程 楠

(中鐵二十三局集團有限公司，四川成都 610072)

隨著經濟發(fā)展對交通運輸需求的增加，三車道以上的大斷面隧道在近年來在新建的公路隧道中已經占有越來越高的比例[1]。然而隨著大斷面隧道高跨比的減小，不論是對圍巖穩(wěn)定性狀態(tài)還是開挖支護后的支護結構受力都會帶來不利影響。

目前國內隧道施工主要是沿用新奧法思想，利用巖體力學的基本理論，強調維護和利用圍巖的自承能力[2]。常見的隧道斷面開挖方法包括全斷面開挖法、臺階法、雙側壁導坑法、中隔壁法(CD法)、交叉中隔壁法(CRD)法及環(huán)形開挖預留核心土等方法。斷面開挖方法的選擇需要以工程地質條件為基礎，從施工速度、造價以及施工風險等多個角度進行考慮。不論采用何種工法進行隧道斷面開挖，其圍巖穩(wěn)定性問題一直是地下工程研究的重要課題[3]。大量工程實踐證實，巖石隧道開挖后應力并不是瞬間釋放完成，而是受到開挖面的約束后逐步釋放，圍巖變形具有時空效應特征[4-6]。對于大跨度隧道，施工過程中圍巖穩(wěn)定性更加突出，尤其是在不良地質條件的影響下，施工難度和施工風險也大大增加，這給施工過程中的安全管理帶來了更大的挑戰(zhàn)。

雖然已有較多學者對隧道開挖圍巖變形及其時空效應規(guī)律進行研究，但隧道所處圍巖地質條件復雜，且采用不同工法施工時，圍巖變形空間分布特征不盡相同，對于大跨高風險隧道雙側壁導坑施工，如何優(yōu)化施工參數以降低圍巖坍塌風險，有待進一步研究。本文以前石隧道為工程背景，首先對其施工總體風險進行評估，再結合數值模擬對V級圍巖段雙側壁導坑法施工過程中的時空效應規(guī)律進行了分析，并以此為基礎對斷面分塊開挖順序、循環(huán)進尺及襯砌施作時機等施工參數進行了優(yōu)化。

1 前石隧道工程概況及施工總體風險評估

1.1 前石隧道過程概況

本文以渤海大道一期工程(金州新區(qū)段)前石隧道工程為工程背景，前石隧道工程為大連渤海大道一期工程的關鍵節(jié)點之一，為雙洞八車道，雙洞間距約20 m，其單洞開挖跨度達到20.7 m。隧道區(qū)域內地層主要為上覆第四系殘坡積層(Qh3al)和下伏的石炭系(C)太原組二段(C3t2)、太原組一段(C3t1)及石炭系底部的本溪組(C2b)在隧道區(qū)段西側有奧陶系(O)地層以構造接觸形式覆蓋于石炭系地層之上。隧道進、出口為Ⅴ級淺埋地段，洞內Ⅴ級圍巖段主要存在斷層及破碎帶，均采取雙側壁導坑法施工。

1.2 前石隧道總體施工風險

前石隧道隧道有大跨、高地應力、洞口段淺埋偏壓、巖石節(jié)理裂隙發(fā)育、局部存在巖溶等典型特征，由于隧道施工工序轉換復雜，施工對支護、主體結構及破碎帶圍巖的穩(wěn)定性造成極為復雜的影響，根據《公路橋梁和隧道施工安全風險評估指南》，對前石隧道施工過程中的總體風險進行評估(表1)。

R=G×(A+L+S+C)=6×(4+2+1+1)=48

(1)

根據隧道工程施工安全總體風險分級標準，R=48 >22分，前石隧道總體風險等級為Ⅳ級(極高風險)。由于前石隧道總體施工風險等級較高，而隧道施工過程中的主要風險事件為坍塌，因此需要著重考慮施工過程中圍巖穩(wěn)定性問題。在施工前期，可以結合前期地質勘查資料和設計文件，通過數值手段進行試算，優(yōu)化施工參數，以降低施工過程中的風險。

2 雙側壁導坑法施工時空效應分析

在巖體中開挖隧道,洞身圍巖的變形并不是在瞬時間就完成,即使在施作支護以后,圍巖與支護之間的壓力及其變形也是隨時間的推移而不斷發(fā)展并逐步趨于穩(wěn)定[4]。為更加合理有效控制圍巖變形，降低隧道圍巖在施工過程中坍塌風險，首先利用有限差分數值模擬(FLAC 3D)對雙側壁施工過程中的圍巖變形空間規(guī)律進行研究。

