截至2021年底,中国高速公路通车里程已达12.4万km,国道网络建设与改造同步推进,未来约11万km普通国道需新建或升级。依据《国家公路网规划》,“十四五”期间国家高速公路建设重点强化了与国家综合立体交通网的衔接,保障了客货运需求,提升了对国内国际双循环新发展格局的支撑作用。当前公路建设区域重点逐步向西部地区倾斜,目标是将普通国道二级及以上路段占比提升至70%。随着交通网络向西南地区纵深拓展,大规模隧道建设不可避免面临中西部山岭地区复杂地质环境的挑战。众多工程线路需穿越断裂构造带或其邻近区域,典型案例包括兰海高速桐梓隧道、汕头湾海底隧道等,均处于地质复杂、构造运动频繁区域
[1-2]。断裂构造附近常发育软弱不均地层,由此引发的工程问题尤为突出。当断裂构造位于软岩隧道双洞之间时,在施工过程中其地层左右软弱不均性极易诱发左右洞围岩非对称变形,施工风险显著提升。因此,深入研究该类地层隧道的施工互扰规律与针对性支护技术,对提升工程建设的安全性与经济性具有重要意义。
隧道工程中,围岩变形控制与稳定性保障是施工安全的核心,围岩失稳是导致隧道塌方的主要原因,严重威胁施工及运营安全
[3-7]。复合地层隧道中,围岩变形控制与稳定性保障是施工过程的核心,因岩体力学性质差异大,易引发非均匀应力释放、非对称变形及支护结构破坏,进而导致塌方等安全风险。现有研究多采用数值模拟、模型试验与现场监测等手段,针对不同类型复合地层展开探索:张昕晔等
[8]采用离心模型试验与数值模拟结合的方法,研究上砂下黏复合地层隧道开挖面稳定性,明确了失稳区特征、土压力变化及极限支护力规律;张海龙等
[9]聚焦砂质泥岩-砂岩-灰岩复合地层,基于全断面隧道掘进机(tunnel boring machine,TBM)施工参数建立围岩强度实时估算方法,验证了其与滚刀数量、直径的相关性;陶连金等
[10]依托富水砂-黏复合地层暗挖工程,通过现场监测明确了地表沉降、围岩压力及钢筋应力的分布规律,强调施工扰动对变形指标的显著影响;刘珂鑫等
[11]以上软下硬地层为对象,提出改进楔形体力学模型,结合ABAQUS数值模拟,揭示了新建盾构下穿既有隧道时的沉降规律及极限支护压力影响因素,提出加固既有隧道、新建隧道及夹层土的控制措施;Xue等
[12]针对软-硬不均地层,通过精细化三维数值模型,分析了软-硬界面处差异沉降、接头变形及支护损伤特征,证实优化纵向推力与螺栓参数可提升结构稳定性。
软弱不均地层的应力非对称分布易导致隧道支护结构承受显著偏压荷载,传统支护体系难以有效控制围岩变形,相关学者在复合地层支护技术上取得多项突破:王辉等
[13]优化管棚注浆加固圈厚度计算公式,通过FLAC
3D数值模拟证实该技术可使拱顶沉降减小31.06%、地表沉降减小24.25%,且浆液扩散半径对加固效果影响最显著;张霄等
[14]通过模型试验与数值模拟,揭示掌子面锚杆与超前管棚协同加固机理,二者对掌子面稳定性提升贡献比约为5∶1,组合加固可使稳定性提高50.3%~60.5%;陈丽俊等
[15]提出预应力锁脚锚索支护技术,通过10 m长
Ф21.8 mm锚索施加不低于300 kN预紧力,与钢架-喷射混凝土组成“预应力锚索挡墙”,大幅抑制拱脚收敛变形;舒晓云等
[16]针对软岩大变形隧道提出缓冲层支护优化方案,确定平台应力0.5 MPa、可压缩率≥0.6、厚度10 cm的聚氨酯缓冲层最优参数,使衬砌最大主应力减小20%~30%。
虽然现有研究针对复合地层隧道失稳机理及其支护技术开展了一系列探索,但针对西部山区穿越左右岩性显著软弱不均地层的软岩双洞隧道,其开挖顺序互扰规律及针对性的差异性支护技术仍缺乏系统性研究。现以典型工程为依托,综合模型试验与数值模拟,系统研究该类隧道开挖顺序互扰规律及差异性支护控制效果,以期为完善复杂地层隧道工程理论体系提供参考。
