胶州湾海底隧道不对称双连拱断面施工优化分析

2012-08-17张成平王梦恕

中国工程科学 2012年1期

王凯，张成平，王梦恕

(北京交通大学隧道及地下工程教育部工程研究中心，北京 100044)

1 前言

连拱隧道是在接线困难时出现的一种特殊结构形式，而不对称连拱隧道更是特殊条件下的一种特殊结构形式的隧道，多位于大拱隧道与连拱隧道、连拱隧道与小间距隧道的过渡地段。由于不对称双连拱隧道开挖支护会引起两隧道间岩土体的移动方向不一样，相互影响作用剧烈，较之标准双连拱隧道，围岩应力重分布和支护荷载转换更加复杂，多次扰动使得围岩容易发生失稳，因此其支护方法、施工方法、稳定性评价在设计与施工过程中应给予充分重视。在我国，不对称双连拱隧道可借鉴的工程经验较少，设计和施工方法都还不成熟，目前还没有较明确的规范，仍处于边施工边探讨的阶段，理论研究滞后于工程建设需求的发展。

笔者根据青岛胶州湾海底隧道匝道与主隧道交叉口的地质条件、隧道尺寸及施工方案等资料，建立合适的数值计算模型，针对不同的施工开挖顺序和掘进进尺制订4种施工方案，并采用岩土体工程通用有限差分软件FLAC3D进行相应的动态施工三维数值模拟，通过比较各方案的地表沉降、拱顶沉降和支护结构位移以及围岩应力和支护结构应力的分布情况，对施工方案进行优选。

2 工程概况

青岛胶州湾海底隧道是连接青岛市主城与辅城的重要通道，南接黄岛区的薛家岛，北连青岛老市区团岛，下穿胶州湾湾口海域。隧道全长7800 m，其中路域段3850 m，海域段3950 m，由两条正线隧道、一条服务隧道、团岛端进出匝道隧道组成。设双向6车道，按城市快速道路标准，行车速度80 km/h，使用年限为100年，主隧道净空面积约120 m2，采用钻爆法施工。

青岛海底隧道团岛端陆域段左线与匝道结合处隧道长 212 m，宽 16．72 ～27．82 m，高 12．60 ～18．05 m，断面呈喇叭口状。覆盖层厚12 m，三处断层破碎带，由杂填土、砂砾石、风化断层破碎岩组成，属超浅埋、超大断面隧道。主隧道与匝道结合处以及匝道分岔口处断面类型较多，共有11种断面形式，隧道结构形式变换频繁，而且断面跨度大，施工工序多，受力状态复杂。其中，D11Z型大跨度不对称双联拱断面位于里程 ZK2+800．78～ZK2+811．55，其开挖跨度为27．1 m，开挖高度为10．0 m。

D11Z型不对称双连拱隧道典型断面尺寸参数见图1，图中显示均为隧道结构净空尺寸。

图1 D11Z型隧道横断面图(单位:mm)Fig．1 Type D11Z cross-section of the tunnel(unit:mm)

3 数值计算模型及计算方案

3．1 计算模型

整个D11Z型不对称双联拱断面所在里程ZK2+800．78 ～ ZK2+811．55，选择位于其中的 ZK2+800．78为典型断面。该断面围岩级别为V级，最大覆盖层厚度14．78 m。为了进行三维动态施工情况的模拟以及考虑隧道开挖的端部效应，模型取纵向36 m进行模拟计算，隧道结构和关心部位附近采用小尺寸单元进行加密。整个计算范围为200 m×100 m×36 m，隧道计算模型如图2所示。图3为局部网格模型，计算模型共有 47850个节点，44016个单元。

图2 隧道计算模型Fig．2 Calculation model of tunnel

图3 局部网格模型Fig．3 Partial mesh mode

3．2 计算参数

围岩物理力学参数沿隧道走向变化不大，故计算中采用断面ZK2+800．78的围岩参数，按《青岛胶州湾湾口海底隧道工程地质详勘工程地质报告》选取，具体取值见表1。围岩材料采用实体单元模拟，力学模型为Mohr-Coulomb塑性模型。

隧道初期支护采用钢拱架、挂网、C25喷射混凝土，二次衬砌采用C50钢筋混凝土，衬砌结构计算参数按照《公路隧道设计规范》［1］选取，见表2。初期支护和二次衬砌均采用实体单元模拟，力学模型为各向同性弹性体模型。钢拱架的作用采用等效方法予以考虑，即将钢拱架的弹性模量折算给混凝土［2］，折算的弹性模量可以按下式计算选取:

式(1)中，E为折算后混凝土的弹性模量;E0为原混凝土的弹性模量;Eg为钢材的弹性模量;Sg为钢拱架截面积;Sc为混凝土截面积。

表1 围岩计算参数Table 1 Calculation parameters of surrounding rock

表2 支护结构计算参数Table 2 Calculation parameters of supporting structure

3．3 施工方法优化分析

3．3．1 开挖顺序的优化分析

由于地下工程的开挖问题具有非线性的路径相关性［3］，因此开挖、支护顺序不同，都有各自不同的应力、变形历史过程和最终不同的力学效应。为了研究不对称双连拱隧道的开挖顺序对地层变形的影响，笔者选择两种施工顺序对不对称双连拱隧道的施工效应进行数值模拟分析。

施工工序一见图4:1为开挖匝道断面右导洞并及时初支;2为匝道断面右导洞二次支护;3为开挖中导洞并及时初支;4为施作中隔墙模筑;5为回填中导洞顶部及中隔墙左侧;6为开挖匝道断面中部并及时初支;7为匝道断面模筑封闭;8为开挖主隧道断面左导洞上台阶并及时初支;9为开挖主隧道断面左导洞下台阶并及时初支;10为主隧道断面左导洞二次支护;11为开挖主隧道断面中部并及时初支;12为拆除临时支撑和中导洞左侧;13为主隧道断面模筑封闭。

施工工序二见图5:1为开挖中导洞并及时初支;2为施作中隔墙模筑;3为回填中导洞顶部及中隔墙左侧;4为开挖匝道断面右导洞并及时初支;5为匝道断面右导洞二次支护;6为开挖匝道断面中部并及时初支;7为匝道断面模筑封闭;8为开挖主隧道断面左导洞上台阶并及时初支;9为开挖主隧道断面左导洞下台阶并及时初支;10为主隧道断面左导洞二次支护;11为开挖主隧道断面中部并及时初支;12为拆除临时支撑和中导洞左侧;13为主隧道断面模筑封闭。

图5 施工工序二Fig．5 Construction sequence 2

3．3．2 不同掘进进尺的优化分析

隧道施工中，决不能片面地强调施工进度，这不仅影响到围岩的稳定，而且还会大大削弱预支护的作用。合适的进尺速度对于洞室的稳定性和控制地表沉降都有一定的影响作用［4］。笔者计算选择掘进进尺1．5 m和3 m两种方案。

于是，针对不同的开挖顺序和掘进进尺，采用了4种计算方案，见表3。

表3 4种计算方案Table 3 Four computing schemes

4 计算结果分析

4．1 位移分析

4．1．1 地层位移

为获得不对称双连拱隧道分步施工过程中地表沉降槽的变化规律，以方案4为例，施工全过程地表沉降槽变化曲线如图6所示，图中以主隧道断面纵向中轴线为x轴原点。

图6 方案4施工全过程地表沉降槽变化曲线Fig．6 Curve of surface subsidence change during complete process in scheme 4

图7是不对称双连拱隧道按方案4施工完成后典型断面围岩竖向位移等值线图。从图7中可以看出:

1)在隧道开挖过程中，由于开挖引起的应力释放和地层扰动，地层发生了位移，在主隧道拱部形成一个沉降区域，并向左右两侧延伸，一直到达隧道结构的底部。

2)受主隧道影响，匝道拱部未形成明显的沉降槽，而主隧道拱顶沉降槽受匝道影响呈不对称分布。

3)主隧道拱顶正上方土层满足应力松弛规律，从地表到拱顶沉降量总体变大。而主隧道中线左侧和匝道中线右侧地层，地表到隧道底部地层沉降量逐渐减小，且拱顶以下部分的沉降量相对较小。可见隧道开挖地层应力是从地表往下传递，而地层沉降的发展则是从拱顶呈辐射状传递。

图7 方案4典型断面围岩竖向位移等值线图Fig．7 Vertical displacement of surrounding rock in scheme 4

图8是4种方案施工时不对称双连拱隧道典型断面的地表沉降槽曲线图。从图8中可以看出:

