昝文博,鐘宇健,唐琨杰,馮志華

(1.陜西工業(yè)職業(yè)技術學院土木工程學院,陜西 咸陽 712000; 2.長安大學公路學院,陜西 西安 710064; 3.河北省交通規(guī)劃設計院,河北 石家莊 050011)

泥石流堆積體通常由砂礫、卵石和漂石組成,其間夾雜淤泥質粘土,結構極其松散,孔隙率大[1-3]。一般情況下,交通線路的選擇應盡量避免穿越泥石流堆積體[4],但特殊條件下受高等級公路線形指標和地質條件的制約,隧道不可避免地穿越泥石流堆積體,而選擇合理的開挖工法是保證泥石流堆積體隧道施工安全的前提。

目前許多學者對隧道穿越泥石流堆積區(qū)的加固措施和施工技術等開展了大量的研究工作,取得了一定的研究成果。朱正國等[5-6]依托蘭渝鐵路倉園隧道提出了地表帷幕注漿和洞內大管棚相結合的圍巖加固措施,并采用三維數(shù)值模擬手段對圍巖加固范圍、合理施工方法及施工參數(shù)進行了優(yōu)化;Xiao等[7-8]分析了泥石流堆積區(qū)隧道淺埋偏壓段管棚受力和襯砌開裂機理,并對施工方案進行了對比分析;昝文博等[9-10]將隧道開挖引起的空間位移分為地表沉降、周邊位移和掌子面擠出變形,得到了掌子面縱向影響范圍約為20 m,地表沉降采用塞形曲線擬合度較高的結論。綜合以上分析可知:既有穿越泥石流堆積體隧道工程實例較少,且已有的文獻資料也鮮有關于開挖工法優(yōu)化方面的研究報道,設計和施工技術仍然有待完善。

鑒于此,以國道318線林芝—拉薩段娘蓋村隧道為工程背景,針對優(yōu)化前和優(yōu)化后的開挖工法分別建立精細的隧道動態(tài)分部開挖三維數(shù)值模型,對比分析優(yōu)化后工法在隧道穿越泥石流堆積區(qū)時控制圍巖變形和減小支護結構受力方面的優(yōu)越性。

1 工程背景

1.1 工程概況

娘蓋村隧道是國道318線林芝—拉薩段大斷面一級公路隧道,設計時速為80 km/h,采取上下行分離式隧道設計,左、右線長度分別為510 m和545 m。整個隧道淺埋,暗挖段埋深在7～33 m,洞身段最小凈距16 m。隧道位于尼洋河東側二級階地上,穿過尼洋河三級階地及泥石流堆積區(qū),地形起伏大;圍巖弱膠結或無膠結,中密-密實結構,富含地下水,隧道暗挖部分基本都為密實漂卵石地層,屬于Ⅴ級圍巖。娘蓋村隧道右線地質縱斷面如圖1所示。

圖1 娘蓋村隧道右線地質縱斷面圖Fig.1 Geological profile of Nianggai village right line tunnel

1.2 地層地質條件

圖2 掌子面開挖揭露圍巖狀況Fig.2 Surrounding rock of tunnel face

2 開挖工法優(yōu)化

2.1 優(yōu)化工法的提出

三臺階七步開挖法因其施工安全效率高,且不需要臨時支護,同時能夠滿足大型機械施工等優(yōu)勢在大斷面隧道施工中得到了普遍應用。但是若要將其推廣應用至泥石流堆積體隧道施工中,尚應結合堆積體圍巖的特點進行適當改進,需要解決以下問題:(1)臺階數(shù)量必須保證側壁及掌子面前方圍巖的穩(wěn)定;(2)臺階長度必須滿足掌子面施工距離的要求,同時能夠提供大型機械開挖必要的空間;(3)開挖工法與支護體系互相結合,解決鎖腳錨桿(管)錨固性能不牢靠的問題。

鑒于三臺階七步開挖法在泥石流堆積體隧道施工中存在的以上問題,文獻[12]中提出了一種三臺階互補循環(huán)式開挖方法。該方法中上臺階弧形導坑預留核心土;中臺階左右分幅錯開施工,中部中拉槽;下臺階左右分開,中間為走道;中下臺階施工完成后及時進行渣料回填,穩(wěn)固拱腳。其開挖示意圖如圖3所示。

圖3 互補循環(huán)式開挖工法示意圖Fig.3 Schematic diagram of complementary circulating excavation method

圖3中數(shù)字代表開挖部位,1～9分別為上臺階弧形導坑、上臺階核心土、中臺階核心土、中臺階左開挖、中臺階右開挖、下臺階左開挖、下臺階右開挖、下臺階中間部位開挖、仰拱開挖;Ⅰ 代表弧形導坑支護,Ⅱ～Ⅴ 分別代表中臺階和下臺階左、右兩側對應的支護,Ⅵ 代表仰拱部分對應的支護?；パa循環(huán)式開挖工法其特點在于實現(xiàn)了鎖腳錨桿(管)與拱腳回填的優(yōu)勢互補,達到了不同開挖步驟中渣土回填的交替循環(huán)。

