聶建春，鄭文博，袁成海

(1．江西昌泰高速公路有限責(zé)任公司，江西吉安 343000;2．同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系，上海 200092;3．江西交通咨詢公司，南昌 330008)

0 引言

隨著我國公路事業(yè)的飛速發(fā)展，為了滿足山地和丘陵地區(qū)的行車需要，同時(shí)兼顧克服高差、縮短里程、改善線形及保護(hù)生態(tài)環(huán)境等方面的要求，隧道的修建越來越多。目前，隨著隧道設(shè)計(jì)及施工技術(shù)水平的提高，大斷面隧道的數(shù)量越來越多。由于大斷面隧道開挖跨度較大，施工工序繁多，開挖與支護(hù)交錯(cuò)進(jìn)行，加大了隧道施工過程中變形和穩(wěn)定控制的難度。同時(shí)，大多數(shù)的隧道位于淺埋地段，且圍巖穩(wěn)定性較差，圍巖變形較大，易坍塌［1-3］。選擇合適的施工方法對于控制圍巖穩(wěn)定性和隧道結(jié)構(gòu)安全具有重要意義。

在大斷面隧道修建的過程中，隧道穿越的地勢起伏變化，所造成的地層偏壓對隧道施工力學(xué)的影響往往較大［4］。對于隧道的淺埋偏壓問題，已有許多學(xué)者進(jìn)行了研究，如:汪宏等［5］分析了淺埋偏壓隧道洞口坍方，并結(jié)合工程實(shí)際提出洞內(nèi)加固、地表注漿加固及開挖控制的綜合處治方法;柳雁玲等［6］結(jié)合工程實(shí)際，闡述了偏壓隧道圍巖受力變形特征;趙永國等［7］對淺埋、偏壓隧道的開挖施工方案進(jìn)行了數(shù)值仿真研究，得出的施工方案既符合隧道設(shè)計(jì)規(guī)范、又滿足穩(wěn)定性要求;王祥秋等［8］對崇遵高速公路龍井隧道進(jìn)口段施工過程現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)以及有限元分析結(jié)果進(jìn)行對比研究，得出了在偏壓作用下隧道施工過程中圍巖位移的變化規(guī)律。

由于在不同的地層環(huán)境下，偏壓往往不同，采取相適應(yīng)的施工方式，對保證隧道施工安全、減少對圍巖的擾動以及兼顧施工的便利和經(jīng)濟(jì)性尤為重要。然而，由于大斷面隧道出現(xiàn)較晚，對大斷面淺埋偏壓隧道的研究，尤其是對不同偏壓下大斷面淺埋隧道的不同施工工況分析及優(yōu)化的研究，仍然較為少見。

現(xiàn)階段針對軟弱圍巖地段的大斷面隧道，為維持洞頂圍巖穩(wěn)定，減小拱部圍巖變形，施工方法常有雙側(cè)壁導(dǎo)坑法、臺階法和CRD法。雙洞導(dǎo)坑法能夠較好地控制周圍圍巖的變形，但施工工序較多，且多導(dǎo)洞開挖與支護(hù)，增加了工程造價(jià)并延長了工期［9］。臺階法施工施工工序簡單，卻容易對周圍圍巖造成較大的擾動［10］。伴隨著對隧道研究的不斷深入，產(chǎn)生了隧道施工方法CRD法［11］。與雙側(cè)壁導(dǎo)坑法相比，CRD法節(jié)省了一定的臨時(shí)支護(hù)，造價(jià)較低，工期較短，圍巖變形也能控制在一定范圍內(nèi)。本文采用一種改進(jìn)的臺階法，與傳統(tǒng)的臺階法及CRD法相比，該方法能使隧道上部較早成拱承受圍巖壓力，同時(shí)下部仰拱核心土開挖分為2步，能夠較好地控制隧道變形，能比較好地適應(yīng)大跨度隧道的開挖。

本文以某大斷面淺埋隧道工程為依托，針對隧道穿越時(shí)的不同土層環(huán)境，采用有限元進(jìn)行3種施工方法(雙側(cè)壁導(dǎo)坑法、改進(jìn)的臺階法、CRD法)的全過程動態(tài)模擬，分析不同地表傾角下的各種施工方法的內(nèi)力和位移結(jié)果，并綜合考慮施工便利性及經(jīng)濟(jì)性，討論與不同地表傾角相適應(yīng)的施工方法。