1 依托工程
1.1 工程背景
以西部山区华丽高速公路东马场1号隧道为依托工程,该隧道采用左右分离式双洞隧道结构,右线进口里程K70+130,出口里程K75+330,隧道最大埋深约613 m。该高速公路隧道线路图如
图1所示,纵断面图如
图2所示。
结合工程实际情况,以K72+280与左洞相应进尺断面为研究对象。虽然隧道左右洞围岩分级均为Ⅴ级,但受F3断裂带影响,断裂带两侧的岩体特性呈现截然不同的面貌:左洞围岩相对软弱,而右洞围岩则更为软弱破碎,后续研究据此明确区分为“较软弱侧”与“更软弱侧”。该进尺下断面埋深约350 m,水平主应力和轴向水平主应力分别为10.54 MPa和5.84 MPa。采用大地电测法勘探该进尺下的左右洞所处地层,其地质雷达图及现场左右洞掌子面揭示如
图3所示。
图3直观揭示了F3断层两侧围岩的显著差异性。从
图3(a)可以看出,右洞低阻区(橙红色)连续成片,而左洞以中高阻斑块(黄绿色)为主,仅局部呈现低阻;左侧即较软弱侧围岩电阻率达500~1 000 Ω·m,而右侧骤降至50~100 Ω·m,左侧电阻率峰值达到右侧的10倍。
图3(b)左右洞掌子面揭示进一步验证了
图3(a)的测定结果,左洞位于断层影响边缘,灰岩仅受次级裂隙破坏,岩体组成以灰岩为主,虽受破碎带影响,但基本整体保持块状结构;右洞毗邻断层核部,岩体组成以泥岩为主,承受强烈剪切作用形成泥岩碎裂带,整体呈糜棱化。结合电阻率与岩体状态分析,左、右洞围岩虽均为软岩,但其孔隙率、强度、弹性模量等物理力学性质因岩体本身特性与断层作用等因素影响表现出显著差异,而这种差异正是左右洞围岩软弱不均的本质体现。
1.2 现场变形监测结果
由于隧道两侧围岩的软弱性差异,双洞隧道在开挖并采用常规对称支护体系后表现出明显的非对称大变形特征。结合实际监测数据,以右洞K72+280断面与左洞相近断面监测结果为例进行分析,施工采用三台阶法,左洞先行开挖,双洞掌子面开挖间隔15 d。监测指标含拱顶沉降与水平收敛,每个断面布设3个拱顶测点(
G1设于拱顶,
G2、
G3分设于左、右拱肩)及2组水平测线(
BC为上台阶水平测线,
DE为中台阶水平测线)。测点与测线布置及监测结果如
图4所示。
从
图4中可以看出,双洞变形呈现“更软弱侧变形大、后行洞扰动显著”特征。开挖后至第75天,左洞拱顶沉降
G1、
G2、
G3的沉降量分别约为184.2、167.8、196.5 mm,右洞对应为367.6、330.3、371.1 mm(约为左洞2倍);右洞开挖(第15天)使左洞沉降速率从0.35~0.45 mm/d增至1.2~2.3 mm/d,且扰动幅度
G3>
G1>
G2。左洞水平收敛
BC测线、
DE测线收敛量约为215.0 mm和223.8 mm,右洞对应425.6 mm和417.8 mm(也约为左洞2倍);右洞开挖后左洞
BC测线受扰动幅度明显大于
DE测线。
综上,采用常规对称支护的左右软弱不均软岩双洞隧道开挖后的位移呈现出明显的非对称性发展与分布特征,岩性差异对围岩稳定性影响十分明显。而先行洞特别是拱肩以上部位的位移,受后行洞施工扰动应力重分布后,增长速率明显增大。为探究此类隧道不同开挖顺序下的双洞互扰规律与针对性、差异性支护手段,亟须开展相应研究。
2 模型试验研究
影响此类双洞隧道开挖互扰的因素众多,包括施工工法、掌子面间距、开挖顺序以及双洞净距等,为探究该类隧道不同开挖顺序下的双洞互扰规律以及对较软弱侧和更软弱侧进行差异性支护后的洞周位移及支护受力优化效果,开展相应模型试验研究。通过分别模拟较软弱侧先行开挖与更软弱侧先行开挖,分析不同开挖顺序下的双洞互扰规律;通过对比不同工况下双洞隧道的洞周位移与支护结构受力特征,揭示差异性支护优化效果。
