破碎地層交叉隧道開(kāi)挖穩(wěn)定性研究與控制

陳淑珍 孫敬濤

（重慶工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院，402260，重慶∥第一作者，講師）

在地鐵修建過(guò)程中，遇到超大斷面隧道、交叉隧道及疊落隧道等復(fù)雜情況時(shí)，如未采用有效的加固措施和預(yù)處理方案，很容易造成掌子面失穩(wěn)破壞，引發(fā)地面沉降甚至人員傷亡［1-4］。傳統(tǒng)的交叉點(diǎn)隧道施工常采用砌碹、鋼梁棚式或者錨桿支護(hù)等柔性支護(hù)方式，但這類支護(hù)在松散破壞的巖層中易發(fā)生較大變形，對(duì)隧道穩(wěn)定性造成一定威脅。

現(xiàn)階段在交叉隧道開(kāi)挖穩(wěn)定性與支護(hù)措施等方面的研究頗多。文獻(xiàn)［5］利用相似模型試驗(yàn)來(lái)分析交叉隧道開(kāi)挖引起的周邊圍巖位移響應(yīng)規(guī)律，得出了圍壓位移變化規(guī)律。文獻(xiàn)［6］結(jié)合交叉隧道采用雙側(cè)壁導(dǎo)坑施工法，分析了交叉隧道的施工步序?qū)χ虚g巖柱穩(wěn)定性的影響，得出了合理的施工步序。文獻(xiàn)［7］利用有限差分法分析了極小凈距交叉隧道施工采用注漿加固措施的可行性，并得出最優(yōu)支護(hù)方案。可見(jiàn)，針對(duì)交疊隧道或平行隧道的加固措施研究較多，但對(duì)交叉隧道存在中間巖柱的支護(hù)措施研究不多。

本文以地質(zhì)環(huán)境復(fù)雜的青島地鐵3號(hào)線出入場(chǎng)線交叉隧道為工程背景，分析隧道開(kāi)挖過(guò)程中的中間巖柱破壞機(jī)理，提出了3種支護(hù)方案，并對(duì)比各方案的加固效果，為工程安全、高效、優(yōu)質(zhì)施工提供理論指導(dǎo)。

1 交叉隧道破壞機(jī)理

1.1 隧道交叉點(diǎn)拱頂失穩(wěn)破壞

地鐵區(qū)間隧道一般采用直墻拱的形式，上部拱頂結(jié)構(gòu)受力合理，可有效避免應(yīng)力集中［8-9］。如圖1所示，2個(gè)斜交的隧道會(huì)在相遇位置形成相貫線，使隧道拱頂結(jié)構(gòu)的完整度遭到破壞，無(wú)法形成受力結(jié)構(gòu)良好的拱形。當(dāng)上部壓力較大時(shí)，應(yīng)力無(wú)法向兩側(cè)圍巖穩(wěn)定傳遞，從而在兩拱相交處形成應(yīng)力集中，造成支護(hù)結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性破壞。因此，在交叉隧道相遇范圍內(nèi)，若拱結(jié)構(gòu)得不到有效加固，則不能將頂部壓力有效拴縛在上部穩(wěn)定圍巖或傳遞至兩側(cè)基巖上，極易引起拱頂較大沉降位移。

圖1 交叉隧道平面示意圖

1.2 中間巖柱變形破壞

2個(gè)區(qū)間隧道相遇至分離范圍內(nèi)會(huì)形成1個(gè)近似三角形的不規(guī)則巖柱。該巖柱承受兩側(cè)隧道上部覆巖重量，其豎向承載力與隧道穩(wěn)定性密切相關(guān)。巖柱失穩(wěn)直接表現(xiàn)為豎向位移過(guò)大，其橫向變形也可間接反映巖柱的應(yīng)力狀態(tài)。在隧道開(kāi)挖過(guò)程中，巖柱體受到兩側(cè)隧道施工重復(fù)擾動(dòng)。在兩側(cè)隧道巖土體的移走過(guò)程中，由于巖柱側(cè)面缺少束縛力，中間巖柱的受力狀態(tài)會(huì)由三向穩(wěn)定狀態(tài)變成危險(xiǎn)的雙向受力狀態(tài)，使應(yīng)力集中系數(shù)極度增加。該狀態(tài)下，巖柱受到橫向的拉伸力增加，易發(fā)生橫向變形。當(dāng)兩側(cè)隧道支護(hù)強(qiáng)度較低時(shí)，巖體單元會(huì)發(fā)生壓縮破裂。橫向變形誘發(fā)豎向變形增長(zhǎng)，巖柱體由內(nèi)而外造成塑性區(qū)擴(kuò)展，應(yīng)力集中點(diǎn)增多，最終導(dǎo)致巖柱整體失穩(wěn)，從而發(fā)生碎裂、塌落。

