随着交通基础设施向复杂地质区域延伸,隧道工程建设规模持续扩大,为满足更多的使用需求,特大断面隧道得到广泛应用
[1],但其施工面临围岩稳定性控制难、临时支护成本高、工期冗长等挑战
[2],且在面临顺层偏压条件时,更易因其复杂的叠加效应而产生安全风险
[3-4]。因此,探讨复杂条件下的特大断面隧道施工工法和支护对策,对于发展隧道工程建设极为重要。
针对特大断面隧道稳定性控制问题,国内外众多学者展开了相关研究。李介立等
[5]采用理论分析、物理模型试验和工程实践相结合的方法,研究了大断面隧道扩挖过程中的上覆地层沉降规律,并建立了隧道扩挖沉降量理论模型。Yuan等
[6]对浅埋暗挖软弱围岩、大跨度隧道进行了工法对比研究,得出双导洞法适用于浅埋软岩大跨度隧道。乔明磊等
[7]针对特大断面隧道施工工法,对比分析了单核心土三台阶七步法和五步单侧壁导坑法下的围岩变形及隧道支护结构力学行为规律,总结了两种工法在改善钢拱架受力、控制围岩变形方面的行为差异。吴松华等
[8]采用应变软化损伤本构模型,对单侧壁导坑法、三台阶法和异步双侧壁导坑法进行了工法比选,得出异步双侧壁导坑法在损伤范围、支护结构受力和围岩变形方面优于其他两种工法。朱鹏霖等
[9]依托开挖面积492.84 m
2的重庆歇台子站地铁车站,研究了三种不同工法引起的围岩位移和应力分布。Huang等
[10]采用ABAQUS软件针对多种超大断面隧道施工工法进行了对比,总结了不同工法下的隧道结构力学响应差异。王义乾等
[11]以桐梓隧道为工程背景,用数值模拟与现场监测的方法,研究了不同高地应力下的双侧壁导坑法、中隔壁法center diaphragm method,CD)法和三台阶法的适用性,并根据不同埋深给出了推荐工法。从以上研究来看,双侧壁导坑法仍是控制大断面隧道变形的最有效施工工法,但该工法需大量临时支撑,导致造价高昂、施工效率低下,且在施工时对临时支撑的施作时机要求较高。
在针对特大断面隧道支护措施方面,洪军等
[12]依托开挖面积396.13 m
2的新考塘隧道,研究了临时支护、第一次初期支护和第二次初期支护受力随施工过程变化规律。姚志雄等
[13]采用数值模拟和现场试验,研究了软弱破碎围岩条件下开挖特大断面隧道的支护优化方案,得出采用管棚+小导管或者双层小导管的双层超前支护方案可以明显减小围岩变形。但以上研究未考虑到隧道所处地质条件的复杂特性所带来的影响,在面对如层状岩体、地形偏压等特殊地质条件时,特大断面隧道的力学响应往往呈现不均匀特征,使得对称设计在偏压地质中易造成低风险侧支护冗余。
针对此类问题,Zhao等
[14]采用模型试验研究了层状结构和不同埋深下隧道结构受力特征,认为随着隧道埋深的增加,层状岩体会导致隧道结构底板率先出现纵向裂缝,严重威胁结构安全。王家贺等
[15]采用ABAQUS数值模拟软件分析了特大断面山岭隧道出洞口段不同开挖工法下的围岩及隧道力学行为差异,对后续研究偏压隧道施工工法提供了一定参考。吴瞬明
[16]基于Hoek-Brown准则明确了深埋隧道塑性区范围的影响因素,并提出了深埋倾斜层状围岩隧道地质偏压的判断条件和偏压荷载计算方法。Yu等
[17]采用模型实验方法分析了不同开挖顺序下的大断面双联拱隧道力学行为,认为单侧导洞法的安全控制效果要好于CD法和台阶法,在偏压特征下,应适当考虑施加临时支撑。王守慧等
[18]采用数值模拟和模型试验方法,针对浅埋大跨隧道中的预应力锚杆支护效能展开研究,指出了预应力锚杆主动支护与拱架被动支护理念的差异,但却忽视了主动支护结构在后续支护条件改变时的力学响应。