2.1 试验系统
采用西南交通大学自主研发的卧式加载系统开展相应模型试验研究,系统由试验加载架、液压伺服控制系统和计算机控制平台三部分组成。试验机四周由活动箱梁钢板限制试体,上表面留有孔洞,用于隧道开挖。系统的组成如
图5所示。
试验系统在垂直轴方向设置两组共4台60 t级液压顶,加载过程中水平横梁与顶板组合结构用于生成均布荷载,其中X轴向荷载为水平地应力,Y向对应竖向地应力,Z轴方向荷载则模拟隧道自重应力并确保结构处于平面应变状态。试验采用分级加载模式,通过数控液压稳压系统实现载荷自动平衡与长期稳定控制,该系统可实时进行压力补偿并维持加载精度。
2.2 相似关系与相似比确定
为确保在尺寸减小的隧道模型中各种材料和原型材料的性状相似,模型与原型的几何比尺确定为1∶50
[17]。再根据相似理论,得到其他所需物理量的相似关系及相似比,如
表1所示。
2.3 相似材料选取
由于左右洞围岩具有显著软弱不均的特性,为了模拟出这种显著差异,查阅相关文献后,试验以重晶石粉为基体,通过调整其与石英砂、粉煤灰、石膏粉、滑石粉及水的比例,分别配制代表较软弱侧与更软弱侧围岩的材料
[18]。原型及模型的围岩参数如
表2所示,所有原型围岩力学参数均来源于现场地质勘察报告与室内岩石力学试验。
围岩相似材料及配比如
表3所示,较软弱侧围岩配比根据模型土直剪试验及三轴压缩试验获得的物理力学参数调节,在此基础上更软弱侧再相应调整。更软弱侧配比时将具有微集料支撑作用的粉煤灰占比从0.07降至0,同步削减石膏粉的胶结组分占比,从0.15降至0.10,并将含水量从0.17提高至0.23,其余材料相应调整,最终达到系统性消除其骨架支撑强度、弱化其黏结效能及增强其孔隙润滑效应的目的,从而实现左右洞围岩软弱程度不均的模拟。
针对支护结构模拟的关键与难点,结合相似理论与工程实际需求,通过材料选型、参数计算及工艺优化实现精准模拟。
(1)超前管棚与锚杆:以空心铝管模拟42/76 mm原型钢管,按抗弯刚度相似关系确定管径为2/4 mm;以PEEK棒模拟锚杆,通过惯性矩计算确定2/4 mm直径,按相似比切割为0.08/0.18 m长,并采用环氧树脂黏结细粒石英砂,强化其与围岩的界面相互作用。
(2)钢拱架:选用铜带模拟I25b原型钢拱架,依据等效刚度确定惯性矩与8 mm×0.8 mm截面尺寸,拱架间距按相似比缩至1.2 cm,匹配原型受力特征。
(3)喷射混凝土与二次衬砌:以1∶1.06水膏比的石膏浆体人工刮涂模拟C25喷射混凝土;以1∶0.5水膏比石膏制品(内置0.5 mm直径、2×2 cm网格钢丝网)预制二次衬砌
[19-21],接缝处用围岩替代材料嵌填压实,确保界面密实。所有支护材料尺寸均按几何比尺进行缩放,各物理力学参数按
表1进行换算。
2.4 工况设计
开挖顺序研究根据先行洞的不同工况分为2种:较软弱侧先行与更软弱侧先行。在探明双洞开挖顺序互扰规律后,在选定开挖顺序的基础上再单独研究差异性支护,根据双洞支护体系类型的不同划分为3种工况,原型支护类型及参数如
表4所示,在研究开挖顺序时,双洞均采用A型支护,差异性支护工况如
表5所示。其中,B型支护相较于A型支护,锚杆长度增加125%,超前支护截面面积增加101.8%,钢拱架惯性矩增加40%~50%,喷射混凝土厚度增厚47.6%,综合判断B型支护整体能力较A型提升30%~50%。
2.5 监测点布设
以更软弱侧先行开挖为例,相似模型试验的模型尺寸及测点布置如
图6所示。
