某輸水隧洞穿越白堊系泥巖段兩種不同開挖方法對比分析

秦國強

（新疆水利水電勘測設計研究院，烏魯木齊 830000）

1 概況

某無壓輸水隧洞穿越一段白堊系泥巖段地層，長約3 km，縱坡1/5000，位于中低山丘陵區(qū)，海拔685～700 m，洞徑6 m，洞段上覆巖體厚度60～75 m，巖層近水平，強風化層厚3～4 m，弱風化層厚12～15 m。

該段白堊系泥巖地層為極軟巖段，為Ⅴ類圍巖[1～3]，巖體強度低，遇水易軟化，成拱效應與圍巖自穩(wěn)能力差，易產(chǎn)生塑性變形；此外，該段地下水較為發(fā)育，圍巖滲透性強，涌水、突泥等不良地質危害產(chǎn)生的可能性也較大。

目前，國內(nèi)外對于軟弱圍巖隧洞設計施工等關鍵技術尚無成熟經(jīng)驗可供借鑒，為保證隧洞施工安全順利進行，在綜合調(diào)研國內(nèi)外軟弱圍巖設計施工關鍵技術基礎上[4～7]，采用數(shù)值模擬手段對本軟弱圍巖段靜力狀態(tài)巖體不同工況下隧洞的支護參數(shù)、施工工法控制性參數(shù)進行深入研究，對各施工開挖方法下隧洞圍巖-支護結構的穩(wěn)定性進行評價，進而提出合理的施工方法。

2 數(shù)值模型的建立與計算參數(shù)選取

本次計算選取的典型斷面隧洞洞頂埋深為62 m，隧洞凈空為6 m。數(shù)值計算過程中，為減小模型邊界條件對計算結果的影響，數(shù)值模型的建立應遵循以下原則：水平方向上，模型左、右邊界與隧洞邊界的距離取洞徑的3倍以上；豎直方向上，模型下邊界與隧洞邊界的距離取洞徑的3 倍以上[8～10]。根據(jù)以上原則，建立隧洞中心與左右邊界、上下邊界的距離均為40 m 的模型，隧洞縱向取40 m，即計算模型尺寸為80 m×80 m×40 m，在模型的上部施加上覆巖層的自重應力場。在模型的下邊界施加豎直法向約束，前后左右邊界施加水平法向約束，圖1為建好的模型圖，共計38 650個單元。

該隧洞支護結構形式根據(jù)新奧法施工理論主要分為圍巖注漿、系統(tǒng)砂漿錨桿、鋼筋網(wǎng)和噴射混凝土組成的初期支護與二次模筑混凝土相結合的復合式襯砌[11～13]。數(shù)值分析采用FLAC3D 有限差分軟件[14～16]，隧洞圍巖材料特性按均質彈塑性考慮，采用Mohr-Coulomb本構模型，圍巖和初期支護采用三維實體單元，錨桿采用cable單元，鋼拱架采用beam單元，圍巖與支護結構的物理力學參數(shù)見表1 和表2。數(shù)值計算中，錨桿與鋼拱架的間距為1 m，注漿圈的厚度為2 m，系統(tǒng)錨桿的長度為3 m。由于輸水隧洞的斷面較小，考慮到施工的實際情況，本次數(shù)值計算中只分析了全斷面法與上下臺階法兩種情況下隧洞圍巖的變形與支護結構的受力特性。

圖1 數(shù)值計算模型

表1 隧洞圍巖的塑性力學參數(shù)

表2 隧洞支護結構的物理力學參數(shù)

3 不同工法的圍巖變形特性分析

隧洞開挖完成后圍巖的最大位移云圖見圖2，從圖2 可以看出，不同開挖工法條件下圍巖的變形均以豎向變形為主，最大變形發(fā)生在拱頂與拱底位置，水平變形不大。采用全斷面法開挖時，隧洞的最大位移發(fā)生在拱底位置，為26.31 mm，水平收斂變形只有5.2 mm。而采用上下臺階法開挖時，能夠改善圍巖的受力狀況，一定程度上利用圍巖的自穩(wěn)能力，使得圍巖的變形得到控制。與全斷面法圍巖的變形規(guī)律類似，圍巖的變形仍然以拱頂沉降變形為主，拱頂沉降變形為22.96 mm，較全斷面法降低了12.7%。

圖2 不同開挖工法下圍巖的最大位移云圖

通過計算獲得不同開挖工法下各監(jiān)測點位移隨開挖步的變化曲線見圖3。從圖3 可以看出，隨著監(jiān)測斷面前方圍巖的開挖，監(jiān)測斷面圍巖變形逐漸增加，并且開挖掌子面離目標越近，變形增加的幅度越大，在開挖目標面時，圍巖的變形產(chǎn)生大幅波動，變形持續(xù)增大，最終在支護結構的約束下逐漸趨于穩(wěn)定。采用全斷面法開挖時，拱頂沉降最終達到17.2 mm，而采用上下臺階法開挖時，拱頂沉降變形為13.8 mm，較全斷面法降低了19.8%。

圖3 不同開挖工法的圍巖變形曲線

隧洞開挖完成后圍巖的最大主應力云圖見圖4，可以看出不同開挖工法條件下圍巖的應力均以壓應力為主，應力分布關于隧洞中軸線對稱，應力最大值發(fā)生在拱腰位置，而拱頂和拱底應力較小。采用全斷面法開挖時，隧洞的最大主應力發(fā)生在拱腰位置，為6.55 MPa。采用上下臺階法開挖時，能夠改善圍巖的受力狀況，一定程度上利用圍巖的自穩(wěn)能力，使得圍巖的應力得到控制，與全斷面法類似，拱腰和拱腳位置圍巖產(chǎn)生最大應力，最大應力為5.74 MPa，較全斷面法降低了12.4%。

