公路隧道下穿古长城施工优化研究

2021-04-15韦良文杨古月

河南城建学院学报 2021年6期

江杰，韦良文，杨古月

(1.重庆交通大学省部共建山区桥梁及隧道工程国家重点实验室，重庆 400074；2.重庆交通大学土木工程学院，重庆 400074；3.中冶建工集团有限公司，重庆 400084)

本文隧道位于银川滨河新区，地处宁夏、内蒙古、陕西交界处，黄河金岸核心区域。银川滨河新区长河大街是滨河新区内的重要公路，其中穿越长城的隧道为公路延伸工程中的关键环节，对于道路建设至关重要。此外，防止由于隧道开挖引发的长城变形或局部开裂也至关重要，此项目为当地文物保护及经济建设带来巨大的社会效益。

吴涛等[1]以滨莱高速公路扩建工程与齐长城遗址不可避免的相交为背景，通过对比不同路线穿越齐长城遗址的不同施工方式，以隧道形式通过齐长城为保护文物的最优方案，采用双侧壁导坑法开挖。来弘鹏等[2]以王城(王庄堡镇—繁峙县城)高速公路西河口隧道下穿明长城为背景，为有效保护文物，确保施工安全，通过地表注浆改善土体的性质，再进行双层大管棚的洞内外预加固措施，为保证土体稳定采用双侧壁导洞超短台阶施工工法及支护参数局部优化的综合安全控制技术。王帆等[3]以丹锡高速二道井子隧道下穿二道井子夏家店文化遗址为背景，隧道采用浅埋暗挖法，在施工过程中采用三导洞法进行开挖，为减少位移主导洞变形采用大管棚+双排超前小导管进行预支护，侧导洞采用单排小导管进行支护。王中立[4]以太原西南环晋祠隧道下穿关帝庙为背景，进行双线大断面隧道通过文物遗址的施工方法CRD。实践表明，采用CRD开挖法，在进行大管棚支护+超前小导管支护时能够有效防止地表沉降、保证隧道在施工过程中的安全及文物遗址安全。在隧道下穿文物建筑时，对施工和支护方案的优化尤为重要，此时应采用多导坑形式的分部施工法，如双侧壁导坑法[5-8]、单侧壁导坑法[9-12]、两台阶法[13]。

1 工程概况

银川滨河新区长河大街延伸项目隧道工程穿越明长城，隧道工程位于银川市滨河新区横城村，隧道起止桩号为K1+145～K1+455，下穿明长城而过，总长310 m。隧道进出口端各100 m的道路，起止桩号为K1+045～K1+145，K1+455～K1+555。隧道平面位置如图1所示。对五虎墩隧道的K1+250～K1+350段土层进行分层，土层主要包括：粉砂、泥岩和砂岩，详见图2。

图1 五虎墩隧道与古长城平面示意图

图2 工程地质分布图

图3 水平旋喷桩示意图

围岩分段主要依据地质测绘、钻探资料、岩石试验资料及岩体露头结构面的发育程度。本隧道共划分为3个围岩段，围岩级别分别为Ⅴ级、Ⅴ至Ⅵ级、Ⅵ级。K1+324～K1+455段，长131 m，隧道埋深5.3～17.2 m，该段Ⅴ级围岩；K1+246～K1+324段，长78 m，隧道埋深9.2～30.1 m，该段纵断面设计为Ⅴ-Ⅵ级围岩；K1+145～K1+246段，长101 m，隧道埋深4.0～9.2 m，该段为Ⅵ级围岩。

为了保证银川滨河新区长河大街隧道工程开挖施工安全，减小对隧道洞顶粉砂土围岩的扰动并加固岩体，防止涌砂、加固围岩、减小地表沉降，保障隧道顺利掘进贯通，拟采用高压水平旋喷桩的施工工艺作为隧道开挖的辅助措施。水平旋喷桩沿隧道上半断面拱顶154°范围内布置，水平旋喷桩位于隧道开挖轮廓线以外。水平旋喷桩纵向每循环施作15 m，由隧道洞内向外一定倾角施作，纵向搭接3 m，可开挖长度为12 m。水平旋喷桩设计直径采用600 mm，环向间距为400 mm，桩体间相互咬合形成一个拱形保护壳体，详见图3。

