(江蘇工程職業(yè)技術學院 建筑工程學院 江蘇 南通 226307)

1 概述

近年來，我國基礎設施迎來突飛猛進的發(fā)展，公路隧道建設需求及技術規(guī)模逐年增加，大量長大隧道進入規(guī)劃或者建設行列[1-3]。據(jù)不完全統(tǒng)計，已建成特長隧道總量超過400座[4]。同時，隨著運貨量和客流量需求的不斷增加，多車道大跨度隧道也開始大量涌現(xiàn)[5-7]。隧道長度的不斷增大，危險性系數(shù)也在不斷增加，隨之而來的是火災，交通事故等災難發(fā)生機率的增加。為了確保長大隧道安全運營和災難發(fā)生時減災措施的順利實施，如何安全地將受困車輛或者受災人員順利轉(zhuǎn)移出事故隧道，是現(xiàn)代隧道運營主要考慮的問題。因此，在設計和施工中，長或特長隧道往往會設置供人或車通行的人行橫道和車行橫洞。通過這些輔助措施，在將受困車輛和人員安全轉(zhuǎn)移的同時，也可以減少或者避免因此帶來的經(jīng)濟和設備損失[8]。

隨著隧道斷面和跨度的不斷增大，車行橫洞的開挖面積也比較大，在與主洞斜交的情況下，其施工過程中空間力學特性尤為復雜[9]。這種復雜情況逐漸引起了工程師和學者們的注意和重視。但目前眾多學者對結構支護及開挖效應的研究主要集中在隧道主洞方面，關于隧道車行橫洞開挖穩(wěn)定相關的研究相對較少，而對車行橫洞的開挖—支護力學效應及其相應的規(guī)律尚處于探索階段，主要表現(xiàn)為對二襯及交叉結構的研究，對內(nèi)部及隧道細節(jié)部位研究較少[10-11]。目前的研究中，張忠強等[12]研究了萬梁高速馬王槽1號隧道車行橫道與主洞空間結構的施工結構力學特性，雖然對襯砌結構進行了現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬分析，但是研究區(qū)段主要為III級圍巖，總體來說地質(zhì)狀況較好，因此襯砌結構受力較小。陳中[13]以成綿高速分水嶺隧道為依托，對車行橫洞和主洞交叉結構部位建立了數(shù)值計算模型，隨后對結構荷載進行了簡單的分析和研究，但該研究缺乏現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)佐證。較多成果針對隧道斜交車行橫道施工對主洞襯砌結構產(chǎn)生影響，通過現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬方法，就車行橫道施工階段對主洞襯砌結構造成的變形規(guī)律、受力特性進行了研究，但僅以特定施工方法為出發(fā)點[14]。徐學深等[15]基于黃土隧道，建立了隧道二襯施作后開挖車行橫洞的數(shù)值模型，分析開挖過程對結構應力變化的影響情況。

隧道建設過程中，穿越軟弱圍巖的情況不可避免，同時極軟巖隧道開挖和支護又給施工帶來挑戰(zhàn)和困難。本文以東縱高速公路天鎮(zhèn)—大同段大梁山特長公路隧道為依托，在現(xiàn)場監(jiān)測的基礎上，通過建立三維數(shù)值模型，研究橫洞開挖過程中的空間力學效應及其規(guī)律，以隧道結構為研究對象，作出進一步的探討，以期為相似工程提供借鑒和參考。

2 依托工程與測試方案

2.1 依托工程概況

東縱高速公路天鎮(zhèn)—大同段大梁山特長隧道右洞長6 058 m，左洞長6 015 m，最大埋深364.46 m。隧址區(qū)基巖沖溝與山脊發(fā)育，數(shù)條近東西向沖溝橫切隧道地表，洞體地表地形極其破碎。隧道軟巖分布廣泛，圍巖劃分為Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ三種圍巖級別，分別占隧道長度的52.1%、28.6%、19.3%，Ⅴ級圍巖分布達隧道長度的近1/5，給隧道施工帶來困難。

