特大跨度隧道雙側壁導坑法施工步距優化分析

劉 濤

(中鐵十六局集團第三工程有限公司，浙江湖州 313002)

引言

隨著車流量的提高，高速公路隧道斷面也從常規的雙向四車道或六車道，增加到雙向八車道。對于特大跨度隧道，一般分導坑開挖，各導坑的步距需錯開一定的距離。JTGF90—2015《公路工程施工安全技術規范》規定[4]，Ⅳ級圍巖隧道施工的安全步距不得超過50 m。針對施工安全步距，國內工程人員及學者進行一些研究。陳夢月根據廈門翔安海底隧道出口端地質條件，采用數值分析方法，優化CRD(交叉中隔墻法)工法各部之間的步距和步序，改進隧道開挖支護方案，將拱頂沉降控制在最小的范圍內[5]；聶振宇以莞惠城際軌道交通工程松山湖隧道施工為例，通過現場實測研究，修正鐵建設[2010]120號文在修建城際地下鐵路隧道方面存在適應性及可操作性的問題，對步距提出建議[6]；王齊采用FLAC3D有限差分軟件，對深埋隧道Ⅳ級圍巖安全步距進行數值模擬分析，并以實際監控量測數據相印證與參考，探求Ⅳ圍巖及支護條件下的安全步距理論值[7]；王麗鋒基于正交設計原理，通過AQAQUS有限元軟件建立三維動態開挖支護數值模型，對三種大斷面隧道分部開挖法(中隔壁臺階法、CRD法及CD法)進行了不同開挖步距下的計算，揭示不同開挖步距對大斷面隧道圍巖與支護結構的變形及受力狀態影響規律[8]；王玉林以云南某特長隧道工程為例，通過理論分析研究Ⅴ級圍巖段安全步距的合理范圍[9]；凌云鵬等以京張高鐵清華園隧道上穿北京地鐵15號線區間隧道為工程背景，提出一種新的施工方法：上中隔壁下雙側壁預錨錠工法[10]。

隨著施工機械化水平的提高，自行式液壓棧橋及三臂鑿巖臺車已有較多應用。為提高隧道機械化施工的質量和效率，在確保隧道施工安全的基礎上，需對施工步距進行優化，郭磊通過數值模擬對機械化快速施工在Ⅳ級圍巖的條件下，不同施工步距的工況展開了研究[11]；黃維科針對龍昌隧道在Ⅳ級圍巖公路隧道采用大型機械化施工需要，通過數值分析對安全步距進行了動態優化[12]；郝俊明以太錫鐵路太崇段的和平隧道與崇禮隧道工程項目為依托，通過數值模擬結合實測，研究仰拱和二襯的不同步距對隧道開挖安全性的影響效應，并探討在機械化快速施工要求下，隧道在不同級別圍巖施工時仰拱和二襯的施作步距[13]。

以往對大斷面隧道導坑步距研究主要針對CRD、中隔壁法，對于雙側壁導坑法的施工步距研究較少。基于此，以廈門機場高速公路巷東隧道為依托，針對施工現場的機械設備使用，通過數值模擬分析結合現場實測，對施工步距進行優化，以期有效加快施工進度。

1 工程背景

1.1 工程簡介

廈門市翔安機場高速公路巷東隧道為分離式隧道(凈距42～59 m)，雙洞八車道，右洞長900 m，左洞長890 m。隧道單洞建筑限界凈寬18.50 m，凈高為5.0 m。設計速度為100 km/h。場地巖土層構成復雜，從上到下依次為：雜填土、填砂、中粗砂、砂礫狀強風化花崗巖、碎塊狀強風化花崗巖、中風化花崗巖、微風化花崗巖。地下水類型為潛水，賦存于填砂、中粗砂、砂礫狀強風化花崗巖層中。采用雙側壁導坑法施工的主要是洞口淺埋段Ⅴ級圍巖段。