2 交叉點(diǎn)加固措施

中間巖柱是不規(guī)則的棱柱，且其巖柱體應(yīng)力在這一狹小的空間內(nèi)發(fā)生多次傳遞。靠近隧道兩側(cè)的巖柱體在受到豎向壓力后，會(huì)向隧道內(nèi)部擴(kuò)展，從而導(dǎo)致邊緣巖體發(fā)生塑性破壞。因此，限制隧道邊緣處巖體向隧道內(nèi)擴(kuò)展、及時(shí)控制圍巖變形是提高交叉點(diǎn)隧道穩(wěn)定性的重要措施。具體來(lái)說(shuō)，即利用支護(hù)結(jié)構(gòu)提供的較高強(qiáng)度支護(hù)力，將臨空的隧道側(cè)壁加固成有束縛的整體結(jié)構(gòu)。

2.1 鋼桁架支護(hù)

鋼桁架是由錨索梁、預(yù)應(yīng)力錨索、U型棚組成空間桁架結(jié)構(gòu)（如圖2所示）。利用樹(shù)脂錨索的膠結(jié)固定作用，將桁架緊貼于圍巖面上；利用桁架的封閉成環(huán)及拱形結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，可將圍巖壓力均勻地傳遞至隧道下部及兩側(cè)圍巖。

U型棚結(jié)構(gòu)是主動(dòng)剛性支護(hù)，而錨索是被動(dòng)柔性支護(hù)。當(dāng)桁架剛性變形超過(guò)一定程度后，嵌固于圍巖的柔性錨索逐漸發(fā)揮拉錨作用，將隧道周邊的圍巖應(yīng)力傳遞至深層圍巖，從而降低施加在U型棚上的壓力，并且在圍巖周邊形成一層封閉的拱環(huán)，提高圍巖自身穩(wěn)定性。

圖2 空間錨索桁架結(jié)構(gòu)

2.2 中間巖柱加固

中間巖柱是決定交叉隧道穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素。中間巖柱的受力狀態(tài)為危險(xiǎn)的雙向受力狀態(tài)，且?guī)r柱承擔(dān)隧道斷面加寬范圍以上的塑性區(qū)巖層重力。

有效提高巖柱承載力需改變巖柱的受力狀態(tài)，一是降低上部巖層重力荷載，二是增加中間巖柱的水平約束力。相應(yīng)的中間巖柱加固方法如圖3所示。在巖柱水平方向設(shè)置一定數(shù)量的錨索，錨索兩端嵌固在巖柱的兩側(cè)，對(duì)錨索施加預(yù)應(yīng)力并借助鎖具對(duì)巖柱施加束縛力。通過(guò)調(diào)整此措施下的水平預(yù)應(yīng)力，可實(shí)現(xiàn)改變中間巖柱應(yīng)力狀態(tài)，提高豎向承載力。

圖3 中間巖柱加固方法示意圖

3 工程案例分析

本文以某交叉隧道實(shí)例為研究對(duì)象，建立仿真模型，對(duì)不同中間巖柱加固方案進(jìn)行模擬，以驗(yàn)證加固效果。

3.1 工程概況

青島地鐵某線車(chē)輛出入線與主線區(qū)間隧道相交。該工程隧道埋深10 m。隧道范圍為上軟下硬地層：上部土層厚3 m，為松散粉質(zhì)黏土，巖體質(zhì)量級(jí)別為Ⅵ級(jí)；中下部巖層為強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，巖體極軟，呈淺肉紅色，大部分結(jié)構(gòu)構(gòu)造已破壞；最下部為中風(fēng)化花崗巖，巖體較軟，為塊狀構(gòu)造，節(jié)理裂隙發(fā)育。隧道全部位于強(qiáng)風(fēng)化花崗巖層中，出入線隧道與區(qū)間隧道斷面尺寸相同，且均采用礦山法施工。圍巖地質(zhì)力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 地層物理力學(xué)參數(shù)

交叉隧道開(kāi)挖初期支護(hù)采用錨網(wǎng)噴U型梁的方式。U型梁采用工字型鋼，縱向間距為0.5 m，拱頂處錨索長(zhǎng)3 m，拱腳處及直墻腳處均有鎖腳錨索；厚400 mm的二次襯砌采用C30混凝土。

