龔彥峰，王智勇，張俊儒，李樹(shù)鵬，張 航

(1. 中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430063；2. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

0 引言

城市地下交通具有不受地面機(jī)動(dòng)車(chē)、行人和天氣的干擾，車(chē)輛通行效率高等優(yōu)點(diǎn)，已成為當(dāng)今城市地下空間開(kāi)發(fā)利用的主要形式之一[1-2]，而地下互通式立交則是擔(dān)任連接地下交通網(wǎng)絡(luò)的重要節(jié)點(diǎn)。城市互通地下立交可以分為平面交叉段和立體交叉段兩部分。平面交叉段即分岔隧道，通常由大跨段、連拱段、小凈距段以及分離段組成[3]，主要特點(diǎn)是開(kāi)挖面積大、扁平率低。廈門(mén)蘆澳路—疏港通道地下互通立交隧道由單洞5車(chē)道隧道直接過(guò)渡至主洞3車(chē)道匝道2車(chē)道的小凈距隧道，沒(méi)有設(shè)置連拱隧道進(jìn)行過(guò)渡，采取直接過(guò)渡的方式會(huì)導(dǎo)致大跨段與小凈距段交界處的圍巖應(yīng)力更加復(fù)雜，在國(guó)內(nèi)地下立交分岔隧道的修建中較為少見(jiàn)。因此對(duì)小凈距段隧道的研究便十分必要，而中夾巖柱在施工中會(huì)出現(xiàn)二次應(yīng)力場(chǎng)的疊加，從而出現(xiàn)應(yīng)力集中，中夾巖柱的穩(wěn)定性是小凈距段隧道設(shè)計(jì)與施工的重點(diǎn)和難點(diǎn)[4]，所以對(duì)中夾巖柱的加固處理變得尤為重要[5]。

近年來(lái)隨著隧道跨度的逐漸增大，大跨隧道、連拱隧道、小凈距隧道成為研究重點(diǎn)，對(duì)于小凈距隧道中夾巖柱的研究主要集中在兩個(gè)方面：(1)對(duì)中夾巖柱合理厚度即小凈距隧道合理凈距的研究；(2)對(duì)中夾巖柱不同加固措施的研究。劉蕓[6]將中夾巖柱進(jìn)行區(qū)域劃分，并且對(duì)中夾巖柱的不同加固組合方式進(jìn)行了研究，研究表明各種加固方法對(duì)于不同級(jí)別的圍巖效果不同。張桂生[7]則建立了小凈距隧道圍巖的各項(xiàng)指標(biāo)與凈距敏感度之間的關(guān)系，提出了把敏感度突變階段出現(xiàn)之前的凈距作為合理凈距。李建林[8]依托白羊溝特長(zhǎng)隧道工程，通過(guò)有限元計(jì)算以及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的方式確定了小凈距段中夾巖柱的加固措施，最終采用預(yù)應(yīng)力長(zhǎng)錨桿(70 kN)及超前小導(dǎo)管注漿組合加固的方法確保了中夾巖柱的穩(wěn)定性。趙秀紹[9]通過(guò)建立二維3臺(tái)階開(kāi)挖數(shù)值分析模型，發(fā)現(xiàn)對(duì)于Ⅴ級(jí)軟弱圍巖，中夾巖柱的厚度應(yīng)大于0.75倍隧道跨度，且隧道拱腳處為受力薄弱部位，應(yīng)保證初期支護(hù)及時(shí)封閉。晏啟祥[10]通過(guò)對(duì)軟巖隧道下不同凈距對(duì)中夾巖柱塑性區(qū)影響的分析研究得出，中夾巖柱塑性區(qū)的大小與凈距密切相關(guān)，與此同時(shí)，隧道埋深以及圍巖級(jí)別也是影響中夾巖柱塑性區(qū)的重要因素。李享松[11]建立了中夾巖柱的力學(xué)分析模型，推導(dǎo)出中夾巖柱破裂面的下滑力、抗滑力計(jì)算公式，最終采用安全系數(shù)作為中夾巖柱穩(wěn)定的判據(jù)。

