小凈距并行隧道施工對策可行性研究

謝東東, 江書華, 閆飛躍

(西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室,四川成都 610031)

0 引言

隧道工程對于改善路線線形、節省占地、緩解交通壓力有著重要意義,同時勢必面臨諸多近接施工問題。其中,并行隧道近接是一種極為常見的近接施工類型,如雙洞公路隧道的左、右線、雙洞單線鐵路隧道的左、右線、雙洞單線地鐵區間隧道以及既有隧道旁增建二線的鐵路等均構成并行近接的關系。

目前,國內外學者對并行隧道近接施工的影響規律及施工措施開展了諸多研究。仇文革[1]、何永成[2]對兩隧道平行近接施工的影響分區劃分進行了研究,提出影響分區標準劃分主要受圍巖力學特征、新建結構及尺寸、新建結構與既有隧道的位置關系、地質條件等因素影響。在地鐵雙線盾構隧道方面,將采用有限元及離散元等數值計算軟件模擬的結果與現場實測數據結合進行對比,獲得了地表及地層沉降變形規律及機理[3-9]。尹成虎[10],王振田[11],王建國等[12]針對實際工程具體分析,通過數值模擬對施工順序及工序進行比選獲得最優方案。張建新等[13]采用ABAQUS對不同加固方式下小間距平行盾構隧道掘進過程進行動態模擬,認為注漿加固對限制豎向位移較顯著,臺車支護對限制先行隧道側向位移效果顯著。魯嘯龍等[14]采用全過程施工模擬的方式在靜力和動力兩方面對既有隧道受到的影響進行研究,得出新建隧道施工中既有隧道位移和主應力增量曲線表現為“S”形,且迎爆側的振動是影響施工安全的主要因素。H.N.-Wang等[15]給出了兩個相鄰圓形隧道在粘彈性巖石中連續開挖時產生的應力和位移的解析解,該解與有限元分析結果具有較好一致性。Michael Vinod等[16]利用PLAXIS進行淺埋軟弱地層中圓形和矩形雙隧道襯砌表面沉降和彎矩的數值研究,得出矩形隧道襯砌最大彎矩高于圓形,但其具有較小沉降量,適用于淺埋軟弱地層。

然而對于小凈距并行隧道的礦山法施工對策措施研究較少,本文以重慶曾家巖嘉陵江大橋北側并行隧道工程為研究背景,采用數值模擬與現場監測相結合的方法研究小凈距并行隧道施工對策的可行性,分析了該工況下的地表沉降以及先行隧道拱頂沉降的演變規律,進而得到其近接影響范圍,對以后類似工程具有一定的參考意義。

1 工程概況

重慶市曾家巖嘉陵江大橋工程北側主線隧道出口段某區間段并行隧道最小凈距2.94 m,兩隧道間凈距2.94～5.49 m的長度段達39.6 m,該段為典型的小凈距并行隧道,兩隧道施工相互影響強烈。左線隧道洞徑為15.16 m,右線隧道洞徑為14.74 m,左右線隧道的平面位置關系見圖1。隧道埋深為9.0～15.0 m,處于Ⅳ級圍巖中,沿線覆蓋層為素填土、下伏基巖以砂巖為主,局部含泥巖薄層,地形受到人工改造強烈原始地貌變化較大,地面高低起伏,隧道埋深較小,成洞條件并不理想。

圖1 平面位置關系

該段設計采用CD法非爆破開挖,左線為先行隧道,右線為后行隧道。兩隧道設計支護設計相同,預加固措施為長4.0 m間距0.4 m的A42超前小導管;初期支護采用26 cm厚的C25噴射混凝土、間距0.5 m的I20b工字鋼、網格大小20 cm的A6鋼筋網片和長4.0 m間距1.0 m梅花形布置的C22砂漿錨桿;二次襯砌為60 cm厚的C35模筑混凝土;臨時支撐采用15 cm厚的C25噴射混凝土、間距0.5 m的I18工字鋼、網格大小20 cm的A6鋼筋網片和長1.5 m間距1.0 m梅花形布置的C22砂漿錨桿。

2 對策措施作用機理

為凸顯針對該段的施工對策措施,本文選取該線路中地質、斷面尺寸相近且凈距為22.0 m的隧道區間,將其定義為普通段,將小凈距并行隧道區間定義為近接段,將兩者的施工對策措施進行對比,兩者施工對策措施見表1。

表1 施工對策措施

為保證近接施工過程中結構安全性,一般從3方面采取措施:①減小施工擾動;②對夾巖進行加固;③對既有結構進行加固。由表1對比可知:

(1)CD法相對于臺階法開挖工作面小,圍巖土體卸荷小,有利于控制變形,保障隧道結構穩定。

(2)非爆破開挖能有效減小兩隧道開挖對土體的二次擾動,保護圍巖的完整性,同時防止先行隧道結構受到爆破振動破壞。

(3)超前小導管相對于超前錨桿對夾巖的預加固效果更好,其利用帶孔導管注入漿液,使漿液滲透到有效范圍,改善地層力學參數,加固圍巖提高其承載能力。

(4)近接段各項支護設計均有所加強。這既是對先行隧道結構的加固措施,又是降低后行隧道開挖支護后續變形影響的方式。

3 數值模擬分析

3.1 模型尺寸及參數選取

本文采用有限差分軟件FLAC3D模擬靜力開挖,模擬分為2種工況,工況一采取表1中近接段施工措施,工況二采取表1中普通段施工措施。

基于工程概況對計算模型進行一定簡化,采用單一土層,建模時不考慮超前支護以及砂漿錨桿的作用。模型的幾何尺寸為橫向120.0 m、縱向40.0 m、豎向54.0～60.0 m,隧道埋深取9.0～15.0 m,兩隧道間凈距取3.0 m,有限元計算模型見圖2。圍巖、支護結構均采用實體單元模擬,圍巖服從摩爾-庫倫屈服準則,支護結構視為線彈性體,前后左右面受水平約束,底面受豎向約束,計算僅考慮自重應力場。

圖2 有限元計算模型

采用隧道模擬中常用的等效原理,將噴射混凝土、鋼筋網、鋼拱架組成的結構體看成一種復合結構體,其彈性模量理應由各組成材料按照一定的比例累加而成[18]。假設等效之后初期支護結構的彈性模量為E,其計算式為式(1)。

(1)

式中:E0為C25噴射混凝土彈性模量;Eg為鋼拱架彈性模量;Sg為鋼拱架截面面積;x為鋼拱架間距;y為初支厚度。計算中Ⅳ級圍巖及支護結構的物理力學參數依據TB-10003-2016《鐵路隧道設計規范》[19]進行選取,并根據表1參數代入公式(1)計算,得出各材料參數如表2所示。

表2 模型參數取值

3.2 施工過程模擬

2種工法均按照每步進尺1.67 m進行模擬,均在先行隧道施工完畢后開挖后行隧道。對于CD法,首先CD1開挖5 m,然后CD1和CD2同時開挖,CD1比CD2超前5 m,以此類推,前一開挖面超前后開挖面5 m,直至開挖完畢,最后拆除臨時支撐的同時施作二襯。對于臺階法,首先上臺階開挖5 m,然后上臺階和下臺階同時開挖,直至開挖完畢施作二襯。CD法和臺階法斷面見圖3、圖4。

3.3 監測項目

基于計算模型的幾何對稱性以及工程概況,避免邊界效應影響,選取近接段區間隧道的正中斷面作為數值模擬監測斷面,主要監測項目為地表沉降曲線、正中斷面兩隧道中心對稱軸上地表監測點沉降以及先行隧道拱頂沉降,監測斷面及測點示意如圖5所示。

圖5 監測斷面及測點示意

3.4 數值計算結果分析

3.4.1 對比分析

對比2種工況旨在研究采取近接施工措施是否能更好地控制近接施工影響,保障施工安全,不從施工成本和工期影響的角度進行討論。

模擬施工過程不同階段各關鍵點位移值如表3所示,拱頂沉降從先行隧道CD1開挖至監測斷面開始累積。先行隧道施工完畢時,工況一相比于工況二先行隧道拱頂沉降減少了21.2%,地表最大沉降減少了26.3%;后行隧道施工完畢時,工況一相比于工況二先行隧道拱頂沉降減少了19.2%,地表最大沉降減少了24.2%;在后行隧道施工引起的變形增量上,工況一相比于工況二先行隧道拱頂沉降增量減少了16.6%,地表最大沉降增量減少了20.7%。結果表明,采取近接施工措施對各關鍵點變形控制效果顯著,能有效降低近接施工影響,保證結構的安全性。

表3 關鍵點計算位移 單位:mm

3.4.2 近接措施下地表沉降分析

近接措施下監測斷面地表沉降曲線見圖6,地表沉降曲線呈現“V”形,影響范圍在距中心對稱軸35 m內。隨著后行隧道開挖,凹槽從先行隧道中線向兩隧道中心擴張,最終曲線谷底略微靠近先行隧道一側,這是因為先后行隧道開挖對圍巖造成“群洞疊加效應”引起的。為此,將地表沉降曲線A、B相減得到因后行隧道施工引起的沉降曲線C,可見曲線C的凹槽略大于曲線A,這是因為后行隧道開挖對圍巖造成二次擾動,且擾動程度更大,圍巖完整程度進一步降低引起的。

提取兩隧道中心對稱軸上地表沉降監測點的變形數據,作其施工全過程沉降曲線如圖7所示。由圖7可知:

圖7 地表監測點沉降曲線

(1)先行隧道開挖后監測點沉降為2.62 mm,后行隧道開挖后監測點沉降為6.47 mm,近接施工引起的沉降增量為3.85 mm,占總比例的59.5%,大于50%,究其原因與上述曲線C形成原因一致。

(2)從2條曲線走勢可見,曲線近似呈“S”形,CD1開挖面距監測斷面10 m時,地表沉降速率增大;CD3開挖面距監測斷面5 m時,地表沉降速率進一步增大;隨著開挖繼續推進,沉降速率逐漸減小,沉降量趨于穩定,在拆除臨時支撐施作二襯期間,沉降量小幅度增加。

