張俊儒，徐 劍，龔彥峰，徐向東，張 航，葉 倫

(1.西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031；2.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430063)

0 引言

隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展和城市化進(jìn)程的快速推進(jìn)，交通需求日益增長(zhǎng)，公路運(yùn)輸能力日趨飽和，對(duì)于超大斷面公路隧道的建設(shè)迫在眉睫[1-3]。在超大斷面公路隧道的施工中，往往會(huì)存在跨度大、應(yīng)力重分布趨于不利及斷面扁平化等問題[4-5]。同時(shí)，隧道拱腳處的壓應(yīng)力集中，對(duì)地基承載力要求高，上覆巖體會(huì)產(chǎn)生較大的松動(dòng)荷載，隧道跨度和高度越大對(duì)能形成塌落拱的埋深要求越大，圍巖自穩(wěn)性差[6-8]。其施工方法往往是雙側(cè)壁導(dǎo)坑法、CD法及CRD法等傳統(tǒng)分部開挖方法，其工序繁雜，施工效率低，經(jīng)濟(jì)成本高[9-10]。因此，在保證施工安全的前提下，尋求經(jīng)濟(jì)、高效的施工方法顯得格外重要。

近年來，國(guó)內(nèi)超大斷面公路隧道的工程案例不斷涌現(xiàn)，專家學(xué)者對(duì)采用何種方法進(jìn)行了一定的研究。在數(shù)值模擬及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)方面，楊志強(qiáng)等[11]以貴陽南埡路3號(hào)隧道為依托，基于強(qiáng)度折減法對(duì)單跨4車道市政隧道圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行了定量評(píng)價(jià)，然后針對(duì)Ⅳ級(jí)圍巖段采用三臺(tái)階五步法，Ⅴ級(jí)圍巖采用雙側(cè)壁導(dǎo)坑法，并對(duì)其洞身Ⅳ、Ⅴ級(jí)圍巖段工法轉(zhuǎn)換進(jìn)行了優(yōu)化；曾宏飛[12]以單跨4車道牛寨山隧道為依托，對(duì)其現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析整理，指出對(duì)仰拱及時(shí)封閉是控制地表沉降及圍巖變形的關(guān)鍵，并采用三維有限差分?jǐn)?shù)值計(jì)算，對(duì)其施工方法的適用性進(jìn)行了合理評(píng)價(jià)；張鐵柱[13]基于現(xiàn)場(chǎng)隧道變形及內(nèi)力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)大連大東山單跨4車道高速公路隧道CRD法及雙側(cè)壁導(dǎo)坑法的力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行了研究；嚴(yán)宗雪等[14]以國(guó)內(nèi)首條雙向8車道公路隧道——龍頭山隧道為依托，基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值計(jì)算結(jié)果，研究了應(yīng)力路徑對(duì)特大斷面隧道圍巖荷載的影響，并驗(yàn)證了雙向8車道公路隧道的圍巖松動(dòng)范圍。在模型試驗(yàn)方面，吳夢(mèng)軍等[15]對(duì)4車道特大斷面公路隧道進(jìn)行相似模型試驗(yàn)及數(shù)值模擬，對(duì)其不同施工方法下的動(dòng)態(tài)施工力學(xué)行為進(jìn)行了研究；張俊儒等[16]以京滬高速漿水泉隧道為依托，針對(duì)超大斷面雙向8車道公路隧道，提出鋼架巖墻組合支撐的快速施工方法，并采用模型試驗(yàn)的方法對(duì)該方法的動(dòng)態(tài)施工力學(xué)特性進(jìn)行了研究；劉聰?shù)萚17]以京滬高速濟(jì)港溝隧道為依托，采用模型試驗(yàn)的方法對(duì)超大斷面隧道穿越斷裂破碎帶的施工過程力學(xué)演變規(guī)律進(jìn)行了研究。