1)4种方案施工完毕时隧道典型断面的地表沉降槽曲线的形状基本一致，沉降槽最低点均往匝道断面一侧略有偏移，反映出一定的不对称效应。

2)4种方案施工完毕时都在距离隧道两侧一定区域内存在地表隆起现象，与大量工程实践相符合。

3)方案3的地表最大沉降量为22．777 mm，小于方案1的23．162 mm;方案4的地表最大沉降量为26．968 mm，小于方案2的27．680 mm。说明先施工中导洞再施工匝道断面右导洞的工序对地层的扰动较小，更利于对施工引起的地表沉降进行控制。

4)方案1和方案3的地表最大沉降量均小于方案2和方案4，影响范围也较窄，说明开挖进尺对地层变形影响较大，进尺较小地表沉降也较小。片面提高进尺速度，势必会由于初期支护早期强度低而导致初期支护未稳定区加长，从而削弱了初期支护的支撑条件，对沉降控制不利。

4．1．2 拱顶沉降

在4种方案的开挖过程中，主隧道拱顶的沉降见图9，匝道拱顶的沉降见图10。从图10和图11中可以看出:

图8 地表沉降曲线Fig．8 Subsidence curve of ground surface

图9 分步开挖主隧道拱顶沉降Fig．9 Vault settlement of main tunnel by stepped excavation

图10 分步开挖匝道拱顶沉降Fig．10 Vault settlement of ramb tunnel by stepped excavation

1)匝道隧道拱顶沉降明显分为3个阶段:第1阶段是在主隧道开挖前(开挖步1～7)，匝道拱顶处围岩变形很大，占总沉降量的71．7% ～75．1%;第2阶段是主隧道左导洞开挖和施作衬砌时(开挖步8～10)，匝道拱顶围岩沉降很小，仅占总沉降量的4．0% ～7．0%;第3阶段是在主隧道中部开挖之后(开挖步11～13)，匝道拱顶沉降有所增加，占总沉降量的18．5% ～23．0%。

2)主隧道拱顶沉降也明显分为3个阶段:第1阶段是在主隧道开挖前(开挖步1～7)，主隧道拱顶处围岩变形较小，仅占总沉降量的 16．0% ～21．7%;第2阶段是主隧道左导洞开挖和施作衬砌时(开挖步8～10)，主隧道拱顶围岩沉降量占总沉降量的35．8% ～37．3%;第3阶段是在主隧道中部开挖之后(开挖步11～13)，主隧道拱顶沉降量仍然在不断增加，占总沉降量的41．0% ～48．2%。

3)方案1和方案3的匝道拱顶沉降最大值分别为18．28 mm和18．18 mm，小于方案2和方案4的21．85 mm和21．63 mm;方案1和方案3的主隧道拱顶沉降最大值分别为27．06 mm和26．6 mm，也小于方案2和方案4的31．76 mm和31．0 mm。这与地表沉降规律一致。

4)方案3的匝道和主隧道最大拱顶沉降均小于方案1的，方案4的匝道和主隧道最大拱顶沉降也均小于方案2的。这也与地表沉降规律一致。

4．1．3 支护结构位移

表4和表5分别是4种施工方案完成时典型断面支护结构的水平位移和竖向位移。以方案4为例，图11和图12分别是不对称双连拱隧道按方案4施工完成时典型断面支护结构水平位移和竖向位移等值线图。

表4 典型断面支护结构水平位移Table 4 Horizontal displacement of supporting structure

表5 典型断面支护结构竖向位移Table 5 Vertical displacement of supporting structure

图11 方案4典型断面支护结构水平位移等值线图Fig．11 Horizontal displacement of supporting structure in scheme 4

图12 方案4典型断面支护结构竖向位移等值线图Fig．12 Vertical displacement of supporting structure in scheme 4

通过表4、表5、图11和图12可以看出:

1)支护结构的竖向位移起主导作用。初期支护和二次衬砌的最大竖向沉降出现在主隧道和匝道的拱顶区域，中墙的最大竖向沉降也出现在中墙顶部。4种方案中，方案2的支护结构的竖向沉降最大，初支的最大竖向沉降达到34．01 mm，二衬的最大竖向沉降达到33．89 mm，中墙的最大竖向沉降达到 21．18 mm。

2)初支、二衬的拱脚和中墙底部均出现不同程度的隆起，主隧道二衬拱脚的隆起较匝道的偏大。4种方案中，主隧道二衬拱脚的隆起以方案2的最大，达到23．59 mm，而匝道二衬拱脚的隆起以方案4的最大，达到10．65 mm，中墙底部的隆起以方案2的最大，达到10．16 mm。

