上覆路堑开挖对既有下卧大断面隧道影响研究

王德伟

(厦门路桥工程投资发展有限公司，厦门 361026)

随着我国交通运输事业的高速发展，受地形、地物和地质条件等因素限制，不可避免地会出现新建路堑上跨既有公路隧道的现象。当路堑土方开挖卸载后，由于隧道上方的荷载减小，原来的土体平衡将被打破，可能出现土体隆起现象[1]。国内外已有学者对此问题展开探讨和分析。王卫东等结合实际工程案例进行数值分析，认为由于地铁隧道上方土体卸载，将会产生明显竖向上抬现象[2]；张玉成等采用数值方法，研究某营运地铁隧道上方基坑开挖对隧道变形和应力的影响，发现基坑下土体具有垂直方向卸载作用，同时隧道管片的应力状态也有所改变[3]；DOLEŽALOV等研究基坑开挖对邻近隧道变形及受力特性的影响，并对加固方法和保护措施进行研究[4-7]。

陈郁等研究基坑开挖对下卧隧道隆起的变化规律，并通过实测进行验证，结果表明隆起曲线接近正态分布，基坑开挖中心的隆起值明显大于其他部位[8]；刘国彬等依托上海市地铁1号线衡山路站，研究上部土层开挖卸载对下卧隧道隆起量的计算方法，探讨应力路径与变形模量的关系[9]；吉茂杰等提出基坑卸载引起下卧地铁隧道隆起量的计算方法，并通过工程实践验证[10]；魏纲收集国内外14个不同的基坑开挖实际案例，分析下卧隧道的变形机理，并通过现场实测进一步验证[11]；郭鹏飞等对39个基坑开挖上跨隧道工程展开了统计研究，全面总结隧道竖向最大隆起量与各影响因子的关系，认为工程地质对隧道隆起影响较大，并提出隧道最大隆起变形预测模型[12-13]；叶均良以佛山某建设项目为背景，研究上部明挖隧道开挖对下卧地铁盾构隧道上浮影响，并提出相关的控制措施[14]；张鑫海等研究基坑下方盾构隧道的围压变化、衬砌内力以及纵横向受力关系，并对基坑空间开挖尺寸进行影响因素分析[15]。

上述案例中，多以地铁隧道上方开挖基坑为研究对象，而对扁平大断面隧道上方开挖卸载问题研究较少。以下依托厦门翔安机场高速公路内厝互通工程，研究匝道路堑开挖卸荷对隧道结构受力及变形影响，分析隧道变形与卸载量的关系，并通过监测动态监控隧道的安全。

1 工程概况

翔安机场高速公路(沈海高速—翔安南路)为双向八车道，路基宽41 m，设计速度100 km/h，新建的内厝互通B、D匝道上跨既有下沙溪隧道，存在近接施工的现象，其平面关系如图1所示。

图1 平面位置关系

对既有下沙溪隧道拱顶的土方进行挖方，挖方深度为0～19.1 m，该段隧道覆土厚12～31 m。挖方最深处断面如图2所示。

图2 D匝道DK0+620断面(单位：m)

既有下沙溪隧道为双向六车道，二衬采用钢筋混凝土结构，混凝土等级为C25，防水混凝土，抗渗等级为P8。

2 数值模型设计

2.1 模型建立

选择挖方段研究区间，建立匝道公路DK0+540～DK0+680区间段的边坡与隧道模型，模型匝道道路纵向尺寸(y轴方向)为140 m；为尽量削弱模型边界效应对计算结果的影响，同时考虑计算成本和效率，沿匝道横向总尺寸(x轴方向)也取140 m，约为隧道跨度的10倍；模型深度方向(z轴方向)自地表向下取90 m，模型底面距隧道基础约2倍隧道跨度。该区间段边坡开挖卸载位于下方斜交隧道的正上方，挖方边坡高度达34 m。而下方隧道拱顶距离边坡坡脚最小值为16.5 m。划分网格时，在隧道、路面附近适当加密网格，共划分114 127个实体单元，181 805个节点，如图3所示。

图3 数值分析网格模型

2.2 材料模型及参数

山体主要地层有强风化花岗岩、中风化花岗岩等，采用摩尔-库伦本构模型；隧道二衬采用60 cm厚C25钢筋混凝土；初支采用板单元模拟27 cm厚C20混凝土，板单元不占用实体网格，不考虑附加重度。护坡采用板单元模拟，等效为10 cm的混凝土。材料参数见表1、表2。

表1 土体材料模型参数

表2 结构材料模型参数

2.3 模拟计算方案

根据施工工序，对道路边坡开挖过程进行适当简化，分5步开挖到底。边坡开挖前，进行山体初始地应力平衡，再进行既有隧道开挖和初期支护，然后进行二次衬砌施工。开挖边坡前，将位移重置为零。施工模拟过程见表3。

表3 施工模拟过程

3 计算结果分析

3.1 隧道整体变形分布规律

针对最不利位置，提取隧道的变形、应力、隧道外土压力变化，如图4所示。

图4 双线隧道总位移云图

从图4可以看出，下沙溪隧道左洞在DK0+620附近出现最大影响区，总位移极值达7.025 mm；右洞在DK0+580位置出现最大影响区，总位移极值达4.218 mm。左洞与挖方边坡的距离较右洞近，位移也显著大于右洞。

