蔣佑文 韋炳鈺 章 敏

(1.中鐵五局集團建筑工程有限責(zé)任公司 貴陽 550081; 2.太原理工大學(xué)土木工程學(xué)院 太原 030024)

對于老舊隧道擴(改)建、分岔隧道、盾構(gòu)隧道擴建地鐵車站等工程，不可避免地存在變截面擴挖施工。由于變截面隧道施工工序繁復(fù)、結(jié)構(gòu)體系受力轉(zhuǎn)換頻繁，圍巖變形機理復(fù)雜，其擴挖方案選擇往往事關(guān)隧道施工全局性。目前，有關(guān)隧道擴建的研究主要集中在擴挖方案、支護形式、輔助工法等方面，通過分析擴挖各階段的位移、變形及受力特征來驗證施工方案的可行性。

在既有隧道擴挖方面，Lee等[1]根據(jù)不同擴挖寬度和擴挖方向?qū)扔衅叫兴淼罃U建力學(xué)行為和巖柱穩(wěn)定性進行了有限元分析。Wu等[2]分析了某大跨變截面地鐵隧道群施工相互作用機理和地層變形規(guī)律。林從謀等[3]以大帽山原位二擴四隧道為背景，研究了CD工法開挖時軟弱圍巖的穩(wěn)定性，并優(yōu)化了錨桿支護參數(shù)。劉泉聲等[4]研究了全斷面法、中隔壁法和交叉中隔壁法3種施工方案下隧道擴建過程對既有隧道的影響。賴勇等[5]研究了滲流環(huán)境下既有隧道的變形CRD法、層層剝皮法、三臺階法3種擴挖方式。閆明超等[6]分析了由4個依次擴大斷面構(gòu)成的超大斷面隧道變截面施工的技術(shù)要點。楊利福等[7]采用離散元法分析了隧道拓寬改造過程中圍巖變形規(guī)律、支護結(jié)構(gòu)受力特征及中夾巖柱應(yīng)力狀態(tài)。在盾構(gòu)隧道擴挖地鐵車站方面，李習(xí)偉等[8]提出了采用洞樁法(PBA工法)擴挖盾構(gòu)隧道以建造地鐵車站。在分岔隧道方面，柯明等[9]提出了OC型斷面解決隧道反向開挖的施工方法。閆自海等[10]針對地下立交隧道提出了隧道交叉口導(dǎo)洞爬坡反向施工方法。通過文獻調(diào)研發(fā)現(xiàn)，目前有關(guān)隧道擴挖施工的相關(guān)研究多借鑒單洞隧道，對三線小凈距隧道擴挖方案及變截面處封堵墻厚度等參數(shù)的影響尚缺乏深入研究。

本文以貴陽東站S1、S2線區(qū)間隧道為依托，通過建立三維小凈距變截面隧道模型，針對S2線隧道小進大采用的“橫向+反向”擴挖施工技術(shù)，考慮工法轉(zhuǎn)換(臺階法轉(zhuǎn)CRD法)，討論不同施工階段下變截面處圍巖周邊收斂、襯砌內(nèi)力及中巖柱位移的變化趨勢、分析巖體質(zhì)量指標、端墻厚度、拱頂錨桿長度等參數(shù)的影響，以及拆撐過程中初支內(nèi)力及位移變化，驗證并優(yōu)化臨時門架支撐的拆除方案。

1 工程概況

貴陽東站S1、S2線區(qū)間隧道是由S1左、右線隧道(小洞)和S2線隧道(小進大)組成的三線不等跨并行隧道。S2線隧道位于S1線左、右線中部，沿線路走向由雙線轉(zhuǎn)折加寬斷面(小洞)過渡到停車線B型斷面(大洞)，其中大洞開挖跨度達到20 m，中間夾巖僅為1.65 m，線路坡度2%，拱頂埋深9～48 m。隧道圍巖為V級中風(fēng)化巖層，以(泥質(zhì))白云巖、(泥質(zhì))灰?guī)r為主，地質(zhì)構(gòu)造簡單。巖體節(jié)理較為發(fā)育，以傾斜為主，多成微張型，局部密封。S2線隧道開挖方案采用臺階法(小洞)變?yōu)镃RD法(大洞)，并按照S1右→S1左→S2的先后順序組織施工。計算選取的隧道斷面形式和襯砌類型圖見圖1。

