宋超業(yè)，呂書清，賀維國，洪開榮，劉永勝，王 星

(1.中鐵第六勘察設計院集團有限公司，天津 300131；2.中鐵隧道局集團有限公司，廣東 廣州 511458)

0 引言

隨著社會的發(fā)展，地下空間的開發(fā)正朝著大跨度、高利用率的方向發(fā)展。一般來說，地下洞室開挖跨度在 14～16 m 時為特大跨度，當開挖跨度大于16 m時為超大跨度。目前，超大跨地下洞室的跨度一般不超過40 m，跨度超過40 m的地下洞室可稱作巨跨地下洞室。挪威奧林匹克大廳開挖跨度為61 m，巖石覆蓋層為20～50 m，Broch等[1]對其支護體系進行詳細研究，明確指出巖洞的整體穩(wěn)定性主要是水平應力起作用；段建立等[2]利用顆粒流程序建立模型對60 m特大跨度扁平洞室力學行為進行研究,得出其破壞特性、應力分布及穩(wěn)定性影響因素；呂剛等[3]以八達嶺超大跨度隧道工程為背景，提出隧道結構荷載通過圈層傳遞效應由淺層逐漸向深層傳遞，各圈層承載力由淺層向深層逐漸增大，并通過圍巖圈應力分布的圖形分析，可以定量確定圍巖加固圈、塑性圈和承載圈的范圍及其承載力，并在此基礎上采用迭代試算的方法對錨桿、錨索等支護結構進行設計；孫玉龍等[4]采用有限差分軟件，以普氏公式為基礎，結合過程荷載的理念及施工方法，把超大跨的橫斷面離散成若干小跨洞室，最后得出考慮施工過程的60 m超大跨扁平地下洞室圍巖壓力荷載值；秦康等[5]采用三維離散元數(shù)值模擬的方法對大跨度拱形扁平地下洞室的開挖過程進行模擬分析，通過對比拱頂位移、襯砌和圍巖應變、錨索應力等因素得到斷層、節(jié)理對洞庫開挖的影響并提出解決方案；徐干成等[6]、袁偉澤等[7]對于超大跨度扁平地下工程采用順序跳格、逆序回挖跳格的開挖順序，認為縱向跳格開挖寬度取15 m左右、兩側導洞寬度取10 m左右較為合理；孫博等[8]在已有“特征曲線法”的基礎上,提出“圍巖位移-支護剛度反應曲線法”確定支護體系的平衡條件。

現(xiàn)階段巨跨洞室工程案例和相關研究較少，對其巖體變形特征的分析主要依靠數(shù)值計算，本文結合某跨度>50 m洞室，研究分析其現(xiàn)場變形監(jiān)測和數(shù)值計算結果，提出其穩(wěn)定性機制，以期為類似洞室的設計和施工提供參考。

1 工程背景

1.1 工程概況

某洞室跨度B>50 m，斷面高度為14～22 m，矢跨比[9]小于0.25，洞室形態(tài)具有巨跨扁平特點，覆跨比為1～2。巨跨洞室斷面示意如圖1所示。

圖1 巨跨洞室斷面示意圖

洞室處于微風化巖層中，巖體完整，巖體結構類型為中厚層—厚層，巖石單軸飽和抗壓強度Rc=70～90 MPa，圍巖類別整體為Ⅱ—Ⅲ級，局部裂隙發(fā)育區(qū)域為Ⅳ1級。巖體物理力學參數(shù)如表1所示。場區(qū)結構面類型主要為小斷層、不整合接觸面及節(jié)理裂隙等，洞身開挖范圍內(nèi)存在數(shù)十條裂隙及斷層發(fā)育帶。主要結構面產(chǎn)狀及形態(tài)如表2所示。層理傾向穩(wěn)定，層面較清晰，現(xiàn)場對層面進行剪切試驗，顯示層面結合緊密，地下水不豐富。

表1 巖體物理力學參數(shù)表

表2 主要結構面產(chǎn)狀及形態(tài)

場區(qū)地應力以水平地應力為主，最大水平主應力為3.3～15.9 MPa，側壓力系數(shù)平均值為2.7；最小水平主應力為2.6～9.2 MPa，側壓力系數(shù)平均值為1.7。

1.2 開挖及支護方案

巨跨洞室采用橫向分塊，預留中巖柱施工，斷面分5部開挖。開挖步序示意如圖2所示。Ⅰ部與Ⅱ部、Ⅱ部與Ⅲ部的開挖錯距為5 m，Ⅳ部左右中巖柱拆除錯距為10 m。系統(tǒng)支護措施采用250 mm厚鋼纖維噴射混凝土+9/6 m長短相間砂漿錨桿+20 m長(錨固段長9 m，預加力1 000 kN)預應力錨索組成。

