膠州灣海底隧道不對稱雙連拱斷面施工優化分析

王 凱，張成平，王夢恕

(北京交通大學隧道及地下工程教育部工程研究中心，北京 100044)

1 前言

連拱隧道是在接線困難時出現的一種特殊結構形式，而不對稱連拱隧道更是特殊條件下的一種特殊結構形式的隧道，多位于大拱隧道與連拱隧道、連拱隧道與小間距隧道的過渡地段。由于不對稱雙連拱隧道開挖支護會引起兩隧道間巖土體的移動方向不一樣，相互影響作用劇烈，較之標準雙連拱隧道，圍巖應力重分布和支護荷載轉換更加復雜，多次擾動使得圍巖容易發生失穩，因此其支護方法、施工方法、穩定性評價在設計與施工過程中應給予充分重視。在我國，不對稱雙連拱隧道可借鑒的工程經驗較少，設計和施工方法都還不成熟，目前還沒有較明確的規范，仍處于邊施工邊探討的階段，理論研究滯后于工程建設需求的發展。

筆者根據青島膠州灣海底隧道匝道與主隧道交叉口的地質條件、隧道尺寸及施工方案等資料，建立合適的數值計算模型，針對不同的施工開挖順序和掘進進尺制訂4種施工方案，并采用巖土體工程通用有限差分軟件FLAC3D進行相應的動態施工三維數值模擬，通過比較各方案的地表沉降、拱頂沉降和支護結構位移以及圍巖應力和支護結構應力的分布情況，對施工方案進行優選。

2 工程概況

青島膠州灣海底隧道是連接青島市主城與輔城的重要通道，南接黃島區的薛家島，北連青島老市區團島，下穿膠州灣灣口海域。隧道全長7800 m，其中路域段3850 m，海域段3950 m，由兩條正線隧道、一條服務隧道、團島端進出匝道隧道組成。設雙向6車道，按城市快速道路標準，行車速度80 km/h，使用年限為100年，主隧道凈空面積約120 m2，采用鉆爆法施工。

青島海底隧道團島端陸域段左線與匝道結合處隧道長 212 m，寬 16．72 ～27．82 m，高 12．60 ～18．05 m，斷面呈喇叭口狀。覆蓋層厚12 m，三處斷層破碎帶，由雜填土、砂礫石、風化斷層破碎巖組成，屬超淺埋、超大斷面隧道。主隧道與匝道結合處以及匝道分岔口處斷面類型較多，共有11種斷面形式，隧道結構形式變換頻繁，而且斷面跨度大，施工工序多，受力狀態復雜。其中，D11Z型大跨度不對稱雙聯拱斷面位于里程 ZK2+800．78～ZK2+811．55，其開挖跨度為27．1 m，開挖高度為10．0 m。

D11Z型不對稱雙連拱隧道典型斷面尺寸參數見圖1，圖中顯示均為隧道結構凈空尺寸。

圖1 D11Z型隧道橫斷面圖(單位:mm)Fig．1 Type D11Z cross-section of the tunnel(unit:mm)

3 數值計算模型及計算方案

3．1 計算模型

整個D11Z型不對稱雙聯拱斷面所在里程ZK2+800．78 ～ ZK2+811．55，選擇位于其中的 ZK2+800．78為典型斷面。該斷面圍巖級別為V級，最大覆蓋層厚度14．78 m。為了進行三維動態施工情況的模擬以及考慮隧道開挖的端部效應，模型取縱向36 m進行模擬計算，隧道結構和關心部位附近采用小尺寸單元進行加密。整個計算范圍為200 m×100 m×36 m，隧道計算模型如圖2所示。圖3為局部網格模型，計算模型共有 47850個節點，44016個單元。

圖2 隧道計算模型Fig．2 Calculation model of tunnel

圖3 局部網格模型Fig．3 Partial mesh mode

3．2 計算參數

圍巖物理力學參數沿隧道走向變化不大，故計算中采用斷面ZK2+800．78的圍巖參數，按《青島膠州灣灣口海底隧道工程地質詳勘工程地質報告》選取，具體取值見表1。圍巖材料采用實體單元模擬，力學模型為Mohr-Coulomb塑性模型。

