董新平

(郑州大学 交通工程系，郑州 450002)

大跨度隧道初期支护大变形原因分析

董新平

(郑州大学 交通工程系，郑州 450002)

本文针对内昆线曾家坪大跨隧道在导洞开挖过程中出现的内壁变形严重现象，对其产生原因及主要影响因素进行了分析。分析表明，左右导洞的两侧支护位移是非对称的，位于下台阶位置处的内壁出现了局部大变形。导致内壁产生局部大变形的因素包括导洞形状及围岩初始应力场、左右导洞施工的相互影响、支护的非均衡设计、偏压问题等。导洞结构形状及初始应力场分布是本工程中内壁破坏严重这一显著特点的内在形成原因，而其它三个因素使该特点进一步放大，其中，非均衡设计因素的影响尤其显著。

隧道工程 大跨度 双侧壁法 破坏

内昆线曾家坪车站受地形限制，被迫伸入曾家坪隧道进口段。该隧道进口段有413 m为三线大跨度隧道。其中，三线隧道长269 m，喇叭口隧道长144 m，其余为单线隧道。

隧道围岩为第四系坡残积层(Qdl+el4)砂黏土夹泥质灰岩、崩坡积层(Qdl+col4)块石土、遇水极易软化的断层泥(Fbc)、泥质灰岩夹页岩(S2d)、砂岩夹页岩(S2s)等。其中，进口段90 m位于堆积体中，其成分以块石土为主，砂黏土填充。隧道进口大跨度区段围岩级别为Ⅴ级。

本工程隧道大跨段开挖跨度大，地质条件很差，采用双侧壁导坑法施工，施工难度较大。隧道施工时，部分地段先后出现了支护大变形和喷层开裂、拱架扭曲等现象。本文将对支护大变形特点及产生的原因进行分析和探讨。

1 工程概况

曾家坪隧道开挖断面大，开挖跨度20.58 m，高度13.83 m，结构扁平，高跨比仅0.67。施工工艺较为复杂，三线段采用双侧壁导坑法，过渡段则采用中壁法施工。双侧壁导坑法的施工顺序如图1所示，即：①左导洞超前，先施作超前小导管并注浆，开挖1、2部，在2部底部设置一道I18工字钢临时横撑;②开挖左导洞3、4部，使4部及时封闭成环;③灌注仰拱混凝土(V部);④待左导开挖15 m后，进行右导洞开挖，首先开挖6部、7部;⑤开挖右导洞8部、9部;⑥灌注右导洞仰拱混凝土(Ⅹ部);⑦灌注左右导洞边墙混凝土(XI、XII部);⑧开挖中洞的13部;⑨灌注拱部混凝土(XIV部);⑩开挖中洞 15部、16部;○11开挖中洞仰拱;○12灌注中洞仰拱混凝土(XVII部)。

隧道大跨段复合式衬砌的主要参数见表1。

图1 双侧壁导坑法施工顺序

表1 大跨段隧道复合式衬砌参数

2 大跨度段初期支护变形破坏情况

大跨段施工中支护结构变形比较显著。首先是洞口段(DK291+190—DK291+230)左右上导洞开挖引起了隧道整体下沉，并诱发地表沉陷，在里程DK291+214及DK291+230处地表出现2条宽5～10 cm裂缝，裂缝走向与隧道轴线垂直。施工单位在采取打设抗滑桩、地表注浆等治理措施后，边坡基本稳定，裂缝无进一步扩展。其后，随着隧道逐渐向前掘进，大跨段多处支护结构出现破坏。其中，以DK291+340附近最为严重。该段支护喷层开裂，格栅拱架钢筋扭曲，破坏位置如图1所示。

隧道监测结果显示，洞口浅埋段(埋深＜20 m)导洞开挖时，拱顶下沉比较显著，以左导洞1、2部开挖时的拱顶下沉为例(如图2所示)，DK291+205测点的拱顶下沉值达到127 mm。

