ISSN 1005-2518
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2025 , Vol. 33 >Issue 1: 159 - 172

DOI: https://doi.org/10.11872/j.issn.1005-2518.2025.01.126

Mining Technology and Mine Management

Bias Optimization Analysis of Super-Large Section Flat-Structure Tunnel Entrance Based on Numerical Simulation

  • Chenxiang MENG , 1 ,
  • Houquan LIN 2 ,
  • Xiang LI , 2 ,
  • Guozheng CHEN 1 ,
  • Jiankun LIU 2
Expand
  • 1. Shanghai Tunnel Engineering Co. ，Ltd. ，Shanghai 200032，China
  • 2. School of Civil Engineering，Sun Yat-Sen University，Zhuhai 519000，Guangdong，China

Received date: 2024-05-09

  Revised date: 2024-08-02

Fold

Abstract

This paper examines the issue of asymmetrical pressure at the entrance of a super-large section flat structure mine tunnel.The study employs numerical simulations，utilizing the finite difference software FLAC3D，to analyze a proposed backfilling scheme.The simulations consider the impact of varying excavation sequences in double-line tunnels on the asymmetrical pressure problem.Consequently，numerical models were developed to examine four distinct excavation strategies：Unbackfilled with the left line excavated first，unbackfilled with the right line excavated first，backfilled with the left line excavated first，and backfilled with the right line excavated first.By analyzing the distribution of plastic zones，as well as the vertical and horizontal displa-cements of the tunnels under these varying excavation strategies，the feasibility of the backfilling approach was assessed and validated.The backfilling scheme effectively addresses the issue of uniform settlement of the surrounding rock under biased conditions，thereby mitigating the horizontal displacement of the tunnel vault and the horizontal convergence of the sidewall，ultimately enhancing the stability of the surrounding rock.The stress distribution within the tunnel’s surrounding rock follows the pattern of “arch foot>sidewall>arch floor>vault” with stress concentrations occurring at the arch foot and the vault being prone to tensile failure，which reflects the stress characteristics of the surrounding rock in super-large section flat structure tunnels.The implementation of a backfilling scheme mitigates issues related to loosening at the vault and asymmetrical stress distribution at the arch footings.Based on an analysis of surrounding rock deformation，the concept of secondary deformation is introduced，allowing for a comparative assessment of the secondary impacts of various excavation sequences on the tunnel.The findings indicate that，for the tunnels under study，the optimal excavation sequence post-backfilling is to first excavate the left line followed by the right line.Conversely，the optimal sequence prior to backfilling involves first excavating the right line and then the left line.The results of the final comprehensive evaluation indicate that initiating excavation on the deeply buried side of the tunnel post-backfilling significantly reduces the deformation of the surrounding rock.Based on numerical simulation outcomes，appropriate reinforcement measures are recommended for practical construction applications.Furthermore，an in-depth analysis of the stress distribution characteristics of the surrounding rocks and supporting structures in super-large section flat structure tunnels is conducted in conjunction with the on-site construction plan.The monitoring data closely align with the numerical simulation results regarding the deformation observed around the periphery of the tunnel’s cross-section.This congruence confirms the accuracy of the numerical model developed in this study and underscores the viability of the proposed optimized construction scheme.The findings presented herein offer theoretical support and serve as a data reference for the design and construction of the entrance bias section in super-large section flat structure tunnels.