研究段為Ⅴ級圍巖，大梁山隧道雙線主洞采用短臺階法施工工法。車行橫道內(nèi)輪廓設計采用直墻拱形斷面，其內(nèi)輪廓凈寬4.90 m，高6.18 m。車行橫洞初始設計為隧道主洞開挖、支護結構完成后，采用臺階法進行施工，現(xiàn)場施工中采用全斷面法開挖。

2.2 現(xiàn)場監(jiān)測方案

研究中對大梁山隧道施工期間實施現(xiàn)場監(jiān)測項目主要包括：內(nèi)部圍巖位移、鋼支撐內(nèi)力、圍巖壓力、層間壓力。為了達到以上監(jiān)測目的，在大梁山隧道研究段布設了6個監(jiān)測斷面，分布見圖1。

圖1 現(xiàn)場監(jiān)測斷面示意圖Figure 1 Schematic diagram of in-situ monitoring section

3 現(xiàn)場監(jiān)測結果及分析

3.1 內(nèi)部圍巖位移

大梁山隧道內(nèi)部圍巖位移監(jiān)測開始于2011年3月24日，結束于5月3日。監(jiān)測結果表明，因車行橫洞與主洞為中心對稱，兩主洞相同部位監(jiān)測數(shù)據(jù)規(guī)律基本一致。取現(xiàn)場測試設置的3個量測深度h，分別為1、2、3 m進行研究。選取斷面A-A左拱腳，斷面B-B右拱腳(h=1 m處位移計因施工損壞)，斷面C-C左拱腳處監(jiān)測數(shù)據(jù)進行分析，繪制內(nèi)部圍巖位移時程曲線如圖2所示。

圖2 內(nèi)部圍巖位移時程曲線Figure 2 Internal rock displacement curve vs.time

以上監(jiān)測數(shù)據(jù)分析知，3月24日在隧道主洞斷面A-A開挖后，左拱腳內(nèi)部位移變化劇烈，變形量顯著增大，深度h=1 m處最大位移量為5.61 mm，隨深度遞增而位移量有所減小，并在位移計埋設10 d左右(4月4日)趨于穩(wěn)定。

大梁山主洞變形基本穩(wěn)定后，4月10日開始車行橫洞施工，于4月19日結束。相同圍巖埋深下，斷面A-A處的內(nèi)部圍巖位移值要顯著大于斷面C-C，3個斷面處內(nèi)部圍巖位移值在車行橫洞開挖期間均產(chǎn)生了一定波動，但絕對值變化不大，變化隨著深度遞增而趨于不明顯。隨著車行橫洞開挖掌子面逐漸遠離測點，4月15日以后，橫洞開挖對3個斷面測點所帶來的影響越來越小，4月23日之后各斷面內(nèi)部圍巖位移基本趨于穩(wěn)定?？梢苑治龅贸觯囆袡M洞開挖對隧道內(nèi)部圍巖位移的影響并不明顯，在施工安全防范中可以不予考慮。

3.2 鋼支撐內(nèi)力

于4月1日至5月1日在隧道左洞實施了斷面B′-B′鋼支撐內(nèi)力現(xiàn)場監(jiān)測，該處鋼拱架采用I18型工字鋼，縱向間距0.8 m。測試結果見圖3。

圖3 鋼支撐內(nèi)力時程曲線Figure 3 Inner force change curve of steel support vs.time

從圖3中結果可以看出：監(jiān)測元件布置后，在4月1日至4月8日開挖期間鋼支撐內(nèi)力顯著增大，經(jīng)過圍巖應力釋放，4月9日鋼支撐內(nèi)力變化趨于穩(wěn)定，主洞開挖對鋼支撐內(nèi)力的影響主要在右拱腰和拱頂處。4月10日，車行橫道開始施工，斷面B′-B′處的左拱腰、右拱腰及左拱腳鋼支撐內(nèi)力發(fā)生變化，均呈現(xiàn)緩緩增大的趨勢，但增長相對緩慢，拱頂處僅產(chǎn)生微小波動。左拱腰、右拱腰及左拱腳處鋼支撐從開始變化直至車行橫洞開挖完成后趨于穩(wěn)定，其內(nèi)力增長絕對值約為0.5 kN；拱頂處鋼支撐從主洞開挖穩(wěn)定至橫洞開挖后穩(wěn)定其內(nèi)力值基本保持不變?？梢钥闯?，車行橫洞開挖對鋼支撐內(nèi)力的影響主要集中在拱腰及以下部位，對拱頂部位影響較小，這在以后的施工和設計中應多加注意。