3.4.3 近接措施下拱頂沉降分析

近接措施下先行隧道拱頂沉降量從先行隧道CD1開挖至監測斷面開始累積,作其施工全過程沉降曲線如圖8所示。由圖8可知:

圖8 先行隧道拱頂沉降曲線

(1)對應于先行隧道開挖的曲線,先行隧道拱頂沉降在CD1開挖面經過監測斷面后,沉降速率稍有減小,在CD3開挖面到達監測斷面附近時沉降速率突然增大,隨后沉降曲線趨于收斂,在拆除臨時支撐施作二襯期間,沉降量小幅度增加。

(2)對應于后行隧道開挖的曲線,其曲線走勢與地表監測點沉降曲線走勢基本一致,CD1、CD3開挖面經過監測斷面附近時對先行隧道拱頂沉降產生強影響。

(3)先行隧道開挖后拱頂沉降為4.31 mm,后行隧道開挖后拱頂沉降為7.93 mm,近接施工引起的沉降增量為3.62 mm,占總比例的45.6%,說明該工況下的并行隧道近接施工影響較強,但在近接措施下,先行隧道拱頂沉降得到有效控制。

3.4.4 近接措施下結構變形分析

近接措施下,對比后行隧道開挖前后先行隧道監測斷面變形,作放大系數為2000的初支外輪廓變形如圖9所示。由圖9可知,拱頂變形明顯且靠近后行隧道一側變形較大,先行隧道邊墻變形很小,整體略微向后行隧道一側偏移,這可能是由于后行隧道開挖使圍巖應力向后行隧道一側釋放而產生形變。

圖9 先行隧道監測斷面變形

4 現場監測

實際施工中采取了表1近接施工對策措施,并選取有代表性且與數值模擬相對應的區間隧道正中斷面布置測點,使用水準儀、全站儀、土壓力盒等儀器進行地表沉降、拱頂沉降、圍巖壓力量測。量測方法與量測頻率嚴格按照設計規范進行,收集數據分析圍巖支護的變形受力情況。

4.1 變形分析

將現場實測數據與數值模擬結果進行對比分析,作現場實測與數值模擬地表沉降對比如圖10所示,先行隧道拱頂沉降對比如圖11所示。

圖10 地表沉降實測與模擬對比

圖11 先行隧道拱頂沉降實測與模擬對比

根據圖10、圖11可得出:

(1)現場實測數據顯示,地表沉降曲線呈現“V”形,谷底偏向先行隧道一側;并且后行隧道CD1開挖面距監測斷面10 m時,先行隧道拱頂開始受到影響,拱頂沉降曲線呈現“S”形。這與數值模擬得到的規律基本吻合,能較好地反映小凈距并行隧道施工地表沉降及拱頂沉降的演變規律。

(2)現場監測到的最大地表沉降為8.6 mm,先行隧道拱頂沉降增量為4.2 mm,各值均滿足設計要求,近接施工對策措施是切實可行的。

(3)各項變形實測值均略大于模擬值,主要原因為數值模擬進行簡化選用了單一土層而實際土層存在各向異性,同時是數值模擬的支護是瞬時起作用的,而實際施工的支護需要凝結時間才有一定強度。并且,有限元分析時單元采用的假設形函數,會造成剛度偏大,變形偏小,因此就算是完全重現實際情況,數值模擬也會小于實際。

4.2 圍巖壓力分析

各測點土壓力變化如圖12所示,先行隧道土壓力盒測點布置如圖13所示。各測點土壓力變化曲線呈現“S”形,在后行隧道CD1開挖面距監測斷面10 m時,先行隧道土壓力開始受到影響,隨著后行隧道推進,先行隧道土壓力趨于穩定。土壓力變化量均小于20 kPa,可見近接措施現場實施效果好,將后行隧道施工對先行隧道圍巖壓力的影響控制在較小范圍。

圖12 先行隧道土壓力變化

圖13 土壓力盒測點布置

5 結論與建議

本文以重慶市曾家巖嘉陵江大橋北側小凈距并行隧道工程為背景,采用數值模擬和現場監測的方法對小凈距并行隧道施工的對策措施及影響進行了分析,得出幾點結論。

(1)針對小凈距并行隧道施工,CD法非爆破開挖、超前小導管、加強支護設計等施工措施是切實可行的,能有效控制并行隧道近接施工引發的變形量,保證隧道施工運營中的安全性。

(2)小凈距并行隧道施工引起的地表沉降曲線呈現“V”形,曲線谷底略微靠近先行隧道一側。

(3)后行隧道施工過程中,先行隧道變形受力曲線呈現“S”形,具有顯著規律性,后行隧道開挖面距先行隧道10 m時,先行隧道開始受到較強近接施工影響。

本文結合數值模擬及現場監測研究對策措施,總結出小凈距并行隧道地表沉降、拱頂沉降演變規律,可供類似工程參考。僅從安全角度研究措施是否可行,未從經濟及工期方面考慮對措施進行優化,建議可從多角度如支護結構內力等出發,研究針對小凈距并行隧道的安全省時經濟的對策措施。