1.2 原施工方案存在問題

一般情況下，導坑跨度宜為整個隧道開挖寬度的1/3。按這一原則設計的開挖及支護方案見圖1。

圖1 巷東隧道Ⅴ級圍巖雙側壁導坑支護(單位：cm)

按上述方案施工，由于左右側導坑尺寸較小，不能滿足大型設備的施工空間，只能采用小型挖掘機開挖，運輸采用小型裝載機配合單橋運輸車，出渣時間長、效率低。為提高機械化作業水平，需擴大左右導坑的尺寸[15]，見圖2。同時要求主洞下臺階距離二襯長度≯20 m；兩側導坑上下臺階間距應≤10 m，導坑掌子面間距應<15 m，導坑超前中間土體≮30 m。

圖2 巷東隧道V級圍巖雙側壁導坑支護(單位：cm)

具體工序如下：①左上導坑開挖10 m；②左上導坑初期支護；③左下導緊跟開挖，左上導坑與左下導坑步距為10 m；④左下導坑初期支護；⑤當左上導坑開挖超過15 m，右上導坑開始開挖；左上導坑與右上導坑步距為15 m；⑥右上導坑初期支護；⑦右上導坑開挖10 m時，右下導開始開挖，右上導坑與右下導坑步距為10 m；⑧右下導坑初期支護；⑨當右上導坑開挖超過30 m時，主洞上臺階開始開挖；右上導坑與主洞上臺階步距為30 m；⑩主洞上臺階初期支護；主洞上臺階開挖10 m時，主洞中臺階開始開挖；主洞上臺階與主洞中臺階步距為10 m；主洞中臺階初期支護；當主洞中臺階開挖20 m，主洞下臺階開始開挖；主洞中臺階與主洞下臺階步距為20 m；主洞下臺階初期支護。

上述施工方案中，由于側導坑上下臺階間距較小，只能選用小型濕噴機作業，存在功效低、回彈率高等問題；另外，主洞下臺階距離二襯較近，下臺階圍巖大部分為堅硬的中風化花崗巖，爆破振動容易影響到臺車，并對已經施工完成的二襯結構產生振動破壞。

1.3 隧道導坑開挖步距調整后的施工方案

通過增加側導洞及主洞的臺階步距，保證濕噴機械手和初噴料罐車作業空間。1個循環施工長度調整為106 m；主洞下臺階與防水板臺車步距調整為20 m；主洞上、中、下臺階步距調整為3～5 m；左、右兩側側壁導坑上下臺階步距調整為25 m；調整后施工步序見圖3。

圖3 雙側壁導坑法調整后施工步序平面

通過三維有限元數值建模，針對雙側壁導坑法施工方案調整前(導坑尺寸擴大，步距不變)，以及優化后(導坑尺寸擴大，步距擴大)的圍巖變形及初支受力進行分析，并通過現場試驗段的實施情況，論證施工方案的合理性。

2 數值分析模型的建立

2.1 數值模型設計

模型范圍內，地質體主要包括表層的碎塊狀強風化花崗巖⑦和中風化花崗巖⑨a，模型尺寸為x×y×z=60 m×80 m×45 m。三維實體模型網格劃分采用10節點高階四面體單元，劃分網格模型見圖4。錨桿的加固相應通過提高錨桿作用范圍內圍巖的強度參數來實現；鋼拱架及噴射混凝土合并考慮，采用板單元模擬。

圖4 隧道三維網格模型

2.2 模型參數

為了更好地反映圍巖在開挖過程中的變形特征，對碎塊狀強風化花崗巖及中風化花崗巖采用不同的本構模型，分別為小應變土體硬化模型(Hardening Soil-Small，HSS)及莫爾-庫侖模型(Mohr-Coulomb，MC)，具體參數見表1。初期支護及臨時支撐均視為線彈性材料，彈性模量28 GPa，泊松比0.15，重度25 kN/m3。

