摘 要：为了研究双侧壁导坑法核心土厚度对节理岩体超大断面隧道的稳定性影响，以在建的大罗山超大断面浅埋公路隧道为依托工程，运用离散元数值分析方法，通过改变钢支撑施加方案，分析了在3种核心土厚度下拱顶沉降、地表沉降、核心土剪切位移、支护结构内力的变化规律。研究结果表明：当核心土厚度L=6.8 m时为最佳开挖方案，此时钢支撑效果较好，同时建议对位于拱顶剪切滑移面下方的岩体进行超前支护。
关键词：公路隧道;节理岩体;数值计算;双侧壁导坑法;钢支撑;离散元;
随着高速公路建设的快速发展，复杂地质条件下的浅埋超大断面隧道工程日益增多，尤其是富含节理、断层、褶皱的围岩较为软弱破碎，地表和拱顶沉降风险较大，双侧壁导坑法一般作为此地质条件下最优的开挖工法[1]。
大罗山隧道的开挖工法采用双侧壁导坑法，将隧道开挖掌子面分为若干导坑进行分部开挖，左右导坑及时封闭成环能够有效控制围岩沉降，同时又减少隧道拱顶开挖的临空面，对控制拱顶沉降和掌子面稳定具有积极作用[2]。境内已有许多学者对双侧壁导坑法的施工力学特征进行深入研究，如陈凯等[3,4]对核心土厚度进行了研究；卢晓玲等[5,6,7]分析了双导坑的形状、位置；李志刚等[8,9,10]对开挖方式进行了优化分析。然而，上述研究均基于连续介质的有限元分析，并未考虑围岩中结构面的存在。对于富含节理的围岩，岩体被多组节理切割成无数的块体，此时隧道拱顶部位的岩体产生较大的临空面，极易沿着某一节理面发生滑移脱落，此时核心土厚度的选择直接决定钢支撑的支护位置，同时支护效果也会有所差别。
本文以在建的浙江温州大罗山超大断面浅埋隧道为研究对象，采用离散元方法，分析了3个典型核心土厚度(3.2 m、6.8 m、10.4 m)以及有钢支撑、无钢支撑情况下的拱顶沉降、地表沉降、核心土剪切位移、支护结构内力等施工力学反应，通过横向比较指导支护结构设计参数和施工开挖方案的确定。
1 工程概括1.1工程背景在建大罗山隧道位于浙江省温州市境内，连接金丽温高速公路东延线工程与沈海高速公路的茶山枢纽处，将现有的沈海高速公路主线左幅两车道隧道作为枢纽右转匝道，将现有的主线右幅两车道隧道作为拓宽后主线的左幅，远期原位扩挖成单向四车道隧道，在现有的主线右幅单向两车道隧道西侧新建单向四车道超大断面隧道作为拓宽后主线的右幅，之后在新建超大断面隧道的西侧新建单向两车道隧道作为枢纽左转匝道，最终形成“两车道匝道 四车道主线 四车道主线 两车道匝道”的超大断面隧道。大罗山隧道埋深浅，天然坡度15°～25°,坡体表层含角砾粉质黏土，厚度为2 m, 下伏基层为灰紫色熔结凝灰岩，局部见全风化，中风化岩体含晶屑，节理发育程度较高，软弱破碎围岩较多，隧道围岩等级范围为Ⅲ～Ⅴ级。该隧道有两组优势发育节理：J1,倾向15°～35°,倾角50°～70°;J2,倾向295°～310°,倾角110°～125°,隧道掘进方向与节理面平行，层厚均为2 m。
1.2隧道设计情况大罗山隧道设置四车道，开挖断面净宽18.25 m, 净高11.5 m, 平均埋深20 m, 属于超大断面浅埋隧道。内轮廓净宽采用曲墙三心圆拱，拱顶半径10 m, 曲墙半径6.1 m, 仰拱半径为29 m, 掌子面最大开挖面积约为300 m2,扁平率0.63,矢跨比0.43。隧道开挖按照a～d部的施工顺序，如图1所示，开挖后及时施加初期支护和临时支护。将c部开挖和d部开挖的分界线定义为核心土厚度，即图中L,本文选取3种典型厚度值(3.2 m、6.8 m、10.4 m)开展分析。