通過調(diào)研可以發(fā)現(xiàn)，目前針對(duì)超大斷面公路隧道的研究方向主要集中在工法優(yōu)化、施工過程力學(xué)特性及安全控制技術(shù)，且研究對(duì)象基本為單跨4車道隧道，還沒有對(duì)單跨5車道公路隧道進(jìn)行研究的案例，可供借鑒的工程經(jīng)驗(yàn)不多，給該類工程的設(shè)計(jì)和施工帶來極大的困擾及挑戰(zhàn)?；谏鲜霰尘?，本文以國(guó)內(nèi)在建最大斷面公路隧道——廈門蘆澳路—海滄疏港通道2#分岔隧道大跨段為依托，對(duì)單跨5車道公路隧道工法優(yōu)化及其施工力學(xué)特性進(jìn)行研究，以期為該類工程的施工提供一種可行的方案。

1 工程背景

廈門蘆澳路—海滄疏港通道地下互通立交隧道位于廈門市海滄區(qū)，如圖1所示。蘆澳路工程路線呈南北走向，起點(diǎn)接蘆澳路跨南海三路跨線橋，路線往北穿越蔡尖尾山后，與疏港通道相交處設(shè)置A、B、C、D匝道隧道形成地下互通立交。本文所研究的分岔隧道大跨段位于疏港通道2#分岔隧道右線，起始里程為YK2+343～+622.5，施工到達(dá)里程為YK2+208，尚未對(duì)大跨段進(jìn)行開挖施工；該段最大開挖面積達(dá)450.41 m2，最大跨度30.46 m，為國(guó)內(nèi)在建最大斷面公路隧道，襯砌斷面如圖2所示。

圖1 廈門蘆澳路—海滄疏港通道工程Fig.1 Haicang Shugang channel project on Lu′ao Road in Xiamen

圖2 大跨段隧道襯砌斷面圖(單位：m)Fig.2 Lining cross-section of large-span tunnel (unit:m)

2#分岔隧道穿越地層主要為花崗巖地層，進(jìn)出口段地表分布第四系殘-坡積層，隧址區(qū)構(gòu)造發(fā)育，位于大帽山—石峰巖斷裂帶，處于石峰巖斷塊上。在多期構(gòu)造應(yīng)力作用下，巖體節(jié)理、裂隙較發(fā)育，巖體較完整-破碎。隧道通過燕山晚期第2次侵入花崗巖地層(γ53(1)b)，中粗粒結(jié)構(gòu)，塊狀構(gòu)造，以中風(fēng)化為主，節(jié)理、裂隙較發(fā)育，主要節(jié)理為N10～39°E/65～85°S，部分裂隙填充石英脈，巖體較完整，地下水為基巖裂隙水，主要賦存于花崗巖節(jié)理、裂隙中，綜合圍巖等級(jí)為Ⅲ級(jí)。大跨段隧道地質(zhì)剖面如圖3所示。

圖3 大跨段隧道地質(zhì)剖面圖(單位：m)Fig.3 Geological profile of large-span section of tunnel (unit:m)

廈門蘆澳路—海滄疏港通道工程2#分岔隧道大跨段屬于典型的超大扁平單跨5車道公路隧道，針對(duì)該段提出主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法進(jìn)行工法優(yōu)化，通過巖石三軸壓縮試驗(yàn)和Hoek-Brown估算方法獲得圍巖物理力學(xué)參數(shù)，采用數(shù)值模擬的方法驗(yàn)證該工法的合理性，并對(duì)其施工過程力學(xué)特性進(jìn)行研究。

2 巖石三軸壓縮試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)設(shè)備及試樣采取

本文采用MTS815巖石力學(xué)測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)所用標(biāo)準(zhǔn)試件通過現(xiàn)場(chǎng)鉆芯的方法從現(xiàn)場(chǎng)掌子面取得，隨后利用切石機(jī)進(jìn)行加工。試樣為天然含水狀態(tài)下的中粗?；◢弾r標(biāo)準(zhǔn)試件，直徑50 mm，高100 mm。本文依據(jù)GB/T 50266—2013《工程巖體試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》進(jìn)行巖石三軸壓縮試驗(yàn)，根據(jù)圍巖壓力的不同設(shè)置5種工況，分別為0、3、5、10、15 MPa。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 抗剪強(qiáng)度指標(biāo)計(jì)算

