单跨5车道公路隧道工法优化及施工力学特性研究

张俊儒，徐 剑，龚彦峰，徐向东，张 航，叶 伦

(1.西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室，四川 成都 610031；2.中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北 武汉 430063)

0 引言

随着我国经济的高速发展和城市化进程的快速推进，交通需求日益增长，公路运输能力日趋饱和，对于超大断面公路隧道的建设迫在眉睫[1-3]。在超大断面公路隧道的施工中，往往会存在跨度大、应力重分布趋于不利及断面扁平化等问题[4-5]。同时，隧道拱脚处的压应力集中，对地基承载力要求高，上覆岩体会产生较大的松动荷载，隧道跨度和高度越大对能形成塌落拱的埋深要求越大，围岩自稳性差[6-8]。其施工方法往往是双侧壁导坑法、CD法及CRD法等传统分部开挖方法，其工序繁杂，施工效率低，经济成本高[9-10]。因此，在保证施工安全的前提下，寻求经济、高效的施工方法显得格外重要。

近年来，国内超大断面公路隧道的工程案例不断涌现，专家学者对采用何种方法进行了一定的研究。在数值模拟及现场监测方面，杨志强等[11]以贵阳南垭路3号隧道为依托，基于强度折减法对单跨4车道市政隧道围岩稳定性进行了定量评价，然后针对Ⅳ级围岩段采用三台阶五步法，Ⅴ级围岩采用双侧壁导坑法，并对其洞身Ⅳ、Ⅴ级围岩段工法转换进行了优化；曾宏飞[12]以单跨4车道牛寨山隧道为依托，对其现场监测数据进行分析整理，指出对仰拱及时封闭是控制地表沉降及围岩变形的关键，并采用三维有限差分数值计算，对其施工方法的适用性进行了合理评价；张铁柱[13]基于现场隧道变形及内力监测数据，对大连大东山单跨4车道高速公路隧道CRD法及双侧壁导坑法的力学响应进行了研究；严宗雪等[14]以国内首条双向8车道公路隧道——龙头山隧道为依托，基于现场实测和数值计算结果，研究了应力路径对特大断面隧道围岩荷载的影响，并验证了双向8车道公路隧道的围岩松动范围。在模型试验方面，吴梦军等[15]对4车道特大断面公路隧道进行相似模型试验及数值模拟，对其不同施工方法下的动态施工力学行为进行了研究；张俊儒等[16]以京沪高速浆水泉隧道为依托，针对超大断面双向8车道公路隧道，提出钢架岩墙组合支撑的快速施工方法，并采用模型试验的方法对该方法的动态施工力学特性进行了研究；刘聪等[17]以京沪高速济港沟隧道为依托，采用模型试验的方法对超大断面隧道穿越断裂破碎带的施工过程力学演变规律进行了研究。

通过调研可以发现，目前针对超大断面公路隧道的研究方向主要集中在工法优化、施工过程力学特性及安全控制技术，且研究对象基本为单跨4车道隧道，还没有对单跨5车道公路隧道进行研究的案例，可供借鉴的工程经验不多，给该类工程的设计和施工带来极大的困扰及挑战。基于上述背景，本文以国内在建最大断面公路隧道——厦门芦澳路—海沧疏港通道2#分岔隧道大跨段为依托，对单跨5车道公路隧道工法优化及其施工力学特性进行研究，以期为该类工程的施工提供一种可行的方案。

1 工程背景

厦门芦澳路—海沧疏港通道地下互通立交隧道位于厦门市海沧区，如图1所示。芦澳路工程路线呈南北走向，起点接芦澳路跨南海三路跨线桥，路线往北穿越蔡尖尾山后，与疏港通道相交处设置A、B、C、D匝道隧道形成地下互通立交。本文所研究的分岔隧道大跨段位于疏港通道2#分岔隧道右线，起始里程为YK2+343～+622.5，施工到达里程为YK2+208，尚未对大跨段进行开挖施工；该段最大开挖面积达450.41 m2，最大跨度30.46 m，为国内在建最大断面公路隧道，衬砌断面如图2所示。