Key words： super-large section; flat structure; double-line tunnel; entrance bias; weak surrounding rock; numerical simulation

Cite this article

Chenxiang MENG , Houquan LIN , Xiang LI , Guozheng CHEN , Jiankun LIU . Bias Optimization Analysis of Super-Large Section Flat-Structure Tunnel Entrance Based on Numerical Simulation[J]. Gold Science and Technology, 2025 , 33(1) : 159 -172 . DOI: 10.11872/j.issn.1005-2518.2025.01.126

超大断面扁平结构隧道是指开挖断面的面积超过140 m2、扁平比小于0.65（含仰拱时）或小于0.55（不含仰拱时）的椭圆扁平状隧道（曲海锋，2009；彭波，2021）。近年来，我国公路隧道建设数量和规模显著增加，为缓解高密度的交通问题，（超）大断面扁平结构隧道形式得到了广泛应用，如：郑州市韩门隧道，断面面积约为200 m2，扁平比为0.55（皇民等，2022）；广州市北二环高速公路的木强隧道，断面面积为280 m2，扁平比仅为0.33（廖清炯等，2001）；重庆地铁5号线隧道断面面积达388 m2，扁平比为0.61（金星亮等，2022）。超大断面低扁平比的隧道断面形式能够显著提高断面面积的利用率，但同时也加剧了隧道围岩应力分布的复杂性，从而给隧道施工带来了更多的挑战和不利影响，如：隧道拱顶易松弛，降低了围岩承载拱的稳定性；拱脚处应力集中，对两侧地基造成较大的压力作用，支护结构也受到较大的轴力和弯矩作用（段慧玲等，2009；蒋坤等，2019）。尤其对于山岭隧道而言，沟谷或傍山隧道的洞口段往往存在严重的偏压问题，在不平衡的侧向压力作用下隧洞易产生较大的水平变形和不均匀沉降，加之洞口段埋深较浅，围岩软弱，开挖过程中容易引起隧洞坍塌和山体滑坡等安全事故，大幅增加了洞口段的施工难度（高爱民，2018；刘文杰，2020）。因此，分析超大断面扁平结构隧道偏压工况下的受力特征及优化施工技术，对于增强隧道在施工和使用中的安全性具有重要意义。
山岭隧道的偏压问题得到了学者的广泛关注，已有研究通过模型试验（周晓军等，2006；代树林等，2022）、理论计算（邱业建等，2015；杜建明等，2021）和数值模拟（宋战平等，2017；林锦腾等，2020；任纪磊，2023）等方法，对隧道偏压进行了深入分析。偏压荷载主要是由斜坡地形或顺层构造引起的，且随着隧道埋深的增加，偏压影响逐渐减弱（周晓军等，2006；刘小军等，2011）。对于浅埋的偏压隧道，围岩受到的侧向挤压作用明显，因此水平侧向压力系数和水平压力占比系数等考虑侧向压力影响的概念被引入浅埋偏压隧道围岩压力的计算方法中，形成了较为统一的计算模型（刘翔等，2017；徐冲等，2022）。为了提高浅埋偏压隧道的稳定性，研究人员探索了不同的施工方案，指出先开挖浅埋侧和双侧壁导坑法等方案能够有效减小偏压隧道的变形（陈贵红，2012；韩立志，2020）。针对特定地形条件下的浅埋偏压隧道，还可以采取超前注浆支护、反压回填和长锚杆支护等措施来控制隧道变形（李志星等，2011；胡炜等，2020）。此外，也有学者提出通过挡土墙、超前管棚和非对称支护结构等措施来控制偏压隧道中围岩的不规则变形和受力（马杲宇等，2006；潘文韬等，2021；宋战平等，2022）。
综上所述，现有文献从理论计算、形成原因、工程危害和施工工艺等方面对偏压隧道进行了诸多研究，对于常见的隧道偏压问题具有较好的借鉴意义。然而，有关偏压施工优化措施的研究多停留在工程实践层面，对于其作用机理的深入分析，还需结合数值模拟等手段进行针对性研究。此外，当前有关隧道偏压问题的研究，较少涉及超大断面且具有高扁平比形式的隧道，对这种越来越广泛采用的隧道结构与浅埋偏压问题耦合所导致的围岩破坏模式和工程危害的了解不够深入，难以提出适用的施工优化措施，因此对于此类隧道偏压问题的研究亟待完善。本文以深汕合作区通港大道2号隧道作为背景工程，将现场监测数据与数值仿真结果相结合，分析超大断面扁平结构隧道在偏压荷载作用下的围岩压力和变形分布规律，探究不同施工方案的作用机理和可行性，最终提出适用于浅埋偏压超大断面扁平结构隧道施工方案的优化措施，为相关隧道的设计和施工提供理论支撑和数据参考。