相似模型试件尺寸为2.8 m×2.8 m×0.3 m。模型左侧为较软弱侧,右侧为更软弱侧,采用三台阶法进行开挖,岩层层间倾角根据地质资料近似设置为90°。选取隧道中部即进尺0.15 m处作为监测断面,共布设8个监测点位,分别为拱顶、左拱肩、右拱肩、左拱腰、右拱腰、左拱脚、右拱脚及拱底,洞周位移量测采用位移计,围岩初支接触压力量测采用微型土压力盒,二次衬砌内力量测采用表贴式电阻应变片。选取具有典型意义的1.0D(D为隧道单洞开挖直径)双洞净距开展试验研究,该工况下双洞净距等于单洞开挖洞径,属于软弱围岩超小净距隧道,两洞开挖施工扰动叠加效应显著。
2.6 试验步骤及荷载方案
试验流程包含填土、开挖及支护、加载与监测3部分,具体试验流程如
图7所示。
模型试验加载主要考虑水平构造应力场和上覆土体自重应力场,通过各方向液压千斤顶加压实现模型加载过程。在开展双洞开挖顺序研究时,先开挖后加载,从初始应力为0 MPa开始加载,采用渐进式分步加载方式直至达到最大施加荷载,以模拟应力释放率从0逐渐增大的变化过程,至原始荷载的60%时,稳定一段时间后,以模拟双洞隧道开挖时序性。初始加载完成后,后行洞开挖并采用与先行洞相同的支护类型对其进行支护。直至加载达到衬砌破坏,以模拟应力释放率逐渐增大的变化过程。在开展双洞差异性支护研究时,采用控制变量原则,仅将研究对象由开挖顺序变为差异性支护,荷载施加方法同上。
2.7 试验结果分析
2.7.1 不同开挖顺序结果分析
由于洞周位移可直接表征围岩应力重分布状态及支护结构响应特性,故选择其作为不同开挖顺序下双洞互扰规律分析的核心评价指标。提取不同开挖顺序下拱顶及内、外侧拱腰监测点的监测数据并绘制位移-荷载曲线。较软弱侧与更软弱侧先行开挖洞周位移-荷载曲线图如
图8所示。
从
图8中可以看出,较软弱侧与更软弱侧洞周位移变化规律接近,整体上变形过程可以分为3个阶段:阶段1为弹性响应期,此时在荷载的作用下各部位变形值呈线性增长且均小于1 cm,且两种开挖顺序下更软弱侧拱顶位移差异仅3.2%~4.8%;阶段2为塑性发展期,拱顶沉降和内外侧拱腰位移的曲线斜率增大,位移量随荷载的增加缓慢上升,在此阶段由于后行洞掌子面土体的支撑作用,后行洞拱腰位移变化相较拱顶上升幅度较小,而该阶段下不同开挖顺序的位移差异扩大至约15%;阶段3为结构失效期,此时围岩的塑性变形逐渐达到极限,双洞位移差异趋于稳定,约20%。两种开挖顺序下,后行洞在先行洞开挖后受二次应力扰动作用明显。与更软弱侧先行相比,较软弱侧先行工况下其各监测点位移整体增大,而更软弱侧各监测点位移整体减小,其中拱顶沉降变化最大,较软弱侧拱顶沉降增加17.7%,更软弱侧拱顶沉降减小了16.4%。
总的来说,在软弱性存在显著差异的双洞隧道施工中,地层条件主导洞周位移分布,即更软弱侧的洞周位移始终大于较软弱侧。而该双洞互扰效应也因岩性差异具有显著的不对称性,这种扰动效应在更软弱侧表现更为显著且在变形各阶段内表现不同,弹性阶段内,后行洞对先行洞的二次扰动幅度小于4.5%;塑性阶段内,后行洞拱肩部位受二次扰动的位移增幅约12.3%。由此可见,开挖顺序作为能有效调节双洞隧道两侧洞周位移分布且可控的因素,充分利用其可令此类隧道较软弱侧先行开挖能显著降低更软弱侧大变形破坏的风险。
2.7.2 差异性支护结果分析
1)洞周位移分析
由于较软弱侧先行开挖时能有效减小双洞隧道洞周位移,以该开挖顺序为例,分析三种支护措施的塑性发展期与结构失效期初始时的拱顶与内、外侧拱腰位移,从而揭示差异性支护的效果,三种工况下的双洞洞周位移如
表6所示。
分析