综上所述,国内外学者在特大断面隧道的工法和围岩变形方面的研究取得了丰硕的成果,但多数仍采用大量临时支撑,且少有叠加特大断面、顺层地质和地形偏压特征下的隧道工法研究。在支护体系中使用了大量临时支撑,不仅耗费了大量材料,使得经济成本增加,也违背低碳施工的绿色理念,同时也不利于大型施工机械的作业,导致施工较为缓慢。因此,探讨兼顾低成本、高效率和低风险的施工工法和支护对策,对于发展隧道工程建设极为重要。
基于此,依托重庆金山隧道国博车站隧道工程,从“以索代撑”的理念出发,在保证安全的前提下减少临时竖撑的使用,并对顺层偏压和地质偏压条件下的特大断面隧道施工工法和支护措施开展优化研究,以期能为后续相似工程提供参考。
1 工程概况
依托重庆金山隧道国博车站项目开展研究,车站主体结构开挖宽度23.993 m,高度22.278 m,横截面面积449.6 m
2,属于特大断面,原设计采用双侧壁导坑法进行开挖,经优化后现场采用以索代撑三台阶法施工。隧区以Ⅴ级围岩为主,岩层倾角38°~40°,埋深23~55 m,隧道单侧覆盖大量人工填土层,使隧道存在顺层偏压特征,如
图1所示。
2 以索代撑工法优化
2.1 工法优化思路
基于以预应力锚索代替临时竖撑(以索代撑)的思想对原设计双侧壁导坑法进行工法优化,具体思路如下。
(1)在双侧壁导坑法基础上取消第一道横撑,同时在横撑附近(①部与②部下方近围岩侧)径向施作预应力锚索1~锚索4。锚索长18 m,环向间距1.2 m,纵向间距1 m,施加350 kN预应力。
(2)取消第二道横撑,同时横撑附近(④部与⑤部下方近围岩侧)施作预应力锚索5、锚索6。隧道周边存在其余构筑物,受限于空间,锚索斜向下42°施作。锚索长18 m,纵向间距1 m,施加350 kN预应力。
(3)取消中台阶与下台阶的临时竖撑,仅保留上台阶临时竖撑。同时在①部上侧近临时竖撑处径向施加预应力锚索7~锚索10。锚索长14 m,环向间距1.2 m,纵向间距1 m,施加300 kN预应力。
(4)调整开挖顺序。先开挖隧道拱部左右导洞,施作①②部预应力锚索后,再开挖③部,待③部临时竖撑拆除后陆续错距开挖其余分部。
锚索布置形式及调整后的以索代撑三台阶法锚索支护参数及开挖部施工顺序如
图2所示。
2.2 计算模型及参数
针对原设计双侧壁导坑法和优化后的以索代撑三台阶法,采用FLAC 3D建立数值模型,如
图3所示。模型尺寸为180 m×60 m×140 m,围岩采用实体单元进行模拟,选用Mohr-Coulomb本构模型;初支采用shell单元模拟,临时支撑采用实体单元模拟,选用弹性本构;预应力锚索采用cable单元模拟;层理界面通过弱化层方法模拟。模型四周和底部采用法向约束,顶部自由。
根据工程实际并结合《铁路隧道设计规范》,选定围岩及隧道支护结构计算参数,如
表1、
表2所示。其中钢拱架的支护作用通过等效折算的方法换算到混凝土。
2.3 计算结果分析
以模型中心
y=30 m处断面作为监测断面,分析隧道在不同工法下的围岩位移和初支应力差异。监测断面及监测点位如
图4所示。
2.3.1 围岩位移
取隧道初支闭合后的围岩位移云图,如
图5所示。取各监测点位围岩位移如
表3所示。从围岩位移云图上来看,两种工法下的围岩变形分布无明显差异,竖向位移主要发生在拱顶,隧道两侧差异不明显,水平位移则左侧大于右侧,原因在于隧道左侧临空面处于岩层滑移方向,此时位移受到了软弱结构面的影响,而右侧临空面处岩层则以“简支梁”和“悬臂梁”形式呈现,抵抗变形能力要大于左侧滑移面。
从围岩竖向位移结果可以看出,以索代撑三台阶法下的围岩竖向位移要更大,拱顶沉降相较于双侧壁导坑法增加了39.5%,达到21.9 mm,但两者的仰拱隆起值相差不大,可见临时竖撑控制拱顶沉降的效果要明显好于预应力锚索。从水平收敛结果来看,以索代撑三台阶法在拱腰处的水平收敛值要小于双侧壁导坑法,但拱脚和墙角处的收敛值则更大,达15.3 mm。拱腰测点位于①部,对于以索代撑三台阶法来说,测点上下方均存在预应力锚索,对于控制该区域的围岩变形起到了重要作用。而拱脚和墙角处测点则远离锚索,更加接近临时横撑,此时预应力锚索对其影响程度小于临时横撑,但从整体水平收敛量值上来看,两者仅相差1.1 mm,区别不大。