3.2 隧道关键位置剖面变形规律

左洞DK0+620剖面变形情况如图5所示。

图5 左洞隧道变形规律

从图5(a)可以看出，上方边坡开挖完成后，既有隧道主要变形是向正上方(z轴正方向)隆起。将隧道沿底部仰拱中心点断开，展开成直线，得到该隧道随着开挖过程变形发展规律。不难看出，最大位移出现在拱顶附近，且开挖4级台阶时，变形增长量最大。如图5 (b)，且随着开挖，拱顶的极值位置向(三维模型)x负方向移动，这是山体形态特征决定的。越向下开挖，边坡开挖台阶的重心越向y负方向移动(小里程方向)，这也说明隧道变形最大位置总是向着上方已经开挖土体的重心位置发生偏转。

3.3 隧道关键位置剖面应力

左洞DK0+620关键剖面应力云图如图6所示。

图6 左隧道关键位置剖面应力云图

从图6可以看出，总平均应力最大值出现在隧道侧壁内侧，为1 427 kN/m2(受拉)；隧道顶和底部受压，偏应力最大值也出现在侧壁内侧。因此，隧道上方开挖最容易受影响的位置是既有隧道侧壁内侧。对比第一～第三主应力变化，开挖引起第三主应力变化最大。

左洞DK0+620附近剖面应力监测点第一主应力和第三主应力曲线如图7所示。

图7 左洞关键位置剖面应力监测点曲线

图7(a)显示，隧道左洞顶部和底部内侧第一主应力随着开挖压力不断增大，增量为700 kPa左右。而隧道左、右内侧壁第一主应力相对较小，且随上方匝道边坡开挖过程变化不大。

图7(b)显示，隧道左洞左、右内侧壁第三主应力随着开挖拉力不断增大，增量为2 600 kPa左右。而隧道顶部和底部内侧第三主应力较小，且随上方匝道边坡开挖过程变化不大。

综上所述，上方匝道边坡开挖引起左洞隧道侧壁内侧壁受拉，成为主要偏应力来源，易导致二次衬砌开裂等病害。

3.4 隧道关键位置剖面外土压力

左洞DK0+620关键剖面外土压力随开挖台阶的变化如图8所示。

图8 左洞土压力随开挖变化曲线

图8显示，隧道外侧土压力随着上方边坡开挖而减小，在拱脚位置土压力集中。开挖结束后，侧壁外土压力从500 kPa降低到279 kPa。

双隧道受影响最大的区域，4个位置的变形与应力极值统计见表4。

表4 双隧道变形与应力统计

从表4可以看出，左隧道变形和应力变化都显著高于右隧道。随着开挖，左隧道左壁外部土压力降低，第三主应力随之显著增加，偏应力达到较高值。应力状态处于拉剪不利状态，左隧道双侧壁和右隧道左侧壁需重点监测。

4 实测结果分析

4.1 监测布点

在下沙溪隧道内布设监控点，按隧道前进方向分左洞与右洞，恰好与前面数值模拟的左右洞相反，具体布设监测点如下(见图9)。

图9 下沙溪隧道测点布置示意

①以右洞DK0+620为中心点，间隔10 m布置1个拱顶沉降监测点，共布置11个监测点。

②以左洞DK0+539为中心点，间隔10 m布置1个拱顶沉降监测点，共布置11个监测点。

4.2 监测结果分析

图10为下沙溪隧道左洞上方土体开挖期间(2021年5月21日至8月13日)变形-时间曲线。

图10 下沙溪隧道沉降变形曲线

从图10可以看出，随着卸载量增大，隧道发生隆起，最大隆起值为6.2 mm，发生在ZK0+966处；右洞的变形更小，最大值仅为4.0 mm。总体来说，至土方开挖完，最大值不超过控制值(20 mm)，故隧道变形处于可控状态。

5 结论

利用有限元软件构建现状山体-隧道整体三维数值模型，研究山体开挖卸荷对隧道结构受力及变形的影响，分析隧道变形与卸载量的关系，结论如下。

(1)数值分析表明，下沙溪隧道左洞DK0+620附近出现最大影响区，总位移极值达到7.025 mm；右洞DK0+580位置出现最大影响区，总位移极值为4.218 mm。

(2)与道路开挖地表最大位移的位置距离越近，隧道变形越大；在开挖过程中，边坡地表和隧道最大位移位置动态变化，隧道变形最大位置总是指向地表最大位移位置。

(3)数值分析表明，DK0+620剖面总平均应力最大值在隧道侧壁内侧1 427 kN/m2(受拉)；隧道顶和底部受压；偏应力q的最大值也出现在侧壁内侧，为4 007 kN/m2。上方匝道边坡开挖过程引起左洞隧道侧壁内侧受拉，容易导致隧道二次衬砌的内侧开裂等病害。

(4)数值分析表明，隧道外侧土压力随上方边坡开挖而减小，侧壁外土压力从500 kPa降为279 kPa。随着左隧道左壁的外部土压力降低，隧道第三主应力随之显著增加，偏应力达到最高值。其应力状态处于不利的拉剪状态。右洞在DK0+580侧壁第三主应力最大值为1 300 kPa，约为左洞极值的1/2。

(5)现场实测结果表明，随着卸载量的增大，最大隆起值为6.2 mm，未超过2 cm的控制标准，而且处于渐变，一般不会导致错台现象，故未针对不均匀变形产生错台或开裂现象的问题作进一步研究。