表6可以发现,随着支护强度提升,双洞隧道洞周位移整体呈减小趋势,但受岩性差异影响,不同侧位移终值差异显著。对比Ⅰ类支护,Ⅲ类支护即差异性支护下,更软弱侧的拱顶、内外侧拱腰部位的位移极值明显降低,且双洞洞周位移整体分布更均匀;但其整体位移控制效果与Ⅱ类支护相差不大。这表明,针对更软弱侧进行强化支护,能有效降低该侧大变形破坏风险,而加强较软弱侧支护,对整体位移控制有一定的提升作用。
2)围岩接触压力分析
选择塑性发展期分析围岩接触压力,该阶段地应力逐步释放,围岩进入塑性状态,地应力由围岩与支护共同承担,能真实反映二者协同承载机制。进一步分析3种支护类型下的双洞隧道塑性发展时期的围岩接触压力分布特征,不同支护措施下较软弱侧与更软弱侧各监测点围岩接触压力包络图如
图9所示。
对比
图9(a)与
图9(b),可以看出3种支护措施下,支护强度越高,能承受的围岩压力越大。较软弱侧与更软弱侧初期支护各测点所承受的接触压力在不同支护措施下与其位移一致呈现为非对称分布,且更软弱侧大于较软弱侧。双洞围岩压力整体分布为Ⅱ类支护>Ⅲ类支护>Ⅰ类支护。但在差异性支护措施下,双洞各测点围岩压力终值分布更为均匀,说明采用差异性支护措施能显著改善双洞互扰,使双洞隧道初期支护整体受力分布更安全、更合理。
3)衬砌内力分析
二衬作为隧道结构的安全贮备,分析其内力分布特征可以更好地规避变形破坏的风险。模型试验下的二衬内力计算基于材料力学圆环理论,结合模型二衬参数,通过所监测到的环向应变与轴向应变计算出环向应力,再分别令其与二衬截面面积、截面抵抗矩相乘得到各监测点位的轴力与弯矩,绘制轴力与弯矩包络图如
图10与
图11所示。
从
图10与
图11中可以看出,实施差异性支护策略可显著使双洞衬砌的内力分布更为均匀,减轻其非对称分布特征。通过针对性强化更软弱侧的支护刚度,能显著降低其二衬内力极值,对比Ⅰ类支护,差异性支护下拱顶弯矩降幅达17.8%,轴力降幅达19.4%;更关键的是差异性支护优化了双洞间的力学互动,有效弱化了更软弱侧施工对较软弱侧支护受力的扰动,促使双洞荷载分布更趋协调,从而显著缓解了双洞相互扰动的不利影响,提升了双洞隧道结构的整体稳定性。而对比Ⅱ类支护,差异性支护下二衬内力整体相差不大但经济性更高。
3 数值模拟研究
为进一步研究不同净距下主动加强较软弱侧支护对左右软弱不均地层下双洞隧道整体稳定性的影响,并探究不同支护参数对隧道稳定性的影响程度,鉴于研究内容具有多工况、多因素的特点,通过建立数值计算模型并采用FLAC3D软件开展相应数值模拟研究。
3.1 模型建立
隧道整体模型及位移监测点布置情况如
图12所示,监测点布置位于隧道进尺30 m断面处。整体模型尺寸为174 m×60 m×130 m,左侧为较软弱侧,右侧为更软弱侧。隧道水平跨度为14.66 m,竖向跨度12.6 m。隧道横向距模型左右边界约57.6 m,约为水平跨度的3.9倍,上下边界到隧道距离约为竖向跨度的4.7倍,均大于3倍洞径,满足圣维南定理,可有效减少“边界效应”对数值计算的影响
[22-24]。
模型底部施加
Z向位移约束,左右两侧施加
X向位移约束,顶部为自由边界,模拟“半无限空间”的地层约束效应,通过顶部加载岩体自重应力场,同时在侧向边界施加水平构造应力场以还原地层受力特征。数值计算中模型围岩采用Mohr-coulomb本构模型,隧道围岩假定为各向同性的理想弹塑性体,数值模型围岩物理力学参数如
表2所示。根据相关研究及工程实践,选用三台阶分部开挖工艺,单循环掘进深度设置为1.2 m,实施双洞同步掘进作业。
3.2 工况设计
研究双洞净距对差异性支护效果影响时,以更软弱侧先行开挖为例,采用对比试验方法,通过设置0.5
D、1.0
D、2.0
D、3.0
D、4.0
D五种净距工况,对比分析同支护与差异性支护下后行洞围岩位移特征。先行洞与后行洞的支护参数如