1 工程概况

1.1 基本概况

深汕合作区通港大道2号隧道位于广东省深汕特别合作区西南侧、环境科技产业园的西侧，是一条穿越山岭的双线矿山法隧道，南端洞口段两线隧道净距为20.24 m。隧道右线起讫里程桩号为YK6+739.708~YK7+098.708，长度为359 m，左线起讫里程桩号为ZK6+688~ZK7+089，长度为401 m。隧道（单洞）最大净宽为18.762 m，最大净高为11.542 m，断面面积约为232 m2，扁平比为0.615，属于超大断面扁平结构隧道。

1.2 地质概况

隧址地质情况较为复杂，隧洞穿越岩层种类较多，其中洞口段多为强风化围岩，岩石完整性和自稳能力较差，属于Ⅴ级围岩。由图1可知，隧道南端入口处左线埋深远高于右线埋深，属于浅埋偏压段。此外，隧道开挖面积较大，扁平率较低，在偏压作用下结构受力情况复杂，且右线上方覆土较薄，存在大量孤石群，开挖施工易导致覆土松动，发生坍塌且难以施作支护措施。综上所述，本隧道洞口段的结构稳定性受多个不利因素的叠加作用，在偏压的影响下隧道进洞施工存在较大的难度及安全风险。因此，本隧道在洞口段施工的复杂程度具有较好的代表性，针对不同的施工方案，对其开展缓解偏压作用机理和效果分析，对于后续类似工程施工优化措施的选取具有较好的借鉴意义。
图1 南端洞口段隧道

Fig.1 South entrance section of the tunnel

1.3 施工方案

综合考虑洞口偏压、软弱围岩和孤石等不利因素，采用回填反压平衡法对洞口进行加固处理，即：隧道开挖工法采用双侧壁导坑法，移除洞口上方孤石后，辅以超前小导管及上覆水泥土回填反压平衡进行施工，同时为初期支护结构预留足够的埋深空间。根据上述方案，洞口段隧道横截面的加固方案设计如图2所示。
图2 回填后隧道右线洞口段横截面

Fig.2 Cross-section of the right tunnel portal section after backfilling

2 数值模型

2.1 几何尺寸和材料参数

本研究中采用有限差分程序FLAC3D建立数值模型，选取左线里程ZK6+740~ZK6+760（对应右线里程YK6+760~YK6+780）作为模拟段。为减少计算时间和降低边界效应的影响，模型左侧边界距左洞洞壁最短距离为60 m，约为6倍洞径，右侧边界距右洞洞壁最短距离为60 m，下侧边界距离拱底30 m，约为3倍洞径，模型上部边界根据实际地形进行重构，双洞埋深分别为五级围岩段的平均埋深（左洞为17.63 m，右洞为2.63 m）。模型的左侧和右侧约束x方向的位移，前方和后方约束y方向的位移，下侧边界约束z方向的位移，上侧地表为自由端，坐标系如图3所示。为验证上述加固施工方案的效果，建立了2套数值模型，即不进行任何加固处理的原始洞口段模型［图3（a）］和反压回填处理后的洞口段模型［图3（b）］，用以对比分析偏压处理施工措施的加固效果。
图3 几何模型

Fig.3 Geometric models

根据现场勘查结果，隧道南端临近洞口端场地内的揭露地层主要为粉质黏土、强风化和全风化花岗岩，围岩级别为Ⅴ级。回填材料采用5%水泥土，在数值模型中结合现场试验数据和相关文献（曾胜华等，2010；韩立志，2020）选取Ⅴ级围岩和水泥土参数，围岩和回填土均采用实体单元进行划分，服从Mohr-Coulomb破坏准则，具体材料参数见表1。
表1 模型材料参数

