大跨分岔式隧道結構設計關鍵技術研究

畢 強，吳金剛

(北京市市政工程設計研究總院，北京 100082)

0 引言

隨著我國高速公路網(wǎng)的不斷發(fā)展，城市地區(qū)對高等級地下交通隧道的需求不斷加大，公路隧道與地下交通隧道修建技術逐漸成為工程領域的研究重點之一［1－2］。長大隧道、超大斷面隧道及復雜環(huán)境與特殊地質(zhì)條件下的隧道修建技術日益成為隧道設計與施工技術的主要研究方向。目前，在公路隧道中，單洞3車道公路隧道已成為較普遍采用的斷面形式，4車道公路隧道的設計與施工技術尚不成熟，國內(nèi)建成和在建的工程實例較少。

我國公路系統(tǒng)從20世紀80年代開始修建大跨度隧道，目前國內(nèi)已修建的單洞4車道隧道主要有沈大高速公路擴建工程韓家?guī)X隧道，長521 m，最大開挖高度21.242m;貴州凱里市市政干線大閣山隧道，長496 m，最大開挖寬度22m;廣州龍頭山隧道，長1 010 m，開挖面積達230m2，是目前同類隧道中規(guī)模最大的公路隧道。隨著我國高速公路的快速發(fā)展，大跨度公路隧道已逐漸成為地下工程領域的研究重點。

目前分岔隧道在國內(nèi)外建成并投入使用的例子并不多［3－5］，該類工程包含分離段、小凈距段、連拱段和大斷面段，結構受力復雜，工序轉換頻繁，設計、施工的綜合難度較大。國內(nèi)建成與在建的分岔式隧道見表1。

表1 國內(nèi)主要分岔式隧道Table 1 List of forked tunnels in China

國內(nèi)不少學者采用理論分析、模型試驗、數(shù)值模擬和現(xiàn)場監(jiān)測等方法研究了分離式隧道、連拱隧道和小凈距隧道的力學特性。劉偉［6］將分離隧道、小凈距隧道和連拱隧道3種結構形式的一些技術指標進行了對比，國內(nèi)學者針對大跨徑隧道初期支護的布設及優(yōu)化做了大量的研究工作;沈才華等［7］通過對斜坡淺埋卵礫石土層地段大跨公路隧道初期支護的研究，提出隧道卵礫石土層拱頂埋深在26 m左右時，斷面最合理的初期支護噴混凝土厚度為22～28cm，該研究成果對斜坡淺埋大跨徑隧道初期支護的設計具有一定參考價值;同濟大學的曲海峰等［8］以廣州龍頭山單洞4車道隧道為研究背景，通過對鋼拱架和鋼格柵2種不同支護形式的對比和分析，最終給出2種支護形式的適用條件和應用范圍;鄭俊杰等［9］采用FLAC程序對軟巖大斷面隧道不同的錨桿布置方式進行研究，對圍巖應力分布、錨桿受力狀態(tài)以及圍巖穩(wěn)定性進行對比分析，確定出軟巖中大斷面隧道在一定圍巖級別下的最優(yōu)布錨方案;張社榮等［10］在對超大型地下洞室的分級開挖和支護的過程進行模擬后，通過對周圍巖體的位移、塑性區(qū)及錨桿應力的變化規(guī)律進行分析，認為在工程造價固定的情況下，適當?shù)臏p小錨桿的長度，加大錨桿的密度，能夠有效地控制巖體的變形和塑性區(qū)范圍的擴大。

盡管前人對連拱隧道的力學特性、大跨隧道初期支護的優(yōu)化做了大量工作，但均未對大跨分岔式隧道的支護結構設計進行系統(tǒng)的研究。本文以深圳市東部過境高速公路蓮塘隧道為工程依托，擬建隧道開挖跨度之大、建設環(huán)境之復雜、技術難度之高，均為國內(nèi)公路隧道建設前列。開展復雜超大斷面分岔式公路隧道設計的技術研究，將從宏觀上掌握超大斷面分岔式隧道荷載特征、大跨隧道—連拱隧道—小凈距隧道—分離式標準隧道段等多種隧道結構形式的銜接與過渡時圍巖穩(wěn)定的基本規(guī)律，從而進一步提高支護措施的可靠性和分岔段隧道施工工法的實用性。對于保證結構安全可靠，技術經(jīng)濟可行，確定支護參數(shù)，優(yōu)化施工方法等方面均具有重要的指導意義。

