刘夏冰，贺少辉，汪大海,3，张 军，姚文博

（1.北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044；2.中国中铁大桥局集团有限公司 第四工程有限公司，江苏 南京 210031；3.四川公路桥梁建设集团有限公司，四川 成都 610041）

近20年来，超大跨隧道在断面型式上呈扁平化趋势，其投建数量也在逐步增加。受选线布设、地形环境等因素的制约，国内铁路领域还陆续出现了少量的多线超大跨隧道［1-3］，如乌蒙山2 号隧道［1］、新八达岭地下车站隧道［3］等，这些隧道多为所属项目的控制性工程及社会关注焦点。

超大跨隧道的开挖面积大，中隔墙法（CD法）、交叉中隔墙法（CRD 法）、双侧壁导坑法等分步施工方法成为保证其施工期围岩稳定的必然选择［1］，并受到了业界的诸多关注。章慧健［1］等研究了超大跨隧道开挖产生的松动区范围，结果表明一次成洞的松动区范围普遍大于分步施工的松动区范围；朱维申等［4］提出了超大跨隧道“动态施工过程力学”概念，强调施工过程和方案对围岩稳定性的影响；吴梦军［5］对四车道公路隧道进行模型试验和数值模拟，结果表明超大跨隧道开挖后拱部岩体向洞内变形，导致2 侧岩体向外挤压使边墙产生拉应力区；丁建隆［6］的研究表明大跨度隧道中双侧壁导坑法的施工顺序对地表沉降、围岩塑性区影响较大；Sharifzadeh 等［7］研究了伊朗Niayesh 隧道，结果表明双侧壁导坑法在砂卵石地层中的围岩变形效果优于CD 法；朱合华等［8］通过龙头山四车道公路隧道的工程实践，提出考虑施工过程影响的荷载设计方法。以上研究结果均证实，超大跨度隧道的施工力学行为与传统跨度隧道存在较大区别。同时，这些已有成果主要集中于分步施工下的围岩变形及荷载变化特征，但分步施工必然带来支护结构的复杂受力，因此有必要研究超大跨隧道支护结构的受力特征，此基础上进行支护设计优化。

现场监测是了解超大跨隧道支护结构受力的重要方法。陈耕野等［9］对开挖跨度为19.24 m 的四车道公路隧道进行现场监测，结果表明开挖过程中钢架和围岩自承载起主要作用，喷射混凝土和锚杆只起到了协同与辅助作用；李利平等［10］研究了庙垭分岔隧道浅埋大跨段的支护体系力学状态，验证了所用支护体系的安全性；夏才初等［11］对开挖跨度15 m 的小净距公路隧道围岩变形、支护结构应力进行测试，结果表明浅埋大断面隧道的拱部受力状态较差，应重视后行隧道开挖对先行隧道二衬应力重分布的影响；谭忠盛等［12］对开挖跨度为17.4 m的浅埋黄土大断面隧道开展了现场试验研究，结果表明型钢钢架与格栅钢架支护体系的承载能力相当，系统锚杆作用不明显。上述研究形成的关于围岩压力计算、支护参数设计等成果多针对中等至大断面隧道。

近年来依托一些四车道公路及多线铁路隧道的工程实践，针对超大跨隧道的支护研究日趋受到重视。周丁恒等［2］研究了开挖跨度约22 m 的四车道公路隧道支护体系的应力特征，表明右导洞上台阶、左导洞下台阶和核心土上台阶开挖引起支护体系应力变化较大，但其未深入展开对拱部内力及喷射混凝土受力的研究；张国华等［13］通过现场监测，分析了开挖跨度约22 m 四车道公路隧道的围岩位移特征、锚杆应力及其与围岩位移的关系，但未涉及初期支护的受力研究；龚彦峰等［14］结合对国内外超大跨隧道设计案例的统计，针对开挖跨度22～30 m 的新考塘铁路隧道大跨段提出具体工法及支护方案；Liu 等［15］对京张高铁新八达岭车站隧道扩大段进行监测，结果表明分步施工对衬砌受力有重要影响，拱肩和拱腰受力较大；罗基伟等［16］研究了超大跨铁路隧道的预应力锚杆-锚索协同作用机理，通过预应力锚杆锚固浅层围岩、预应力锚索调动深层围岩，形成组合拱承担围岩荷载。这些研究进一步证明，超大跨隧道在断面形式、开挖跨度、工法等方面与传统大断面隧道有较大差异，其支护结构受力更为复杂，加之具体隧道的围岩条件存在差异，既有研究成果较难被其他同类项目套用。查阅现行铁路隧道设计规范［17］可知，现行规范未明确三线及三线以上铁路隧道支护结构设计，而对于工程实践中更为少见的浅埋超大跨隧道，其设计、施工环节更是无从参考借鉴。

