江 杰，韋良文，楊古月

(1.重慶交通大學 省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點實驗室，重慶 400074；2.重慶交通大學 土木工程學院，重慶 400074；3.中冶建工集團有限公司，重慶 400084)

本文隧道位于銀川濱河新區(qū)，地處寧夏、內(nèi)蒙古、陜西交界處，黃河金岸核心區(qū)域。銀川濱河新區(qū)長河大街是濱河新區(qū)內(nèi)的重要公路，其中穿越長城的隧道為公路延伸工程中的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，對于道路建設(shè)至關(guān)重要。此外，防止由于隧道開挖引發(fā)的長城變形或局部開裂也至關(guān)重要，此項目為當?shù)匚奈锉Ｗo及經(jīng)濟建設(shè)帶來巨大的社會效益。

吳濤等[1]以濱萊高速公路擴建工程與齊長城遺址不可避免的相交為背景，通過對比不同路線穿越齊長城遺址的不同施工方式，以隧道形式通過齊長城為保護文物的最優(yōu)方案，采用雙側(cè)壁導坑法開挖。來弘鵬等[2]以王城(王莊堡鎮(zhèn)—繁峙縣城)高速公路西河口隧道下穿明長城為背景，為有效保護文物，確保施工安全，通過地表注漿改善土體的性質(zhì)，再進行雙層大管棚的洞內(nèi)外預(yù)加固措施，為保證土體穩(wěn)定采用雙側(cè)壁導洞超短臺階施工工法及支護參數(shù)局部優(yōu)化的綜合安全控制技術(shù)。王帆等[3]以丹錫高速二道井子隧道下穿二道井子夏家店文化遺址為背景，隧道采用淺埋暗挖法，在施工過程中采用三導洞法進行開挖，為減少位移主導洞變形采用大管棚+雙排超前小導管進行預(yù)支護，側(cè)導洞采用單排小導管進行支護。王中立[4]以太原西南環(huán)晉祠隧道下穿關(guān)帝廟為背景，進行雙線大斷面隧道通過文物遺址的施工方法CRD。實踐表明，采用CRD開挖法，在進行大管棚支護+超前小導管支護時能夠有效防止地表沉降、保證隧道在施工過程中的安全及文物遺址安全。在隧道下穿文物建筑時，對施工和支護方案的優(yōu)化尤為重要，此時應(yīng)采用多導坑形式的分部施工法，如雙側(cè)壁導坑法[5-8]、單側(cè)壁導坑法[9-12]、兩臺階法[13]。

1 工程概況

銀川濱河新區(qū)長河大街延伸項目隧道工程穿越明長城，隧道工程位于銀川市濱河新區(qū)橫城村，隧道起止樁號為K1+145～K1+455，下穿明長城而過，總長310 m。隧道進出口端各100 m的道路，起止樁號為K1+045～K1+145，K1+455～K1+555。隧道平面位置如圖1所示。對五虎墩隧道的K1+250～K1+350段土層進行分層，土層主要包括：粉砂、泥巖和砂巖，詳見圖2。

圖1 五虎墩隧道與古長城平面示意圖

圖2 工程地質(zhì)分布圖

圖3 水平旋噴樁示意圖

圍巖分段主要依據(jù)地質(zhì)測繪、鉆探資料、巖石試驗資料及巖體露頭結(jié)構(gòu)面的發(fā)育程度。本隧道共劃分為3個圍巖段，圍巖級別分別為Ⅴ級、Ⅴ至Ⅵ級、Ⅵ級。K1+324～K1+455段，長131 m，隧道埋深5.3～17.2 m，該段Ⅴ級圍巖；K1+246～K1+324段，長78 m，隧道埋深9.2～30.1 m，該段縱斷面設(shè)計為Ⅴ-Ⅵ級圍巖；K1+145～K1+246段，長101 m，隧道埋深4.0～9.2 m，該段為Ⅵ級圍巖。