Table 1 Material parameters of the model

材料类型 弹性模量/GPa 泊松比 黏聚力/MPa 内摩擦角/（°） 密度/（kg·m-3） 抗拉强度/MPa
Ⅴ级围岩 2.0 0.39 0.20 25 2 000 0.57
上覆水泥土 15.0 0.20 0.50 22 2 000 1.00

2.2 模拟方案

首先基于原始洞口段几何模型（即不进行反压回填处理），按照先开挖左线后开挖右线的顺序，先模拟未施加反压回填的原始洞口段开挖（模型“未反压—先左线”），以评估偏压对隧道稳定性的影响，再模拟施加反压回填后的开挖过程（模型“反压—先左线”），用以验证反压回填措施的加固效果。此外，考虑到双线隧道开挖顺序可能影响围岩压力和变形，在上述2种模型的基础上，分别按先挖右线再挖左线的顺序进行模拟（模型“未反压—先右线”和“反压—先右线”），结合数值模拟结果判定缓解偏压问题最有利的开挖顺序。为了直观地体现偏压问题对隧道围岩产生的影响，并兼顾数值模型的计算效率，上述模型仅考虑隧洞成型后的计算结果，忽略了施工过程和支护措施。图4所示为上述4种模拟方案，在图中圆点位置处设置了数据监测点。
图4 模拟方案示意图

Fig.4 Schematic diagram of simulation schemes

3 数值模拟结果分析

3.1 塑性区分布

由模拟结果的塑性区分布（图5）可知，如不进行反压回填处理，开挖后左线隧洞塑性区主要分布在洞壁和拱脚处，而右线隧洞开挖后塑性区主要集中在左下方拱脚和拱顶的右上方，且由于右线隧洞上方覆土厚度较浅，拱顶的塑性区由隧道断面边界连续扩展至地面（图5，模型“未反压—先左线”），因此在偏压条件下右线隧道拱顶的薄弱破碎围岩容易引发隧洞坍塌。
图5 塑性区分布图

1.未发生破坏；2.现在剪破坏；3.曾经剪破坏；4.曾经剪破坏和拉破坏

Fig.5 Distribution diagram of plastic zone

经过反压回填后，右线隧洞的塑性区范围明显减少，拱顶处的塑性区也并没有连续扩展至地表（图5，模型“反压—先左线”）。通过对比先开挖左洞和先开挖右洞2种情况，发现不同开挖顺序对塑性区分布影响不大。

3.2 竖直位移分析

通过对比不同模拟方案的竖直位移云图（图6），发现左洞的拱顶沉降变形和拱底隆起变形均远高于右洞，不同施工方案对拱顶沉降的影响较小。选取整条隧洞中轴线上5个监测点记录的拱顶沉降量的平均值作为对比，可知经过反压处理后的左洞拱顶沉降基本保持不变，降幅仅为0.9%（图7）。而右线由于覆土厚度较薄，拱顶沉降一直处于较低水平，在反压回填后降幅约为17.6%。
图6 竖直位移云图（z轴方向）

Fig.6 Vertical displacement contours （z-axis direction）

图7 拱顶沉降位移柱状图

Fig.7 Histogram of vault settlement displacement

然而，偏压作用会导致右线隧洞右侧具有较大范围的隆起区域（图6中的放大区域），说明右线隧洞左右两侧的沉降不对称，极有可能导致隧洞往沉降大的一侧（左侧）倾斜，使隧洞轮廓发生倾斜倒塌变形。经过反压回填后，隆起区域明显减少，右线隧洞左右两侧围岩的竖向位移趋于对称分布，缓解了偏压的作用效果。

