂、拱肩、拱腰、拱腳各處壓應力大小基本無變化；但拱頂、拱肩及拱腰位置壓應力的分布范圍變化明顯，這是由于上部隧道的開挖圍巖壓力得到一定釋放，導致靠近新建隧道位置圍巖應力減小。最小主應力開挖前后也都是壓應力，最大值有一定變大，在交錯部位分布范圍變化與最大主應力變化類似，并且沿隧道軸向的分布范圍表現出在交錯部位比較集中，在交錯范圍外分布較小。

圖3 隧道開挖前后下部既有隧道圍巖最大、最小主應力及剪應力等值線圖

“上穿”隧道開挖前，既有隧道圍巖中剪應力值較小；開挖后，剪應力值有一定增加，并且拱頂處剪應力為零。剪應力在整個既有隧道沿軸向的分布范圍表現出在交錯范圍外既有隧道左拱腳和右拱肩受拉剪應力；左拱肩和右拱腳受壓剪應力，且交叉范圍內剪應力值減小。

3.2 不同交錯豎距對下部既有隧道圍巖應力變化影響分析

通過建模將“上穿”隧道各主應力及剪應力在拱頂、拱肩、拱腰、拱腳位置各工況開挖前后的應力值做差，并與開挖前的應力值相比求得各點應力值在其開挖前后的變化率，繪制變化率曲線圖，結果如圖4、圖5所示。

圖4 拱頂、拱肩位置各應力在不同工況下開挖前后應力變化率曲線圖

從圖2～圖5可知，“上穿”新建隧道開挖前后，由于卸荷作用，下部既有隧道的拱頂位置應力變化率最大;其次是拱肩、拱腰位置。拱腳位置的應力變化率最小。

圖5 拱腰、拱腳位置各應力在不同工況下開挖前后應力變化率曲線圖

結合本文實際依托工程地質狀況，在工況4時，“上穿”新建隧道的開挖對下部既有隧道拱頂位置和拱腰位置應力的影響最大；在工況3時，“上穿”新建隧道的開挖對下部既有隧道拱肩位置各應力的影響最大；在工況1、工況2開挖時會對圍巖應力變化產生較大影響，即交錯豎距在上部新建隧道0.5倍洞跨內時，上部新建隧道開挖對下部既有隧道圍巖應力影響最大。

在工況5、工況6開挖時對圍巖應力變化產生較大影響，即交錯豎距在上部新建隧道0.5～1.5倍洞跨時，上部新建隧道開挖對下部既有隧道圍巖應力影響較大。

在工況7、工況8開挖時對圍巖應力變化影響均較小，即交錯豎距在上部新建隧道1.5倍洞跨外時，上部新建隧道開挖對下部既有隧道圍巖應力影響較小。

4 “上穿”新建隧道圍巖應力特征分析

為便于分析新建隧道圍巖應力的變化，在分析下部既有隧道時，同樣取一些代表斷面及應力變化比較穩定的關鍵點來研究?！吧洗毙陆ㄋ淼婪謩e以空間交錯豎距：1、2、3、5、7、10、15和20 m這8種工況從既有隧道上方正交穿過。

圖6 新建隧道圍巖各應力沿軸向等值線圖

從圖6可以看出，由于下部既有隧道的存在，上部隧道開挖后各應力分布跟單個隧道開挖或遠離交錯位置的端頭位置相比都發生了明顯變化。為了進一步研究在不同豎距開挖對新建隧道圍巖應力的影響，根據新建隧道在8種工況中交錯位置中心點處斷面上的拱頂、拱肩、拱腰、拱腳、拱底等關鍵點應力大小分別制成8種工況對應的各關鍵點位置應力的發展變化曲線圖，具體如圖7～圖9所示。

從圖6～圖9可以看出，下部既有隧道對新開挖的“上穿”新建隧道各方向主應力均有影響，并且呈現出對拱腳、仰拱底位置影響較大；拱肩、拱頂位置影響相對較小。

結合圖7～圖9可以看出，工況1～工況3的、、方向主應力及最大、最小主應力基本都呈現先增大后減小且應力值最大情況，說明在交錯豎距1～3 m時“上穿”新建隧道圍巖應力受下部既有隧道影響較大，即交錯豎距在上部新建隧道0.3倍洞跨內時，下部既有隧道對上部新建隧道開挖圍巖應力影響最大。

(a)x方向

圖8 新建隧道圍巖z方向主應力、最大主應力在不同豎距下的變化曲線

圖9 新建隧道圍巖最小主應力及xz方向剪應力在不同豎距下的變化曲線

從工況3～工況8的、、方向主應力及最大、最小主應力基本都呈現出迅速減小且到工況8各應力值大小趨于接近，說明在交錯豎距3～20 m內“上穿”新建隧道圍巖應力受下部既有隧道影響迅速變小，并且在20 m時接近無影響范圍，即交錯豎距在上部新建隧道0.3～2倍洞跨內時，“上穿”新建隧道圍巖應力受下部既有隧道影響迅速變小，并且在上部新建隧道2倍洞跨內時接近無影響范圍。