图1 隧道断面示意
1.3工程难点本隧道断面大、扁平率低，平均埋深仅20 m, 节理裂隙发育，围岩难以形成压力拱、自承能力无法发挥，施工过程中隧道围岩的受力特征难以把握，极易发生掉块、塌方等工程事故。
2 隧道开挖数值模拟2.1 UDEC离散单元法基本原理UDEC(Universal Distinct Element Code)是一种以离散单元法作为基础，计算分析非连续介质的二维离散元程序。无数被离散块体的集合体表示为非连续介质，而离散块体之间的接触面表示为不连续面，非连续介质在静载和动载作用下，块体被允许沿着不连续面而发生位移和转动，且位移和转动的范围可以较大。用户可以根据自己的需求将变形块体划分成若干个单元网格，通过用户给定的“Stress-Strain”准则，变形块体则表现为线性或非线性特性。
2.2模型建立根据大罗山隧道实际工程建立计算模型，结合该隧道地质勘察报告及相关隧道设计资料，选取浅埋段某典型断面进行研究分析，围岩所处等级为Ⅳ级。本文利用二维离散元软件建立计算模型，为防止模型左右边界及下边界对计算的影响，模型几何尺寸取宽为100 m,高为60 m,埋深为19 m,岩层层厚为2 m,两组节理面的倾角为60°和120°。在模型的左右边界和下边界施加位移约束，上边界为自由边界，不施加位移约束，仅考虑岩体自重力作用，由于该隧道为浅埋隧道，故不考虑应力边界对模型的影响[11,12,13]。计算模型如图2所示。
图2 计算模型
单位：m
2.3计算参数选取计算模型中假定整块岩体采用Mohr-Coulomb模型，节理采用Contact-Coulomb Slip模型。初喷混凝土、钢拱架临时支护和均布锚杆组成隧道的初期支护体系，初喷混凝土和临时支护由UDEC中的Struct命令进行模拟；锚杆采用等效加固方式模拟，将隧道洞周围岩凝聚力提高30%、摩擦角保持不变[14];并采用等效折算方法，以提高混凝土弹性模量的方式考虑，见公式(1)[15]。
E=Eo Ag×Eg/Ac (1)
式中：E为折算后的混凝土弹性模量；Eo为原混凝土弹性模量；Ag为钢拱架横截面积；Eg为钢结构弹性模量；Ac为喷射混凝土横截面积。
隧道Ⅳ级围岩及支护结构的物理力学参数根据《公路隧道设计规范》[16]选取(表1),节理面物理力学参数依据文献[17]选取(表2)。
2.4计算模型特点由于本隧道模型围岩存在两组交叉节理，岩体被节理面切割成无数的块体，当节理面的切向刚度及内摩擦角较小时，处于较大临空面的岩体将在重力的作用下沿着节理面发生剪切滑移，而发生相对滑移的距离则为节理面剪切位移，发生滑移的节理面则为剪切滑移面。双侧壁导坑法开挖时，隧道拱顶上方的岩体在隧道开挖后产生较大的临空面而易发生岩体脱落的潜在危险。图3(a)为计算模型隧道在全断面无衬砌开挖下拱顶上方岩体脱落前的剪切位移图，当隧道开挖后，岩体在重力作用下沿着两条节理面发生剪切滑移，节理面剪切位移达到62.28 mm。图3(b)为隧道顶部岩体最终脱落图，隧道顶部岩体沿着剪切滑移面产生大面积脱落，最后岩体形成新的平衡。图3(c)为3种开挖方案下核心土及临时钢支撑与剪切滑移体之间的相对关系图，可见方案一的钢支撑位于剪切滑移面以外，方案二的钢支撑位于剪切滑移面以内，且靠近剪切破坏点，方案三的钢支撑也位于剪切滑移面以内，但是靠近拱顶处。
表1 围岩及C25混凝土物理参数
|
材料 |
围岩 |
C25 |
|