3.3 水平位移分析

选取整条隧洞中轴线上拱顶处数据监测点记录的水平位移的平均值作为对比（图8），可知若不采取反压回填措施，在偏压条件下，双线隧洞的拱顶围岩均会产生较大的沿x轴正方向的水平位移。而回填水泥土的重力产生反向挤压效果，在一定程度上平衡了挤压效果，使得左线隧洞的拱顶水平位移分别从1.00 mm和1.01 mm减少至0.49 mm和0.53 mm，降幅近一半；而右线隧洞由于受到水泥土重力的反向挤压作用，产生了沿x轴负方向的位移。由此可见，反压回填措施能够有效抵消偏压力的作用，限制拱顶围岩的水平位移。此外，开挖顺序对水平位移的影响并不明显。
图8 拱顶水平位移柱状图

注：正值表示沿x轴正方向，负值表示沿x轴负方向

Fig.8 Histogram of vault horizontal displacement

根据隧道开挖后洞壁两侧数据监测点记录的向洞内收敛的水平位移值（图9），可计算出隧洞拱腰处水平收敛位移量。由图9可知，反压回填对拱腰水平收敛量产生的影响较为显著，表现为：先开挖左洞和先开挖右洞2种情况下右线隧洞的水平收敛分别从3.83 mm和3.78 mm降低至2.95 mm和2.91 mm，降幅约为23%，而左线隧洞的水平收敛分别从2.46 mm和2.45 mm增加至3.32 mm和3.31 mm，增幅约为35%。上述变化特征说明进行反压回填后，偏压力的作用效果被削弱，双线隧洞的收敛变形量趋于一致，且避免了右线隧洞过大的水平收敛。
图9 拱腰水平收敛柱状图

Fig.9 Histogram of horizontal convergence of sidewalls

3.4 围岩应力分布特征

从布置的监测点（图4）中选取拱顶、拱底、拱腰及拱脚处的最大主应力值进行分析。由表2可知，4种模型中的最大主应力大小均呈现出“ 拱脚>拱腰>拱底>拱顶”的变化规律，且拱脚处的应力相较其他部位高出1~2个数量级，因此需加强拱脚处的支护。而拱顶处压应力相对较小，有时甚至处于受拉状态，导致围岩易发生松弛，因此对拱顶处的围岩进行加固（如超前小导管注浆）是十分必要的。若不进行反压回填，右线隧洞的左右侧拱脚应力值相差较大，左侧拱脚处最大主应力比右侧拱脚处大67.9%（先开挖左洞）和67.7%（先开挖右洞），即左侧围岩承受更多的荷载，对围岩的稳定性构成不利影响。经过反压回填后，两侧拱脚应力相差百分比缩小至11.3%和11.7%，上述变化均有利于维持围岩的稳定性。此外，通过监测发现，开挖顺序对最大主应力的影响较小。
表2 隧道各部位最大主应力

Table 2 Maximum principal stress of each part of the tunnel（kPa）

部位 未反压—先左线 未反压—先右线 反压—先左线 反压—先右线
左线 右线 左线 右线 左线 右线 左线 右线
拱顶 3.56 -3.64 3.62 -3.75 -2.41 -1.17 -2.47 -1.17
拱底 -7.20 -14.21 -7.23 -14.21 -8.95 -13.42 -8.97 -13.42
左侧拱腰 -31.45 -17.78 -31.29 -17.74 -30.73 -21.17 -30.67 -21.16
右侧拱腰 -29.68 -11.53 -31.25 -11.49 -30.29 -19.27 -30.71 -19.18
左侧拱脚 -251.00 -307.98 -252.01 -308.11 -263.93 -293.73 -267.36 -293.45
右侧拱脚 -223.03 -183.43 -232.02 -183.73 -273.00 -263.90 -273.28 -262.69

