張俊儒，王智勇，龔彥峰，徐向東，張 航，葉 倫

(1. 西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031；2. 中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430063)

0 引言

城市地下交通具有不受地面機(jī)動(dòng)車、行人和天氣的干擾，車輛通行效率高等優(yōu)點(diǎn)，已成為當(dāng)今城市地下空間開發(fā)利用的主要形式之一[1-2]，而地下互通式立交則是擔(dān)任連接地下交通網(wǎng)絡(luò)的重要節(jié)點(diǎn)。城市互通地下立交可以分為平面交叉段和立體交叉段2部分。平面交叉段即分岔隧道，通常由大跨段、連拱段、小凈距段以及分離段組成[3]，主要特點(diǎn)是開挖面積大、扁平率低，因此優(yōu)先考慮CD法、臺(tái)階法、雙側(cè)壁導(dǎo)坑法等分部開挖方法來減小圍巖的擾動(dòng)，這決定了分岔隧道施工力學(xué)機(jī)制的復(fù)雜性。與一般分岔隧道不同的是，廈門蘆澳路—海滄疏港通道地下互通立交隧道由單洞5車道隧道直接過渡至“3+2”小凈距隧道(主洞3車道和匝道2車道)，沒有設(shè)置連拱隧道過渡，這在國內(nèi)地下立交分岔隧道的修建中較為少見。分岔隧道由大跨段直接過渡到小凈距段，是施工過程中非常復(fù)雜的工序轉(zhuǎn)化，施工力學(xué)機(jī)制難以把控，加之現(xiàn)在沒有相應(yīng)的施工和設(shè)計(jì)規(guī)范，也沒有成熟的現(xiàn)場(chǎng)施工經(jīng)驗(yàn)，現(xiàn)場(chǎng)采用支護(hù)手段和施工方法往往趨于保守，施工效率受到很大的影響。

國內(nèi)諸多學(xué)者對(duì)超大斷面分岔隧道進(jìn)行了研究。張俊儒等[4]對(duì)中國4車道及以上超大斷面公路隧道修建技術(shù)的發(fā)展進(jìn)行歸納總結(jié)，大斷面分岔隧道多是由多種斷面分段擴(kuò)大的方法進(jìn)行過渡，且施工工法多為分部施工工法。蔚立元等[5]采用數(shù)值模擬結(jié)合模型試驗(yàn)的研究手段，對(duì)八字嶺分岔隧道的大跨段至連拱段、連拱段至小凈距段2個(gè)過渡段進(jìn)行研究，研究表明拱頂、中隔墻和夾巖等受隧道開挖影響較大；第2個(gè)過渡段的拱頂位移、主應(yīng)力均比第1個(gè)過渡段大。周峰等[6]則通過現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)控量測(cè)發(fā)現(xiàn)八字嶺分岔隧道的大跨段穩(wěn)定性好，錨桿受力小，連拱段錨桿受力較小，但受地質(zhì)條件影響較為明顯，小凈距段錨桿受力最大但仍小于容許應(yīng)力。闕坤生[7]通過數(shù)值模擬的方法發(fā)現(xiàn)，在小凈距隧道施工時(shí)，先行隧道對(duì)后行隧道的影響小于后行隧道對(duì)先行隧道的影響；小凈距隧道施工時(shí)彼此遠(yuǎn)離一側(cè)的隧道結(jié)構(gòu)應(yīng)先施工，以避免隧道受力偏壓。王漢鵬等[8]建立了彈塑性損傷耦合模型，分析了八字嶺分岔偏壓隧道在不同施工順序下分岔隧道圍巖位移、應(yīng)力和損傷區(qū)，發(fā)現(xiàn)左洞(埋深較大一側(cè))超前右洞32 m以上，才能減弱左右洞施工相互影響；從圍巖損傷區(qū)來看，靠近連拱段的小凈距隧道中夾巖柱為最危險(xiǎn)區(qū)域，施工時(shí)應(yīng)給予重視。閆自海等[9]以杭州市紫之隧道的地下立交交叉口工程為依托，提出一種“小洞開大洞，先橫向開挖再反向開挖”的施工工法，并用有限元模擬及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)控量測(cè)的方法驗(yàn)證了該施工工法的合理性。林志等[10]以重慶兩江隧道工程為依托，建立了大型江底地下互通式立交平交段的設(shè)計(jì)與施工方法。劉鵬[11]以膠州灣隧道工程為研究對(duì)象，通過工程類比以及數(shù)值分析的方法確定了小凈距隧道段的范圍，并提出了相應(yīng)的施工工法及支護(hù)措施，實(shí)現(xiàn)了該淺埋分岔隧道的快速施工。朱道建[12]對(duì)喇叭口分岔隧道進(jìn)行計(jì)算分析，提出了由大跨隧道過渡至連拱隧道進(jìn)而轉(zhuǎn)換至小凈距隧道的步驟。

