無中導洞連拱隧道掌子面縱向間距優化

王永東， 柏文軍， 陳媛媛， 劉洋， 萬善通

(長安大學公路學院， 西安 710064)

中國地形復雜，在特殊地形或地質條件下修建隧道時，由于道路線形、路線銜接等因素的限制，傳統的小凈距或者分離式隧道往往很難滿足要求。而連拱隧道具有線性流暢、空間利用率高、占地面積小以及線路銜接方便等優點，在復雜地形條件下有明顯的優勢[1-3]。目前關于三導洞法和中導洞法的研究較多，而無中導洞作為連拱隧道施工中最特殊的方法，可以加快施工進度、降低施工成本并有效預防中隔墻滲漏水現象。中國對無中導洞連拱隧道的研究起步較晚但發展較快，近十幾年國內眾多學者對該領域展開了廣泛的研究。2006年，賴金星等[4]針對導洞工法施工工序多、進度慢、臨時支護成本高的問題，提出使用無中導洞開挖工法，并利用2D-σ軟件對其施工過程進行了模擬分析，證明在Ⅲ級圍巖中采用無中導洞法是可行的，為無中導洞法的發展做出了貢獻。舒磊[5]基于宜萬鐵路白云山燕尾段鐵路連拱隧道的成功經驗，深入分析了無中導洞法的關鍵施工技術促進了無中導洞工法的發展。王亞瓊等[6]結合已有連拱隧道的設計經驗，對大跨無中導洞連拱隧道的設計方法和施工工藝進行分析，并利用Ansys對深埋Ⅳ級圍巖無中導洞連拱隧道的施工方案進行了研究，為無中導洞連拱隧道的設計與施工提供了極大的借鑒與研究價值。李龍喜等[7]對比論述了改進三臺階法和上臺階中隔墻(center diaphragm,CD)法的施工工序、步距控制等關鍵技術，認為改進三臺階法更適用于無中導洞連拱隧道先后行洞之間的搭接問題。謝春華[8]、談識等[9]通過對無中導洞連拱隧道施工過程中圍巖的壓力演變特征進行研究，提出在加強區底部搭設鎖腳錨桿來維持混凝土的穩定。楊學奇[10]通過對連拱隧道支護結構進行研究，提出以左右幅隧道共用一段加強支護來代替中隔墻的新型支護形式，并利用數值模擬對該支護形式的實用性進行了驗證。王建宏等[11]通過對中古那灣1號無中墻連拱隧道襯砌開裂的原因進行研究，認為連拱隧道先后行洞可以考慮初支獨立閉合成環來增強支護結構的整體承載能力。曾維成等[12]通過對武易高速白龍坡隧道的圍巖位移進行監測，發現無中導洞法對洞口段圍巖控制能力弱，后行洞的偏壓效應會比較明顯。賈英凱等[13]利用數值模擬研究了偏壓地形下無中導洞連拱隧道的進洞順序，發現淺埋側先進洞更有利于圍巖穩定。

以上學者的研究針對無中導洞法連拱隧道設計與施工方面做了相關的研究，促進了無中導洞法的發展，但目前對于無中導洞法先后行洞相互影響的研究較少。現采用數值分析軟件Midas對連拱隧道無中導洞法開挖的空間效應的影響進行研究，給出適用于無中導洞工法連拱隧道安全施工的動態預警值，并在分析不同間距下先后行洞相接施工的影響程度的基礎上得到適用于無中導洞連拱隧道的最佳縱向間距。

1 工程概況

陳家灘隧道位于鎮巴縣涇洋鎮，穿越山脊，隧道頂部最大埋深114.0 m，設計為雙線四車道隧道，設計時速為80 km/h，左線全長212.5 m，右線全長215.5 m，為無中導洞連拱隧道，先后行洞均采用三臺階法進行開挖，施工過程中先后行洞縱向間距取40 m。陳家灘隧道支護結構參數如表1所示。陳家灘隧道后行洞左側圍巖寬度在出入口處分布不一致，暗挖出口段寬度較大，入口段較小，中間過渡段相對平和。中間段左側圍巖的平均寬度約為70.1 m，上覆巖層的平均厚度約為43.2 m。先行洞采用五心圓結構，后行洞采用四心圓結構，其斷面形式及中隔墻形式見圖1、圖2隧道輪廓是三心圓結構，r1、r2、r3分別為3個內圓的半徑，R1為外圓的半徑。由于中隔墻的修建，因此右洞左半部分需要擴挖，R5與R6為擴挖部分處半徑。