3)施工完成时支护结构的水平位移均较小，4种方案支护结构的水平位移差别不大。

4．2 应力分析

4．2．1 围岩应力

图13是不对称双连拱隧道按方案4施工完成时围岩主应力等值线图。从图13可以看出，围岩在靠近中墙顶、中墙底部、主隧道和匝道的拱腰和拱脚区域有应力集中现象，主隧道、匝道洞周应力分布的形状和梯度相似，不对称效应并不明显。4种方案主隧道和匝道围岩压应力最大值相差不大。

图13 方案4典型断面围岩主应力等值线图Fig．13 Principal stress in surrounding rock in scheme 4

4．2．2 支护结构应力

表6是4种施工方案完成时典型断面支护结构主应力值的对比。以方案4为例，图14和图15分别是不对称双连拱隧道按方案4施工完成时中墙第一主应力和第三主应力等值线图。由表6、图14和图15可以看出:

1)施工完成时，主隧道拱顶拱腰和拱脚、匝道拱顶拱腰和拱脚、中墙顶偏匝道一侧、中墙下部偏匝道一侧均出现不同程度的应力集中。

2)中墙处于偏心受压状态，最大压应力分布在中墙下部偏匝道一侧局部区域。4种方案的中墙最大压应力以方案3的略大，为6．686 MPa。中墙顶和中墙底部局部区域出现拉应力，中墙底部拉应力较大，4种方案中也是以方案3的压应力略大，达到2．624 MPa。

3)主隧道初支最大主压应力出现在与中墙顶衔接部位，最大主拉应力出现在主隧道拱顶区域;主隧道二衬最大主压应力出现在拱腰，而最大主拉应力出现在拱脚。匝道初支最大主压应力出现在拱腰，最大主拉应力出现在匝道拱顶区域;匝道二衬最大主压应力出现在拱腰，而最大主拉应力出现在与中墙顶衔接部位。

表6 典型断面支护结构主应力Table 6 Principal stress in supporting structure

图14 方案4典型断面支护结构第一主应力等值线图Fig．14 First principal stress in supporting structure in scheme 4

图15 方案4典型断面支护结构第三主应力等值线图Fig．15 Third principal stress in supporting structure in scheme 4

5 施工方案优选结果

从施工工序角度分析，采用工序二的方案3和方案4的地表最大沉降量、沉降槽宽度、拱顶最大沉降量、支护结构最大竖向沉降以及中墙底部隆起值分别小于采用工序一的方案1和方案2，说明先施工中导洞再施工匝道断面右导洞的工序对地层的扰动较小，更利于控制围岩稳定性;方案3和方案4的主隧道初支的最大主应力、匝道二衬的最大主压应力分别小于方案1和方案2，然而方案3和方案4的中墙最大主应力、匝道初支的最大主应力、主隧道二次衬砌的最大主拉应力分别大于方案1和方案2，但均未超过混凝土的抗压强度和抗拉强度。

从开挖进尺角度分析，掘进进尺3 m的方案2和进尺1．5 m的方案1相比，地表最大沉降量增大19．51%，匝道拱顶沉降量增大19．53%，主隧道拱顶沉降量增大17．37%，进尺3 m的方案4和进尺1．5 m的方案3相比，地表最大沉降量也增大18．40%，匝道拱顶沉降量增大18．98%，主隧道拱顶沉降量增大16．54%;方案2和方案4主隧道、匝道支护结构以及中墙的竖向沉降均分别大于方案1和方案3，且方案2和方案4中墙底部的隆起值亦分别大于方案1和方案3;方案1和方案3主隧道初期支护和中墙的最大主应力分别稍大于方案2和方案4，但均未超过混凝土的抗压强度和抗拉强度，其他支护结构最大主应力方案1和方案2的差别很小，方案3和方案4的也很接近。可见掘进进尺对围岩稳定性影响较大，开挖时应尽量采用小进尺。

综合考虑施工工序和开挖进尺的影响，方案3较其他方案最为合理，表明先施工匝道断面右导洞再施工中导洞的方案在不对称双连拱隧道开挖中是不可取的，宜先施工中导洞再施工匝道断面右导洞。当然，开挖中采用小进尺更利于控制围岩稳定，但是开挖进尺过小，则开挖工期延长，临时支护增加，进尺速度应根据施工工期、工程成本和围岩稳定性综合确定。