2.1 模型建立

隧道從力學角度可以假設為半無限空間問題，根據圣維南原理，隧道開挖過程的影響范圍將隨著與開挖面的距離的增大而逐漸消失，因此在進行隧道工程數值模擬過程中，只需對有限范圍內的區(qū)域進行計算分析[7]。根據已有學者的相關研究成果，隧道洞室開挖對圍巖應力應變的影響多集中在3～7倍的開挖寬度或高度范圍內，具體范圍應該根據實際圍巖條件而定[7-9]。李志業(yè)，曾艷華等[10]研究得出當L>3D時，應力變化在10 %以內；當L>5D時，應力變化在3 %以內。因此，一般情況下，計算范圍取3～5D即可達到計算精度的要求，同時也能減少計算量，提高計算效率。根據現(xiàn)場實際情況，隧道開挖直徑約20 m,合理設置邊界效應區(qū)，最終擬定模型尺寸為：寬100 m (隧道橫斷面方向)，高80 m(隧道中軸線方向)，長80 m(隧道掘進方向)。

表1 前石隧道總體施工風險評估指標體系

前石隧道平均埋深約在80～100 m，計算區(qū)域上部邊界近似考慮設置為自由邊界，模型兩側施加水平約束，地面施加豎直方向約束條件。根據前石隧道地質勘查資料，全線均為IV、V級圍巖，屬于易碎軟巖，易發(fā)生塑性變形。通過類比相似地質條件下的計算經驗，模擬過程中圍巖選用Mohr-Coulmb彈塑性本構模型，初支和二襯混凝土襯砌看做彈性材料，選用彈性本構模型。對于錨桿及超前注漿小導管的模擬，考慮改變圍巖參數來實現(xiàn)[7]-[12]。模型中主要參數如表2所示。模擬過程中對隧道開挖過程中不同特征點位移進行監(jiān)測，監(jiān)測點布置如圖1所示。借助ANSYS對模型進行網格剖分，最終模型總體效果圖如圖2所示。

表2 前石隧道數值模型計算參數

圖1 監(jiān)測斷面布置示意

圖2 模型網格剖分

2.2 時空效應分析

圖3中S1，S2，S3，S4，S5及S6分別對應雙側壁導坑法施工過程中的左上、左下、右上、右下、中上及中下分塊的掌子面位置。首先，由圖3可知，掌子面附近的位移并不是伴隨著開挖過程瞬間釋放的，其位移釋放是一個漸進的過程。左上導坑掌子面S1恰好到達研究斷面時，在掌子面后方不同特征點的位移值均隨著與研究斷面的距離增加而增加，并在一定距離之后達到相對穩(wěn)定的狀態(tài)。同時，在掌子面前方未開挖的部分圍巖受到開挖過程的擾動，圍巖應力重分布，也產生了一定程度的變形。根據表3，在左上導坑掘進面后方，開挖面虛擬支撐作用范圍：拱頂約30 m(1.5D)，左拱腰約10 m(0.5D)，右拱腰約20 m(1.0D)，左拱腳約10 m(0.5D)，右拱腳約20 m(1.0D)，仰拱處約30 m(1.5D)。

圖3 雙側壁導坑位移空間分布

3 考慮時空效應的雙側壁導坑法施工參數優(yōu)化

3.1 支護時機

對于隧道襯砌支護時機，大變形隧道和非大變形隧道應該分別討論。對于初支而言，不論是大變形隧道還是非大變形隧道，實際施工一般都是開挖一個循環(huán)進尺后立即支護。然而對于二次襯砌來說，大變形隧道和非大變形隧道應有別而論。通常對于開挖變形不大的隧道，隧道圍巖在初期支護的作用下便能基本達到穩(wěn)定，二次襯砌施作只是作為一種安全儲備，也可以用來約束后期由于軟弱圍巖流變性產生的附加變形。對于開挖過程中容易發(fā)生大變形的隧道，二次襯砌不再是傳統(tǒng)意義上的安全儲備，而是與初期支護一起共同組成抵抗開挖過程圍巖變形的直接支護體系[14]。隧道開挖過程中，根據圍巖變形速率一般可以將其劃分為3個階段，即急劇變形階段，穩(wěn)定變形階段及流變階段[16-18]。

