某暗挖小净距隧道施工方案优化及爆破施工安全研究

段军朝，吴贤国，李博文，王彦玉

（1.中建三局基础设施建设投资有限公司，湖北 武汉 430064；2.华中科技大学土木工程与力学学院，湖北 武汉 430074）

武汉东湖通道团山隧道工程位于国家5A级东湖风景区内，是武汉市重点工程，对安全文明施工有着较高要求。团山隧道是小净距隧道。小净距隧道是指并行双洞中夹岩厚度较薄，其双洞的中夹岩柱宽度介于连拱隧道的双线隧道之间，一般为2～8 m，比同等条件下连拱隧道净间距取值要大。由于隧道周边塑性形态与范围取决于围岩级别、断面形状与大小、施工方法、支护形式与支护时机等众多因素，当两洞间距小于各自的扰动影响宽度之和，两隧道施工可能会相互影响，塑性区可能产生连通，这就给隧道工程设计、施工提出了新的要求。

苏培森进行了“红层”软岩隧道进口段CRD法数值模拟及现场实测研究[1]；谷拴成等研究了CRD法和台阶法施工对地铁隧道围岩变形的影响[2]；戚玉亮研究了大断面浅埋暗挖海底隧道CRD法施工模拟分析[3]；陈国中等研究红层软岩隧道CRD法进洞施工合理工序[4]；宁方端等研究土岩复合地层中CRD隧道施工的变形监测与风险控制[5]。作为一种新型的结构型式，小净距隧道围岩的稳定性及支护结构的受力比较复杂。迄今为止，围绕分离式双洞隧道的相关理论和设计施工关键技术的研究不足够、不及时、不系统，而不同的开挖方式对隧道的影响不同，在一定程度上，开挖方式的选择正确与否可能决定隧道建设的成败[6-7]。现探讨不同开挖方式下围岩和支护结构的变形及力学特征，研究优化隧道施工方案进行爆破施工动力响应分析，评价优化施工方案条件下围岩抗震动的安全性。

1 工程概况及施工方案优化

1.1 工程概况

团山暗挖隧道设计为双向6车道，两隧道间距在10.6～16.7 m之间，为小净距隧道形式，隧道最大埋深为50 m，采用新奥法施工，复合式衬砌，以锚杆、钢筋网喷混凝土、钢拱架为初期支护，钢筋混凝土为二次支护，在两次衬砌之间设复合防水板作为防水层。地质勘探表明，隧道沿线地质条件复杂多变，全线V级围岩约占洞身总长70%，场地内分布的三叠系～石炭系各类可溶性碳酸盐类岩石，分布有大小不等、充填物不同的溶洞，岩石裂隙较发育；隧道线路毗邻东湖团湖，地下水丰富，岩溶水水量较大，隧道开挖容易出现塌方、突水等地质灾害，施工难度大、风险高，为该项目控制性工程。

由于大断面小净距隧道结构型式的特殊性和新颖性，且隧道断面大、扁平率低，围岩稳定性差。因此，无论从设计角度还是施工角度，其结构受力状况都是十分复杂的，仍存在许多关键问题需要解决。

1.2 施工方案优化

传统CRD法施工，由于四步CRD法以中隔墙为界，隧道左右各为一部分，每一部分分为两步，每步通过中隔墙、初期支护、临时仰拱形成一个洞室，洞室之间环环相扣，步步成环；对于软弱危岩的开挖支护，控制隧道变形效果良好，但由于每步通过临时仰拱与中隔墙和初期支护成环，空间狭窄，大型施工机械施展不开，造成作业效率低下，施工成本增加，施作临时仰拱，增加了材料的成本。

隧道施工采用传统CRD施工方法单向掘进，显著影响施工工期，现场项目部创造性地提出拆除临时抑拱和中隔墙以利于大型挖机掘进施工，提高隧道开挖生产效率，保证工期和项目经济效益。临时仰拱拆除会影响原上部拱形闭合支架的整体性，也对开挖导洞周围围岩土体产生扰动。优化后的施工方案对围岩体与初衬结构稳定和安全提出了新的要求，需补充按优化后方案的开挖施工过程模拟计算。