1 工程背景與特點

1.1 工程概況

深圳東部過境高速公路位于深圳市東部，向南通過規(guī)劃一線蓮塘口岸與香港東部通道相銜接，向北與深惠、深汕高速公路相接，通過深惠、深汕高速公路與位于珠江三角洲東北部的惠州、惠陽、汕頭等地銜接，是《珠江三角洲城鎮(zhèn)群協(xié)調(diào)發(fā)展規(guī)劃》中“十三縱”之一的“粵贛高速”的組成部分，見圖1。

圖1 深圳市東部過境高速公路平面示意圖Fig.1 Plan layout of East Transit Highway in Shenzhen

蓮塘隧道位于蓮塘水廠西南部地段的丘陵地區(qū)。擬建隧道臨近深圳水庫，位于沙灣河中游，距市中區(qū)約3 km，集水面積 60.5 km2，總庫容 4 577 萬 m3，水面面積314 hm2，環(huán)境保護要求高。隧道全長約5 km，標準段為雙向8車道，洞內(nèi)將實現(xiàn)主線隧道、蓮塘口岸連接線隧道及市政連接線隧道的洞內(nèi)分合流，標準段隧道跨度21.0 m，分岔處最大開挖跨度26.8 m。該隧道的建設環(huán)境之復雜、開挖跨度之大在國內(nèi)公路隧道建設中極為少見，可借鑒、類比的工程實例極少，技術難度較大，在安全、工期、造價及環(huán)保等方面均存在較高風險。

1.2 工程地質(zhì)與水文地質(zhì)

隧道穿越地層巖性以石炭系砂巖為主，為測水組巖層，已經(jīng)輕微變質(zhì)，具變余砂狀結構，局部見片理化現(xiàn)象，新鮮巖石屬堅硬巖類?？碧缴疃葍?nèi)按風化程度可分為全風化砂巖、強風化砂巖、中風化砂巖、微風化砂巖。地下水類型有第四系土層上層滯水、孔隙水、基巖裂隙水及巖溶裂隙水。

結合涌水量預測表明:隧道段水文地質(zhì)條件較簡單，地下水較貧乏，地層滲透性弱，蓮塘隧道北西向斷裂富水、導水特征不明顯;預測隧道開挖時，地下水將以潮濕、滴水或線狀細水水流為主，不具備產(chǎn)生大量涌水、突水的水文地質(zhì)條件;蓮塘隧道的北西向斷層不具有富水、導水通道的特征，隧道的開挖不會影響深圳水庫與隧址區(qū)的水力聯(lián)系。

2 結構設計關鍵技術

2.1 “2+2車道”與“2+3車道”隧道橫斷面的比選

2.1.1 計算模型

為論證蓮塘隧道分岔部分合流模式，采用有限元軟件MIDAS－GTS對蓮塘隧道的開挖和支護過程進行三維數(shù)值模擬。

“2+2車道”分岔部的平面和結構橫斷面如圖2和圖3所示。施工順序為從大跨單洞端向分離式雙洞端掘進，采用雙側壁導洞法施工，與“2+3車道”分岔部施工方法相同。

建立了2個三維模型，模型1采用“2+2車道”(小凈距左、右線隧道均采用標準2車道的結構形式);模型2采用“2+3車道”(小凈距左、右線隧道分別采用標準3車道和標準2車道的結構形式)。由于蓮塘隧道分岔部頂部覆土較厚，模型覆土厚度30 m、寬140 m、高90 m、長40 m，模型的底部和四周分別為垂直滑動約束和水平滑動約束，三維模型如圖4所示。

圖4 橫斷面比選隧道模型FEM圖Fig.4 FEM of tunnel model

隧道圍巖為Ⅲ級，初期支護采用C25噴射混凝土，二次襯砌采用C30模筑混凝土。為簡化計算條件，突出隧道橫斷面比較結果，錨桿和超前支護采用等效彈性模量法，將支護范圍內(nèi)圍巖的彈性模量提高25%。材料的物理力學參數(shù)見表2。

蓮塘隧道分岔部隧道的開挖方法為:大斷面隧道采用雙側壁導坑法開挖，小凈距隧道均采用上下臺階法開挖，先行洞與后行洞錯開20 m，后行洞遠離先行洞的一側先開挖。

表2 各種材料的物理力學參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of different materials

2.1.2 計算結果分析

綜合上述分析，2種設計模型的數(shù)據(jù)對比見表3和表4。

表3 土體位移對比Table 3 Ground displacement cm

表4 大斷面隧道初期支護結構所承受的應力對比Table 4 Stress on primary support of large cross-section tunnel

