青山冲双连拱隧道软弱围岩变形与稳定性研究*

唐 峰，袁 昕，袁 航

(1.中交四公局第二工程有限公司，北京 101101;2.湖南省永龙高速公路建设开发有限公司，湖南永顺 416700;3.湖南交通职业技术学院岩土工程材料研究所，湖南长沙 410132)

双连拱隧道是一种新型大跨度的隧道结构形式，具有线形流畅、占地面积少、空间利用率高、可以避免洞口路基或大桥分幅等特点，在适应地形条件、环境保护以及工程数量上具有较高的优越性，因而近年来被广泛采用。但由于双连拱隧道的施工难度远比分离式隧道的大，且尚无满足双连拱隧道特点的围岩压力理论，特别是浅埋偏压条件下围岩荷载估计偏差较大［1－3］。在施工中经常出现支护失效、衬砌裂缝及渗漏泄水等工程安全质量问题，因而有待于进一步研究。长期以来，隧道围岩稳定性的分析和隧道开挖后的应力重分布特征研究一直是隧道学科研究的重点，伴随着高速公路的快速发展，对软岩复杂地层隧道围岩稳定性的研究是一个前沿课题。实践证明，软岩复杂地层隧道围岩稳定性问题是十分重要的问题，它直接影响隧道工程的进展，关系着工程的质量。数值模拟方法在研究隧道围岩稳定性方面具有十分明显的优势，已经日益成为稳定性定量评价中不可或缺的重要方法［4］。本文以数值模拟有限元软件作为基本计算分析工具，对隧道模型的建立、模拟过程的设计、计算结果的输出与分析进行探讨，在模拟分析思路上进行进一步地拓展。

1 工程概况

怀新高速公路是湖南地处最偏远的高速公路建设项目之一，建设主线中的隧道、桥梁超过全线长度的1/4，地形复杂，岩层多揉皱，节理、裂隙发育，地下水丰富。青山冲隧道是其中一座双向四车道双连拱隧道，设计车速为80 km/h，全长320 m，隧道内轮廓采用三心圆形式，曲中墙。

构成隧道围岩为前震旦系板溪群五强溪组第一段硅化板岩及压碎岩，弱风化，围岩类别属Ⅱ和Ⅲ类。隧道进口采用端墙式洞门，出口采用削竹式洞门。进口接13 m明洞(原设计15 m)，出口接20 m明洞。隧道进出口位于冲沟中，在隧道两段洞门附近均存在与隧道轴线近平行的山嘴，洞轴线与等高线近乎平行，横向地形起伏大。隧道两端洞口轴线与岩层走向成小角度斜交，右侧边坡为顺向坡，边坡稳定性较差，边坡开挖易产生滑坡或坍塌;进出口仰坡上覆碎石土及压碎岩，稳定性均较差，且有明显偏压迹象。

图1 青山冲隧道外观和围岩衬砌Fig.1 Qingshanchong tunnel outlook and surrounding rock tunnel lining

针对本工程软弱围岩条件，隧道拟采用三导洞法施工工序如图2所示。从图中可以看出该工序主要步骤为:开挖中导洞→中导洞支护→中墙砌筑及铺设中墙顶防水板→左右侧导洞开挖支护→右洞顶部开挖支护→右洞防水层铺设及二衬→右洞核心土开挖→右洞仰拱浇筑→左洞拱部开挖支护→左洞防水层铺设及二衬砼浇筑→左洞核心土开挖→左洞仰拱浇筑。

图2 三导洞法施工工序示意图Fig.2 Three pilot drift law construction processes schematic drawing

2 计算模型

2.1 基本力学参数

所选材料的力学参数参考隧道地质条件及相关数据要求见表1。

表1 材料力学参数Table 1 Material mechanics parameters

2.2 计算采用的材料屈服准则

本次数值模拟岩体的破坏判据选择Druckerprager屈服准则，它比较适应于混凝土、岩石等材料。Drucker－Prager屈服准则是对Mohr－Coulomb准则给予近似，以此来修正Von Mises屈服准则，即在Von Mises表达式中包含1个附加项，其流动准则即可使用相关流动准则，也可使用不相关流动准则，其屈服面并不随着材料的逐渐屈服而改变，因而没有强化准则。然而，其屈服强度随着侧限压力(静水压力)的增加而相应增加，其塑性行为被假定为理想弹塑性［5－7］。另外，这种材料考虑了由于屈服而引起的体积膨胀。