不同圍巖壓力條件下的三軸壓縮試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

表1 三軸壓縮試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Triaxial compression test results MPa

2.2.2 巖石彈性模量和泊松比計(jì)算

以軸向應(yīng)變值εas為橫坐標(biāo)，應(yīng)力差σas-σ3為縱坐標(biāo)，繪制試樣的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，如圖4所示。

圖4 應(yīng)力差-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.4 Stress difference-axial strain curves

在軸向應(yīng)變-應(yīng)力差的關(guān)系曲線上，確定彈性階段的起始點(diǎn)應(yīng)力值σa和縱向應(yīng)變?chǔ)臿a以及終點(diǎn)應(yīng)力值σb和縱向應(yīng)變?chǔ)臿b。該直線段斜率為彈性模量，按式(1)計(jì)算，對(duì)應(yīng)的彈性泊松比按式(2)計(jì)算：

(1)

(2)

式(1)—(2)中：Ee為巖石彈性模量；μe為巖石彈性泊松比；σa為應(yīng)力與軸向應(yīng)變關(guān)系曲線上直線段起始點(diǎn)的應(yīng)力值；σb為應(yīng)力與軸向應(yīng)變關(guān)系曲線上直線段終點(diǎn)的應(yīng)力值；εab為應(yīng)力為σb時(shí)的縱向應(yīng)變值；εaa為應(yīng)力為σa時(shí)的縱向應(yīng)變值；εcb為應(yīng)力為σb時(shí)的橫向應(yīng)變值；εca為應(yīng)力為σa時(shí)的橫向應(yīng)變值。

得到本工程的巖石力學(xué)參數(shù)試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。

表2 巖石力學(xué)參數(shù)試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of rock mechanical parameters

3 單跨5車道公路隧道工法優(yōu)化研究

3.1 工法優(yōu)化思路

如圖5所示，原設(shè)計(jì)采用雙側(cè)壁導(dǎo)坑法(見圖5(a))，分為8個(gè)分部開挖，隧道拱頂采用豎向支撐進(jìn)行臨時(shí)支護(hù)保證拱頂?shù)姆€(wěn)定。本文基于“以索代撐”的思想，考慮取消①、②、③、④部的臨時(shí)支撐，而采用預(yù)應(yīng)力錨索對(duì)拱腰處張拉鎖定，利用錨索提供的預(yù)壓應(yīng)力取代臨時(shí)支撐提供的承載力，并將拱頂豎向支撐延長(zhǎng)，該工法即為四部CRD法(見圖5(b))。同理，也可以取消水平橫撐，并預(yù)留下臺(tái)階巖墻使其與臨時(shí)支撐共同承載，以充分利用硬質(zhì)巖強(qiáng)度高的特點(diǎn)；同時(shí)上臺(tái)階施工時(shí)采用預(yù)應(yīng)力錨索對(duì)隧道拱頂、拱腳處進(jìn)行張拉鎖定，該工法即為主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法(見圖5(c))。該工法既減少了隧道開挖分部，也減少了臨時(shí)支撐的數(shù)量和支護(hù)拆除工序，節(jié)約了支護(hù)材料，增大了隧道施工作業(yè)空間，有利于大型機(jī)械的施工，此外，采用預(yù)應(yīng)力錨索對(duì)拱頂進(jìn)行支護(hù)，能一定程度上減小拆除臨時(shí)豎撐帶來的施工安全風(fēng)險(xiǎn)，提高大跨隧道施工的效率。