通過(guò)以上調(diào)研可知，針對(duì)不同的小凈距隧道，不同的圍巖級(jí)別，對(duì)中夾巖柱采取的加固措施不盡相同，各研究人員對(duì)于中夾巖柱穩(wěn)定性的判斷標(biāo)準(zhǔn)也不同。為了盡量減小開(kāi)挖跨度，廈門(mén)蘆澳路-疏港通道地下互通立交隧道由單洞5車(chē)道隧道直接過(guò)渡至主洞3車(chē)道匝道2車(chē)道的小凈距隧道，不設(shè)置連拱隧道進(jìn)行過(guò)渡。根據(jù)設(shè)計(jì)資料，小凈距段隧道中夾巖柱最小厚度為1.2 m，中夾巖柱的厚度較小[3]，施工力學(xué)機(jī)理較為復(fù)雜?；诖吮尘?，對(duì)小凈距段中夾巖柱最小厚度斷面進(jìn)行研究，對(duì)比分析不同加固措施對(duì)中夾巖柱的影響以及主洞隧道的力學(xué)特性，在此基礎(chǔ)上提出相應(yīng)的施工對(duì)策。

1 工程概況

1.1 工程背景

廈門(mén)蘆澳路—海滄疏港通道地下互通立交隧道位于廈門(mén)市海滄區(qū)，如圖1所示。蘆澳路工程路線(xiàn)呈南北走向，起點(diǎn)接蘆澳路跨南海3路跨線(xiàn)橋，路線(xiàn)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。疏港通道2#隧道左線(xiàn)長(zhǎng)4 240 m，右線(xiàn)長(zhǎng)4 250 m。分岔隧道則位于2#隧道右線(xiàn)，起訖里程為YK2+343～YK2+622.5，穿越花崗巖地層，為Ⅲ級(jí)圍巖，最大埋深100 m。疏港分岔隧道采用4種斷面逐步擴(kuò)大過(guò)渡，過(guò)渡段不設(shè)置連拱隧道，由5車(chē)道大跨段直接過(guò)渡至3車(chē)道+2車(chē)道小凈距段，小凈距段最小夾巖厚度為1.2 m。

圖1 工程地理位置

1.2 工程地質(zhì)水文地質(zhì)條件

疏港通道2#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，巖體的完整性是在較完整到破碎這個(gè)區(qū)間內(nèi)。分岔隧道通過(guò)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)。

區(qū)內(nèi)地貌屬沿海低山丘陵地貌。地下水埋藏較淺，一般為1.0～5.0 m。對(duì)工程有影響的地下水主要在沖積層及部分構(gòu)造儲(chǔ)水帶中。隧址區(qū)地表水較發(fā)育，水塘、水庫(kù)零星分布，地表水流程短、涇流小，自成水系入海。巖體的完整性是在較完整到破碎這個(gè)區(qū)間內(nèi)

1.3 隧道設(shè)計(jì)參數(shù)及施工工法

疏港通道分岔隧道采用4種斷面(FC2FⅢ，F(xiàn)C3FⅢ，F(xiàn)C4FⅢ，F(xiàn)C5FⅢ)逐步擴(kuò)大過(guò)渡，由大跨段直接過(guò)渡至小凈距段，如圖2所示。最大過(guò)渡斷面(FC5FⅢ)，為單洞5車(chē)道設(shè)計(jì)，開(kāi)挖跨度30.46 m，開(kāi)挖面積450.41 m2，并采用雙層初期支護(hù)+二次襯砌的支護(hù)設(shè)計(jì)，大跨段隧道襯砌斷面如圖2(a)所示。主線(xiàn)隧道小凈距段為單洞3車(chē)道設(shè)計(jì)，開(kāi)挖跨度15.65 m，開(kāi)挖面積122.53 m2，采用單層初期支護(hù)+二次襯砌的支護(hù)設(shè)計(jì)，主線(xiàn)隧道小凈距段襯砌斷面如圖2(b)所示。匝道隧道小凈距段為單洞2車(chē)道設(shè)計(jì)，開(kāi)挖跨度12.30 m，采用單層初期支護(hù)+二次襯砌的支護(hù)設(shè)計(jì)。匝道隧道襯砌斷面如圖2(c)所示。整理疏港通道分岔隧道支護(hù)參數(shù)，如表1所示。