圖1 小凈距隧道斷面及襯砌斷面圖(單位：mm)

2 模型建立與施工過程

2.1 數(shù)值模型建立

數(shù)值模型采用目前流行的巖土工程三維分析軟件FLAC3D建立。該軟件能夠考慮復(fù)雜的隧道結(jié)構(gòu)和地質(zhì)條件，較好地模擬實際開挖過程。模型中圍巖材料特性按均質(zhì)彈塑性體考慮，上層人工填土采用Mohr-Coulomb屈服準則，其他巖層采用Hoek-Brown屈服準則。計算模型寬116 m、高66 m、長57 m。圍巖采用實體單元模擬，通過對開挖區(qū)域預(yù)先進行分組，并將材料參數(shù)賦值為0來實現(xiàn)開挖模擬。錨桿采用cable單元模擬，初支及臨時支護采用shell單元模擬，管棚支護等效為圍巖材料性質(zhì)的提高?？紤]到二襯安全距離較遠，計算中未考慮二襯作用，僅作為安全儲備。模型上邊界為自由面，側(cè)面及下邊界分別施加法向移約束。由于隧道埋深較淺，初始應(yīng)力場可視為重力場。根據(jù)巖土工程勘察報告，并結(jié)合設(shè)計資料確定圍巖及支護參數(shù)，圍巖及支護參數(shù)分別見表1～表3。

表1 圍巖計算參數(shù)表

表2 初支參數(shù)表

表3 錨桿參數(shù)表

2.2 施工過程

根據(jù)施工組織方案，S1左、右線隧道采用全斷面開挖法，S2小斷面隧道采用臺階法，S2大斷面隧道采用CRD工法，其中S2隧道的具體開挖過程為：開挖支護S2小斷面上臺階至變截面處，中、下臺階保留臺階長度3 m；隨后開挖支護大斷面I部時，以3 m為循環(huán)進尺開挖支護小斷面；當開挖支護I部至10 m時橫向+反向擴挖II部至變截面處；在I、II、III部繼續(xù)往前開挖支護8 m時，橫向+反向開挖支護IV部至變截面處；在開挖支護V部6 m時，開挖支護VI部2 m；初支封閉成環(huán)后以1 m為循環(huán)進尺整體向前開挖支護，最終以6 m為循環(huán)進尺拆除臨時支撐。

橫向擴挖II部的工序為：①開挖并支護I部(長度8 m)；②繼續(xù)向前開挖并支護I部(長度2 m)，拆除I部2～8 m處的臨時豎撐，橫向擴挖II部(跨度6 m)，并施加臨時門架、錨桿及初襯；③反向擴挖II部至變截面里程處(長度2 m)，并進行支護；④恢復(fù)I部2～8 m處的臨時豎撐。擴挖IV部的工序為：①向前開挖并支護I、II、III部(長度8 m)；②向前開挖并支護I、II、III部(長度2 m)，拆除III部5～8 m處的臨時豎撐，并橫向擴挖IV部(跨度3 m)，同時恢復(fù)該擴挖范圍內(nèi)的臨時豎撐；③拆除III部2～5 m處的臨時豎撐，反向擴挖并支護IV部(跨度3 m)；④反向擴挖并支護IV部0～2 m，恢復(fù)III部2～5 m范圍內(nèi)的臨時豎撐。橫向擴挖流程及S2隧道施工三維模型分別見圖2、圖3。

圖2 S2線隧道開挖模型圖

圖3 隧道擴挖工序示意圖(單位：mm)