2.2 優(yōu)化工法數(shù)值仿真

通過數(shù)值模擬實現(xiàn)開挖工法優(yōu)化的關鍵在于施工階段的模擬。根據(jù)前述優(yōu)化的工法建立有限元數(shù)值模型進行對比,優(yōu)化后模型建立在優(yōu)化前模型的基礎上,對施工步驟進行改變(見圖4)。相比于優(yōu)化前模型,將中臺階、下臺階分為3個部分(見圖4(a))。開挖步驟詳述如下:第2階段開始進行上臺階環(huán)形區(qū)域開挖(見圖4(b));第6階段開始進行中臺階開挖以及上臺階核心土開挖(見圖4(c));第7階段開始中臺階右部回填(見圖4(d));第8階段開始進行中臺階左部回填(見圖4(e));第16階段開始進行下臺階開挖,并開挖中臺階左部、中臺階右部(見圖4(f));第17階段開始下臺階右部和左部回填(見圖4(g));第26階段開始仰拱的開挖與施做,同時開挖下臺階回填土(見圖4(h))。

圖4 優(yōu)化后工法開挖步驟數(shù)值仿真Fig.4 Numerical simulation of optimized excavation procedure

3 優(yōu)化開挖工法驗證

3.1 圍巖總體變形比較

優(yōu)化前和優(yōu)化后模型計算完成后,分別提取最終階段的圍巖豎向和水平位移云圖,如圖5、圖6所示。由圖5、圖6可以看出:開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后的拱頂沉降分別為26.8 mm和16.4 mm,優(yōu)化后拱頂沉降減小了38.8%;優(yōu)化前和優(yōu)化后的周邊圍巖水平收斂分別為16.84 mm和10.7 mm,優(yōu)化后水平收斂減小了36.5%;開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后的仰拱隆起分別為45.6 mm和29.3 mm,優(yōu)化后工法仰拱隆起減小了35.7%。相比三臺階七步開挖法,優(yōu)化后的工法采用反壓回填措施以保證拱腳部位的穩(wěn)定,表明優(yōu)化后的工法在控制圍巖豎向位移和水平位移方面具有較大的優(yōu)勢。

圖5 開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后圍巖豎向位移對比Fig.5 Comparison of the vertical movements of surrounding rock for the optimized and original excavation method

圖6 開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后圍巖水平位移對比Fig.6 Comparison of the horizontal movements of surrounding rock for the optimized and original excavation method

3.2 地表沉降比較

開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后的隧道地表區(qū)域沉降如圖7所示。由圖7可以看出:開挖工法優(yōu)化前地表區(qū)域的沉降為7.25～20.1 mm,開挖工法優(yōu)化后地表區(qū)域的沉降為4.98～11.2 mm,優(yōu)化后的地表沉降最大值僅為原設計方法的60%左右。由此可見,優(yōu)化后的工法對于控制地表沉降效果非常顯著。

圖7 開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后地表區(qū)域沉降Fig.7 Surface settlement for the optimized and original excavation method

3.3 支護結構受力比較

提取隧道開挖完成后最終階段的初期支護彎矩和錨桿軸力分別如圖8、圖9所示。由圖8、圖9可以看出:開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后的隧道支護彎矩最大值分別為51 kN·m和37.9 kN·m,優(yōu)化后隧道支護彎矩減小了25.7%;開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后的錨桿軸力最大值分別為895 kN和539 kN,優(yōu)化后隧道錨桿軸力減小了39.8%。

圖8 開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后初期支護彎矩Fig.8 Bending moment of supporting structure for the optimized and original excavation method

4 結論

(1) 針對三臺階七步開挖法在泥石流堆積區(qū)隧道開挖方面存在的不足,提出了三臺階互補循環(huán)式隧道開挖工法,其特點在于實現(xiàn)了鎖腳錨桿與拱腳回填的優(yōu)勢互補,達到了不同開挖步驟中渣土回填的交替循環(huán)。

圖9 開挖工法優(yōu)化前和優(yōu)化后錨桿軸力Fig.9 Axial force of bolt for the optimized and original excavation method

(2) 通過建立精細的優(yōu)化前和優(yōu)化后隧道動態(tài)分部開挖數(shù)值模型,對比分析驗證了優(yōu)化后工法在控制圍巖總體變形、地表區(qū)域沉降以及支護結構受力等方面的顯著優(yōu)勢。

(3) 相比三臺階七步開挖法,優(yōu)化后工法的拱頂沉降和水平收斂分別減小了38.8%和36.5%;地表沉降最大值僅為原設計方法的60%左右;支護結構彎矩和錨桿軸力分別減少了25.7%和39.8%。