(a)原設(shè)計(jì)雙側(cè)壁導(dǎo)坑法

3.2 工法優(yōu)化數(shù)值計(jì)算分析

3.2.1 數(shù)值計(jì)算模型

數(shù)值模擬計(jì)算采用有限差分軟件FLAC3D，模型中隧道跨度為30.46 m，高18.71 m，根據(jù)實(shí)際工程資料，大跨段埋深為95 m；考慮到隧道開挖邊界效應(yīng)的影響，模型左右和下邊界寬度取隧道3倍開挖洞徑d，模型尺寸為240 m×210 m×1 m(寬×高×縱深)，見圖6。計(jì)算邊界條件：模型頂部為自由面，左右邊界約束水平位移，下邊界約束豎向位移。數(shù)值模擬中圍巖采用彈塑性實(shí)體單元模擬，采用Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則，隧道初期支護(hù)采用彈性實(shí)體單元模擬；預(yù)應(yīng)力錨索和系統(tǒng)錨桿采用Cable(錨索)單元模擬，二次襯砌作為安全儲(chǔ)備在本次計(jì)算中不考慮。數(shù)值模擬中不考慮地下水滲流以及爆破振動(dòng)的影響。

3.2.2 圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)

由表2得到的巖石力學(xué)參數(shù)，不能直接用于數(shù)值計(jì)算，但可以根據(jù)一定的估算方法得到現(xiàn)場(chǎng)圍巖物理力學(xué)參數(shù)。Hoek等[18]通過大量巖石三軸試驗(yàn)得到巖體強(qiáng)度普遍估計(jì)公式：

(3)

式中：σ1為巖體破壞時(shí)最大主應(yīng)力；σ3為巖體破壞時(shí)最小主應(yīng)力；σc為完整巖單軸抗壓強(qiáng)度；mb、s為巖體Hoek-Brown參數(shù)；α為由巖體自身特性決定的常數(shù)。

圖6 數(shù)值計(jì)算模型(單位：m)Fig.6 Numerical calculation model (unit:m)

本文采用基于GSI(地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo))的巖體參數(shù)Hoek-Brown估算方法，估算公式如下[19]：

(4)

(5)

(6)

式(4)—(6)中：σtm為巖體抗壓強(qiáng)度；σcm為巖體抗拉強(qiáng)度；Em為巖體彈性模量；GIS為巖體的地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo)。

結(jié)合Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則，采用回歸分析的方法，可以得出巖體內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c。

(7)

σ1=kσ3+b

；

(8)

(9)

(10)

由上述公式可知，巖體Hoek-Brown參數(shù)mb和s是確定巖體強(qiáng)度參數(shù)的關(guān)鍵，其值可以由下式得出。

(11)

式中：mi為組成巖體完整巖塊的Hoek-Brown參數(shù)，花崗巖為33；D為圍巖擾動(dòng)系數(shù)。

巖體GSI>25時(shí)：

(12)

(13)

巖體GSI<25時(shí)：

s=0

；

(14)

(15)

通過查詢文獻(xiàn)[20]，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)揭示的巖體結(jié)構(gòu)類型、風(fēng)化狀態(tài)及圍巖擾動(dòng)情況，得到施工現(xiàn)場(chǎng)巖體GSI值為55，圍巖擾動(dòng)系數(shù)D取0.7；同時(shí)根據(jù)巖石三軸壓縮試驗(yàn)值，可以得到現(xiàn)場(chǎng)圍巖物理力學(xué)參數(shù)，如表3所示。

隧道采用雙層初期支護(hù)+二次襯砌設(shè)計(jì)。為了計(jì)算方便，數(shù)值模擬時(shí)將雙層初期支護(hù)等效為單層初期支護(hù)，同時(shí)將鋼架彈性模量按等效剛度原則折算到噴射混凝土中。隧道臨時(shí)豎撐則采用22 cm厚C25噴射混凝土和Ⅰ22b工字鋼。預(yù)應(yīng)力錨索采用7φ15.2鋼絞線，設(shè)計(jì)最大預(yù)應(yīng)力為1 100 kN，環(huán)向間距為1.5 m，縱向間距為1.0 m。對(duì)于預(yù)應(yīng)力錨索則通過賦三段屬性模擬，即將錨索單元的端頭、自由段、錨固段賦予不同的屬性來模擬預(yù)應(yīng)力錨索，數(shù)值模擬過程中在錨索單元自由段施加內(nèi)力，如圖7所示。支護(hù)結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)如表4所示。