表4所示,同支护下双洞均采用A型支护,差异性支护下先行洞采用B型支护,后行洞采用A型支护。此外,先行洞仰拱部位增设10 m抗拉锚管,后行洞布设5 m的抗拉锚管,以探究仰拱变形控制效果。
而为优化左右软弱不均复合地层双洞隧道支护体系,控制其大变形的发生,通过文献调研等方式,发现长短锚杆组合、仰拱锚管施作及隧道初支刚度是研究的重点,为了减弱双洞开挖顺序互扰影响,在较软弱侧先行开挖的条件下,开展3种支护参数的优化研究。该数值计算部分支护体系如下:初期支护采用C25喷射混凝土,钢拱架类型采用I22b,间距60 cm,二次衬砌采用C35混凝土,厚度70 cm,而参数优化工况,即锚杆长度、初支厚度、仰拱锚管长度设置如
表7所示。
3.3 结果分析
3.3.1 不同双洞净距下的差异性支护效果
不同净距下后行洞洞周位移及差异性支护相较于同支护下洞周位移的降低百分比如
图13所示。
图13为左右软弱不均地层软岩双洞隧道在不同净距下,分别采用同支护与差异性支护的后行洞洞周位移监测值、平均值及洞周降低百分比。可以看出,先行洞采用加强支护后,不同净距下后行洞的位移呈现出不同程度的降低。说明在一定净距范围内,对先行洞加强支护后,后行洞的洞周位移发展能得到有效控制,也就意味着先行洞主动加强支护后对后行洞有所庇护,即先行洞加强支护能对后行洞产生“庇护效应”。
随着双洞净距增加,该差异性支护下后行洞洞周位移降低百分比呈指数型衰减,即先行洞对后行洞的“庇护效应”随净距增大而逐渐衰减。拱顶沉降:从0.5D的9.04%降至4D的0.06%;上台阶水平收敛:从0.5D的14.70%降至4D的0.25%。由于双洞隧道在小净距范围内应力叠加显著,先行洞加强支护能有效抑制后行洞围岩塑性区扩展,其中上台阶水平收敛的优化效果最显著,上台阶位于开挖面附近,直接承受掌子面卸荷应力,先行洞通过加强支护体系约束了侧向挤出变形。净距增大后,隧道独立性增强,岩体自承能力主导变形,差异性支护对后行洞洞周位移的控制作用逐渐减弱。
3.3.2 支护参数敏感性分析
不同锚杆长度下隧道拱顶沉降位移时程曲线如
图14所示。
由
图14可知,隧道拱顶沉降随着锚杆长度增加而减小。相较于3 m锚杆,6 m和9 m锚杆条件下较软弱侧拱顶沉降分别减小1.12%和1.98%,而更软弱侧分别减小3.14%和5.14%。值得注意的是,锚杆长度从3 m增至6 m时位移显著减小,而从6 m增至9 m时改善效果有限,且较软弱侧对锚杆长度变化的敏感性明显低于更软弱侧。
不同初支厚度下隧道上台阶水平收敛位移如
图15所示。
由
图15可知,随着支护厚度从26 cm增至31 cm和36 cm,围岩变形呈现系统性减小趋势。具体表现为:水平收敛位移较软弱侧减小幅度为2.17%、2.89%,而更软弱侧降幅达6.03%、8.79%。同锚杆长度一样,更软弱侧变形对支护厚度增加的敏感性明显高于较软弱侧,当支护厚度达到31 cm后,变形控制效果的提升幅度有所减缓。
不同仰拱锚管长度下隧道仰拱隆起时程图及最终位移如
图16所示。
由
图16可知,随着不同仰拱锚管长度的增加,隧道仰拱隆起逐步减小。当锚管长度从5 m增至20 m时,较软弱侧仰拱隆起值从75.69 mm降至19.88 mm,降幅达73.60%;更软弱侧隆起值从125.85 mm降至24.72 mm,降幅更为明显,达到80.36%。具体而言,10、15和20 m锚管长度条件下,较软弱侧隆起降幅分别为53.19%、66.19%和73.60%,更软弱侧降幅则分别为57.38%、71.56%和80.36%。同其他支护参数一样,更软弱侧对锚管长度增加的敏感性始终高于较软弱侧,且随着锚管长度的增加,隆起控制效果的提升幅度呈现递减趋势。