从工法的施工步骤来看,以索代撑三台阶法更早地进行中部岩柱的开挖,且在后续施工部中拆除了临时竖撑,导致最终拱顶沉降大于双侧壁导坑法。从围岩变形整体情况来看,两种工法下的位移均在安全可控范围之内。
2.3.2 初支应力
提取双侧壁导坑法拆除临时支撑前后的初支应力分别为11.32 MPa和16.01 MPa,增幅高达41.4%。提取以索代撑三台阶法拆除临时竖撑前(③部开挖完成后,④部开挖之前)和最终初支闭合阶段的初支最大应力分别为7.09 MPa和10.46 MPa,最终阶段的初支最大应力仍小于双侧壁导坑法未拆撑阶段的受力。可见对于双侧壁导坑法来说,临时支撑是支护体系的重要组成部分,拆除临时支撑时存在支护体系受力转换过程,导致原本临时支撑承担的荷载转由初期支护承担,使初支应力大幅增加。而以索代撑三台阶法中的预应力锚索起到了承担竖撑荷载的作用,拆除临时竖撑后,原本临时竖撑承担的荷载转由初期支护和预应力锚索共同承担。
取隧道初支闭合后各监测点的初支应力分布状态如
图6所示。从中可以看出,双侧壁导坑法下的初支应力曲线完全包裹了以索代撑三台阶法,除拱顶处的初支应力较为接近外,其余测点处的初支应力均存在较大差异,最大差值发生在左拱脚处,达8.33 MPa。对比两侧初支受力可以发现,左侧初支应力明显大于右侧,该现象主要由层理走向与地形偏压共同作用造成。
3 锚索支护方案优化
从以上结果可以看出,无论是围岩位移还是初支受力,均存在左侧大于右侧的不对称现象,但隧道支护采用对称支护形式,若以薄弱面作为支护依据,则存在另一侧支护过度造成材料浪费,反之则导致另一侧支护不足而存在安全风险。因此,本节从预应力锚索布置形式出发,开展非均衡支护优化研究。
3.1 非均衡支护形式
从以上计算结果来看,隧道左侧为薄弱区域,且结构整体处于安全可控范围内,因此考虑以右侧支护存在冗余度为出发点进行支护优化。
非均衡支护方案一:取消右侧③部上下侧的锚索4和锚索9,取消⑤部锚索6。
非均衡支护方案二:减小右侧③部下侧的锚索3和锚索4的锚索长度和预应力大小,取消⑤部锚索6。
非均衡支护方案三:取消右侧③部上下侧的锚索4和锚索9,同时减小锚索3的锚索长度和预应力大小,取消⑤部锚索6。
不同优化方案下的预应力锚索具体布置形式如
图7所示,具体参数如
表4所示。
3.2 计算结果分析
以模型中心y=30 m处断面作为监测断面,分析隧道在不同工法下的围岩位移、初支应力和预应力锚索轴力差异。
3.2.1 围岩位移
考虑到临时竖撑拆除时的受力转换特性,取拆撑前后的围岩最大竖向位移和隧道初支闭合后的围岩最大竖向位移进行对比,不同预应力锚索支护措施在不同阶段下的围岩竖向位移最大值如
图8所示。
拆撑前后竖向位移产生突变,最大变化幅度发生在非均衡支护方案三中,达40.3%,拆撑前与初支闭合后最大竖向位移增加109.3%。但在同一阶段,均衡措施与三种非均衡支护措施下的围岩最大竖向位移值差别不大,可以认为围岩最大竖向位移并非由该侧控制,即非均衡支护措施从围岩位移表现来看是安全可行的。
3.2.2 初支应力
不同预应力锚索支护措施下的隧道初支应力分布如
图9所示。
可以看出均衡支护措施下的初支应力分布曲线被其余三种非均衡支护措施下的分布曲线所包裹,其中方案三的初支应力最大,最大值发生在拱顶部位,达9.53 MPa。均衡支护措施下的拱顶初支应力为9.14 MPa,相较于非均衡支护方案三仅减小4.24%,可见锚索的冗余布置并不会对结构受力起到明显的改善作用。