通過以上調(diào)研可以發(fā)現(xiàn)各個(gè)工程特點(diǎn)不同，研究人員的研究重點(diǎn)也不相同。超大斷面隧道圍巖應(yīng)力狀態(tài)復(fù)雜，當(dāng)前還沒有統(tǒng)一的支護(hù)和設(shè)計(jì)規(guī)范[13]，也始終未能形成統(tǒng)一且有說服力的理論；而且全分岔隧道圍巖應(yīng)力受隧道凈距和斷面形式的影響，分岔隧道的施工與支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)面臨諸多難題。本文所依托的蘆澳路—疏港通道地下互通立交工程為單跨5車道直接過渡“3+2”小凈距隧道工程，由大跨隧道直接過渡到小凈距隧道的施工力學(xué)十分復(fù)雜。通過對(duì)大跨段與小凈距段交界處以及小凈距隧道的施工力學(xué)進(jìn)行研究，得到分岔隧道大跨段直接過渡至小凈距段的施工力學(xué)特征及規(guī)律，在此基礎(chǔ)上提出相應(yīng)的施工對(duì)策。

1 工程概況

1.1 工程背景

廈門蘆澳路—疏港通道地下互通立交隧道位于廈門市海滄區(qū)。蘆澳路工程路線呈南北走向，起點(diǎn)接蘆澳路跨南海三路跨線橋，路線往北穿越蔡尖尾山后，與疏港通道相交處設(shè)置A、B、C、D匝道隧道形成地下互通立交，如圖 1所示。疏港通道2#隧道左線長4 240 m，右線長4 250 m。超大扁平5車道分岔隧道位于疏港通道2#隧道，起訖里程為YK2+343～+622.5。

1.2 工程水文地質(zhì)條件

疏港通道2#隧道主要穿越花崗巖地層，進(jìn)出口段地表分布第四系殘坡積層，隧址區(qū)構(gòu)造發(fā)育，位于大帽山—石峰巖斷裂帶，處于石峰巖斷塊上。在多期構(gòu)造應(yīng)力作用下，巖體節(jié)理、裂隙較發(fā)育，巖體較完整—破碎。分岔隧道通過燕山晚期第2次侵入花崗巖地層(γ53(1)b)，中粗粒結(jié)構(gòu)，塊狀構(gòu)造，以中風(fēng)化為主，節(jié)理、裂隙較發(fā)育，主要節(jié)理為N10°～39°E/E65°～85°S，部分裂隙填充石英脈，巖體較完整，地下水為基巖裂隙水，主要賦存于花崗巖節(jié)理、裂隙中，綜合圍巖等級(jí)為Ⅲ級(jí)。

圖1 廈門蘆澳路—疏港通道地下互通立交隧道

區(qū)內(nèi)地貌屬沿海低山丘陵地貌。地下水埋藏較淺，為1.0～5.0 m。對(duì)工程有影響的地下水主要在沖積層及部分構(gòu)造儲(chǔ)水帶中。隧址區(qū)地表水較發(fā)育，水塘、水庫零星分布，地表水流程短、涇流小，自成水系入海。

1.3 隧道設(shè)計(jì)參數(shù)及施工工法

疏港通道分岔隧道采用4種斷面(FC2FⅢ、FC3FⅢ、FC4FⅢ、FC5FⅢ)逐步擴(kuò)大過渡，由大跨段直接過渡至小凈距段，如圖 2所示。最大過渡斷面(FC5FⅢ)為單洞5車道設(shè)計(jì)，開挖跨度為30.46 m，開挖面積為450.41 m2，采用雙層初期支護(hù)+二次襯砌的支護(hù)設(shè)計(jì)，大跨段隧道FC5FⅢ型襯砌斷面如圖 3所示。主線隧道小凈距段為單洞3車道設(shè)計(jì)，開挖跨度為15.65 m，開挖面積為122.53 m2，采用單層初期支護(hù)+二次襯砌的支護(hù)設(shè)計(jì)，主線隧道小凈距段襯砌斷面如圖 4所示。匝道隧道小凈距段為單洞2車道設(shè)計(jì)，開挖跨度為12.30 m，采用單層初期支護(hù)+二次襯砌的支護(hù)設(shè)計(jì)，匝道隧道襯砌斷面如圖5所示。疏港通道分岔隧道支護(hù)參數(shù)如表1所示。

圖2 疏港通道分岔隧道平面圖(單位： m)

