陳小江

(廈門中平公路勘察設(shè)計院有限公司，福建 廈門 361008)

1 工程概況

廈門市海滄貨運通道(馬青路—疏港通道段)工程海新3號隧道是1座雙向6車道分離式隧道，洞徑寬14.8m，洞高7.6m，等價圓直徑11.2m。隧道左線全長1 205m，縱坡-1.01%；隧道右線全長1 246m，縱坡-1.04%。隧道進(jìn)、出口段為殘積砂質(zhì)黏土，屬于淺埋隧道，其余為深埋巖質(zhì)隧道，圍巖地層為塊狀中風(fēng)化花崗巖。在隧道左線西側(cè)約95m處有1座水庫，由于水庫蓄水時水面標(biāo)高高出隧道拱頂標(biāo)高20m，因此水庫對隧道開挖存在一定影響。目前，關(guān)于鄰近水庫隧道的研究較少，難以估計水庫影響程度，為此，本文通過開展有限元數(shù)值模擬分析，對鄰近水庫的影響進(jìn)行研究，以期為地下水排放控制等相關(guān)研究提供參考。

2 有限元分析

通過有限元數(shù)值模擬分析，可計算建成后隧道圍巖穩(wěn)定性及各施工階段變形、受力情況，因此有限元法在土木工程領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。有限元模擬隧道開挖過程的一般步驟可參考江學(xué)良等的研究。

2.1 模型建立

2.1.1基本假定

在實際施工場地中，各類條件均相當(dāng)復(fù)雜，完全按照實際情況進(jìn)行模擬難以實現(xiàn)，且工作量大。為減少部分工作量，作以下假定：①假定隧道圍巖及其上覆土層全部為各向同性均質(zhì)體；②假定該鄰近水庫隧道初始應(yīng)力場僅考慮自重應(yīng)力作用；③假定所有變形均是一步到位，不考慮變形時效性；④假定隧道圍巖為彈塑性巖體，即胡克定律適用；⑤采用莫爾-庫侖理想彈塑性模型。

2.1.2開挖方案

在隧道開挖過程中選擇開挖方式時，主要根據(jù)隧址區(qū)圍巖強度等級和具體地質(zhì)情況而定。本次模擬隧道段圍巖屬于Ⅳ級圍巖，級別較低，隧道穿越破裂狀中風(fēng)化花崗巖層，距離上覆散體狀強風(fēng)化花崗巖較近，開挖過程中易出現(xiàn)圍巖失穩(wěn)，因此選用CD法(中隔墻法)施工。CD法施工工序為：①開挖隧道左側(cè)上部，在中隔墻處施作臨時支撐；②開挖隧道左側(cè)中部，在中隔墻處施作臨時支撐；③開挖隧道右側(cè)上部，在中隔墻處施作臨時支撐；④開挖隧道右側(cè)中部，在中隔墻處施作臨時支撐；⑤開挖隧道左側(cè)下部；⑥開挖隧道右側(cè)下部。上、下臺階相距為5～7m，每階臺階進(jìn)尺為1～2倍洞徑。

2.1.3物理參數(shù)確定

根據(jù)鉆探資料得知，隧道鄰近水庫段涉及的巖土層包括粉質(zhì)黏土、散體狀強風(fēng)化花崗巖、強風(fēng)化花崗巖、破裂狀中風(fēng)化花崗巖及微風(fēng)化花崗巖，巖土層物理力學(xué)參數(shù)根據(jù)相關(guān)力學(xué)試驗結(jié)果等取值，如表1所示。

表1 巖土層物理力學(xué)參數(shù)

2.1.4有限元模型

由于隧道縱向尺寸遠(yuǎn)大于橫向尺寸，屬于細(xì)長結(jié)構(gòu)物，因此假定圍巖在荷載作用下僅發(fā)生橫向位移，未發(fā)生縱向位移。模型尺寸越大，計算結(jié)果精度越高，適用性越好，但計算耗費的時間越長。已有相關(guān)理論分析和工程實踐表明，隧道開挖后的應(yīng)力、應(yīng)變僅在隧洞周圍距洞頂中心3～5倍寬度或高度范圍內(nèi)存在影響，且在3倍寬度處的應(yīng)力、應(yīng)變一般在10%以下，在5倍寬度處一般為3%。因此，影響圍巖變形的范圍為3～5倍半徑。在本次有限元數(shù)值模擬計算中，隧道開挖半徑為7.8m，隧道結(jié)構(gòu)斷面如圖1所示。