為了保證銀川濱河新區(qū)長河大街隧道工程開挖施工安全，減小對隧道洞頂粉砂土圍巖的擾動并加固巖體，防止涌砂、加固圍巖、減小地表沉降，保障隧道順利掘進貫通，擬采用高壓水平旋噴樁的施工工藝作為隧道開挖的輔助措施。水平旋噴樁沿隧道上半斷面拱頂154°范圍內(nèi)布置，水平旋噴樁位于隧道開挖輪廓線以外。水平旋噴樁縱向每循環(huán)施作15 m，由隧道洞內(nèi)向外一定傾角施作，縱向搭接3 m，可開挖長度為12 m。水平旋噴樁設(shè)計直徑采用600 mm，環(huán)向間距為400 mm，樁體間相互咬合形成一個拱形保護殼體，詳見圖3。

2 隧道施工動態(tài)數(shù)值模擬

2.1 模型建立

模擬開挖時，主要關(guān)注樁號K1+250～K1+350段，且模擬開挖段為樁號K1+250～K1+277段，古長城位于樁號K1+270處，模型沿隧道縱向的建立范圍為上述區(qū)間(100 m)，模擬的寬度取3～5倍的洞徑(100 m)。下邊界同樣取3～5倍的洞徑，高度為60～64.8 m，當確定好模型，通過ABAQUS的獨特建模系統(tǒng)，即部件和實例系統(tǒng)，屬于實例的模型網(wǎng)格劃分在分割面上會共享節(jié)點，而不同部件的模型則不會，故而將地層建立一個部件，隧道的初期支護建立一個部件，隧道的二襯建立一個部件，鋼架和內(nèi)插鋼管同樣也建立為一個部件，通過在它們之間設(shè)置合理的約束和接觸后進行模擬，模型詳見圖4和圖5。在有限元計算中選用莫爾-庫倫模型。

圖4 地層模型示意圖

圖5 鋼拱架示意圖

對模型設(shè)置邊界條件，約束模型底部三個方向的位移，約束側(cè)面的水平位移。地表面為自由面不施加約束。

此外，在模擬過程中，圍巖、噴射混凝土、二次襯砌均采用實體單元模擬；鋼拱架和水平旋噴樁內(nèi)插鋼管均采用梁單元模擬。水平旋噴樁通過場變量改變提高圍巖的黏聚力、內(nèi)摩擦角、彈性模量和泊松比來模擬，其具體改變量由現(xiàn)場注漿試驗獲得，詳見表1。數(shù)值模擬中支護計算參數(shù)見表2。

表1 隧道的圍巖的物理力學參數(shù)

表2 隧道支護的物理力學參數(shù)

2.2 施工方法動態(tài)模擬方案

在軟弱圍巖隧道開挖中，如需對地表沉降進行嚴格控制，可采用兩臺階法、單側(cè)壁導坑法和雙側(cè)壁導坑法，故在模擬計算中選取這三種開挖方法進行優(yōu)化比較。而本文主要模擬開挖段為樁號K1+250～K1+277區(qū)間，設(shè)計為3 m一個循環(huán)開挖，總計開挖27 m。

(1)兩臺階法。在模擬計算中一個循環(huán)分為4步(Ⅰ～Ⅳ)，詳見圖6。Ⅰ：利用ABAQUS的場變量功能定義水平旋噴區(qū)域，模擬水平旋噴樁；Ⅱ：進行圖6標識為①的土體開挖，然后施作相應(yīng)的初期支護(噴混和鋼拱架)；Ⅲ：進行圖6標識為②的開挖，同樣施作相應(yīng)的初期支護；Ⅳ：拆除臨時支護并施作二襯，循環(huán)9次完成模擬開挖。其中每開挖12 m要進行水平旋噴樁施作模擬。