2 隧道施工数值模拟

2.1 计算模型与参数

数值模拟采用理想弹塑性模型结合弹性模型进行分析、通过对不同开挖过程的施工模拟，以达到优化施工方案、指导施工的目的。

计算模型中，将摩尔-库仑等面积圆屈服准则代替传统摩尔-库仑准则，平面应变用Plane42单元来模拟岩土体，用平面梁Beam3单元来模拟初衬和锚杆作用。隧道土体开挖施工过程仿真有限元模型如图1所示。

图1 隧道土体开挖施工前有限元模型

按隧道开挖影响范围的大小，根据理论分析和计算经验，5倍开挖洞宽和洞高可以作为模型的截断边界，截断边界外的岩土体应力与变形已经处于原始状态。分别约束模型的左右边界水平位移和下边界的垂直位移。模型中，x轴沿水平方向，y轴沿竖直方向，隧道左右洞于y轴对称。详细的计算参数如表1、表2所列。

表1 实体单元计算参数表

表2 梁、杆单元计算参数表

2.2 开挖施工过程模拟

现选取的模拟计算断面为隧道左洞T1K8+220～ T1K8+260（对应右洞 T2K8+240～ T2K8+280），根据地勘报告，这段位于中风化泥质粉砂岩7a-2与中风化钙质泥岩6a-2地层，属V级围岩；隧道上部覆盖层平均厚10.64 m，覆盖层偏薄；左右洞中心线平均间距30.26 m，沿全隧道线上间距偏小。综合考虑以上因素，偏保守地取这部分围岩体做浅埋小净距隧道开挖施工过程有限元模拟仿真。

2.2.1 优化前的CRD工法开挖施工过程模拟

隧道工程应用交叉中隔壁法进行施工，按原设计施工方案，需进行如下施工工况模拟：

（1）初始地应力计算。

（2）左洞施工：a.超前小导管施工；b.右上部导洞开挖；c.右上部导洞喷射混凝土和钢架初期支护；d.右下部导洞开挖；e.右下部导洞喷射混凝土、钢架和锚杆初期支护；f.左上部导洞开挖；g.左上部导洞喷射混凝土和钢架初期支护；h.左下部导洞开挖；i.左下部导洞喷射混凝土、钢架和锚杆初期支护。

（3）右洞施工：同左洞。

2.2.2 优化后的CRD工法开挖施工过程模拟

优化方案主要区别为提出拆除临时抑拱和中隔墙，以利于大型挖机掘进施工，提高隧道开挖生产效率，按优化后方案的开挖施工过程模拟计算：

（1）初始地应力计算。

（2）左洞施工：a.超前小导管施工；b.右上部导洞开挖；c.右上部导洞喷射混凝土和钢架初期支护，右侧临时仰拱拆除；d.右下部导洞开挖；e.右下部导洞喷射混凝土、钢架和锚杆初期支护；f.左上部导洞开挖；g.左上部导洞喷射混凝土和钢架初期支护，左侧临时仰拱拆除；h.左下部导洞开挖；i.左下部导洞喷射混凝土、钢架和锚杆初期支护。

（3）右洞施工：同左洞。

（4)左洞中隔壁拆除。

（5）右洞中隔壁拆除。

3 数值模拟计算结果分析

通过对浅埋暗挖小净距隧道V级围岩段采用交叉中隔壁法（CRD法）和优化后的四部交叉中隔壁法（CRD）开挖施工过程的模拟计算，得到围岩位移和应力，以及支护结构应力在不同施工方法下的变化及其特点。图2为拆除临时仰拱和中隔壁后y向位移云图。