圖3 大跨段隧道FC5FⅢ型襯砌斷面(單位: cm)

圖4 主線隧道小凈距段襯砌斷面(單位: cm)

圖5 匝道隧道小凈距段襯砌斷面(單位: cm)

表1 疏港通道分岔隧道支護(hù)參數(shù)

大跨段隧道擬采用主動(dòng)支護(hù)的鋼架巖墻組合支撐法施工[14]，開挖進(jìn)尺為1 m，支護(hù)滯后隧道掌子面1 m，鋼架巖墻組合支撐法按照①—②—③—④—⑤分部的順序施工，并施加預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)(l=10 m,1 000 kN)；②、③、④、⑤分部分別滯后①分部10、12、22、27 m，如圖 6(a)所示。小凈距段隧道采用短臺(tái)階法施工，主洞隧道先施工，開挖進(jìn)尺為2 m，支護(hù)滯后隧道掌子面2 m，短臺(tái)階法按照①—②—③分部的順序施工，如圖 6(b)所示，并對(duì)夾巖施加對(duì)拉錨桿支護(hù)；②、③分部分別滯后①分部6、10 m；同時(shí)考慮主洞隧道相應(yīng)開挖面超前匝道隧道8、16、24、32 m等情況。出于安全考慮，大跨段隧道完成施工后，進(jìn)行小凈距段隧道的施工，同時(shí)對(duì)大跨段與小凈距段隧道交界面采用C25噴射混凝土進(jìn)行封閉。

(a) 大跨段鋼架巖墻組合支撐法

(b) 小凈距段短臺(tái)階法

2 三軸壓縮強(qiáng)度及變形試驗(yàn)

2.1 三軸壓縮試驗(yàn)參數(shù)

本試驗(yàn)所用標(biāo)準(zhǔn)試件均取自現(xiàn)場(chǎng)掌子面，取樣方法為現(xiàn)場(chǎng)鉆芯，隨后利用切石機(jī)進(jìn)行加工。試樣為天然含水狀態(tài)下的中粗?；◢弾r標(biāo)準(zhǔn)試件，如圖7所示，試件直徑50 mm，高100 mm?？紤]到現(xiàn)場(chǎng)隧道埋深的影響，共設(shè)置5種圍壓工況，圍壓分別為0、3、5、10、15 MPa。依據(jù)GB/T 50266—2013《工程巖體試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》進(jìn)行三軸壓縮強(qiáng)度及變形試驗(yàn)。

圖7 花崗巖標(biāo)準(zhǔn)試樣

2.2 三軸試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 巖石抗剪強(qiáng)度指標(biāo)計(jì)算

不同圍壓條件下的極限軸向應(yīng)力，按式(1)計(jì)算，得到計(jì)算結(jié)果如表2所示。

(1)

表2 三軸壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總

由表2可知，在有圍壓的情況下，隨著圍壓增大，巖石試樣極限軸向應(yīng)力也隨之增大。通過試驗(yàn)得到試樣單軸壓縮強(qiáng)度為126.94 MPa。

圖8 最佳關(guān)系曲線

圖9 摩爾包絡(luò)線

表3 最佳關(guān)系曲線上選取點(diǎn)數(shù)據(jù)

2.2.2 巖石應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

圖10 試樣1—5應(yīng)力差-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線

由圖10可知，隨著圍壓的增大，巖石試樣峰值強(qiáng)度逐漸增大，超過峰值強(qiáng)度后，此時(shí)巖石試樣內(nèi)部裂隙繼續(xù)發(fā)展，最后可以觀察到峰值強(qiáng)度后的殘余應(yīng)變和殘余強(qiáng)度曲線。同時(shí)可知，在無圍壓情況下，試樣峰值強(qiáng)度遠(yuǎn)低于有圍壓的試樣，巖石試樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線幾乎為直線，說明本工程花崗巖屬于彈脆性巖石，無圍壓的情況下幾乎不存在塑性狀態(tài)。以上分析說明本工程花崗巖是彈脆性巖石，且?guī)r石處于三向受力狀態(tài)時(shí)的強(qiáng)度和穩(wěn)定性遠(yuǎn)大于雙向受力狀態(tài)，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注隧道施工時(shí)圍巖是否及時(shí)處于三向受力狀態(tài)。

2.2.3 巖石彈性模量和泊松比計(jì)算

在縱向應(yīng)變與應(yīng)力差的關(guān)系曲線上，確定直線段的起始點(diǎn)應(yīng)力值和縱向應(yīng)變以及終點(diǎn)應(yīng)力值和縱向應(yīng)變。該直線段斜率為彈性模量，按式(2)計(jì)算，對(duì)應(yīng)的彈性泊松比按式(3)計(jì)算：