注：表中正值代表拉应力

3.5 不同开挖顺序影响分析

通过分析不同开挖顺序模型中各分析步的数据，发现不同开挖顺序对隧道围岩的影响主要发生在交错开挖过程中，后挖隧洞会影响先挖隧洞的围岩变形和支护结构的受力情况。为了分析后挖隧洞的开挖过程对先挖隧洞周边围岩变形的影响程度，将先开挖隧洞受到后开挖隧洞的影响所产生的变形量记为“二次变形量” γ i，将不同位置处二次变形量的总和 γ作为反映隧洞周边变形受影响程度的指标，即：
γ i = | a 2 - a 1 |   ( i = 1,2 , 3 … )
γ = ∑ i = 1 n γ i
式中： a 1为第一步开挖后，先挖隧洞的某一项指标数值（如拱顶沉降位移）； a 2为第二步开挖后，先挖隧洞相应的指标数值。
本文选取拱顶沉降、拱顶水平位移和拱腰水平收敛3个指标进行统计（即n=3）。4种模型的各项指标数值，以及相应的二次变形量 γ i和二次变形量总和γ均列于表3中。
表3 各项指标数值和二次变形量

Table 3 Indicator values and secondary deformation

模型 先挖隧洞 拱顶沉降/mm 拱顶水平位移/mm 拱腰水平收敛/mm γ
第一步 第二步 γ 1 第一步 第二步 γ 2 第一步 第二步 γ 3
未反压—先左线 左线 5.19 5.40 0.21 0.22 1.00 0.78 3.00 2.46 0.54 1.53
未反压—先右线 右线 0.97 1.08 0.11 1.13 1.04 0.09 3.43 3.78 0.35 0.55
反压—先左线 左线 5.09 5.36 0.27 0.28 0.49 0.21 3.56 3.32 0.24 0.72
反压—先右线 右线 0.61 0.89 0.28 -0.08 -0.45 0.37 2.75 2.91 0.16 0.81
由表3可知，如不进行反压回填，先挖左线隧洞的二次变形量总和比先挖右线隧洞的二次变形量总和大，即先开挖右线隧洞相对更安全，这与以往研究得出的先开挖浅埋侧隧洞的结论相符（刘小军等，2011）。若采取反压回填措施，先开挖左线隧洞的二次变形量总和小于先开挖右线隧洞的情况。

3.6 综合评价

基于上述分析结果，不同施工方案对隧道拱顶沉降的影响较小，而对拱顶水平位移、拱腰水平收敛和左右侧拱脚主应力差值的影响较大，因此，最终的方案决策需根据上述4种受影响较大的指标进行综合评价。为避免主观因素的影响，本文采用基于客观权重的熵权法对各方案进行综合评价。各指标的具体数值（取各项指标的最大绝对值）如表4所示。
表4 各方案评判指标数值

Table 4 Evaluation index value of each scheme

指标 施工方案
未反压—先左线 未反压—先右线 反压—先左线 反压—先右线
最大拱顶水平位移/mm 1.04 1.04 0.49 0.53
最大拱腰水平收敛/mm 3.83 3.78 3.32 3.31
最大拱脚主应力差值/kPa 124.55 124.38 29.83 30.76
二次变形量/mm 1.53 0.55 0.72 0.81
熵权法计算流程如下：
（1）根据表4数据建立原始数据矩阵 X （m个指标，n个方案），按照式（3）对其进行标准化处理，得到标准化后的数据矩阵 Y。
y i j = x i j - m i n j   x i j m a x j { x i j } - m i n j   x i j   ,   正向 型指 标 ( 数值 越大 越优 )   m a x j   x i j - x i j m a x j { x i j } - m i n j   x i j   ,   负向 型指 标 ( 数值 越小 越优 )
（2）计算第j项指标中第i个方案的值所占的比重，表示为
p i j = y i j ∑ i = 1 n y i j ¯
（3）计算第j项指标的熵值，表示为
e j = - 1 l n   ( n ) ∑ i = 1 n p i j l n   ( p i j )
式中：满足 1 l n   ( n ) > 0， e j > 0。当 p i j = 0时，令 p i j l n   ( p i j ) = 0。
（4）计算第j项指标的信息熵冗余度，表示为
d j = 1 - e j
（5）计算各指标的权重，表示为
w j = d j ∑ j = 1 m d j ¯
（6）计算综合评分，表示为
F i = ∑ j = 1 m y i j w j
综合评分越高，说明方案效果越优。计算得到的各指标客观权重如表5所示，各方案综合评分如表6所示。
表5 各评判指标的客观权重