表1 疏港通道分岔隧道支護(hù)參數(shù)

圖2 隧道支護(hù)參數(shù)(單位:cm)

2 三軸壓縮強(qiáng)度及變形試驗(yàn)

2.1 三軸壓縮試驗(yàn)參數(shù)

本試驗(yàn)所用標(biāo)準(zhǔn)試件均取自現(xiàn)場(chǎng)掌子面，取樣方法為現(xiàn)場(chǎng)鉆芯，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，試件直徑50 mm，高100 mm，如圖3所示?？紤]到現(xiàn)場(chǎng)隧道埋深的影響，共設(shè)置5種圍壓工況，圍壓分別為：0，3，5，10，15 MPa。

圖3 花崗巖標(biāo)準(zhǔn)試樣

2.2 三軸試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 巖石抗剪強(qiáng)度指標(biāo)計(jì)算

不同圍壓條件下的極限軸向應(yīng)力，按公式(1)計(jì)算，得到計(jì)算結(jié)果如表2所示。

(1)

式中，σ1為極限軸向應(yīng)力；F為軸向破壞荷載；S為試件橫截面積。

由表2可知，在有圍壓的情況下，隨著圍壓增大，巖石試樣極限軸向應(yīng)力隨之增大。通過(guò)試驗(yàn)得到試樣單軸壓縮強(qiáng)度σc=126.94 MPa。

表2 三軸壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總

表3 選擇點(diǎn)數(shù)據(jù)(單位:MPa)

圖4 最佳關(guān)系曲線(xiàn)(單位:MPa)

讀取包絡(luò)線(xiàn)在縱向軸上的截距和與橫向軸之間的夾角，即可獲得巖石黏聚力和內(nèi)摩擦角，由圖5可知，巖石的內(nèi)摩擦角為64°，黏聚力為14.57 MPa。

圖5 莫爾包絡(luò)線(xiàn)

2.2.2 巖石應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)圖

整理三軸壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)，以軸向應(yīng)變值εas為橫坐標(biāo)，應(yīng)力差(σ1-σ3)為縱坐標(biāo)，繪制1～5試樣的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)，如圖6所示。

由圖6可知，隨著圍壓的增大，巖石試樣峰值強(qiáng)度逐漸增大，超過(guò)峰值強(qiáng)度后，此時(shí)巖石試樣內(nèi)部裂隙繼續(xù)發(fā)展，最后可以觀察到峰值強(qiáng)度后的殘余應(yīng)變和殘余強(qiáng)度曲線(xiàn)。同時(shí)可知，在無(wú)圍壓情況下，試樣峰值強(qiáng)度遠(yuǎn)低于有圍壓的試樣，巖石試樣應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)幾乎為直線(xiàn)，說(shuō)明本工程花崗巖屬于彈脆性巖石，無(wú)圍壓的情況下幾乎不存在塑性狀態(tài)。以上分析說(shuō)明本工程花崗巖是彈脆性巖石，且?guī)r石處于3向受力狀態(tài)時(shí)的強(qiáng)度和穩(wěn)定性遠(yuǎn)大于雙向受力狀態(tài)，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注隧道施工時(shí)圍巖是否及時(shí)處于3向受力狀態(tài)。

2.2.3 巖石彈性模量和泊松比計(jì)算

在應(yīng)力差與軸向應(yīng)變的關(guān)系曲線(xiàn)上(即圖6)，確定直線(xiàn)段的起始點(diǎn)應(yīng)力值σa和軸向應(yīng)變?chǔ)臿a以及終點(diǎn)應(yīng)力值σb和軸向應(yīng)變?chǔ)臿b。該直線(xiàn)段斜率為彈性模量，按式(2)計(jì)算，對(duì)應(yīng)的彈性泊松比按式(3)計(jì)算：

圖6 1～5試樣應(yīng)力差-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)

(2)

(3)