面上剪應力分布表現出左拱肩和右拱腳為壓剪應力，右拱肩和左拱腳表現出拉剪應力，并且拱肩、腰位置剪應力受交錯豎距影響較大，拱頂和仰拱底位置剪應力受交錯豎距影響較??；并隨交錯豎距從1 m增加到20 m，下部既有隧道對“上穿”新建隧道的剪應力影響減弱，各位置剪應力均趨于零。

5 粘接錨桿作用機理

早期隧道圍巖加固的錨桿大都屬于端頭錨固型，其錨桿端部會產生應力集中現象，并且錨桿的桿體大部分外露，容易被銹蝕，很難滿足有永久支護需求的隧道工程。為了解決上述問題，全長粘接型錨桿應運而生并得以發展。

全長粘接型錨桿是指用膠粘材料(如各種膠粘樹脂材料、水泥砂漿等)將錨桿桿體的全長與其周圍圍巖體有效粘接起來，使錨桿的全段都能提供錨固力，從而很好地提高了錨桿對圍巖的加固效果。這類錨桿的變形剛度比端頭錨固型錨桿大很多，當隧道巖體沿著全長粘接型錨桿的任意部位變形，該型錨桿都能提供較好的約束作用，并且錨桿全段都被膠粘材料所包裹，能起到防銹蝕作用，更適合作為永久支護結構使用。因此，全長粘接型錨桿在隧道工程中的使用越來越廣泛。

5.1 錨桿桿體與膠粘材料之間的作用機理

錨桿與膠粘材料間的粘接力主要包含以下幾個方面：

(1)化學粘接力：錨桿表面與膠粘材料之間的膠力是錨桿提供給發生剪切作用的圍巖的基本抗力，但當錨桿與隧道圍巖間發生相對滑移后，這種粘接力就消失了；

(2)機械咬合力:由于錨桿表面存在肋節、螺紋、皺曲等構造，使得錨桿與膠粘材料間產生了機械咬合力，當圍巖發生剪切作用時機械咬合力與粘接力一起產生抗力，發揮穩定圍巖的作用；

(3)摩阻力:由于錨桿和膠粘材料在圍巖內是通過化學作用粘接結合在一起的，但隧道圍巖的變形，會對錨桿系統產生一定的擠壓作用，使其形成與錨桿表面摩擦系數有關的摩阻力。并且，錨桿與膠粘材料間的擠壓力越大，接觸面的粗糙度越高，這種摩阻力也會越大。

5.2 膠粘材料與圍巖體之間的作用機理

膠粘材料與隧道圍巖間的作用力大小取決于：膠粘材料與圍巖體的接觸面積、膠粘材料的粘接強度、錨桿孔壁的粗糙度與清潔度等因素。這些影響因素主要通過對圍巖與膠粘材料之間粘接力和摩擦力的大小來影響粘接圍巖與膠粘材料之間的應力。圍巖與膠粘材料間的粘接力主要受錨桿孔周圍圍巖強度和粘接材料本身強度的影響；而摩擦力的大小則主要與孔壁的徑向壓力、錨桿孔粗糙度等因素有關。因此，當膠粘材料與錨桿孔壁的摩阻力小于膠粘材料對錨桿的握裹力時，錨桿的支護性能就取決于錨桿孔壁圍巖與粘接材料間的最大摩擦力。

6 結語

通過對貴州省某機場高速夏家巖隧道“上穿”貴昆鐵路塔山腳隧道8種不同豎距下的建模分析得到以下結論:

(1)“上穿”新建隧道開挖前后，由于卸荷作用對下部既有隧道的拱頂位置各向應力影響最大，其次是拱肩、拱腰位置，對拱腳位置的應力影響最小。因此建議施工過程中加強對下部既有隧道的監測尤其是拱頂位置；下部既有隧道對新開挖的“上穿”新建隧道各方向主應力均有影響，并且呈現出對拱腳、仰拱底位置影響大，拱肩、拱頂位置影響相對較弱，建議設計中增加交錯位置仰拱及拱腳位置的配筋；

(2)結合本文實際依托工程地質狀況，交錯豎距在上部新建隧道0.5倍洞跨內時，上部新建隧道開挖對下部既有隧道圍巖應力影響最大；交錯豎距在上部新建隧道0.5～1.5倍洞跨內時，上部新建隧道開挖對下部既有隧道圍巖應力影響較大；交錯豎距在上部新建隧道1.5倍洞跨外時，上部新建隧道開挖對下部既有隧道圍巖應力影響較??；

(3)結合本文實際依托工程地質狀況，交錯豎距在上部新建隧道0.3倍洞跨內時，下部既有隧道對上部新建隧道開挖圍巖應力影響最大；交錯豎距在上部新建隧道0.3～2倍洞跨內時，“上穿”新建隧道圍巖應力受下部既有隧道影響迅速變小，并且交錯豎距在2倍洞跨左右時接近無影響范圍；

(4)全長粘接型錨桿的作用機理：錨桿與膠粘材料間的粘接力主要包含化學粘接力、機械咬合力、摩阻力等；膠粘材料與圍巖之間的影響因素主要為膠粘材料與圍巖體的接觸面積、膠粘材料的粘接強度、錨桿孔壁的粗糙度與清潔度等其主要通過對圍巖與膠粘材料之間粘接力和摩擦力的大小來影響粘接圍巖與膠粘材料之間的應力。