1 工程概況

依托工程的隧道為雙向分離式單洞四車道公路隧道，地貌單元為殘丘區(qū)，地勢起伏較大，局部發(fā)育沖溝，植被茂盛。該隧道按上下行分離式形式布置，當(dāng)前設(shè)計(jì)的最大開挖寬度達(dá)21．47m，高度達(dá)13．56m，最大開挖面積達(dá)230 m2。隧道相對高差較大，隧道所處地貌單元屬長期風(fēng)化剝蝕丘陵地貌區(qū)，坡度為10～30°。隧道區(qū)主要分布第四系殘坡積物，基巖為燕山期的花崗巖侵入體，巖性為二長花崗巖。本文所取工程巖體為Ⅴ級。

2 隧道施工動態(tài)數(shù)值模擬

2．1 模型的建立

隧道基本模型跨度為21．47m，高度為13．56m，隧道頂部埋深20 m。地表傾角為10°，20°，30°3種情況，如圖1所示。依據(jù)隧道開挖的影響范圍，模型尺寸為:左右邊界分別取至隧道界限的3倍洞徑，下邊界取至隧道界限的3倍洞徑，上邊界取至地表。計(jì)算模型材料物理力學(xué)參數(shù)見表1。

圖1 隧道模型示意圖Fig．1 Model of tunnel

表1 模型材料物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of simulated material

由于隧道工程地質(zhì)條件惡劣、隧道圍巖應(yīng)力場復(fù)雜，隧道圍巖在施工過程中的破壞形式也具有多樣性，如受拉破裂、脆性剪切破壞、塑性破壞等，這些隧道圍巖破壞形式一般被認(rèn)為是塑性破壞。因此，有限元計(jì)算中圍巖選用理想彈塑性本構(gòu)模型、Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則，在模擬過程中，圍巖采用三節(jié)點(diǎn)三角形單元模擬。

支護(hù)結(jié)構(gòu)采用復(fù)合襯砌形式，錨桿采用線彈性本構(gòu)模型的全長粘結(jié)式二維桿單元模擬，初期支護(hù)、二次襯砌和臨時(shí)支護(hù)采用線彈性本構(gòu)模型的全長粘結(jié)式二維梁單元模擬，鋼拱架通過剛度等效以提高支護(hù)的慣性矩來實(shí)現(xiàn)。同時(shí)，考慮到內(nèi)、外襯之間有可能錯(cuò)動，在兩者之間設(shè)立了接觸面單元，允許二次襯砌內(nèi)襯和初期支護(hù)外襯之間有一定的錯(cuò)動。模擬數(shù)值計(jì)算中支護(hù)結(jié)構(gòu)參數(shù)取值如表2所示。

表2 支護(hù)結(jié)構(gòu)參數(shù)表Table 2 Parameters of supporting structure

本文采用二維平面應(yīng)變模型，左右邊界設(shè)置為水平約束，底部為豎向約束，頂部為自由面。模型網(wǎng)格劃分情況如圖2所示。

圖2 模型網(wǎng)格劃分示意圖Fig．2 Grids of model

2．2 施工方法動態(tài)模擬方案

目前針對公路與市政隧道施工的方法主要有臺階法、CRD法和雙側(cè)壁導(dǎo)坑法。本文在模擬計(jì)算中選取臺階法與CRD工法進(jìn)行了優(yōu)化比較，3種施工方法的模擬方案如下。

1)方案1:雙側(cè)壁導(dǎo)坑法。模擬計(jì)算過程中施工共分為8步:開挖左導(dǎo)坑上部分，施作初期支護(hù)—開挖右導(dǎo)坑上部分，施作初期支護(hù)—開挖左導(dǎo)坑下部分，施作初期支護(hù)—開挖右導(dǎo)坑下部分，施作初期支護(hù)—開挖上部核心土1部分，施作初期支護(hù)—開挖上部核心土2—挖下部核心土，施作初期支護(hù)—拆除臨時(shí)支護(hù)，施作二次襯砌。

圖3 方案1:雙側(cè)壁導(dǎo)坑法施工步Fig．3 Construction sequence of double side drift method

2)方案2:改進(jìn)臺階法(以下簡稱臺階法)。模擬計(jì)算過程中臺階法施工共為4步:開挖上臺階，施作上臺階初期支護(hù)—開挖左下臺階，施作左下臺階初期支護(hù)—開挖右下臺階，施作右臺階初期支護(hù)—拆除臨時(shí)支護(hù)，施作二次襯砌。