由表3和表4可知:相比模型1，模型2中的大斷面隧道拱頂沉降增大了36.8%、地面沉降增大了27.3%;大斷面初期支護結構所承受的軸力在拱頂部位增大了7.2%、在拱腳部位增大了62.8%、在拱底部位增大了15.7%;大斷面初期支護所承受的彎矩在拱頂部位增大了10.6%、在拱腳部位增大了44.8%、在拱底部位增大了7.2%。

綜上所述，相比設計模型2，設計模型1(即“2+2車道”)的結構合理性更加突出。但是具體到本工程“2+3車道”的隧道分岔方式，對應了較好的交通功能需求;最終會在交通和結構2功能綜合合理的前提下確定最終的結構形式。

2.2 取消連拱段結構分析

2.2.1 計算模型

為分析蓮塘隧道分岔部是否有必要在超大斷面段與小凈距段隧道之間設置連拱隧道以及連拱段隧道和小凈距段隧道的結構受力、變形特性等問題，分別建立了2個有限元模型進行計算分析，設置連拱段的隧道模型1和不設置連拱段的隧道模型2。

分析中，主要對比模型1和模型2中由開挖引起的圍巖和隧道結構的變形、支護結構的受力情況，以確定分岔隧道的合理結構形式。

模型計算范圍選取:模型的左、右邊界至隧道最大斷面外輪廓的距離均為2.5D(D為隧道最大斷面的跨度);上、下邊界至隧道最大斷面外輪廓的距離為1.5H(H為隧道最大斷面的高度);2模型尺寸均長100 m、高85 m、寬145 m。模型1中，超大斷面段、連拱段、小凈距段隧道的長度分別為40，40，20 m;模型2中，超大斷面段和小凈距段隧道的長度分別為40 m和60 m。有限元網(wǎng)絡如圖5所示。

圖5 連拱段設置必要性隧道模型FEM圖Fig.5 FEM of tunnel model

模型邊界條件及材料參數(shù)同2.1。

根據(jù)隧道施工工序設計的開挖步序，本次數(shù)值模擬采用的施工工法如下。

1)超大斷面段施工方法。采用雙側壁導坑法開挖，即先開挖左、右導洞，后開挖中間巖體。

2)連拱段施工方法。左洞采用中導洞法開挖，即開挖中導洞—施作中墻和中導洞頂部臨時支護—開挖左洞上半斷面—施作左洞上半斷面初期支護—開挖左洞下半斷面—施作左洞下半斷面初期支護—左洞超前右洞20 m后開挖右洞;右洞的施工工序與左洞類似。

3)小凈距段施工方法。左洞采用上下臺階法開挖，右洞采用CD法開挖;左洞超前右洞20 m，且右洞遠離左洞的一側先開挖。

2.2.2 計算結果分析

2.2.2.1 豎向位移分析

超大斷面段隧道拱頂沉降歷時曲線見圖6。由圖6可知:

1)仰拱施作后，模型1和模型2的超大斷面段隧道底板的隆起值不再增長，隆起現(xiàn)象得到有效控制;2個模型中，超大斷面段隧道底板最大隆起值分別為2.03 cm 和 2.11 cm。

2)模型1中，連拱隧道右洞受左洞超前開挖影響，開挖初始拱頂沉降較大;同時，左洞開挖至第12步(即右洞掘進4m)后，拱頂沉降有增大趨勢，說明左洞拱頂沉降亦受右洞開挖的影響，隨著施工的推進，拱頂沉降逐漸增大，最終趨于穩(wěn)定。模型1的小凈距段、模型2的小凈距段同樣存在上述左、右洞施工相互影響的現(xiàn)象。

3)錨噴、襯砌支護后，隧道斷面的變形明顯降低，并且隨著掌子面的推進變形逐漸變緩，這說明錨噴、襯砌支護對加強隧道穩(wěn)定性的效果明顯。

4)模型1中，中隔墻上部、中部和底部的豎向位移分別為 －1.179，0.02，0.429 cm，可見墻身上部和底部的豎向變形值明顯大于墻身中部的豎向變形值，說明中隔墻受壓較大。

5)模型2中，小凈距段隧道起始段的中間夾巖上部、中部和底部的豎向位移分別為 －0.109，0.06，0.545 cm，可見夾巖下部的豎向變形較明顯，說明夾巖受壓較大。

圖6 超大斷面段隧道拱頂沉降歷時曲線Fig.6 Time-dependent curve of crown settlement at section with extrarlarge cross-section

2.2.2.2 水平位移分析

1)超大斷面段隧道拱腳水平位移。隧道拱腳收斂變化曲線見圖7。由圖7可知:①隨著開挖推進，超大斷面拱腳處的水平相對位移在第10步(掘進距離為20 m)以前逐漸增長，而在第10步以后穩(wěn)定并收斂，收斂距離約在1D左右。②模型1的水平位移量值小，拱腳處水平位移最終值為0.29 cm。③模型2的水平位移量值小，拱腳處水平位移最終值為0.32 cm。

