木寨嶺高應力軟巖隧道三臺階法數值模擬

肖光書，陳黨輝，鄭超

(1.福建路橋建設有限公司，福建 福州 350002；2.福州大學 土木工程學院，福建 福州 350116)

山嶺隧道建設工程隨著公路、鐵路建設水平的不斷提高日益增多。但隧道穿越的地質條件更加復雜，如高地應力軟巖大變形問題。該問題十分常見，困擾著許多工程建設者[1?3]。針對該類圍巖隧道，國內主要采用三臺階法、CD 法、CRD 法和單/雙側壁導坑法等方法進行施工[4]。不同的施工方法具有不同的特點和適用范圍。許多學者通過現場監測和數值模擬等方法對軟弱圍巖隧道施工工法進行了研究。陳國中[5]等人采用數值模擬方法，得到了CRD 法合理的施工工序，并應用于南華一號隧道進洞施工，有效控制了圍巖變形。王茜[6]等人以大坪尾隧道入口段為工程依托，采用數值模擬方法，探討了不同施工方法應用于小凈距隧道穿越斷層破碎帶時對圍巖穩定性的影響。賈曉旭[7]等人以雁口山隧道為研究對象，采用數值模擬和現場監測相結合的方法，對CD 法和臺階法在軟弱圍巖隧道中的應用效果進行對比，表明：CD 法在位移和應力控制方面，均明顯優于臺階法。大多研究成果表明：CD 法、CRD 法、雙側壁導坑法對圍巖變形控制的效果明顯。但實際應用中，存在施工緩慢、工序復雜等問題。三臺階法施工具有施工速度快、作業空間大等優點被應用廣泛[8]。劉聰[9]等人結合渝黔鐵路青岡山隧道，采用了數值分析法，研究了三臺階法增加輔助措施替代CRD 法的可行性。段長高[10]等人采用了數值模擬，分析了不同循環進尺對三臺階法施工大斷面淺埋隧道的影響，認為將循環進尺設置在1～1.5 m 較為合理。耿啟軍[11]等人以蒙華鐵路陽城隧道為研究背景，利用有限元軟件對三臺階法和微臺階法在砂質黃土隧道中的應用進行了對比，分析結果表明：三臺階法能夠更好地控制圍巖變形。但在施工過程中，因高地應力軟巖大變形的地質條件，導致支護結構易破壞等問題[12?13]。作者以渭武高速公路木寨嶺隧道為工程背景，擬對三臺階法進行數值模擬，分析其圍巖變形特征，掌握現場圍巖變形控制方法，以期為類似軟巖大變形隧道施工提供借鑒。

1 工程概況

木寨嶺公路隧道穿越漳河與洮河分水嶺的木寨嶺。隧道采用分離式設計，其中，左線進口里程ZK210+635，出口里程ZK225+861，全長15 226 m；右線進口里程K210+635，出口里程K225+803，全長15 168 m。洞身最大埋深約629.1 m。巖性主要以碳質板巖為主，受構造影響，巖體破碎極易發生大變形。同時，隧址融合構造交匯部位，地應力高度集中，褶皺帶活動強烈，近東西走向，斷層發育，地質構造類型多樣極為復雜，施工難度極大。

選取K214+008～K214+250 為例。該段圍巖主要為中風化炭質板巖，灰黑色，薄層狀構造。受褶皺影響，節理裂隙較發育，巖體較完整，呈柱狀結構。圍巖賦存于高地應力中，以水平地應力為主。根據現場勘測資料，圍巖強度應力比Rc/σmax均小于4，屬于極高地應力區。隧道開挖斷面面積約115 m2，屬于大斷面隧道，最大開挖跨度約13 m，高度約11 m，采用的襯砌結構如圖1 所示。

2 現場變形情況及分析

圖1 隧道襯砌結構(單位：mm)Fig.1 Lining structure of tunnel (Unit: mm)