圖2 巨跨洞室開挖步序示意圖

2 圍巖變形特征

2.1 監(jiān)測布置

圍巖變形監(jiān)測形式分為拱頂沉降監(jiān)測和巖體內(nèi)部變形監(jiān)測2種。拱頂沉降監(jiān)測用來掌握表層巖體的變形特點，施工過程中可以此實時判定洞室的穩(wěn)定性；巖體內(nèi)部變形監(jiān)測用來了解深部巖體的變形趨勢及開挖擾動規(guī)律，可以更好地預判巖體變形趨勢和指導施工。

拱頂沉降監(jiān)測采用全站儀，每個監(jiān)測斷面布設測點1—5，監(jiān)測斷面沿洞室軸向間距為10 m，監(jiān)測斷面用K1—K14、K30、K70表示。

圍巖內(nèi)部變形采用四點式多點位移計，測試精度≤0.1%F.S(滿量程)。在垂直洞室?guī)r面方向上，距開挖面1、5、9、15 m各布設1個錨固測點。每個斷面布設a—g7條測線，沿洞室軸向分別在洞口(1個)、洞尾(1個)、洞身(2個)布設4個監(jiān)測斷面。測點布置橫斷面如圖3所示。

圖3 測點布置橫斷面圖

2.2 變形曲線與洞室破壞模式

通常來說，地下洞室圍巖的變形曲線可分為3類[10-12]：1)連續(xù)介質(zhì)在應力場調(diào)整下的變形。此類變形主要因為巖體卸荷[13]和淺部松弛引起，開挖時變形速率快，開挖完成后迅速趨于收斂，該類曲線一般呈臺階狀[14]，為應力控制型變形曲線。當巖體變形由應力控制時，其破壞特點為巖石強度屈服引發(fā)的整體失穩(wěn)。2)不連續(xù)介質(zhì)在應力場調(diào)整下的變形。此類變形主要由不連續(xù)結構面切割形成的塊體的位移引起，開挖時位移陡增，持續(xù)時間較長，變形連續(xù)性較差，離散性較高，該類曲線一般呈鋸齒狀，為結構面控制型變形曲線。當巖體變形由結構面控制時，其破壞特點為塊體坍塌引發(fā)的局部失穩(wěn)。3)上述2種類型結合而成的變形曲線。持續(xù)時間較長，曲線表現(xiàn)為鋸齒狀和臺階狀相結合的特點，為復合控制型變形曲線。

2.3 洞室開挖輪廓變形特征

2.3.1 拱部整體沉降特征

對測點1—5的沉降值進行分析，可得到洞室開挖輪廓的變形特征。洞室各測點沉降匯總如圖4所示。最大沉降點監(jiān)測曲線如圖5所示。

圖4 洞室各測點沉降匯總

圖5 最大沉降點監(jiān)測曲線

由圖4和圖5可以看出：1)洞室整體變形較小，拱部測點最終沉降值為0.8～22.8 mm。整體上，Ⅰ部沉降最大，其次為Ⅱ部，沉降最小為Ⅳ部。其中Ⅰ部拱頂測點1沉降值為8.2～22.8 mm，平均值為13.3 mm；Ⅱ部拱頂測點2、4沉降值為0.8～10.6 mm，平均值為4.9 mm；Ⅳ部拱頂測點3、5沉降值為3.3～15.5 mm，平均值為10.2 mm。2)最大沉降點位于K6監(jiān)測斷面Ⅰ部拱頂，沉降曲線在Ⅱ、Ⅲ部開挖時變化不明顯，呈緩慢增長趨勢，Ⅳ開挖時沉降急劇增加，開挖完成后呈緩慢增長并趨于穩(wěn)定的趨勢。沉降曲線表現(xiàn)為急劇增長—短暫穩(wěn)定或卸荷回彈—急劇增長的形態(tài)分布，為典型的結構面控制曲線。

2.3.2 測點監(jiān)測結果

本節(jié)選取3個代表斷面中的測點1、2、3監(jiān)測結果繪制沉降曲線，如圖6—8所示。洞室斷面及開挖具有對稱性，測點4、5的沉降規(guī)律與測點2、3相似，故對測點4、5的沉降不再單獨論述。