表3 不同特征點位移釋放及掘進面空間影響范圍

圖4所示為按照左上導坑—左下導坑—右上導坑—右下分塊—中上核心土—中下核心土的開挖順序得到的拱頂沉降空間分布曲線。由圖可知，拱底沉降變形在空間上的分布大致也可分為S1，S2，S3三個階段。AC段可視為急劇變形階段，CD段為穩(wěn)定變形階段，D點以后為變形穩(wěn)定階段(由于本項目暫不考慮圍巖流變性，因此該點以后變形幾乎不再增加)。穩(wěn)定后變形值為12 mm，在掌子面前方A點處，拱頂沉降值為1.25 mm，位移釋放率為10.4 %；在B點時，掌子面處拱頂沉降3.5 mm，位移釋放率達到29.2 %；C點時拱頂沉降10.1 mm，位移釋放率84.2 %；D點以后位移幾乎完全釋放。AC段平均每延米位移釋放2.95 %，CD段平均縱向每1 m位移釋放1.26 %，AC段位移釋放明顯更為急劇。

由上可得，在C點之前位移釋放較為強烈，C點之后由于圍巖自穩(wěn)能力發(fā)揮，位移釋放減弱，如果初期支護在C點還未明顯發(fā)揮作用，則可能導致圍巖失穩(wěn)破壞，因此初期支護應在C點以前盡早支護，結合現(xiàn)場實際條件，建議開挖后立即支護。由現(xiàn)場地質條件及施工監(jiān)測資料，前石隧道并不屬于大變形隧道范疇，對于二次襯砌，在初支與圍巖自穩(wěn)共同發(fā)揮作用，位移釋放程度大大減弱時，可在D點，即距離掌子面約28 m處施加二次襯砌。

同理，還可得拱腰水平位移及拱底隆起的三階段曲線分別如圖5(a)～圖5(c)所示。通過對特征點的數據擬合，可以得到變形空間發(fā)展的基本規(guī)律。由圖可知，雙側壁施工過程中，在隧道拱腰和仰拱位置處的變形空間分布曲線均可大致劃分為急劇變形AC、穩(wěn)定變形CD及變形平衡三個階段。在AC段，變形在較短距離內急劇變化，曲線斜率較大；CD段，曲線斜率明顯降低，說明位移隨著與掌子面距離的繼續(xù)增加變化速率逐漸變緩慢；由于模型中未考慮圍巖流變性。D點以后，曲線斜率趨近于0，說明在D點開始，變形幾乎達到平衡，不再隨與掌子面距離增加而繼續(xù)增大。

(a)左拱腰水平位移

(b)右拱腰水平位移

(c)拱底隆起變形空間分布圖5 不同特征點位移空間分布曲線

由圖4、圖5還可得到，在一定開挖工序下，盡管不同特征點位移在空間上的總體變化趨勢相同，但是各個階段對應的縱向區(qū)間是有區(qū)別的。表4所示為變形空間分布曲線上控制點A、B、C、D對應的位移釋放率，表5所示為控制點A、B、C、D與開挖掌子面之間的縱向距離。

由于當圍巖在開挖擾動后，在AC段變形釋放率高，釋放速度快，如果得不到及時支護，最容易導致圍巖失穩(wěn)破壞[15]。為此，開挖過程中，初期支護應該在C點之前完成。盡管如此，從施工安全角度考慮，原則上取各個特征點位移空間分布曲線中的C點與掌子面距離最小值作為初支時機，即距離掌子面8 m處。實際施工過程中，考慮到隧道可能存在潛在的偏壓，巖石節(jié)理裂隙發(fā)育及局部可能存在巖溶等不利條件，且前石隧道施工總風險較高，為降低施工過程中圍巖坍塌風險，開挖之后應盡可能早的施加初期支護。對于二次襯砌，在非大變形隧道中本身是作為一種安全儲備，為避免產生次生應力，應該在變形穩(wěn)定后施作，即在D點之后。因此，二次襯砌可選擇在掌子面后方約30-34 m位置處進行施作。