Drucker－Prager可表示为:

其中:I为应力张量第一不变量;J2为应力偏张量第二不变量;α和k为材料参数。

在数值计算中，DP材料需要输入的参数有E，μ，C，φ 和 φf，其确定方法如下:

β和σy可由单轴受压屈服应力和受拉屈服应力计算得来，即:

因此，有单轴受拉屈服应力σc和单轴受压屈服应力σt就可以计算出程序需要的输入值。另外，φf为膨胀角，它用来控制体积膨胀。对于岩土类材料，当材料受剪时，岩体将会膨胀，若膨胀角φf为0，则不会发生体积膨胀;若φf=φ，在岩体中将会发生严重的体积膨胀，一般来说，φf=0是一种保守算法。

2.3 有限元模型的建立

三维有限元计算模型和网格离散示意图见图3。图中X为与隧道正交的水平方向;Y为垂直方向;Z为隧道走向方向。隧道埋深为30 m，左右边取其跨度的4倍，Z方向取总长度25.5 m，按照前面7.5 m、中部3 m、0.75 m 间距进行细化，后面取 15 m。根据工艺参数调整，各优化对比模型在长度和面群间距上有所不同，但基本原则相同且长度相差不大，单元类型:六面体二十节点等参元，单元数为11 366(随不同阶段有所变化)，节点数为58 107(随不同阶段有所变化)［8］。计算模型的边界条件除上部为有荷载自由边界外，其余各侧面为法向约束，地面为X，Y和Z方向上全约束，边界计算时仅按上部覆土重力场考虑。

图3 计算地质模型及其网格离散示意图Fig.3 Geological model and calculation mesh discrete schemes

3 有限元模拟结果和分析

双连拱隧道的施工工艺复杂，尤其是在软弱围岩中隧道自稳能力较差的情况下，必须实行超前加固，而且开挖后要立即进行支护，本文通过计算机模拟手段，考虑围岩稳定性及开挖支护的影响，主要针对在围岩中采用三导洞施工，对围岩的受力情况和位移变化进行模拟计算，预测各阶段可能产生的位移，可以指导下一阶段的施工，修正下一阶段的支护参数。中导洞开挖完后、中隔墙作完后、三导洞完成后以及核心土开挖完后的y轴向的位移云图见图4～7。

图4 中导洞开挖后的y方向上的位移云图Fig.4 The displacement map on y direction after the excavation of the drift

图5 中隔墙筑后的y方向上的位移云图Fig.5 The displacement map on y direction after the excavation of the drift

图6 三导洞开挖后的y方向上的位移云Fig.6 The displacement map on y direction after the laying of the three pilot drift

图7 核心土开挖后的y方向上的位移云图Fig.7 The displacement map on y direction after the laying of the core soil

从计算结果可以看出:中导洞开挖后拱顶发生的最大位移在10 mm以内，周边收敛值在2 mm以内;中隔墙筑完后开挖左右导洞，三导洞完成后中导洞拱顶发生的最大位移在16～18 mm以内，周边收敛值在9 mm以内，左右导洞的周边位移为9 mm左右。核心土挖完后，中导洞拱顶位移继续增大，其值为20 mm左右，周边收敛值在8 mm以内，主洞的顶位移为13～15 mm。

由于隧道埋深较浅，计算荷载主要是岩体的自重，应力场的分析也主要考虑竖向应力，开挖过程中围岩的竖向应力的变化模拟结果对其产生的位移和应力分布进行了预测，结果见图8和图9。

