燕尾式隧道单双线贯通方案数值模拟优化与应用

贺伟奇

（中铁十七局集团第三工程有限公司 河北石家庄 050081）

1 引言

隧道工程施工中由双线隧道大跨段经过双连拱段过渡成两座分离式隧道的结构形式称之为燕尾式变截面隧道。燕尾式隧道施工涉及小间距段施工、中隔墙施工、连拱大跨段开挖及二衬施工等工序，施工难度较大［1］。毛蓬岗隧道位于杭州市，单、双线全长9 883 m。左线单线起讫里程为DK27＋154～DK31＋200，总长4 046 m；右线单线起讫里程为YDK27＋015～YDK31＋143，总长4 128m。隧道双线起讫里程为 DK31＋200～DK32＋909，总长1 709 m。单双线隧道在DK31＋200处实现贯通。DK30＋855.2～DK31＋200小间距段中隔墙岩柱厚度从5.4 m逐渐减小为1.1 m，平面布置如图1所示。

图1 燕尾式隧道小间距段平面

关于燕尾式隧道的理论分析与技术应用，许多学者进行过相关研究。宋杨［2］等通过对隧道燕尾段开挖进行数值模拟，分析总结了拱顶、拱底、中墙等部位的受力位移情况，并提出相应的施工对策；胡剑兵［3］等采用有限元软件研究了分岔隧道大拱与连拱衔接段、连拱与小净距衔接段施工过程中的围岩变形情况，明确了应力集中区和塑性破坏区的分布情况；解秀涛［4］详细介绍了不良地质区域大跨度燕尾段的开挖方法、衬砌台车设计、双联拱施工等关键技术和施工安全技术措施。本文以毛蓬岗燕尾式隧道施工为背景，采用数值模拟的方法，分析研究了隧道分段开挖后的应力场、位移场，明确了围岩受力变形情况和安全稳定性，并以此对拟定的施工方案进行优化、实施。

2 拟采用的单双线贯通施工方案

综合考虑隧道的地质条件和工期、效益要求，确定燕尾式隧道的施工顺序［5-6］为：

（1）双线隧道施工至贯通面。

（2）左线隧道超前右线掌子面100 m施工至贯通面。

（3）右线隧道施工至贯通面。

拟定燕尾式隧道初期支护的方案为：

（1）单线小断面隧道预留变形量为1～3 cm，初期支护采用厚5 cm的C25喷射混凝土、φ6钢筋网，拱部局部采用长2 m的普通中空注浆锚杆。

（2）双线大断面隧道预留变形量为4～6 cm，初期支护采用厚15 cm的C25喷射混凝土、φ8钢筋网，拱墙采用长4 m的普通中空注浆锚杆，160格栅钢架。

（3）在双线隧道施工至贯通面后，采用长度3.5 m、直径25 mm的中空注浆锚杆以1.5 m×1.5 m的间距对中隔墙端头进行加固。

3 数值模拟分析

3.1 建立有限元模型

实际施工中，以填充面为界，隧道分为洞身开挖和仰拱开挖。由于围岩性质好（Ⅱ级围岩，岩质坚硬，节理裂隙不发育，岩体完整），仰拱开挖滞后洞身掌子面大于30 m。本次数值模拟主要针对单双线隧道洞身开挖。

采用数值模拟软件建立有限元模型，导入FLAC3D进行计算。本次研究以贯通面前后30 m范围内的单双线隧道为对象建立有限元模型，水平方向为100 m×60 m（横向长度×纵向长度）的矩形断面，能够有效消除边界条件对计算结果产生的较大误差［7］；竖向选取隧道洞身底面以下30 m到地表自由面，最大高度为162 m。

双线隧道洞身开挖后，最大横向尺寸为21.72 m，高度为12.04 m；单线隧道洞身开挖后，最大横向尺寸为9.37 m，高度为9.12 m（见图2）。

图2 洞身开挖示意

3.2 岩体结构参数及初始地应力

结合地质资料，岩体采用Mohr-Coulomb弹塑性模型，主要材料［8-9］参数见表1。选取围岩自重应力场作为初始应力场。固定边界后，以最大不平衡力为收敛条件，求解至平衡，并将地应力引起的位移值归零［10］。此时模型可以近似代表隧道开挖前的实际状态，用于后续的开挖计算，如图3所示。

表1 岩体参数

3.3 应力场分析

计算后生成围岩应力云图，限于篇幅，仅列举开挖结束后双线隧道断面和单线隧道断面的应力云图。最大主应力云图的正值对应最大拉应力，最小主应力云图的负值对应最大压应力。

图3 初始地应力

由图4可以看出，大跨度双线隧道开挖过程中，顶、底部均出现拉应力，底部较大为0.7 MPa，顶部仅为0.1 MPa。左右边墙位置处所受压应力较大，呈对称分布，应力值为6.1 MPa，相对开挖前初始应力3 MPa增大一倍。

图4 右线隧道开挖结束后应力分布情况

左线隧道开挖后，顶、底部均出现拉应力，底部较大为1.1 MPa，顶部仅为0.3 MPa。左右边墙处出现压应力集中，呈不对称分布，靠近中隔墙一侧集中范围较大，且最大值为8.67 MPa。此时大跨度双线隧道的压应力区域和数值变化较小，顶、底部拉应力区域向左线隧道偏移，且底部拉应力增大0.4 MPa，顶部拉应力增大0.2 MPa。