隧道開挖后，圍巖變形量普遍在500 mm 以上，變形最大可達3 000 mm。軟巖大變形引發掌子面失穩坍塌，初支結構侵限破壞等，造成施工安全與施工進度難以保證。通過對現場圍巖變形情況的調查發現，隧道掌子面時常處于不穩定狀態，表現為掌子面圍巖松動掉塊，嚴重時會發生失穩 坍塌。同時，初支結構的開裂破壞多在掌子面位置或距離掌子面不遠處，隨即發生。該現象產生的原因：①可能是由于掌子面擠出變形過大，減小了掌子面對其周邊圍巖的空間約束作用，加劇了初期支護結構的受力；②圍巖很可能在掌子面出現之前已經發生了較大的變形，從而喪失了自承能力，導致圍巖應力重新分布過程中，承載的主體由圍巖轉變為支護結構，致使支護結構受力過大，出現開裂甚至破壞。由文獻[14]可知，在軟弱圍巖隧道中，圍巖的預收斂變形可達到全變形的50%以上，是拱頂坍塌和大變形的主因之一。常規的監測只針對掌子面后方圍巖，對掌子面前方圍巖變形和掌子面圍巖變形的監測較少，無法掌握掌子面前方圍巖變形和掌子面圍巖變形的具體情況，因而難以制定有針對性的支護措施。數值分析方法作為隧道開挖變形特征分析的主要手段之一，已廣泛應用于隧道現場施工模擬，并取得了較好效果。因此，為掌握圍巖變形特征，對現場采用三臺階法進行數值模擬。同時，通過與全斷面法進行對比，分析三臺階法對圍巖變形的影響。

3 數值模型及相關參數

3.1 計算模型

隧道平均埋深約為520 m。為簡化計算，建立模型時，取隧道上部埋深40 m，其余埋深影響通過模型邊界施加上覆土層自重進行等效考慮。為避免邊界約束效應影響數值計算結果，取左、右邊界與隧道中心線距離為4 倍的開挖跨徑，底部邊界與隧道底面的距離為3 倍的開挖跨徑，建立模型尺寸為116 m×50 m×90 m。模型總單元數為396 800 個，總節點數為387 729 個。模型四周和底面采用位移邊界條件，施加法向位移約束，頂面為自由邊界，數值計算中假定圍巖服從Mohr-Coulomb 屈服準則。

圍巖參數根據木寨嶺公路隧道的相關勘察資料和《公路隧道設計規范（JTGD70-2004）》規定進行選取。圍巖重度取27.69 kN/m3，彈性模量取5.762 GPa，泊松比取0.34，黏聚力取0.05 MPa，內摩擦角取27.5°。初始高地應力狀態的模擬，按照快速應力邊界條件法[15]，結合地勘資料，給出最大主應力、最小主應力的線性回歸方程和應力方向。在模型前、后、左、右邊界，施加大小相等、方向相反的應力，生成的水平地應力如圖2 所示。模擬生成的地應力狀態與現場實際地應力狀態較為接近。

圖2 水平地應力云圖Fig.2 Cloud map of horizontal in-site stress

3.2 支護結構及施工過程模擬

初支混凝土噴層采用Shell 單元模擬。拱架作用采用等效剛度法進行折算，并加入Shell 單元進行考慮。模擬時，重度取25 kN/m3，彈性模量取50 GPa，泊松比取0.2，厚度取28 cm。徑向錨桿、徑向小導管均采用Cable 單元進行模擬，彈性模量取210 GPa，單位長度水泥漿黏聚力取2×105，單位長度水泥漿剛度取1.75×107。徑向小導管的模擬直徑為42 mm，抗拉強度為450 MPa，而徑向錨桿的模擬直徑為25 mm，抗拉強度為200 MPa。三臺階臨時仰拱采用與初支混凝土噴層相同的Shell 單元模擬，并通過共享ID 號實現相互連接，共同受力，不考慮二次襯砌作用。