(2)

(3)

式(2)—(3)中：Ee為巖石彈性模量，MPa；μe為巖石彈性泊松比；σa為應(yīng)力與軸向應(yīng)變關(guān)系曲線上直線段起始點(diǎn)的應(yīng)力值，MPa；σb為應(yīng)力與軸向應(yīng)變關(guān)系曲線上直線段終點(diǎn)的應(yīng)力值，MPa；εab為應(yīng)力為σb時(shí)的縱向應(yīng)變值；εaa為應(yīng)力為σa時(shí)的縱向應(yīng)變值；εcb為應(yīng)力為σb時(shí)的橫向應(yīng)變值；εca為應(yīng)力為σa時(shí)的橫向應(yīng)變值。

通過以上公式可計(jì)算出巖石彈性模量與泊松比，全部試驗(yàn)結(jié)果匯總?cè)绫?4所示。由表可知，花崗巖試樣彈性模量與圍壓呈正相關(guān)。

表4 三軸壓縮強(qiáng)度及變形試驗(yàn)結(jié)果匯總表

根據(jù)三軸試驗(yàn)得到巖塊的物理力學(xué)參數(shù)，結(jié)合Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則得到現(xiàn)場(chǎng)巖體的物理力學(xué)參數(shù)。Hoek-Brown等[15]通過大量巖石三軸試驗(yàn)得到巖體強(qiáng)度普遍估計(jì)公式：

(4)

式中：σ1為巖體破壞時(shí)最大主應(yīng)力；σ3為巖體破壞時(shí)最小主應(yīng)力；σc為完整巖塊單軸抗壓強(qiáng)度；mb、s為巖體Hoek-Brown參數(shù)；α為巖體特性決定的常數(shù)。

采用基于GSI(地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo))的巖體參數(shù)Hoek-Brown估算方法，估算公式如下[15]：

(5)

(6)

(7)

式(5)—(7)中：σtm為巖體抗壓強(qiáng)度；σcm為巖體抗拉強(qiáng)度；Em為巖體彈性模量； GSI為巖體的地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo)。

結(jié)合Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則，采用回歸分析的方法，可以得出巖體內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c。

(8)

σ1=kσ3+b。

(9)

(10)

(11)

由上述公式可知，巖體Hoek-Brown參數(shù)mb和s是確定巖體強(qiáng)度參數(shù)的關(guān)鍵，其值可以由式(12)得出：

(12)

式中mi為組成巖體完整巖塊的Hoek-Brown參數(shù)，花崗巖為33。

當(dāng)巖體GSI>25[16-18]時(shí)，

(13)

當(dāng)巖體GSI<25時(shí)，

(14)

基于文獻(xiàn)[19]，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)揭示的巖體結(jié)構(gòu)類型和風(fēng)化狀態(tài)，得到施工現(xiàn)場(chǎng)巖體GSI值為55。根據(jù)三軸試驗(yàn)的結(jié)果，巖塊單軸抗壓強(qiáng)度σc=126.94 MPa。由式(12)—(14)可得mb=6.61,s=0.006 738,α=0.5。

由式(5)—(7)可得巖體抗壓強(qiáng)度σtm=-10.41 MPa，巖體抗拉強(qiáng)度σcm=0.12 MPa，彈性模量Em=15.02 GPa。

由式(4)可得

σ1=σ3+126.94×(0.052 113σ3+0.006 738)0.5。

(15)

表5 數(shù)據(jù)回歸分析表

(16)

(17)

表5中有6組數(shù)據(jù)，因此n取6。將表5中的數(shù)據(jù)代入式(16)和(17)，得出k=5.65，b=31.56；將k、b的值代入式(10)和(11)，得出φ=44.4°，c=6.62 MPa。匯總數(shù)值模擬采用的圍巖物理力學(xué)參數(shù)如表6所示。

表6 圍巖物理力學(xué)參數(shù)

3 分岔隧道大跨段過渡小凈距段施工力學(xué)研究

3.1 數(shù)值模擬方案

3.1.1 模型建立

采用FLAC3D進(jìn)行三維建模計(jì)算，大跨段隧道跨度為30.46 m，高為18.71 m，縱向長為70 m；小凈距隧道最小凈距為1.2 m，主線隧道跨度為15.65 m，高為9.06 m；匝道隧道跨度為12.30 m，高為8.78 m。隧道埋深為100 m，以主洞隧道為準(zhǔn)，考慮到隧道開挖邊界效應(yīng)的影響，大跨段隧道與模型的左右和下邊界距離取3倍大跨段隧道跨度。三維數(shù)值計(jì)算模型采用六面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分。計(jì)算模型邊界條件為：模型左右側(cè)施加X方向位移約束，底面施加Z方向位移約束，前后側(cè)施加Y方向位移約束，頂面為自由面不施加約束。分岔隧道三維數(shù)值計(jì)算模型如圖11所示。