表3 現(xiàn)場(chǎng)圍巖物理力學(xué)參數(shù)Table 3 Physico-mechanical parameters of surrounding rock

圖7 預(yù)應(yīng)力錨索模擬Fig.7 Simulation of prestressed anchor cable

表4 支護(hù)結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)Table 4 Physico-mechanical parameters of support structure

3.2.3 工法合理性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證主動(dòng)支護(hù)鋼架巖墻組合支撐法的合理性，本文設(shè)置雙側(cè)壁導(dǎo)坑法(不拆除臨時(shí)支撐)、鋼架巖墻組合支撐法及主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法(錨索預(yù)應(yīng)力設(shè)定為400 kN)3個(gè)工況，主要針對(duì)其圍巖變形進(jìn)行比對(duì)分析。各工況下圍巖位移云圖如圖8所示。

(a)雙側(cè)壁導(dǎo)坑法

由圖8分析可知：1)采用雙側(cè)壁導(dǎo)坑法施工的隧道最大沉降為4.78 mm，采用鋼架巖墻組合支撐法施工最大沉降為5.15 mm，采用主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法施工，最大沉降為4.97 mm，與雙側(cè)壁導(dǎo)坑法僅相差3.97%。2)沉降大于3 mm的區(qū)域呈半橢圓形狀，雙側(cè)壁導(dǎo)坑法的橢圓區(qū)域面積比鋼架巖墻組合支撐法小，主要原因是雙側(cè)壁導(dǎo)坑法的臨時(shí)支撐將大跨段隧道分為多個(gè)分部開挖，既提供了支撐作用也起到了減跨的作用。3)對(duì)比圖8(a)和圖8(c)可知，兩者半橢圓區(qū)域的面積基本相同，說明采用預(yù)應(yīng)力錨索對(duì)隧道圍巖進(jìn)行主動(dòng)支護(hù)能起到減跨和支撐的作用，驗(yàn)證了主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法的合理性。

3.2.4 預(yù)應(yīng)力錨索長(zhǎng)度確定

預(yù)應(yīng)力錨索自由段長(zhǎng)度固定為5 m，預(yù)應(yīng)力大小固定為400 kN，錨固段長(zhǎng)度分別設(shè)計(jì)為3、5、8 m，即對(duì)比8、10、13 m長(zhǎng)預(yù)應(yīng)力錨索軸力變化情況。以主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法①導(dǎo)洞拱腳處錨索為例，表5列出了錨索軸力沿錨索桿體的變化情況。

分析表5可知：1)預(yù)應(yīng)力錨索軸力在自由段基本沒有變化，在錨固段錨索軸力則沿錨索桿體迅速衰減，錨固段前1 m是預(yù)應(yīng)力錨索主要錨固區(qū)域，占預(yù)應(yīng)力錨索軸力的81%以上。2)錨索長(zhǎng)度為8 m時(shí)，錨索尾端軸力為1.04 kN；錨索長(zhǎng)度為10 m時(shí)，錨索尾端軸力為0.003 kN；而錨索長(zhǎng)度為13 m時(shí)，錨索尾端軸力為-0.64 kN，以上結(jié)果說明在預(yù)應(yīng)力一定的情況下，若錨索長(zhǎng)度較短則不能充分利用預(yù)應(yīng)力，若錨索長(zhǎng)度過長(zhǎng)，則會(huì)造成錨索尾端出現(xiàn)壓力，從而影響圍巖加固效果。綜上所述，為了充分利用錨索預(yù)應(yīng)力，預(yù)應(yīng)力錨索錨固段長(zhǎng)度應(yīng)該取5 m，即預(yù)應(yīng)力錨索長(zhǎng)度應(yīng)取10 m。