表4 雙側壁導坑法施工特征點位移空間分布曲線各控制點位移釋放率 %

表5 雙側壁導坑法施工特征點位移空間分布曲線各控制點與掌子面距離 m

3.2 分塊開挖順序優(yōu)化

根據前石隧道施工組織設計，隧道進、出口為Ⅴ級淺埋地段，洞內Ⅴ級圍巖段主要存在斷層及破碎帶，均采取雙側壁導坑法施工。雙側壁導坑法施工過程中，斷面分塊開挖次序通常遵循“分層、分塊、對稱、平衡、限時”等“時空效應”原則。然而，對各個分塊的開挖的具體順序，可能會對圍巖穩(wěn)定性造成不同程度的影響。如圖6所示為雙側壁導坑斷面示意圖，現(xiàn)擬定不同的斷面開挖順序，并利用有限差分數值模擬FLAC 3D對不同開挖順序工況下的圍巖變形和塑性區(qū)分布進行討論。擬定的開挖順序為：

圖6 雙側壁導坑法分塊示意(單位:mm)

(1)開挖順序工況1：①→②→③→④→⑤→⑥

根據前石隧道施工組織設計，開挖工序一為非對稱開挖，①和②掘進面之間間距設為4 m，②和③之間掘進面間距為6 m，③和④之間掘進面間距4 m，④和⑤之間掘進面間距6 m，⑤和⑥之間掘進面間距4 m。

(2)開挖順序工況2：①③→②④→⑤→⑥

該順序工況下，第一步為①和③為同時對稱開挖，第二步為②和④之間同時對稱開挖，兩步開挖之間掘進面間距為4 m，第二步開挖6 m后進行中上分塊⑤開挖，最后⑤開挖4 m后進行中下分塊⑥開挖。

(3)開挖順序工況3：①→③→②→④→⑤→⑥

該工序總體上屬于對稱開挖，與工序二不同的是工序二中左上導坑①和右上導坑③是同時開挖，而工序三在左上導坑①與右上導坑③之間保持6 m的開挖間距，③和②之間掘進面間距為6 m，②和④之間掘進面間距6 m，④和⑤之間掘進面間距6 m，⑤和⑥之間掘進面間距4 m。

(4)開挖順序工況4：①→③→⑤→②→④→⑥

該工序區(qū)別于工序三，在左上導坑①和右上導坑③開挖后直接開挖中上分塊⑤，①和③間距6 m，③和⑤間距6 m，⑤和②間距6 m，②和④之間間距6 m。

(5)開挖順序工況5：①③→⑤→②④→⑥

該工況區(qū)別于工況二，左上導坑①和③右上導坑同時對稱開挖后間隔6 m直接開挖中上分塊⑤，再間隔6 m同時開挖分塊②和④，最后間隔6 m開挖中下分塊⑥。

由于施工工序的選擇不僅要考慮開挖過程對隧道周邊圍巖的擾動，支護的范圍大小，同時也要考慮對施工難易程度及施工進度的影響。為確定雙側壁導坑法施工過程中斷面分塊開挖先后順序，取模型中部斷面為研究斷面(Y=40 m)，且保持每種開挖工序的循環(huán)進尺一致。盡管實際施工過程中，都是開挖一個循環(huán)進尺后立即施作初期支護，然而開挖一個循環(huán)進尺過程本身也需要耗費一定的時間，在這段時間內，圍巖應力會有一個釋放過程。為了更好模擬實際開挖過程，模擬時，通過試算，在進行每次開挖后都先運行300步，讓圍巖應力得到一定程度釋放后再施作初期支護。

不同開挖工序下，研究斷面處的塑性區(qū)分布特征如圖7所示，不同的開挖工序下同一斷面塑性區(qū)分布有所不同。通過比較不同工序開挖條件下塑性區(qū)的總體積及特征點位變形的大小選擇最為合理的開挖工序。

表6及表7分別為不同開挖工序下塑性區(qū)體積及特征點位移統(tǒng)計分析表，綜合考慮塑性區(qū)分布以及各種工序下圍巖的變形特征，在工序一條件下的塑性區(qū)分布相對較小(僅略大于工序三)，對圍巖的變形控制效果最佳。對于工序二，盡管變形控制能起到較好效果，但塑性區(qū)較大。工序三塑性區(qū)最小，但圍巖變形要大于工序一。工序四和工序五塑性區(qū)分布除明顯小于工序二外，與其它工序差別不大，但是圍巖變形明顯大于其它工序。

