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user: 3. 高地应力岩爆段内轮廓型式及隧道净距的适宜性探讨 3.1. 概述 如上文所述，隧道岩爆的发生受到多种因素的影响，但其中影响最为显著的因素无疑是隧道开挖后的岩体应力，而其中开挖洞周切向正应力(下称洞周切向应力)的分布情况最受关注。目前大部分岩爆预判准则均以洞周切向应力作为核心评判依据，因此通过研究洞周切向应力的分布情况，可以初步分析隧道岩爆程度。由隧道力学理论可知，隧道开挖后岩体应力分布与隧道轮廓形式及左右线隧道净距有关，不同的轮廓形式及隧道净距对隧道施工后形成的最终应力场有着显著的影响。本文基于上述的思路，以依托工程鸿图嶂隧道的地应力及围岩情况为基础，采用有限元数值仿真手段比较不同隧道轮廓形式，多种地应力场及多种隧道净距条件下的洞周切向应力分布情况，分析并总结不同内轮廓及隧道净距对隧道岩爆的影响情况。 3.2. 计算方案与工况地制定 1) 内轮廓形式 据研究，断面形状影响围岩岩体开挖后形成的应力重分布圈， 对岩壁的应力集中有明显的影响 [ 13 ]。确定隧道内轮廓时在满足建筑限界及洞内机电设备的布设要求的同时，还需考虑当前行业的施工情况，结合地方特点，优先选用主流的设计断面。广东省自2012年起开始推行标准化设计，因此在设计阶段优先采用了如下图的广东省通用图的隧道内轮廓 [ 14 ]。同时与现行隧规 [ 15 ] 推荐的内轮廓进行比较。二者规范见下图3。 图3. 两车道隧道内轮廓图(100 km/h) 2) 地应力场 在实际工程中，岩土体具有比较复杂的特性，为更接近模拟实际过程，对其中的参数进行简化假设处理 [ 16 ]。考虑到隧道埋深较大，最大埋深近740 m，隧道横断面内因重力引起的应力变化相比总应力是不明显的，因此计算时采用了均匀应力场作为初始应力场。另外从实测地应力情况可以看出，侧压力系数普遍分布在1.0~1.2之间，同时考虑到隧道岩爆一般发生在侧压力较大的情况，本次计算选取了侧压力系数为0.8、1.0、1.2三种应力场进行对比。 3) 隧道净距 据调研岩爆发生的地段，隧道围岩一般为II、III级，现行隧规III级围岩双洞分离隧道与小净距隧道的分界净距为2.0 D，因此本次计算隧道最大净距取2.0 D，同时将0.75 D、1.0 D及1.5 D三种情况考虑在内进行对比。 4) 计算工况的制定及模型 根据上述分析及数值选取，制定计算工况如下表2所示。 Table 2 Numerical calculation cluster 轮廓形式 隧道净距 侧压力系数(λ) 0.75 D 1.0 D 1.5 D 2.0 D 省标 0.8 √ √ √ √ 1 √ √ √ √ 1.2 √ √ √ √ 隧规 0.8 √ √ √ √ 1 √ √ √ √ 1.2 √ √ √ √ 表2. 计算分组表 注：D为隧道跨度。 以鸿图嶂隧道为原型，建立平面弹性有限元计算模型如图4所示，模型建立时围岩采用平面4节点等参单元进行模拟，岩体物理力学参数结合鸿图嶂隧道地勘报告取值，具体如表3所示。 Table 3 Mechanical parameters of surrounding roc 重度γ (kN/m 3 ) 弹模E (Gpa) 泊松比υ 岩石饱和单轴抗压强度R b (Mpa) 23.5 54 0.26 90 表3. 围岩力学参数表 图4. 计算模型 3.3. 计算结果分析 1) 应力场分布特征分析 计算结果得到不同断面轮廓极坐标下σ θ 云图如图5所示，从图中可以看出，洞周σ θ 成环状分布，两个拱脚位置存在较大的应力集中，由于不设仰拱，开挖断面底部较平，存在应力卸载区，由此可见，从应力分布上考虑，隧道底部发生岩爆的可能性较低。拱部及边墙应力分布连续，在拱顶或者最大跨位置出现极值，因此可以取拱顶及边墙最大跨处的切向应力作为洞周切向应力的控制点。 图5. 