内聚力/MPa |
2 |
1 |
|
内摩擦/(°) |
30 |
45 |
|
体积模量/GPa |
15 |
14.9 |
|
剪切模量/GPa |
10 |
13.5 |
|
泊松比 |
0.25 |
0.15 |
|
抗拉强度/MPa |
0.03 |
1 |
|
层厚/ m |
0.2 |
0.3 |
|
密度/(kg/m3) |
2 500 |
2 500 |
表2 岩层节理面物理参数
|
法向刚度GPa法向刚度GΡa |
切向刚度GPa切向刚度GΡa |
内聚力MPa内聚力ΜΡa |
内摩擦角(°)内摩擦角(°) |
抗拉强度MPa抗拉强度ΜΡa |
|
10 |
8 |
0.03 |
30 |
0 |
拱顶沉降是评价与分析隧道稳定性的重要标准。对于双侧壁导坑法，每个开挖步骤引起的拱顶沉降也有所不同，图4为隧道在有钢支撑作用下开挖的拱顶沉降曲线。由图4可知。(1)在c部即上台阶开挖之前，方案一引起的拱顶沉降量为0.70 mm, 方案二引起的拱顶沉降量为1.40 mm, 方案三引起的拱顶沉降量为2.00 mm, 由此可以看出随着隧道左右导洞的开挖面积扩大，对隧道拱顶上方的岩体扰动越大，拱顶沉降也呈现增长的趋势。(2)c部开挖后，方案一的拱顶沉降增加量为8.56 mm, 占总沉降量的86%;方案二的拱顶沉降增加量为5.50 mm, 占总沉降量的56.5%;方案三的拱顶沉降增加量为2.98 mm, 占总沉降量的30.1%,由此可以看出，随着c步骤的开挖，方案一的拱顶沉降变化速率最大，是因为此时拱顶上方的岩体在核心土开挖后失去较大的承载力，隧道拱顶产生了较大的临空面，使得隧道产生较大的变形；方案三的拱顶沉降变化速率最小，是由于钢支撑位于剪切滑移面以内，对位于剪切滑移面下方的岩体具有支撑作用，很大程度上抑制了拱顶的沉降；方案二拱顶沉降变化速率和钢支撑临时支护作用介于方案一和方案三之间。(3)随着钢支撑的拆除，方案一的拱顶沉降增加量为0.69 mm, 占总沉降量的6.9%;方案二的拱顶沉降增加量为2.82 mm, 占总沉降量的29%;方案三的拱顶沉降增加量为4.92 mm, 占总沉降量的49.7%,由此可以看出方案三钢支撑拆除后拱顶沉降较大，这对初期支护是极为不利的，而方案一拱顶沉降增加量最少，表明此时钢支撑的施加并没有发挥较好的临时支护作用。结合拱顶最终沉降值可以发现，3种方案下拱顶最终沉降值相差不大，核心土的厚度和临时支护的施加并不影响隧道拱顶最终沉降值，只影响每步开挖的沉降量。
图3 计算模型岩体脱落及钢支撑位置
图4 拱顶沉降曲线
由于在实际工程中钢支撑的施加总是落后于隧道的开挖，如果隧道在开挖后短时间内发生较大的沉降，钢支撑不能及时施加，此时施工安全隐患较大。将无钢支撑和有钢支撑开挖方案下拱顶的最终沉降值列于表3,差值表示无钢支撑开挖下拱顶最终沉降值与有钢支撑开挖下拱顶最终沉降值的绝对值之差，占比表示差值与无钢支撑开挖下拱顶最终沉降值的比例关系，由此来表示钢支撑的支护效果。由表3可知，方案三在无钢支撑开挖下，拱顶发生了24.2 mm的沉降，虽然此时钢支撑的效果最好，但此时拱顶围岩会发生大面积的沉降，这直接影响施工的安全；方案一和方案二在无钢支撑开挖下，拱顶沉降较小，且综合数据对比发现方案二较好。
表3 拱顶最终沉降值
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开挖方案 |