Table 5 Objective weight of each evaluation index

指标 权重/%
最大拱顶水平位移 31.338
最大拱腰水平收敛 24.290
最大拱脚主应力差值 31.008
二次变形量 13.364
表6 各方案综合评分

Table 6 Comprehensive score of each scheme

施工方案 评分
未反压—先左线 0
未反压—先右线 0.158
反压—先左线 0.972
反压—先右线 0.939
由表6可知，反压回填的方案明显优于未反压回填的方案，且反压回填方案中，先挖左线的效果更佳，更能保证围岩的稳定性。

4 现场监测和实况模型

4.1 模拟方案

为了进一步指导实际施工，并验证数值模拟结果，以模型反压—先左线为基础，依据实际现场施工情况，进一步细化模型，具体包括加入超前支护和初期支护措施，以及对洞口段开挖工法（双侧壁导坑法）进行全过程的数值仿真，同时在施工现场开展了隧道拱顶沉降和水平收敛的监测，用于验证数值模型的合理性。细化后的模型（实际开挖模型）如图10所示，开挖和支护工序模拟如图11所示，模型中双侧壁导坑法的施工和支护步序详见表7。在模型中，超前支护的加固作用是通过加强注浆区域的材料属性来实现的（赵立财，2014），加强后的材料参数见表8。
图10 实际开挖模型

Fig.10 Model of actual excavation

图11 开挖和支护工序模拟示意图

Fig.11 Simulation diagram of excavation and support process

表7 开挖和支护流程（以左洞为例）

Table 7 Process of excavation and support（taking the left hole as an example）

步序 台阶 距离 支护
第一步台阶 左上台阶 进尺2 m，先行导洞 开挖前超前小导管注浆加固，开挖后立即施作初期支护
第二步台阶 左下台阶 进尺2 m，与左上台阶保持10 m错距 开挖后立即施作初期支护
第三步台阶 右上台阶 进尺2 m，与左下台阶保持2 m错距 开挖前超前小导管注浆加固，开挖后立即施作初期支护
第四步台阶 右下台阶 进尺2 m，与右上台阶保持2 m错距 开挖后立即施作初期支护
第五步台阶 中上台阶 进尺2 m，与右下台阶保持2 m错距 开挖前超前小导管注浆加固，开挖后立即施作初期支护
第六步台阶 中下台阶 进尺2 m，与中上台阶保持2 m错距 开挖后立即施作初期支护
表8 支护参数

Table 8 Parameters of support

支护措施 型号 尺寸和间距 弹性模量/GPa 泊松比 密度/（kg·m-3）
超前小导管 Φ42 mm×4 mm 长度5 m，纵距3 m 206 0.25 7 850
注浆 水灰比为1∶1的水泥浆 - 3.9 0.38 2 300
喷射混凝土 C25 厚度0.3 m 28 0.20 2 400
锚杆 D25中空注浆锚杆 长度5 m，环距1 m，纵距0.3 m 206 0.25 7 850
钢拱架 HW200b型钢 纵距0.5 m 206 0.25 7 850