圖6 測點1沉降曲線

由圖6可以看出：1)測點1的沉降曲線在Ⅱ、Ⅲ部開挖時增長較緩慢，而在Ⅳ部開挖時沉降急劇增加；2)沉降曲線表現(xiàn)為急劇增長—短暫穩(wěn)定或卸荷回彈—急劇增長的形態(tài)分布，為典型的結構面控制曲線。

由圖7可以看出：1)測點2沉降曲線變化劇烈反復，為典型的結構面控制曲線，此過程應力調(diào)整復雜，卸荷效應明顯，在Ⅳ部開挖時沉降急劇增加，開挖完成后沉降呈緩慢增長趨勢；2)拱頂有抬升跡象，持續(xù)時間較長，除去卸荷回彈因素外，應為地應力調(diào)整所致。

圖7 測點2沉降曲線

由圖8可以看出：測點3的沉降曲線為臺階狀和鋸齒狀相結合的特點，為復合控制型曲線，整體上以應力控制為主。

圖8 測點3沉降曲線

2.4 圍巖內(nèi)部變形特征

對多點位移計中各錨固點的位移值進行分析，可得到巖體內(nèi)部變形特征。為方便論述，本文根據(jù)測點布置和位移趨勢暫將洞室輪廓外0～5 m定義為淺層巖體，5～15 m為中層巖體，大于15 m為深層巖體。需要說明的是，多點位移計的安裝較為復雜且費時，其數(shù)據(jù)獲取有一定滯后，監(jiān)測結果不可避免會存在誤差。鑒于此，本節(jié)僅對多點位移計監(jiān)測得到的變形趨勢及開挖擾動規(guī)律進行定性探討，不對具體數(shù)值展開分析。

洞身監(jiān)測斷面位于洞室的中部，覆蓋層厚度及巖性較穩(wěn)定，其巖體內(nèi)部變形有代表性意義，因此本文僅對洞身斷面的巖體內(nèi)部變形進行分析，對洞口及洞尾監(jiān)測斷面數(shù)據(jù)不進行探討。另外洞室斷面及開挖具有對稱性，測線e、f、g的監(jiān)測結果與測線b、c、d相似，故對測線e、f、g的監(jiān)測結果不再單獨論述。

2.4.1 測線a監(jiān)測結果

測線a洞身2個斷面多點位移計的監(jiān)測結果如圖9和圖10所示。

圖9 測線a各測點位移曲線(洞身斷面1)

圖10 測線a各測點位移曲線(洞身斷面2)

由圖9可以看出：1)拆除Ⅳ部過程距孔口1 m測點數(shù)據(jù)變化幅度最大，距孔口5、9 m測點數(shù)據(jù)變化幅度較小，距孔口15 m測點數(shù)據(jù)變化不明顯；2)Ⅳ部開挖完成后距孔口1 m測點位移仍持續(xù)變大，說明拱頂處開挖擾動范圍主要存在洞室周邊淺層巖體，中層巖體擾動程度小，深層巖體變形基本無變化，且洞室周邊淺層圍巖受地應力影響較大，出現(xiàn)了微量抬升跡象；3)4個測點的位移曲線均出現(xiàn)跳躍性變化，然后趨于穩(wěn)定的特征，應力重分布效應明顯，巖體變形以應力控制為主。

由圖10可以看出: 1)開挖擾動范圍主要存在洞室周邊淺層巖體，中層巖體擾動程度??；2)測點的位移值出現(xiàn)臺階狀和鋸齒狀相結合的分布特征，為復合控制型曲線；3)從數(shù)據(jù)上看，2種穩(wěn)定機制有一定的耦合，整體上以應力控制為主；4)洞室開挖完成后距孔口1 m測點位移仍在不斷緩慢變化，說明洞室開挖引起淺層巖體應力調(diào)整持續(xù)時間較長。

2.4.2 測線b和d監(jiān)測結果

測線b和d洞身2個監(jiān)測斷面數(shù)據(jù)一致性較高，故本文僅對1個監(jiān)測斷面的變形特征進行論述。測線b監(jiān)測結果如圖11所示。測線d監(jiān)測結果如圖12所示。

圖11 測線b各測點位移曲線

圖12 測線d各測點位移曲線

由圖11和圖12可以看出：1)測線上各測點位移規(guī)律較為一致，測點表現(xiàn)出明顯的臺階狀，局部有鋸齒狀，總體上由應力控制起主導因素；2)洞室開挖完成后距孔口1、5、9 m測點位移仍在不斷緩慢變化，說明洞室開挖引起的淺中層巖體應力調(diào)整持續(xù)時間較長。