圖4 方案2:改進(jìn)的臺階法施工步Fig．4 Construction sequence of optimized bench method

3)方案3:CRD法。模擬計(jì)算過程中施工共分為5步:開挖左上部分，施作初期支護(hù);開挖右上部分，施作初期支護(hù);開挖左下部分，施作初期支護(hù)—開挖右下部分，施作初期支護(hù)—拆除臨時(shí)支護(hù)，施作二次襯砌。

圖5 方案3:CRD法施工步Fig．5 Construction sequence of CRD method

3 數(shù)值模擬分析

3．1 位移分析

隧道圍巖位移大小與施工方法、施工過程密切相關(guān)，因此，隧道圍巖位移大小可以反映施工方法的優(yōu)劣。本文在數(shù)值計(jì)算中對隧道各主要特征點(diǎn)的位移進(jìn)行了采集，見圖6。

圖6 位移采集示意圖Fig．6 Displacement measurement

3．1．1 隧道拱頂圍巖位移

隧道拱頂沉降是隧道圍巖穩(wěn)定和施工安全評價(jià)的重要指標(biāo)。3種施工方案下隧道頂部洞軸線方向(圖6中測線)圍巖豎向位移如圖7和圖8所示。

由于隧道埋深較淺，隧道頂部地層基本呈現(xiàn)整體下沉的趨勢。從圖8來看，總體上，雙側(cè)壁導(dǎo)坑法最有利于控制隧道拱頂圍巖的位移，而臺階法略優(yōu)于CRD法。當(dāng)?shù)乇韮A角為10°時(shí)，方案1，2和3的拱頂位移分別為 7．92 mm，9．61 mm 和10．11 mm;當(dāng)?shù)乇韮A角為20°時(shí)，方案1的拱頂位移是11．54 mm，方案2的拱頂位移是11．43 mm，方案3的拱頂位移是12．61 mm，3種方案拱頂位移相近;當(dāng)?shù)乇韮A角為30°時(shí)，方案1的拱頂位移是15．20 mm，方案2的拱頂位移是13．75 mm，方案3的拱頂位移是16．60 mm，方案2的的拱頂沉降是最小的。

3．1．2 隧道拱腰部位圍巖內(nèi)水平位移

隧道左右側(cè)拱腰部位圍巖(圖6中測線b和c)內(nèi)水平位移如圖9和圖10所示。方案1在不同地表傾角下的拱腰部位圍巖的水平位移變化規(guī)律基本一致，隨著距隧洞拱腰部位距離的水平距離的增加，向隧道臨空方向變形的水平位移逐漸減小，在距離隧道拱腰約2倍隧道寬度時(shí)水平位移趨近于0;對于不同地表傾角的方案2和方案3，其拱腰部位圍巖的水平位移變化規(guī)律是:隨著距洞壁距離的增加，洞壁圍巖向隧道臨空方向變形的位移先減小至0(距拱腰位置約10 m時(shí))，接著圍巖節(jié)點(diǎn)水平位移開始背離隧道臨空面方向，當(dāng)距離增大到一定范圍時(shí)，圍巖節(jié)點(diǎn)水平位移又開始向隧道臨空方向發(fā)展，并且隨距離增大，水平位移逐漸減小至0。

對比不同地表傾角下的隧道拱腰的水平位移(圖9—12)，當(dāng)?shù)乇韮A角為10°，20°和30°時(shí)，方案1 左右拱腰的水平位移最小，方案2與方案1相近，方案3的最大，約比方案1的大1倍。

3．1．3 地表沉降

不同地表傾角下3種施工方案下隧道地表沉降如圖13所示?？梢钥吹剑S著距中軸線距離的增加，地表沉降逐漸較小。采用3種方案進(jìn)行施工時(shí)，隨著地表傾角增加，地層偏壓現(xiàn)象所引起的地表不均勻沉降逐漸明顯。以方案2距隧道中軸線水平距離為90 m的左右2個(gè)地表特征點(diǎn)為例，當(dāng)?shù)乇韮A角為10°時(shí)，左右特征點(diǎn)的沉降分別為0．5，0．3 mm;當(dāng)?shù)乇韮A角為20°時(shí)，左右特征點(diǎn)的沉降分別為1．1，0．4 mm，當(dāng)?shù)乇韮A角為30°時(shí)，左右特征點(diǎn)的沉降分別為1．7，0．4mm。

