目前, 国内外很多学者利用不同的数值模拟软件研究隧道稳定性, 并取得了一系列成果^[1,2,3,4,5]。隧道施工过程中会对原围岩的稳定性产生影响, 在其他条件相同的情况下, 隧道的跨度对围岩的稳定性有很大影响^[6,7,8,9]。

　　 在我国多年的隧道施工与设计实践中隧道跨度对隧道施工安全与隧道设计施工技术的要求有很大影响, 也一直有学者在进行这方面的研究, 取得了很多成果, 如周敏娟等^[10]的研究表明, 当围岩开挖后仍处于弹性应力状态时, 单纯增加隧道开挖跨度对围岩应力状态影响不大;但若开挖后进入弹塑性应力状态, 则单纯加大开挖跨度会导致塑性区半径大幅度增加, 影响围岩稳定。张孝伟^[11]利用实际数据计算结果对比分析3种方法中支护压应力计算值随跨度变化幅度大小, 得出隧道衬砌结构内力随跨度变化的最适宜情况。张坤鹏等^[12]采用砂土模拟围岩, 以试验方法确定不同跨度隧道开挖后围岩的分区规律。陈志平等^[13]以围岩位移作为围岩自稳能力的评价依据, 探讨洞室跨度对公路隧道围岩级别的影响。这些研究成果中没有针对大断面隧道进行详细的围岩与支护结构变形和受力分析对比。本文采用有限差分FLAC3D数值模拟软件模拟不同跨度下隧道围岩变形、围岩应力、围岩塑性区域分布及初支与二衬的内力分布, 能直观地表现跨度对隧道围岩与衬砌力学行为的影响, 对以后隧道设计、施工与养护具有指导作用。

　　 广西百色达康隧道位于百色—阳圩区间, 隧道全长7 238m。本隧道按200km/h, 预留250km/h条件客货共线 (开行双层集装箱) 设计。隧道为单面上坡, 最大埋深处约为445m, 其最小埋深处约7m。出口车站段隧道 (DK268+957.791—DK268+585.000) 为三线隧道, 其中DK269+224.066—DK269+575.000段采用三线段V级A型复合衬砌, 隧道较长, 跨度大, 埋深为30～88m。该段隧道围岩为砂岩夹泥岩, 但风化程度不同, 隧道上方的围岩分为全风化、强风化、弱风化3种。最上层地表出露为全风化层, 厚3.5～10m, 属III级硬土;中间为强风化层, 厚24～40m, 属IV级软石;最下层为弱风化层, 厚55～60m, 属IV级软石。

　　 由于该隧道断面为五心圆, 断面形状复杂, 所以前期选择在ANSYS中建立跨度分别为10, 14, 18.7m的隧道模型并划分网格, 后期导入FLAC3D中^{[14,15,16,17,18]}, 进行动态循环开挖、支护, 从而研究不同跨度隧道围岩位移的变化及初期支护和二次衬砌的应力状态 (见图1) 。

　　 围岩条件根据实际情况进行适当简化:取洞顶埋深为30m, 其中隧道上方围岩最上层全风化层厚4m, 中间强风化层厚20m, 最下层弱风化层厚6m;模型的左、右两侧边界取距开挖左、右边界50m处, 下边界取距洞身开挖下边界40m处, 上边界即为埋深值30m, 隧道纵向长度取99m。

　　 所建立的计算模型是以隧道断面顶部圆弧的圆心作为坐标原点, 水平方向为x轴, 竖直方向为z轴, 纵向开挖方向为y轴。施工方法为双侧壁导洞开挖法。

　　 设置模型的左、右两侧边界条件及模型底部边界条件为:左、右边界设置约束;下部边界固定, 限制其水平位移和竖向位移;模型的上部边界为自由面。在模拟计算过程中, 只考虑自重应力场的影响, 并不考虑其他地应力。

　　 在FLAC3D中, 岩土体材料采用各向同性弹塑性Mohr-Coulomb本构模型, 对所建模型的各块体重新命名。初次衬砌、二次衬砌采用弹性本构模型。计算过程中, 采用不占空间厚度的壳单元 (shell) 模拟临时支护钢拱架及横向支撑和隧道的初期喷锚支护。根据实际工程地质勘察资料和设计资料, 通过查阅相关规范, 确定材料力学参数和复合衬砌设计参数, 如表1所示。

　　 在实际施工过程中, 隧道从开挖到施作支护结构, 均有一定的时间间隔, 时间间隔的长短会直接影响围岩的位移变形和支护结构、二次衬砌的内部受力状况。在应用FLAC3D软件进行隧道动态开挖过程中, 通过围岩应力逐步释放的方法实现荷载施加, 隧道断面开挖分为7步, 按断面①～⑦的顺序开挖, 每次循环开挖进尺设为3m, 隧道开挖和施作初支的时间间隔, 应力释放25%, 计算平衡;初期支护和架立工字钢 (临时支撑) 采用不占空间的壳结构模拟, 此时采取应力释放60%, 计算平衡;完成中间底部⑦掌子面开挖后, 拆除临时支撑, 施作二次衬砌, 应力完全释放, 计算平衡;模型纵向长度取3m (一环开挖长度) , 计算最后结果, 开挖过程如图2所示。

