松散堆積體隧道洞口段鋼拱架間距對隧道穩定性影響研究

熊明康，王宗學，張 航，錢志豪

(1.四川公路橋梁建設集團股份有限公司公路三分公司,四川成都 610200; 2.西南交通大學，四川成都 610031)

我國西部開發建設中，不得不穿越松散堆積體而修建隧道，松散堆積體隧道洞口段圍巖極其破碎、自穩能力差，增加了隧道施工的困難和成本，以及人員事故風險。因此，必須重視此類圍巖的初期支護參數，控制圍巖變形，增加支護強度。

國內外學者為了解決松散堆積體施工問題，做了大量研究：楊建周等在室內松散堆積體大直徑試件力學性能實驗基礎上通過數值模擬提出超前小導管預加固的施工方法；謝亦朋等依托云南省羅打拉隧道，結合圖像數字處理技術，探討了隧道開挖引起的堆積體圍巖變形、破壞過程及失穩機制，并在現場進行應用驗證；馬杲宇等基于雅康高速日地1號隧道開展了松散斜坡堆積體隧道支護結構力學體系力學行為的現場測試，對其圍巖變形機理與支護結構非對稱受力特性進行了研究；周世一依據珠峰隧道提出了堆積體綜合治理方案；昝文博等采用有限元法對隧道開挖過程進行仿真模擬，對地表沉降、周邊圍巖位移和掌子面擠出變形進行了分析；宋志榮等結合二郎山隧道工程實例，提出了大范圍松散堆積體條件下的進洞方法。

松散堆積體隧道施工仍不可避免的發生事故，且針對不同鋼拱架間距的研究較少。鋼拱架間距過大，初期支護剛度不夠，導致支護變形甚至失穩；鋼拱架間距過密，浪費鋼材，提高工程造價。因此本文以火鳳山隧道為依托，對松散堆積體隧道洞口段不同鋼拱架間距進行了分析研究，為該隧道鋼拱架間距提供參考，為類似工程支護參數優化設計提供參考。

1 工程概況

火鳳山隧道位于重慶市兩江新區曾家巖北延伸段，為小凈距雙洞單向三車道隧道，是重慶主城區和兩江新區往來交通的關鍵工程。隧道單洞凈寬13.25 m，凈高4.5 m，穿越主要由粉質黏土和碎、塊石組成的素填土區域，暴雨工況下易沿原填土界面或填土內部產生圓弧滑動，隧道的開挖可能誘發土質邊坡失穩，洞口自穩能力差，支護困難。根據工程勘察資料，隧道圍巖的物理力學參數如表1所示。

表1 圍巖的力學參數

2 數值模擬

2.1 計算模型的建立

基于火鳳山隧道洞口段的地形圖，建模時山體范圍延隧道縱向取150 m，橫向寬度為隧道中心線向邊側取50 m，底部取到隧道底部以下35 m處，頂部至自然坡面。模型的邊界條件設置為左、右、后三個邊界面限制垂直于平面方向的位移，底面限制垂直于平面和平行于平面方向的位移，前邊界面隧道開挖處采用自由界面，周圍噴射的混凝土采用Shell單元模擬，上邊界面坡體采用種草護坡，也采用Shell單元進行模擬。隧道圍巖特性按彈塑性材料，采用Mohr-Coulomb準則，圍巖采用實體單元，錨桿使用Cable單元，噴射混凝土層和鋼筋網根據抗壓強度等效準則合并使用Shell單元。利用MIDAS-GTS建立火鳳山隧道的數值計算模型(圖1)。

圖1 計算模型

2.2 數值計算工況

研究松散堆積體隧道洞口段不同鋼拱架間距對圍巖穩定性的影響，以依托工程火鳳山隧道設計工法與支護參數為基礎，建立隧道三維分析模型，模擬在不同鋼拱架間距的條件下隧道開挖后隧道洞周位移和初期支護應力進行分析。選取的3種鋼拱架間距分別為40 cm、50 cm、60 cm。

為了突出所研究支護結構對整個支護體系的影響，在對某一支護結構參數進行分析時，將其他支護結構的參數設置為在JTG 3370.1-2018《公路隧道設計規范》允許范圍內的較低標準，參數具體設置值見表2。

表2 支護結構參數基礎設置值

鋼拱架利用鋼材的韌性彌補了混凝土的脆性缺陷，使初期支護成為真正的剛柔結合的支護結構。鋼拱架的間距是初期支護剛度的主要影響參數，鋼拱架越密集則初期支護的剛度越大，對圍巖的變形控制越有效，但圍巖應力釋放少對支護結構的荷載就越大，對初期支護材料強度的要求就越高；鋼拱架越稀疏則情況相反。因此，合理的鋼拱架間距即要使初期支護的剛度足夠保持圍巖變形在控制范圍內，又要使圍巖應力釋放一定程度以保證初期支護不發生材料強度破壞。本次計算鋼拱架間距分為40 cm、50 cm、60 cm三種工況。表3列出了不同鋼拱架間距下折算出的初期支護力學參數。

表3 不同拱架間距力學參數 GPa

3 計算結果分析

在松散圍巖體地層中，為研究鋼拱架間距對隧道圍巖穩定性的影響，提取了3種工況下開挖后斷面的拱肩、拱腰和拱腳的收斂值、拱頂的沉降值和拱底的隆起值以及初期支護應力數據進行分析。具體計算結果如下。