式中,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(xiàn)上直線(xiàn)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(xiàn)上直線(xiàn)段終點(diǎn)的應(yīng)力值；εab為應(yīng)力為σb時(shí)的軸向應(yīng)變值；εaa為應(yīng)力為σa時(shí)的軸向應(yīng)變值；εab為應(yīng)力為σb時(shí)的橫向應(yīng)變值；εaa為應(yīng)力為σa時(shí)的橫向應(yīng)變值。

通過(guò)以上公式可計(jì)算出巖石彈性模量與泊松比，提取計(jì)算數(shù)據(jù)如表4所示，花崗巖試樣彈性模量與圍壓呈正相關(guān)。

表4 不同圍壓三軸應(yīng)力作用下彈性模量和泊松比數(shù)值表

根據(jù)三軸試驗(yàn)得到巖塊的物理力學(xué)參數(shù)，結(jié)合Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則得到現(xiàn)場(chǎng)巖體的物理力學(xué)參數(shù)。Hoek-Brown等[12]人通過(guò)大量巖石三軸試驗(yàn)得到巖體強(qiáng)度普遍估計(jì)公式：

(4)

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為完整巖塊單軸抗壓強(qiáng)度；mb,s為巖體Hoek-Brown參數(shù)；α為巖體特性決定的常數(shù)。

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[12]：

(5)

(6)

(7)

式中,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；GSI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[13]：

(8)

σ1=kσ3+b，

(9)

(10)

(11)

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：

(12)

式中mi為組成巖體完整巖塊的Hoek-Brown參數(shù)，花崗巖為33。

(13)

(14)

通過(guò)查詢(xún)文獻(xiàn)[13-16]，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)揭示的巖體結(jié)構(gòu)類(lèi)型和風(fēng)化狀態(tài)[17]，得到施工現(xiàn)場(chǎng)巖體GSI值為55。根據(jù)三軸試驗(yàn)的結(jié)果，巖塊單軸抗壓強(qiáng)度σc=126.94 MPa。由式(12)～(14)可得mb=6.61；s=0. 006 738；α=0.504。

由式(5)～(7)可得巖體抗壓強(qiáng)度σtm=-10.41 MPa，巖體抗拉強(qiáng)度σcm=0.12 MPa，彈性模量Em=15.02 GPa。由式(4)可得：

σ1=σ3+126.94(0.052 113σ3+0.006 738)0.504，

(15)

(16)

(17)

將表5中的數(shù)據(jù)代入公式(16)、(17)得k=5.67，b=31.15，將k,b的值代入公式(10)、(11)得φ=44.5°，c=6.54 MPa。匯總數(shù)值模擬采用的圍巖物理力學(xué)參數(shù)如表7所示。

表5 試驗(yàn)結(jié)果匯總表

表6 數(shù)據(jù)回歸分析表

表7 圍巖物理力學(xué)參數(shù)

3 數(shù)值模擬

3.1 計(jì)算模型

數(shù)值計(jì)算采用大型巖土工程計(jì)算軟件FLAC3D5.0，對(duì)小凈距隧道中夾巖柱的受力及位移情況進(jìn)行計(jì)算分析。小凈距隧道中夾巖柱的加固手段有：加長(zhǎng)系統(tǒng)錨桿加固，預(yù)應(yīng)力錨桿加固、對(duì)拉錨桿加固以及超前小導(dǎo)管注漿加固等[8]。通過(guò)對(duì)不同的支護(hù)手段進(jìn)行組合，分析主匝道隧道拱頂位移、邊墻位移、夾巖受力、隧道支護(hù)受力狀態(tài)等情況，對(duì)不同支護(hù)手段的支護(hù)效果進(jìn)行研究。不同支護(hù)手段組合工況如表8所示。