D為大跨段隧道跨度。

3.1.2 計(jì)算參數(shù)

數(shù)值計(jì)算中圍巖采用彈塑性實(shí)體單元模擬，采用Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則，圍巖力學(xué)參數(shù)由第2.2節(jié)中的三軸試驗(yàn)確定。大跨段隧道初期支護(hù)采用彈性實(shí)體單元模擬；臨時(shí)支撐采用Shell(殼)單元模擬；預(yù)應(yīng)力錨索和注漿小導(dǎo)管均采用Cable單元模擬。大跨段與小凈距段交界面噴射混凝土采用Shell單元模擬。小凈距段隧道初期支護(hù)采用彈性實(shí)體單元模擬，對(duì)拉錨桿和砂漿錨桿采用Cable單元模擬。數(shù)值模擬中支護(hù)結(jié)構(gòu)的計(jì)算參數(shù)如表 7所示。

表7 分岔隧道數(shù)值模擬計(jì)算參數(shù)

3.1.3 監(jiān)測(cè)斷面

分岔隧道監(jiān)測(cè)斷面如圖12所示，大跨段選取縱向Y=35 m(斷面1)、Y=70 m(斷面2)分別為大跨段施工監(jiān)測(cè)斷面和大跨段過渡小凈距段隧道監(jiān)測(cè)斷面。小凈距段選取主匝隧道凈距分別為1.5 m(Y=72 m，斷面3)、3 m(Y=88 m，斷面4)、6 m(Y=113 m，斷面5)、9 m(Y=131 m，斷面6)和12 m(Y=149 m，斷面7)處為小凈距段隧道施工研究斷面。

圖12 分岔隧道監(jiān)測(cè)斷面設(shè)置圖

3.2 大跨段過渡小凈距段隧道施工力學(xué)特性

本節(jié)以主洞隧道超前匝道隧道16 m的情況為例，研究小凈距段隧道施工對(duì)大跨段末端(大跨段與小凈距段交界處，Y=70 m)施工力學(xué)響應(yīng)。

3.2.1 大跨隧道交界處圍巖變形分析

監(jiān)測(cè)大跨段隧道末端斷面各測(cè)點(diǎn)的豎直和水平位移增量，得到隨施工步變化的位移增量時(shí)程曲線，如圖 13和圖 14所示。

圖13 大跨段隧道末端斷面豎直位移增量時(shí)程曲線

圖14 大跨段隧道末端斷面水平位移增量時(shí)程曲線

由圖13可知，左拱肩豎直位移增量最大，最終豎直位移增量為-1.95 mm。拱頂和仰拱則受主洞和匝道隧道開挖的影響，豎直位移不斷變化，在第14施工步后拱頂和仰拱豎直位移趨于穩(wěn)定。由圖14可知，左右拱腳水平位移增量較大，最終水平位移增量分別為-0.42、0.40 mm，在第14施工步后左右拱腳水平位移趨于穩(wěn)定。對(duì)比水平位移增量和豎直位移增量可以發(fā)現(xiàn)，除左右拱腳外，小凈距段隧道開挖對(duì)大跨段末端斷面的影響主要是豎直方向。為了更為直觀地觀察大跨段末端測(cè)點(diǎn)位移變化規(guī)律，統(tǒng)計(jì)出小凈距段隧道施工引起大跨段末端測(cè)點(diǎn)位移變化量，如表8所示。

由表8可知，大跨段左右拱肩部位受小凈距段隧道施工影響最大，除了左右拱腳外,其余測(cè)點(diǎn)以豎直變形為主，具體表現(xiàn)為拱部測(cè)點(diǎn)下沉，而仰拱測(cè)點(diǎn)上浮。

3.2.2 大跨隧道交界處初期支護(hù)受力分析

監(jiān)測(cè)大跨段隧道末端斷面各測(cè)點(diǎn)的軸力和彎矩增量，得到隨施工步變化的內(nèi)力增量時(shí)程曲線，變化量為正表示彎矩和軸力增大，反之則減小，如圖15和圖16所示。

