基于強度折減法的軟硬不均地層隧道開挖方法轉換時機研究

鄧建林

(中鐵隧道集團杭州公司，浙江 杭州　310000)

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基于強度折減法的軟硬不均地層隧道開挖方法轉換時機研究

鄧建林

(中鐵隧道集團杭州公司，浙江 杭州310000)

摘要：為確定隧道穿越軟硬不均地層區段中隔壁臺階法向三臺階七步開挖法的工法轉換時機，以某地下公路隧道為工程背景，考慮掌子面與軟硬地層分界面不同相交位置關系，應用強度折減法對不同工況下隧道安全系數進行計算，獲得掌子面與地層分界面相交位置改變時隧道安全系數的變化規律，通過數值計算，分析不同工況下隧道支護結構的變形及應力特征，進而確定隧道開挖及支護方法轉換的合理時機。研究結果表明：1)當基巖覆蓋拱頂厚度達4 m后，隧道安全系數增長速率減慢并很快進入穩定狀態；2)基巖覆蓋拱頂厚度達3 m后，支護結構變形及應力基本進入穩定狀態；3)確定當基巖覆蓋拱頂厚度為4 m時由中隔壁臺階法轉換為三臺階法，并通過工程實踐對此轉換時機的可靠性進行了驗證。

關鍵詞：隧道；強度折減法；安全系數；軟硬不均地層；工法轉換

0引言

多數隧道施工是在相對單一的地層中進行，當在軟硬不均特殊地層中進行隧道施工時，出于安全、成本及進度等綜合考慮，單一的開挖方法往往不能滿足施工要求[1]，需依據地質情況變化動態地采取適宜的開挖方法。而隧道施工方法的轉換會引起圍巖及支護結構受力狀態的改變，工法轉換時機合理將減輕工法轉換對圍巖及支護結構的擾動影響，保證支護結構體系受力狀態的平穩轉化，而工法轉換時機不當對施工安全產生不利影響，同時本工程受工期限制合理選擇中隔壁臺階法向三臺階七步開挖法轉換時機尤為重要，故針對軟硬不均地層中隧道施工方法合理轉換時機進行研究顯得尤為重要。在軟硬不均地層中的隧道施工國內外研究較少：刁志剛等[1]采用數值模擬及現場監測手段，針對大跨超淺埋隧道穿越軟硬不均地層，提出了“先臺階，后設撐”的隧道施工方法；劉松濤等[2]對軟硬不均地層鐵路隧道下穿既有高速公路的施工方法進行研究，提出了采用“上部中隔墻法”可有效保證隧道施工的安全及進度的結論；張潔溪等[3]對軟硬不均地層中雙側壁導坑法與單拱大空間法適應性進行比選分析，確定了雙側壁導坑法在變形控制方面優于單拱大空間法；劉輝等[4]、朱宏海[5]針對軟硬不均地層盾構施工技術進行了探討；李偉堅[6]對軟硬不均圍巖雙連拱隧道取消仰拱的可行性進行了研究。此外，劉濤等[7]、王旭東等[8]、王志偉等[9]分別對軟硬不均地層車站拆撐安全性、覆跨比及松動壓力進行了研究。已有研究多是側重于軟硬不均地層施工方法的選擇及施工技術的優化，對于施工方法轉換時機的研究涉及較少。

本文以杭州某隧道穿越軟硬不均地層區段為研究對象，基于強度折減法與數值計算，分析掌子面與軟硬不均地層分界面位置關系變化時隧道安全系數及支護結構變形、應力的變化規律，進而確定工法轉換的正確時機。

1工程背景

杭州某地下公路隧道全長14.4 km，分為U型槽段、明挖段、淺埋暗挖段及新奧法段，本文研究的淺埋暗挖段隧道設計為雙線雙向4車道，跨度為12.8 m，高9.7 m，開挖面積為102.8 m2。淺埋暗挖段隧道以V級圍巖為主，總體軟硬不均，地質縱斷面如圖1所示。隨隧道的不斷掘進，凝灰質粉砂巖開始侵入掌子面，掌子面入巖深度不斷增加。原設計采用CRD法、中隔壁臺階法和三臺階七步法施工，各施工方法對應里程如圖1所示。中隔壁臺階法施工，工作面被分割成多處小空間，只能人工或小型機械開挖，嚴重阻礙施工進度。由于隧道埋深較小，且周邊環境復雜，鄰近建(構)筑物眾多，爆破對周邊擾動大，不適宜采用爆破施工。綜合考慮地質條件、圍巖成拱能力、監測數據分析、施工安全及進度等因素的影響，擬提前考慮進行工法轉換，采用三臺階七步法施工。