表8 不同支護(hù)手段組合工況

主洞隧道和匝道隧道凈距為1.2 m，考慮到隧道開(kāi)挖邊界效應(yīng)的影響(圣維南原理)，模型尺寸為300 m(長(zhǎng))×200 m(高)×1 m(寬)，隧道埋深以主線(xiàn)隧道為準(zhǔn)為100 m，見(jiàn)圖7(a)。計(jì)算邊界條件為模型頂部為自由面，其他5個(gè)面均約束法向位移。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；系統(tǒng)錨桿、對(duì)拉錨桿以及預(yù)應(yīng)力對(duì)拉錨桿均采用Cable(錨索)單元模擬，二次襯砌為隧道承載儲(chǔ)備本次計(jì)算不考慮模擬。主洞和匝道隧道系統(tǒng)錨桿采用φ22砂漿錨桿，環(huán)向間距為1 m，長(zhǎng)度分別為3 m，2.5 m。對(duì)拉錨桿和預(yù)應(yīng)力對(duì)拉錨桿直徑為φ32，環(huán)向間距均為1 m。

圖7 數(shù)值計(jì)算模型與施工工法

主洞隧道和匝道隧道的開(kāi)挖方法均采用分布開(kāi)挖施工工法，施工工序如圖7(b)所示，施工工序?yàn)椋?1)開(kāi)挖①部；(2)施作①部初期支護(hù)②部；(3)開(kāi)挖③部(預(yù)留核心土)；(4)完成邊墻初期支護(hù)④部；(5)開(kāi)挖預(yù)留核心土⑤部。隧道施工順序?yàn)橄戎鞫此淼篮笤训浪淼?，考慮到硬質(zhì)圍巖應(yīng)力釋放較快，故每開(kāi)挖一步時(shí)圍巖應(yīng)力釋放率取為70%[18]，剩下圍巖應(yīng)力由初期支護(hù)承擔(dān)。

為了研究不同夾巖支護(hù)手段的支護(hù)效果，對(duì)主洞隧道拱頂和夾巖的位移、夾巖應(yīng)力狀態(tài)以及主洞隧道左拱腳、左拱腰、左拱肩、拱頂、右拱肩、右拱腰、右拱腳等部位受力情況進(jìn)行了監(jiān)測(cè)，如圖8所示。

圖8 監(jiān)測(cè)點(diǎn)設(shè)置

3.2 計(jì)算參數(shù)

圍巖的計(jì)算參數(shù)由三軸試驗(yàn)進(jìn)行修正后確定，如表7所示?？紤]到噴射混凝土和格柵鋼架協(xié)調(diào)變形，并且初期支護(hù)以剪切破壞為主，故隧道初期支護(hù)參數(shù)采用等效剛度，將格柵鋼架的彈性模量折算給C25噴射混凝土，見(jiàn)公式(18)；初期支護(hù)材料力學(xué)參數(shù)根據(jù)《公路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》(JGT 3370.1—2018)選取。

(18)

式中，Ec為折算后的噴射混凝土彈性模量；E0為原C25噴射混凝土彈性模量；Sg為格柵鋼架主筋的橫截面積；Eg為格柵鋼架主筋的彈性模量；S0為C25噴射混凝土的橫截面積。

數(shù)值模擬采用的隧道支護(hù)參數(shù)如表9所示，依據(jù)《錨桿噴射混凝土支護(hù)技術(shù)規(guī)范》(GB 50086—2001)，砂漿錨桿的黏聚力C取2 MPa、內(nèi)摩擦角φ取44°。

表9 隧道支護(hù)參數(shù)

3.3 中夾巖柱支護(hù)效果分析

3.3.1 隧道關(guān)鍵點(diǎn)位移

表10匯總了主洞拱頂和夾巖中心點(diǎn)的位移。從表10中可以看出，由于圍巖的強(qiáng)度較大，夾巖以彈性變形為主。

表10 關(guān)鍵點(diǎn)位移匯總

從拱頂位移來(lái)看，雙洞開(kāi)挖完成后，主洞拱頂豎直位移未支護(hù)情況下為3.44 mm，采取初期支護(hù)后位移為3.24 mm，減小幅度約為6%；主洞拱頂水平位移未支護(hù)情況下為0.209 mm，采取初期支護(hù)后位移為0.170 mm，減小幅度約為19%。當(dāng)采取對(duì)夾巖加固手段時(shí)，隨著錨桿預(yù)應(yīng)力的增大，可以發(fā)現(xiàn)主洞拱頂位移也有減小的趨勢(shì)，但減小程度相當(dāng)有限，這表明隧道施工時(shí)，初期支護(hù)及時(shí)跟進(jìn)和封閉能有效控制隧道位移變形。

