基于襯砌結構受力的四洞并行公路隧道群施工相互影響分析

譚 鵬， 王福聰， 肖 昌， 俞 凡， 馬龍祥*

(1.中鐵二局第五工程有限公司， 成都 610091； 2.中鐵城市發展投資集團有限公司， 成都 610000； 3.西南交通大學土木工程學院, 成都 610031)

近年來，中國城市化進程的加快和人民生活水平的不斷提高對公共交通尤其是高速公路的建設提出了更高的要求。新建高速公路的規模越來越大，大量的三車道、四車道超大斷面高速公路隧道先后建成。與此同時，在山區高速公路選線時由于受地形限制，使得小凈距隧道越來越多地出現在工程實踐中。在小凈距群洞隧道施工過程中，圍巖由于受多次擾動，更易破壞，從而給施工安全帶來隱患，對施工技術提出了更高要求[1-4]。小凈距隧道群施工的主要技術內容包括施工順序選擇、支護參數設計、中巖柱加固等。針對這一問題，中外對并行小凈距隧道的施工開展了大量研究。田志宇等[5]通過數值計算、模型試驗和現場試驗等研究手段，從靜力學、動力學兩個方面，對小凈距隧道中夾巖的破壞模式進行了研究，得到了小凈距隧道中夾巖的破壞始于靠先行洞一側拱腰位置的結論。范曉真等[6]采用ABAQUS有限元軟件對小凈距上下重疊盾構隧道的施工擾動進行了研究，得出了不同上下行隧道施工順序對襯砌結構受力無顯著影響，但會顯著影響已建隧道的襯砌位移的結論，并提出了先開挖下行隧道，再開挖上行隧道的施工順序。吳夢軍等[7]通過FLAC3D數值模擬和現場監測的手段，對卵石層小凈距隧道不同開挖凈距與掌子面縱向間距下襯砌結構受力變形與地表沉降進行了研究，提出了左右洞合理凈距與先后行洞掌子面安全縱向間距。王春國[8]針對偏壓大跨小凈距隧道在施工過程中的應力應變變化規律展開研究，并利用現場監測數據進行對比論證分析，為偏壓大跨小凈距公路隧道的設計和施工提供了科學依據。

雖然中外學者對小凈距隧道施工設計積累了一定的經驗和成果，但大多局限于兩線隧道施工的相互影響，而對四洞并行大斷面山嶺隧道群建設過程中的施工相互影響問題的研究還極為少見，并無一套成熟的技術可供參考。為此，采用FLAC3D有限差分軟件，依托成都天府機場高速公路龍泉山隧道工程建立數值計算模型，模擬群洞動態開挖過程，研究后行隧道施工對先行隧道圍巖塑性區特征及支護結構位移與應力大小與分布的影響，以期為類似工程提供經驗參考。

1 工程概況

成都新機場高速公路主線全長56 km，共設置兩座隧道，分別為龍泉山1號隧道(2 236 m)和龍泉山2號隧道(2 381 m)，兩隧道均采用雙向10車道客貨分流設計(車道布置為2+3+3+2形式，各洞室按線路前進方向自左向右依次為D1、K、D2、D3)，設計時速120 km/h。龍泉山地質條件較為復雜，為砂巖與泥巖薄層及透鏡體，隧址區圍巖等級為Ⅳ、V級為主。隧道最大開挖斷面達到190 m2，隧道間距10～40 m，屬小凈距大斷面隧道，如圖1所示。

隧道群各洞室開挖斷面面積分別為120、180、180、120 m2圖1 龍泉山1號隧道出口情況Fig.1 Exit of Longquan Mountain No.1 Tunnel

