摘 要：為了研究雙側壁導坑法核心土厚度對節理岩體超大斷面隧道的穩定性影響，以在建的大羅山超大斷面淺埋公路隧道為依托工程，運用離散元數值分析方法，通過改變鋼支撐施加方案，分析了在3種核心土厚度下拱頂沉降、地表沉降、核心土剪切位移、支護結構内力的變化規律。研究結果表明：當核心土厚度L=6.8 m時為最佳開挖方案，此時鋼支撐效果較好，同時建議對位于拱頂剪切滑移面下方的岩體進行超前支護。

關鍵詞：公路隧道;節理岩體;數值計算;雙側壁導坑法;鋼支撐;離散元;

随着高速公路建設的快速發展，複雜地質條件下的淺埋超大斷面隧道工程日益增多，尤其是富含節理、斷層、褶皺的圍岩較為軟弱破碎，地表和拱頂沉降風險較大，雙側壁導坑法一般作為此地質條件下最優的開挖工法[1]。

大羅山隧道的開挖工法采用雙側壁導坑法，将隧道開挖掌子面分為若幹導坑進行分部開挖，左右導坑及時封閉成環能夠有效控制圍岩沉降，同時又減少隧道拱頂開挖的臨空面，對控制拱頂沉降和掌子面穩定具有積極作用[2]。境内已有許多學者對雙側壁導坑法的施工力學特征進行深入研究，如陳凱等[3,4]對核心土厚度進行了研究；盧曉玲等[5,6,7]分析了雙導坑的形狀、位置；李志剛等[8,9,10]對開挖方式進行了優化分析。然而，上述研究均基于連續介質的有限元分析，并未考慮圍岩中結構面的存在。對于富含節理的圍岩，岩體被多組節理切割成無數的塊體，此時隧道拱頂部位的岩體産生較大的臨空面，極易沿着某一節理面發生滑移脫落，此時核心土厚度的選擇直接決定鋼支撐的支護位置，同時支護效果也會有所差别。

本文以在建的浙江溫州大羅山超大斷面淺埋隧道為研究對象，采用離散元方法，分析了3個典型核心土厚度(3.2 m、6.8 m、10.4 m)以及有鋼支撐、無鋼支撐情況下的拱頂沉降、地表沉降、核心土剪切位移、支護結構内力等施工力學反應，通過橫向比較指導支護結構設計參數和施工開挖方案的确定。

在建大羅山隧道位于浙江省溫州市境内，連接金麗溫高速公路東延線工程與沈海高速公路的茶山樞紐處，将現有的沈海高速公路主線左幅兩車道隧道作為樞紐右轉匝道，将現有的主線右幅兩車道隧道作為拓寬後主線的左幅，遠期原位擴挖成單向四車道隧道，在現有的主線右幅單向兩車道隧道西側新建單向四車道超大斷面隧道作為拓寬後主線的右幅，之後在新建超大斷面隧道的西側新建單向兩車道隧道作為樞紐左轉匝道，最終形成“兩車道匝道 四車道主線 四車道主線 兩車道匝道”的超大斷面隧道。大羅山隧道埋深淺，天然坡度15°～25°,坡體表層含角礫粉質黏土，厚度為2 m, 下伏基層為灰紫色熔結凝灰岩，局部見全風化，中風化岩體含晶屑，節理發育程度較高，軟弱破碎圍岩較多，隧道圍岩等級範圍為Ⅲ～Ⅴ級。該隧道有兩組優勢發育節理：J1,傾向15°～35°,傾角50°～70°;J2,傾向295°～310°,傾角110°～125°,隧道掘進方向與節理面平行，層厚均為2 m。

大羅山隧道設置四車道，開挖斷面淨寬18.25 m, 淨高11.5 m, 平均埋深20 m, 屬于超大斷面淺埋隧道。内輪廓淨寬采用曲牆三心圓拱，拱頂半徑10 m, 曲牆半徑6.1 m, 仰拱半徑為29 m, 掌子面最大開挖面積約為300 m2,扁平率0.63,矢跨比0.43。隧道開挖按照a～d部的施工順序，如圖1所示，開挖後及時施加初期支護和臨時支護。将c部開挖和d部開挖的分界線定義為核心土厚度，即圖中L,本文選取3種典型厚度值(3.2 m、6.8 m、10.4 m)開展分析。