三臺階法開挖示意圖如圖3 所示。開挖每循環進尺為2 m，其模擬步驟為：開挖上臺階Ⅰ，施作初期支護①和臨時仰拱②；開挖中臺階Ⅱ，施作初期支護③和臨時仰拱④；開挖下臺階Ⅲ，施作初期支護⑤和臨時仰拱⑥。模擬中，不考慮初期支護的施作時間。為了與三臺階法對隧道開挖變形的影響進行對比分析，采用同樣的施工參數對隧道施工全斷面開挖進行模擬。模擬中生成的襯砌結構模型如圖4 所示。

4 數值模擬結果

4.1 圍巖變形分析

為研究三臺階法開挖對圍巖變形的影響，在模型中部y=26 m 斷面處，拱頂、拱腰和掌子面的位置布設監測點，得到全斷面開挖和三臺階開挖的拱頂沉降、水平變形隨開挖步變化曲線和掌子面擠出變形曲線，如圖5～7 所示。

4.1.1 隧道拱頂、拱腰變形分析

從圖5 中可以看出，全斷面開挖隧道時，拱頂最大沉降量為64.22 mm。采用三臺階法，其開挖拱頂的最大沉降量降低至36.37 mm，沉降量減少約43.4%。以沉降變形的突變點作為界定隧道開挖的主要影響范圍的依據。全斷面開挖時，會對掌子面前方約10 m范圍內未開挖土體和掌子面后方約4 m范圍內已成形洞室的拱頂沉降變形產生較大的影響。而采用三臺階法施工時，隧道拱頂沉降變形主要受上臺階施工影響。對掌子面前方未開挖土體拱頂沉降的影響范圍縮小4 m 左右，相較于全斷面開挖時的減小約60%。對掌子面后方已成形洞室的影響范圍維持在4 m，中、下臺階施工對拱頂沉降變形的影響較小。

圖3 三臺階法開挖示意Fig.3 Schematic diagram of three-bench method

圖4 襯砌結構模型Fig.4 The model of lining structure

圖5 拱頂沉降隨開挖步變化曲線Fig.5 The settlement of the vault during the excavation

圖6 水平變形隨開挖步變化曲線Fig.6 The horizontal settlement during the excavation

從圖6 中可以看出，采用全斷面開挖隧道時，拱腰最大水平收斂量為48.81 mm；采用三臺階法開挖時，最大水平收斂量為33.55 mm，減少了約31.3%。同樣，以變形的突變點作為界定掌子面位置處開挖的主要影響范圍的依據。全斷面開挖時，會對掌子面前方約14 m 范圍內未開挖土體和掌子面后方約4 m 范圍內已成形洞室的水平變形產生較大的影響。而采用三臺階法開挖時，對于掌子面前方未開挖土體水平變形的主要影響范圍，縮小8 m左右，相較于全斷面開挖減少約50%，對掌子面后方的主要影響范圍維持在4 m。

三臺階法將隧道斷面劃分為各個小斷面進行施工，并采用臨時仰拱閉合初期支護。雖然增加了施工步序，圍巖受擾動次數增多，但是小斷面施工控制了圍巖應力的釋放過程，加之臨時仰拱，增強了初支的承載能力，使得圍巖突變變形量和開挖對掌子面前方土體的影響范圍顯著減小。

隧道開挖后，圍巖變形按照發生時與掌子面間的位置關系，可分為掌子面前方的預收斂變形和掌子面后方洞室的收斂變形。以拱頂沉降為例，采用全斷面法開挖時，圍巖預收斂變形占全變形的82.7%。而采用三臺階法開挖時，這一數值將降低至65.7%。從現場變形控制表明：掌子面前方的預收斂變形在現場難以測得，根據預收斂變形的測量結果，動態調整支護結構參數很難實現。因此，降低預收斂變形在全變形中的占比，將變形發生過程集中于較易控制的掌子面后方的施工過程中，對隧道變形的控制更有利。