圖13 地表沉降比較Fig．13 Ground surface settlement

對比3種方案下的地表沉降值，可以看到當(dāng)?shù)乇韮A角為10°和20°時(shí)，采用方案2和方案3施工時(shí)的地表沉降相近，比方案1的略大;當(dāng)?shù)乇韮A角為30°時(shí)，采用方案1的地表沉降最小，方案2的次之，方案3的最大。

因此，考慮隧道頂部圍巖豎向變形、邊墻水平變形及地表沉降變形控制，同時(shí)兼顧施工經(jīng)濟(jì)性便利性等因素，當(dāng)?shù)乇韮A角是0～10°時(shí)，宜采用臺階法施工，當(dāng)?shù)乇韮A角是20°或30°時(shí)，宜采用雙洞導(dǎo)坑法施工。

3．2 力學(xué)形態(tài)分析

在隧道施工過程中，不同的施工方式對隧道圍巖應(yīng)力、初期支護(hù)及二次襯砌支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力所產(chǎn)生的影響也互不相同;因此，有必要從隧道圍巖應(yīng)力及襯砌受力角度對不同施工方法進(jìn)行比較和分析。

3．2．1 圍巖應(yīng)力

3種方案在不同地表傾角下的塑性區(qū)如圖14所示。由圖可知，塑性區(qū)都發(fā)生在隧道開挖區(qū)附近，在隧道開挖區(qū)的±45°斜向方向塑性區(qū)的范圍較大。當(dāng)?shù)乇韮A角為10°時(shí)，3種方案的塑性區(qū)范圍相近，塑性區(qū)只發(fā)生在隧道附近;當(dāng)?shù)乇韮A角為20°時(shí)，塑性區(qū)沿著±45°斜向方向擴(kuò)大，方案2和方案3的塑性區(qū)進(jìn)一步擴(kuò)大，方案1的塑性區(qū)基本不變;當(dāng)?shù)乇韮A角為30°時(shí)，3種方案的塑性區(qū)均有了較大的擴(kuò)大，方案2和方案3的塑性區(qū)沿著45°斜向方向擴(kuò)大至坡腳，方案1的塑性區(qū)為最小，方案2略小于方案3。可見，對隧道開挖圍巖擾動的控制，方案1要優(yōu)于方案2，方案3是最不利的。

圖14 不同傾角3種方案的塑性區(qū)比較Fig．14 Comparison and contrast among plasticized zones of three cases under different ground surface inclination angles

3．2．2 支護(hù)內(nèi)力

1)錨桿內(nèi)力。由表3可知:當(dāng)?shù)乇淼膬A角是10°時(shí)，此時(shí)的方案1的錨桿最大內(nèi)力最小，方案3的次之，方案2的最大(183．65kN)，約比方案1大34%;當(dāng)?shù)乇韮A角是20°時(shí)，此時(shí)仍是方案1的最小，方案3比方案2略小，方案2的最大，約比方案1大46%;當(dāng)?shù)乇韮A角是30°時(shí)，此時(shí)最大的是方案3(318．1 kN)，方案2的次之，方案1最小，方案3約比方案2大17%。

表3 不同傾角下3種方案的錨桿最大軸力Table 3 Maximum axial forces of bolts of three cases under different ground surface inclination angles kN

2)初期支護(hù)及二次襯砌內(nèi)力。在隧道襯砌各主要特征點(diǎn)上布置內(nèi)力監(jiān)測點(diǎn)，如圖15所示。表4與表5分別給出了3種方案下初期支護(hù)各特征點(diǎn)的軸力與彎矩，二次襯砌的彎矩值。

圖15 襯砌內(nèi)力監(jiān)測點(diǎn)示意圖Fig．15 Monitoring points of internal force of lining

從表4與表5可以看到，隨著地表傾角的增大，初期支護(hù)的軸力和彎矩也變大。采用方案1施工的支護(hù)拱腰處內(nèi)力值明顯大于另外2種方案，這是由于雙側(cè)壁導(dǎo)坑工法能夠更好地控制拱腰圍巖的水平變形，從而導(dǎo)致支護(hù)結(jié)構(gòu)會承受較大的荷載;采用方案2施工的拱頂初期支護(hù)內(nèi)力比另外2種方案大20%以上，這是由于方案2一次性開挖上臺階土層，從而導(dǎo)致拱頂承受著較大的荷載?？傮w而言，方案2和方案3的初期支護(hù)內(nèi)力要小于方案1，且隨著地表傾角的增加，方案1的初期支護(hù)內(nèi)力的增加要大于方案2及方案3。