圖1 隧道斷面示意

本隧道斷面大、扁平率低，平均埋深僅20 m, 節理裂隙發育，圍岩難以形成壓力拱、自承能力無法發揮，施工過程中隧道圍岩的受力特征難以把握，極易發生掉塊、塌方等工程事故。

UDEC(Universal Distinct Element Code)是一種以離散單元法作為基礎，計算分析非連續介質的二維離散元程序。無數被離散塊體的集合體表示為非連續介質，而離散塊體之間的接觸面表示為不連續面，非連續介質在靜載和動載作用下，塊體被允許沿着不連續面而發生位移和轉動，且位移和轉動的範圍可以較大。用戶可以根據自己的需求将變形塊體劃分成若幹個單元網格，通過用戶給定的“Stress-Strain”準則，變形塊體則表現為線性或非線性特性。

根據大羅山隧道實際工程建立計算模型，結合該隧道地質勘察報告及相關隧道設計資料，選取淺埋段某典型斷面進行研究分析，圍岩所處等級為Ⅳ級。本文利用二維離散元軟件建立計算模型，為防止模型左右邊界及下邊界對計算的影響，模型幾何尺寸取寬為100 m,高為60 m,埋深為19 m,岩層層厚為2 m,兩組節理面的傾角為60°和120°。在模型的左右邊界和下邊界施加位移約束，上邊界為自由邊界，不施加位移約束，僅考慮岩體自重力作用，由于該隧道為淺埋隧道，故不考慮應力邊界對模型的影響[11,12,13]。計算模型如圖2所示。

圖2 計算模型

單位：m

計算模型中假定整塊岩體采用Mohr-Coulomb模型，節理采用Contact-Coulomb Slip模型。初噴混凝土、鋼拱架臨時支護和均布錨杆組成隧道的初期支護體系，初噴混凝土和臨時支護由UDEC中的Struct命令進行模拟；錨杆采用等效加固方式模拟，将隧道洞周圍岩凝聚力提高30%、摩擦角保持不變[14];并采用等效折算方法，以提高混凝土彈性模量的方式考慮，見公式(1)[15]。

E=Eo Ag×Eg/Ac (1)

式中：E為折算後的混凝土彈性模量；Eo為原混凝土彈性模量；Ag為鋼拱架橫截面積；Eg為鋼結構彈性模量；Ac為噴射混凝土橫截面積。

隧道Ⅳ級圍岩及支護結構的物理力學參數根據《公路隧道設計規範》[16]選取(表1),節理面物理力學參數依據文獻[17]選取(表2)。

由于本隧道模型圍岩存在兩組交叉節理，岩體被節理面切割成無數的塊體，當節理面的切向剛度及内摩擦角較小時，處于較大臨空面的岩體将在重力的作用下沿着節理面發生剪切滑移，而發生相對滑移的距離則為節理面剪切位移，發生滑移的節理面則為剪切滑移面。雙側壁導坑法開挖時，隧道拱頂上方的岩體在隧道開挖後産生較大的臨空面而易發生岩體脫落的潛在危險。圖3(a)為計算模型隧道在全斷面無襯砌開挖下拱頂上方岩體脫落前的剪切位移圖，當隧道開挖後，岩體在重力作用下沿着兩條節理面發生剪切滑移，節理面剪切位移達到62.28 mm。圖3(b)為隧道頂部岩體最終脫落圖，隧道頂部岩體沿着剪切滑移面産生大面積脫落，最後岩體形成新的平衡。圖3(c)為3種開挖方案下核心土及臨時鋼支撐與剪切滑移體之間的相對關系圖，可見方案一的鋼支撐位于剪切滑移面以外，方案二的鋼支撐位于剪切滑移面以内，且靠近剪切破壞點，方案三的鋼支撐也位于剪切滑移面以内，但是靠近拱頂處。