从初支应力的分布形态来看,隧道左侧初支应力分布线基本重合,应力差异主要集中在隧道右侧,即非均衡支护优化侧。最大差值在均衡支护与非均衡支护方案三之间,发生在右拱脚处,达0.91 MPa,增幅17.8%。以单一方案下的左右拱脚初支应力差值来说,均衡支护措施下两者差值达0.80 MPa,偏差幅度15.6%,非均衡支护措施三下两者差值仅为0.12 MPa,偏差幅度2%。可见,在安全储备冗余侧适当减少锚索支护储备并不会引起支护结构较为强烈的力学响应,同时能够更加充分地利用隧道右侧初支结构,在一定程度上改善初支结构受力状态,削弱顺层偏压所导致的初支受力不对称的影响。
3.2.3 预应力锚索轴力
隧道初支闭合阶段不同支护措施下的预应力锚索轴力云图如
图10所示。可以看出,均衡支护和非均衡支护方案一的预应力锚索轴力最大值均发生在锚索3处,轴力分别为455.13 kN和472.24 kN,较初始预应力增幅分别为30.04%和34.93%。
从预应力锚索的锚固机理来看,深部岩体处的锚固段提供锚固力,端头锚具随岩体协同向隧道临空面内位移,带动自由段锚索伸长,锚索轴力增加。对比隧道左右侧岩层走向与预应力锚索锚固方向可以发现,左侧预应力锚索施作方向与岩层走向夹角不大,锚索整体与岩体存在协调变形趋势,而右侧锚索施作方向与岩层走向呈大角度,锚固段位于深部岩体中,该处围岩与隧周围岩相比位移量相对较小,因此当隧道发生变形时,右侧锚索轴力增长幅度更大。且非均衡支护方案一相对于均衡支护,锚索3处的锚固端深度和初始预应力均不变,但减少了锚索3附近的两根锚索(锚索4和锚索9),导致锚索3附近位移增大,因此带动锚索3轴力进一步增加。
非均衡支护方案二和方案三减小了锚索3的长度与预应力设计值,最终阶段锚索轴力值分别为322.167 kN与338.152 kN。同时最大锚索轴力转移到锚索1部位,最大锚索轴力分别为404.8 kN与404.85 kN,意味着随着锚索3锚固长度和深度的减小,其锚固效果逐渐低于顺层侧锚索1的锚固效果。
结合以上研究结果,选取①部下方锚索1和上方锚索8为考察对象,分析不同方案下该锚索随着隧道施工过程的轴力演变规律,轴力时程曲线如
图11所示。
可以看出,锚索轴力在隧道开挖过程中呈先快速增大后缓慢增长的变化趋势。锚索8位于①部上方,③部开挖以及临时竖撑的拆除导致该处荷载转由初期支护和预应力锚索联合承担,锚索8的“主动支护”能力进一步发挥作用,锚索轴力骤增。锚索1位于①部下方,竖撑拆除后锚索轴力产生小范围波动,距离锚索1更近的④部开挖后,锚索轴力大幅增加,说明锚索1主要在④部开挖后进一步发挥作用。
随着开挖部的进行,不同支护形式下的锚索轴力差异逐渐加大,锚索1和锚索8轴力值均呈现出方案三>方案一>方案二>均衡支护,但最大差值仅10 kN左右。
4 现场监测分析
4.1 现场监测方案
依托重庆金山隧道国博车站项目开展特大断面顺层偏压隧道支护结构现场监测。
由于现场①、②部初支结构已施工完成,无法再埋设相关测试元件,因此围岩压力与初支应力仅在其他开挖分部布置测点,监测项目主要包括围岩压力、喷射混凝土应力、钢拱架应力、预应力锚索轴力,详细监测点位及项目如
图12所示。
4.2 围岩压力监测结果图
汇总监测数据得到围岩压力的时程曲线如
图13所示。可以看出,隧道开挖后15 d内测点处围岩压力迅速增长,15~25 d增长速度放缓,25 d以后围岩压力逐渐趋于稳定,在其余开挖部掌子面通过时会出现一些波动,⑦部掌子面通过之后,各监测点围岩压力基本稳定。从围岩压力分布来看,左墙脚处围岩压力最大,为-33.53 kPa,右墙脚处围岩压力最小,仅有-8.99 kPa,该现象可能与隧道高边墙特征和岩层倾向有关,导致隧道左侧围岩压力明显大于右侧。