图2 左导洞拱顶下沉曲线

支护结构的水平收敛变形与拱顶下沉沿隧道走向分布规律有所不同。浅埋段支护结构水平收敛值较小，而随着埋深增大，左右导洞净空收敛值逐渐增加，其中，3部、4部开挖过程尤其明显。以右导洞3部、4部开挖过程中的水平收敛值为例(如图3所示)，水平收敛值逐渐由50 mm以下增至100～200 mm，DK291+340处最大为307 mm。

图3 右导洞水平收敛曲线

3 初期支护大变形原因及分析

为深入分析初期支护破坏原因，本文选取DK291+305位置建立有限元分析模型，隧道埋深40 m左右，计算边界的约束条件为两边水平约束、底部竖向约束。初始地应力仅考虑自重应力场。围岩选用理想弹塑性模型，屈服准则采用Mohr-Coulomb准则。隧道围岩为V级，主要计算参数为：杨氏模量200 MPa，波松比 0.32，内摩擦角 40°，黏聚力 5 kPa。

喷射混凝土强度等级 C30，容重为22 kN/m3，设计强度：轴心抗压为15 MPa，弯曲抗压为16 MPa，轴心抗拉为1.4 MPa，弹性模量为25 GPa。砂浆锚杆的锚杆体采用20 MnSi钢全长砂浆黏结型锚杆。砂浆的强度等级为M20。

喷层采用分层Timoshenko梁单元模拟，屈服模型采用分层屈服模型，即假定若外层中部的应力达到屈服值，则外层全进入塑性状态，而内部其余各层仍为弹性状态，随着塑性区的扩展，更多层相继变成了塑性，直到最后全截面变成塑性区为止。

3.1 初期支护的竖向位移

各开挖阶段左右导洞拱顶沉降情况见表2。

表2 左右导洞拱顶沉降值 mm

左导洞开挖步序2完成后的拱顶下沉值与实测结果(图2)比较接近。从表2可看出，左右导洞上部断面(开挖步序1和2或6和7)开挖引起的拱顶下沉较大，是下部开挖引起的拱顶下沉值的2倍左右;右导洞开挖引起的拱顶下沉明显大于左侧导洞。

3.2 初期支护水平收敛

左、右导洞开挖过程中收敛变形演变情况如图4、图5所示(上台阶和下台阶收敛变形位置如图1所示)。图5中的下台阶收敛测线与图4对应，对比二者数值可见，比较接近。

计算结果表明，左、右导洞开挖过程中，最大收敛位置一般位于第3和6步开挖面内(如图6所示)。导洞下台阶开挖(3和4步或6和7步)是引起支护结构净空收敛迅速增加的主要阶段，如右导洞3、4步开挖时，水平收敛迅速增大到100 mm以上。同时，左右导洞相互影响显著，如左导洞下台阶水平收敛值因右导洞施工增加110 mm。

图4 左导洞收敛变形值

图5 右导洞收敛变形值

图6 初期支护变形

由图6可看出，下台阶内壁出现了显著的水平变形，右导洞该处的净空收敛值与图5监测结果比较接近。值得注意的是，实际监测结果是导洞内壁与支护结构的相向水平位移之和。根据本文计算分析结果，此二者的水平位移是非对称的，内壁位移远大于导洞支护结构的位移，即实际监测到的较大的净空收敛值实际主要是内壁发生的变形。

以上现象与实际支护破坏情形基本一致，内壁在该处位置破坏严重(如图1所示)。

3.3 初期支护内力分布

左右导洞开挖完成后，初期支护的轴力和弯矩分布情况如图7、图8所示。

图7 支护轴力图 (单位：MN)

图8 支护弯矩图(单位：MN·m)

以上可看出，对于破坏比较严重的内壁位置，左导洞内壁轴力很大，而弯矩相对较小，右导洞内壁轴力小于左导洞，而弯矩大于左导洞。在该位置处，左导洞轴力为2.556 6 MN，弯矩为0.014 5 MN·m，右导洞轴力为1.412 7 MN，弯矩为0.053 0 MN·m。其结果是该处支护结构均处于破坏状态，但二者破坏形式不同，左导洞为压屈破坏，而右导洞因弯曲应力较大，则表现为一侧压屈，另一侧拉裂。