本文依托设计时速350 km、最大开挖跨度达27 m的杭绍台高铁下北山2号浅埋超大跨隧道，采用三维数值模拟和现场监测方法研究浅埋超大跨隧道围岩压力，以及初支体系中格栅拱架、型钢拱架、喷射混凝土和锚杆受力的变化规律，基于围岩压力的实测结果，推导可考虑导坑掌子面三维开挖影响效应的围岩压力计算式。

1 工程概况

1.1 隧道基本情况

杭绍台高铁下北山2 号隧道紧邻台州中心车站，设计为四线隧道，是我国首条设计时速350 km 的四线高铁隧道。隧道开挖跨度26.3 m，开挖面积约361 m2，加宽段的最大开挖跨度达27.0 m； 隧道上覆土层厚度约6～57 m，为罕见的浅埋超大跨隧道。

下北山2 号隧道穿行于丘陵地貌，隧址地形起伏大，坡度为25°～45°，山体有第四系土层覆盖；隧道纵断面图如图1所示，洞口段均以Ⅴ级围岩为主，洞身段均以Ⅲ级和Ⅳ级围岩为主。考虑到Ⅴ级围岩浅埋超大跨隧道更为罕见、更具研究价值，故在隧道岩体强度最不利的Ⅴ级围岩段中，选取里程K215+105断面为对象，研究施工期初期支护体系的受力特征。该断面揭露的围岩以强风化凝灰岩为主，岩体节理发育、结构松散、黏结力差，局部节理中有10～50 mm厚的黏土夹层。

图1 下北山2号隧道纵断面图

1.2 隧道开挖方法与支护参数

隧道采用钻爆法施工。由于开挖跨度达26.3 m，为减小开挖对隧道围岩的扰动，最终选定的分步施工方法为双侧壁导坑法。Ⅴ级围岩的初期支护设计参数见表1 和图2，实际施工时，先开挖左、右导坑上台阶（①和③），再开挖左、右导坑下台阶（②和④），接着开挖中导坑上、中、下台阶（⑤，⑥和⑦）；之后，拆除临时支护、施作二衬结构。Ⅴ级围岩的设计开挖工序如图3 所示。图中：位置A为研究对象K215+105断面，此时该断面的左、右导坑已开挖支护，中导坑上台阶准备开挖通过。

图2 Ⅴ级围岩初期支护断面（单位：mm）

图3 Ⅴ级围岩的设计开挖工序

表1 Ⅴ级围岩初期支护参数

2 数值模拟

2.1 模型建立

利用FLAC3D对研究断面进行三维数值模拟，建立的数值模型如图4所示。图中：以隧道拱顶为坐标原点；x方向为隧道的宽度方向；y方向为隧道开挖方向，取起始开挖位置y=0；z方向为垂直于地表方向，向上为正。模型长×宽为156 m×60 m；研究断面的拱顶覆土层厚度较平均，因此不依照实际地形而是按平面进行地表建模，覆土层厚度取31 m。模型侧面及底部边界约束法向变形，顶部为自由面。隧道覆土较浅，因此不考虑构造应力场的影响，初始应力场取自重应力场。格栅拱架间距0.8 m，每步开挖1.6 m，左、右导坑台阶长9.6 m，中导坑中、下台阶长24 m，初支封闭成环30 m后开始拆撑，每次拆除4榀拱架。