圖1　地質縱斷面圖

2隧道安全系數分析

2.1強度折減法基本理論

強度折減法在邊坡穩定性分析中的應用已相當成熟，鄭穎人等[10-11]從屈服準則、失穩判據、計算精度等方面對有限元強度折減法在邊坡穩定性分析中的應用進行了系統的研究。近年來，強度折減法逐步被引入到隧道的穩定性研究之中[12]。康石磊等[13]將強度折減法引入剛體平動運動單元上限有限元，針對橢圓形毛洞隧道圍巖穩定性和破壞模式開展計算分析；宋應潞等[14]運用剛度退化的基本原理和方法，將泊松比和彈性模量進行調整，提出變剛度隧道圍巖強度折減法基于強度折減法確定的隧道安全系數可以作為圍巖安全性評價的重要指標。強度折減法按照式(1)和式(2)對其抗剪強度參數進行折減，直到巖體達到極限狀態為止，即可求得安全系數，同時找出圍巖塑性應變發生突變時塑性區各斷面中塑性應變值最大的點，并將其連成線，就可得到圍巖的潛在破壞面[15]。

cF=c0/K。

(1)

φF=tan-1((tan φ0)/K)。

(2)

式中：c0、cF為初始黏聚力和極限狀態黏聚力；φ0、φF為初始內摩擦角和極限狀態內摩擦角；K為安全系數。

2.2計算模型及工況設計

隧道拱頂下沉作為隧道監測的必測項目，是圍巖穩定性評價的關鍵變形控制變量。本文以拱頂下沉發生突變作為隧道發生破壞的判據[15]。數值計算模型所有單元采用統一的折減系數，統計模型在各折減系數下的拱頂下沉量，以拱頂下沉發生突變時的折減系數作為安全系數。計算模型橫向為90 m，豎向總高度為60 m。采用摩爾-庫侖屈服準則，按照平面應變問題來處理，開挖方式為全斷面開挖。將模型豎向簡化劃分為上下2種地層，上層為粉質黏土混碎石層，下層為中風化凝灰質粉砂巖層。地層力學參數如表1所示。

表1　地層力學參數表

為了分析地層分界面與隧道不同相對位置關系時安全系數的變化規律，假定豎向地層分界面與隧底平行時為y=0坐標線，沿模型豎向長度選取如表2所示的14種工況進行分析。計算工況設計圖如圖2所示。

表2　計算工況設計表

圖2　計算工況圖

2.3安全系數分析

部分工況的拱頂下沉隨折減系數變化曲線如圖3所示。以工況8為例說明安全系數的確定方法，圖3(a)為工況8的拱頂下沉隨折減系數變化曲線。由圖3(a)可知，折減系數從1增至 1.4期間，拱頂下沉隨折減系數增大而緩慢增加，兩者基本呈線性關系，表明在此階段圍巖處于彈塑性變形，能夠繼續承受荷載。當折減系數大于 1.4時，拱頂下沉幾乎與縱軸平行，表明臨空面近處圍巖出現剛性位移開始脫離母體而出現松動塌落。由此可求得此工況下隧道的安全系數為1.4。同樣的方法可以確定各工況下隧道的安全系數。部分工況極限狀態時圍巖塑性區分布及潛在破裂面如圖4所示。由圖4可知，各工況下塑性區分布形式基本一致，潛在破裂面基本成“V”字型。由圖4(d)工況11可知，地層分界線位于拱頂以上7.3 m時，圍巖進入極限狀態時，塑性區貫通至地表。

(a) 工況8

(b) 工況9

(c) 工況11

(d) 工況14

Fig.3Variation curves showing relationship between crown settlement and reduction coefficient

圖4　部分工況極限狀態塑性區分布圖及潛在破裂面位置

Fig.4Distributions of plastic zones and locations of potential failure faces

隧道安全系數變化曲線如圖5所示。隨著地層分界面由隧底以下10 m逐漸升高至地表，隧道安全系數變化大致可分為3個階段：1)從工況1—7，即基巖未完全覆蓋掌子面之前，安全系數呈現微小升高趨勢，但總體安全系數水平較低，最大安全系數僅為1.18；2)從工況7—9，即基巖完全覆蓋掌子面階段，安全系數驟然增大，由1.18提高至1.8；3)從工況9—14，即基巖覆蓋拱頂厚度大于3 m以后，安全系數呈現微小升高趨勢，最大值為2.1。上述分析表明，當基巖未完全覆蓋掌子面時，隧道安全系數較低，當粉砂巖地層覆蓋拱頂達到4 m后，安全系數基本進入穩定狀態。