3.2 數(shù)值仿真模型建立

采用有限差分法計(jì)算軟件，建立交叉隧道仿真模型（見(jiàn)圖4），進(jìn)行仿真模擬。模型中，結(jié)構(gòu)錨索采用Pile單元，錨網(wǎng)噴采用Liner單元，二襯采用實(shí)體單元。模型總共有22 500個(gè)單元、75 200個(gè)節(jié)點(diǎn)。模型上邊界為自由邊界；左右及前后為水平連桿約束，限制了模型的水平方向位移；模型下邊界為固定端約束，同時(shí)限制模型的水平及豎向位移。

圖4 交叉隧道仿真模型

3.3 中間巖柱加固方案的模擬結(jié)果

中間巖柱的處理方案有3個(gè)。其中，方案一為中間巖柱不進(jìn)行任何支護(hù)加固，方案二為采用錨網(wǎng)噴+錨索+U型梁支護(hù)，方案三為采用錨網(wǎng)噴+U型梁+中間巖柱預(yù)應(yīng)力錨索加固。

3.3.1 隧道模型靜態(tài)受力狀態(tài)下位移分析

對(duì)三種方案進(jìn)行模擬計(jì)算，得到隧道模型在靜態(tài)受力狀態(tài)下的位移云圖（見(jiàn)圖5）。

由圖5 a）可知，采用方案一時(shí)，中間巖柱豎向沉降位移值達(dá)62 mm，巖柱尖端最大水平位移為48 mm，巖柱擴(kuò)大端最大水平位移為36 mm，均超過(guò)了隧道拱頂沉降安全允許值。兩隧道之間的巖柱豎向沉降位移與拱頂豎向沉降位移相同，通過(guò)位移可以判斷，中間巖柱塑性區(qū)已貫通，中間巖柱已損壞。

由圖5 b）可知，采用方案二后，巖柱的水平位移及豎向位移均較方案一有所降低。巖柱的尖端位置水平位移最大值僅為25 mm，較無(wú)支護(hù)時(shí)降低了48%；拱頂出現(xiàn)沉降較大的范圍明顯縮小，巖柱擴(kuò)大段的最大水平位移為22 mm，比無(wú)支護(hù)時(shí)降低了66.7%；中間巖柱塑性區(qū)大幅減小。

由圖5 c）可知，采用方案三時(shí)，巖柱尖端最大豎向位移為16 mm，比方案二降低了36%；巖柱擴(kuò)大端最大豎向位移為15 mm，比方案二降低了31.8%。隧道上部沉降范圍明顯降低，中間巖柱未出現(xiàn)塑性區(qū)貫通的現(xiàn)象，巖柱穩(wěn)定性得到保證。

由上述分析可見(jiàn)，在中間巖柱施加水平向的預(yù)應(yīng)力錨索，可提高中間巖柱的穩(wěn)定性，明顯改善巖柱尖端的受力狀態(tài)。

3.3.2 施工過(guò)程的位移模擬計(jì)算

主隧道先施工至交叉點(diǎn)的開(kāi)始位置，做完二次襯砌之后，再施工兩分支隧道至交匯點(diǎn)。

隧道施工過(guò)程中，中間巖柱的擴(kuò)大端處及尖頂端處豎向位移為施工穩(wěn)定的控制點(diǎn)。各加固方案的巖柱豎向位移仿真計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖6。

圖6 a）為方案一的巖柱位移曲線。巖柱尖端初始位移為10 mm；當(dāng)掌子面經(jīng)過(guò)交叉點(diǎn)繼續(xù)推進(jìn)時(shí)，巖柱尖端豎向位移迅速增加，增至30 mm時(shí)逐漸趨于穩(wěn)定巖柱擴(kuò)大端，初始位移為5 mm；當(dāng)掌子面經(jīng)過(guò)隧道交叉點(diǎn)繼續(xù)推進(jìn)時(shí)，巖柱擴(kuò)大端位移也開(kāi)始迅速增加，且增加速度先小后大，最終巖柱擴(kuò)大端位移穩(wěn)定為38 mm。根據(jù)中間巖柱應(yīng)力的模擬計(jì)算結(jié)果，在隧道施工完成后，中間巖柱尖端出現(xiàn)的集中應(yīng)力最大值達(dá)8.5 MPa，在巖柱擴(kuò)大端出現(xiàn)的集中應(yīng)力最大值為5.6 MPa，而且?guī)r柱側(cè)邊處的應(yīng)力較大，巖柱中心的應(yīng)力較小。