无钢支撑mm无钢支撑mm |
有钢支撑mm有钢支撑mm |
差值mm差值mm |
占比%占比% |
|
方案一 |
-10.72 |
-9.95 |
0.77 |
7.18 |
|
方案二 |
-10.38 |
-9.72 |
0.66 |
6.36 |
|
方案三 |
-24.2 |
-9.90 |
14.3 |
59.1 |
隧道开挖引起的地表沉降量大小对地面建筑物的安全与否有着重要的影响，为了研究3种方案下隧道开挖对地表沉降量的影响，在隧道轴线正上方的地表处共设置80个监测点，X的坐标范围是-50～50 m。图5为无钢支撑开挖下地表沉降曲线，图6为有钢支撑开挖下地表沉降曲线。
由图5可知，3种核心土厚度方案下地表的沉降曲线变化趋势一致，且都以隧道中线呈对称性分布，最大值均位于隧道中线处，方案三引起的地表沉降量最大，方案一、方案二次之。由图6可知，曲线规律均与图5相似，随着钢支撑临时支护的施加，地表沉降最大值均有所减少，且方案三减少得最多，表明方案三的钢支撑效果最好，但是在钢支撑支护下，3种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钢支撑的施加对地表沉降的影响不大。
图5 无钢支撑地表沉降曲线
图6 有钢支撑地表沉降曲线
3.3核心土节理面剪切位移图7为在有钢支撑的3种开挖方案下左右导坑开挖后核心土节理面剪切位移图。由图7可知，方案一、方案二和方案三核心土的节理面最大剪切位移值分别为0.78 mm、1.07 mm、1.95 mm, 方案三产生的核心土节理面剪切位移最大，范围最小，这是由于核心土的厚度较小，核心土承受了顶部岩体较大的压力，节理面在压力的作用下极易发生滑移，而方案二和方案三产生的核心土节理面剪切位移值都很小，但是范围都较大，可以看出较厚的核心土对顶部岩体的承载力较好。综上所述，方案一的核心土节理面剪切位移最小，核心土稳定性最好，但是考虑到实际工程中导洞面积过小对机械作业及出渣运输不利，而方案三的核心土节理面剪切位移最大，核心土岩体的滑移会影响钢支撑的稳定性，因此方案二在控制核心土节理面剪切滑移和保证施工可行方面最好。
图7 有钢支撑核心土节理面剪切位移
将无钢支撑和有钢支撑开挖方案下核心土节理面剪切位移最大值列于表4。由表4可知，方案三在无钢支撑开挖方案下节理面剪切位移为8.91 mm, 相比较其他方案，方案三为最不利方案，此时钢支撑效果最好，但是最不利于核心土的稳定。结合表4中数据可以发现，钢支撑的施加可以明显减小核心土节理面剪切滑移最大值，对控制核心土节理面的滑移具有明显的作用。
表4 核心土节理面剪切位移最大值
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开挖方案 |
无钢支撑mm无钢支撑mm |
有钢支撑mm有钢支撑mm |
差值mm差值mm |
占比%占比% |
|
方案一 |
0.80 |
0.78 |
0.02 |
2.50 |
|
方案二 |
1.25 |
1.07 |
0.18 |
14.40 |
|
方案三 |
8.91 |
1.95 |
6.96 |
78.11 |