2 隧道施工动态数值模拟

2.1 模型建立

模拟开挖时，主要关注桩号K1+250～K1+350段，且模拟开挖段为桩号K1+250～K1+277段，古长城位于桩号K1+270处，模型沿隧道纵向的建立范围为上述区间(100 m)，模拟的宽度取3～5倍的洞径(100 m)。下边界同样取3～5倍的洞径，高度为60～64.8 m，当确定好模型，通过ABAQUS的独特建模系统，即部件和实例系统，属于实例的模型网格划分在分割面上会共享节点，而不同部件的模型则不会，故而将地层建立一个部件，隧道的初期支护建立一个部件，隧道的二衬建立一个部件，钢架和内插钢管同样也建立为一个部件，通过在它们之间设置合理的约束和接触后进行模拟，模型详见图4和图5。在有限元计算中选用莫尔-库伦模型。

图4 地层模型示意图

图5 钢拱架示意图

对模型设置边界条件，约束模型底部三个方向的位移，约束侧面的水平位移。地表面为自由面不施加约束。

此外，在模拟过程中，围岩、喷射混凝土、二次衬砌均采用实体单元模拟；钢拱架和水平旋喷桩内插钢管均采用梁单元模拟。水平旋喷桩通过场变量改变提高围岩的黏聚力、内摩擦角、弹性模量和泊松比来模拟，其具体改变量由现场注浆试验获得，详见表1。数值模拟中支护计算参数见表2。

表1 隧道的围岩的物理力学参数

表2 隧道支护的物理力学参数

2.2 施工方法动态模拟方案

在软弱围岩隧道开挖中，如需对地表沉降进行严格控制，可采用两台阶法、单侧壁导坑法和双侧壁导坑法，故在模拟计算中选取这三种开挖方法进行优化比较。而本文主要模拟开挖段为桩号K1+250～K1+277区间，设计为3 m一个循环开挖，总计开挖27 m。

(1)两台阶法。在模拟计算中一个循环分为4步(Ⅰ～Ⅳ)，详见图6。Ⅰ：利用ABAQUS的场变量功能定义水平旋喷区域，模拟水平旋喷桩；Ⅱ：进行图6标识为①的土体开挖，然后施作相应的初期支护(喷混和钢拱架)；Ⅲ：进行图6标识为②的开挖，同样施作相应的初期支护；Ⅳ：拆除临时支护并施作二衬，循环9次完成模拟开挖。其中每开挖12 m要进行水平旋喷桩施作模拟。

图6 两台阶法施工步

图7 单侧壁导坑法施工步

(2)单侧壁导坑法。在模拟计算中一个循环分为6步(Ⅰ～Ⅵ)，详见图7。Ⅰ：利用ABAQUS的场变量功能定义水平旋喷区域，模拟水平旋喷桩；Ⅱ：进行图7标识为①的土体开挖，施作相应的初期支护(喷混和钢拱架)；Ⅲ：进行图7标识为②的开挖，同样施作相应的初期支护；Ⅳ：开挖图7标识为③的土体，再施作相应的初期支护；Ⅴ：开挖图7标识为④的土体，并施作相应的初期支护；Ⅵ：拆除临时支护并施作二衬，循环9次完成模拟开挖。其中每开挖12 m要进行水平旋喷桩施作模拟。

(3)双侧壁导坑法。在模拟计算中一个循环分为10步(Ⅰ～Ⅹ)，详见图8。Ⅰ：利用ABAQUS的场变量功能定义水平旋喷区域，模拟水平旋喷桩；Ⅱ：进行图8标识为①的土体开挖，施作相应的初期支护(喷混和钢拱架)；Ⅲ：进行图8标识为②的开挖，同样施作相应的初期支护；Ⅳ：开挖图7标识为③的土体，施作相应的初期支护；Ⅴ：开挖图8标识为④的土体，并施作相应的初期支护；Ⅵ：开挖图8标识为⑤的土体，并施作相应的初期支护；Ⅶ：开挖图8标识为⑥的土体，并施作相应的初期支护；Ⅷ：开挖图8标识为⑦的土体，并施作相应的初期支护；Ⅸ：开挖图8标识为⑧的土体，并施作相应的初期支护；Ⅹ：拆除临时支护并施作二衬，然后循环9次完成模拟开挖。其中每开挖12 m要进行水平旋喷桩施作模拟。

