雙洞八車道公路隧道單側壁導坑法施工技術

方毓澄，尹道林

（1 廣東省高速公路有限公司，廣東廣州 510623；2 中鐵十一局集團第四工程有限公司，湖北武漢 430070）

0 引言

中國自21 世紀初開始興建四車道及以上的公路隧道，經過近二十年的演進，我國的四車道公路隧道建設已步入長隧道時代[1]。然而，在國內大多數大斷面四車道隧道的施工中，仍然使用的傳統方法，如CRD 法、雙側壁導坑法等小斷面多分步開挖工藝。

李合銀等[2]采用數值模擬對超大跨度公路隧道IV 級圍巖采用CD 法、上臺階CD 法和三臺階七步開挖法施工的隧道變形和支護結構受力情況進行分析，通過開展現場試驗分析施工方法的可行性。燕新等[3]基于烏魯木齊西山隧道對單洞四車道在CRD 開挖工法下的支護結構進行了分析。陳國政等[4]深入分析了三臺階七步開挖法實際應用過程中在超大斷面扁平結構Ⅳ級圍巖地質結構中高效施工的優勢。李建軍等[5]針對特大斷面隧道，通過對掌子面圍巖深入分析，結合現場工法的改進，首次提出將雙側壁導坑工法變更為部分直CD 導坑法。王辛堂等[6]分析了大斷面隧道的開挖及支護施工技術，對隧道建設中面臨的復雜地質條件和嚴格施工要求進行了深入剖析，提出了詳細的解決措施。袁楓斌等[7]針對超大斷面山嶺隧道開挖方案設計進行研究，并經過現場實際施工后監控量測及數值模擬進行驗證。牛富生等[8]為研究交叉中隔墻法（CRD）在淺埋大跨雙洞隧道Ⅴ級圍巖條件下的適應性，采用ANSYS 開展了洞室開挖各施工工序下“圍巖-支護”系統的動態施工力學行為研究。劉夏冰等[9]綜合數值模擬和現場監測，研究Ⅴ級圍巖在雙側壁導坑法開挖下的初期支護體系力學特性，推導出考慮導坑掌子面三維開挖影響的圍巖壓力計算方法。由上述研究可知，目前國內外對于雙洞八車道公路隧道開挖的施工工法研究較少，尤其是結合機械化進行開挖。傳統的單側壁導坑法施工設計和開挖輪廓并不利于機械化設備的連續作業[10]，施工步序多，施工效率低，目前隧道機械化[11-17]施工普遍采用全斷面法來進行圍巖開挖，其次采用臺階法。

基于此，本文針對雙洞八車道超大跨度公路隧道機械化單側壁導坑法施工技術進行了研究，論述了機械化單側壁導坑法的施工原理及施工工藝流程，并通過數值模擬驗算開挖過程中各工序的安全性，最后通過現場監控量測驗證了其合理性，可為相關工程提供參考與指導。

1 工程概況

城仔山超大跨度公路隧道起于汕尾市海豐縣梅龍鎮進口，止于深汕合作區赤石鎮出口。該隧道采用雙洞八車道分離式設計，左線隧道的起止里程為ZK52+289 至ZK54+616，全長2 327 m；右線隧道的起止里程為K52+322 至K54+693，總長2 371 m。隧道主要穿越Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級圍巖，占比分別為48%、25%、27%。隧道的最大開挖寬度為22.6 m，最大開挖面積達254.54 m2，屬于超大跨度公路隧道。相關工程的詳細概況可參見圖1。

圖1 城仔山雙洞八車道公路隧道工程概況圖

2 施工原理

機械化單側壁導坑法開挖斷面及具體施工原理如下：

2.4 m 每3 個循環即7.2 m 進行一次10 m 超前導管施工，前后搭接長度為2.8 m；每一循環都需要進行洞身錨桿、鎖腳錨桿的施作。

開挖左導坑上部（1-1），開挖高度8～8.5 m，立臨時支撐，并施加支護；左導坑上部開挖10 m 后重復上述工作開挖左導坑中部（1-2），開挖高度2.2～2.3 m，開挖15 m 后重復上述工作開挖左導坑下部（1-3），開挖高度3.7～4 m，然后進行仰拱初至，左導坑開挖31 m 后，重復上述工作開挖右導坑。

初支封閉成環距掌子面61 m 后，對后方12 m 的區域進行拆撐，并在后預留12 m 的錯車區域，錯車區后方40 m 為仰拱施工區域，緊接其后方22 m 為防排水、鋼筋施工區，最后方12 m 為二襯施工區，具體見圖2、圖3。

圖2 機械化單側壁法開挖斷面示意圖

圖3 機械化單側壁法施工工序縱斷面圖

施工過程注意事項：

1）當隧道處于淺埋、偏壓、土質圍巖路段一次性開挖進尺不大于2 榀，破碎石質圍巖地段一次性開挖不大于3 榀。當掌子面具備巖性為強風化、洞內無明顯滲水、埋深大于25 m 條件時，一次性開挖進尺可按3 榀實施，且上臺階長度控制為不大于10 m，初支封閉成環距掌子面距離不大于62 m。二次襯砌應根據監控量測結果綜合分析，適時施作；