右线隧道开挖后，顶、底部均出现拉应力，底部较大为1.06 MPa，顶部仅为0.3 MPa，左右边墙处出现压应力集中，且中隔墙内应力值达到12.78 MPa。此时，左右线隧道的围岩应力呈对称分布。在大跨度双线隧道中，应力也呈对称分布，左右边墙处的压应力减小到7.48 MPa。

3.4 位移场分析

计算后生成的围岩位移矢量图，限于篇幅，仅列举开挖结束后双线隧道断面和单线隧道断面的位移云图，如图5所示。

分析可知，大跨度双线隧道开挖过程中，顶部出现沉降，最大值为1.27 mm；底部出现隆起，最大值为1.08 mm。两侧边墙出现沿径向增大的水平位移，仅为0.2 mm左右。

图5 右线隧道开挖后围岩位移分布情况

左线隧道开挖后，顶部出现沉降，最大值为1.34 mm；底部出现隆起，最大值为1.06 mm。两侧边墙出现沿径向增大的水平位移，约为0.2 mm。由于左线隧道的开挖，大跨度双线隧道的顶部沉降和底部隆起区域发生偏移，且有所增大，分别为1.53 mm和1.28 mm，边墙水平位移仍为0.2 mm。

右线隧道开挖后，顶部出现沉降，最大值为1.67 mm；底部出现隆起，最大值为1.18 mm，此时左右线隧道周围的位移呈对称分布。中隔墙未发生明显的水平位移，竖直向上，以中间为界限，上、下侧分别发生沉降和隆起。在大跨度双线隧道中，围岩位移呈对称分布，顶部最大沉降为1.86 mm，底部最大隆起为1.42 mm，左右边墙的水平位移增大到0.3 mm以上。

另外，隧道开挖后，地表平均沉降仅为0.6 mm。

4 结果分析及方案优化

通过分析数值模拟的计算结果，结合拟定的施工方案，提出以下结论和建议：

（1）在单双线贯通处，地表不均匀变形对隧道的偏压作用较小，由隧道开挖引起的地表沉降值仅为0.6 mm，可忽略不计。

（2）隧道轮廓收敛值仅为2 mm左右，小于拟定方案的预留变形量。施工时可减小预留变形量，从而减少爆破开挖和喷射混凝土用量。

（3）对于扁平的大跨度隧道，开挖后两侧边墙会出现沿径向增大的水平位移。喷射混凝土应紧贴岩面，粘结密实，防止围岩与初期支护之间出现空隙。施工后应采取有效措施确定初期支护后是否脱空，做好后注浆方案。

（4）燕尾式隧道开挖结束后，虽然出现局部拉、压应力集中，但是数值较小，围岩仍处于弹性区，不存在拉伸破坏和剪切破坏的风险。其中，中隔墙上竖向压应力增大到初始应力的4倍以上，仍低于岩体抗压强度。此时中隔墙具有足够的支承能力，在拟定方案的基础上，取消中隔墙端头小导管加固，从而保证原岩的整体性，充分利用其自承力。

（5）考虑到左右单线隧道爆破开挖对中隔墙岩体的多次动力扰动（该处仍是薄弱部位），在拟定方案的基础上增加钢拱架和系统锚杆，配合钢筋网、喷射混凝土共同形成初期支护，使中隔墙两侧临空面处于受压状态，有利于提高其稳定性。同时，应合理优化爆破方案，减少单段起爆药量，降低爆破振动的不利影响。

5 施工过程控制

（1）大跨度双线隧道施工

大跨度双线隧道采用三台阶法开挖至贯通面，沿环向布置变形监测点。通过连续监测，围岩的拱顶下沉、周边收敛基本稳定在2 mm左右，验证了数值模拟的准确性。爆破开挖时，隧道预留变形量控制在1 cm之内，与原方案相比有效地减少了超挖和喷射混凝土用量。初期支护拱部采用4 mφ25中空注浆锚杆，边墙采用4 mφ22砂浆锚杆，梅花形布置；采用 16格栅钢架封闭成环，间距1 m；挂设φ8钢筋网后用C25混凝土喷射至设计位置。

（2）左线隧道施工

左线隧道采用全断面光面爆破，在距离贯通点20 m范围内采用 20型钢和φ25系统锚杆进行加强支护，与岩柱形成刚性整体，加强岩柱横向强度。挂设φ6钢筋网后喷射混凝土。

（3）右线隧道小间距段施工

由于右线隧道与左线隧道间距过小，采用相同的全断面爆破参数，必定影响中隔墙和左线隧道的稳定性。在施工过程中，通过采用缩短进尺和长短眼结合、增加雷管段数、分次起爆等多种方法，有效地降低了最大单段药量，将爆破振速控制在15 cm/s的安全范围内［11-12］。当掌子面距离贯通面50 cm时停止爆破施工，采用机械开挖与双线隧道贯通（见图6）。

图6 右线隧道与双线隧道贯通

6 结束语

本文对燕尾式隧道单双线贯通方案进行了模拟计算，通过分析研究开挖后的应力场、位移场，明确了围岩的安全稳定性和对地表沉降的影响，优化了开挖预留变形量和中隔墙加固方法，同时对预防初期支护背后脱空、改进爆破方法提出了合理的工程对策。单双线隧道的顺利贯通，充分验证了理论分析的合理性和可行性，同时可作为类似工程的参考。