图4 初期支护结构受力特征的计算模型（单位：mm）

2.2 初期支护模拟与计算参数

为模拟初期支护与围岩的相互作用，格栅钢架由4 根ϕ22 主筋和ϕ12 根“8”字筋构成，采用Beam 单元模拟；临时钢支撑为Ⅰ20b型工字钢，采用Shell单元模拟；喷射混凝土采用实体单元模拟；格栅钢架与喷射混凝土的相互作用由Beam 单元节点在实体单元内形成的link 来模拟约束条件；拱架间的连接采用Fish函数修改结构单元link模拟；锚杆、锁脚锚管与围岩的相互作用采用Pile 单元模拟，计算参数通过模拟拉拔试验确定。对初期支护结构的模拟如图5所示。得到的支护结构计算参数见表2。表中：μ钢为型钢的泊松比；E钢为型钢的弹性模量。

图5 初期支护结构的模拟

围岩参数的确定一般采用经验方法［17-20］，本文采用Hoek-Brown 岩体强度准则［18］确定围岩参数。根据所选区段凝灰岩的室内试验结果，其平均单轴强度值为22.4 MPa，弹性模量为16.7 GPa，拟合得到的材料常数为10.2，单轴抗压强度为26.45 MPa。根据现场围岩GSI 评分结果，得到的围岩参数见表3，表中残积黏土层参数取自地质勘察报告。

表3 围岩参数

2.3 初期支护受力模拟结果

1）钢拱架受力

选取模型中部y=24 m断面为分析对象，按图6所示测点位置，提取格栅拱架的拱顶、拱肩、拱腰和墙脚7 处测点及型钢拱架上、中、下部等6 处测点的测值，换算成轴力后绘制曲线如图7所示。图中：受拉时轴力为正值，反之为负（后文同）。

图6 数值模拟及现场实测初期支护受力的测点布置

图7 初期支护栅格拱架和临时支护型钢拱架的轴力变化规律

由图7 可知：左、右导坑下台阶的开挖分别使对应导坑上台阶的格栅拱架轴力增大，但该增幅小于各导坑上台阶开挖造成的受力增幅；中导坑上台阶的开挖使左、右导坑上台阶的格栅拱架轴力增幅达到−120～−80 kN，是影响最大的开挖步；格栅拱架的最大轴力−228.3 kN 位于左拱腰，左、右导坑墙脚、仰拱的轴力均小于这一数值；左拱腰的内、外侧应力值分别为−155.9 MPa 和−130.3 MPa，小于钢材的极限抗压强度，表明其受力处于安全状态；左、右导坑下台阶的开挖使型钢拱架左、右侧的上—中部轴力增加了约−40～−30 kN；中导坑上台阶开挖后，所有测点的轴力都以受压形式急剧增加，最大增幅约−60 kN；中导坑中台阶开挖后，所有测点的轴力均呈下降趋势，上部测点的降幅最大，表明此状态下临时支护型钢拱架提供的支护力已明显降低。模拟结果表明，初期支护和临时支护中的钢拱架主要处于受压状态，其受力均随各分部的开挖而变化。

2）喷射混凝土受力

为分析初期支护喷射混凝土的安全性，提取开挖完成后实体单元内、外侧受力值，根据TB 10003—2016 《铁路隧道设计规范》［17］，得到图7中初期支护喷射混凝土各测点的安全系数，见表4。表中：喷射混凝土内侧受拉时弯矩为正值、反之为负。由表4 可知：最大轴力−6 230.86 kN 位于左拱腰，最大弯矩97.63 kN·m 位于左墙脚；全部测点的安全系数均大于2.0，表明初期支护的受力处于安全状态。