4.3 初支应力监测结果
4.3.1 喷射混凝土
以近围岩侧为外侧,近隧道临空面侧为内侧,统计喷射混凝土应力的时程曲线如
图14所示。可以看出初支施作前15 d混凝土应力快速增长,15 d后增速变缓,⑦部仰拱开挖之后,除墙脚外其余监测点混凝土应力基本稳定。稳定后各测点的喷射混凝土全部承受压力,应力最大值发生在拱顶内侧,大小为-7.3 MPa;应力最小值发生在右墙脚内侧,大小为-0.14 MPa,均小于C25喷射混凝土的极限抗压强度,混凝土结构安全。隧道拱部混凝土内侧应力大于外侧,隧道墙脚及仰拱处混凝土外侧应力大于内侧;受顺层偏压影响隧道左侧压力大于右侧,混凝土内侧受到的偏压作用影响更明显。
4.3.2 钢拱架应力
统计钢拱架应力时程曲线如
图15所示。钢拱架应力的分布规律与喷射混凝土应力大致相同,初支钢拱架与喷射混凝土近似协调变形;相较于喷射混凝土应力,钢拱架应力更大,且左右侧差异与内外侧差异均更大。钢拱架压应力最大值发生在拱顶内侧,大小为-40.92 MPa;拉应力最大值发生在右墙脚外侧,大小为30.53 MPa,均未超过钢拱架极限抗压强度与抗拉强度,钢拱架结构安全。隧道拱顶和墙脚处钢拱架应力内侧大于外侧,拱脚和仰拱处钢拱架应力外侧大于内侧;受顺层偏压影响,隧道左侧钢拱架应力大于右侧。
4.4 预应力锚索轴力监测结果
预应力锚索最终轴力分布分别如
图16所示。可以看出,锚索最终锁定值小于设定值。分析原因在于:①预应力锚索张拉机具及施工操作影响导致了预应力锚索锁定值低于实际张拉值;②围岩变形所导致的锚索轴力增量低于后续施工过程中的损失量,综合导致锚索最终作用力小于设计值。因此,在锚索施工完成后,仍应暂时保留外露锚索不低于0.5 m,以便后续施工过程中进行补张拉。通过后期观察,在补张拉后,锚索轴力基本稳定。
5 结论
依托重庆金山隧道国博车站特大断面顺层偏压隧道工程,在双侧壁导坑法的基础上探索了以索代撑三台阶法的可行性,并针对围岩顺层偏压特性开展了特大断面隧道非均衡支护优化研究,得到如下结论。
(1)以索代撑三台阶法中的预应力锚索可以在拆除竖撑之后与初期支护形成新的联合支护体系,避免支护结构受力突变,有效降低拆撑风险,但其控制围岩变形能力要弱于双侧壁导坑法,其中拱顶沉降增量最为明显,增幅39.5%,最终沉降达21.9 mm,但整体位移仍在安全可控范围之内。
(2)以受压较大侧的结构受力响应作为断面整体支护结构设计依据进行对称支护设计,将导致另一侧结构安全冗余度过高。受顺层偏压和地质偏压特征影响,隧道左右侧力学响应不均匀性显著,隧道左侧水平位移及支护结构受力要明显大于右侧,围岩压力差异最大值发生在左右墙角。
(3)非均衡支护措施能够有效改善顺层偏压所导致的初支受力不对称现象,且围岩最大位移相对于均衡支护措施差别不大。从以索代撑三台阶法来看,适当降低围岩稳定性较好侧的预应力锚索支护措施不会转移隧道变形薄弱点位及最大沉降值,且非均匀支护措施下的隧道初期支护应力仅增加4.24%,但左右侧支护结构应力偏差幅度从17.8%减小至2%。
(4)减少锚索布置会导致剩余锚索轴力增加,锚索最终轴力增量随施工部开挖逐渐增加,主要增加阶段与该锚索所在开挖部密切相关,但非均衡支护措施下的锚索轴力远未达其承载力极限,仍能对结构安全性进一步提供支撑。
(5)综合对比围岩变形及结构受力等指标,以索代撑三台阶法能够在保证安全的前提下,大幅减少双侧壁导坑法中的临时支撑和施工步序,显著提升施工便捷性和经济性,且非均衡支护措施能够在牺牲安全冗余侧少量安全储备的基础上,改善整体结构受力特征,可对后续类似工程设计提供参考。
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