從夾巖中心位移來(lái)看，雙洞開(kāi)挖完成后，夾巖中心豎直位移未支護(hù)情況下為0.243 mm，采取初期支護(hù)后為0.191 mm，減小幅度約為21.4%；夾巖中心水平位移未支護(hù)情況下為0.181 mm，采取初期支護(hù)后為0.127 mm，減小幅度約為29.8%。施加對(duì)拉錨桿和預(yù)應(yīng)力對(duì)拉錨桿支護(hù)后，夾巖中心水平和豎直位移并沒(méi)有明顯減小。該結(jié)果表明，單純?cè)龃箢A(yù)應(yīng)力，夾巖中心位移減小程度有限。綜上所述，初期支護(hù)及時(shí)閉合能有效減小夾巖位移，由于圍巖強(qiáng)度較高，預(yù)應(yīng)力對(duì)拉錨桿的支護(hù)效果對(duì)比對(duì)拉錨桿并沒(méi)有明顯提高。

3.3.2 夾巖應(yīng)力狀態(tài)

考慮到巖體抗拉能力較小，故監(jiān)測(cè)夾巖中心點(diǎn)左右側(cè)巖體最小主應(yīng)力變化情況，監(jiān)測(cè)點(diǎn)均在同一條水平線(xiàn)上。圖9為采取不同支護(hù)手段下夾巖最小應(yīng)力變化曲線(xiàn)。

圖9 各工況夾巖應(yīng)力變化曲線(xiàn)

為了方便描述，將距離夾巖中心距離為-0.6，-0.4，-0.2，0，0.2，0.4，0.6 m的監(jiān)測(cè)點(diǎn)分別記為a，b，c，d，e，f，g測(cè)點(diǎn)。以工況1為例，當(dāng)主洞開(kāi)挖時(shí)，由于應(yīng)力釋放a(靠近主洞)，b，c，d點(diǎn)應(yīng)力迅速減小，夾巖由初始的3向受力狀態(tài)變?yōu)殡p向受力狀態(tài)。其中a點(diǎn)應(yīng)力由-0.827 MPa，減小為-0.133 MPa，隨著該點(diǎn)拉應(yīng)力增大，摩爾應(yīng)力圓向強(qiáng)度包絡(luò)線(xiàn)移動(dòng)，該點(diǎn)出現(xiàn)了剪切破壞，應(yīng)力繼續(xù)向深部轉(zhuǎn)移，e，f，g點(diǎn)仍處于3向受力的狀態(tài)。匝道隧道開(kāi)挖后，測(cè)點(diǎn)應(yīng)力呈“V”形分布，各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力均不同程度小于初始應(yīng)力，同時(shí)也可以發(fā)現(xiàn)夾巖中心下部出現(xiàn)了應(yīng)力集中的現(xiàn)象。

分析工況2～7結(jié)果可知，主洞開(kāi)挖時(shí)，初期支護(hù)的支護(hù)阻力，使得a，b，c，d點(diǎn)處于3向受力的狀態(tài)，對(duì)比工況1，4點(diǎn)的應(yīng)力均有不同程度的增大。匝道隧道開(kāi)挖完成后，測(cè)點(diǎn)應(yīng)力呈“V”形分布，以測(cè)點(diǎn)c為例，工況2～7該測(cè)點(diǎn)應(yīng)力分別為-0.805，-0.822，-0.862，-0.897，-0.932，-1.036 MPa相比未支護(hù)情況下測(cè)點(diǎn)應(yīng)力為-0.720 MPa，應(yīng)力增長(zhǎng)幅度分別為11.8%，14.2%，19.7%，24.5%，29.4%，43.9%。此外，工況2～7中夾巖應(yīng)力集中的區(qū)域也在逐漸變小。由以上分析可知，對(duì)夾巖及時(shí)的支護(hù)，保證夾巖處于3向受力的狀態(tài)，能提高夾巖穩(wěn)定性。相比隧道未支護(hù)的情況，采取對(duì)拉錨桿等支護(hù)手段時(shí)，夾巖最小主應(yīng)力增大，使得摩爾應(yīng)力圓朝著遠(yuǎn)離強(qiáng)度包絡(luò)線(xiàn)的方向移動(dòng)；當(dāng)采用預(yù)應(yīng)力對(duì)拉錨桿時(shí)，隨著預(yù)應(yīng)力增大，對(duì)夾巖受力狀態(tài)的改善效果也越明顯，應(yīng)力集中的現(xiàn)象也有緩解，主要原因是預(yù)應(yīng)力錨桿提供的預(yù)壓應(yīng)力，對(duì)夾巖有挾持作用，一定程度上減小了夾巖水平應(yīng)力的損失，減少了主匝隧道開(kāi)挖對(duì)夾巖的擾動(dòng)。

