摘要：本课题以攀大高宝鼎1号隧道为工程依托，通过对现场监测的变形以及压力数据进行反分析，得到围岩的物理力学参数。并基于FLAC3D数值模拟软件，建立数值计算模型，借助sufer绘图软件绘制安全系数等值线，在不同围岩级别下从位移场、塑性区和安全系数等值线分布三方面对隧道稳定性作出定量和定性评价，所得结论对指导现场施工具有一定的理论价值。
关键词：围岩；FLAC3D数值模拟；稳定性；安全系数
1．引言
随着社会与科技的不断进步，我国已进入交通运输飞速发展的黄金时期。我国隧道工程的建设规模与速度得到空前的发展，地下空间的开发与利用已成为时代主题。近几年各大城市纷纷开工建设过江、跨海长大隧道，无疑把中国隧道推上新的台阶，与此同时，伴随浮现的是一系列复杂的地质条件和亟待解决的施工难题。而保证施工安全与工程质量的重要因素就是是否满足维持围岩的稳定性，减小围岩的扰动效应，增大围岩的扰动抗力，使围岩处于合适的动态平衡范围之内。
本文在前人的研究基础上，结合实际施工工况和设计施工参数对宝鼎1号隧道的开挖支护进行数值模拟，并从围岩位移场、塑性区分布状态和安全系数等值线三方面对围岩稳定性进行分析，所得结论可对现场施工和合理的支护设计具有参考价值。
2．工程概况
宝鼎1号隧道设计为双向分离式越岭隧道，左洞进、出口桩号：ZK9+383~zk14+467，全长5084m，设计路面标高1355.38m~1476.22m，右洞进、出口桩号：K9+377~K14+464，全长5087m，设计路面标高1355.24~1476.17m，纵坡为2.4%，为单向坡，向进口倾斜，隧道最大埋深约617m。
隧址区总体属于低中山~中山区构造剥蚀地貌。线路穿越山脊总体走向约N41°E，山脊最高点地面高程为2264m，山脊两侧斜坡地形坡度一般为25°~35°，局部陡峭，可达45°~55°。隧址高程在1340~2264m之间，相对高差约924m。微地貌主要受地层岩性及地质构造控制，隧址区进口段及洞身段为晋宁期石英闪长岩，出口段300多米为三叠系上统大荞地组砂砾岩夹泥岩和煤层，斜坡上冲沟发育，多呈“V”字型，皆为季节性流水，雨季受大气降水补给，冲沟有水，旱季则无水。
据地面调查及钻探揭露，场地内地层主要为新生界第四系全新统冲洪积层、崩坡积层及中生界三叠系上统大荞地组、元古界晋宁期石英闪长岩。
3．数值模拟方案设计
3.1数值计算模型的建立
根据模拟计算的目的和岩性条件，建立三维计算模型。为使边界效应影响最小化，模型底部限制垂直移动，模型前后和侧面限制水平移动，采用Mohr-Coulomb本构模型，大应变变形模式。根据设计单位提供的设计图纸以及施工单位提供的施工方案，宝鼎1号隧道开挖宽度最宽处为16.62m，高度10.22m，形状为马蹄形。在建立模型时，采用等效荷载的办法把上面岩土体折算后加载在模型的上边界上，对于复合材料的力学参数，采用将钢拱架以及钢筋网的力学性质进行折算后与混凝土相加，确定最终初次支护结构的力学参数；在计算该部分时可以采用提高围岩物理力学参数的方法来模拟其作用，整个模型总共划分了16470个单元和135862个节点。其数值分析的边界条件及模型如图1所示。在进行数值计算时，围岩及混凝土的物理力学参数依据《公路隧道设计规范》中相关参数确定，如表4-2所示。
图1 FLAC3D模拟模型
表1 实体物理力学参数
3.2开挖步序的确定
根据现场施工进度及施工工况，确定在模拟时设定每次开挖进尺为1m/次，每次开挖步后的计算采用最大不平衡力为10-5N，开挖步骤完全与现场施工顺序一致：
a上台阶开挖、初支；
b中台阶左侧开挖、初支；
c中台阶右侧开挖、初支；
d下台阶左侧开挖、初支；
e下台阶右侧开挖、初支；
f 仰拱开挖、支护。
4．数值模拟结果分析
基于有限差分软件的内嵌编程语言，建立数值计算模型，结合攀大高速宝鼎1号隧道现场的实际工况，对隧道所在Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ级围岩条件下的区段，建立统一的三维计算模型，对实际开挖工况进行模拟计算，并从围岩位移场、围岩塑性区及单元安全系数分布状态三个方面进行数值计算分析。