单洞σ θ 应力分布图(λ = 1.0) 2) 轮廓形式对洞周切向应力分布的影响 从洞周切向应力分布来看，省标轮廓拱顶切向应力相比稍小，边墙切向应力相比稍大。切向应力最大差别约10%左右。说明就洞周切向应力而言两种轮廓对应力影响并不显著，在实际设计中完全可根据实际需要选择。 根据文献 [ 15 ] 均匀应力场线弹性体椭圆洞室长、短轴顶点切向正应力计算公式如下： σ θ = σ v ( α + β λ ) 式中： σ θ 、 σ v 、 λ ——计算点切向正应力、均匀应力场竖向应力、侧压力系数； α、β——椭圆顶点应力计算参数，与椭圆长、短轴之比及计算顶点位置有关，具体取值如下表4。 Table 4 The parameters of elliptic verte 顶点位置 应力系数 简图 α β A −1 2a/b + 1 B 2b/a + 1 −1 表4. 椭圆顶点应力计算参数表 通过比较椭圆洞室拱顶及最大跨处的应力理论值得到不同轮廓形式的洞周控制点应力如表5所示，发现控制点数值计算结果与a = h，b = D/2时的理论计算结果十分接近，说明采用这种方式确定的椭圆隧道理论值完全可以作为估算切向应力的近似公式，这对施工中快速确定洞周切向应力分布具有极大的价值。 Table 5 Cavernous control point stresses of different contours typ 轮廓形式 测压力系数λ 洞周切向应力σ θ (Mpa) 差异比 与椭圆隧道理论拱顶及边墙应力 [ 17 ] 相比 拱顶/((2a/b + 1)λ − 1)σv 边墙/(−1λ + (2b/a + 1))σv 拱顶 边墙 拱顶 边墙 a = H， b = D a = h， b = D/2 a = H， b = D a = h， b = D/2 省标 0.8 20.6 38 −4.4% 7.9% 1.46 0.94 0.72 1.01 隧规 21.5 35 1.46 0.93 0.68 0.97 省标 1 29.3 35.2 −3.4% 8.8% 1.35 0.93 0.71 1.02 隧规 30.3 32.1 1.34 0.92 0.67 0.98 省标 1.2 37.9 32.4 −4.2% 10.2% 1.29 0.93 0.70 1.04 隧规 39.5 29.1 1.30 0.92 0.65 0.98 表5. 不同轮廓形式的洞周控制点应力 注：H为轮廓总高度，h为最大跨以上部分高度，D为隧道最大跨度。 3) 侧压力系数的影响 地下洞室所处埋深位置和地质构造不同，会导致洞室围岩侧压力有所不同，不同侧压系数下的岩体能量的积聚与释放方式也随之改变 [ 18 ]。无论是省标轮廓还是隧规推荐的轮廓，从其应力分布情况均可以发现侧压力系数对控制点的应力影响是显著的，尤其是对拱顶位置的切向应力。侧压力系数由0.8变化至1.2，其拱顶切向应力增大了1倍，虽然边墙的切向应力也发生较为明显的变化，但是变化的幅度远不及拱顶应力。 据此作不同侧压力系数下洞周σ θ 应力分布图如图6，得出如下结论： ① 如果假定洞周切向应力确实是岩爆发生的主要控制因素，那么侧墙是否发生岩爆与侧压力系数关系不大，而基本是由原应力场的竖向应力决定； ② 拱顶侧随侧压力系数的增大，岩爆发生的可能性也大幅增加，再加上侧压力系数增大的同时边墙的切向应力在减少，说明实际上侧压力系数的增加将变相使岩爆由边墙逐步向拱顶集中。 图6. 不同侧压力系数下洞周σ θ 应力分布图 4) 隧道净距对洞周切向应力分布的影响 从计算结果上作不同净距、侧压力系数条件下洞周σ θ 应力分布图如图7所示，发现无论是省标轮廓还是隧规推荐轮廓，其洞周切向应力对隧道净距的变化都是不敏感的，只有当净距小于0.75 D时洞周切向应力才发生向中岩柱一侧集中的情况。由此说明从隧道切向应力方面分析双线隧道岩爆，隧道净距并不会起主要控制作用，在设计时可按一般隧道考虑隧道线间距而无需因岩爆而特意加宽。 图7. 不同净距、侧压力系数条件下洞周σ θ 应力分布图