圖6 兩臺階法施工步

圖7 單側(cè)壁導坑法施工步

(2)單側(cè)壁導坑法。在模擬計算中一個循環(huán)分為6步(Ⅰ～Ⅵ)，詳見圖7。Ⅰ：利用ABAQUS的場變量功能定義水平旋噴區(qū)域，模擬水平旋噴樁；Ⅱ：進行圖7標識為①的土體開挖，施作相應(yīng)的初期支護(噴混和鋼拱架)；Ⅲ：進行圖7標識為②的開挖，同樣施作相應(yīng)的初期支護；Ⅳ：開挖圖7標識為③的土體，再施作相應(yīng)的初期支護；Ⅴ：開挖圖7標識為④的土體，并施作相應(yīng)的初期支護；Ⅵ：拆除臨時支護并施作二襯，循環(huán)9次完成模擬開挖。其中每開挖12 m要進行水平旋噴樁施作模擬。

(3)雙側(cè)壁導坑法。在模擬計算中一個循環(huán)分為10步(Ⅰ～Ⅹ)，詳見圖8。Ⅰ：利用ABAQUS的場變量功能定義水平旋噴區(qū)域，模擬水平旋噴樁；Ⅱ：進行圖8標識為①的土體開挖，施作相應(yīng)的初期支護(噴混和鋼拱架)；Ⅲ：進行圖8標識為②的開挖，同樣施作相應(yīng)的初期支護；Ⅳ：開挖圖7標識為③的土體，施作相應(yīng)的初期支護；Ⅴ：開挖圖8標識為④的土體，并施作相應(yīng)的初期支護；Ⅵ：開挖圖8標識為⑤的土體，并施作相應(yīng)的初期支護；Ⅶ：開挖圖8標識為⑥的土體，并施作相應(yīng)的初期支護；Ⅷ：開挖圖8標識為⑦的土體，并施作相應(yīng)的初期支護；Ⅸ：開挖圖8標識為⑧的土體，并施作相應(yīng)的初期支護；Ⅹ：拆除臨時支護并施作二襯，然后循環(huán)9次完成模擬開挖。其中每開挖12 m要進行水平旋噴樁施作模擬。

圖8 雙側(cè)壁導坑法施工步

2.3 支護方案優(yōu)化模擬

三種開挖方法的模擬均采用表3中的支護方案二。接下來，在用雙側(cè)壁導坑法開挖的前提條件下，改變支護參數(shù)并運用ABAQUS進行數(shù)值模擬分析，選取經(jīng)濟合理的支護參數(shù)。擬模擬支護參數(shù)見表3。

表3 隧道支護的物理力學參數(shù)

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1 開挖方法對比分析

地層的沉降、初期支護的變形是選擇開挖方法的重要因素，圖9描述了三種開挖方法對前述因素的影響情況。

圖9 不同開挖方法對各因素的豎向位移影響

圖10 不同開挖方法對各因素的縱向位移影響

由圖9可知兩臺階法較其他兩種開挖方法，其地層沉降和初期支護的豎向位移最大，而雙側(cè)壁開挖方法的地層沉降和初期支護的豎向位移最小。以兩臺階開挖方法的豎向位移值為標準，則單側(cè)壁導坑法的地層、噴射混凝土、鋼拱架和水平旋噴樁的豎向位移值分別減少了30.42%、31.15%、33.52%和32.90%；雙側(cè)壁導坑法的地層、噴射混凝土、鋼拱架和水平旋噴樁的豎向位移值分別減少了63.66%、64.52%、66.33%和64.69%，地層、噴射混凝土、鋼拱架和水平旋噴樁的豎向位移值相近但有差異，這是因為地層與噴射混凝土間網(wǎng)格不連續(xù)，在其間設(shè)置了ABAQUS中的綁定約束，鋼拱架與襯砌間設(shè)置了ABAQUS中的嵌入約束。

地層的縱向變形、初期支護的橫向變形亦是選擇開挖方法的重要因素。圖10描述了三種開挖方法對前述因素的影響情況，從圖10中可以看出兩臺階法開挖相較其他兩種開挖方法的地層和初期支護的縱向位移最大，而雙側(cè)壁開挖方法的地層和初期支護的縱向位移最小。以兩臺階開挖方法的縱向位移值為標準，則單側(cè)壁導坑法的地層、噴射混凝土、鋼拱架和水平旋噴樁的縱向位移值分別減少了30.00%、34.54%、33.79%和34.51%；雙側(cè)壁導坑法的地層、噴射混凝土、鋼拱架和水平旋噴樁的橫向位移值分別減少了66.78%、65.30%、66.19%和67.03%。而地層和初期支護的橫向變形相對較小，唯有地層的縱向變形與其豎向變形相當，這種縱向變形在三種開挖方法中皆位于掌子面處，因此在設(shè)計和施工中要尤為關(guān)注掌子面的穩(wěn)定性。