2）臨時鋼拱架應在主洞初期支護鋼拱架閉合且變形穩定之后方可拆除,一次最大拆除長度不大于12 m（一板二襯施作距離）。當需要進行工法轉換時，注意臨時支撐拆除順序，確保施工安全，拆除工藝詳見二襯施工方案；

3）施工過程中應嚴格遵循“管超前，嚴注漿，短開挖，強支護，勤量測，早封閉”的原則；

4）施工中應根據圍巖監控量測結果及時調整預留變形量、開挖方式和修正支護參數，確保安全。

3 施工工藝

在施工前，首先進行超前地質預報，對前方巖體進行探測，然后進行左導坑超前支護，緊接著進行左導坑上臺階開挖，并進行支護；接著對中上臺階進行開挖與支護，最后對左導坑三臺階同時進行開挖及支護，右導坑相關工藝流程同左導坑一致。整體結束后，對初期支護進行封閉，拆除中隔壁臨時支撐，并進行仰拱澆筑、混凝土回填。對初期支護進行監控量測，并施加防水施工、拱墻襯砌，整個施工工藝流程圖如圖4 所示。

圖4 機械化單側壁導坑法工藝流程圖

4 數值模擬結果分析

4.1 數值模擬建立

采用FLAC3D 5.0 以單洞四車道分離式隧道IVa 復合式襯砌設計斷面為準，建立三維數值模型，模擬隧道單側壁導坑法分部開挖、超前支護施作、洞身支護施作等施工過程，其中土體采用摩爾庫倫準則，支護結構按照彈性本構計算，通過計算特定步數進行應力釋放，計算模型見圖5 所示。

圖5 IVa 復合式襯砌單側壁導坑法三維數值模擬計算模型

4.2 模擬結果分析

針對深汕西高速公路城仔隧道進口段單側壁導坑法施工過程中十二組不同施工階段（開挖左導洞上臺階、開挖左導洞中臺階、開挖左導洞下臺階、左導洞棄渣回填、開挖右導洞上臺階、開挖右導洞中臺階、開挖右導洞下臺階、右導洞棄渣回填、拆除中隔壁、開挖棄渣、仰拱填充、二襯封閉）。通過數值模擬主要給出這十二組不同施工階段的云圖計算結果，其中第十二階段的應力云圖如圖6 所示，同時總結歸納各階段計算結果如表1 所示。

表1 單向側壁導坑法數值模擬計算結果

圖6 單側壁導坑法施工（第十二階段）數值模擬云圖

由圖6 及表1 可以看出，左、右導洞掌子面圍巖剪應變增量最大值均未形成潛在的連續剪切破壞面，故掌子面未發生整體破壞。洞身處拱頂沉降逐漸增大至0.376 cm，拱頂沉降處于穩定狀態。鎖腳錨桿的最大拉壓應力小于HRB400 鋼材極限強度，且初支應力分布均未達到C30 早高強噴射混凝土破壞標準?？傮w而言，IVa 復合式襯砌單側壁導坑法在IV 級中圍巖條件下，整個施工過程中除噴射混凝土最大拉應力因應力集中而有部分超出，其余部分皆安全。為保證施工的安全性，施工過程中應對中隔壁和初支的交接處進行加強處理。

4.3 施工力學分析

選擇數值模型中縱向20 m 斷面，提取支護結構位移、應力數據，并分析機械化單側壁導坑法支護結構施工力學特征。

1）洞周位移隨工序變化規律

由圖7 可知，隧道拱頂下沉曲線整體表現為持續上升，但在變化過程中出現幾個明顯的轉折點，即工序4（左導洞棄渣回填）、工序6（開挖右導洞中臺階）、工序7（開挖右導洞下臺階）。工序1—4 均處于左導洞的施工階段，由于中隔壁良好的支撐效果以及左導洞較大的矢跨比，此時隧道有較好的承載能力，故隧道拱頂下沉量表現為緩慢上升；工序4—6 拱頂下沉量急速上升的主要原因有：（1）隧道輪廓擴大造成的應力重分布；（2）右導洞開挖造成中隔壁兩面臨空，中隔壁能自由彎曲。工序7 雖然也會造成隧道輪廓擴大以及中隔壁臨空面積增大，但右導洞下臺階開挖完成后施加的右導洞仰供初支會使整個隧道初支封閉，提高了隧道的整體承載力；由于隧道初支封閉，工序7—12 均具有較好的豎向承載能力，但隨著洞深的增加，隧道拱頂下沉曲線整體表現為緩慢增加。