表4 喷射混凝土的受力及安全系数计算结果

3）锚杆轴力

锚杆是初期支护的重要组成，有必要对浅埋超大跨隧道的锚杆作用进行单独分析。计算完成后，得到的锚杆轴力分布如图8 所示。由图8 可知：锚杆的最大轴力值为21.7 kN，位于左拱脚处（即图中红色虚线框标记处）；拱部锚杆受力趋于零，且局部受压；左、右导坑的墙腰、墙脚锚杆也都处于受压状态，未充分发挥锚杆的抗拉作用。

图8 锚杆轴力分布（单位：N）

3 现场监测

3.1 监测方案与测点布置

按图6 中的测点位置，对研究断面的初支体系受力进行现场监测，监测项目及所用传感器的种类、数量见表5。

表5 各监测项目及所用传感器的种类与数量

3.2 监测结果

1）围岩/初支接触压力

围岩/初支接触压力的实测值如图9 所示。由图9 可知：围岩/初支接触压力的最大值为157.8 kPa，位于拱顶；左、右导坑的先行开挖和支护，限制了后续中导坑开挖对左、右导坑开挖造成松动区的影响；中导坑上台阶开挖造成拱部测点的最大增幅为120 kPa，该步开挖前，左、右导坑上台阶测值约为其最终值的30%～50%。监测结果表明，围岩压力的发展受分步施工产生的掌子面三维开挖影响效应的影响，中导坑上台阶的开挖是对围岩/初支接触压力影响最关键的开挖步，施工前应有重点的变形控制措施。

图9 围岩/初支接触压力的实测值

2）格栅拱架/型钢拱架受力

格栅拱架的受力分布如图10 所示。由图10 可知：格栅拱架的受力具有“上台阶大、下台阶小”的特点；格栅拱架的最大轴力为−173.1 kN，位于右拱腰，最大弯矩为21.7 kN·m，位于右拱脚；左、右墙腰以上的最小轴力为−96.7 kN，位于左拱肩；墙脚及仰拱的最大轴力为−48.4 kN，位于左墙脚，分别约为左拱肩、右拱腰轴力的50%和27%。

图10 格栅拱架内力分布

以受力较大的拱腰、拱顶、墙脚测点为例，进一步分析格栅拱架的轴力监测曲线如图11 所示。由图11 可知：左、右导坑上台阶开挖30 d 后，格栅拱架的受力快速增长至−35～−30 kN；中导坑上台阶开挖7 d 后（图中所示的虚线位置起），左、右拱腰的轴力增幅约−100～−60 kN，占最终受力的36%～57%，表明该步施工是对格栅拱架受力影响最大的一步（最终左、右拱腰的轴力分别为−164.6 kN 和−173.1 kN）。监测结果表明，后续导坑的施工均对已支护格栅拱架的受力有不同程度的影响，中导坑上台阶是影响最大的步序。

图11 格栅拱架的轴力监测曲线

临时支护型钢拱架的受力监测曲线如图12 所示。由图12 可知：左导坑下台阶和中导坑上台阶的开挖对型钢拱架轴力影响较大；中导坑中、下台阶开挖后，左侧上、左侧中和右侧中3处测点的轴力下降幅度约70%～90%，弯矩相应减至−20～0 kN·m。监测结果表明分步施工造成临时支护型钢拱架的受力频繁调整，中导坑中、下台阶开挖后，型钢拱架提供的支护力已显著减小。

图12 临时支护型钢拱架的内力监测曲线

按文献［17］提出的方法计算得到格栅拱架各位置的安全系数见表6。由表6 可知：右拱腰的受力最大，其内、外侧的测值分别为−112.3 MPa和−104.5 MPa，小于钢筋极限强度335 MPa；所有测点的安全系数均大于2.8，格栅拱架的受力处于安全状态，这与施工过程中未出现拱架扭曲变形等现象相吻合。

