馬云飛

(中國鐵路設計集團有限公司，天津 300000)

川藏鐵路地形環(huán)境極其艱險、不良地質發(fā)育，給工程建設帶來了極大的風險和挑戰(zhàn)[1]。因此，探究適用于川藏鐵路的施工方案并進行安全性評價顯得極為迫切和需要。

隧道錨具有工程量小、承載能力大和對周圍環(huán)境影響小的特點[2]，且隨著科學技術的發(fā)展，智能化模型和設備正逐步應用于隧道錨施工[3-4]，因此，隧道錨常作為懸索橋錨碇形式。目前，對隧道錨的研究主要集中于特殊地層的隧道錨特性研究[5-7]、邊坡和滑坡對隧道錨的影響[8-9]、隧道錨承載特性及破壞模式[10-13]以及隧道錨力學模型的建立等[14-16]。此外，顏冠峰等[17]對隧道錨的動力響應進行分析，研究結果對于隧道錨在地震動作用下的受力特性具有借鑒作用；楊懋偲等[18]采用改進的灰色模型對隧道錨的極限承載力進行預測，并驗證了該方法的合理性；楊星宇，楊忠平等[19-20]分別研究了重力相似條件和幾何尺寸對隧道錨的影響；文麗娜等[21]對隧道錨蠕變特性進行分析，結果表明錨碇蠕變不會影響懸索橋的長期穩(wěn)定性。

綜上所述，目前對于隧道錨的研究主要集中于其自身承載特性和破壞模式以及外界環(huán)境對其影響，鮮有對隧道錨與隧道間的合理施工方案及其安全性進行分析。依托川藏鐵路大渡河特大橋對隧道錨的施工方案進行分析并進行安全性評價，研究結果對于大渡河特大橋及類似工程的施工和設計具有一定的借鑒和參考作用。

1 工程概況

圖1 大渡河特大橋橋梁立面布置(單位：m)

2 計算模型及參數(shù)

大渡河特大橋成都側地質條件較為復雜，巖層中分布大量軟弱夾層，巖體破碎，且左岸隧道錨尺寸較大(受主纜高強鋼絲散開面積影響，隧道錨前錨面尺寸較大，決定了隧道錨整體尺寸較大)，錨塞體部分穿過軟弱夾層，因此，選取成都側對隧道錨和鐵路隧道施工方案及安全性進行研究。而拉薩側隧道錨與鐵路隧道凈距較小，隧道錨散索鞍支墩、前錨室、錨塞體及后錨室和鐵路隧道洞口段、洞口邊坡防護工程空間上疊加并存，施工交叉程度高，且隧道為變截面隧道(車站隧道)，因此，選取拉薩側研究隧道錨施工對近距離變截面隧道的影響。采用Plaxis進行數(shù)值模擬，數(shù)值計算模型如圖2所示，計算參數(shù)如表1～表3所示。其中，成都側模型整體尺寸為550 m×250 m×440 m(長×寬×高)，拉薩側模型整體尺寸為550 m×200 m×480 m(長×寬×高)。巖土體采用摩爾庫倫準則，模型底邊固定約束，四周法向約束，頂端自由。

圖2 隧道錨計算模型

表1 成都側地層參數(shù)(引用大渡河橋地質勘測報告數(shù)據(jù))

表2 拉薩側地層參數(shù)(引用大渡河橋地質勘測報告數(shù)據(jù))

表3 支護結構參數(shù)

3 施工方案比選

通過設置先施工鐵路隧道后施工隧道錨、先施工隧道錨后施工鐵路隧道和二者同時施工3種工況，對隧道模型最大變形進行研究。不同施工工況下隧道模型變形曲線及其最大值如圖3、圖4所示。由圖可得：

圖3 不同施工方案下的模型變形值

圖4 模型最大變形值

(1)采用3種工況的隧道最大變形值均發(fā)生在離隧道洞口210～240 m軟弱夾層破碎段，因此，在施工過程中應該加強該段施工措施，并加強監(jiān)控量測，確保施工安全。