表8 大跨段隧道末端測(cè)點(diǎn)位移變化量

圖15 大跨段隧道末端斷面軸力變化時(shí)程曲線

由圖15可知，除拱頂、左拱肩、右拱肩和仰拱等部位外，其余部位軸力均有不同程度增大，其中左右拱腳軸力明顯增大，最終增量分別達(dá)1 640.6、1 591.4 kN，這表明小凈段隧道的施工會(huì)導(dǎo)致大跨段拱腳處應(yīng)力集中加劇。拱頂和仰拱軸力則明顯減小，分別減小212.3、529.0 kN;其他部位軸力變化較小。由圖16可知，除左拱腳、右拱腳、仰拱、右墻腳等部位外，其余部位彎矩均有不同程度增大，右拱腰彎矩明顯增大，最終增量達(dá)19.4 kN·m，右拱腳彎矩則明顯減小，最終減小21.4 kN·m；其他部位彎矩變化較小。

總體上來看，匝道隧道開挖前，左拱肩、左拱腰、左拱腳、左墻腳等靠近主洞隧道的部位，軸力和彎矩變化趨于平緩，這說明主洞隧道施工對(duì)大跨段隧道靠近主洞隧道的部位內(nèi)力影響范圍為主洞隧道掌子面后16 m(約1倍主洞開挖洞徑)。同理也可知，匝道隧道施工對(duì)大跨段隧道靠近匝道隧道的部位內(nèi)力影響范圍為匝道隧道掌子面后12 m(約1倍匝道隧道開挖洞徑)。

結(jié)合第2節(jié)的計(jì)算結(jié)果，可得以下結(jié)論： 主洞隧道施工對(duì)大跨段隧道內(nèi)力和位移影響范圍為掌子面后16 m，匝道則為掌子面后12 m；小凈距段隧道施工會(huì)引起大跨段隧道末端初期支護(hù)不同程度的內(nèi)力變化，其中左右拱腳處內(nèi)力變化最為劇烈。

3.2.3 大跨隧道交界處塑性區(qū)分析

小凈距段隧道施工前后，大跨段隧道與小凈距段隧道交界處塑性區(qū)如圖17所示，為了更直觀地觀察交界處塑性區(qū)變化，圖17隱藏了大跨段隧道初期支護(hù)。

(a) 小凈距段施工前

(b) 小凈距段施工后

通過對(duì)比分析交界處塑性區(qū)變化可以發(fā)現(xiàn)，小凈距段隧道施工完成后，大跨段隧道拱部和仰拱處塑性區(qū)有一定發(fā)展，表明拱部和仰拱處圍巖受拉區(qū)域變大。交界面也出現(xiàn)了大面積塑性區(qū)，這說明及時(shí)對(duì)交界面進(jìn)行混凝土封閉是必要的。同時(shí)也可以發(fā)現(xiàn)，由于小凈距段隧道對(duì)上部圍巖的支護(hù)，小凈距段隧道底板處出現(xiàn)了大面積塑性區(qū)，因此施工中應(yīng)當(dāng)加強(qiáng)小凈距段隧道底板的支護(hù)強(qiáng)度。

3.3 小凈距段隧道施工力學(xué)特性

考慮小凈距段隧道主洞隧道相應(yīng)開挖面超前匝道隧道8、16、24、32 m等情況，研究主洞隧道受匝道隧道施工的影響，對(duì)比主匝隧道不同縱向開挖間距下主洞隧道受力、圍巖變形和塑性區(qū)分布的情況，基于此得出小凈距段隧道主洞和匝道隧道最佳縱向施工間距。

3.3.1 主洞隧道圍巖變形對(duì)比分析

以主洞隧道超前匝道隧道16 m的情況為例，全程監(jiān)測(cè)主洞隧道斷面4的圍巖變形情況，其測(cè)點(diǎn)豎直和水平位移時(shí)程曲線分別如圖18和圖19所示。同時(shí)對(duì)比分析主匝隧道縱向間距為8、24、32 m時(shí)主洞拱頂沉降演變規(guī)律。

圖18 主洞隧道斷面4測(cè)點(diǎn)豎直位移時(shí)程曲線

圖19 主洞隧道斷面4測(cè)點(diǎn)水平位移時(shí)程曲線

從整體來看，匝道隧道②部到達(dá)斷面4后，主洞各部位水平和豎直位移變化均趨于穩(wěn)定。分析圖 18可知，主洞①部到達(dá)后拱頂、左右拱肩等拱部上部測(cè)點(diǎn)沉降變化速率發(fā)生了突變，在匝道隧道②部到達(dá)斷面4后趨于穩(wěn)定，拱頂最終沉降為3.05 mm；主洞②部到達(dá)后，左右拱腰等拱部下部測(cè)點(diǎn)沉降變化速率發(fā)生突變，在匝道隧道②部到達(dá)斷面4后趨于穩(wěn)定，左右拱腰最終沉降分別為1.67、1.98 mm。左右拱腳豎直位移則很小。分析圖 19可知，主洞左右拱腳水平位移變化最為劇烈。右拱腳水平位移表現(xiàn)為先增大后減小，即右拱腳在匝道②部到達(dá)前水平位移逐漸增大，朝著匝道隧道方向變形，匝道②部到達(dá)支護(hù)后，水平位移逐漸減小。左拱腳水平位移則表現(xiàn)為隨著匝道隧道施工逐漸增大，在匝道②部到達(dá)后趨于穩(wěn)定。通過以上分析可以發(fā)現(xiàn),匝道隧道初期支護(hù)的及時(shí)閉合能夠有效減小匝道隧道施工對(duì)主洞隧道的影響。