图1 厦门芦澳路—海沧疏港通道工程Fig.1 Haicang Shugang channel project on Lu′ao Road in Xiamen

图2 大跨段隧道衬砌断面图(单位：m)Fig.2 Lining cross-section of large-span tunnel (unit:m)

2#分岔隧道穿越地层主要为花岗岩地层，进出口段地表分布第四系残-坡积层，隧址区构造发育，位于大帽山—石峰岩断裂带，处于石峰岩断块上。在多期构造应力作用下，岩体节理、裂隙较发育，岩体较完整-破碎。隧道通过燕山晚期第2次侵入花岗岩地层(γ53(1)b)，中粗粒结构，块状构造，以中风化为主，节理、裂隙较发育，主要节理为N10～39°E/65～85°S，部分裂隙填充石英脉，岩体较完整，地下水为基岩裂隙水，主要赋存于花岗岩节理、裂隙中，综合围岩等级为Ⅲ级。大跨段隧道地质剖面如图3所示。

图3 大跨段隧道地质剖面图(单位：m)Fig.3 Geological profile of large-span section of tunnel (unit:m)

厦门芦澳路—海沧疏港通道工程2#分岔隧道大跨段属于典型的超大扁平单跨5车道公路隧道，针对该段提出主动支护的钢架岩墙组合支撑法进行工法优化，通过岩石三轴压缩试验和Hoek-Brown估算方法获得围岩物理力学参数，采用数值模拟的方法验证该工法的合理性，并对其施工过程力学特性进行研究。

2 岩石三轴压缩试验

2.1 试验设备及试样采取

本文采用MTS815岩石力学测试系统进行试验。试验所用标准试件通过现场钻芯的方法从现场掌子面取得，随后利用切石机进行加工。试样为天然含水状态下的中粗粒花岗岩标准试件，直径50 mm，高100 mm。本文依据GB/T 50266—2013《工程岩体试验方法标准》进行岩石三轴压缩试验，根据围岩压力的不同设置5种工况，分别为0、3、5、10、15 MPa。

2.2 试验结果分析

2.2.1 抗剪强度指标计算

不同围岩压力条件下的三轴压缩试验结果如表1所示。

表1 三轴压缩试验结果Table 1 Triaxial compression test results MPa

2.2.2 岩石弹性模量和泊松比计算

以轴向应变值εas为横坐标，应力差σas-σ3为纵坐标，绘制试样的应力-应变关系曲线，如图4所示。

图4 应力差-轴向应变关系曲线Fig.4 Stress difference-axial strain curves

在轴向应变-应力差的关系曲线上，确定弹性阶段的起始点应力值σa和纵向应变εaa以及终点应力值σb和纵向应变εab。该直线段斜率为弹性模量，按式(1)计算，对应的弹性泊松比按式(2)计算：

(1)

(2)

式(1)—(2)中：Ee为岩石弹性模量；μe为岩石弹性泊松比；σa为应力与轴向应变关系曲线上直线段起始点的应力值；σb为应力与轴向应变关系曲线上直线段终点的应力值；εab为应力为σb时的纵向应变值；εaa为应力为σa时的纵向应变值；εcb为应力为σb时的横向应变值；εca为应力为σa时的横向应变值。