表6 监测断面格栅拱架的安全系数

3）初期支护喷射混凝土受力

初期支护喷射混凝土受力分布如图13 所示。由图13 可知：最大轴力−6 311.5 kN 位于左拱腰，最大弯矩272.6 kN·m 位于右拱腰，喷射混凝土整体处于受压状态，其轴力相较于格栅拱架要大得多，说明喷射混凝土是主要的承载构件；下台阶墙脚及仰拱测点处的最大轴力−2 030.2 kN位于右墙脚，最小轴力−1 289.1 kN位于仰拱左；下台阶各测点的轴力范围为上台阶各测点的15%～50%，说明上台阶支护结构承担的荷载较大。

图13 喷射混凝土内力分布

由于混凝土抗拉强度低，为分析施工过程中喷射混凝土安全性，根据监测结果计算得到施工过程中监测断面在每个步序下的喷射混凝土最小安全系数及其所处位置的受力值，见表7 和表8，计算时抗压强度取25 MPa，抗拉强度取2.5 MPa。表7 和表8中：最小安全系数根据文献［17］计算，当截面偏心距不大于0.2 倍的截面厚度时为抗压强度控制，反之为抗拉强度控制。

表7 监测断面初期支护喷射混凝土的最小安全系数及内力值

表8 监测断面临时支护喷射混凝土的最小安全系数及内力值

由表7 可知：监测断面初支喷射混凝土的最小安全系数及其所处位置均是随施工过程而不断变化的；右拱墙存在抗拉强度控制，可能出现弯拉破坏；导致喷射混凝土最小安全系数降幅最大的施工步序是左导坑下台阶开挖，从7.63 降至2.32；拆撑后，监测断面的初期支护混凝土最小安全系数为1.98，位于左拱腰。由表8 可知，临时支护喷射混凝土可能产生弯拉破坏，例如左侧中部在施工过程中的最小安全系数为1.56，且为抗拉强度控制。

为研究初期支护及临时支护的喷射混凝土受力变化特性，绘制喷射混凝土轴力监测曲线如图14所示。由图14 可知：初期支护喷射混凝土以受压为主，中导坑上台阶的开挖对喷射混凝土的轴力影响大，中导坑上台阶开挖使左、右拱腰的轴力分别增加了约−3 540 kN 和−3 160 kN（红色箭头线标记处）；临时支护喷射混凝土左侧上部受中导坑上台阶开挖的影响最大，增幅为−3 100 kN；中导坑中、下台阶开挖后，除右侧下部轴力达1 068 kN、超出混凝土的抗拉强度外，其余测点的测值都有“台阶式突变”，轴力下降且接近于0，表明该步施工后临时支护的受力显著减小，有明显的“卸压”趋势，但初期支护安全性受此步施工的影响小；二衬施工前，拆除临时支护而导致初期支护受力增大的“拆撑效应”［2］在施工过程中逐步显现，而不是仅体现在后面的临时支护拆除阶段，若此工况前初期支护受力已稳定，则可提前拆除临时支护，提高后续二次衬砌的施工效率。

图14 喷射混凝土轴力监测曲线

综合表7、表8 和图14 可知：左导坑下台阶、中导坑上台阶的施工是危险的施工步序；拆撑后左、右拱腰的轴力均超过了−6 000 kN，是该隧道中受力较大的位置。

4）锚杆轴力

为分析锚杆的作用效果，绘制监测断面的锚杆轴力分布如图15 所示。由图15 可知：左、右导坑均开挖、支护后，最大轴力位于右拱肩锚杆中部测点，为12.7 kN，左、右墙脚锚杆测点受力范围仅为−1.25～1.51 kN；隧道开挖完成后，拱部锚杆未起到明显的受拉作用，局部测点为受压状态；中导坑开挖后，左、右拱脚的锚杆受拉增加，最大增幅为7.2 kN，左、右墙脚测点的受力几乎没有变化。监测结果表明隧道拱部及墙脚的锚杆受拉较小，拱腰锚杆对抑制围岩变形有一定效果，此类浅埋超大跨隧道的锚杆设计有优化的余地。