表1 圍岩及C25混凝土物理參數

表2 岩層節理面物理參數

拱頂沉降是評價與分析隧道穩定性的重要标準。對于雙側壁導坑法，每個開挖步驟引起的拱頂沉降也有所不同，圖4為隧道在有鋼支撐作用下開挖的拱頂沉降曲線。由圖4可知。(1)在c部即上台階開挖之前，方案一引起的拱頂沉降量為0.70 mm, 方案二引起的拱頂沉降量為1.40 mm, 方案三引起的拱頂沉降量為2.00 mm, 由此可以看出随着隧道左右導洞的開挖面積擴大，對隧道拱頂上方的岩體擾動越大，拱頂沉降也呈現增長的趨勢。(2)c部開挖後，方案一的拱頂沉降增加量為8.56 mm, 占總沉降量的86%;方案二的拱頂沉降增加量為5.50 mm, 占總沉降量的56.5%;方案三的拱頂沉降增加量為2.98 mm, 占總沉降量的30.1%,由此可以看出，随着c步驟的開挖，方案一的拱頂沉降變化速率最大，是因為此時拱頂上方的岩體在核心土開挖後失去較大的承載力，隧道拱頂産生了較大的臨空面，使得隧道産生較大的變形；方案三的拱頂沉降變化速率最小，是由于鋼支撐位于剪切滑移面以内，對位于剪切滑移面下方的岩體具有支撐作用，很大程度上抑制了拱頂的沉降；方案二拱頂沉降變化速率和鋼支撐臨時支護作用介于方案一和方案三之間。(3)随着鋼支撐的拆除，方案一的拱頂沉降增加量為0.69 mm, 占總沉降量的6.9%;方案二的拱頂沉降增加量為2.82 mm, 占總沉降量的29%;方案三的拱頂沉降增加量為4.92 mm, 占總沉降量的49.7%,由此可以看出方案三鋼支撐拆除後拱頂沉降較大，這對初期支護是極為不利的，而方案一拱頂沉降增加量最少，表明此時鋼支撐的施加并沒有發揮較好的臨時支護作用。結合拱頂最終沉降值可以發現，3種方案下拱頂最終沉降值相差不大，核心土的厚度和臨時支護的施加并不影響隧道拱頂最終沉降值，隻影響每步開挖的沉降量。

圖3 計算模型岩體脫落及鋼支撐位置

圖4 拱頂沉降曲線

由于在實際工程中鋼支撐的施加總是落後于隧道的開挖，如果隧道在開挖後短時間内發生較大的沉降，鋼支撐不能及時施加，此時施工安全隐患較大。将無鋼支撐和有鋼支撐開挖方案下拱頂的最終沉降值列于表3,差值表示無鋼支撐開挖下拱頂最終沉降值與有鋼支撐開挖下拱頂最終沉降值的絕對值之差，占比表示差值與無鋼支撐開挖下拱頂最終沉降值的比例關系，由此來表示鋼支撐的支護效果。由表3可知，方案三在無鋼支撐開挖下，拱頂發生了24.2 mm的沉降，雖然此時鋼支撐的效果最好，但此時拱頂圍岩會發生大面積的沉降，這直接影響施工的安全；方案一和方案二在無鋼支撐開挖下，拱頂沉降較小，且綜合數據對比發現方案二較好。

表3 拱頂最終沉降值

隧道開挖引起的地表沉降量大小對地面建築物的安全與否有着重要的影響，為了研究3種方案下隧道開挖對地表沉降量的影響，在隧道軸線正上方的地表處共設置80個監測點，X的坐标範圍是-50～50 m。圖5為無鋼支撐開挖下地表沉降曲線，圖6為有鋼支撐開挖下地表沉降曲線。

由圖5可知，3種核心土厚度方案下地表的沉降曲線變化趨勢一緻，且都以隧道中線呈對稱性分布，最大值均位于隧道中線處，方案三引起的地表沉降量最大，方案一、方案二次之。由圖6可知，曲線規律均與圖5相似，随着鋼支撐臨時支護的施加，地表沉降最大值均有所減少，且方案三減少得最多，表明方案三的鋼支撐效果最好，但是在鋼支撐支護下，3種方案引起的地表沉降最大值相差在0.5 mm以内，表明核心土的厚度和鋼支撐的施加對地表沉降的影響不大。