2 數值計算方案

2.1 計算模型

根據龍泉山隧道施工設計方案，采用FLAC3D軟件對隧道群開挖和支護進行三維數值模擬。模型計算范圍水平方向及隧道底板以下圍巖取4倍洞跨或洞高(三車道隧道最大跨度達到19.8 m，兩車道隧道開挖跨度為14.2 m)，計算模型隧道凈距均取現場實際典型凈距15 m，上邊界取至地表[9-11]，沿隧道軸線方向長90 m，模型總體尺寸為長(沿隧道橫斷面方向)×寬(沿隧道軸向)×高(沿隧道群豎向)=200 m×90 m×90 m。模型邊界施加約束條件，上邊界為自由面。地層采用Mohr-Coulomb屈服準則的彈塑性本構模型進行模擬，初期支護及二次襯砌均采用實體單元模擬，錨桿采用錨索單元，鋼架作用則按剛度等效方法將鋼架彈性模量折算給噴射混凝土，數值計算模型如圖2所示。

圖2 隧道群計算模型Fig.2 Calculation model of tunnel group

2.2 群洞施工順序模擬

為確保安全施工，避免相鄰兩洞之間相互干擾，確保中巖墻穩定不被破壞，在隧道群開挖時，控制先行洞與后行洞的開挖步距。龍泉山隧道四洞開挖順序及錯距控制如下：兩側2車道隧道先同時開挖，接著中間兩3車道隧道依次開挖，相鄰隧道掌子面錯開距離控制在30 m。數值模擬過程中，考慮隧道在實際開挖過程中的應力調整和初期支護施作時機，通過采取應力釋放的方法模擬實際開挖。Ⅳ級圍巖條件下應力釋放率控制在30%，并在初期支護結構施作后，釋放所有剩余荷載[12-13]。

2.3 計算參數

本工程的地質情況主要以粉砂質泥巖、砂巖為主，為方便分析及計算，以Ⅳ級圍巖地質條件為主進行研究分析。隧道初期支護采用C25噴射混凝土，二襯采用C30混凝土，圍巖及支護的物理學參數參照《公路隧道設計規范》(JTG D70—2004)[14]取值，具體如表1所示。其中，隧道超前小導管注漿加固等效為圍巖材料性質的提高[15]，鋼架作用則按剛度等效方法將其彈性模量折算給噴射混凝土[16]。

表1 圍巖及支護材料力學參數Table 1 Mechanical parameters of surrounding rock and support materials

3 數值計算結果及分析

3.1 圍巖塑性區分布特征分析

圖3給出了隧道群開挖過程中的塑性區分布：在兩側2車道隧道開挖初始，圍巖塑性區主要分布在隧道拱肩、邊墻和拱腳部位，由于兩隧道距離較遠，在塑性區分布上未產生明顯相互影響。隨著中間兩3車道隧道的開挖，兩側先行洞左右拱肩及拱腳部位塑性區變大，且在靠近后行洞一側的變化較大。綜上，可以發現隧道群開挖過程中并不會引起較大范圍的塑性區發展，進而不會導致處于薄弱部位的中巖柱出現塑性區貫通現象，說明在該開挖順序下隧道群施工的相互影響有限，最終塑性區在可控范圍，能滿足施工開挖圍巖穩定性的要求。

圖3 隧道群開挖過程中圍巖塑性區Fig.3 Plastic zone of surrounding rock in the tunnel group excavation process

3.2 洞周監測點受力及變形分析

為了對隧道群開挖過程中先行洞初支的變形及受力情況進行研究，特在每個隧道斷面布置8個監控點[17]，如圖4所示。

圖4 洞周監測點布置Fig.4 Layout of monitoring points around primary lining

圖5～圖8為隧道群開挖過程中隧道初支受力及變形情況。從圖5、圖6隧道群開挖過程中各洞監測點最大主應力和最小主應力變化來看，隧道初支受力受相鄰隧道開挖影響較大，在初支受壓方面表現更為明顯。而先行洞初支受力在相鄰后行洞開挖完成后即趨于穩定，其受力隨后續隧道開挖不再發生顯著變化，這主要是由于后續隧道與先行洞間距離增大，對先行洞圍巖造成的擾動有限。先行隧道初支壓應力增量較大的部位主要分布在先行洞靠近后行洞一側的邊墻位置；而拉應力增量較大的部位則主要分布在拱頂部位且其量值較大。同時，上述量值大小均隨后行洞開挖斷面的增加及隧道凈距的減小而增大。