表1 支護參數表Table 1 Support parameters

圖1 陳家灘隧道斷面圖Fig.1 Chenjiatan tunnel section

圖2 中隔墻尺寸圖Fig.2 Size chart of middle partition wall

2 結構計算模型

2.1 基本假定

由于數值模擬并不能完全還原隧道的實際工況，且陳家灘連拱隧道的地形地貌條件相對復雜，需要對模型進行簡化。其假定如下。

(1) 認為圍巖是均質、連續各向同性材料，滿足摩爾-庫倫強度準則。

(2) 圍巖初始應力場只考慮自重應力場。

(3) 將初期支護與二次襯砌視為線彈性材料，不單獨考慮噴混與鋼拱架、鋼筋與混凝土、錨桿與圍巖之間的相互作用。

(4) 由于無中導洞法施工工序的特殊性，先行洞二次襯砌結構需要承擔一定的圍巖壓力，從偏于安全的角度考慮，假定開挖瞬間圍巖壓力釋放40%，初支后釋放40%，二襯后全部釋放。

2.2 計算模型

計算邊界：以開挖面為準，上邊界按隧址區實際條件取值，下邊界取45 m，左右邊取70.1 m，縱向開挖長度取60 m。模型上表面設置為自由邊界， 四周設置法向位移約束，模型底部設置為固定邊界。見圖 3。

施工工序模擬：根據陳家灘隧道的施工方式，本次先后行洞施工過程中單次開挖進深為2.5 m，初期支護隨開挖掌子面一起向前推進。先行洞開挖6.0 m后開始施作中隔墻和仰拱隨后施作二襯，二襯單次進尺6.0 m，循環開挖直至先行洞施工完成后再進行后行洞開挖，后行洞開挖進尺參照先行洞。

模擬單元：計算過程中圍巖和中墻用實體單元模擬，噴混與二襯用板單元模擬，鋼拱架彈性模量等效到混凝土中。

網格參數：網格劃分采用自適應10節點四面體單元，由于模型較大，為了便于計算，外部圍巖區域網格尺寸為0.7 m，隧道襯砌及接觸巖體區域網格加密，網格尺寸為0.5 m。

計算參數：結合隧道現場的地質條件和規范相關要求，圍巖及支護結構計算參數按表2、表3進行取值。

圖3 隧道計算模型Fig.3 Tunnel calculation model

表3 支護結構計算參數Table 3 Supporting structure parameters

2.3 施工方案及工況設置

圖4中數字1～40表示施工工序(計算荷載步)，紅色線條部分為開挖過程中選擇的控制截面(距離初始開挖掌子面的距離為25 m)，陰影部分表示未開挖圍巖(圍巖開挖長度為50 m，未開挖長度為10 m)。

以先行洞開挖至50 m位置作為初始狀態，選取掌子面縱向開挖間距50、45、40、35、30、25、20、15、10、5、0 m共11種工況進行分析，各工況對應的具體開挖情況如表4所示。

圖4 開挖方案及施工工序圖Fig.4 Excavation scheme and construction procedure diagram

表4 工況設定Table 4 Condition setting

3 計算結果對比分析

3.1 先后行洞掌子面施工活動影響范圍

隧道開挖的過程中，擾動圍巖中的重分布應力最終會以位移的形式釋放出來，且兩者變化程度相對一致，故用位移釋放系數來替代施工過程中的圍巖應力釋放率[14]，計算公式為

(1)

式(1)中：ut為某施工階段監測斷面圍巖在某方向上產生的位移值；u∞為圍巖在該方向趨近于穩定時產生的位移值。ξ變化越劇烈說明圍巖應力釋放越快，圍巖塑性區范圍越小，隧道開挖空間效應的影響范圍越小；ξ越接近于1，應力釋放程度越大，圍巖越趨于穩定。