4.1围岩位移场分布
（Ⅲ级围岩）（Ⅳ级围岩） （Ⅴ级围岩）
图4 不同围岩级别的下台阶开挖X方向位移场分布
由图2~4可知，隧道周边收敛变形量受开挖扰动影响随围岩级别的不同变化显著，Ⅲ级围岩岩体强度较高，完整性较好，隧道上台阶开挖后拱脚位置最大水平位移量为3.4mm；中台阶开挖后，围岩水平位移量发生轻微突变，其位置为拱腰处，其值为6mm；在下台阶开挖完成后，隧道最大水平位移量为10mm，此时峰值位置分布在拱腰与拱顶位置，由于隧道模型未考虑偏压影响，因此隧道拱顶处水平位移接近为0，水平位移场呈现对称分布。而开挖后裸洞水平位移变形量为15mm，虽然支护结构有效抑制围岩变形率接近50%，但总体围岩变形远小于围岩预留变形量和规范允许极限变形量，固该围岩级别可以放宽支护要求，综合考虑现场工程施工安全及质量、经济性可选择盆景封闭围岩表面作为支护措施。Ⅳ级围岩三台阶开挖水平位移的变化趋势和Ⅲ级围岩相似，每个开挖步序对围岩水平位移影响均较为显著。三台阶开挖支护完成之后水平位移累计值为20mm，在开挖没有初衬支护时，水平位移变化达到58mm，表明设计初支结构较好的抑制了围岩水平变形的发展，使水平收敛量在可控范围之内，保证施工安全。现场Ⅴ级围岩岩性较差，岩体整体较为破碎，按设计要求在施工过程中加强超前支护，采用注浆以及超前小导管支护，使得隧道整体的变形量得到很好控制，在建立模型时，根据设计支护措施进行等效支护代换，将材料参数折算到支护结构中。经计算可知水平方向的变形量为29mm，而开挖裸洞变形量超过80mm，表明支护结构抑制了水平变形比率达到160%，结构的水平方向收敛未达到极限状态。
（Ⅲ级围岩）（Ⅳ级围岩） （Ⅴ级围岩）
图7 不同围岩级别的下台阶开挖Y方向位移场分布
由图5~7可知，隧道拱顶下沉与水平变形受开挖扰动影响随围岩级别的变化趋势相近。各开挖步序完成后，拱顶下沉极值均位于拱顶位置，且随围岩级别的变差而出现增幅。各级围岩条件下的拱顶下沉主要是由上台阶开挖所致，有效比率为80%，因此必须加强施工过程中的初步开挖控制，Ⅲ级围岩上台阶开挖后拱顶下沉量为4mm，下台阶开挖后下沉量为5.5mm，裸洞开挖拱顶下沉量为7mm，总变形量较小，在开挖预留变形量与规范极值之内，因此支护结构的有效抑制变形率为40%左右；与此同时，Ⅳ级围岩的拱顶下沉总量为15mm，裸洞开挖拱顶下沉量为27mm，支护结构的有效抑制变形率为80%；Ⅴ级围岩的拱顶下沉总量为28mm，裸洞开挖拱顶下沉量为65mm，支护结构的有效抑制变形率为130%。
4.2围岩塑性区分部
（Ⅲ级围岩）（Ⅳ级围岩） （Ⅴ级围岩）
图10 不同围岩级别的下台阶开挖围岩塑性区分布
塑性区的分部范围表明的围岩塑性破坏的深度、形式及位置，不仅可以有效指导隧道开挖后洞身需加强支护的软弱部位及支护参数，还能够评价开挖方式对围岩扰动的破坏程度。由图8~10可知，Ⅲ级围岩仅在拱脚位置出现小范围的塑性拉伸破坏，破坏深度0.4m。Ⅳ级围岩开挖后的塑性区范围较Ⅲ级围岩明显扩大，上台阶开挖完成时，底脚处塑性区较明显，中台阶开挖支护完成，除底脚外，整个拱架上边缘也出现了塑性范围，表明开挖凌空面的大小对塑性区分布状态影响较大；整个断面开挖支护完成，无论是在底脚还是在塑性区的范围拱架边缘处，塑性区的范围都在扩大。Ⅴ级围岩整体性差，相较于裸洞开挖的大范围塑性区分布，注浆和超前小导管支护对减小塑性区分布的影响较为明显。
4.3围岩安全系数分布
围岩稳定性主要依据围岩的变形、应力以及塑性区特征等计算结果做一个经验性的判断。一般来说，判断隧道围岩安全稳定，若以弹性理论为基础，则认为当各点应力值满足一定条件时，发生屈服，其屈服条件可以表述为：
f（σ）=H（x）
式中：f为应力函数；H为强度参数x的函数。其安全系数可以表示为下式：
Fs=H（x）/f（σ）
安全系数Fs，是一个评价复杂应力状态下单元稳定性程度的指标，能够定量评价单元接近塑性屈服的程度，能直观反映岩体在应力作用下的稳定状况，它与岩体强度、应力和强度准则有直接关系。当Fs>1，表示单元未破坏（屈服面内部）；式Fs<1，表示单元已破坏（屈服面外部）；Fs =1，表示临界状态（屈服面上部）。