3.1 隧道洞周位移

圖2給出了鋼拱架間距50 cm開挖后隧道斷面拱肩、拱腰和拱腳的收斂值和拱頂的沉降值以及拱底的隆起值。

(a)隧道開挖30 m豎向位移

(b) 隧道開挖60 m豎向位移圖2 鋼拱架間距50 cm開挖后隧道洞周位移

由圖可知，隨著掌子面的推進，隧道各特征點的位移值也不斷增大。隧道開挖后，在掌子面前方一定范圍內，已經產生了一定的小變形，隨著掌子面的推進，拱頂下沉不斷增大，其初期下沉速率很大，而后速度逐漸減緩，并趨于穩定。在開挖完成30 m斷面處，左線隧道：拱頂沉降最大值達到了4.37 cm，拱肩沉降最大值達到了2.83 cm；隧道底部隆起最大值達到了7.47 cm；在開挖完成60 m斷面處，拱頂沉降最大值達到了11.85 cm，拱肩沉降最大值達到了8.44 cm；隧道底部隆起最大值達到了10.42 cm。鋼拱架間距40 cm和60 cm兩種工況下洞周位移規律和上述工況一致，只是在量值上有所差異。為了研究方便，提取不同工況下的洞周位移最大值見表4。

表4 洞周位移最大值 mm

由表4可知在三種不同工況下隧道洞口段開挖引起的洞周收斂呈拱腳大于拱腰大于拱肩的分布規律，隧道拱頂產生較大沉降，隧道拱底產生較大隆起。不同工況下的隧道洞周位移值具有一定的差異，隧道洞周位移值隨著鋼拱架間距的增大而增大。

3.2 初期支護應力

圖3給出了鋼拱架間距50 cm的支護條件下距隧道洞口60 m隧道斷面初期支護的第一主應力和第三主應力的變化情況。

(a) 開挖30m第一主應力

(b) 開挖60m第一主應力

(c) 開挖30m第三主應力

(d)開挖60m第三主應力

從圖3中可以看出：隨著開挖的逐漸深入，初期支護的受力逐漸增加，尤其表現在拱肩位置的第一主應力以及邊墻位置的第三主應力。從第一主應力云圖可以看出，當開挖完成30 m時，最大拉應力最大值處于拱肩處，達到了4.01 MPa；當開挖完成60 m時，隨初期支護長度的增加，最大拉應力最大值也同樣出現在拱肩位置，增大至5.41 MPa。隧道出現的該拉應力分布情況應為隧道襯砌縱向發生不均勻位移導致的初期支護翹曲產生的，計算值已超過混凝土的抗拉強度，實際施工中隧道底部可能會產生環向裂縫。從第三主應力云圖來看，除洞門頂部位置存在極小部分拉應力外，初期支護總體承受壓應力為主，最大壓應力最大值位于邊墻處，當開挖完成30 m時，最大壓應力為8.22 MPa；當開挖完成60 m時，最大壓應力增大至11.22 MPa。隨著開挖的進行，最大壓應力位置由拱腰向拱腳處轉移，量值越來越大。剛拱架間距40 cm與60 cm的初期支護應力云圖與上述工況規律相似，只是在量值上有所差異，礙于篇幅所限不再贅述，為方便研究將各工況下最大拉應力與最大壓應力值整理于表5。

由表可知，隨著開挖的不斷進行，最大拉應力與最大壓應力不斷增大，在不同鋼拱架間距下，受力分布規律上并未出現明顯區別，只是在量值上有一定差異，隨著鋼拱架間距的增加，第一、第三主應力逐漸減小。

4 結論

針對松散堆積體隧道洞口段圍巖極其破碎、自穩能力差的特點，采用FLAC3D數值軟件分析了不同鋼拱架間距對隧道結構變形及應力的變化特征。主要得出以下結論：

表5 最大拉應力與最大壓應力 MPa

(1)從洞周位移進行分析，在三種不同的鋼拱架間距下，洞周位移規律沒有明顯差別，只是在量值上有所差異。隧道拱頂產生較大沉降，隧道拱底產生較大隆起，洞周收斂呈拱底大于拱頂大于拱肩的分布規律；三種不同工況下的隧道變形量具有一定的差異，隧道圍巖變形值隨鋼拱架間距的增加而增加。

(2)從第一主應力云圖進行分析，在三種不同鋼拱架間下，隧道最大拉應力最大值處于隧道拱肩位置，拉應力分布情況應為隧道襯砌縱向發生不均勻位移導致的初期支護翹曲產生的，計算值已超過混凝土的抗拉強度；從第三主應力云圖進行分析，初期支護總體承受壓應力為主，最大壓應力最大值處于邊墻位置，隨著開挖的進行，最大壓應力位置由拱腰向拱腳處轉移，量值越來越大。

(3)對松散堆積體土層隧道進行開挖計算，從圍巖變形及第一、第三主應力來看，在不同鋼拱架間距下，受力分布規律上并未出現明顯區別，只是在量值上有一定差異。隨著鋼拱架間距的增加，圍巖變形有所增加，第一、第三主應力逐漸減小，但增加鋼拱架間距可以減少實際工程造價。