图2 拆除临时仰拱和中隔壁后y向位移云图

如图2所示，临时仰拱和中隔壁拆除后，y方向，除隧道顶扇形区域向下沉陷外，其它部分围岩都呈隆起趋势。最大下陷-14.9 mm发生在左洞拱顶，最大隆起60.3 mm发生在左洞仰拱中部围岩，先行洞位移略大。

图3、图4为优化前、后第1主应力云图；图5、图6为优化前、后，CRD法施工等效塑性应变云图。

图3 优化前第1主应力云图（单位：Pa）

图4 优化后第1主应力云图（单位：Pa）

图5 优化前CRD法施工等效塑性应变云图

图6 优化后CRD法施工等效塑性应变云图

如图4拆除临时仰拱和中隔壁后隧道围岩第1主应力分布，与图3正常施工过程最终第1主应力分布比较，变化不大。图6是按优化后的CRD法施工完成后，隧道周围围岩等效塑性应变分布图，将其与图5比较，开挖过程中拆除临时仰拱对隧道围岩塑性区分布影响明显，原未出现塑性区的临时仰拱拱脚处也分别出现小块塑性区，而且仰拱下部围岩塑性区存在加长加厚连通的趋势，最大等效塑性应变为0.0047，中夹岩柱上部塑性区变化不明显，但总体上讲，按优化后的CRD法施工，塑性变形区仍呈局部分散分布，隧道开挖过程不会发生大面积的强度破坏，围岩塑性区的最终状态不会导致围岩发生整体塑性流动破坏。优化前后初衬支护结构最终内力变化不大，优化前后锚杆最终内力变化不大。

4 优化C R D四部爆破开挖施工安全分析

4.1 隧道开挖石方爆破方案

若拱顶范围为土层，则根据岩石侵入掌子面的范围进行局部爆破。局部爆破法不用设置掏槽眼，炮眼直接打设垂直孔。若隧道范围内分布全部为岩石，开挖采用上下台阶爆破开挖的方法，爆破进尺为1.0～1.5 m。局部爆破根据岩石侵入掌子面范围，若岩石侵入拱腰以上1 m，则需布设周边眼和排眼，排眼布设与下台阶布设参数相同，周边眼按照台阶法周边眼间距及孔深进行布置。若岩石侵入拱腰以下则采用浅孔台阶爆破。

起爆破设计参数如下：

（1）钻空直径 D:D=42 mm；（2）底盘抵抗线 W1：W1=（25～30）D 或 W1=（0.4～1.0）H；（3）台阶高度H：根据现场情况选取；（4）孔间距 a:a=（1.0～1.5）w1；（5）排间距 b:b=（0.8～1）a；（6）超深 Δh:Δh=（0.15～0.35）W1；（7）炸药单耗 q:根据地质条件 取q=0.3～0.7 kg/m3；（8）单孔装药量 Q:Q 前 =qaw1H，Q 后 =qabH；（9）填塞长度 L:满足 L≥1.2 W1；（10）根据现场爆破效果再对孔距、排距、单耗作适当的调整；（11）布孔方式：采用梅花形布孔；（12）装药结构：采用线性连续装药；（13）起爆网络：采用非电毫秒微差起爆，每个炮孔内装1个起爆药包，非电毫秒雷管孔内或孔外延时，电雷管起爆。

4.2 爆破动力响应的二维弹塑性时程分析

4.2.1 动力分析模型的建立

动力分析必须选择合适大小的单元，对几何模型划分网格，最大单元尺寸的控制原则为：输入震动波谱中的最短波长，并且尽量使模型网格均匀化或连续渐变，以避免震动波在模型中的假反射。据此建立的典型有限元离散模型如图7所示。