圖7 洞周位移隨工序變化曲線

隧道水平收斂值主要受隧道輪廓以及支護結構的影響。其中工序1—8 主要受隧道輪廓影響，工序1 隧道水平收斂值急劇上升的原因是左導洞輪廓變大造成應力重分布；工序2—4 隧道水平收斂值保持平穩說明左導洞下臺階的開挖和填充對左導洞洞周位移影響不大；工序4—5 隧道水平收斂值變化量較小的原因是中隔壁具有良好的支撐作用；工序6—7 隧道水平收斂值呈下降趨勢，原因分別為工序7 初支封閉造成隧道承載力提高以及工序8 下臺階棄渣回填能較好地約束拱腳。

工序8—12 受支護結構影響，工序8—10 的水平收斂值呈上升趨勢，原因為工序9 拆除中隔壁，造成隧道在豎直方向上向內收縮以及水平方向向外擴張，最終導致水平收斂值增大；工序10 開挖棄渣，造成隧道拱腳約束減弱，進一步提高了水平收斂值。在工序11 即仰拱填充后，水平收斂值得到有效控制。

2）支護結構應力隨工序變化規律

由圖8 可知，鎖腳錨桿的最大拉應力值受隧道輪廓的影響較大。左導洞矢跨比大于1，故在工序1—4 中，左導洞的水平壓力較大并且有水平收縮趨勢，左導洞的鎖腳錨桿始終受拉。在工序1—3 中，左上臺階鎖腳與左中臺階鎖腳的最大主應力變化趨勢相反，并在工序3 時左導坑中臺階超過左導坑上臺階，說明左導坑中臺階已取代左導坑上臺階成為對鋼架的向內位移的控制性構件。在工序4 時，由于左導洞回填的棄渣約束了拱腳，鎖腳錨桿受力改善，左導坑上中臺階最大拉應力值均下降。當右導洞開挖后改變了監測斷面輪廓，隧道的矢跨比小于1，隧道的豎向壓力較大并且有水平擴張趨勢，故左上臺階和左中臺階的鎖腳錨桿最大主應力分別在工序5 以及工序6 由正值變為負值。

圖8 鎖腳錨桿應力隨工序變化曲線

對于最大壓應力值，所有鎖腳都是先增大后趨于平緩，兩側上臺階的鎖腳壓應力都遠大于中臺階鎖腳，說明上臺階的鎖腳是鋼架的向外位移的控制性構件。同時左右兩側上臺階鎖腳錨桿最大壓應力基本吻合，而左中臺階鎖腳錨桿最大壓應力大于右中臺階，說明上臺階鎖腳錨桿受洞深影響較小，中臺階鎖腳錨桿受洞深影響較大，且洞深越大，應力值越大。

由圖9 可知，在工序1—5 中，噴射混凝土最大拉應力均位于中隔壁與初支的交接處，其變化趨勢為快速上升，原因是中隔壁與初支交接形成的交接處較尖銳易應力集中同時隨著斷面開挖面積的不斷增大，圍巖應力重分布，初支支護愈發不利。在工序5—7 中呈下降趨勢，原因是工序6 開挖右中臺階，改善了中隔壁的變形約束，噴射混凝土最大拉應力由中隔壁與初支的交接處轉移至拱頂；工序7 由于初支封閉，極大地改善了隧道的承載能力，噴射混凝土最大拉應力進一步下降。工序8—12，噴射混凝土最大拉應力均位于拱頂，隨著初支封閉以及后續支護體系的不斷加強，噴射混凝土最大拉力維持相對穩定。

圖9 噴射混凝土應力隨工序變化曲線

噴射混凝土最大壓應力主要受隧道輪廓的影響，在工序1—8 中，最大壓應力位于上臺階拱腳，由于斷面開挖面積的不斷增大，圍巖應力重分布，初支支護愈發不利。在工序9—12 中，由于初支封閉成環，噴射混凝土最大壓應力維持相對穩定。

5 結語

本文針對雙洞八車道公路隧道在Ⅳ級圍巖下的機械化單側壁導坑法，利用數值模擬和現場監測進行分析，得到了以下結論：

1）機械化單側壁導坑法的各工序施作時，沉降快速增長，其中左導洞棄渣回填后，沉降增長最大，增加量為50%。對于水平收斂，左導洞開挖結束后，由于中隔壁具有很好的支撐作用因此收斂值有所下降，但隨著右導洞棄渣回填，中隔壁的拆除，收斂值又大幅增加；

2）鎖腳錨桿的最大拉應力值受隧道輪廓的影響較大，最大壓應力值都是先增大后趨于平緩，兩側上臺階的鎖腳壓應力都遠大于中臺階鎖腳，說明上臺階的鎖腳是鋼架的向外位移的控制性構件；

3）噴射混凝土的最大拉應力在中隔壁的變形約束改善前位于中隔壁與初支的交接處，改善后位于拱頂，在右導洞中臺階開挖前，最大拉應力不斷增大，之后隨著支護體系的不斷加強，最大拉應力不斷減小；噴射混凝土最大壓應力位于上臺階拱腳，隨工序持續增大。