以距離初始開挖掌子面25 m的控制截面為例，當先行洞開挖至距控制截面不同縱向間距時控制截面圍巖變形變化情況如圖5、圖6所示，其中負數表示圍巖尚未開挖，正數表示圍巖已被開挖。

3.1.1 先行洞影響范圍

從圖5、圖6可知，豎直方向上仰拱處圍巖的隆起量要大于拱頂處圍巖的沉降量；水平方向上右拱腰水平位移大于左拱腰。隨著隧道開挖進深的不斷增加，控制截面拱頂、拱腰及仰拱處的圍巖位移均逐漸增大，當開挖掌子面位于控制截面前方10 m(未開挖)和后方10 m(已開挖)范圍內圍巖位移變化最為劇烈。以先行洞開挖至50 m時的位移量作為圍巖趨近穩定時的最終位移量，提取不同掌子面間距下控制截面各監測點圍巖位移并計算圍巖位移釋放系數如表5所示。可以看出，在先行洞開挖過程中，施工活動越接近控制截面對控制截面的影響程度就越大。在距離控制截面-25～-15 m范圍內進行施工時對控制截面的影響較小，當開挖掌子面與控制截面的距離小于10 m時，對控制截面圍巖的影響顯著增強，尤其是當掌子面開挖至控制截面5 m范圍內時，對圍巖的影響最大。以仰拱為例，該階段位移釋放增量達到了40.263%，當該階段施工完成后，拱頂、左拱腰、仰拱的圍巖位移釋放率分別達到了93.875%、97.679%、96.755%。在開挖掌子面位于控制截面后20 m時圍巖位移的釋放過程基本完成，施工活動對控制截面的影響幾乎可以忽略不計。由此可見，無中導洞法先行洞施工過程中受掌子面開挖活動影響較大的范圍主要集中在開挖掌子面前后10 m的范圍內，基于施工安全管理的變位分配思想[15]，可設置動態預警值將規范或經驗提供的變形控制值分配到對應施工步來提高施工安全度，結合表 5中的計算數據，從偏于安全的角度考慮，以施工至控制截面后5、10、15 m 時頂部圍巖位移控制值的85%、90%、95%進行動態預警。

圖5 先行控制截面仰拱及拱頂位移變化曲線Fig.5 Displacement curves of inverted arch and vault of control section of advance tunnel

圖6 先行控制截面左右拱腰位移變化曲線Fig.6 Displacement curve of left and right arch waist of control section of advance tunnel

3.1.2 先后行洞影響程度

從圖7、圖8可以看出，隨著開挖活動的不斷進行，仰拱及頂部圍巖的位移量不斷增大。從圍巖變形量的突變情況看，無論是先行洞施工還是后行洞施工階段，控制截面前后10 m范圍內進行施工時圍巖活動會比較劇烈。以后行洞開挖到50 m時的圍巖變形量作為最終穩定結果，先行洞開挖完成時后行洞拱頂、仰拱圍巖位移釋放程度分別為8.79%、5.28%，此時先行洞拱頂圍巖位移釋放程度為85.85%；當后行洞開挖至控制截面(先后行洞掌子面縱向間距為25 m)時，先行洞拱頂、仰拱圍巖位移釋放程度分別為96.75%、99.58%，先行洞控制截面圍巖位移基本完成，此時后行洞拱頂、仰拱圍巖位移釋放程度為64.58%、52.45%，位移釋放程度達到一半以上。由此可見，施工活動對先后行洞圍巖穩定性的影響是相互的，相比之下先行洞施工對后行洞的影響要大于后行洞施工對先行洞的影響，這是由于后行洞開挖過程中，先行洞支護體系已經封閉成環并施作了二襯，圍巖-支護體系相對完整，因此圍巖的整體穩定性較好。

圖7 相接施工控制截面拱頂沉降變化曲線Fig.7 The settlement curve of the vault of the connected construction control section

圖8 相接施工控制截面仰拱隆起變化曲線Fig.8 The variation curve of inverted arch uplift of connected construction control section