隧道初期支護采用鋼拱架、掛網、C25噴射混凝土，二次襯砌采用C50鋼筋混凝土，襯砌結構計算參數按照《公路隧道設計規范》［1］選取，見表2。初期支護和二次襯砌均采用實體單元模擬，力學模型為各向同性彈性體模型。鋼拱架的作用采用等效方法予以考慮，即將鋼拱架的彈性模量折算給混凝土［2］，折算的彈性模量可以按下式計算選取:

式(1)中，E為折算后混凝土的彈性模量;E0為原混凝土的彈性模量;Eg為鋼材的彈性模量;Sg為鋼拱架截面積;Sc為混凝土截面積。

表1 圍巖計算參數Table 1 Calculation parameters of surrounding rock

表2 支護結構計算參數Table 2 Calculation parameters of supporting structure

3．3 施工方法優化分析

3．3．1 開挖順序的優化分析

由于地下工程的開挖問題具有非線性的路徑相關性［3］，因此開挖、支護順序不同，都有各自不同的應力、變形歷史過程和最終不同的力學效應。為了研究不對稱雙連拱隧道的開挖順序對地層變形的影響，筆者選擇兩種施工順序對不對稱雙連拱隧道的施工效應進行數值模擬分析。

施工工序一見圖4:1為開挖匝道斷面右導洞并及時初支;2為匝道斷面右導洞二次支護;3為開挖中導洞并及時初支;4為施作中隔墻模筑;5為回填中導洞頂部及中隔墻左側;6為開挖匝道斷面中部并及時初支;7為匝道斷面模筑封閉;8為開挖主隧道斷面左導洞上臺階并及時初支;9為開挖主隧道斷面左導洞下臺階并及時初支;10為主隧道斷面左導洞二次支護;11為開挖主隧道斷面中部并及時初支;12為拆除臨時支撐和中導洞左側;13為主隧道斷面模筑封閉。

施工工序二見圖5:1為開挖中導洞并及時初支;2為施作中隔墻模筑;3為回填中導洞頂部及中隔墻左側;4為開挖匝道斷面右導洞并及時初支;5為匝道斷面右導洞二次支護;6為開挖匝道斷面中部并及時初支;7為匝道斷面模筑封閉;8為開挖主隧道斷面左導洞上臺階并及時初支;9為開挖主隧道斷面左導洞下臺階并及時初支;10為主隧道斷面左導洞二次支護;11為開挖主隧道斷面中部并及時初支;12為拆除臨時支撐和中導洞左側;13為主隧道斷面模筑封閉。

圖5 施工工序二Fig．5 Construction sequence 2

3．3．2 不同掘進進尺的優化分析

隧道施工中，決不能片面地強調施工進度，這不僅影響到圍巖的穩定，而且還會大大削弱預支護的作用。合適的進尺速度對于洞室的穩定性和控制地表沉降都有一定的影響作用［4］。筆者計算選擇掘進進尺1．5 m和3 m兩種方案。

于是，針對不同的開挖順序和掘進進尺，采用了4種計算方案，見表3。

表3 4種計算方案Table 3 Four computing schemes

4 計算結果分析

4．1 位移分析

4．1．1 地層位移

為獲得不對稱雙連拱隧道分步施工過程中地表沉降槽的變化規律，以方案4為例，施工全過程地表沉降槽變化曲線如圖6所示，圖中以主隧道斷面縱向中軸線為x軸原點。

圖6 方案4施工全過程地表沉降槽變化曲線Fig．6 Curve of surface subsidence change during complete process in scheme 4

圖7是不對稱雙連拱隧道按方案4施工完成后典型斷面圍巖豎向位移等值線圖。從圖7中可以看出:

1)在隧道開挖過程中，由于開挖引起的應力釋放和地層擾動，地層發生了位移，在主隧道拱部形成一個沉降區域，并向左右兩側延伸，一直到達隧道結構的底部。

2)受主隧道影響，匝道拱部未形成明顯的沉降槽，而主隧道拱頂沉降槽受匝道影響呈不對稱分布。

3)主隧道拱頂正上方土層滿足應力松弛規律，從地表到拱頂沉降量總體變大。而主隧道中線左側和匝道中線右側地層，地表到隧道底部地層沉降量逐漸減小，且拱頂以下部分的沉降量相對較小?？梢娝淼篱_挖地層應力是從地表往下傳遞，而地層沉降的發展則是從拱頂呈輻射狀傳遞。

圖7 方案4典型斷面圍巖豎向位移等值線圖Fig．7 Vertical displacement of surrounding rock in scheme 4

圖8是4種方案施工時不對稱雙連拱隧道典型斷面的地表沉降槽曲線圖。從圖8中可以看出:

1)4種方案施工完畢時隧道典型斷面的地表沉降槽曲線的形狀基本一致，沉降槽最低點均往匝道斷面一側略有偏移，反映出一定的不對稱效應。

2)4種方案施工完畢時都在距離隧道兩側一定區域內存在地表隆起現象，與大量工程實踐相符合。

3)方案3的地表最大沉降量為22．777 mm，小于方案1的23．162 mm;方案4的地表最大沉降量為26．968 mm，小于方案2的27．680 mm。說明先施工中導洞再施工匝道斷面右導洞的工序對地層的擾動較小，更利于對施工引起的地表沉降進行控制。

4)方案1和方案3的地表最大沉降量均小于方案2和方案4，影響范圍也較窄，說明開挖進尺對地層變形影響較大，進尺較小地表沉降也較小。片面提高進尺速度，勢必會由于初期支護早期強度低而導致初期支護未穩定區加長，從而削弱了初期支護的支撐條件，對沉降控制不利。

4．1．2 拱頂沉降

在4種方案的開挖過程中，主隧道拱頂的沉降見圖9，匝道拱頂的沉降見圖10。從圖10和圖11中可以看出:

圖8 地表沉降曲線Fig．8 Subsidence curve of ground surface

圖9 分步開挖主隧道拱頂沉降Fig．9 Vault settlement of main tunnel by stepped excavation

圖10 分步開挖匝道拱頂沉降Fig．10 Vault settlement of ramb tunnel by stepped excavation

1)匝道隧道拱頂沉降明顯分為3個階段:第1階段是在主隧道開挖前(開挖步1～7)，匝道拱頂處圍巖變形很大，占總沉降量的71．7% ～75．1%;第2階段是主隧道左導洞開挖和施作襯砌時(開挖步8～10)，匝道拱頂圍巖沉降很小，僅占總沉降量的4．0% ～7．0%;第3階段是在主隧道中部開挖之后(開挖步11～13)，匝道拱頂沉降有所增加，占總沉降量的18．5% ～23．0%。

2)主隧道拱頂沉降也明顯分為3個階段:第1階段是在主隧道開挖前(開挖步1～7)，主隧道拱頂處圍巖變形較小，僅占總沉降量的 16．0% ～21．7%;第2階段是主隧道左導洞開挖和施作襯砌時(開挖步8～10)，主隧道拱頂圍巖沉降量占總沉降量的35．8% ～37．3%;第3階段是在主隧道中部開挖之后(開挖步11～13)，主隧道拱頂沉降量仍然在不斷增加，占總沉降量的41．0% ～48．2%。

3)方案1和方案3的匝道拱頂沉降最大值分別為18．28 mm和18．18 mm，小于方案2和方案4的21．85 mm和21．63 mm;方案1和方案3的主隧道拱頂沉降最大值分別為27．06 mm和26．6 mm，也小于方案2和方案4的31．76 mm和31．0 mm。這與地表沉降規律一致。