圖1 隧道結(jié)構(gòu)斷面(單位：cm)

由于在隧道附近存在雷公山水庫，因此模擬時將隧道左側(cè)水庫以內(nèi)的范圍考慮在內(nèi)，上覆層按實際情況進(jìn)行簡化模擬，隧道右側(cè)和下部按3～5倍洞徑影響范圍取值。隧道數(shù)值模擬分析模型及網(wǎng)格劃分如圖2，3所示。

圖2 三維幾何模型

圖3 網(wǎng)格劃分

2.2 結(jié)果分析

2.2.1圍巖位移

隧道在開挖過程中可能引起圍巖位移發(fā)生變化，通常表現(xiàn)為巖體沉降。在隧道開挖數(shù)值模擬中，可得到每個開挖階段圍巖總位移、徑向(x向)位移、軸向(y向)位移及豎向(z向)位移變化量。雷公山水庫蓄水前、后隧道開挖后圍巖最大位移如表2所示。

表2 隧道開挖后圍巖最大位移 mm

由表2可知，水庫蓄水后，隧道開挖后的圍巖最大總位移由水庫蓄水前的8.467mm增至9.073mm，增大了7.16%；徑向(x向)最大位移由水庫蓄水前的5.577mm增至7.560mm，增大了35.56%；軸向(y向)最大位移由水庫蓄水前的0.327mm增至0.577mm，增大了76.45%；豎向(z向)最大位移由水庫蓄水前的8.329mm增至8.924mm，增大了7.14%。

為更好地分析水庫蓄水對隧道開挖后圍巖位移的影響，選取10個點作為研究對象，分別位于同截面的左、右隧道兩側(cè)拱腳、兩側(cè)拱腰和拱頂處。計算結(jié)果表明，隧道圍巖軸向(y向)位移在水庫蓄水前、后均較小，最大位移僅為0.072mm，因此本文不做討論。

計算得到雷公山水庫蓄水前、后隧道圍巖位移曲線如圖4所示。

圖4 隧道圍巖位移曲線

由圖4a可知，對于鄰近水庫的左線隧道而言，無論水庫是否蓄水，從兩側(cè)拱腳到兩側(cè)拱腰再到拱頂，隧道開挖后的總位移均有逐漸增大的趨勢。與水庫未蓄水時相比，水庫蓄水時除鄰近水庫的研究點(左拱腳、左拱腰和拱頂)位移變化較小外，遠(yuǎn)離水庫的研究點(右拱腳和右拱腰)位移明顯增大。其中，右拱腳位移由蓄水前的1.097mm增至蓄水后的2.044mm，增幅達(dá)86.33%；右拱腰位移由蓄水前的5.121mm增至蓄水后的6.414mm，增幅達(dá)25.25%。

由圖4b可知，拱頂位移由蓄水前的7.387mm降至蓄水后的5.146mm，減小了30.34%；其余位置研究點在水庫蓄水前、后的位移變化較小，幾乎可忽略不計。

圖4c中位移差值負(fù)值表示水庫蓄水后隧道開挖引起的圍巖位移與較蓄水前減小。由圖4c可知，相比水庫蓄水前，左線隧道研究點位移均有所減小，其中拱頂位移減小幅度最大，減小了1.184mm；對于右線隧道，水庫蓄水后左拱腳、右拱腳、右拱腰位移減小，左拱腰、拱頂位移增大，但變化幅度較小。

由圖4d可知，水庫蓄水后，對于鄰近水庫的左線隧道，左拱腳、左拱腰處圍巖豎向(z向)位移變化較小，其余位置研究點位移變化較大；對于遠(yuǎn)離水庫的右線隧道，左拱腳、右拱腰處圍巖豎向(z向)位移減小，其余位置研究點圍巖豎向(z向)位移增大，增大了2.244mm。