得到本工程的岩石力学参数试验结果如表2所示。

表2 岩石力学参数试验结果Table 2 Test results of rock mechanical parameters

3 单跨5车道公路隧道工法优化研究

3.1 工法优化思路

如图5所示，原设计采用双侧壁导坑法(见图5(a))，分为8个分部开挖，隧道拱顶采用竖向支撑进行临时支护保证拱顶的稳定。本文基于“以索代撑”的思想，考虑取消①、②、③、④部的临时支撑，而采用预应力锚索对拱腰处张拉锁定，利用锚索提供的预压应力取代临时支撑提供的承载力，并将拱顶竖向支撑延长，该工法即为四部CRD法(见图5(b))。同理，也可以取消水平横撑，并预留下台阶岩墙使其与临时支撑共同承载，以充分利用硬质岩强度高的特点；同时上台阶施工时采用预应力锚索对隧道拱顶、拱脚处进行张拉锁定，该工法即为主动支护的钢架岩墙组合支撑法(见图5(c))。该工法既减少了隧道开挖分部，也减少了临时支撑的数量和支护拆除工序，节约了支护材料，增大了隧道施工作业空间，有利于大型机械的施工，此外，采用预应力锚索对拱顶进行支护，能一定程度上减小拆除临时竖撑带来的施工安全风险，提高大跨隧道施工的效率。

(a)原设计双侧壁导坑法

3.2 工法优化数值计算分析

3.2.1 数值计算模型

数值模拟计算采用有限差分软件FLAC3D，模型中隧道跨度为30.46 m，高18.71 m，根据实际工程资料，大跨段埋深为95 m；考虑到隧道开挖边界效应的影响，模型左右和下边界宽度取隧道3倍开挖洞径d，模型尺寸为240 m×210 m×1 m(宽×高×纵深)，见图6。计算边界条件：模型顶部为自由面，左右边界约束水平位移，下边界约束竖向位移。数值模拟中围岩采用弹塑性实体单元模拟，采用Mohr-Coulomb屈服准则，隧道初期支护采用弹性实体单元模拟；预应力锚索和系统锚杆采用Cable(锚索)单元模拟，二次衬砌作为安全储备在本次计算中不考虑。数值模拟中不考虑地下水渗流以及爆破振动的影响。

3.2.2 围岩及支护结构物理力学参数

由表2得到的岩石力学参数，不能直接用于数值计算，但可以根据一定的估算方法得到现场围岩物理力学参数。Hoek等[18]通过大量岩石三轴试验得到岩体强度普遍估计公式：

(3)

式中：σ1为岩体破坏时最大主应力；σ3为岩体破坏时最小主应力；σc为完整岩单轴抗压强度；mb、s为岩体Hoek-Brown参数；α为由岩体自身特性决定的常数。

图6 数值计算模型(单位：m)Fig.6 Numerical calculation model (unit:m)

本文采用基于GSI(地质强度指标)的岩体参数Hoek-Brown估算方法，估算公式如下[19]：

(4)

(5)

(6)

式(4)—(6)中：σtm为岩体抗压强度；σcm为岩体抗拉强度；Em为岩体弹性模量；GIS为岩体的地质强度指标。

结合Mohr-Coulomb强度准则，采用回归分析的方法，可以得出岩体内摩擦角φ和黏聚力c。

(7)

σ1=kσ3+b

；

(8)

(9)

(10)

由上述公式可知，岩体Hoek-Brown参数mb和s是确定岩体强度参数的关键，其值可以由下式得出。

(11)

式中：mi为组成岩体完整岩块的Hoek-Brown参数，花岗岩为33；D为围岩扰动系数。

岩体GSI>25时：

(12)

(13)

岩体GSI<25时：

s=0

；

(14)

(15)

通过查询文献[20]，并结合现场揭示的岩体结构类型、风化状态及围岩扰动情况，得到施工现场岩体GSI值为55，围岩扰动系数D取0.7；同时根据岩石三轴压缩试验值，可以得到现场围岩物理力学参数，如表3所示。

隧道采用双层初期支护+二次衬砌设计。为了计算方便，数值模拟时将双层初期支护等效为单层初期支护，同时将钢架弹性模量按等效刚度原则折算到喷射混凝土中。隧道临时竖撑则采用22 cm厚C25喷射混凝土和Ⅰ22b工字钢。预应力锚索采用7φ15.2钢绞线，设计最大预应力为1 100 kN，环向间距为1.5 m，纵向间距为1.0 m。对于预应力锚索则通过赋三段属性模拟，即将锚索单元的端头、自由段、锚固段赋予不同的属性来模拟预应力锚索，数值模拟过程中在锚索单元自由段施加内力，如图7所示。支护结构物理力学参数如表4所示。