3.4 支护大变形特征产生原因分析

由前述可知，下台阶内壁位置产生显著大变形，且内力较大，导致该处破坏严重。以上破坏特征产生的原因，综合分析后，认为应包括：①导洞形状及围岩初始应力场;②左右导洞的相互影响;③导洞支护的非均衡设计，内壁采用较弱的支护参数(见表1);④偏压，隧道上方地表为左低右高。

为分析以上4个因素的具体影响情况，本文对比了其它几个工况，并约定前述计算为工况1。工况1同时有非均衡设计和偏压因素;工况2是在工况1基础上，采用均衡设计，即取消锚杆，内壁厚度取0.3 m，仅有偏压问题;工况3是在工况1基础上，地面为水平，考虑非均衡设计因素;工况4是在工况2基础上，地面为水平，无非均衡设计和偏压问题。

计算表明，左右导洞开挖完成后，各工况均存在下台阶位置处内壁水平方向变形较大的特点。工况4位移矢量如图9所示。

图9 围岩的位移矢量图(工况4)

若定义左导洞下台阶收敛位置处内壁位移与其相对的支护位移之比为R，并将其作为指标来衡量各因素的影响程度，则：

1)偏压因素有一定影响，如工况3与工况1相比，R值由6.0变为6.3。

2)非均衡设计因素的影响比较显著，如工况2与工况1相比，R值由2．8变为6.3。

3)右导洞开挖对左导洞存在一定的影响，如工况4，在左导洞开挖完成后，支护结构的变形情况如图10所示，R值为2.0，而当右导洞开挖完成后，则 R值增至2.8。

4)对于地面水平(无偏压问题)，且采用均衡设计的工况4，支护结构变形仍表现为非对称性，与导洞形状及初始应力场直接关联。

图10 围岩的位移图(工况4)

对比以上结果可看出，导洞结构形状及初始应力场分布等因素是本工程中支护结构变形破坏特点的内在形成原因，而导洞间施工相互影响、偏压问题以及非均衡设计等因素进一步放大了内壁变形，尤其是左导洞下台阶处内壁的变形，致使该处位置变形、破坏严重。这其中，非均衡设计因素的影响尤其显著。

4 结论

针对某大跨隧道在导洞施工过程中出现的下台阶处内壁变形严重现象，本文重点对其形成的原因进行了分析，研究表明：

1)左右导洞两侧支护的变形是非对称的，位于下台阶位置处的内壁出现局部大变形，因大变形导致支护受力过大，进而产生破坏。

2)内壁局部大变形产生的原因主要包括：①导洞形状及围岩初始应力场;②左右导洞施工的相互影响;③支护的非均衡设计;④偏压问题等。

3)导洞结构形状及初始应力场分布是本工程中内壁大变形严重这一显著特点的内在形成原因，而其它3个因素使该特点进一步放大，其中，非均衡设计因素的影响尤其显著。

［1］庄金波，薛书琢．曾家坪1#大跨车站隧道施工技术［J］．世界隧道，2000(增刊)：101-107．

［2］高军．曾家坪一号隧道大跨段开挖方法研究［J］．现代隧道技术，2002，39(2)：38-42．

［3］董新平，丁锐．不稳定岩堆体中隧道修建技术［J］．铁道工程学报，2001(6)：47-50．

［4］李建华．导洞法施工引起地表与洞内开裂的原因及治理［J］．现代隧道技术，2003，40(6)：63-67．

［5］BHASIN R K，BARTON N，GRIMSTAD E．Comparison of predicted and measured performance of a large cavern in the Himalayas［J］．Int．J．Rock Mech．Min．Sci．＆ Geomech，1996，33(6)：607-627．

［6］刘红旗．龙潭隧道深大竖井初衬混凝土滑模施工技术［J］．铁道建筑，2007(12)：51-52．

［7］杜江．大跨浅埋暗挖直墙拱地铁风道初期支护破除的模拟分析［J］．铁道建筑，2008(8)：60-63．

［8］王睿，康辰．隧道施工中围岩与初期支护监测技术研究［J］．铁道建筑，2010(12)：57-59．

TU433

A

1003-1995(2011)09-0040-04

2011-03-20;

2011-05-11

董新平(1970— )，男，河南淇县人，讲师，博士。

(责任审编 白敏华)