綜上所述，選擇工序一作為最佳施工工序，即：左上導坑開挖支護—左下分塊開挖支護—右上導坑開挖支護-右下分塊開挖支護—中上塊體開挖支護—中下塊體開挖支護。工序三可作為備選工序，根據施工實際情況需要，在工序一和二之間可以靈活調整。

3.3 雙側壁導坑法縱向掘進循環(huán)進尺優(yōu)化研究

隧道開挖過程中，由于開挖面的約束作用，開挖面附近圍巖應力和變形沿著隧道縱軸線方向變化。正是由于在時空效應作用下，開挖面能夠有效限制塑性區(qū)范圍的擴展，可以利用開挖面空間效應曲線來確定大致的隧道進尺[19]。文獻中認為當洞室位移釋放率超過70 %時候，對應的縱向位置與目標斷面之間的距離可以作為隧道最大開挖進尺的估計值。本文引用該方法來確定雙側壁導坑法的最大開挖進尺。擬定開挖順序為左上導坑-左下分塊-右上導坑-右下分塊-中上核心土-中下核心土。

圖7 不同開挖工序下研究斷面塑性區(qū)分布

表6 不同開挖工序下塑性區(qū)分布

表7 不同開挖工序下特征點位移 mm

對導坑進行單獨研究，分析到導坑單獨開挖時，掌子面剛好到達研究斷面處(數值模型中y=40m位置)，其周邊圍巖位移在隧道縱向方向上的位移分布規(guī)律。由圖8可知，導坑單獨開挖時，其頂部和側壁位置的變形均呈現(xiàn)出典型的空間效應特征。導坑頂部沉降穩(wěn)定后約為5.774 mm，在距離導坑掌子面后方約2.5 m 處，導坑頂部沉降為4.514 mm，位移釋放率約為78.18 %；導坑側壁水平位移穩(wěn)定后數值為4.386 mm，在距離掌子面后方2.5 m處位移值為3.509 mm，位移釋放率80.00 %。由此可得，在距離掌子面后方2.5 m處，導坑周邊位移均超過了70 %，因此在雙側壁開挖過程中，應該以2.5 m作為最大開挖進尺進行施工。

(a)導坑頂部沉降空間分布曲線

(b)導坑側壁水平位移空間分布曲線圖8 雙側壁導坑法施工導坑頂部沉降及兩側水平位移空間分布曲線

4 結論

(1)前石隧道施工總體風險R=48，為極高風險，為降低施工過程中圍巖坍塌風險，應重點針對圍巖穩(wěn)定性問題優(yōu)化施工參數。

(2)前石隧道雙側壁導坑法施工過程中，圍巖變形存在典型的時空效應特征。開挖面的虛擬支撐作用影響范圍分別在掘進面后方：拱底約30 m(1.5D)，左拱腰約10 m(0.5D)，右拱腰約20 m(1.0D)，左拱腳約10 m(0.5D)，右拱腳約20 m(1.0D)，仰拱處約30 m(1.5D)。

(3)雙側壁導坑施工過程中圍巖變形的空間分布均具有三階段變形的特征，即大致可以劃分急劇變形階段、穩(wěn)定變形階段及變形平衡階段，對于非大變形隧道雙側壁導坑法施工，建議初期支護應該在距離掌子面后方8 m之內進行，為進一步降低風險，建議開挖后立即支護；二次襯砌應該在掌子面后方30～34 m之間進行。

(4)通過擬定不同的斷面開挖順序，對雙側壁導坑最優(yōu)工序進行了研究。從不同工序塑性區(qū)大小以及圍巖變形控制兩方面考慮，最終確定雙側壁導坑法施工的最優(yōu)工序為：左上導坑—左下塊體—右上導坑—右下塊體—中上塊體—中下塊體。

(5)最優(yōu)循環(huán)進尺的近似確定辦法為：基于導坑洞頂沉降和水平位移的空間分布規(guī)律，選擇在導坑掌子面后方，位移釋放為70 %處斷面，其與掌子面的距離可作為施工過程中的循環(huán)進尺參考值。結果表明在雙側壁導坑法施工過程中，導坑掌子面后方約2.5 m處位移釋放率均超過70 %。其中雙側壁導坑法洞頂沉降和洞壁水平位移在該處釋放率分別達到78.18 %和80.00 %。