位移控制中地表古長城的位移控制尤為重要，在開挖完成后，以模型的左側(cè)為坐標原點，垂直向右100 m的路徑為水平坐標，取不同開挖方法的古長城沉降值進行對比，詳見圖11。由圖11可知：兩臺階開挖方法的古長城的沉降值最大，為6.165 mm；而其余兩種相對較小，其中單側(cè)壁導坑法開挖的古長城沉降值為4.611 mm，雙側(cè)壁導坑法為2.809 mm。三種開挖方法的古長城最大沉降值大小排序為：兩臺階法>單側(cè)壁導坑法>雙側(cè)壁導坑法。

圖11 開挖方法對古長城的沉降影響

圖12 不同開挖方法對隧道支護的第一主應(yīng)力影響

兩臺階開挖法的噴射混凝土和二襯的第一主應(yīng)力相較其他兩種開挖方法的第一主應(yīng)力最大，而雙側(cè)壁開挖法的噴射混凝土和二襯的第一主應(yīng)力相較其他兩種開挖方法的第一主應(yīng)力最小。以兩臺階開挖方法為參照時，單側(cè)壁導坑開挖方法的噴射混凝土和二襯的第一主應(yīng)力較兩臺階開挖方法的噴射混凝土和二襯的第一主應(yīng)力減少了30.09%和29.07%；雙側(cè)壁導坑開挖方法的噴射混凝土和二襯的第一主應(yīng)力較兩臺階開挖方法的噴射混凝土和二襯的第一主應(yīng)力減少了62.09%和64.64%，詳見圖12。

3.2 支護方案對比分析

在設(shè)計和施工中也盡可能控制隧道支護和圍巖的豎向位移值，故將地層、噴射混凝土和水平旋噴樁的最大豎向位移值作為比較值，詳見圖13。

圖13 支護方案對地層等沉降的影響

圖14 支護方案對水平旋噴樁的最大剪應(yīng)力的影響

從圖13可以看出：方案一中的地層、噴射混凝土和水平旋噴樁的最大豎向位移值最大，而方案三中的最小。以方案一為標準，則方案二的地層、噴射混凝土和水平旋噴樁的最大豎向位移值較方案一分別減少了9.77%、12.12%和12.49%，方案三的位移值分別減少了21.21%、22.09%和25.29%。其原因是方案二和方案三中的噴射混凝土較方案一的大，且方案一沒有鋼拱架和內(nèi)插鋼管。而方案二的最大豎向位移值較方案三的大是因為方案三環(huán)向有更密的內(nèi)插鋼管，其鋼拱架的型號也不同。

在三種支護方案設(shè)計中，水平旋噴樁中內(nèi)插鋼管的數(shù)量分別為0根、21根和41根每循環(huán)，在圖14中體現(xiàn)了內(nèi)插鋼管的數(shù)量對水平旋噴樁抗剪能力的影響，從中可以看出方案二水平旋噴樁的最大剪應(yīng)力較方案一減少了1.30%，方案三水平旋噴樁的最大剪應(yīng)力較方案一的減少了4.05%?？梢妰?nèi)插鋼管不僅可以減小水平旋噴樁的豎向變形，還可以增強其抗剪能力。

圖15 支護方案對古長城沉降影響

古長城的沉降值亦是選擇支護參數(shù)的重要考慮因素，故對不同支護方案引起的古長城的沉降變化進行分析，令模型的左側(cè)為坐標原點，垂直向右100 m的路徑為水平坐標，取各開挖方法的古長城的沉降進行對比，詳見圖15。三種支護方案的最大沉降值分別為3.121 mm、2.831 mm、2.522 mm。以支護方案一的最大沉降值為參考，則支護方案二的最大沉降值較支護方案一減少了9.29%，支護方案三的最大沉降值較支護方案一減少了19.19%，從中可知支護方案一中古長城的沉降最大，支護方案三最小；距模型左邊41.667 m的古長城所處地面豎向位移最大，即隧道左洞正上方。