表1 巖土體物理力學參數

2.3 模擬工況

根據步距調整前后施工工序，模擬一個開挖循環施工過程，見表2。

表2 模擬的施工步驟

3 雙側壁導坑開挖步距優化分析結果

3.1 開挖步距優化計算結果

(1)圍巖位移

主洞開挖前，側導坑開挖引起的導坑拱部沉降最大值為3.4 mm，側導坑兩側收斂位移為4.2 mm(以向內收斂位移為正，反之為負)，主洞開挖后，隧道拱頂沉降相比超前側導坑開挖時有一定增加，達到為6.4 mm，兩側腰部變形表現為向隧道外側擠出式位移，隧道兩側收斂位移為6.2 mm。

在距離隧道洞口10 m處斷面設置圍巖位移監測點，在拱頂及左右兩側共設置3個監測點，見圖5。拱頂監測點A′的沉降及兩側監測點B′和C′的水平位移見圖6。

圖5 優化方案圍巖位移監測點布置

圖6 優化方案圍巖位移監測曲線

由圖6(a)可知，拱頂沉降隨主洞的開挖情況密切相關，在step 240以前，由于監測斷面處主洞尚未開挖，此時拱頂沉降較小；step 240以后，主洞開始開挖，此時拱頂沉降快速增加，在 step 340左右時達到最大沉降值6.4 mm；隨著 主洞上臺階的繼續推進約20 m，拱頂沉降趨于穩定(6.3 mm左右)。

由圖6(b)可知，在主洞開挖前(step 240以前)，由于左側導坑超前右側導坑15 m，左側導坑監測點B′水平位移已達到0.9 mm；右側導坑監測點C′水平位移-0.6 mm左右；隨著主洞的開始開挖，隧道兩側B′、C′位移逐漸增大，直到step 340左右，B′、C′點最大水平位移分別達到1.14 mm和-1.04 mm；此后，位移逐漸回落，最后穩定在0.8～0.9 mm。

(2)初期支護

雙側壁導坑法優化方案施工過程中初支結構位移見圖7。由圖7可知，臨時支撐上部的水平位移高于下部；初期支護的噴射混凝土與圍巖的變形基本一致，這是基于兩者密貼前提下得出的結果。

圖7 優化方案初支位移云圖

優化方案初支軸力云圖見圖8。由圖8可知，隨著施工的進展，初支軸力呈增大的趨勢：左側導坑上臺階開挖時，最大壓力約221 kN/m，位于水平臨時支撐中部，在上臺階腳部出現拉應力，為-763 kN/m；右側導坑上臺階開挖后，上臺階腳部的拉應力有所增加(約-877 kN/m)；隨著兩側導坑下臺階及主洞的開挖后，初支腰部的拉應力繼續增加至-1 441 kN/m。

圖8 主洞下臺階開挖25 m初支軸力云圖

初支剪力云圖見圖9。由圖9可知，主洞開挖前，在仰拱初支與豎向臨時支撐腳部相接處附近，初支剪力出現最大值(約978 kN/m)；主洞開挖后，位于豎向臨時支撐與拱頂和仰拱初支相接處，初支剪力極值略有增加(約1 028 kN/m)。

圖9 主洞下臺階開挖25 m初支剪力云圖

優化方案初支彎矩云圖見圖10。由圖10可知，主洞開挖前，初支彎矩極值主要出現在臨時支撐與初支的相接部位，最大彎矩約204 kN·m，施工過程變化不大，主洞開挖后最大彎矩約220 kN·m。

圖10 主洞下臺階開挖25 m初支彎矩云圖

3.2 開挖步距優化前后結果對比分析

開挖步距優化前后的圍巖變形、初期支護位移及內力的極值對比見表3。

表3 圍巖變形及初支內力極值匯總

由表3可知，方案二得到的拱頂沉降減小11.1%，兩側導坑水平收斂相對方案一分別減小64.6%；優化方案的初支軸力只有個別點的壓應力增加較多，大部分的軸力及剪力變化幅度在4%以內，初支彎矩極值降低6%。總體來看，步距調整后，圍巖位移及初支結構內力極值變化幅度不大，處于合理范圍內。