4)方案3的匝道和主隧道最大拱頂沉降均小于方案1的，方案4的匝道和主隧道最大拱頂沉降也均小于方案2的。這也與地表沉降規律一致。

4．1．3 支護結構位移

表4和表5分別是4種施工方案完成時典型斷面支護結構的水平位移和豎向位移。以方案4為例，圖11和圖12分別是不對稱雙連拱隧道按方案4施工完成時典型斷面支護結構水平位移和豎向位移等值線圖。

表4 典型斷面支護結構水平位移Table 4 Horizontal displacement of supporting structure

表5 典型斷面支護結構豎向位移Table 5 Vertical displacement of supporting structure

圖11 方案4典型斷面支護結構水平位移等值線圖Fig．11 Horizontal displacement of supporting structure in scheme 4

圖12 方案4典型斷面支護結構豎向位移等值線圖Fig．12 Vertical displacement of supporting structure in scheme 4

通過表4、表5、圖11和圖12可以看出:

1)支護結構的豎向位移起主導作用。初期支護和二次襯砌的最大豎向沉降出現在主隧道和匝道的拱頂區域，中墻的最大豎向沉降也出現在中墻頂部。4種方案中，方案2的支護結構的豎向沉降最大，初支的最大豎向沉降達到34．01 mm，二襯的最大豎向沉降達到33．89 mm，中墻的最大豎向沉降達到 21．18 mm。

2)初支、二襯的拱腳和中墻底部均出現不同程度的隆起，主隧道二襯拱腳的隆起較匝道的偏大。4種方案中，主隧道二襯拱腳的隆起以方案2的最大，達到23．59 mm，而匝道二襯拱腳的隆起以方案4的最大，達到10．65 mm，中墻底部的隆起以方案2的最大，達到10．16 mm。

3)施工完成時支護結構的水平位移均較小，4種方案支護結構的水平位移差別不大。

4．2 應力分析

4．2．1 圍巖應力

圖13是不對稱雙連拱隧道按方案4施工完成時圍巖主應力等值線圖。從圖13可以看出，圍巖在靠近中墻頂、中墻底部、主隧道和匝道的拱腰和拱腳區域有應力集中現象，主隧道、匝道洞周應力分布的形狀和梯度相似，不對稱效應并不明顯。4種方案主隧道和匝道圍巖壓應力最大值相差不大。

圖13 方案4典型斷面圍巖主應力等值線圖Fig．13 Principal stress in surrounding rock in scheme 4

4．2．2 支護結構應力

表6是4種施工方案完成時典型斷面支護結構主應力值的對比。以方案4為例，圖14和圖15分別是不對稱雙連拱隧道按方案4施工完成時中墻第一主應力和第三主應力等值線圖。由表6、圖14和圖15可以看出:

1)施工完成時，主隧道拱頂拱腰和拱腳、匝道拱頂拱腰和拱腳、中墻頂偏匝道一側、中墻下部偏匝道一側均出現不同程度的應力集中。

2)中墻處于偏心受壓狀態，最大壓應力分布在中墻下部偏匝道一側局部區域。4種方案的中墻最大壓應力以方案3的略大，為6．686 MPa。中墻頂和中墻底部局部區域出現拉應力，中墻底部拉應力較大，4種方案中也是以方案3的壓應力略大，達到2．624 MPa。

3)主隧道初支最大主壓應力出現在與中墻頂銜接部位，最大主拉應力出現在主隧道拱頂區域;主隧道二襯最大主壓應力出現在拱腰，而最大主拉應力出現在拱腳。匝道初支最大主壓應力出現在拱腰，最大主拉應力出現在匝道拱頂區域;匝道二襯最大主壓應力出現在拱腰，而最大主拉應力出現在與中墻頂銜接部位。

表6 典型斷面支護結構主應力Table 6 Principal stress in supporting structure

圖14 方案4典型斷面支護結構第一主應力等值線圖Fig．14 First principal stress in supporting structure in scheme 4