(2)采用3種工況開挖隧道錨洞室時，最大變形的產(chǎn)生部位均位于兩側隧道錨穿過的軟弱夾層段(左側隧道錨洞室開挖深度為160～205 m處，右側開挖深度約為147～192 m處)。建議在隧道錨開挖至此段時采取縮短開挖進程、加強施工監(jiān)測等措施，密切關注隧道錨洞室及上方隧道的變形，做好應急預案。

(3)采用先隧后錨、先錨后隧和隧錨同步3種工況施工過程中，模型最大變形值均在18 mm左右，產(chǎn)生于隧道錨剖面。鐵路隧道剖面產(chǎn)生最大變形的工況由小到大為先錨后隧、先隧后錨、隧錨同步，分別為8.92，8.95，9.64 mm。

4 隧道錨極限抗拔安全系數(shù)分析

為探究隧道錨的極限抗拔安全系數(shù)，對隧道錨的變形、隧道錨與圍巖間的剪應力變化及塑性點分布進行研究。大渡河特大橋單根主纜采用217根索股，單根索股由91根φ5.77 mm的鍍鋅-鋁合金鍍層高強鋼絲組成。本次有限元計算采用后推荷載模擬主纜力荷載，以主附工況下最大拉力431 267 kN為1倍工況荷載取值。成都側隧道錨后錨面尺寸為16.52 mm×24.00 m，則1倍后推荷載F計算如下

F=431 267/[0.125×16.522+16.52×

(24-0.5×16.52)]=1 175 kPa

(1)

同理可得其他后推荷載(2～10倍工作荷載)的計算結果。不同后推荷載下模型變形和隧道錨與巖體間的主應力變化曲線如圖5所示，隧道錨塑性點分布如表4所示。

表4 不同荷載下隧道錨塑性點分布

圖5 不同荷載下的模型變形及剪應力變化曲線

(1)隨著主纜力荷載的增大，隧道豎向位移表現(xiàn)為線性增大趨勢，表明隧道錨施加主纜力荷載對隧道的變形影響較大，且在10倍工作荷載內，隧道錨周圍巖土體仍處于彈性變形階段。當工作荷載由1倍增加至10倍時，隧道錨最大位移由2.54 mm增加至31.62 mm，隧道剖面最大位移由1.16 mm增加至13.53 mm。

(2)隧道錨與巖體間剪應力變化規(guī)律表明：1～6倍主纜力工作荷載作用下，隧道錨與巖體間剪應力變化幅度較??；當后推荷載大于6倍主纜力荷載后，隧道錨與巖體間剪應力變化百分比發(fā)生急劇上升，隧道錨與巖體水平剪應力變化百分比由0.23%上升至20.64%。6倍主纜力荷載是隧道錨與巖體間剪應力發(fā)生較大變化的特征點。

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(3)塑性點分布表明，隧道錨在1～8倍主纜力工作荷載作用下，界面塑性區(qū)未出現(xiàn)貫通或只出現(xiàn)少量貫通現(xiàn)象，可認為尚未達到抗拔極限承載力狀態(tài)。當對隧道錨錨塞體施加主纜力荷載至10倍工作荷載時，隧道錨錨塞體界面出現(xiàn)大面積塑性區(qū)，說明隧道錨達到抗拔極限承載力狀態(tài)。

(4)綜合不同倍數(shù)主纜力工作荷載作用下隧道錨變形曲線、隧道錨與圍巖間剪應力變化百分比曲線以及塑性點分布，可知隧道錨的抗拔安全系數(shù)由隧道錨與巖體間的界面剪應力所控制，推斷大渡河特大橋成都側隧道錨的極限抗拔安全系數(shù)為6.0。