2.4.3 測線c監(jiān)測結果

測線c洞身2個監(jiān)測斷面數(shù)據(jù)一致性較高，故本文僅對1個監(jiān)測斷面的變形特征進行論述。測線c監(jiān)測結果如圖13所示。

圖13 測線c各測點位移曲線

由圖13可以看出：1)距孔口1、5 m測點位移變化較大，距孔口9、15 m測點位移變化不大，說明拱肩附近的開挖擾動范圍主要存在于洞室周邊淺中層巖體；2)拆除中巖柱過程中，洞室圍巖受地應力影響，出現(xiàn)微量上拱現(xiàn)象；3)測點在開挖過程中位移值以鋸齒狀為主，開挖完成后變形曲線以臺階狀為主，為復合控制型曲線；4)從數(shù)據(jù)上看，2種穩(wěn)定機制有一定的耦合，整體上以結構面控制為主；5)洞室開挖完成后，各測點位移均有不斷緩慢變化趨勢，說明洞室開挖引起的應力調(diào)整范圍較廣，持續(xù)時間也較長。

3 數(shù)值模擬計算

巨跨洞室的工程案例較少，數(shù)值計算是設計工作的重要手段和依據(jù)。本工程數(shù)值計算的應用思路如下：在設計階段，先初步擬定支護參數(shù)，在數(shù)值計算的基礎上進行巖體穩(wěn)定性評價；根據(jù)計算結果對支護參數(shù)進行修改和調(diào)整；最終綜合對比巖體穩(wěn)定性、經(jīng)濟性、可操作性等內(nèi)容選定設計支護參數(shù)。施工期間根據(jù)地質(zhì)新揭露情況和現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，必要時對巖體穩(wěn)定性重新分析，進而動態(tài)調(diào)整支護參數(shù)。

針對結構面對洞室穩(wěn)定性具有較大影響的特點，本工程在設計過程中采用三維離散單元程序(3DEC)[15]對洞室沉降進行預測，并對支護措施的合理性進行分析。本節(jié)將主要對計算過程和結果進行論述，同時結合監(jiān)測數(shù)據(jù)來驗證數(shù)值計算方法的合理性。

3.1 數(shù)值計算模型參數(shù)選取

計算模型中包括層理和裂隙等結構面以及隧洞的支護結構，模型建立過程不再進行詳細論述。三維計算模型示意如圖14所示。層理及主要結構面物理力學參數(shù)根據(jù)室內(nèi)試驗和現(xiàn)場地質(zhì)揭露情況，并參照GB/T 50218—2014《工程巖體分級標準》附錄D.0.2確定。本工程數(shù)值計算選用的巖石和結構面物理力學參數(shù)如表3和表4所示。

圖14 三維計算模型示意圖

表3 巖石物理力學計算參數(shù)

表4 主要結構面物理力學參數(shù)

3.2 整體變形計算

通過數(shù)值計算得到洞室的整體變形特征，其中Ⅲ、Ⅳ部左側巖柱及Ⅳ部右側巖柱關鍵步序開挖支護后的洞室沉降云圖如圖15—17所示。最大沉降值約29 mm，整體沉降可控，支護措施可行。

圖15 Ⅲ部開挖完成位移云圖(單位：m)

圖17 Ⅳ部右側巖柱開挖完成位移云圖(單位：m)

實測數(shù)據(jù)與計算結果對比分析如圖18所示?？梢钥闯觯?)數(shù)值計算與實測結果總體規(guī)律一致，吻合度較高，最終沉降計算值與實測值偏差在工程應用可接受范圍內(nèi)，能夠有效指導工程安全修建，驗證了數(shù)值計算方法的合理性；2)Ⅳ部開挖引起的沉降計算值較現(xiàn)場實測偏大，主要原因是基于安全考慮，數(shù)值計算采用的巖體物理力學參數(shù)取值相對保守，且Ⅳ部開挖洞室跨度突變，差異相對明顯。

圖18 實測數(shù)據(jù)與計算結果對比分析圖

3.3 塊體沉降計算

在巨跨洞室穩(wěn)定性分析中，應重點關注結構面發(fā)育區(qū)域，尤其是其切割形成的不穩(wěn)定塊體。本洞室主要結構面切割形成的楔形體有1處，處于K30斷面里程附近，由L1、L2、L3與開挖面切割形成，塊體高約10 m，長、寬均約8 m，體積約102 m3。楔形體位置及尺寸示意如圖19所示。