图15 监测断面锚杆轴力分布（单位：kN）

3.3 模拟与监测结果分析

（1）支护结构的受力随分步施工动态变化，各导坑的开挖顺序对已支护结构的受力状态有不同程度的影响，先行支护的侧导坑也会限制后续中导坑开挖造成松动区的发展，导坑掌子面具有临时支护作用。分步施工过程中浅埋超大跨隧道产生的掌子面三维开挖影响效应明显，该效应影响围岩压力的发展，有利于改善支护结构的受力状态，因此仍有必要进一步研究围岩压力和支护结构受力在分步施工下的相互作用关系。

（2）中导坑上台阶的开挖是双侧壁导坑法中最不利受力阶段，该步施工后初期支护受力大幅增加，此时临时支护的受力变化也较大，必要时应采用加设临时仰拱、二层初期支护、在临时支护与初支连接位置打设预应力锚杆或锚索等措施，控制中导坑开挖对支护结构受力的不利影响。

（3）数值模拟中的初期支护安全性评价结果、初期支护受力分布及受中导坑开挖影响的变化规律均与监测结果基本吻合，证明了模型的合理性，可将其用于工程实践。

4 分步施工下围岩压力的计算方法

4.1 分步施工下围岩压力的计算

对于可被视为连续介质的破碎岩体，浅埋隧道围岩压力是地层拱渐进发展的结果［21］。根据地层拱边界是否发展至地表，全断面法开挖时，围岩压力p与隧道上方地层拱高度Hb之间存在以下2 种关系。

当地层拱边界未发展至地表时

其中，

式中：γ为围岩重度，kN·m-3；α'为地层拱边界剪切面与水平方向夹角，（°）；D为非圆形隧道等效直径，m；Bt为松动区宽度，m；B为隧道宽度，m；Ht为隧道高度，m；φ为岩体内摩擦角，（°）。

当地层拱边界发展至地表时

分步施工方法下，隧道围岩压力是导坑开挖宽度和导坑间掌子面错距的函数［22］。为计算分步施工下围岩压力的发展，将围岩压力在二维平面及三维空间中进行组合［22］。二维平面上，将施工步序简化为左、右、中导坑开挖和支护等3种工序，这3种工序下开挖引起的松动区及围岩压力分布如图16所示。图中：编号①—⑦为图3 中的各个开挖分部；蓝色虚线表示将①—⑦分部简化为左、右、中导坑3 个施工步序；黑色箭头表示各步序施工时产生的围岩压力；棕色箭头表示未开挖中导坑岩柱提供的支撑力psup；α'1为地层拱边界剪切面与水平方向夹角，是左导坑开挖引起的松动区高度Hb｛1｝的函数；Hb｛1｝和Hb｛2｝分别为左、右导坑开挖完成后的松动拱高度；Hb｛m｝为中导洞开挖后的最终松动拱高度；Bt{1}和Bt{2}分别为左、右导坑开挖引起的松动区宽度；p1，p2和p3分别为左、右和中导坑分别开挖、支护后的围岩压力；α'm为最终地层拱边界剪切面与水平方向夹角，与Hb｛m｝有关。

根据图16（a）中左导坑开挖、支护后的松动区分布，结合式（1）得到左导坑开挖、支护后的围岩压力p1为

图16 二维平面上的松动区及围岩压力分布

根据图16（b）中的松动区分布，右导坑开挖、支护后，左、右导坑上方的围岩压力为p2，已开挖导坑对另1侧导坑的围岩压力影响不对称，造成左导坑围岩压力p2s和右导坑的围岩压力p2e不一致，依据式（1），结合左、右导坑近距离施工产生的地层拱松动压力和虚拟地层拱松动压力的叠加，得到p2s和p2e分别为

式中：p*0为右导坑开挖引起的附加围岩压力，其大小受导坑尺寸、中导坑岩柱支撑作用的影响，具体计算过程参见文献［21］。

根据图16（c）的中导坑开挖、支护后形成最终松动区分布，结合式（1）和式（2）中地层拱与围岩压力的关系，得到中导坑开挖、支护后的围岩压力p3为

隧道覆土仍取31 m，按式（3）—式（6）和表2 参数，得到监测断面左、右、中导坑开挖后的围岩压力值分别为p1=59.3 kPa，p2s=p2e=59.3 kPa，p3=143.8 kPa。在三维空间中，围岩压力p的发展与分步施工过程、各导坑间掌子面错距相关，即