3 結(jié)果分析與討論

3.1 S2隧道變截面處受力變形分析

S2線隧道變截面處測點位移變化趨勢圖見圖4。

圖4 S2線隧道變截面處測點位移變化趨勢圖

由圖4a)可知，大、小斷面拱頂沉降隨施工步的變化幾乎相同，在初支成環(huán)前，橫向擴挖II、IV部是拱頂沉降變形的主要階段；由圖4b)可知，大、小斷面左拱腰位移變化曲線基本相同。由于先行開挖的隧洞周邊圍巖受后行隧道開挖的重復(fù)擾動，且大斷面隧道右側(cè)圍巖在施加封堵墻的基礎(chǔ)上加設(shè)了錨桿，提高了該區(qū)域圍巖的穩(wěn)定性，導(dǎo)致小斷面拱腰水平變形大于大斷面，且大斷面左側(cè)拱腰變形大于右側(cè)。此外，在開挖初期，圍巖變形急劇增大，當S2線隧道開挖至距變截面處1D時，變形基本趨于穩(wěn)定。臨時支撐的拆除將導(dǎo)致拱頂沉降和拱腰水平位移驟增，對初支安全性影響較大。由于隧道斷面的低扁平率，豎向受力較大，在向兩側(cè)傳遞的過程中抵消了由于洞室開挖而產(chǎn)生的圍巖向內(nèi)的變形擠壓力，導(dǎo)致拱腰部位向外擴張。

3.2 拆撐分析

S2線隧道變截面處大、小斷面初襯拆撐前后的內(nèi)力分布圖分別見圖5、圖6。

圖5 S2小斷面變截面處軸力(單位：kN)及彎矩分布圖(單位：kN·m)

圖6 S2大斷面變截面處軸力(單位：kN)及彎矩分布圖(單位：kN·m)

由圖5可知，拆撐前小斷面拱頂及拱底受拉，拱腰受壓，彎矩呈不均勻分布。由圖6可知，大斷面軸力分布規(guī)律與小斷面相似，受拉區(qū)軸力相對較小，受壓區(qū)軸力則相對較大；左、右兩側(cè)拱腰彎矩不對稱，最大負彎矩位于左拱腳處。拆撐后，小斷面拱腰處軸力明顯增大，拱頂受拉區(qū)范圍及拉力均同步增大，而拱底受拉區(qū)范圍及拉力則同步減?。欢髷嗝娓鳒y點軸力均大幅增大，拱底軸力變化尤為顯著。臨時豎撐的拆除使拱部中隔墻與初支交接處由負彎矩變?yōu)檎龔澗?，拱底交接處彎矩值?1.3 kN·m突增至103 kN·m。此外，大小斷面洞周彎矩在拆撐后，其不均勻性仍然較為明顯，拆撐前后最不利位置均位于拱腳。由于變截面右側(cè)拱腰區(qū)域存在封堵墻及中巖柱錨桿，拆撐對該區(qū)域的擾動減弱，使得大小斷面左側(cè)初支軸力普遍大于右側(cè)。

3.3 圍巖穩(wěn)定性分析

GSI值提高了隧道圍巖分級的效率和精細化程度，其大小可結(jié)合巖體結(jié)構(gòu)類型和風(fēng)化狀況綜合確定，并以此估算巖體Hoek-Brown準則參數(shù)s、a和mb，其中mb、s分別反映了巖體的軟硬程度和破碎程度。變截面處測點最終豎向位移隨地質(zhì)強度指標GSI的變化圖見圖7。

圖7 測點豎向位移隨GSI的變化

由圖7可知，隨著GSI的增大，拱頂沉降位移均逐步減小。當GSI>30時，拱頂沉降的變化基本趨于穩(wěn)定，且拱頂3個測點之間的位移差逐漸降低。由圖7還可知，巖體塊度大小及結(jié)構(gòu)面條件是影響隧道穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素，巖體塊體尺寸越小，巖體風(fēng)化狀況越差，使得GSI越小，mb、s隨之越小，則巖體松散壓力越大，使得隧道拱頂沉降越大。