圖5 采用不同中間支柱加固方案的仿真模擬位移云圖

圖6 b）是方案二的中間巖柱位移曲線。當(dāng)隧道開(kāi)挖至中間巖柱位置時(shí)，巖柱尖端豎向位移迅速增加；在施做U型梁及上部拱頂錨索后，巖柱尖端的位移增速有減緩的趨勢(shì)，但并不明顯。根據(jù)應(yīng)力模擬計(jì)算結(jié)果，在U型梁施加的位置，圍巖應(yīng)力是上升的，且靠近巖柱的圍巖應(yīng)力比遠(yuǎn)離巖柱的圍巖應(yīng)力高。掌子面繼續(xù)推進(jìn)至中間巖柱尖端一側(cè)，巖柱豎向位移繼續(xù)增加，但是沉降曲線有平緩過(guò)渡段。這說(shuō)明方案二可抑制豎向位移的發(fā)展，但不能減少豎向位移的發(fā)生。

圖6 c）為方案三的巖柱豎向位移，當(dāng)隧道開(kāi)挖至交叉點(diǎn)時(shí)巖柱尖端豎向沉降開(kāi)始增加；打設(shè)巖柱預(yù)應(yīng)力錨索之后，豎向位移開(kāi)始平緩發(fā)展；隨著隧道繼續(xù)掘進(jìn)，豎向位移再次增加；待相應(yīng)位置的錨索打設(shè)完成之后，位移再次平緩發(fā)展；甚至隨著掌子面的推進(jìn)，豎向位移還有下降的趨勢(shì)。

綜合比較方案二與方案三可以看出，中間巖柱在預(yù)應(yīng)力錨索加固（方案三）下，豎向位移及最大主應(yīng)力值均比巖柱無(wú)水平錨索加固（方案三）低。

3.4 工程實(shí)例驗(yàn)證

在青島地鐵3號(hào)線交叉隧道開(kāi)挖過(guò)程中，首先開(kāi)挖主隧道，開(kāi)挖至設(shè)計(jì)交叉點(diǎn)位置時(shí)，分別向左右兩側(cè)同時(shí)施工分支隧道A和分支隧道B。主隧道初期支護(hù)采用錨網(wǎng)噴及錨索支護(hù)，施工至交叉隧道時(shí)主隧道的二襯同時(shí)做完，待強(qiáng)度達(dá)到要求后再施工2條分支隧道。分支隧道的初期支護(hù)與主隧道相同，并采用方案三進(jìn)行中間巖體加固。根據(jù)巖柱的寬度和高度，按照間排距2 m×2 m布置預(yù)應(yīng)力錨索。U型棚采用36 U型鋼，其水平間距為0.5 m。

圖6 各加固方案巖柱豎向位移

圖7為隧道拱頂豎向位移及鄰近中間巖柱處側(cè)墻水平位移的模擬及實(shí)際監(jiān)測(cè)曲線。由圖7可見(jiàn)，當(dāng)掌子面推進(jìn)至中間巖柱位置時(shí)，拱頂豎向位移及側(cè)墻水平位移均開(kāi)始較快增加；當(dāng)掌子面繼續(xù)推進(jìn)時(shí)，位移均緩慢增加。模擬曲線與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)變化基本吻合。掌子面推進(jìn)越過(guò)中間巖柱時(shí)，模擬與實(shí)測(cè)位移曲線逐漸趨于平緩。其中拱頂豎向最大沉降實(shí)測(cè)值為26.0 mm，模擬值為26.2 mm；側(cè)墻最大水平位移實(shí)測(cè)值為18.0 mm，模擬值為17.6 mm。位移均在安全允許范圍之內(nèi)，表明方案三施工是可行的、安全的。

圖7 施工過(guò)程中的隧道位移曲線

4 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)建立仿真模型，分析了交叉隧道中間巖柱的穩(wěn)定性與位移變化規(guī)律。結(jié)合位移及應(yīng)力特征，提出了巖柱的處理方案，通過(guò)仿真模型計(jì)算，比較了3種方案中隧道靜態(tài)受力狀態(tài)下的位移及施工狀態(tài)下的圍巖位移，選擇了錨網(wǎng)噴+U型梁+中間巖柱預(yù)應(yīng)力錨索的中間巖柱處理方案。通過(guò)工程實(shí)例驗(yàn)證了中間巖柱處理方案的可行性。

（1）隧道交叉點(diǎn)在結(jié)構(gòu)受力上具有不穩(wěn)定性，在掌子面推進(jìn)過(guò)程中，中間巖柱易發(fā)生大變形及應(yīng)力集中，若不采取加固措施，會(huì)導(dǎo)致交叉隧道的破壞。

（2）在中間巖柱施加預(yù)應(yīng)力錨索，可為巖柱提供水平束縛力，將巖柱單元的雙向受力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)榉€(wěn)定的三向受力狀態(tài)。

（3）實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析表明，采用錨網(wǎng)噴+U型梁和中間巖柱預(yù)應(yīng)力錨索的支護(hù)方案，可有效降低交叉隧道拱頂豎向位移及側(cè)墻水平位移，有效控制交叉隧道的變形。

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