表5 錨索軸力沿錨索桿體變化Table 5 Axial force changes along anchor cable

3.2.5 錨索預(yù)應(yīng)力值確定

為了合理選取錨索預(yù)應(yīng)力值，本文根據(jù)預(yù)應(yīng)力值的不同設(shè)置5個(gè)工況(如表6所示)，同時(shí)設(shè)置左墻腳、左拱腳、左拱腰、左拱肩、拱頂、右拱肩、右拱腰、右拱腳、右墻腳及仰拱共計(jì)10個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)(如圖9所示)，對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處初期支護(hù)的內(nèi)力進(jìn)行比對(duì)分析。

表6 工況設(shè)置Table 6 Working conditions

圖9 隧道監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.9 Layout of tunnel monitoring points

各工況下監(jiān)測(cè)點(diǎn)初期支護(hù)軸力和彎矩分別如表7和表8所示。通過分析可以得到：1)采用預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)后，隨著預(yù)應(yīng)力的增大，拱頂彎矩大幅度減小，左右拱肩和左右拱腳受力有減小的趨勢(shì)，而拱部以下測(cè)點(diǎn)受力基本沒有變化。2)先開挖分部的內(nèi)力大于后開挖分部，即左側(cè)結(jié)構(gòu)內(nèi)力大于右側(cè)結(jié)構(gòu)，符合圍巖應(yīng)力釋放規(guī)律。3)根據(jù)軸力和彎矩可以計(jì)算出工況1—5初期支護(hù)拱頂最大拉應(yīng)力分別為3.02、2.30、2.04、1.81、1.70 MPa，工況5相比工況1拉應(yīng)力減小43.7%；工況1—4拱頂最大拉應(yīng)力均超過C25混凝土抗拉強(qiáng)度，這說明不采取預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)或者錨索預(yù)應(yīng)力較小時(shí)，拱頂部位混凝土?xí)霈F(xiàn)受拉破壞，同時(shí)也表明對(duì)拱頂采取預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)，降低了隧道臨時(shí)支撐拆除時(shí)帶來的施工風(fēng)險(xiǎn)，從施工安全角度考慮，預(yù)留一定安全強(qiáng)度儲(chǔ)備，預(yù)應(yīng)力錨索預(yù)應(yīng)力應(yīng)取1 000 kN。

表7 初期支護(hù)監(jiān)測(cè)點(diǎn)軸力Table 7 Axial force of primary support monitoring point kN

表8 初期支護(hù)監(jiān)測(cè)點(diǎn)彎矩Table 8 Moment of primary support monitoring point kN·m

4 主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法施工力學(xué)特性研究

4.1 模型概況

本文采用有限差分軟件FLAC3D對(duì)主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法進(jìn)行三維數(shù)值計(jì)算，分析其施工過程力學(xué)特性。計(jì)算模型以水平方向?yàn)閄軸，隧道縱向方向?yàn)閅軸，豎直方向?yàn)閆軸。隧道埋深95 m，模型尺寸為0 m≤X≤ 240 m、0 m≤Y≤160 m、0 m≤Z≤210 m。計(jì)算模型邊界條件為：模型左右側(cè)施加X方向位移約束，底面施加Z方向位移約束，前后側(cè)施加Y方向位移約束，頂面為自由面不施加約束。隧道采用主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法施工，具體施工參數(shù)為：開挖進(jìn)尺為1 m，支護(hù)滯后隧道掌子面1 m，并施加預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)(l=10 m，1 000 kN)，②、③、④、⑤分部分別滯后①分部10、12、22、27 m，三維數(shù)值計(jì)算模型如圖10所示。

支護(hù)參數(shù)、圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)均與第3節(jié)一致。圍巖采用彈塑性實(shí)體單元模擬，初期支護(hù)采用彈性實(shí)體單元模擬，臨時(shí)支撐采用Shell(殼)單元模擬，預(yù)應(yīng)力錨索和注漿小導(dǎo)管均采用Cable(錨索)單元模擬。