3.3 監(jiān)測數(shù)據(jù)對比分析

監(jiān)控量測設(shè)計主要關(guān)注洞周收斂、拱頂下沉和古長城沉降，其測點布置圖分別見圖16～圖18。為了驗證本文結(jié)論的科學性，將監(jiān)測數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬數(shù)據(jù)進行對比分析，其中主要關(guān)注水平收斂、拱頂下沉和古長城沉降(掌子面在本文模擬開挖的終點)，而古長城沉降的對比分析主要關(guān)注圖15中的古長城沉降最大的位置。

圖16 洞周收斂測點布置圖

圖17 拱頂下沉測點布置圖

圖18 地表沉降測點布置圖

實際工程對應(yīng)的開挖方法和支護方案分別為雙側(cè)壁導坑法和支護方案二，監(jiān)測方案分別在樁號K1+255、K1+265和K1+275布置了測點，故就這三個斷面進行監(jiān)測和數(shù)值模擬的對比分析，將相應(yīng)的監(jiān)測數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬的數(shù)據(jù)提取出來，詳見表4。從表4可知，隧道各個斷面的監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬的水平收斂和拱頂下沉值較為接近，各斷面的差值均小于0.5 mm，可知數(shù)值模擬與實際工程一致性較好。

表4 洞周水平收斂值與拱頂下沉值的監(jiān)測數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)對比

在古長城沉降方面，由于只關(guān)注古長城沉降的終值，且在隧道施工進程中古長城沉降的值一直在累加，故對最大值的控制即可保證工程施工中的安全。由于本文未模擬隧道的全段開挖，故僅考慮監(jiān)測古長城沉降數(shù)據(jù)在K1+250～K1+277區(qū)間的增量。數(shù)值模擬最大沉降值為2.8 mm，而相應(yīng)的監(jiān)測數(shù)據(jù)古長城沉降值為2.7 mm，可知數(shù)值模擬在完成本文設(shè)計段的開挖后，其最大沉降值大于相應(yīng)的監(jiān)測數(shù)據(jù)的最大沉降值，差值為0.1 mm，和實際工程接近。

4 結(jié)論

根據(jù)銀川濱河新區(qū)長河大街延伸項目隧道工程的地層、支護方案和地勘參數(shù)，運用ABAQUS建立了力學上與其等效的開挖模型，通過模擬不同開挖方法和支護方案，以得出對古長城影響小且經(jīng)濟合理的施工方案。結(jié)論如下：

(1)雙側(cè)壁導坑法較單側(cè)壁導坑法和兩臺階法，能有效地減少地層、隧道初期支護和古長城的豎向位移，故認為本工程中選擇雙側(cè)壁導坑法進行隧道開挖最優(yōu)。

(2)支護方案的支護越強(噴射混凝土越厚、鋼拱架間距越小和內(nèi)插鋼管數(shù)越多則支護越強)，在整個開挖模擬過程中，古長城沉降值越小，故在綜合考慮安全和經(jīng)濟因素后，認為支護方案二對本文依托工程最優(yōu)。

(3)在三種開挖方法和三種支護方案模擬中，地層最大縱向變形均位于隧道掌子面處，故在開挖中要尤為關(guān)注掌子面的穩(wěn)定性。且三種支護方案的模擬結(jié)果都表明隧道的開挖對古長城的橫向位移值的影響小于另外兩個方向。

(4)方案二水平旋噴樁的最大剪應(yīng)力較方案一減少了1.30%，方案三水平旋噴樁的最大剪應(yīng)力較方案一的減少了4.05%?？梢妰?nèi)插鋼管不僅可以減小水平旋噴樁的豎向變形，還可以減小水平旋噴樁的最大剪應(yīng)力。