表9列出了主匝隧道不同縱向開挖間距情況下，各監(jiān)測(cè)斷面拱頂沉降量。在縱向開挖間距一定的情況下，隨著隧道凈距逐漸增大，主洞拱頂沉降逐漸減小，當(dāng)隧道凈距大于6 m(斷面5)時(shí)，拱頂沉降接近單洞開挖拱頂沉降量。對(duì)比不同縱向開挖間距可知，主匝隧道縱向開挖間距越大，對(duì)應(yīng)斷面拱頂沉降沒有變化，故可以認(rèn)為不同主匝隧道縱向開挖間距對(duì)拱頂沉降沒有影響。

表9 主洞隧道拱頂沉降量

3.3.2 主洞隧道支護(hù)受力對(duì)比分析

同樣以主洞隧道超前匝道隧道16 m的情況為例，全程監(jiān)測(cè)主洞隧道斷面4支護(hù)受力情況，其軸力和彎矩時(shí)程曲線分別如圖 20和圖 21所示。

匝道②部到達(dá)斷面4進(jìn)行支護(hù)后，主洞隧道軸力和彎矩變化均趨于穩(wěn)定。通過分析主洞軸力時(shí)程曲線可以發(fā)現(xiàn)，左右拱腳軸力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他部位，左右拱腳軸力分別為-1 392.5 、-1 900.6 kN，拱頂受拉但受拉軸力較小，為36.2 kN；同時(shí)可以發(fā)現(xiàn),受匝道隧道近接施工影響，右側(cè)軸力大于左側(cè)對(duì)應(yīng)部位。

結(jié)合支護(hù)彎矩時(shí)程曲線進(jìn)行分析，左右拱肩在支護(hù)后受主洞下臺(tái)階②部支護(hù)的影響，由負(fù)彎矩變?yōu)檎龔澗?，在匝道②部支護(hù)后保持穩(wěn)定，最終分別達(dá)到1.02、0.76 kN·m。右拱腳在匝道隧道下臺(tái)階②部支護(hù)前，彎矩逐漸增大，匝道②部支護(hù)后則逐漸減小隨后保持穩(wěn)定。左右拱腳彎矩大于其他部位，左右拱腳彎矩分別為1.62、1.61 kN·m。除拱頂外主洞隧道各部位均可以看作偏心受壓混凝土構(gòu)件并進(jìn)行強(qiáng)度檢算，得到強(qiáng)度安全系數(shù)。左拱腳、左拱腰、左拱肩、右拱肩、右拱腰、右拱腳等部位強(qiáng)度安全系數(shù)依次為2.73、11.53、57.31、66.24、6.93、2.00。各部位安全系數(shù)由高到低依次是右拱肩、左拱肩、左拱腰、右拱腰、左拱腳、右拱腳。拱頂雖然承受拉應(yīng)力，但所受拉應(yīng)力遠(yuǎn)小于C25混凝土抗拉強(qiáng)度，故可認(rèn)為是安全的。主洞隧道開挖面積超過100 m2為大斷面隧道，拱腳處承受巨大的壓應(yīng)力；而匝道隧道近接施工的影響則加劇了主洞隧道拱腳處的應(yīng)力集中程度，在這2個(gè)不利因素的作用下，左右拱腳處的安全系數(shù)遠(yuǎn)小于其他部位。

圖20 主洞隧道斷面4初期支護(hù)軸力時(shí)程曲線

圖21 主洞隧道斷面4初期支護(hù)彎矩時(shí)程曲線

表10列出了主匝隧道不同縱向開挖間距下主洞隧道初期支護(hù)軸力。在主匝隧道縱向開挖間距相同的情況下，隨著主洞和匝道隧道凈距不斷增大，主洞初期支護(hù)軸力減小；以主匝隧道縱向間距為8 m時(shí)，右拱腳處的軸力變化情況為例，斷面3—7右拱腳軸力分別為-3 439.5、-1 729.6、-1 133.4 、-982.9、-872.9 kN。隨著凈距增大，各斷面右拱腳軸力相比斷面3依次減小49.7%、67.0%、71.4%、74.6%，這說明主匝隧道凈距小于6 m時(shí)，主洞隧道各部位軸力變化劇烈；隧道凈距大于6 m后，主洞軸力變化趨于穩(wěn)定，逐漸接近獨(dú)立單洞開挖時(shí)的軸力。