圖4 不同開挖方法下圍巖的最大主應力云圖

隧洞開挖完成后圍巖的塑性區(qū)分布情況見圖5，從圖5 可以看出，不同開挖工法條件下圍巖的塑性區(qū)均分布在隧洞周邊，拱腰和拱腳位置圍巖塑性區(qū)比較厚。采用全斷面法開挖時，拱腰和拱腳處圍巖產(chǎn)生較大塑性區(qū)，厚度達0.8 m，拱底處圍巖也有較大塑性變形。采用上下臺階法開挖時，圍巖塑性區(qū)分布規(guī)律與全斷面法基本類似，但利用圍巖的自穩(wěn)能力，使得圍巖的塑性變形得到控制，拱底處圍巖塑性區(qū)明顯減小。

圖5 不同開挖工法下圍巖的塑性區(qū)分布圖

4 不同工法的支護結構受力分析

隧洞開挖完成后初期支護的最大主應力云圖見圖6，從圖6可以看出，不同開挖工法條件下初期支護的最大應力均以壓應力為主，應力相對中軸線呈對稱分布，應力最大值發(fā)生在拱腰和拱腳位置，而拱頂和拱底位置應力較小。采用全斷面法開挖時，初期支護的最大主應力發(fā)生在拱腳位置，為18.24 MPa。采用上下臺階法開挖，能夠改善圍巖的受力狀況，一定程度上利用圍巖的自穩(wěn)能力，使得初期支護的受力得到改善，初期支護的應力最大值發(fā)生在拱肩和拱腳位置，最大應力為15.53 MPa，較全斷面法降低了14.9%。

圖6 不同開挖工法下初期支護的最大主應力云圖

隧洞開挖完成后鋼拱架軸力圖見圖7，從圖7可以看出，不同開挖工法條件下鋼拱架的軸力均以壓力為主，且軸力相對隧洞中軸線呈對稱分布。采用全斷面法開挖時，鋼拱架拱腰和拱腳位置軸力較大，拱頂和拱底位置軸力較小，最大軸力發(fā)生在拱腰位置，為-965 kN。采用上下臺階法開挖時，鋼拱架的受力得到改善，與全斷面法不同，鋼拱架的軸力最大值發(fā)生在拱腳位置，最大應力為-787 kN，較全斷面法降低了18.4%。

圖7 不同開挖工法下鋼拱架軸力圖（kN）

隧洞開挖完成后鋼拱架彎矩圖見圖8，從圖8可以看出，不同開挖工法條件下鋼拱架的彎矩相對隧洞中軸線均呈對稱分布。采用全斷面法開挖時，拱頂和拱底位置內(nèi)側受拉，拱腳和拱肩為外側受拉，最大彎矩發(fā)生在拱腳位置，為180 kN·m。而采用上下臺階法開挖時，與全斷面法彎矩規(guī)律類似，鋼拱架的彎矩最大值發(fā)生在拱腳位置，最大彎矩為160 kN·m，較全斷面法降低了11.1%。

圖8 不同開挖工法下鋼拱架彎矩圖（kN·m）

隧洞開挖完成后錨桿軸力圖見圖9，從圖9 可以看出，不同開挖工法條件下錨桿軸力均較小。采用全斷面法開挖時，拱頂錨桿受拉力，最大拉力為4.4 kN，拱腳和拱腰錨桿受壓力，且軸力值較大，最大軸力發(fā)生在拱腰位置，為-4.8 kN。采用上下臺階法開挖時，與全斷面法錨桿軸力不同，上臺階錨桿受力明顯減小，錨桿軸力最大值發(fā)生在拱腳位置，最大軸力為-2.6 kN，較全斷面法降低了45.8%。

圖9 不同開挖工法下錨桿軸力圖（kN）

5 結語

根據(jù)以上模型計算對不同工法施工時隧洞圍巖的位移、受力以及初期支護的受力特性分析可知，由于輸水隧洞圍巖屬于極軟巖，在各種工法下隧洞開挖后圍巖的自承載能力均不高，要控制圍巖變形，支護結構勢必要成為重要的承載單元。從圍巖應力來看，兩種工法開挖時圍巖應力在量值上并沒有很大的差別，上下臺階法略小于全斷面法；從拱頂位移來看，上下臺階法開挖小于全斷面法開挖。

（1）全斷面法。施工步驟少，施工掌子面大，開挖速度快，但由于其施工時間較其他工法長，不能夠及早進行支護而導致圍巖變形較大，從位移控制基準來看，該工法并不適合輸水隧洞極軟巖段隧洞施工。

（2）上下臺階法。施工步驟比較少，在施工中對即將開挖的土體擾動較小，在上下臺階交界處的圍巖產(chǎn)生的拉應力較少。上下臺階法一定程度上利用圍巖的自穩(wěn)能力，而且施工時間較全斷面法少，能夠更早的進行支護，使得圍巖的變形得到一定控制，相較于全斷面法，圍巖應力和位移都有所減小。

因此，采用上下臺階法作為穿越白堊系泥巖段極軟巖輸水隧洞的開挖施工方法更為合理。