2)中隔墻、中夾巖體水平位移。①模型1。連拱段隧道的中隔墻上部、中部和底部水平位移分別為0.197，0.038，0.044 cm，可見中隔墻上部水平位移大于墻身中部和底部，說明墻身上部受壓較大。②模型2。小凈距段隧道起始段的中隔墻上部、中部和底部水平位移分別為0.141，0.050，0.034 cm，可見夾巖上部水平位移大于墻身中部和底部，說明夾巖上部受壓較大。

圖7 隧道拱腳收斂變化曲線Fig.7 Curves of convergence at spring line of tunnel

2.2.2.3 結構應力分析

模型1和模型2在大斷面段、連拱段、小凈距段隧道各關鍵點的初期支護應力如表5和表6所示。

表5 模型1中各段隧道關鍵點的初期支護應力Table 5 Stress on primary support at critical points of different tunnel sections in Model 1 MPa

1)2模型中，拱頂豎向應力先在即將開挖到時產(chǎn)生集中，開挖后應力釋放;在各段隧道的拱腳、墻腳和底板部位易出現(xiàn)應力集中;在各段隧道的頂部和底板易出現(xiàn)拉應力，拱腳易出現(xiàn)壓應力。

表6 模型2中各段隧道關鍵點的初期支護應力Table 6 Stress on primary support at critical points of different tunnel sections in Model 2 MPa

2)2模型中，在連拱隧道和小凈距隧道施工中，先行洞的結構受力明顯大于后行洞，表明施工偏壓問題顯著。

3)模型1中，中隔墻附近應力變化較為顯著，靠近連拱段的小凈距段隧道由于連拱中導坑開挖的影響而產(chǎn)生較復雜的應力場，為最薄弱部位。

2.2.2.4 中隔墻、中夾巖應力分析

模型1和模型2應力圖見圖8和圖9。

1)模型1中，施工結束后，中隔墻頂部、中部、底部承受的最大應力分別為2.26 MPa(壓)、0.92 MPa(拉)、2.25MPa(壓)。結合應力分布云圖可知，中隔墻頂部、底部主要承受壓應力，中部主要承受拉應力，故中隔墻頂部、底部可能發(fā)生壓剪破壞，中隔墻中部可能產(chǎn)生拉剪破壞;另外，模型1中靠近連拱段的小凈距段由于連拱中導坑開挖的影響，應力場復雜，為薄弱部位。

2)模型2中，小凈距段隧道右洞開始開挖時，夾巖頂部、中部、底部承受的最大應力分別為0.26MPa(壓)、1.05MPa(拉)、0.54 MPa(壓)。結合應力分布云圖可知，夾巖頂部、底部主要承受壓應力，中部主要承受拉應力，且拉應力數(shù)值較大，故夾巖中部可能發(fā)生拉剪破壞。

3)由于模型2中的小凈距段隧道的最小間距僅有2.3 m，為保證施工中夾巖和周邊圍巖的穩(wěn)定，建議待左洞施作二次襯砌并達到自穩(wěn)狀態(tài)后，再開挖右洞，以減少左、右洞間的相互影響。

圖8 模型1的中隔墻應力Fig.8 Stress on central wall in Model 1

圖9 模型2的小凈距中夾巖應力Fig.9 Stress on rock pillar in Model 2

2.2.3 小結

模型2中小凈距段隧道中間夾巖產(chǎn)生的最大豎向變形、最大水平變形，其變形程度均較模型1的中隔墻小;另外考慮到連拱隧道與超大斷面段以及小凈距段均存在復雜的施工轉換，工程設計中最終取消了連拱段，由大跨段直接過渡到小凈距隧道。

2.3 鋼支撐材料選擇

鋼支撐是隧道復合式襯砌的重要組成部分，常見的鋼支撐有鋼拱架和鋼格柵。雖然作用相近，但2種支撐結構在經(jīng)濟、剛度、承載力等方面存在明顯差別，本文在超大跨徑隧道斷面情況下比較了二者的性能差異。

2.3.1 計算概況

分別采用工字型鋼拱架和鋼格柵2種結構作為鋼支撐，對蓮塘隧道開挖和支護過程進行二維模擬，分析開挖后圍巖的穩(wěn)定性和網(wǎng)噴混凝土的受力狀況。分別選用I20b型工字型鋼支撐和φ28鋼格柵，按間距0.5 m/榀布設鋼拱架。