3.3 初支結構受力

4月1日至5月1日在隧道左洞斷面B′-B′實施了初支結構受力現(xiàn)場監(jiān)測，繪制圍巖與初支接觸壓力時程曲線如圖4所示。

(a)

(b)

從圖4(a)中可知，隧道車行橫洞開挖對圍巖壓力產(chǎn)生影響最大點位于右拱腰處，主要原因是在車行橫道施工之前，斷面右拱腳處的初支和圍巖已經(jīng)被拆除和開挖。對比圖4(b)，4月10日車行橫洞開挖開始后，左拱腰、左拱腳及拱頂圍巖壓力均產(chǎn)生波動，但是在車行橫洞開挖完成直至穩(wěn)定的一段時間內(nèi)，這三處的圍巖壓力值變化不大，基本可以忽略不計。反之，車行橫洞開挖過程中，右拱腰處的圍巖壓力一直處于增大趨勢，直至橫洞開挖完成后，在4月24日才基本趨于穩(wěn)定。值得注意的是，右拱腰處的圍巖壓力在量值上相對左拱腰、左拱腳及拱頂三處圍巖壓力值有較大增加。因此，車行橫洞開挖對斷面B′-B′的左拱腳、左拱腰以及拱頂處的圍巖壓力影響很小，可忽略不計；相比較而言，對右拱腰處圍巖壓力影響稍大，在施工中應值得留意。

3.4 二襯結構受力

大梁山隧道在主洞二襯澆筑完成之后，再對車行橫洞進行二襯施工。圖5是車行橫洞開挖完成和初期支護完成后，進行主洞二襯施工后，斷面B′-B′二襯結構受力曲線。

圖5 二次襯砌接觸壓力時程曲線Figure 5 Contact pressure curve of secondary liner vs.time

從圖中結果可以看出，6月20日起，二次襯砌澆筑完成后的10 d內(nèi)，斷面B′-B′層間壓力迅速增長，6月20日之后雖有上升，但變化幅度很小，基本趨于穩(wěn)定。層間壓力在變化期直至穩(wěn)定，其受力分布狀態(tài)與隧道圍巖壓力分布基本一致。但對監(jiān)測點的影響程度并不相同，其中右拱腰處受力最大，而拱頂處受力最小，分別約為83.31、18.12 kPa，產(chǎn)生這種情況的主要原因是車行橫洞的存在，對斷面B′-B′右拱腰處的層間壓力產(chǎn)生了影響。與圍巖壓力作用相似，車行橫洞的開挖對斷面B′-B′的左拱腳、左拱腰以及拱頂處的圍巖壓力影響很小，對右拱腰處圍巖壓力影響較大。

4 三維數(shù)值模擬及分析

以現(xiàn)場測試為基礎，通過建立三維數(shù)值模型對隧道圍巖變形位移、混凝土應力、圍巖應力及圍巖塑性區(qū)進行進一步模擬研究，以期為現(xiàn)場監(jiān)測作補充，并進行對比驗證。

4.1 模型建立及基本假設

計算模型在縱向上沿隧道主洞開挖方向取60 m，考慮到隧道開挖影響在3D～5D(D為隧道洞徑)范圍內(nèi)，左右線隧道兩側分別取45 m，隧道底部土體取40 m，建立60 m×120 m×90 m(長×寬×高)的三維計算模型(圖6)。其中，超前小導管，注漿導管等輔助措施，通過提高作用范圍內(nèi)圍巖彈性模量、粘聚力等參數(shù)來進行模擬。對于圍巖應力釋放率，考慮大梁山隧道研究段為軟弱圍巖，模擬中開挖過程釋放系數(shù)為0.4，初支施作完成釋放系數(shù)為0.4，二砌施作完成后釋放系數(shù)0.2。

