淺埋暗挖大斷面風道端墻支護優化研究

陳學龍

淺埋暗挖大斷面風道端墻支護優化研究

陳學龍

以青島地鐵3號線中山公園站1號風道工程為依托，通過理論計算與數值模擬相結合的方法，對淺埋暗挖大斷面風道端墻進行支護優化分析，提出了全長注漿錨桿+鋼筋帶的支護方案。研究表明，優化方案的端墻最大變形值減小了19.3%，塑性區主要控制在端墻后方2 m范圍內，起到了良好的加固效果。

地鐵；淺埋暗挖風道；端墻支護；優化分析

近年來，隨著我國城市地鐵建設的快速發展，淺埋暗挖大型地鐵工程正受到越來越多的關注。國內外學者對該領域的研究主要集中于地鐵車站的設計施工及圍巖穩定性分析方面，而很少涉及與車站相連風道的支護優化研究。尤其是對于淺埋暗挖大斷面風道端墻，其臨空面過大，同時受到風道與主體車站施工荷載與爆破震動的影響，極易產生滑動和坍落，如果支護形式不合理或支護參數不當極易發生失穩破壞。本文以青島市地鐵3號線中山公園站1號風道工程為依托，對淺埋暗挖大斷面風道端墻進行支護優化分析，以期為青島市地鐵工程后期設計與施工提供技術參考和科學依據。

1 工程概況

青島市地鐵3號線中山公園站位于八大關風景區內，地面人車流量較大，周圍建筑物多為古建筑群，地表沉降控制較為嚴格。1號風道全長約35 m，設計為通風單層結構雙層暗挖風道，采用拱頂直墻斷面，中隔壁CRD法施工，復合式襯砌結構，開挖寬度13.6 m，高16.3 m。風道拱頂超前支護采用Ф42 mm L=3.5 m超前注漿小導管，環距0.4 m，排距1.0 m；初期支護采用Ф22 mm L=3.5 m砂漿錨桿，間距1.2 m×0.5 m梅花形布置，鋼筋網為Ф8 mm間距200 mm×200 mm，噴射混凝土厚度為300 mm；中隔壁CRD法臨時支撐采用I22工字鋼，間距0.5 m；二襯采用850 mm厚C45防水鋼筋混凝土。

風道上部覆層主要為第四系和全風化及強風化花崗巖，厚度為9～12 m，巖層分布不規律，裂隙發育，圍巖級別為Ⅲ～Ⅴ級。地下水主要為基巖裂隙水，分布不均勻，涌水量和透水性受巖體風化程度和構造裂隙的影響。1號風道支護結構和地層情況如圖1所示。

2 風道端墻支護參數計算

2.1 端墻圍巖壓力計算

1號風道上部圍巖主要為松散的無黏性巖土體，拱頂垂直壓力可以按巖柱理論進行計算，端墻水平壓力采用水土分算，按朗肯主動土壓力理論來計算。

結合本工程的地質參數，計算得出1號風道端墻的圍巖壓力分布如圖2所示。

圖1 1號風道支護結構及地質情況

圖2 1號風道端墻圍巖壓力分布 （單位：kN/m）

2.2 端墻支護參數計算

1號風道端墻的臨空面過大，圍巖風化破碎嚴重，同時受到1號風道與主體車站施工爆破荷載的影響，容易發生剪切破壞失穩，因此，需要確定安全合理的錨桿支護參數。

假定砂漿錨桿對洞壁提供的支護阻力受砂漿與圍巖之間的抗剪強度所控制，并且在其接觸面上的剪應力分布是均勻的，則砂漿錨桿的設計長度計算公式如下：

式（1）中，La為錨桿錨固段長度；Pg為砂漿錨桿需要提供的支護阻力；k為安全系數；τg為砂漿與圍巖間的粘結強度；dg為錨桿孔直徑，本工程Ф22 mm砂漿錨桿的錨桿孔直徑dg=42 mm。

根據GB50086-2001《錨桿噴射混凝土支護技術規范》，對于永久錨桿安全系數取k=2，τg=10 MPa；根據圖2，風道端墻的最大圍巖壓力作用于端墻底部，即σE=186.909 kN/m，因此，砂漿錨桿至少需要提供的支護阻力Pg=186.9 kN/m。將這些參數帶入公式（1）得錨桿錨固段長度：

根據T B10003-2005《鐵路隧道設計規范》可知，當錨桿計算長度La=3.0 m，錨桿縱橫向平均間距i=1.0 m時，錨桿的實際長度取L=3.5 m。因此，1號風道端墻采用Ф22 mm L=3.5 m全長注漿砂漿錨桿，間距1.0 m×1.0 m。

2.3 風道端墻支護優化

根據上述1號風道端墻的錨桿參數計算，結合現場施工要求與經驗，對原支護方案進行優化設計。

2.3.1 原支護方案——注漿小導管+格柵鋼架支護

1號風道端墻原支護形式為注漿小導管+格柵鋼架支護（圖3），注漿采用L=4 m Ф42 mm小導管，間距1 m×0.5 m，梅花形布置。格柵鋼架采用4根Ф28 mm鋼筋為1榀，每榀間距為0.5 m，格柵之間橫向連接筋采用Ф22 mm間距0.3 m雙側布置。端墻內外側設Ф8 mm間距200 mm×200 mm鋼筋網，搭接長度200 mm。中間臨時支撐采用I22工字鋼型鋼架。

圖3 原支護方案：注漿小導管+格柵鋼架支護（單位：mm）

2.3.2 優化方案——錨桿+鋼筋帶支護

優化方案如圖4所示，錨桿為Ф22 mm全長注漿砂漿錨桿，長度L=3.5 m，間距1.0 mm×1.0 mm，梅花形布置；錨桿托盤規格為200 mm×200 mm×6 mm；鋼筋帶由Ф22 mm圓鋼焊接而成，規格為180 mm×250 mm，間距0.5 m。