表5 不同掌子面間距下控制截面各監測點圍巖位移及圍巖位移釋放系數表Table 5 Surrounding rock displacement and surrounding rock displacement release coefficient of monitoring points in control section under different intervals of face

3.2 開挖斷面圍巖變形

取Y=0斷面數據進行分析，不同掌子面間距下先后行洞拱頂及仰拱的豎向位移變化曲線如圖 9所示，圖 9(a)中-0.894 mm和0.937 mm是受先行洞開挖活動影響造成的后行洞圍巖先期沉降量，圖9(b)是在先期位移的基礎上考慮不同開挖間距造成的先行洞圍巖變形量。

從圖9可知，隨著掌子面縱向間距的減小，圍巖位移量逐漸增加。從位移增量上來看，在支護體系的支撐作用下，先行洞圍巖位移量雖有增加但遠小于后行洞，說明隧道開挖過程中后行洞受縱向間距的影響較大。從后行洞圍巖位移的變化情況來看，當掌子面縱向間距大于30 m時，圍巖位移值較小但變化較大；當縱向間距為20～30 m時，仰拱圍巖隆起量幾乎保持不變，拱頂沉降量雖略有增加，但增加幅度很小；當縱向間距小于20 m后，兩處圍巖位移量雖然較大，但都處于穩定狀態。因此掌子面縱向間距應選擇在30 m范圍內。

圖9 Y=0斷面先后行洞仰拱及拱頂位移變化曲線Fig.9 Curves of displacement variation of inverted arch and vault of successive tunnel on section Y=0

隨著開挖掌子面縱向間距的增大，圍巖的位移量會逐漸減小，考慮到工況1后行洞尚未開挖，以工況2圍巖變形值為監測指標，影響程度S可按式(2)進行計算，即

(2)

式(2)中：S為施工影響程度分界值，當S≥10%時認為該工況下相接施工有影響，當S≤10%時則認為相接施工影響較小或者無影響；Si為不同工況下監測指標最大值；S45為工況2監測指標最大值。

根據計算結果，不同工況下隧道開挖活動對圍巖穩定性的影響程度如表6所示。

從表 6來看，隨著先后行洞開挖掌子面縱向間距的增加，連拱隧道相接施工的影響程度總體上是逐漸減小的。從影響程度S上來看，相接施工對拱頂的影響要大于仰拱，對后行洞圍巖的影響要大于先行洞(此時先行洞以完成支護)；從對后行洞的影響程度來看，在掌子面縱向間距大于20 m時，影響程度值有明顯的降低，但此時影響程度總體上還是偏高；當縱向間距大于35 m時，S開始接近10%；當縱向間距大于40 m時，S小于10%，可認為相接施工活動對圍巖穩定沒有影響。因此，從工期的角度考慮，在工期比較緊張的情況下掌子面縱向間距可以選擇為20 m，當工期較為寬裕的時候可以選擇掌子面縱向間距為30～40 m。

3.3 中隔墻傾覆

施工過程中，由于不對稱開挖，會導致連拱隧道中隔墻受到偏壓作用，并且隨著縱向間距的變大，這種不對稱作用會更加明顯，因此需要對施工過程中中隔墻的傾覆進行研究，定義中隔墻傾斜度ψ計算公式[16]為

表6 掌子面縱向間距影響程度表Table 6 Table of influence of longitudinal spacing of palm surface

(3)

式(3)中：H為中隔墻高度，取H為4.25 m；xu、xd分別為中隔墻頂中點和中隔墻底中點的水平位移，mm。

3.3.1 中隔墻傾斜角變化

取Y=0斷面數據進行分析，隧道施工過程中中隔墻傾斜度ψ的變化情況如圖 10所示。

由圖 10可以看出，受圍巖卸載效應影響，先行洞開挖過程中墻身會產生順時針偏向先行洞方向的傾斜，并且隨著開挖進深的不斷增加，圍巖卸載效應逐漸增大，中隔墻傾斜程度也在增加。在先行洞開挖完成后，中隔墻的傾斜程度達到最大，此時的傾斜角約為3.28×10-4；后行洞開挖會使中隔墻左右兩側支護結構受對稱卸載效應，中隔墻受力開始平衡，墻身傾斜程度逐漸減小；當后行洞開挖至先行洞掌子面位置時，中隔墻的傾斜程度最小，雖然仍殘留有一定的傾斜度(1.69×10-4)，但相比于初始狀態(傾斜度為1.89×10-4)，此時中隔墻的傾斜程度已有所緩解。