表10 主洞初期支護(hù)軸力

以主匝隧道縱向開挖間距8 m時(shí)右拱腳軸力為基準(zhǔn)，得到各斷面右拱腳軸力占比，如圖 22所示。由圖可知，軸力占比曲線呈先上升后下降的規(guī)律。受隧道縱向開挖間距的影響，斷面4右拱腳軸力變化幅度最大。主匝隧道凈距為1.5 m(斷面3)時(shí)，右拱腳軸力基本不受隧道縱向開挖間距的影響。隨著縱向開挖間距的增大，斷面4—7右拱腳軸力則逐漸增大，間距為32 m時(shí)斷面4右拱腳軸力占比為113.3%，即與間距8 m的情況相比右拱腳軸力增大了13.3%。由此可得： 同一監(jiān)測(cè)斷面處，主匝隧道縱向開挖間距越大，主洞各部位軸力也越大，左右拱腳應(yīng)力集中程度也越嚴(yán)重；而隨著隧道凈距的增大，開挖間距對(duì)主洞隧道軸力的影響也相應(yīng)減小。

圖22 主洞隧道右拱腳軸力占比曲線

3.3.3 小凈距段隧道塑性區(qū)對(duì)比分析

對(duì)小凈距段隧道塑性區(qū)對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)： 主洞和匝道隧道拱部、底板和夾巖處出現(xiàn)了大面積相連的塑性區(qū)。主匝隧道縱向開挖間距為8 m時(shí)，小凈距隧道夾巖塑性區(qū)已經(jīng)完全貫通；隨著主匝隧道縱向開挖間距的增大，小凈距隧道夾巖塑性區(qū)減小。因此，采用較小的縱向開挖間距雖然能提高小凈距段隧道施工效率，但主匝隧道施工相互影響也隨之增大，對(duì)夾巖受力產(chǎn)生不利的影響。

4 結(jié)論與討論

1)本工程中的花崗巖屬于彈脆性巖石，巖石處于三向受力狀態(tài)時(shí)巖石強(qiáng)度和穩(wěn)定性遠(yuǎn)大于雙向受力狀態(tài)，花崗巖試樣彈性模量與圍壓呈正相關(guān)。結(jié)合Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則以及Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則對(duì)三軸試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行修正，得到現(xiàn)場(chǎng)巖體的物理力學(xué)參數(shù)。

2)分岔隧道大跨段過渡至小凈距段施工時(shí)，應(yīng)及時(shí)對(duì)大跨段與小凈距段交界面處圍巖進(jìn)行封閉，保證圍巖盡快地處于三向受力狀態(tài)。大跨段末端斷面初期支護(hù)建議采用高性能噴射混凝土和工字鋼支護(hù)，以提高初期支護(hù)的抗壓和抗拉能力。

3)小凈距段隧道開挖對(duì)大跨段末端斷面位移的影響主要是豎直方向，同時(shí)也會(huì)引起大跨段隧道末端初期支護(hù)不同程度的內(nèi)力變化，其中左右拱腳處內(nèi)力變化最為劇烈。

4)通過對(duì)比分析主洞和匝道隧道縱向開挖間距為8、16、24、32 m時(shí)的圍巖位移、塑性區(qū)以及初期支護(hù)內(nèi)力，可以發(fā)現(xiàn)在控制圍巖變形方面四者相差不大。主匝隧道縱向開挖間距為8 m時(shí)，小凈距隧道夾巖塑性區(qū)已經(jīng)完全貫通，隨著縱向開挖間距的增大，小凈距隧道夾巖塑性區(qū)減小，主洞隧道初期支護(hù)右拱腳軸力略有增加。

5)主匝隧道凈距小于6 m時(shí)，主洞隧道施工應(yīng)加強(qiáng)主洞隧道各部位受力和變形監(jiān)測(cè)，尤其是左右拱腳部位；當(dāng)主匝隧道凈距大于6 m時(shí)，可作為獨(dú)立單洞進(jìn)行設(shè)計(jì)和施工。

6)本文在使用Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則以及Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則對(duì)現(xiàn)場(chǎng)巖體的物理力學(xué)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算時(shí)，未考慮施工擾動(dòng)對(duì)圍巖強(qiáng)度的影響，在后續(xù)的計(jì)算中希望能夠?qū)⑹┕_動(dòng)對(duì)圍巖的影響進(jìn)行定量的分析。