表3 现场围岩物理力学参数Table 3 Physico-mechanical parameters of surrounding rock

图7 预应力锚索模拟Fig.7 Simulation of prestressed anchor cable

表4 支护结构物理力学参数Table 4 Physico-mechanical parameters of support structure

3.2.3 工法合理性验证

为了验证主动支护钢架岩墙组合支撑法的合理性，本文设置双侧壁导坑法(不拆除临时支撑)、钢架岩墙组合支撑法及主动支护的钢架岩墙组合支撑法(锚索预应力设定为400 kN)3个工况，主要针对其围岩变形进行比对分析。各工况下围岩位移云图如图8所示。

(a)双侧壁导坑法

由图8分析可知：1)采用双侧壁导坑法施工的隧道最大沉降为4.78 mm，采用钢架岩墙组合支撑法施工最大沉降为5.15 mm，采用主动支护的钢架岩墙组合支撑法施工，最大沉降为4.97 mm，与双侧壁导坑法仅相差3.97%。2)沉降大于3 mm的区域呈半椭圆形状，双侧壁导坑法的椭圆区域面积比钢架岩墙组合支撑法小，主要原因是双侧壁导坑法的临时支撑将大跨段隧道分为多个分部开挖，既提供了支撑作用也起到了减跨的作用。3)对比图8(a)和图8(c)可知，两者半椭圆区域的面积基本相同，说明采用预应力锚索对隧道围岩进行主动支护能起到减跨和支撑的作用，验证了主动支护的钢架岩墙组合支撑法的合理性。

3.2.4 预应力锚索长度确定

预应力锚索自由段长度固定为5 m，预应力大小固定为400 kN，锚固段长度分别设计为3、5、8 m，即对比8、10、13 m长预应力锚索轴力变化情况。以主动支护的钢架岩墙组合支撑法①导洞拱脚处锚索为例，表5列出了锚索轴力沿锚索杆体的变化情况。

分析表5可知：1)预应力锚索轴力在自由段基本没有变化，在锚固段锚索轴力则沿锚索杆体迅速衰减，锚固段前1 m是预应力锚索主要锚固区域，占预应力锚索轴力的81%以上。2)锚索长度为8 m时，锚索尾端轴力为1.04 kN；锚索长度为10 m时，锚索尾端轴力为0.003 kN；而锚索长度为13 m时，锚索尾端轴力为-0.64 kN，以上结果说明在预应力一定的情况下，若锚索长度较短则不能充分利用预应力，若锚索长度过长，则会造成锚索尾端出现压力，从而影响围岩加固效果。综上所述，为了充分利用锚索预应力，预应力锚索锚固段长度应该取5 m，即预应力锚索长度应取10 m。

表5 锚索轴力沿锚索杆体变化Table 5 Axial force changes along anchor cable

3.2.5 锚索预应力值确定

为了合理选取锚索预应力值，本文根据预应力值的不同设置5个工况(如表6所示)，同时设置左墙脚、左拱脚、左拱腰、左拱肩、拱顶、右拱肩、右拱腰、右拱脚、右墙脚及仰拱共计10个监测点(如图9所示)，对监测点处初期支护的内力进行比对分析。

表6 工况设置Table 6 Working conditions

图9 隧道监测点布置图Fig.9 Layout of tunnel monitoring points

各工况下监测点初期支护轴力和弯矩分别如表7和表8所示。通过分析可以得到：1)采用预应力锚索支护后，随着预应力的增大，拱顶弯矩大幅度减小，左右拱肩和左右拱脚受力有减小的趋势，而拱部以下测点受力基本没有变化。2)先开挖分部的内力大于后开挖分部，即左侧结构内力大于右侧结构，符合围岩应力释放规律。3)根据轴力和弯矩可以计算出工况1—5初期支护拱顶最大拉应力分别为3.02、2.30、2.04、1.81、1.70 MPa，工况5相比工况1拉应力减小43.7%；工况1—4拱顶最大拉应力均超过C25混凝土抗拉强度，这说明不采取预应力锚索支护或者锚索预应力较小时，拱顶部位混凝土会出现受拉破坏，同时也表明对拱顶采取预应力锚索支护，降低了隧道临时支撑拆除时带来的施工风险，从施工安全角度考虑，预留一定安全强度储备，预应力锚索预应力应取1 000 kN。