4.2 位移分析

选取左线ZK6+750（对应右线YK6+770）断面上拱顶沉降和拱腰水平收敛数据的现场监测值与数值仿真结果进行对比，结果如图12所示。由图12可知，数值模拟结果与实际监测数据接近，左线的拱顶沉降误差为0.34 mm，水平收敛误差为0.89 mm，右线模拟结果的拱顶沉降和水平收敛与实际监测数据几乎一致，说明细化后的模型能够较为准确地反映实际施工情况，进而对施工过程进行实时指导和反馈。此外，在数值模拟结果中，左右线的水平收敛基本一致，说明反压回填措施有效削减了偏压作用（如图9“未反压”模型结果），而实际监测中由于围岩复杂的非均匀分布、节理发育程度、地下水分布和施工质量等因素，导致左线与右线的水平收敛存在一定的差距（左线为2.4 mm，右线为1.6 mm）。
图12 实际监测与数值模拟位移数据对比

Fig.12 Comparison of displacement data between actual monitoring and numerical simulation

4.3 围岩应力分析

选取左线ZK6+750（对应右线YK6+770）断面上隧道各部位的最大主应力并进行绘图，如图13所示。由图13可知，左线隧洞和右线隧洞最大主应力的最大值仍出现在拱脚处，拱顶和拱底的最大主应力较小。结合表2分析可知，相较一次挖通隧洞且无支护时的“反压—先左线”模型结果，采用双侧壁导坑法和及时的初期支护措施后，拱顶处的最大主应力大小分别增加了83.62 kPa（左线）和49.61 kPa（右线），拱底处的最大主应力大小也增加了41.12 kPa（左线）和32.11 kPa（右线），降低了拱顶和拱底处松弛和受拉的风险；而拱脚处的最大主应力均减小至250 kPa以下，缓解了拱脚处的应力集中问题。
图13 隧道各部位最大主应力

Fig.13 Maximum principal stress of each part of the tunnel

此外，隧道初期支护结构受力情况如图14所示，初喷混凝土受拉区域集中分布在拱脚和左洞拱肩处，最大拉应力为1.45 MPa，小于C25混凝土的抗拉强度（约为2.7 MPa），受拉破坏风险较低。拱腰处钢拱架压应力集中，最大压应力为36.67 MPa，小于钢拱架抗压强度（约为215 MPa）。拱脚处锚杆处于受压状态，拱顶处锚杆处于受拉状态，且由于埋深较浅，锚杆的最大轴力仅为30.89 N（受拉），远小于D25中空注浆锚杆的极限拉力（约为180 kN）。上述情况说明，实际施工采用的双侧壁导坑开挖法和初期支护措施在本工程超大断面扁平结构隧道开挖作业中，能够减小对围岩的干扰，有利于维持围岩的稳定性。
图14 支护结构受力云图

Fig.14 Stress cloud diagram of supporting structure

5 结论

针对超大断面扁平结构隧道洞口段的偏压问题，提出了反压回填加固方案，通过数值模拟探究了反压回填措施的作用机理，验证了反压回填措施的可行性以及先挖左线的合理性。数值模拟结果与实际监测数据高度匹配，为实际施工提供了数据参考和合理建议。本研究得出如下结论：
（1）在浅埋偏压影响下，隧洞拱顶产生较大的水平位移，浅埋侧洞口由于覆土较薄，易受损，导致隧洞两侧沉降不均匀，进而造成两侧拱脚应力相差较大，易引起隧洞向沉降大的一侧倾斜。
（2）相比于未反压回填的结果，反压回填后隧道的拱顶水平位移减少了近一半，平衡了左右隧洞的水平收敛，以及浅埋侧隧洞两侧的不均匀沉降和不对称拱脚应力，增强了围岩稳定性，同时回填区域为初期支护结构提供了足够的埋深空间。
（3）本文所研究隧道的围岩应力分布呈现“拱脚>拱腰>拱底>拱顶”的规律，在拱脚处压应力集中，拱顶易松弛塌落，需要对隧道上方围岩进行加固（如超前小导管注浆）。
（4）根据本文提出的“二次变形量”的对比结果和综合评价结果，反压回填后先开挖深埋侧的方案效果最优。

http://www.goldsci.ac.cn/article/2025/1005-2518/1005-2518-2025-33-1-159.shtml

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