图7 隧道开挖完成后模型局部之图示

4.2.2 爆破荷载边界条件

将爆破荷载施加在炮孔壁上的方法，较流固耦合算法而言，可节省大量的计算工作量和存储量。但是，由于炮孔周围的网格剖分工作仍然复杂，尤其是在炮孔数很多的情况下。因此，提出进一步的等效荷载施加方法，可以省却繁复的网格划分工作，同时划分后的单元数目也急剧减少。此种等效方法不需要在建模中体现出微小的炮孔形状，可将同排炮孔连心线所在竖直面建成平面。基于力学上的圣维南原理，等效荷载在建模时不考虑炮孔形状，即在模型中不予体现出来，然后对爆破荷载时程曲线进行等效，施加在同排炮孔连心线与炮孔轴线所确定的平面。

综上所述，将爆破荷载简化为具有线性上升段和指数下降段的分段函数荷载，假定作用在隧道开挖边界面上。根据大量实测经验，该项计算上升段时间取1 ms，下降段结束时间取5 ms，为了解荷载结束后质点情况，计算总持续时间取为1s。

4.2.3 模拟步骤与静动力边界条件

爆破动力响应时程分析的模拟步骤如下：

（1）地应力场生成；

（2）位移场归零后，进行静力分步开挖模拟，直到建立开挖完成后的应力场；

（3）位移场归零后，从模型内部开挖边界输入爆破震动，并施加动力吸波边界条件，采用逐步直接积分法显式求解模型各物理量的完整时程反应。

边界条件的设置为：在静力学分析初始状态基础上，动力学模型的左右侧边界及底部设置为吸波边界，以模拟洞室群周边的半无限岩石介质的自由场反应特性，吸收来自洞室周边的反射波；模型上表面为山体自由表面。

4.3 围岩震动速度响应分析

围岩速度响应是最原始的动力物理量计算值，通过监测围岩若干关键点的速度时程可以校核计算值的合理性并判断围岩震动反应的强烈程度。

在爆破震动的作用下，围岩会产生动力应力响应，有一个附加的震动响应应力场会叠加到原始的应力场之上，原始应力场受到的扰动程度大小会影响围岩的稳定性，也反应了围岩的动力响应强烈程度。由于拱顶和拱底较容易出现拉破坏区，图8给出了已开挖隧道围岩最大应力-拱底中部第1主应力动力响应。

如图8所示，隧道围岩关键点处单元的第1主应力在静力开挖平衡初始应力的上下发生范围不大的波动，这表明震动对隧道拱顶和拱底围岩的应力场扰动不大。

图8 隧道拱底中部围岩第1主应力动力响应曲线图

4.4 围岩塑性区特征分析

图9为静力分析塑性区分布结果，隧洞围岩塑性区主要集中在拱顶两侧，向上扩展较大，边墙、拱底也产生了一定的塑性区。对比图10给出的爆破动力计算终止时刻的总塑性区分布，经历爆破震动动力作用后，围岩拱顶和底拱的塑性区集中区进一步向外扩展，边墙塑性区扩展不是很显著，爆破开挖面以下塑性区发育较大。

图9 静力作用下塑性区分布图示

在爆破震动荷载的作用下，围岩塑性区会在一定程度上进一步扩展，通过比较震动前后塑性区面积的变化可以定量地评价围岩的震动稳定性状况。通过爆破计算的结果显示，在爆破动力荷载作用下，围岩总体稳定。