圖5 隧道群開挖過程中各洞監測點最大主應力變化Fig.5 Maximum principal stress change diagram of monitoring points in the tunnel group excavation process

圖6 隧道群開挖過程中各洞監測點最小主應力變化Fig.6 Minimum principal stress change diagram of monitoring points in the tunnel group excavation process

由圖7、圖8可見，在隧道群開挖過程中，隧道初支均產生向隧道內收斂的變形，且變形量較大值集中在隧道拱頂部位。隧道初支變形同受力變化規律基本一致，先行隧道初支變形受到后行隧道開挖的影響，且影響程度隨隧道凈距的減小和開挖斷面的增大而增大。

圖7 隧道群開挖過程中各洞監測點位移變化Fig.7 Displacement change diagram of monitoring points in the tunnel group excavation process

圖8 隧道群開挖完成后圍巖及初支變形Fig.8 Surrounding rock and primary lining deformation after tunnel group excavation

總體上看，隧道初支受力和變形均處在合理范圍值以內，滿足隧道初期支護結構受力承載和變形要求，表明在該施工工序下能夠滿足施工安全性要求。

4 現場監測分析

由數值模擬結果可知，采用兩側2車道隧道先同時開挖，接著中間兩3車道隧道依次開挖，同時相鄰隧道掌子面錯開距離控制在30 m的施工工序能夠滿足施工安全性要求，故在現場采用該施工工序進行開挖。現場各隧道具體施工順序如圖9所示。各隧道均采用臺階法施工，上臺階長度控制在15 m(1～1.5倍洞徑)，在地層失去自穩能力之前盡快開挖下臺階，并且及時施作初期支護，如圖10所示。

圖9 隧道群施工順序示意圖Fig.9 Construction sequence sketch of tunnel group

采用在現場對初期支護變形進行跟蹤監測，監控點布置如圖11所示。

圖11 初支監控點布置Fig.11 Layout of initial support monitoring point

通過對4個隧道里程D1K22+174、D3K22+252、K22+730、D2K22+760典型斷面隧道拱頂變形分別進行跟蹤監測，經統計得到各隧道拱頂沉降實測曲線如圖12所示。可以看出：各隧道拱頂沉降隨隧道開挖過程逐漸收斂，沉降最終量值均比數值計算結果偏大，主要表現在三車道隧道K線和D2線上，最大偏差在32%左右；隧道拱頂沉降變化規律與數值模擬結果類似，即先行隧道拱頂沉降受后行相鄰隧道開挖的影響較明顯，先行隧道拱頂沉降有明顯增大現象。

圖12 各隧道拱頂沉降實測曲線Fig.12 Measured curve of settlement of each tunnel vault

總體上看，數值計算結果與現場監測數據相差不大，在一個量級范圍內且變形規律基本一致，故此數值計算能較好模擬龍泉山隧道群的實際開挖過程。

5 結論

以龍泉山大斷面小凈距隧道群為工程依托，運用數值模擬手段并結合現場監控量測數據，分析后行隧洞開挖對先行隧洞圍巖塑性區、初支受力及變形產生的影響。得出如下主要結論。

(1)先行隧道初支受力及變形受后行相鄰隧道開挖影響較大，且其影響隨著隧道凈距的減小和后行隧道斷面的增大而增大；先行隧道初支壓應力最大增量發生在靠后行隧道一側的邊墻部位，拉應力最大增量發生在拱頂部位。

(2)從現場監控量測數據來看，采用先開挖兩側兩車道隧道，再依次開挖中間兩個三車道隧道，且各相鄰隧道開挖掌子面錯距30 m的施工方案，可將各隧道初支結構受力及變形等安全性指標保持在可控范圍。

(3)鑒于后行隧道對先行隧道的初支受力及變形的擾動影響，建議先行隧道不宜過早施作剛性初支，以免隧道群后行隧道開挖引發先行隧道初支破壞開裂，至于對隧道群初支施作時機則有待進一步的研究。