3.3.3 主洞隧道受力情況

表11和表12分列出了主匝隧道開(kāi)挖完成后，不同夾巖支護(hù)條件下主洞隧道軸力和彎矩，根據(jù)軸力和彎矩可以求得主洞各部位的安全系數(shù)，如表13所示。

表11 主洞隧道軸力(單位：kN)

表12 主洞隧道彎矩(單位：N·m)

分析表11和表12可以發(fā)現(xiàn)對(duì)夾巖采取加固措施后，主洞左側(cè)結(jié)構(gòu)軸力和彎矩基本沒(méi)有變化；對(duì)比工況3～7，而隨著預(yù)應(yīng)力的增大右側(cè)結(jié)構(gòu)的軸力和彎矩有減小的趨勢(shì)，說(shuō)明對(duì)夾巖支護(hù)能一定程度改善隧道受力狀態(tài)，減少匝道隧道施工對(duì)主洞隧道的擾動(dòng)。分析表13可知，主洞隧道初期支護(hù)不同部位的安全系數(shù)相差較大，安全系數(shù)由高到低依次是拱頂、右拱肩、左拱肩、左拱腰、右拱腰、左拱腳、右拱腳。左、右拱腳的安全系數(shù)相對(duì)較小，說(shuō)明左右拱腳應(yīng)力集中較大，尤其是右拱腳，其承受的軸力遠(yuǎn)大于其他部位，安全系數(shù)最小僅為1.132，左右拱腳是隧道受力最不利的部位，施工時(shí)應(yīng)加強(qiáng)左右拱腳處支護(hù)。

表13 主洞隧道初期支護(hù)安全系數(shù)

4 結(jié)論

(1)本工程中的花崗巖屬于彈脆性巖石，巖石處于3向受力狀態(tài)時(shí)巖石強(qiáng)度和穩(wěn)定性遠(yuǎn)大于雙向受力狀態(tài)，花崗巖試樣彈性模量與圍壓呈正相關(guān)；結(jié)合Hoek-Brown及Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則對(duì)三軸試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行修正得到巖體物理力學(xué)參數(shù)。

(2)初期支護(hù)及時(shí)閉合能有效減小夾巖位移，但中夾巖柱下部會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，采用預(yù)應(yīng)力對(duì)拉錨桿可以有效地緩解中夾巖柱的應(yīng)力集中，施工中建議采用低預(yù)應(yīng)力對(duì)拉錨桿。

(3)主洞隧道初期支護(hù)不同部位的安全系數(shù)相差較大，左、右拱腳的安全系數(shù)相對(duì)較小，右拱腳安全系數(shù)最小僅為1.132，說(shuō)明左右拱腳應(yīng)力集中較大，左右拱腳是隧道受力最不利的部位，施工時(shí)應(yīng)加強(qiáng)左右拱腳處支護(hù)。

(4)巖石的強(qiáng)度和穩(wěn)定性與圍壓關(guān)系較大，在對(duì)小凈距隧道進(jìn)行施工時(shí)，建議采取主動(dòng)支護(hù)的手段，及時(shí)地對(duì)隧道以及中夾巖柱進(jìn)行封閉支護(hù)，使得圍巖盡快的處于3向受力狀態(tài)。