圖10 中隔墻傾斜度變化曲線Fig.10 The variation curve of inclination of partition wall

3.3.2 不同縱向間距下中隔墻傾斜程度

后行洞開挖后，在先后行洞圍巖荷載的共同作用下，中隔墻偏壓效應減弱傾覆程度減輕；而隨著開挖面間距的減小，中隔墻受對稱荷載的作用范圍逐漸增加，墻身整體傾斜現象逐步得到緩解。各工況下中墻縱向各截面傾斜度的變化情況如圖11所示。

從不同工況的墻身傾斜程度來看：在后行洞開挖過程中，隨著掌子面縱向間距的減小，中隔墻縱向各截面的墻身傾斜程度是不斷降低的；在縱向間距大于30 m時，傾斜角隨縱向間距的降低速率大；在掌子面間距小于30 m時，傾斜角隨縱向間距的降低速率小。從隧道進深方向來看：在進深15 m范圍內中隔墻墻體傾斜角存在突降的現象，這是因為入口(出口)段中隔墻缺少縱向方向約束，墻體的整體性較弱，隨著開挖深度的增加，墻體縱向約束作用增強，在左右洞支護結構作用下，傾斜程度減弱；隨著進深繼續增加，在進深大于15 m后，遠離開挖面的(尤其是后行洞已開挖部分)中隔墻傾斜程度小，接近開挖面的中隔墻傾斜程度大，且隨著縱向間距的減小，開挖面附近中隔墻傾斜程度會逐漸減小并接近遠離開挖面的中隔墻傾斜度。上述分析可以發現，在不同掌子面縱向間距下，隧道進深15～50 m范圍內中隔墻各截面傾斜角差值是不同的，提取不同掌子面縱向間距下各截面中隔墻傾斜角如表 7所示。

圖11 各截面中隔墻傾斜角隨掌子面間距變化曲線Fig.11 The variation curve of the inclination angle of the partition wall of each section with the spacing of the tunnel face

表7 不同工況下中隔墻各截面傾斜角Table 7 Inclination angle of each section of middle partition wall under different working conditions

從表7來看，傾斜角極差值出現在工況7，當縱向間距大于30 m后雖然中隔墻傾斜程度大，但傾斜角差值小，對于中隔墻整體受力是較為有利的。因此先后行洞開挖掌子面縱向間距可控制在30 m左右。

4 結論與建議

基于陳家灘隧道現場的地質條件，采用了數值模擬的方法，對無中導洞連拱隧道先后行洞相接施工的縱向影響分區和掌子面縱向間距展開研究，主要結論與建議如下。

(1)從位移釋放的程度來看，無中導洞法單洞開挖過程中，以掌子面為基準、沿著隧道開挖方向，掌子面前后5 m內為強影響區，5～10 m內為中影響區，10～25 m內為弱影響區，大于25 m后可認為是無影響區。

(2)不同工況下，隨著掌子面縱向間距的減小，開挖面上圍巖位移量逐漸增加，先后行洞拱頂較大豎向位移的分布范圍會隨縱向間距的減小逐漸擴展并沿開挖中線形成交匯區。當掌子面縱向間距大于30 m后，縱向間距對隧道穩定性的影響程度值小于20%且隨著間距的增大持續減小，在間距大于40 m后影響程度可忽略不計。

(3)沿隧道開挖方向，中隔墻在入口段的傾斜程度大于中間段并且隨著縱向間距的減小，傾斜程度逐漸減弱；在縱向間距為30 m時，中隔墻各截面傾斜角和傾斜角極差值較小，對中隔墻受力最為有利。

(4)在保證安全施工的前提下，綜合考慮先行洞變形、先后行洞的影響以及中隔墻傾覆三種工況下，先后行洞開挖掌子面縱向開挖間距宜控制在30～40 m。下一步需結合監控量測數據對模擬結果進行進一步分析。