2.2.2圍巖應(yīng)力

圍巖應(yīng)力是評價圍巖穩(wěn)定性的重要指標(biāo)之一。在隧道開挖過程中，一旦圍巖應(yīng)力超過其承載極限，圍巖會開裂甚至坍塌。由于水庫中儲存的水會在地下流失，在流失路徑上的巖體會被軟化，進(jìn)而降低巖體強度。因此，水庫蓄水后會對隧道開挖后的圍巖應(yīng)力產(chǎn)生影響。為更好地了解水庫蓄水對隧道圍巖應(yīng)力的影響，同樣選取位于同截面的左、右隧道兩側(cè)拱腳、兩側(cè)拱腰和拱頂處10個點作為研究對象，分析水庫蓄水前、后隧道開挖后圍巖應(yīng)力變化比，結(jié)果如圖5所示。

圖5 圍巖應(yīng)力變化比曲線

計算結(jié)果表明，無論水庫蓄水與否，拱腳處圍巖總應(yīng)力最大，拱腰處次之，拱頂處最小。從變化幅度來看，由圖5a可知，左線隧道右拱腳、右拱腰和拱頂總應(yīng)力均發(fā)生了顯著變化，其余位置研究點總應(yīng)力變化幅度較小。其中右拱腳增大了1 447.290kPa，增幅為135.55%；右拱腰增大了265.706kPa，增幅為79.03%；拱頂增大了119.120kPa，增幅為55.51%。右線隧道右拱腳和拱頂處圍巖總應(yīng)力變化較明顯，其中右拱腳增大了162.97kPa，增幅為15.05%；拱頂減小了89.086kPa，減幅為27.29%。因此，在注漿和襯砌施工過程中，需特別注意應(yīng)力變化較大的部位，防止不必要的事故發(fā)生。

由圖5b～5e可知，水庫蓄水后，右線隧道各研究點徑向(x向)、軸向(y向)、豎向(z向)、剪切應(yīng)力變化幅度較小。水庫蓄水后，左線隧道右拱腳、右拱腰、拱頂處徑向(x向)應(yīng)力變化幅度較大，其余位置研究點應(yīng)力變化幅度較小；右拱腳、左拱腰、拱頂軸向(y向)應(yīng)力變化幅度較大，其余位置研究點應(yīng)力變化幅度較小；右拱腳、右拱腰、拱頂處豎向(z向)應(yīng)力變化幅度較大，其余位置研究點應(yīng)力變化幅度較?。挥夜澳_、右拱腰、拱頂處剪切應(yīng)力變化幅度較大，其余位置研究點應(yīng)力變化幅度較小。

2.2.3圍巖穩(wěn)定性

如果圍巖壓力太小，隧道處于松弛狀態(tài)時易坍塌，因拱結(jié)構(gòu)壓應(yīng)力對結(jié)構(gòu)有利，因此需分析結(jié)構(gòu)最小壓應(yīng)力點，因該點很可能不穩(wěn)定，通過對比該點拉應(yīng)力與試驗中巖石拉伸斷裂破壞時的應(yīng)力分析其穩(wěn)定性，但壓應(yīng)力不是越大越好，當(dāng)壓應(yīng)力增至一定程度時，可能發(fā)生壓縮破壞，因此最大壓應(yīng)力點也可能是不穩(wěn)定的。

計算得到隧道圍巖研究點破壞應(yīng)力如表3所示。水庫蓄水前，圍巖最大應(yīng)力發(fā)生在左線隧道右拱腳處，最小應(yīng)力發(fā)生在左線隧道拱頂附近。就水庫蓄水前應(yīng)力最大處而言，巖石破壞時的有效總應(yīng)力σ0=2.335MPa，而最大主應(yīng)力σ1=112.923MPa，可知該點穩(wěn)定。無論水庫蓄水與否，各研究點破壞應(yīng)力均較所承受的應(yīng)力大，因此可斷定隧道開挖后圍巖較穩(wěn)定，不會發(fā)生破壞。