圖5　安全系數變化曲線圖

3支護結構受力及變形特征分析

為了預測及分析隨入巖深度變化圍巖及支護結構應力應變狀態的改變情況，通過有限元計算分別對不同入巖深度各種工況進行二維開挖支護模擬分析。

3.1計算模型及工況設計

模型尺寸、材料參數及設計工況均與2.2節一致，開挖及支護模擬與中隔壁臺階法一致，工況1的計算模型圖見圖6。變形及應力監測點布置圖見圖7。

圖6　計算模型圖

(a) 變形監測點

(b) 應力監測點

3.2變形分析

拱頂下沉、拱腳下沉、地表下沉及隧底隆起值變化曲線見圖8，由圖8可得出以下結論。

1)拱頂及地表下沉的變化曲線大致可以分為4個階段：①從工況1—3，即基巖還未侵入隧道掌子面時，隨著入巖深度的增加，拱頂沉降小幅度減??；②從工況3—6，即基巖出現在掌子面下臺階時，拱頂沉降隨入巖深度的增加快速減?。虎蹚墓r6—8，基巖侵入上臺階后，減小速率降低；④從工況8—14，即基巖完全覆蓋隧道拱頂后，拱頂沉降基本進入穩定狀態。

2)拱腳沉降變化曲線大致可以分為2個階段：①從工況1—7，拱腳沉降值隨著入巖深度的增加而逐漸減??；②從工況7—14，即當基巖覆蓋上臺階拱腳后，拱腳沉降基本進入穩定狀態。①階段向②階段轉換，即工況6—7巖層剛覆蓋拱腳時，拱腳沉降值從3.04 cm減小到0.82 cm，減小幅度最大。

3)隧底隆起變化曲線大致可以分為2個階段：①從工況1—4，即基巖未侵入隧道掌子面時，隧底隆起值隨著入巖深度的增加而逐漸減小；②從工況4—14，即當基巖進入隧道掌子面后，隧底隆起基本進入穩定狀態。

上述分析表明，當基巖覆蓋相應的變形監測點后，各測點的變形值基本進入穩定狀態。

圖8　變形變化曲線

3.3應力分析

選取ABAQUS輸出的與主應力有關的等效應力σs為分析指標，支護結構拱頂、拱腳、中隔壁、臨時仰拱及仰拱位置應力值變化曲線如圖9所示，由圖9可得出以下結論。

1)初期支護拱頂位置應力變化曲線大致可以分為3個階段：①從工況1—4，即基巖未侵入隧道掌子面時，應力值隨著入巖深度的增加而基本處于穩定狀態；②從工況4—7，即當基巖侵入隧道掌子面后，總體上應力呈現逐漸增加趨勢；③從工況7—9，應力值逐漸減小，之后基本進入穩定狀態。①階段向②階段轉換，即工況4—5基巖剛侵入掌子面時，應力值突增，由3.68 MPa增至5.34 MPa，增加幅度達到45%；②階段向③階段轉換，即工況8—9基巖完全覆蓋掌子面時，應力值突減，由5.87 MPa減至3.93 MPa，減小幅度達49%。

2)工況1—7區間，左拱腳處初期支護應力沒有明顯的變化規律，工況3—4、工況5—6均出現突增，當基巖覆蓋隧道拱頂后，應力值先緩慢減小，而后基本進入穩定狀態。臨時支護上應力變化規律同樣不明顯，尤其在工況4—8區間時，呈現突增突減交替發生現象。當基巖完全覆蓋隧道后，此現象逐漸減弱，應力值也基本處于穩定狀態。

3)從工況1—5來看，中隔壁位置應力值總體上也呈現逐漸增加的態勢，當基巖侵入掌子面上臺階后，應力值基本進入穩定狀態。

上述分析表明，當基巖完全覆蓋隧道后，各個位置的支護結構應力都很快進入穩定狀態，而當地層分界面與掌子面相交時，支護結構應力狀態受到較大影響，尤其是對于拱腳及臨時仰拱，應力呈現突增突減交替變化趨勢。工況10即基巖覆蓋拱頂4 m時，拱頂、仰拱及中隔壁測點的應力值基本進入穩定狀態，拱腳與臨時仰拱測點應力先減小而后進入穩定狀態，故可確定應保證基巖覆蓋拱頂4 m后進行工法轉換對支護結構受力影響較小。

圖9　應力變化曲線

4工法轉換時機確定

上述研究表明：當地層分界面與隧道掌子面相交且位置逐漸升高時，隧道安全系數呈增大趨勢，拱頂及地表下沉呈減小趨勢，但均未進入穩定狀態，且支護結構部分位置應力呈突增突減交替變化；當基巖覆蓋拱頂后，各指標均迅速進入穩定狀態；安全系數在地層分界面覆蓋拱頂4 m后增大速率顯著減小，基本處于穩定狀態，支護結構變形及應力在覆蓋3 m后也基本處于穩定狀態?；谏鲜龇治觯C合考慮施工安全、進度等方面因素，認為當基巖覆蓋拱頂4 m后進行工法轉換是較為合適的。