圖6 3D計算模型Figure 6 3-D calculation model

根據(jù)地質(zhì)條件、試驗結果及均一化換算[16]，得模擬計算參數(shù)見表1，表1中，μ為泊松比，γ為容重，c粘聚力，φ為內(nèi)摩擦角。

表1 計算模型參數(shù)Table 1 Calculation model parameters材料類別E/MPaμγ/(kN·m-3)c/kPaφ/(°)上覆松散層850.319.16025V級圍巖3000.324.5160 36主洞初支29 5000.225——主洞二襯31 0000.225——橫洞加強噴混29 0000.225——橫洞普通噴混28 5000.225——系統(tǒng)錨桿210 0000.379.6——鎖腳錨桿210 0000.379.6——

4.2 隧道開挖方法及模擬

三維模型計算中，前50步為左右線隧道主洞的開挖、初期支護施作及仰拱施作，主洞采用簡化方法模擬，導洞和周圍土體同時挖出，兩洞同時開挖，施工模擬方案與步驟如表2和圖7所示。第51步時拆除原有主洞施工好的初支，準備進行車行橫洞施工，施工時從橫洞兩側向中心開挖，其中第52～62步為模擬車行橫洞施工，每步進尺2 m，共分10步開挖完成。

表2 隧道主洞模擬開挖步驟Table 2 Simulated excavation procedure of the tunnel開挖模擬開挖支護步驟臺階法1. 上臺階開挖①上臺階支護2. 下臺階左導坑開挖②下臺階左導坑支護3. 下臺階左右導坑開挖③下臺階右導坑支護④二次襯砌施作

(a)開挖步驟

(b)上臺階開挖

(c)下臺階左導坑開挖

(d)臺階右導坑開挖

Figure 7 Simulation diagram of the bench method

4.3 數(shù)值模擬結果分析

隧道初期支護承載隧道圍巖大部分荷載，本節(jié)主要從圍巖位移變形，初噴混凝土應力，圍巖塑性區(qū)，錨桿軸應力等方面進行安全性及影響分分析，以期與現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)互補，提供施工指導。表3為3個斷面在車行橫洞開挖引起的襯砌表面變形位移現(xiàn)場測試和數(shù)值模擬結果的對比，可以看出，二者在數(shù)值上比較接近，可以說明數(shù)值模擬值比較準確，在一般規(guī)律上可以作為參考。

表3 襯砌位移模擬結果與實測結果對比Table 3 Comparison between simulation results and measured results of the lining displacement斷面部位實測結果模擬結果拱頂/mm1.291.48斷面A'-A'右拱腳水平位移/mm0.710.58右拱腰下沉/mm1.371.02拱頂/mm1.862.01斷面B'-B'———右拱腰下沉/mm2.423.51拱頂/mm1.671.93斷面C'-C'右拱腳水平位移/mm1.020.98右拱腰下沉/mm2.011.61

a.混凝土應力分析。

圖9為車行橫洞開挖前后應力變化云圖(左側為最大主應力，右側為最小主應力)。提取車行橫洞開挖過程中混凝土最大、最小主應力極值，結果匯總于表4。

(a) 車行橫洞開挖前

(b) 車行橫洞開挖后

Figure 8 Variation of stresses before and after the excavation of the adit

表4 車行橫洞開挖主應力動態(tài)變化對比Table 4 Dynamic comparison of principal stress changes dur-ing excavation of the adit開挖步數(shù)最大主應力/MPa最小主應力/MPa量值增量增率量值增量增率501.81——-3.46——512.130.320.177-4.140.680.197522.360.230.108-8.44.261.029532.410.050.021-9.410.119542.450.040.017-9.70.30.031602.43-0.02 —-10.10.40.041612.480.050.02-10.100622.510.030.012-10.30.20.019