4.5 衬砌内力动力响应分析

图11～图16分别给出了已开挖隧道初衬关键部位最大轴力、剪力和弯矩的动力响应计算结果。

图11左侧边墙中部初衬轴力动力响应曲线图

图12右侧边墙中部初衬剪力动力响应曲线图

图13 左侧边墙中部初衬弯矩动力响应曲线图

图15 拱底中部初衬剪力动力响应曲线图

图16 拱底中部初衬弯矩动力响应曲线图

根据衬砌截面内力动力响应时程图可以发现，初衬内力响应也呈现冲击波效应，但变化幅度都不大，在安全允许范围之内。

4.6 震动工况安全性总体评价

通过对隧洞爆破开挖的二维弹塑性时程分析，对隧洞在设计爆破震动动力作用下的动力响应进行了数值模拟计算和现场测试。根据前述计算成果分析和测试，可以得到以下基本结论：

（1）围岩附加第1主应力响应在±0.2 MPa范围之内，未达到岩体的抗拉强度，故洞室不会发生大面积的强度破坏。

（2）在震动动力作用下，塑性区发展的时程分析表明，震动结束时围岩塑性区的最终状态不会导致围岩发生整体塑性流动破坏。

（3）在爆破震动作用下，初期支护表面振速在安全余度之内。衬砌内力的冲击效应变化较小，承载力是安全的。

综上所述，在爆破震动波的作用下，隧洞初衬支护抗震稳定性良好。

5 爆破施工实施及效果

5.1 爆破施工实施

根据爆破方案中的炸药及参数进行试爆，发现现场超挖严重，碎石及粉尘较多，易对周围环境造成破坏且不利于现场安全文明施工。针对此问题进行研究，鉴于团山隧道地质较为复杂，岩性也多种多样，采用单一的爆破参数难以满足现场要求，经方案比选，对不同岩性采用不同的爆破参数，以取得较好的控制爆破效果。此外，在炸药的选择上，将原设计的硝铵炸药优化为抗水性、爆炸性能好，机械感度低的乳化炸药,保证爆破施工过程的安全性及控制爆破对初期支护的影响。

5.2 控制爆破实施效果

（1）循环进尺理想，当炮眼深度达1.2 m时,每循环进尺达到1 m以上。

（2）开挖面规则成型，平均线超挖＜10 cm，最大线超挖＜20 cm，局部欠挖＜5 cm。

（3）炮眼痕迹保存率达90%，爆破后围岩稳定，基本无剥落现象。

（4）两炮衔接台阶最大尺寸15 cm，炮眼利用率达95%以上。

图17为爆破震动实施效果图。

图17 爆破震动实施效果图

5.3 监测结果分析

浅埋暗挖小净距隧道净空拱顶下沉量测结果如图18所示。

图18 拱顶下沉分析曲线图

现场测得的拱顶最大沉降值为25.2 mm，而数值模拟得出的最大拱顶沉降值为18 mm。对比发现，现场监控量测的变形值要大于现场数值模拟计算的结果。究其原因主要是因为数值模拟分析是在理想状态下得出的，实际中很难达到，现场量测值和数值模拟有一定出入，但都相差不大，均在规范允许的范围。说明左右洞该断面的围岩-支护系统已经达到稳定，且支护措施能满足实际安全施工需要。

6 结 论

（1）本文通过对某浅埋暗挖小净距隧道施工工艺优化前后进行数值模拟对比分析，改交叉中隔壁法为优化后的交叉中隔壁法，顺利完成了施工。优化后的CRD方法，在遵循传统工艺原理的情况下，由于断面分部较少，比传统CRD法施工周期短，同时强化临时支护，且隧道分部开挖断面较小，能确保隧道施工安全。

（2）将摩尔-库仑等面积圆屈服准则代替传统摩尔-库仑准则，对不同施工工艺情况下，隧道开挖过程中岩土体受力情况进行分析计算。计算结果与监测的拱顶位移、水平收敛等数据基本相吻合。说明此模拟计算方法能较准确地模拟隧道开挖的岩土体应力和变形变化，为工程施工工艺优化提供了有力的支撑。

（3）爆破震动测试表明控制爆破对初期支护的影响在要求范围内，施工的安全性可以保证。通过对隧洞爆破开挖的二维弹塑性时程分析，对隧洞在设计爆破震动动力作用下的动力响应进行了数值模拟，结果表明在爆破震动波的作用下，隧洞初衬支护抗震稳定性良好。

（4）针对团山隧道地质情况设计爆破方案，爆破实施表明控制爆破对初期支护的影响在要求范围内，施工安全效果良好。