图8 σy方向上的应力等值线图Fig.8 The stress isoline on the direction ofσy

图9 τxy方向上的应力等值线图Fig.9 The stress isoline on the direction ofτxy

由图8～9可以看出:整个围岩应力场的分布也以中隔墙的轴线左右基本对称分布。在左洞下半断面墙角处产生了明显的应力集中，其竖向应力为2.24 MPa，在左洞上半断面的底板出现拉应力，拉应力为0.22 MPa;右洞最大竖向应力出现在中导洞隧底，其值为2.40 MPa;中导洞隧底的竖向应力为 2.69 MPa。

中隔墙作为双连拱隧道核心构件，其主要作用是承受围岩传递的荷载压力。应力云图显示:在左洞开挖及支护的过程中，中隔墙产生了较大的偏压，在墙体左侧受压，其最大压应力为4.85 MPa，在墙体右侧出现受拉状况，其最大拉应力为1.16 MPa;当右洞开挖及支护结束后，墙体内应力全部受压，最大压应力为 6.78 MPa［9－10］。计算结果显示:中隔墙的设计不仅要考虑其最终的受力的状态，还要结合施工过程中墙体内的应力变化状况综合考虑。

由于锚杆对围岩拱部的加固及支护作用，使得初期支护隧道拱部的弯矩很小，整个初期支护基本上处于小偏心受压状态，安全性很好，而锚杆的最大轴力也只有5.98 kN。

4 有限元模拟结果与监测结果对比分析

量测断面设置:围岩每30 m布置1个断面，遇有特殊情况可作适当调整。总之，监测项目作为新奥法施工的一个必须环节，要及时布置测点、及时测量、及时分析、及时反馈其布置，如图10～13所示。

从图11～13可以看出:断面监测结果与有限元计算结果比较吻合，中导洞拱顶下沉计算值和实测值基本保持在22～25 mm之间，中导洞周边位移计算值和实测值保持在8～10 mm之间，右侧导洞的最终位移监测值和计算值都几乎在12～15 mm之间。

表2 监控量测项目与目的Table 2 Monitoring measurement items and purpose

图10 隧道监测断面Fig.10 Tunnel monitoring section

图11 中导洞拱顶下沉计算和实测比较图Fig.11 The comparison chart between drift vault sink calculation with measured

图12 中导洞周边位移计算和实测比较Fig.12 The comparison chart between drift displacement calculation with measured

图13 侧导洞周边位移与监测结果对比分析Fig.13 The comparison chart between the surrounding displacement drift with measured

从选测断面的所有量测值来看，钢拱架受力较大，而砼内应力和围岩压力较小;随着时间的变化，选测断面的变化逐渐趋于平缓如图12所示，围岩压力的变化也趋于平缓。从所有量测值来看，围岩压力较大，最大值达到0.21 MPa;当出现裂缝后，该处的围岩压力处于不稳定状态，并且测得值超过压力盒的量程，其可能原因是围岩压力过大导致压力盒受到破坏［11］。总之，青山冲隧道所有监测断面的围岩周边位移增量、拱顶下沉断面均未超过《规范》中规定的允许相对位移，其断面的计算结果和监测结果基本相符。

5 结论

(1)隧道稳定性分析的传统方法必须等到开挖以后，通过监测等手段才能判断其围岩稳定性，而通过有限元分析方法，只要取得了符合实际的地质参数，就可以在隧道开挖前或施工过程中模拟出隧道开挖时的围岩状况。数值模拟方法在数学模型和实验室物理模型方法不能够完成的情况下，能充分体现其优越性。

(2)中隔墙是双连拱隧道特有的支护构件，其受力状态随着施工工序的转换在不断变化，其最不利状态出现在左洞开挖及支护的过程中，此时墙体右侧出现受拉状况，最大拉应力为1.16 MPa，所以，在设计中，中隔墙应进行配筋设计;而在施工中，必须等到中隔墙混凝土达到足够的强度后，方可进行后续工作。

(3)围岩应力场随着隧道的开挖而不断地进行重分布，当连拱隧道右洞开挖后，在左洞仰拱围岩处出现局部拉应力，尽管拉应力较小，但要引起足够的重视，必要时对左洞隧底进行局部加固。

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