4.2 計(jì)算結(jié)果分析

4.2.1 圍巖變形分析

對(duì)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的豎向和水平位移進(jìn)行監(jiān)測(cè)，得到時(shí)程曲線分別如圖11和圖12所示。

1)從整體來看，隧道圍巖變形主要發(fā)生在⑤分部開挖前，⑤分部開挖和臨時(shí)豎撐拆后圍巖變形沒有出現(xiàn)大幅度增加的情況，表明預(yù)應(yīng)力錨索起到了良好的支撐作用。2)從變形量來看，圍巖最大豎向沉降為3.99 mm，出現(xiàn)在拱頂處；最大隆起為4.84 mm，出現(xiàn)在仰拱處；最大水平位移為0.80 mm，出現(xiàn)在左拱腳處；圍巖以豎向變形為主，且變形量滿足公路隧道圍巖變形控制標(biāo)準(zhǔn)。3)在豎向位移方面，洞室兩側(cè)對(duì)應(yīng)部位的位移量及演變規(guī)律基本一致，沒有表現(xiàn)出明顯的差異性；①分部掌子面到達(dá)研究斷面前，隧道各部位豎向位移變化不大，在①分部開挖支護(hù)后，拱腰和拱肩沉降速率發(fā)生了突變，同時(shí)仰拱隆起迅速增加，③分部開挖后，拱部和仰拱豎向位移繼續(xù)大幅增加；以上分析表明采用主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法施工，上臺(tái)階施工是引起隧道拱部沉降和仰拱隆起的主要原因。4)從水平位移來看，由于隧道埋深超過90 m，拱部承受了巨大的松動(dòng)荷載，在松動(dòng)荷載的擠壓下，推動(dòng)圍巖向兩側(cè)移動(dòng)，同時(shí)初期支護(hù)的及時(shí)施作也限制了圍巖產(chǎn)生向洞內(nèi)方向的位移，從最終水平位移量可以發(fā)現(xiàn)，除拱頂和仰拱外，所有測(cè)點(diǎn)均表現(xiàn)為向洞外變形；此外，左右墻腳水平位移分別受到②分部和④分部開挖的影響，隨著這2個(gè)分部的開挖，墻腳處的水平變形速率產(chǎn)生突變，位移量急劇增大，說明下部的開挖是引起墻腳產(chǎn)生水平位移的主要原因。

(a)隧道開挖布置圖

圖11 圍巖豎向位移時(shí)程曲線Fig.11 Time-history curves of vertical displacement of surrounding rock

圖12 圍巖水平位移時(shí)程曲線Fig.12 Time-history curves of horizontal displacement of surrounding rock

4.2.2 初期支護(hù)內(nèi)力分析

對(duì)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)初期支護(hù)的軸力和彎矩進(jìn)行監(jiān)測(cè)，得到時(shí)程曲線如圖13和圖14所示。

從圖13和圖14演變規(guī)律來看：1)除仰拱外其他部位均在相應(yīng)分部開挖后，內(nèi)力迅速增大，在⑤分部開挖支護(hù)后內(nèi)力基本收斂，表明巖墻開挖和中隔壁拆除對(duì)初期支護(hù)內(nèi)力影響較小，這與上述圍巖變形規(guī)律吻合。2)在軸力方面，①分部支護(hù)后，左拱肩出現(xiàn)了受拉軸力，隨著②分部下臺(tái)階的開挖，圍巖應(yīng)力繼續(xù)釋放，受拉軸力逐漸減小，最終變?yōu)槭軌狠S力。初期支護(hù)受拉軸力在仰拱和拱頂處較大，分別為527.8、443.2 kN，表明拱頂和仰拱是結(jié)構(gòu)受力最不利部位，在施工中要尤為關(guān)注這2個(gè)部位的受力狀態(tài)，確保施工安全；結(jié)構(gòu)受壓軸力在左右拱腳處較大，分別為-2 729.4、-2 323.3 kN，表明初期支護(hù)拱腳處應(yīng)力集中，該部位承受了巨大的壓應(yīng)力，下臺(tái)階開挖時(shí)應(yīng)及時(shí)接長(zhǎng)拱腳處的鋼拱架，同時(shí)也應(yīng)加強(qiáng)隧道拱腳的支護(hù)。3)在彎矩方面，各部位在支護(hù)后彎矩迅速增大，并很快保持穩(wěn)定，左墻腳所受彎矩最大，其值為32.8 kN·m。4)結(jié)構(gòu)左側(cè)內(nèi)力大于右側(cè)對(duì)應(yīng)部位，在實(shí)際施工時(shí)應(yīng)注意先開挖部位受力狀態(tài)。