II部擴挖時需要拆除縱向跨度6 m的豎撐，且II部初支襯砌不能及時封閉成環(huán)，施工中提出以下4種支護方案：①臨時門架+掌子面錨桿(原方案)；②僅施作臨時門架；③僅施作邊墻掌子面錨桿；④無支護。其中，臨時門架采用間距0.5 m/榀的I20工字鋼架，邊墻錨桿為間距1 m×1 m布置的2 m長直徑22 mm砂漿錨桿。以上4種不同GSI下，距變截面4 m處拱部豎向位移分布圖見圖8。

圖8 距變截面4 m處拱部位移分布

由圖8可知，當GSI=45時，距中隔墻4.5 m范圍內(nèi)拱頂發(fā)生沉降，而兩側(cè)則發(fā)生隆起；當施作臨時門架后，邊墻加錨對圍巖變形幾乎沒有影響，方案一、二沉降曲線幾乎重合。當GSI=10時，拱部圍巖均發(fā)生沉降，當不施加臨時門架時，邊墻錨桿可大幅減小圍巖變形。此外，除GSI=10、無支護條件工況(方案4)，擴挖引起的拱部左側(cè)位移普遍大于右側(cè)沉降增量，說明先行開挖的左側(cè)斷面圍巖受到后續(xù)右側(cè)斷面開挖的多次擾動。總體而言，對于本隧道圍巖條件，僅施作臨時門架便可控制拱頂沉降，選擇方案二較為合理。

當GSI=10，45時，不同擴挖階段(工序說明見圖4)臨時中隔墻頂部豎向位移沿隧道走向的分布圖見圖9。

圖9 不同GSI參數(shù)條件下擴挖時中隔墻頂部豎向位移分布

由圖9可知，擴挖II部和IV部時，兩類GSI下中隔墻頂點位移均在距變截面4 m處達到最大。拆除臨時豎撐時(第二步)位移發(fā)展迅速，尤其是在巖性較差的情況下(GSI=10)，如擴挖II部時增長近30%，但后期施做門形剛架后各工序位移差均小于1 mm?？梢?，不同巖性的圍巖在同一開挖方式下其變形規(guī)律基本相同，但量值差異較大。當巖性參數(shù)降低時，拆除臨時豎撐是擴挖的關(guān)鍵工序，易引起圍巖失穩(wěn)破壞。

不同封堵墻厚度對變截面處拱頂水平位移的影響圖見圖10。

圖10 不同封堵墻厚度時變截面處拱頂測點豎向位移對比

由圖10可知，隨著封堵墻厚度的增加，拱頂沉降逐漸降低，但速率逐漸變緩，同時封堵墻錨桿加固效果隨之提高，說明封堵墻可較好地維持變截面處圍巖的穩(wěn)定。此外，封堵墻施加后與初支結(jié)構(gòu)協(xié)同作用，改善了隧道變形和受力狀態(tài)，減小了后行導(dǎo)洞開挖對先行導(dǎo)洞周邊圍巖的擾動，提高了圍巖的穩(wěn)定性。相對于無封堵墻支護，有封堵墻支護時測點1、2、3的豎向位移差大幅度增加，說明封堵墻錨桿支護特性得到了充分發(fā)揮。

4 結(jié)論

1) 施工過程中初支結(jié)構(gòu)受力不利部位為S2大、小斷面隧道拱腳、拱頂及拱頂與臨時支撐的連接處，易發(fā)生失穩(wěn)破壞，且橫向擴挖及拆撐將導(dǎo)致初支結(jié)構(gòu)位移突增，內(nèi)力突變，應(yīng)重點關(guān)注。

2) 圍巖變形隨GSI的增加而減小，當圍巖較差時(GSI=10)，在擴挖過程中應(yīng)同時施加臨時門架及邊墻錨桿，當圍巖巖性較好時(GSI=45)，可僅施加臨時門架。

3) 隨著封堵墻厚度的增加，變形控制的提高效果逐漸減弱，但封堵墻錨桿加固效果隨之提高。