5 錨洞施工對隧道的影響研究

考慮到隧道錨施工周期較長，現(xiàn)場很難做到先錨后隧施工方案，同時，為探明隧道錨施工對鐵路隧道的影響，選取拉薩側研究隧道錨施工對車站隧道的影響。默認為在隧道錨開挖前，鐵路隧道已施工完畢，拉薩岸隧道錨長180 m，上下游同時開挖，第1～第9階段，每階段開挖隧道錨20 m，完成錨洞洞身開挖。

第10階段施工隧道錨錨塞體，第11階段～第16階段施加后推荷載。隧道錨及鐵路隧道開挖均采用控爆形式，爆破振速應控制在5.0 cm/s以下。隧道監(jiān)測斷面及監(jiān)測點如圖6所示，計算結果的變化曲線如圖7所示。

圖6 隧道監(jiān)測斷面布置

由圖7可得：

圖7 不同監(jiān)測斷面位移變化曲線

(1)隨著隧道錨洞室開挖深度的增加，Ⅰ-Ⅰ斷面隧道位移不斷增加，第5階段后，位移逐漸穩(wěn)定在0.58 mm。當隧道錨錨塞體施加后推荷載后，Ⅰ-Ⅰ斷面隧道位移繼續(xù)表現(xiàn)為增大趨勢。隧道錨洞室開挖和隧道錨錨塞體施加后推荷載過程中，Ⅰ-Ⅰ斷面隧道各測點位移大小及變化規(guī)律基本相同。

(2)第1～第3階段開挖隧道錨洞室對Ⅱ-Ⅱ斷面隧道位移影響較小，開挖完成后最大位移為1.14 mm。Ⅱ-Ⅱ斷面隧道不同位置位移的變化規(guī)律為：仰拱>右拱腰>左拱腰>拱頂。主要原因為Ⅱ-Ⅱ斷面隧道距離右側隧道錨較近，隧道斷面右拱腰與右側隧道錨凈距只有10.2 m，因此，兩側隧道錨在同時開挖的情況下，Ⅱ-Ⅱ斷面隧道右拱腰位移大于左拱腰，第3階段以后，隧道錨洞室開挖掌子面位于隧道下方，因此，隧道錨洞室開挖對隧道仰拱的影響大于拱頂，表現(xiàn)為仰拱位移大于拱頂。

(3)第1～第6階段開挖隧道錨洞室對Ⅲ-Ⅲ斷面和Ⅳ-Ⅳ斷面隧道位移影響較小，第6階段以后，隨著隧道錨開挖深度的增加，Ⅲ-Ⅲ斷面和Ⅳ-Ⅳ斷面隧道的位移也不斷增加，分別為2.22 mm和0.47 mm。隧道錨錨塞體施加后推荷載以后，Ⅲ-Ⅲ斷面和Ⅳ-Ⅳ斷面隧道的位移先減小后增大。隧道錨錨塞體施加后推荷載對Ⅲ-Ⅲ斷面和Ⅳ-Ⅳ斷面隧道仰拱影響較大，隨著后推荷載的增大，仰拱位移變化速率大于拱腰和拱頂，6倍工作荷載以后，仰供位移大于拱腰和拱頂。

6 結論

(1)隧道錨對鐵路隧道安全影響的主要因素為兩洞先后施工順序、兩洞之間距離及爆破開挖振速。

(2)先錨洞后隧道施工方案的安全性相對較好，建議采用先錨后隧施工方案。最大變形均處于軟弱夾層破碎帶，在隧道開挖至軟弱夾層處時應密切關注錨洞的變形，采取縮短開挖進程、加強施工監(jiān)測等措施。

(3)隧道錨抗拔安全系數(shù)由隧道錨與巖體界面間的剪應力所控制，成都側隧道錨抗拔安全系數(shù)為6.0。

(4)隧道錨洞施工對隧道洞口段影響最大，最大位移為2.22 mm。隧道施工超前時，在拉薩側錨洞開挖至120～180 m時應加強對相鄰段近接隧道的位移監(jiān)測。