雖然采用三臺階法降低了預收斂變形在全變形中的占比，但仍達到了65.7%，很可能誘發掌子面拱頂坍塌和大變形。表明：現場施工需要重視對隧道圍巖的超前支護，控制預收斂變形的發生，保護圍巖強度。

4.1.2 掌子面擠出變形分析

掌子面擠出變形量指隧道掌子面向已成形洞室內的水平變形，是衡量隧道掌子面穩定的重要指標。根據y=26 m 斷面處隧道掌子面中軸線方向上監測點的變形數據，得到掌子面擠出變形量隨掌子面高度變化的關系，如圖7 所示。

在圖7 中，三臺階開挖掌子面擠出變形曲線a,b,c，分別為上臺階剛開挖至y=26 m 斷面時、受中臺階開挖擾動后、繼續受下臺階開挖擾動后的掌子面擠出變形曲線。

圖7 掌子面擠出變形Fig.7 The deformation of the tunnel face

從圖7 中可以看出，全斷面開挖時，由于受到開挖輪廓線周圍巖體的約束作用，掌子面擠出變形曲線呈現出中間大，兩邊小的分布形態，擠出變形位于中心點位置，最大值為427.47 mm。采用三臺階法開挖時，當上臺階掌子面剛到達監測斷面時，掌子面擠出變形最大值位于中臺階頂部，其值為207.19 mm。受中臺階開挖擾動影響之后，掌子面擠出變形最大位置轉移至上臺階底部，其值為225.68 mm。較中臺階開挖之前，上臺階擠出變形的最大值增長近25%。然后，受到下臺階開挖擾動的影響，掌子面擠出最大值的位置，雖未發生轉移，但進一步增大至233.27 mm，增長幅度較小，約3%。

以掌子面擠出變形的最大值對掌子面變形程度進行評價。采用三臺階法開挖時，掌子面擠出變形減少了45.5%，但變形值仍達到了233.27 mm。隧道掌子面將面臨失穩風險，施工時，需要采取充分的掌子面支護措施，以增強掌子面的穩定性。同時，需要注意的是各臺階施工之間的相互擾動作用對掌子面穩定性的影響程度較大。施工過程中，可以通過控制爆破參數，加長臺階等措施，減少擾動造成的不利影響。

4.2 圍巖應力狀態分析

全斷面開挖和三臺階法開挖產生的圍巖最大主應力和最小主應力云圖，如圖8 所示。

從圖8 中可以看出，采用全斷面開挖時，圍巖應力重分布后，產生的最大主應力為20.86 MPa，最小主應力為35.11 MPa；在拱腳位置處，產生應力集中。采用三臺階法開挖時，產生的最大主應力為16.29 MPa，最小主應力為30.34 MPa；臨時仰拱的拱腳位置處，產生應力集中；對最大主應力和最小主應力的限制量分別為13.59%、21.91%；可以減小圍巖的最大主應力值和最小主應力值。但是，臨時仰拱的拱腳位置發生應力集中。因此，施工過程中，需要對臨時仰拱的拱腳位置進行補強，以增強拱腳位置的承載能力。

圖8 隧道圍巖主應力云圖Fig.8 The cloud map of principal stress tunnel

5 結論

針對渭武高速公路木寨嶺隧道施工過程中圍巖變形特征難以掌握的問題，采用三臺階法對現場施工，借助FLAC3D有限差分軟件進行數值模擬，通過對圍巖變形和圍巖應力狀態的分析，得出的結論為：

1) 產生的預收斂變形在全變形中的占比超過了50%，是誘發掌子面拱頂坍塌和大變形的主因之一。因此，現場施工需加強圍巖超前支護，控制預收斂變形的發生，保護圍巖強度。

2) 雖然對掌子面的變形能起到一定限制作用，但掌子面變形仍較大，穩定性難以保證。現場施工時，需要盡量減小各臺階之間的相互擾動，并輔以掌子面錨桿等變形控制措施，以增強掌子面的穩定性。

3) 臨時仰拱的拱腳位置會產生應力集中。施工過程中，需對拱腳位置進行適當補強。