表7 初期支护监测点轴力Table 7 Axial force of primary support monitoring point kN

表8 初期支护监测点弯矩Table 8 Moment of primary support monitoring point kN·m

4 主动支护的钢架岩墙组合支撑法施工力学特性研究

4.1 模型概况

本文采用有限差分软件FLAC3D对主动支护的钢架岩墙组合支撑法进行三维数值计算，分析其施工过程力学特性。计算模型以水平方向为X轴，隧道纵向方向为Y轴，竖直方向为Z轴。隧道埋深95 m，模型尺寸为0 m≤X≤ 240 m、0 m≤Y≤160 m、0 m≤Z≤210 m。计算模型边界条件为：模型左右侧施加X方向位移约束，底面施加Z方向位移约束，前后侧施加Y方向位移约束，顶面为自由面不施加约束。隧道采用主动支护的钢架岩墙组合支撑法施工，具体施工参数为：开挖进尺为1 m，支护滞后隧道掌子面1 m，并施加预应力锚索支护(l=10 m，1 000 kN)，②、③、④、⑤分部分别滞后①分部10、12、22、27 m，三维数值计算模型如图10所示。

支护参数、围岩及支护结构物理力学参数均与第3节一致。围岩采用弹塑性实体单元模拟，初期支护采用弹性实体单元模拟，临时支撑采用Shell(壳)单元模拟，预应力锚索和注浆小导管均采用Cable(锚索)单元模拟。

4.2 计算结果分析

4.2.1 围岩变形分析

对各监测点的竖向和水平位移进行监测，得到时程曲线分别如图11和图12所示。

1)从整体来看，隧道围岩变形主要发生在⑤分部开挖前，⑤分部开挖和临时竖撑拆后围岩变形没有出现大幅度增加的情况，表明预应力锚索起到了良好的支撑作用。2)从变形量来看，围岩最大竖向沉降为3.99 mm，出现在拱顶处；最大隆起为4.84 mm，出现在仰拱处；最大水平位移为0.80 mm，出现在左拱脚处；围岩以竖向变形为主，且变形量满足公路隧道围岩变形控制标准。3)在竖向位移方面，洞室两侧对应部位的位移量及演变规律基本一致，没有表现出明显的差异性；①分部掌子面到达研究断面前，隧道各部位竖向位移变化不大，在①分部开挖支护后，拱腰和拱肩沉降速率发生了突变，同时仰拱隆起迅速增加，③分部开挖后，拱部和仰拱竖向位移继续大幅增加；以上分析表明采用主动支护的钢架岩墙组合支撑法施工，上台阶施工是引起隧道拱部沉降和仰拱隆起的主要原因。4)从水平位移来看，由于隧道埋深超过90 m，拱部承受了巨大的松动荷载，在松动荷载的挤压下，推动围岩向两侧移动，同时初期支护的及时施作也限制了围岩产生向洞内方向的位移，从最终水平位移量可以发现，除拱顶和仰拱外，所有测点均表现为向洞外变形；此外，左右墙脚水平位移分别受到②分部和④分部开挖的影响，随着这2个分部的开挖，墙脚处的水平变形速率产生突变，位移量急剧增大，说明下部的开挖是引起墙脚产生水平位移的主要原因。

(a)隧道开挖布置图

图11 围岩竖向位移时程曲线Fig.11 Time-history curves of vertical displacement of surrounding rock

图12 围岩水平位移时程曲线Fig.12 Time-history curves of horizontal displacement of surrounding rock