錨桿與鋼筋帶嵌合作用形成一個整體結構，當風道端墻發生變形時，該支護體系既可以在豎向鎖緊各巖層，防止其發生滑動，又可以在橫向產生約束(壓應力)，增強端墻面的穩定性。

3 數值計算分析

3.1 計算模型

建立的計算模型長、寬、高尺寸為80 m×40 m×60 m，邊界條件為上邊界為自由面，四周受水平約束，底面為豎向約束。隧道圍巖采用Mohr-Coulomb彈塑性模型，初期支護和二次襯砌采用實體彈性模型，錨桿支護采用cable單元，鋼支撐采用liner單元，超前小導管通過提高其加固區的圍巖參數來等效（圖5）。

圖4 優化方案：錨桿+鋼筋帶支護（單位：mm）

圖5 計算模型

3.2 計算結果分析

本節分別對上述2種不同支護方案情況下風道開挖后的風道端墻位移及端墻塑性區分布進行數值模擬分析。

3.2.1 風道端墻位移

圖6給出了風道開挖后2種支護方案下的臨空面水平位移分布情況，可以看出：

圖6 風道端墻水平位移分布情況 （單位：m）

（1）2種支護方案的最大水平位移均出現在端墻中間部位，呈眼鏡狀分布。這是由于風道開挖采用3臺階中隔壁CRD法施工，斷面中間設有中隔壁型鋼支撐，能夠限制圍巖變形，且下臺階處于中風化巖，圍巖穩定性較高，因此，端墻最大位移出現在中臺階兩側；

（2）優化后支護方案的變形范圍小于原支護方案，臨空面最大變形值由7.644 mm減小至6.171 mm，減幅為19.3%，說明優化后支護方案對端墻圍巖變形的控制效果較好。

圖7給出了風道端墻測線A B（見圖6a）的水平位移情況，可以看出：

圖7 風道端墻測線AB水平位移曲線

（1）沿風道拱頂向下，臨空面水平位移分別在上臺階與中臺階中部呈現2個峰值，這是由于中隔壁CRD法鋼支撐的支護作用；

（2）在下臺階水平變形保持平穩，這是由于距拱頂10 m處為強風化巖與中風化巖的分界面，中風化巖剛度較大，圍巖自穩能力較好。因此，在選取支護方案時要考慮地質因素的影響，根據不同的地層條件選取相應的支護參數。

3.2.2 風道端墻塑性區分布

圖8給出了風道開挖后端墻塑性區分布情況，由圖8可以看出：

（1）2種支護方案的端墻塑性區都集中分布在上臺階與中臺階位置，下臺階基本沒有進入塑性狀態，說明下臺階處于中風化巖中，巖體力學性質明顯改善，抗剪強度顯著提高；

（2）采用原支護方案時，端墻后方大約2 m范圍處于塑性剪切狀態，中臺階中間區域塑性區發展至4 m范圍，可能會影響到注漿小導管的錨固效果；

（3）采用優化支護方案時，端墻圍巖塑性區明顯減小，塑性區主要集中在2 m范圍內，可見采用L=3.5 m全長注漿砂漿錨桿能夠滿足安全要求。

4 結論

根據現場施工要求和地質情況，本工程1號風道端墻采用了優化支護方案，即錨桿+鋼筋帶支護體系，該方案主要有以下優點：

圖8 風道端墻塑性區分布情況

（1）原支護方案中的格柵鋼架只是被動地承受圍巖壓力和防止破碎巖石坍落，而優化方案中的錨桿支護則是通過錨入圍巖內部，改變圍巖本身的力學狀態，形成一個整體穩定的加固圈，發揮錨桿與圍巖的共同作用；

（2）1號風道端墻處巖層近似為垂直走向，打入錨桿后恰好可以發揮其組合梁作用。通過錨桿將各層巖體錨固成組合梁，使巖層間的摩擦阻力明顯增大，從而防止端墻發生滑動破壞；

（3）采用全長注漿砂漿錨桿加固端墻，可以充分發揮錨桿的膠結作用，使端墻后方強風化巖體形成整體，防止端墻滑動面的產生；

（4）工程實踐表明，優化后支護方案施工便捷，減輕了勞動力強度，有利于機械化操作，提高了施工速度，同時可以節省支護費用，取得了良好的經濟效果。

（5）現場實際監測表明，1號風道端墻水平位移較小，最大變形量出現在中臺階中部，其值為6.6 mm，與數值計算結果基本一致；鋼筋帶基本無變形，端墻圍巖未出現開裂或滑移現象，拱部全、強風化花崗巖膠結良好形成整體，達到了預期的支護效果；采用優化支護方案，加快了施工速度，節約了支護成本。

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[5] GB50086-2001 錨桿噴射混凝土支護技術規范 [S]. 2001.

[6] TB10003-2005 鐵路隧道設計規范[S]. 2005.

責任編輯 朱開明

Study on Support Optimization for End Wall of Large Profi le Duct of Shallow Depth Excavation

Chen Xuelong

Taking the Zhongshan Park duct 1 works on Qingdao Metro Line 3 as an example, the paper uses the method of theoretical calculation and numerical simulation, and optimizes the analysis of the support structure of the large section duct. The results show that the maximum deformation value of the end wall is reduced by 19.3% by using the optimized option, and the plastic zone is mainly controlled by the end wall in the 2 m range, which has a good effect.

metro, shallow buried tunnel, end wall support, optimization analysis

U455

2015-06-29

陳學龍： 中鐵十七局集團第一工程有限公司，工程師，山西太原 030032