式中：η1，η2和η3分别为计算断面的围岩压力p与各导坑掌子面距离的函数，具体计算过程参见文献［22］。

根据式（7）计算得到监测断面的围岩压力发展规律，将其与左拱肩实测围岩压力和实测拱架轴力变化进行对比，如图17 所示。图中：横坐标为与左导坑上台阶掌子面的距离，取0时为左导坑开始开挖；左侧纵坐标为围岩压力，右侧纵坐标为实测格栅拱架的轴力。由图17 可知：左拱肩实测格栅拱架轴力的变化与围岩压力的发展密切相关；左拱肩实测围岩压力在中导坑开挖12 m 后趋于稳定，按式（7）计算得到的结果与实测结果基本一致。

图17 支护结构受力与围岩压力关系

4.2 对比验证

围岩压力一般通过经验方法估算［17-21］，不同方法估算得到的监测断面围岩压力p见表9。由表9可知：谢家烋法（浅埋）［17］、太沙基地层拱法［17-19］、RMR 系统法［20］估算得到的围岩压力值远大于拱顶实测最大值157.8 kPa，其主要原因在于，分步施工过程中各工序间虽相互影响，但导坑先行支护也限制了后续导坑开挖对松动区的影响，使得隧道围岩压力远小于基于平面应变假定和全断面法开挖的经验或理论方法确定的估算值；监测断面的围岩压力计算值为143.8 kPa，本文方法计算时考虑了分步施工产生的掌子面三维开挖影响效应，得到的计算值与数值模拟结果最为接近，也更接近实测值；今后浅埋超大跨隧道的设计中，可兼用本文计算方法和数值模拟中的地层拱方法，更为合理地估算分步施工产生的围岩荷载。

表9 不同计算方法下监测断面处的围岩压力计算值

目前下北山2 号隧道主体结构已于2020年10月建成，通过实测数据及现场观察可知，隧道采用的工法和支护参数是安全的，未出现支护结构受力异常、围岩变形过大等情况。

5 结 论

（1）施工期浅埋超大跨隧道初期支护总体为受压状态，喷射混凝土是主要承载构件，最大轴力为−6 311.5 kN，位于左拱腰；下台阶墙脚、仰拱受力是上台阶墙腰以上受力的15%～50%；施工过程中，初期支护喷射混凝土最小安全系数为1.98，支护结构是安全的；拱部、墙脚锚杆受力很小，拱腰锚杆对抑制围岩变形有一定效果，但锚杆设计仍有较大优化空间。

（2）浅埋超大跨隧道分步施工时产生的掌子面三维开挖影响效应明显，这有利于改善支护体系的受力状态。

（3）各导坑的先后开挖对初期支护、临时支护的受力特征有不同程度的影响。中导坑上台阶开挖使格栅拱架左、右拱腰处的轴力增幅达36%～57%，对围岩释放荷载的影响也最大，应针对性制定控制措施。中导坑中、下台阶开挖后，临时支护型钢拱架受力减小约70%～90%，临时支护喷射混凝土受力趋于0，可视为拆撑导致的初期支护应力调整已开始，而不是仅体现在其后的临时支护拆除阶段；若此工况前初期支护受力已稳定，则提前拆撑是安全的。

（4）提出1 种考虑导坑掌子面三维开挖影响效应的围岩压力计算方法，相较于RMR 系统法、谢家烋法（浅埋）、Terzaghi 地层拱法等方法中基于平面应变假定和全断面法开挖得到的估算值，本文方法得到的监测断面围岩压力计算值与实测值最为吻合；计算浅埋超大跨隧道围岩压力时应考虑分步施工产生的掌子面三维影响效应，本文方法可为其他类似的超大跨隧道支护设计提供参考和借鉴。