圖15 方案4典型斷面支護結構第三主應力等值線圖Fig．15 Third principal stress in supporting structure in scheme 4

5 施工方案優選結果

從施工工序角度分析，采用工序二的方案3和方案4的地表最大沉降量、沉降槽寬度、拱頂最大沉降量、支護結構最大豎向沉降以及中墻底部隆起值分別小于采用工序一的方案1和方案2，說明先施工中導洞再施工匝道斷面右導洞的工序對地層的擾動較小，更利于控制圍巖穩定性;方案3和方案4的主隧道初支的最大主應力、匝道二襯的最大主壓應力分別小于方案1和方案2，然而方案3和方案4的中墻最大主應力、匝道初支的最大主應力、主隧道二次襯砌的最大主拉應力分別大于方案1和方案2，但均未超過混凝土的抗壓強度和抗拉強度。

從開挖進尺角度分析，掘進進尺3 m的方案2和進尺1．5 m的方案1相比，地表最大沉降量增大19．51%，匝道拱頂沉降量增大19．53%，主隧道拱頂沉降量增大17．37%，進尺3 m的方案4和進尺1．5 m的方案3相比，地表最大沉降量也增大18．40%，匝道拱頂沉降量增大18．98%，主隧道拱頂沉降量增大16．54%;方案2和方案4主隧道、匝道支護結構以及中墻的豎向沉降均分別大于方案1和方案3，且方案2和方案4中墻底部的隆起值亦分別大于方案1和方案3;方案1和方案3主隧道初期支護和中墻的最大主應力分別稍大于方案2和方案4，但均未超過混凝土的抗壓強度和抗拉強度，其他支護結構最大主應力方案1和方案2的差別很小，方案3和方案4的也很接近?？梢娋蜻M進尺對圍巖穩定性影響較大，開挖時應盡量采用小進尺。

綜合考慮施工工序和開挖進尺的影響，方案3較其他方案最為合理，表明先施工匝道斷面右導洞再施工中導洞的方案在不對稱雙連拱隧道開挖中是不可取的，宜先施工中導洞再施工匝道斷面右導洞。當然，開挖中采用小進尺更利于控制圍巖穩定，但是開挖進尺過小，則開挖工期延長，臨時支護增加，進尺速度應根據施工工期、工程成本和圍巖穩定性綜合確定。

6 結語

1)不對稱雙連拱隧道支護結構變形以豎向位移起主導作用，最不利位置在主隧道和匝道的拱頂區域，初期支護、二次襯砌拱腳和中墻底部的隆起也不能忽視，支護結構最大主壓應力出現在中墻下部偏匝道一側局部區域，而最大主拉應力出現在中墻底部，現場施工和監測工作中應對這些部位加強注意。

2)不對稱雙連拱隧道在施工過程中存在明顯的不對稱效應，主隧道洞周圍巖位移比匝道洞周圍巖位移要大，主隧道與匝道洞周圍巖應力、位移及支護結構應力、位移都不對稱。

3)不對稱雙連拱隧道中墻的受力狀態非常復雜，它不僅要承受中墻上部巖體傳來的壓力，還要承受兩側耳墻傳來的壓力。分析結果表明，中墻有整體向匝道方向的側向偏移，但是偏移的量很小，施工完成時中墻處于偏心受壓狀態，中墻底部局部出現拉應力，應對中墻底部加強支護。

4)綜合考慮施工工序和開挖進尺的影響，方案3較其他方案最為合理，表明先施工中導洞再施工匝道斷面右導洞并采用小進尺的施工方案更有利于控制圍巖穩定。

5)開挖順序和掘進進尺對不對稱雙連拱隧道不同部位的位移、應力的影響程度不同，有的部位影響較大，有的部位影響不顯著。在實際工程中究竟采用何種開挖順序，采用多大的進尺速度，力學因素只是其中要考慮的因素之一，應根據現場的地質條件和以往的施工經驗等多方面因素綜合確定施工方案。

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