對于二次襯砌，當(dāng)?shù)乇韮A角為10°時(shí)，方案1拱腰彎矩最小，其拱頂彎矩略大于方案2，方案2的拱腰彎矩最大，方案3的內(nèi)力居于方案1及方案2之間;當(dāng)?shù)乇韮A角為20°或30°時(shí)，也呈現(xiàn)出相似的受力情況?？傮w而言，方案2的二次襯砌彎矩最大，方案3的次之，方案1的最小，這是由于方案1能較好地控制圍巖位移，其二次襯砌的支護(hù)內(nèi)力較小。

通過對支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力的比較分析可知，采用方案2和方案3施工較方案1對支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力比較有利，但這種相對有利是以犧牲圍巖穩(wěn)定性來實(shí)現(xiàn)的。對于淺埋大跨度隧道而言，由于地層穩(wěn)定性較差，圍巖變形以整體下沉和向臨空面變形為主，因此適當(dāng)?shù)乜刂茋鷰r的位移對于確保隧道的安全，同時(shí)充分發(fā)揮支護(hù)的承載能力，顯得尤為重要。當(dāng)?shù)乇韮A角為0～10°時(shí)，地層偏壓現(xiàn)象不嚴(yán)重，采用臺階法施工經(jīng)濟(jì)便利，能較好地控制隧道圍巖的變形及塑性區(qū)的范圍，同時(shí)可以發(fā)揮支護(hù)的承載作用;當(dāng)?shù)乇韮A角為20～30°時(shí)，地層偏壓比較嚴(yán)重，采用臺階法或CRD法施工會產(chǎn)生較大圍巖變形，塑性區(qū)范圍也較大，此時(shí)宜采用雙側(cè)壁導(dǎo)坑法施工;當(dāng)?shù)乇韮A角為10～20°時(shí)，優(yōu)先選擇臺階法，同時(shí)加強(qiáng)支護(hù)并及時(shí)監(jiān)測。

表4 初期支護(hù)的軸力和彎矩比較Table 4 Comparison and contrast among three cases in terms of axial force and bending moment of primary support

表5 二次襯砌彎矩比較Table 5 Comparison and contrast among three cases in terms of bending moment of secondary lining kN·m

4 結(jié)論與討論

1)與臺階法和CRD法相比，雙側(cè)壁導(dǎo)坑法在施工過程中分部施工且尺寸較小，可以有效地控制圍巖的變形，但其支護(hù)內(nèi)力較大;臺階法和CRD法允許地層發(fā)生一定的變形，發(fā)揮了地層的承載作用，支護(hù)內(nèi)力較小，但位移較大。

2)在偏壓地層中，相比于CRD法，臺階法對于控制隧道頂部圍巖的豎向位移、拱腰位置的水平位移以及地表沉降量較為有利。雙側(cè)壁導(dǎo)坑法能夠很好地控制拱腰兩側(cè)圍巖的變形，有利于保證大跨度淺埋隧道臨空面的穩(wěn)定。

3)隨著地表傾角的增大，隧道圍巖變形、圍巖塑性區(qū)范圍及支護(hù)內(nèi)力呈增大趨勢。當(dāng)?shù)乇韮A角為10°時(shí)，3種方案的塑性區(qū)范圍相近;當(dāng)?shù)乇韮A角為20°和30°時(shí)，方案2和3的塑性區(qū)范圍沿著45°方向擴(kuò)展至坡腳，方案1的塑性區(qū)的擴(kuò)展范圍較小。

4)綜合考慮隧道安全、發(fā)揮地層承載作用及施工經(jīng)濟(jì)便利性等因素，當(dāng)?shù)乇韮A角為0～10°時(shí)，宜采用臺階法;當(dāng)?shù)乇韮A角為20～30°時(shí)，宜采用雙側(cè)壁導(dǎo)坑法;當(dāng)?shù)乇韮A角為10～20°時(shí)，優(yōu)先選擇臺階法，同時(shí)加強(qiáng)支護(hù)并及時(shí)監(jiān)測。

5)本文的有限元模擬是建立在理想狀態(tài)下的，其將巖土體考慮成均質(zhì)、連續(xù)、各向同性的理想彈塑性材料。而實(shí)際巖土介質(zhì)性質(zhì)是十分復(fù)雜的，往往還需要考慮時(shí)間與空間因素的影響。因此，本文的計(jì)算數(shù)值并不代表實(shí)際工程的絕對數(shù)值，其目的是便于在相對合理的參數(shù)條件下，基于相同的條件，分析和研究問題的規(guī)律性。

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