表3 隧道圍巖研究點破壞應(yīng)力 MPa

3 滲流分析

滲流指流體通過多孔介質(zhì)的流動，在隧道滲流分析中，流體一般特指水流，因圍巖多孔介質(zhì)尺寸和形狀過于復(fù)雜，介質(zhì)間的孔隙尺寸存在差別，此外，因某些多孔介質(zhì)中存在親水性物質(zhì)，對水具有吸附作用，故水流質(zhì)點在其中的運動不連續(xù)，且運動規(guī)律難以描述，為方便對滲流問題進(jìn)行分析，目前應(yīng)用較廣泛的方法包括理論解析法、試驗?zāi)M法、水力圖解法和數(shù)值模擬法。

滲流分析的主要任務(wù)包括確定浸潤線位置、滲透坡降、滲透流量和滲透流速分布，由于對隧道地下水允許排放量影響最大的為滲透流量，因此本文僅分析雷公山水庫對海新3號隧道滲流流量的影響。進(jìn)行滲流模擬分析時，需作以下理論假設(shè)：①任意斷面上水頭和壓力分布與真實流體相同；②模擬流體流動過程中所受阻力與真實流體所受阻力相同；③通過任意截面的流量與真實流體通過該截面的流量相同。

海新3號隧道滲流來源主要考慮附近水庫水體滲流，分析隧道開挖完成后附近水庫水體是否滲入隧道，進(jìn)而確定地下水允許排放量。雷公山水庫距隧道僅95m，水庫蓄水后水面標(biāo)高較隧道拱頂高出20m。因此，僅憑經(jīng)驗無法確定水庫水體是否滲入隧道，也無法確定水體滲入量，因此無法確定最終的允許排放量。考慮圍巖物理力學(xué)參數(shù)及其滲透性，建立了海新3號隧道滲透模型。

水庫蓄水后，隧道開挖一旦完成，其周圍形成的開挖面即為滲流面，當(dāng)水滲透到該滲流面，會從此處滲流而出。節(jié)點滲流云圖如圖6所示，由圖6可知，水庫周圍水體滲流量較大，其余位置滲流量較小。左、右線隧道周圍水體滲流量基本為0，表明水庫中的水不能通過地下滲流至隧道內(nèi)，不會影響隧道地下水允許排放量的確定。

圖6 節(jié)點滲流云圖(單位：m·s-1)

4 結(jié)語

本文利用有限元軟件MIDAS/GTS對廈門市海滄貨運通道(馬青路—疏港通道段)工程海新3號隧道進(jìn)行數(shù)值模擬分析，研究鄰近水庫對長隧道的影響，為后續(xù)分析地下水排放及控制提供了參考。

1)隧道開挖后圍巖位移一定程度上受鄰近水庫蓄水的影響。水庫蓄水前圍巖最大總位移為8.467mm，蓄水后增至9.073mm，增幅為7.16%。水庫蓄水后，對于左線隧道，遠(yuǎn)離水庫的研究點(右拱腳和右拱腰)總位移明顯增大，其中，右拱腳總位移增幅達(dá)86.33%，右拱腰總位移增幅達(dá)25.25%；對于右線隧道，拱頂總位移減幅達(dá)30.34%，其余位置總位移變化較小，幾乎可忽略不計。

2)隧道開挖后圍巖應(yīng)力受鄰近水庫蓄水的影響較大。水庫蓄水后，左線隧道右拱腳、右拱腰和拱頂總應(yīng)力均發(fā)生了顯著變化，其中右拱腳總應(yīng)力增幅為135.55%，右拱腰總應(yīng)力增幅為79.03%，拱頂總應(yīng)力增幅為55.51%。右線隧道右拱腳和拱頂處圍巖總應(yīng)力變化較明顯，其中右拱腳總應(yīng)力增幅為15.05%，拱頂總應(yīng)力減幅為27.29%。在注漿和襯砌施工過程中，需特別注意應(yīng)力變化較大的部位，防止不必要的事故發(fā)生。

3)圍巖穩(wěn)定性分析結(jié)果表明，無論水庫蓄水與否，各研究點破壞應(yīng)力均較所承受的應(yīng)力大，因此可斷定隧道開挖后圍巖較穩(wěn)定，不會發(fā)生破壞。

4)隧道滲流分析結(jié)果表明，水庫周圍水體滲流量較大，其余位置滲流量較小。左、右線隧道周圍水體滲流量基本為0，可知水庫中的水不能通過地下滲流至隧道內(nèi)，不會影響隧道地下水允許排放量的確定。