（Ⅲ级围岩）（Ⅳ级围岩）（Ⅴ级围岩）
图13 不同围岩级别的下台阶开挖围岩安全系数等值线分布
安全系数表征了围岩围岩抗力与作用效应的比值，其值大小可定量评价围岩的稳定性。从图11~13可以看出，围岩级别对安全系数的影响显著，同级别围岩下安全系数的量值受开挖凌空面比较明显。Ⅲ级围岩条件下，岩性较好，上台阶开挖至下台阶开挖完成，安全系数变化范围较小，大致维持在1.5~3.5左右，这与前节的结论相一致，即Ⅲ级围岩可只进行喷浆封闭岩面。Ⅳ级围岩支护后的结构安全系数均大于1，说明单元体尚未达到破坏状态，整体结构安全，但是明显Ⅳ级围岩安全系数要Ⅲ级围岩的小，在整个断面开挖完成，洞周最小安全系数约为1.4，虽然结构处于稳定状态，但是结构安全度不够高，极易达到承载力极限状态。Ⅴ级围岩三台阶开挖支护之后，结构的安全系数很大，说明注浆对隧道周围的岩体起到了很好的加固作用，使得岩体整体性增大很多，虽然下台阶开挖结束，结构的最小安全有所减小，但是依然满足要求。
5．结论
本文采用有限差分软件建立数值分析模型，基于摩尔—库伦屈服准则下单元体安全系数，借助绘图软件绘制安全系数等值线，从位移场、塑性区和安全系数等值线分布三方面对隧道稳定性作出定量评，得出以下结论：
（1）围岩位移场受开挖步序的扰动影响随围岩级别的弱化变化显著，且增幅比率不同，围岩级别越差，在满足结构安全与围岩稳定的范围内，支护结构的有效利用率越高。
（2）同级别围岩塑性区的分布状态受支护结构的强度影响较弱，但受隧道的开挖步序影响较大，因此在深埋软弱隧道的施工过程中，合理选择施工步序及开挖方式并做好超前注浆支护，相较单纯的加大支护刚度对围岩稳定更有意义。
（3）支护强度的增加可在一定程度上转化为围岩的抗力，有效增大围岩的安全系数，但当支护强度增大到一定程度后，安全系数变化达到定值，因此在实际施工中，结合围岩条件选择合理的支护强度，可在满足安全的前提下，保证施工进度和提高施工的经济性。
参考文献：
[1]王梦恕. 对21世纪我国隧道工程建设的建议[J]. 现代隧道技术，2001，38（1）：2-4.
[2]徐飞. 大跨浅埋公路隧道监测技术研究与分析[D]. 南京：东南大学.2007.
[3]刘绍堂，肖海文. 隧道拱顶下沉监测[J]. 地下空间与工程学报，2007，3（8）：1397-1399.
[4]姜晨光. 海底隧道安全监测问题的几点思考[J]. 公路，2008（3）：212-216.
[5]朱汝友，刘黎明.变形监测在大跨浅埋公路隧道安全施工中的应用研究[J]. 2007，14（4）：93-97
[6]王者超，李术才，陈卫忠.分岔隧道变形监测与施工对策研究[J]. 岩土力学，2007，28（4）：785-789
[7]梅文勇. 双线软岩浅埋隧道施工地表沉降预测及控制[J]. 长沙铁道学院学报，2003，21（2）：36-38
[8]徐建国，王复明，蔡迎春. 隧道收敛变形监测及围岩特性参数反演[J]. 中国公路学报，2008，21（3）：81-85
[9]许文锋. 海底隧道围岩位移全曲线研究[J]. 岩土力学，2009，30（增）：220-224
[10]肖明. 地下洞室施工开挖三维动态过程数值模拟分析[J]. 岩土工程学报，2000，22（4）：421~425.
[11]朱维中，何满潮.复杂条件下围岩稳定性与岩体动态施工力学[M]. 北京：科学出版社，1995.
[12]李术才，朱维中. 小浪底地下洞室群施工顺序优化分析[J]. 煤炭学报，1996. 21（4）：393~398.
[13]安红刚，冯夏庭. 大型洞室群稳定性与优化的进化有限元方法研究[J]. 岩土力学，2001，22（4）：373377.
论文作者:刘兰香
论文发表刊物:《基层建设》2018年第36期
论文发表时间:2019/2/18
标签：围岩论文; 隧道论文; 安全系数论文; 塑性论文; 位移论文; 拱顶论文; 台阶论文; 《基层建设》2018年第36期论文;