圖13 初期支護(hù)軸力時(shí)程曲線Fig.13 Time-history curves of axial force of primary support

圖14 初期支護(hù)彎矩時(shí)程曲線Fig.14 Time-history curves of moment of primary support

考慮到混凝土抗拉強(qiáng)度很低，故不對(duì)拱頂、仰拱、左拱肩和右拱肩等受拉部位做初期支護(hù)混凝土強(qiáng)度檢算。其余部位均可以看作是混凝土偏心受壓構(gòu)件，按照破損階段法進(jìn)行強(qiáng)度檢算，得到強(qiáng)度安全系數(shù)時(shí)程曲線，如圖15所示。

圖15 初期支護(hù)強(qiáng)度安全系數(shù)時(shí)程曲線Fig.15 Time-history curves of safety factor of primary support strength

各部位安全系數(shù)均在支護(hù)后迅速降低，在⑤支護(hù)后基本保持穩(wěn)定不變。左拱腳和右拱腳的安全系數(shù)較小,分別為3.22和3.94，均大于安全系數(shù)閾值2.4。各部位安全系數(shù)由大到小依次是右拱腰、左拱腰、右墻腳、左墻腳、右拱腳、左拱腳。拱頂、仰拱、左拱肩和右拱肩雖然受拉應(yīng)力的作用，但均未超過C25混凝土抗拉強(qiáng)度，考慮到初期支護(hù)體系中鋼拱架和格柵鋼架的抗拉能力，可以判定隧道采用主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法施工滿足安全要求。

5 結(jié)論與建議

1)為解決廈門蘆澳路—海滄疏港通道2#分岔隧道大跨段原工法工序繁雜、效率低等問題，提出主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法并對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化，該工法可大幅度縮減臨時(shí)支撐的安裝及拆除工序，增加機(jī)械設(shè)備作業(yè)空間，有效提高施工效率。

2)文章通過巖石三軸壓縮試驗(yàn)和Hoek-Brown估算方法獲得了圍巖力學(xué)參數(shù)，基于數(shù)值計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證了主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法的合理性，并確定錨索長(zhǎng)度為10 m，預(yù)應(yīng)力值為1 000 kN。

3)采用三維數(shù)值計(jì)算方法研究了該工法的施工力學(xué)特性，結(jié)果表明：圍巖以豎向變形為主，上臺(tái)階施工是引起隧道拱部沉降和仰拱隆起的主要原因；隧道巖墻(⑤分部)開挖和拆除中隔壁對(duì)圍巖變形及初期支護(hù)內(nèi)力影響較小，說明預(yù)應(yīng)力錨索起到了良好的支撐作用；初期支護(hù)拱腳處壓應(yīng)力集中，拱頂和仰拱則受到較大的拉應(yīng)力，施工中要尤為關(guān)注這些部位的受力狀態(tài)；同時(shí)，隧道先開挖一側(cè)圍巖變形及初期支護(hù)內(nèi)力均大于后開挖一側(cè)，在施工中應(yīng)加強(qiáng)對(duì)先挖側(cè)的監(jiān)控量測(cè)。

4)隧道圍巖變形及初期支護(hù)承載力均滿足公路隧道施工安全要求，說明該工法具有一定的可靠性及安全性。建議在實(shí)際工程中推廣應(yīng)用該工法，通過現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)一步驗(yàn)證其合理性，同時(shí)更加深入地分析其施工力學(xué)特性。