结合差异性支护策略的核心要求,明确了左右软弱不均双洞隧道支护参数的“高效优化区间”:锚杆长度3~6 m、初支厚度26~31 cm、仰拱锚管长度5~10 m。该区间可避免盲目加大支护参数造成的成本浪费,且能针对性适配更软弱侧的高敏感性。在差异性支护中,更软弱侧采用该区间上限参数,较软弱侧采用区间常规参数,既保证更软弱侧变形控制效果,又无需双洞均强化支护。该参数组合已应用于东马场1号隧道K72+280断面,较原设计减少15%支护工程量,实际监测显示拱顶沉降控制在允许范围内,实现了支护效果与经济性的平衡。
4 结论
以西部山区华丽高速东马场1号隧道工程为依托,综合采用文献调研、现场勘查与监测、模型试验及数值模拟等方法,研究左右软弱不均软岩双洞隧道开挖顺序与差异性支护对隧道稳定性的影响,主要结论如下。
(1)通过模型试验揭示了左右软弱不均地层下软岩双洞隧道的开挖顺序互扰规律。结果表明:更软弱侧洞周位移始终大于较软弱侧。在弹性阶段内,两种开挖顺序下更软弱侧拱顶位移差异仅3.2%~4.8%,后行洞对先行洞的二次扰动幅度小于4.5%;塑性阶段位移差异扩大至16.4%~17.7%,后行洞受二次扰动位移增幅增至约12.3%;结构失效阶段差异趋于稳定,约为20%。由此表明,优化开挖顺序即较软弱侧先行开挖能显著调控双洞弹、塑性阶段洞周位移分布,有效降低更软弱侧潜在大变形风险。
(2)针对左右软弱不均地层下的软岩双洞隧道工程,验证了差异性支护策略的有效性与优越性。差异性支护包含两个核心方向:一是依据岩性差异,针对性强化更软弱侧的支护体系;二是结合开挖顺序,主动加强先行洞的支护强度。研究表明,加强更软弱侧支护强度可显著改善双洞整体位移分布的均匀性,优化支护结构内力,并提升围岩-支护协同承载效率,其优化效果接近但经济性远优于双洞均加强的支护方案。而在2.0D净距以内,通过主动加强先行洞支护,可有效约束先行洞围岩塑性区发展、改善应力重分布路径,能显著降低后行洞的洞周位移,提升后行洞的施工安全性,即加强先行洞支护能对后行洞产生显著的“庇护效应”。然而,这种“庇护效应”随双洞净距增大而显著衰减,在小净距条件下庇护效果最为突出,随着净距从0.5D增大至4.0D,拱顶沉降降低百分比从9.04%降至0.06%,上台阶水平收敛降低百分比从14.70%降至0.25%,随着双洞净距增大“庇护效应”减弱至可忽略不计。
(3)支护参数敏感性分析表明,锚杆长度、初支厚度及仰拱锚管长度对此类双洞变形的控制作用存在明显的优化效益区间,且更软弱侧对参数调整的响应灵敏度显著高于较软弱侧。在锚杆长度3~9 m的工况范围内,3 m增至6 m阶段的变形控制效率最优,较软弱侧拱顶沉降减小1.12%、更软弱侧减小3.14%,而6 m增至9 m时较软弱侧进一步降幅仅0.86%、更软弱侧仅2.0%,控制效果边际递减;初支厚度26~36 cm的调整中,26 cm增至31 cm阶段对水平收敛的抑制作用最显著,较软弱侧减小2.17%、更软弱侧减小6.03%,31 cm增至36 cm时较软弱侧降幅仅增加0.72%、更软弱侧增加2.76%,增益明显降低;仰拱锚管5~20 m的设置中,5~10 m区间的隆起控制效率最高,此区间较软弱侧仰拱隆起降幅达53.19%、更软弱侧达57.38%,15 m后单米锚管带来的隆起降幅从13%降至7.4%,技术经济性下降。量化分析显示,相同参数调整下更软弱侧的变形响应幅度为较软弱侧的1.8~3.2倍,提示工程中需优先针对更软弱侧进行支护参数优化,以实现双洞变形控制效率最大化。
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