4.2.2 初期支护内力分析

对各监测点初期支护的轴力和弯矩进行监测，得到时程曲线如图13和图14所示。

从图13和图14演变规律来看：1)除仰拱外其他部位均在相应分部开挖后，内力迅速增大，在⑤分部开挖支护后内力基本收敛，表明岩墙开挖和中隔壁拆除对初期支护内力影响较小，这与上述围岩变形规律吻合。2)在轴力方面，①分部支护后，左拱肩出现了受拉轴力，随着②分部下台阶的开挖，围岩应力继续释放，受拉轴力逐渐减小，最终变为受压轴力。初期支护受拉轴力在仰拱和拱顶处较大，分别为527.8、443.2 kN，表明拱顶和仰拱是结构受力最不利部位，在施工中要尤为关注这2个部位的受力状态，确保施工安全；结构受压轴力在左右拱脚处较大，分别为-2 729.4、-2 323.3 kN，表明初期支护拱脚处应力集中，该部位承受了巨大的压应力，下台阶开挖时应及时接长拱脚处的钢拱架，同时也应加强隧道拱脚的支护。3)在弯矩方面，各部位在支护后弯矩迅速增大，并很快保持稳定，左墙脚所受弯矩最大，其值为32.8 kN·m。4)结构左侧内力大于右侧对应部位，在实际施工时应注意先开挖部位受力状态。

图13 初期支护轴力时程曲线Fig.13 Time-history curves of axial force of primary support

图14 初期支护弯矩时程曲线Fig.14 Time-history curves of moment of primary support

考虑到混凝土抗拉强度很低，故不对拱顶、仰拱、左拱肩和右拱肩等受拉部位做初期支护混凝土强度检算。其余部位均可以看作是混凝土偏心受压构件，按照破损阶段法进行强度检算，得到强度安全系数时程曲线，如图15所示。

图15 初期支护强度安全系数时程曲线Fig.15 Time-history curves of safety factor of primary support strength

各部位安全系数均在支护后迅速降低，在⑤支护后基本保持稳定不变。左拱脚和右拱脚的安全系数较小,分别为3.22和3.94，均大于安全系数阈值2.4。各部位安全系数由大到小依次是右拱腰、左拱腰、右墙脚、左墙脚、右拱脚、左拱脚。拱顶、仰拱、左拱肩和右拱肩虽然受拉应力的作用，但均未超过C25混凝土抗拉强度，考虑到初期支护体系中钢拱架和格栅钢架的抗拉能力，可以判定隧道采用主动支护的钢架岩墙组合支撑法施工满足安全要求。

5 结论与建议

1)为解决厦门芦澳路—海沧疏港通道2#分岔隧道大跨段原工法工序繁杂、效率低等问题，提出主动支护的钢架岩墙组合支撑法并对其进行优化，该工法可大幅度缩减临时支撑的安装及拆除工序，增加机械设备作业空间，有效提高施工效率。

2)文章通过岩石三轴压缩试验和Hoek-Brown估算方法获得了围岩力学参数，基于数值计算结果验证了主动支护的钢架岩墙组合支撑法的合理性，并确定锚索长度为10 m，预应力值为1 000 kN。

3)采用三维数值计算方法研究了该工法的施工力学特性，结果表明：围岩以竖向变形为主，上台阶施工是引起隧道拱部沉降和仰拱隆起的主要原因；隧道岩墙(⑤分部)开挖和拆除中隔壁对围岩变形及初期支护内力影响较小，说明预应力锚索起到了良好的支撑作用；初期支护拱脚处压应力集中，拱顶和仰拱则受到较大的拉应力，施工中要尤为关注这些部位的受力状态；同时，隧道先开挖一侧围岩变形及初期支护内力均大于后开挖一侧，在施工中应加强对先挖侧的监控量测。

4)隧道围岩变形及初期支护承载力均满足公路隧道施工安全要求，说明该工法具有一定的可靠性及安全性。建议在实际工程中推广应用该工法，通过现场监测数据进一步验证其合理性，同时更加深入地分析其施工力学特性。