图8为有钢支撑3种开挖方案下隧道初期支护弯矩图。由图8可知，方案一、方案二和方案三的初期支护拱顶区域正弯矩最大值分别为98.95 kN·m、81.63 kN·m和78.03 kN·m, 拱肩负弯矩最大值分别为-113.5 kN·m、-93.02 kN·m、-89.47 kN·m。3种开挖方案下的弯矩分布形状均呈“蝴蝶状”,且均以隧道中线呈对称性分布，通过对比方案一和方案二的弯矩图可以发现，方案一的拱顶区域正弯矩和拱肩区域负弯矩是大于方案二的，而方案二的拱脚和拱底处弯矩值是要大于方案一的，在控制隧道安全方面，首先应控制隧道拱肩和拱顶部位的安全，其次再考虑拱底部位的安全，而方案三和方案二的弯矩分布类似，通过拱顶和拱肩的弯矩值对比发现，方案三是略优于方案二的。综上所述，方案三在控制初期支护内力分布及大小方面较好。
图8 有钢支撑初期支护弯矩
将无钢支撑和有钢支撑开挖方案下初期支护拱顶区域正弯矩最大值列于表5,拱肩区域负弯矩列于表6。由表5、表6可知，方案二在无钢支撑开挖方案下拱顶区域正弯矩最大值及拱肩区域负弯矩最大值较其他两个方案较小，优于其他两个方案，这对隧道在有钢支撑方案下的开挖是有利的；而方案三较其他两个方案的弯矩值最大，此时钢支撑效果最好，但是初期支护较大的内力是不利于在有钢支撑方案下隧道的开挖。结合表中数据可以发现，钢支撑的施加可以有效地减小初期支护的弯矩值，因此表明钢支撑并不仅仅发挥着临时支护的作用，对改变初期支护内力方面也有明显的作用。
表5 初期支护拱顶区域正弯矩最大值
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开挖方案 |
无钢支撑kN⋅m无钢支撑kΝ⋅m |
有钢支撑kN⋅m有钢支撑kΝ⋅m |
差值kN⋅m差值kΝ⋅m |
占比%占比% |
|
方案一 |
114.8 |
98.95 |
15.85 |
13.80 |
|
方案二 |
105.3 |
81.63 |
23.67 |
22.47 |
|
方案三 |
116.6 |
78.03 |
38.57 |
33.07 |
表6 初期支护拱肩区域负弯矩最大值
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开挖方案 |
无钢支撑kN⋅m无钢支撑kΝ⋅m |
有钢支撑kN⋅m有钢支撑kΝ⋅m |
差值kN⋅m差值kΝ⋅m |
占比%占比% |
|
方案一 |
-139.7 |
-113.5 |
26.20 |
18.75 |
|
方案二 |
-126.8 |
-93.02 |
33.78 |
26.64 |
|
方案三 |
-166.5 |
-89.47 |
77.03 |
46.26 |
本文采用离散元方法，以在建大罗山隧道为背景，对双侧壁导坑法核心厚度和钢支撑支护效果进行研究，通过隧道拱顶沉降、地表沉降、核心土剪切位移和支护结构内力进行对比分析，得到以下结论。
(1)双侧壁导坑法不同核心土厚度开挖方案对拱顶和地表的沉降影响不大，钢支撑效果不明显，钢支撑仅仅发挥临时支护作用。
(2)3种方案中，在核心土节理面剪切位移、支护结构内力方面，当L=6.8 m时为最佳方案，钢支撑对抑制节理面剪切滑移和控制初期支护内力分布方面较好。
(3)位于拱顶剪切滑移面下方的岩体极易沿着节理面发生滑移，建议做好拱顶部位初期支护加固措施并提高钢支撑刚度。
(4)避免将钢支撑施加在剪切滑移面以外，应合理施加在剪切滑移面以内，发挥钢支撑的临时支护作用。
(5)综上所述，节理岩体超大断面隧道的双侧壁导坑核心土厚度应选择L=6.8 m。
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