圖5 無鋼支撐地表沉降曲線

圖6 有鋼支撐地表沉降曲線

圖7為在有鋼支撐的3種開挖方案下左右導坑開挖後核心土節理面剪切位移圖。由圖7可知，方案一、方案二和方案三核心土的節理面最大剪切位移值分别為0.78 mm、1.07 mm、1.95 mm, 方案三産生的核心土節理面剪切位移最大，範圍最小，這是由于核心土的厚度較小，核心土承受了頂部岩體較大的壓力，節理面在壓力的作用下極易發生滑移，而方案二和方案三産生的核心土節理面剪切位移值都很小，但是範圍都較大，可以看出較厚的核心土對頂部岩體的承載力較好。綜上所述，方案一的核心土節理面剪切位移最小，核心土穩定性最好，但是考慮到實際工程中導洞面積過小對機械作業及出渣運輸不利，而方案三的核心土節理面剪切位移最大，核心土岩體的滑移會影響鋼支撐的穩定性，因此方案二在控制核心土節理面剪切滑移和保證施工可行方面最好。

圖7 有鋼支撐核心土節理面剪切位移

将無鋼支撐和有鋼支撐開挖方案下核心土節理面剪切位移最大值列于表4。由表4可知，方案三在無鋼支撐開挖方案下節理面剪切位移為8.91 mm, 相比較其他方案，方案三為最不利方案，此時鋼支撐效果最好，但是最不利于核心土的穩定。結合表4中數據可以發現，鋼支撐的施加可以明顯減小核心土節理面剪切滑移最大值，對控制核心土節理面的滑移具有明顯的作用。

表4 核心土節理面剪切位移最大值

圖8為有鋼支撐3種開挖方案下隧道初期支護彎矩圖。由圖8可知，方案一、方案二和方案三的初期支護拱頂區域正彎矩最大值分别為98.95 kN·m、81.63 kN·m和78.03 kN·m, 拱肩負彎矩最大值分别為-113.5 kN·m、-93.02 kN·m、-89.47 kN·m。3種開挖方案下的彎矩分布形狀均呈“蝴蝶狀”,且均以隧道中線呈對稱性分布，通過對比方案一和方案二的彎矩圖可以發現，方案一的拱頂區域正彎矩和拱肩區域負彎矩是大于方案二的，而方案二的拱腳和拱底處彎矩值是要大于方案一的，在控制隧道安全方面，首先應控制隧道拱肩和拱頂部位的安全，其次再考慮拱底部位的安全，而方案三和方案二的彎矩分布類似，通過拱頂和拱肩的彎矩值對比發現，方案三是略優于方案二的。綜上所述，方案三在控制初期支護内力分布及大小方面較好。

圖8 有鋼支撐初期支護彎矩

将無鋼支撐和有鋼支撐開挖方案下初期支護拱頂區域正彎矩最大值列于表5,拱肩區域負彎矩列于表6。由表5、表6可知，方案二在無鋼支撐開挖方案下拱頂區域正彎矩最大值及拱肩區域負彎矩最大值較其他兩個方案較小，優于其他兩個方案，這對隧道在有鋼支撐方案下的開挖是有利的；而方案三較其他兩個方案的彎矩值最大，此時鋼支撐效果最好，但是初期支護較大的内力是不利于在有鋼支撐方案下隧道的開挖。結合表中數據可以發現，鋼支撐的施加可以有效地減小初期支護的彎矩值，因此表明鋼支撐并不僅僅發揮着臨時支護的作用，對改變初期支護内力方面也有明顯的作用。

表5 初期支護拱頂區域正彎矩最大值

表6 初期支護拱肩區域負彎矩最大值

本文采用離散元方法，以在建大羅山隧道為背景，對雙側壁導坑法核心厚度和鋼支撐支護效果進行研究，通過隧道拱頂沉降、地表沉降、核心土剪切位移和支護結構内力進行對比分析，得到以下結論。

(1)雙側壁導坑法不同核心土厚度開挖方案對拱頂和地表的沉降影響不大，鋼支撐效果不明顯，鋼支撐僅僅發揮臨時支護作用。

(2)3種方案中，在核心土節理面剪切位移、支護結構内力方面，當L=6.8 m時為最佳方案，鋼支撐對抑制節理面剪切滑移和控制初期支護内力分布方面較好。

(3)位于拱頂剪切滑移面下方的岩體極易沿着節理面發生滑移，建議做好拱頂部位初期支護加固措施并提高鋼支撐剛度。

(4)避免将鋼支撐施加在剪切滑移面以外，應合理施加在剪切滑移面以内，發揮鋼支撐的臨時支護作用。

(5)綜上所述，節理岩體超大斷面隧道的雙側壁導坑核心土厚度應選擇L=6.8 m。

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