　　 分别模拟不同跨度隧道的施工, 施作二次衬砌, 得到不同跨度围岩位移值, 如表2所示。通过表2对比分析, 可以得到以下结论。

　　 1) 隧道跨度不同, 竖向位移沉降极值均出现在隧道洞室顶部, 最终沉降值随着隧道跨度增大而不断增大, 跨度10m时沉降极值为5.095mm, 跨度14m时沉降极值为8.365mm, 相对于前者增大64.2%, 跨度18.7m时沉降极值为11.943mm, 相对于前者分别增大134.4%, 64.2%;竖向位移隆起极值均出现在隧道仰拱底部, 最终隆起值随着隧道跨度增大而不断增大, 跨度10m时隆起极值为4.745mm, 跨度14m时隆起极值为6.665mm, 相对于前者增大40.5%;跨度18.7m时隆起极值为9.235mm, 相对于前者分别增大94.6%, 38.6%。

　　 2) 隧道跨度不同, 在隧道的拱腰附近产生的水平位移均较大, 且出现水平位移极值;水平位移均是向隧道中心方向;由于隧道开挖采用的施工方法为双侧壁导坑法, 所以左侧水平位移相对于右侧较小;随着隧道跨度的增大, 其产生的水平位移不断增大, 跨度10, 14, 18.7m隧道左侧拱腰产生的水平位移分别为2.031, 3.572, 5.501mm, 相对于前者分别增大75.9%, 54.0%。跨度10, 14, 18.7m的隧道右侧拱腰产生的水平位移分别为2.813, 4.736, 7.201mm, 相对于前者分别增大68.4%, 52.0%。

　　 3) 综合分析围岩产生的竖向位移和水平位移, 隧道围岩竖向位移和水平位移均随着跨度的增大而稳步增大。

　　 分别模拟不同跨度隧道的施工, 施作二次衬砌, 输出围岩塑性区域分布图, 可以得到以下结论。

　　 1) 不同跨度的隧道洞室周围围岩产生了塑性区域, 且塑性区基本对称于隧道纵向中心轴。

　　 2) 不同跨度的隧道均在隧道洞室顶部两侧和两侧拱脚所形成的塑性区域较大。跨度越大越明显, 其所形成的塑性区域大小不同。随着隧道跨度的增大, 最终所形成的塑性区域也随之增大。

　　 3) 不同跨度的隧道均未出现拉伸破坏。

　　 4) 综合分析塑性区域的分布情况, 隧道跨度越大, 所形成的塑性区域越大, 不利于隧道稳定。

　　 1) 由于不同跨度的隧道采用的是双侧壁导坑法开挖, 先施作左侧初期支护, 所以受轴力和弯矩较右侧大, 但初期支护左、右受力状态基本相同。

　　 2) 不同跨度的隧道初期支护均处于受压状态, 未出现拉应力。不同跨度隧道轴向压力极值均出现在初期支护左侧拱腰, 随跨度增大而增大;而最小轴向压力出现于拱底, 同样随跨度增大而增大, 但变化较小。

　　 3) 不同跨度隧道其初期支护所受弯矩极值均出现在洞顶两侧附近。10, 14, 18.7m跨度弯矩极值分别为0.027, 0.028, 0.047MN·m, 后者相对于前者分别增大3.7%, 67.8%, 当跨度为18.7m时, 其弯矩值增大较大。

　　 4) 不同跨度隧道初期支护需要注意的位置均为洞顶两侧和拱腰处。

　　 1) 不同跨度隧道其二次衬砌所受主应力基本呈左右对称, 对称轴为隧道中轴线。

　　 2) 不同跨度的隧道最大主应力极值均出现在隧道拱腰和拱脚处, 其极值最大值随跨度的增大而增大, 但变化不大。隧道拱顶和拱底均出现拉应力。

　　 3) 不同跨度隧道的二次衬砌拱脚处均出现应力集中现象, 且隧道跨度越大, 应力集中越明显。

　　 本文以广西百色达康隧道工程为依托, 利用FLAC 3D软件进行不同跨度的双侧壁导洞法开挖的数值进行分析, 得出结论如下。

　　 1) 隧道跨度不同, 竖向位移沉降极值均出现在隧道洞室顶部, 最终沉降值随着隧道跨度增大而不断增大, 竖向位移隆起极值均出现在隧道仰拱底部, 最终隆起极值随着隧道跨度增大而不断增大, 在隧道的拱腰附近出现水平位移极值;水平位移均是向隧道中心方向, 随着隧道跨度增大, 其产生的水平位移不断增大。

　　 2) 不同跨度隧道均在隧道洞室顶部两侧和两侧拱脚所形成的塑性区域较大, 且跨度越大越明显。

　　 3) 不同跨度隧道初期支护均处于受压状态, 未出现拉应力。不同跨度隧道轴向压力极值均出现在初期支护左侧拱腰, 随跨度增大而增大, 初期支护所受弯矩极值均出现在洞顶两侧附近, 随跨度增大其增长速度迅速加快。

　　 4) 不同跨度隧道最大主应力极值均出现在隧道拱腰和拱脚处, 其极值随跨度的增大而增大, 但变化不大, 在隧道拱顶和拱底均出现拉应力, 且隧道跨度越大, 其应力集中现象越明显。