2.3.2 計算結果分析

不同鋼支撐布設方案支護施作后的拱頂最大沉降見表7。

表7 隧道拱頂最大沉降Table 7 Maximum settlement at tunnel crown mm

不同鋼支撐布設方案支護施作后圍巖的塑性區(qū)分布見圖10和圖11。

圖10 噴射混凝土—型鋼拱架支護施作后圍巖的塑性區(qū)分布圖Fig.10 Distribution of plasticized zone of ground after shotcreting and steel ribs are installed

圖11 噴射混凝土—鋼格柵支護施作后圍巖的塑性區(qū)分布圖Fig.11 Distribution of plasticized zone of ground after shotcreting and lattice girder are installed

從表7、圖10和圖11中可以看出:2種鋼支撐支護形式對初期支護的剛度及強度的影響并不大，并且塑性區(qū)的分布和發(fā)展情況相似。

相比工字鋼而言，鋼格柵與混凝土的接觸面積大、黏結效果好，兩者能夠共同變形、協(xié)同受力，結構不會出現(xiàn)收縮裂縫;其拱架間空隙大，噴射混凝土不容易出現(xiàn)較大的空洞現(xiàn)象;并且鋼格柵重量輕，制作簡單，運輸和安裝方便，工程造價低，經(jīng)濟性較好。因此，建議選取鋼筋格柵聯(lián)合噴射混凝土及錨桿作為超大斷面隧道(圍巖較好情況，對初始強度及剛度要求不高)的初期支護較為合適。

2.4 錨桿設計

在錨桿布設方案的比選中，通過對不同工況下的拱頂沉降、圍巖塑性區(qū)分布情況、錨桿最大軸力及初期支護最大軸力等的分析，確定錨桿的合理布設長度及布設形式。

2.4.1 錨桿長度比選

分別采用錨桿長度為4，5，6 m的3種不同布設方案。不同長度錨桿工況下計算結果見表8。

表8 不同長度錨桿條件下計算結果Table 8 Calculation results under different anchor bolt lengths

不同長度錨桿條件下塑性區(qū)的分布及發(fā)展情況如圖12所示。

對表8和圖12進行分析可以得到:

1)錨桿的長度對錨桿軸力變化和初期支護軸力變化的影響較小，特別是對錨桿軸力的影響，不同長度錨桿的最大軸力的波動值較小。

2)錨桿長度為4 m時，隧道拱頂沉降過大，且隧道開挖后圍巖塑性區(qū)的分布范圍過大，塑性區(qū)貫通現(xiàn)象較為明顯。

3)長度為5 m或6 m的錨桿對于初期支護受力、拱頂沉降和塑性區(qū)的分布影響不大，均可滿足安全性要求，本工程最終采用了5 m錨桿。

2.4.2 錨桿布設方案比選

對3種布設方案進行了對比分析:1)拱頂、側墻范圍布設φ25中空注漿錨桿，長度5m，間隔1m;2)僅在側墻范圍內(nèi)布設;3)取消錨桿。

3種錨桿布設方案的拱頂沉降值見表9。

表9 不同工況下拱頂沉降最大值Table 9 Maximum crown settlement values in different cases mm

從表9可以看出:相比于未布設錨桿的方案，拱頂布設錨桿對于控制拱頂沉降有較明顯的效果，布設錨桿后的拱頂沉降僅為未布設拱頂錨桿時拱頂沉降的5% ～6.4%;同時，局部布設錨桿時，拱頂沉降亦有減小的趨勢。因此，建議在拱頂和側墻均布設錨桿。

3 結論與討論

1)蓮塘隧道分岔部若采取“2+3車道”的方案，對于圍巖的穩(wěn)定性、支護結構的安全性都有較大影響，應在滿足交通功能的前提下盡量選取“2+2車道”的對稱設計形式。

2)小凈距段隧道受力狀態(tài)及施工工法前后轉換方面均較連拱段有優(yōu)勢，因此建議取消連拱段，在嚴格控制爆破振動速度的前提下由大跨段直接過渡到小凈距段。

圖12 不同長度錨桿條件下圍巖的塑性區(qū)分布圖Fig.12 Distribution of plasticized zone of ground under different anchor bolt lengths

3)型鋼和鋼筋格柵2種初期支護骨架形式，對初期支護最終的剛度和強度影響均不大，在較好圍巖的情況下應優(yōu)先選用“鋼筋格柵+噴錨”的初期支護形式。

4)蓮塘隧道分岔部系統(tǒng)錨桿設計長度以5 m為宜，應于拱部、側墻均勻布設。

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