4 工程現場實測分析

4.1 現場測點布置

為了監測隧道開挖過程中，地表沉降及導坑拱頂沉降情況，分別在Z2K6+233～Z2K6+130區間段布置2個監測斷面(每個斷面13個觀測點)；拱頂測點分為左、中、右，具體布置情況見圖11、圖12。

圖11 雙側壁導坑拱頂沉降監測點布置

圖12 地表沉降布置

4.2 監測數據分析

(1)地表沉降監測結果分析

地表沉降累計變化曲線見圖13。

圖13 地表沉降累計變化值-時間曲線

由圖13可知，隨導坑開挖區域的擴大，地表沉降逐漸增大，先是在短期內有一個陡增的過程，而后下沉增速逐漸變緩，并最終趨向于穩定。地表沉降最大沉降值為9.1 mm，最大變化速率為0.5 mm/d，未超過允許范圍。

從變形特征來看，一方面表明導坑開挖擾動誘發地表下沉增大；另一方面也表明在采取支護措施之后，地表沉降發展得到控制。從圖中還可以看出，部分監測點出現隆起的現象，如DBC-Z1-8、DBC-Z2-5、DBC-Z2-9及DBC-Z2-10等測點，這些地表測點位于洞口正上方，由于隧道施工過程中的爆破及拆側壁等作業產生的影響而造成地表隆起。

(2)拱頂下沉監測結果分析

拱頂下沉隨著各個導坑的開挖，在開始的2 d內有一個陡升的階段，但此后，隨著掌子面逐漸遠離監測斷面，監測斷面拱頂下沉雖有波動，但幅度較小，與數值模擬結果基本吻合。

一般來說，左導坑的下沉值大于右導坑及中導坑的下沉值，其原因主要是左導坑先行開挖，后續開挖的右導坑及中導坑對左導坑的變形有一定的影響。但至施工結束，左、中、右導坑的累積最大沉降值差別不大，最大下沉值為12.5 mm，遠低于控制值50 mm；變化速率為0.7 mm/d，也小于控制值3.0 mm/d。

(3)凈空收斂監測結果分析

總體來說，兩側腰部變形特征與數值模擬計算得到的結果相近：朝向隧道外側擠出式位移，收斂位移最大值約14.7 mm，變化速率不超過0.55 mm/d，均在控制范圍內。這表明各導坑開挖及支護施工對附近監測斷面洞周位移有擾動，但影響不大；在20 d之后，圍巖內部位移處于相對穩定狀態。

5 結論

通過對巷東隧道V級圍巖淺埋段雙側壁導坑法施工步距的研究，可以得出以下結論。

(1)原施工方案中，側導洞上下臺階步距≤10 m，主洞下臺階距離二襯≤20 m，無法滿足濕噴機械手基本操作空間，影響施工進度；為提高施工的機械化水平，減少爆破對二襯的影響，增大左右兩側導坑上下臺階的步距，從10 m調整為25 m，調整主洞上、中、下臺階的步距，一個循環施工長度調整為106 m。

(2)導坑步距增大后，拱頂沉降及導坑收斂值略有減少；優化方案的初支軸力只有個別點的壓應力增加較大，大部分的軸力及剪力變化幅度在4%以內，初支彎矩極值降低6%。可見，圍巖位移及初支結構內力極值變化都不大，處于合理范圍內。

(3)地表沉降監測表明，最大沉降約9.1 mm，最大變化速率0.5 mm/d，未超過允許范圍，總體上趨于穩定；各導坑開挖及支護施工對附近監測斷面洞周位移有擾動，但影響不大；洞周位移總體上在20 d之后，圍巖內部位移處于相對穩定狀態。