圖19 楔形體位置及尺寸示意圖(單位：m)

數(shù)值計算得出的楔形體沉降云圖如圖20所示。在系統(tǒng)支護作用下，楔形體沉降可控且未發(fā)生滑移現(xiàn)象，支護措施可行。

圖20 楔形體位移云圖(單位：m)

現(xiàn)場施工過程洞室未出現(xiàn)掉塊現(xiàn)象，楔形體附近布置的測點1和2沉降曲線如圖7和圖8的K30斷面，沉降曲線為典型的結構面控制曲線。

楔形體區(qū)域的測點沉降實測值和數(shù)值模擬計算結果有一定差異，這屬于正?，F(xiàn)象，主要原因有2個：一是現(xiàn)有手段難以摸清結構面在巖體內(nèi)部的分布情況，導致塊體形態(tài)難以準確判定；二是設計一般采用最不利結構面分布，塊體形態(tài)和實際會有一定出入。從工程應用角度，在數(shù)值計算中，分析塊體具體沉降數(shù)值對穩(wěn)定性評判意義不大，應重點關注塊體是否沿結構面發(fā)生滑移。

4 巨跨洞室圍巖變形特征分析

由現(xiàn)場監(jiān)測結果和數(shù)值模擬計算，并結合洞室的地質(zhì)條件、地應力及開挖步序，對巨跨洞室的變形特點進行分析，得出其變形特征如下。

1)巨跨洞室整體沉降較小，洞室拱部最終沉降值為0.8～22.8 mm。巨跨洞室圍巖變形受地質(zhì)條件、地應力、結構面等因素影響，洞室整體沉降具有一定的離散性，結構面分布區(qū)域的沉降值較大，施工過程應重點關注結構面附近區(qū)域的變形情況。

2)巨跨洞室總體上Ⅰ部拱頂沉降最大，Ⅳ部拱頂沉降最小，Ⅳ部拱頂沉降約為Ⅰ部拱頂沉降的37%，這與其分部開挖、預留中巖柱的開挖方式有關。

3)巨跨洞室開挖Ⅰ至Ⅲ部過程拱頂沉降變化較緩慢，拆除中巖柱即Ⅳ部拱頂沉降急劇增加，Ⅳ部開挖引起的沉降占總沉降的40%～60%。Ⅳ部中巖柱拆除是洞室由小跨變大跨的過程，此過程是應力場調(diào)整最劇烈的過程，兩側中巖柱不宜同時拆除。

4)巨跨洞室的變形曲線呈現(xiàn)緩慢增長的臺階狀和急劇變化的鋸齒狀相結合的發(fā)展特點，可以判定巨跨洞室破壞為應力控制的整體失穩(wěn)與結構面控制的局部失穩(wěn)相結合的特點。從巖體內(nèi)部變形曲線看出，洞室周邊淺表層巖體變形受結構面、巖體卸荷和開挖爆破的影響，多以鋸齒狀為主，為結構面控制型主導曲線，而中深層巖體曲線多以臺階狀為主，為應力控制型主導曲線。因此，巨跨洞室支護應從整體穩(wěn)定和局部穩(wěn)定2方面進行設計。

5)從巖體內(nèi)部變形曲線看出，開挖對深層巖體的影響程度較弱，不同部位的開挖擾動范圍也有一定差異。在本工程地質(zhì)條件下，開挖引起的拱頂擾動范圍要小于拱肩部位擾動范圍。

5 結論與建議

巨跨洞室的研究目前在我國還處于初步探索階段，本文通過對洞室變形監(jiān)測結果和三維數(shù)值分析，并結合洞室的地質(zhì)條件及開挖步序，得到主要結論與建議如下：

1)在本工程地質(zhì)條件下，巨跨洞室整體變形不大，其中中巖柱拆除步序引起的沉降占總沉降的40%～60%，此步序為成洞最為關鍵的步序，在施工過程中應重點關注。

2)巨跨洞室的變形由應力分布和結構面雙重控制。其中，洞室周邊淺表層巖體變形主要由結構面控制，而中深層巖體變形主要由應力場控制。根據(jù)此變形特征，建議在后續(xù)研究中分析不同支護措施對淺中深層巖體變形的影響。

3)現(xiàn)有的監(jiān)測手段較難獲取準確的巖體內(nèi)部變形值，因此本文對巖體內(nèi)部變形僅進行了定性探討，后續(xù)工作建議結合數(shù)值模擬對巖體內(nèi)部變形進一步研究。