結合上述圖表中結果可看出，初支拆除對附近混凝土應力產(chǎn)生了影響，最大、最小主應力均有所增大，但漲幅較小，分別約為0.32 MPa、0.68 MPa。隨著車行橫洞的開挖，最小主應力迅速增大，由-4.14 MPa增至-8.40 MPa，但最大主應力變化并不明顯，這說明橫洞的開挖對既有襯砌產(chǎn)生顯著的壓應力作用，使得靠近橫洞一側初支產(chǎn)生一定范圍的壓應力作用區(qū)。因此，車行橫洞的開挖對既有混凝土的影響主要集中在初支拆除階段和施工的前兩個施工步(4 m范圍內(nèi))，且最小主應力的響應要遠遠大于最大主應力。

b.圍巖塑性區(qū)分析。

對比圖9(a)、圖9(b)可以看出，大梁山隧道主洞開挖完成后，因主洞開挖引起的圍巖塑性區(qū)主要集中分布在主洞兩側的拱腳及其鄰近仰拱部位，拱頂和拱腰部位未見塑性區(qū)產(chǎn)生。車行橫洞開挖后，隨著開挖的推進，塑性區(qū)不斷擴大，除原有塑性區(qū)的增大，塑性區(qū)開始沿拱腳向兩隧道主洞中夾圍巖水平延伸。車行橫洞施工貫通后，受圍巖擾動和應力重分布影響，交叉結構處的拱頂和主洞兩側拱腰出現(xiàn)塑性區(qū)，且兩側拱腳部位塑性區(qū)顯著增大，是橫通道施工建設的薄弱環(huán)節(jié)。

(a)車行橫洞開挖前 (b)車行橫洞開挖后

Figure 9 Plastic zone change before and after the excavation of the adit

c.錨桿軸力分析

從圖10中可以看出，錨桿軸力在車行橫洞開挖前后始終為正值，這表明交叉結構處錨桿一直處于受拉狀態(tài)。車行橫洞開挖前主洞左拱腳錨桿所受軸力最大，約為22.8 MPa，拱腰處的錨桿軸應力則相對較小。

(a) 車行橫洞開挖前

(b) 車行橫洞開挖后

Figure 10 Change of bolt axial stress before and after the excavation of the adit

橫洞第1步開挖完成后，錨桿軸力隨之發(fā)生變化，應力值變化較大部位主要位于拱腰處，由開挖前的5.40 MPa增加為第1步完成后的7.80 MPa，拱腳、拱頂及其他位置處錨桿軸應力值變化不大。在隨后的第2步開挖直至車行橫洞施工完成，各個部位錨桿軸力有量值很小的浮動。因此，車行橫洞開挖對錨桿軸力影響較小，可以保證這一環(huán)節(jié)的施工安全。

5 結論

以大梁山特長大跨度公路隧道為依托，采用現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬對主洞與車行橫洞交叉處施工空間力學特性進行分析，可以得到以下結論：

a.現(xiàn)場監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，研究斷面在深度h為1、2和3 m處的內(nèi)部圍巖位移在車行橫洞開挖期間均產(chǎn)生了一定的波動，相同圍巖埋深下，銳角側斷面內(nèi)部圍巖值要顯著大于鈍角側斷面內(nèi)部圍巖值，但絕對值變化不大，且這種作用隨著深度的遞增而趨于不明顯，可忽略不計。

b.車行橫道施工對鋼支撐內(nèi)力影響主要集中在拱腰及以下部位，拱頂內(nèi)力僅產(chǎn)生波動，基本保持不變，對拱頂部位影響較小，施工和設計中應注意注意對拱腰及以下部位的做好保護和防范。

c.遠離通洞側拱腳、拱腰以及拱頂處的圍巖壓力與層間壓力所受開挖影響很小，而近通道側拱腰處所受影響相對較大。

d.數(shù)值模擬試驗表明，車行橫洞開挖對圍巖豎向位移影響范圍約4 m，以近車行橫洞側的右拱腰部位最為明顯。

e.混凝土應力所受車行橫洞開挖影響主要表現(xiàn)為壓應力的增大，圍巖塑性區(qū)范圍在開挖前后有一定程度增大，錨桿軸力施工前后變化不大。