現場施工中按照本文所確定的時機進行工法轉換，將中隔壁臺階法轉換為三臺階七步法開挖，現場實際轉換里程為K13+198.6。現場監測到的拱頂沉降累積變形時程曲線如圖10所示，其沉降速率曲線如圖11所示。由圖10可知，工法轉換后三臺階法施工初期拱頂沉降速率較大，累積沉降迅速增加；但經過15 d后，沉降基本穩定，累計沉降處于可控狀態。工法轉換前采用中隔壁臺階法時拱頂沉降收斂值約為32 mm，轉換后拱頂沉降收斂值約為24 mm；而由圖11可知，經過15 d后，拱頂沉降速率也趨于穩定。由此，本工法轉換時機是合理的，工法轉換后的施工過程中，圍巖基本處于穩定狀態，整體變形可控?，F場實際隧道開挖及支護方法對應里程如表3所示。

(a) 中隔壁臺階法

(b) 三臺階法

圖11　拱頂沉降變形速率時程曲線(2014年)

施工方法 起點里程 終點里程 長度/mCRD法K13+587.1K13+475.6111.5中隔壁臺階法K13+475.6K13+198.6277.0三臺階七步法K13+198.6K12+710488.6

5結論與討論

1)基于強度折減法對地層分界面與隧道不同位置關系的各個工況進行安全系數計算，表明當基巖未完全覆蓋掌子面時，隧道安全系數較低，當基巖覆蓋拱頂達到 4 m后，安全系數基本進入穩定狀態。研究表明，各工況圍巖處于極限狀態時，潛在破裂面基本成“V”字型。

2)支護結構變形及應力隨地層分界面位置的不同而改變，變形變化規律較為明顯，當基巖覆蓋拱頂達3 m后，變形迅速趨于穩定狀態，當分界面與掌子面相交期間，支護結構部分位置應力呈突增突減變化，同樣當基巖覆蓋拱頂達3 m后基本處于穩定狀態。

3)本文通過安全系數及應力變形的變化趨勢確定工法轉換的合理時機，但對于安全系數的控制標準值還有待進一步研究。

4)以往研究多側重于不同地層施工方法的選擇及施工技術的優化，而本文研究立足現場實際問題，對中隔壁臺階法向三臺階七步開挖法轉換時機進行研究，以取得盡早進入三臺階七步開挖法的適宜時機。

5)研究確定當基巖覆蓋拱頂4 m后進行工法轉換，工程實踐中證明此轉換時機合理，工程的安全及經濟效益得到滿足，可為類似工程提供借鑒。

6)本文研究基于軟件模擬，對各工況的沉降和變形缺乏實際數據對比，可進行相應實驗以取得實際數據對本課題進一步研究。

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Study of Excavation Method Conversion Time in Heterogeneous Ground Based on Strength Reduction Method

DENG Jianlin

(Hangzhou Company of China Railway Tunnel Group Co.,Ltd.,Hangzhou 310000,Zhejiang,China)

Abstract:The tunnel safety factors under different construction cases are calculated by means of strength reduction method.The variation rules of tunnel safety factor vs.relationship between rock and soil interface and tunnel working face are obtained.The deformation and stress of tunnel support structure under different construction cases are analyzed by means of numerical calculation;and then the excavation method conversion time is decided.The study results show that:1) The variation speed of tunnel safety factor becomes slow when the distance between crown roof and siltite is larger than 4 m.2) The deformation and stress of support structure becomes stable when the distance between crown roof and siltite is larger than 3 m.3) When the distance between crown roof and siltite reaches 4 m,it is the time for construction method conversion.

Keywords:tunnel;strength reduction method;safety factor;heterogeneous ground;construction method conversion

收稿日期：2016-02-20;修回日期:2016-04-23

基金項目：中鐵隧道集團科技計劃項目(隧研合2013-30)

作者簡介：鄧建林(1968—)，男，四川大邑人，1991年畢業于西南交通大學，隧道與地下工程專業，本科，高級工程師，從事鐵路、公路、市政、地鐵等領域的橋梁、隧道及地下工程等方面的施工管理和技術研究工作。E-mail：djl20088569@126.com。

DOI:10.3973/j.issn.1672-741X.2016.06.004

中圖分類號：U 45

文獻標志碼：A

文章編號：1672-741X(2016)06-0676-07