图8 双侧壁导坑法施工步

2.3 支护方案优化模拟

三种开挖方法的模拟均采用表3中的支护方案二。接下来，在用双侧壁导坑法开挖的前提条件下，改变支护参数并运用ABAQUS进行数值模拟分析，选取经济合理的支护参数。拟模拟支护参数见表3。

表3 隧道支护的物理力学参数

3 数值模拟结果与分析

3.1 开挖方法对比分析

地层的沉降、初期支护的变形是选择开挖方法的重要因素，图9描述了三种开挖方法对前述因素的影响情况。

图9 不同开挖方法对各因素的竖向位移影响

图10 不同开挖方法对各因素的纵向位移影响

由图9可知两台阶法较其他两种开挖方法，其地层沉降和初期支护的竖向位移最大，而双侧壁开挖方法的地层沉降和初期支护的竖向位移最小。以两台阶开挖方法的竖向位移值为标准，则单侧壁导坑法的地层、喷射混凝土、钢拱架和水平旋喷桩的竖向位移值分别减少了30.42%、31.15%、33.52%和32.90%；双侧壁导坑法的地层、喷射混凝土、钢拱架和水平旋喷桩的竖向位移值分别减少了63.66%、64.52%、66.33%和64.69%，地层、喷射混凝土、钢拱架和水平旋喷桩的竖向位移值相近但有差异，这是因为地层与喷射混凝土间网格不连续，在其间设置了ABAQUS中的绑定约束，钢拱架与衬砌间设置了ABAQUS中的嵌入约束。

地层的纵向变形、初期支护的横向变形亦是选择开挖方法的重要因素。图10描述了三种开挖方法对前述因素的影响情况，从图10中可以看出两台阶法开挖相较其他两种开挖方法的地层和初期支护的纵向位移最大，而双侧壁开挖方法的地层和初期支护的纵向位移最小。以两台阶开挖方法的纵向位移值为标准，则单侧壁导坑法的地层、喷射混凝土、钢拱架和水平旋喷桩的纵向位移值分别减少了30.00%、34.54%、33.79%和34.51%；双侧壁导坑法的地层、喷射混凝土、钢拱架和水平旋喷桩的横向位移值分别减少了66.78%、65.30%、66.19%和67.03%。而地层和初期支护的横向变形相对较小，唯有地层的纵向变形与其竖向变形相当，这种纵向变形在三种开挖方法中皆位于掌子面处，因此在设计和施工中要尤为关注掌子面的稳定性。

位移控制中地表古长城的位移控制尤为重要，在开挖完成后，以模型的左侧为坐标原点，垂直向右100 m的路径为水平坐标，取不同开挖方法的古长城沉降值进行对比，详见图11。由图11可知：两台阶开挖方法的古长城的沉降值最大，为6.165 mm；而其余两种相对较小，其中单侧壁导坑法开挖的古长城沉降值为4.611 mm，双侧壁导坑法为2.809 mm。三种开挖方法的古长城最大沉降值大小排序为：两台阶法>单侧壁导坑法>双侧壁导坑法。

图11 开挖方法对古长城的沉降影响

图12 不同开挖方法对隧道支护的第一主应力影响

两台阶开挖法的喷射混凝土和二衬的第一主应力相较其他两种开挖方法的第一主应力最大，而双侧壁开挖法的喷射混凝土和二衬的第一主应力相较其他两种开挖方法的第一主应力最小。以两台阶开挖方法为参照时，单侧壁导坑开挖方法的喷射混凝土和二衬的第一主应力较两台阶开挖方法的喷射混凝土和二衬的第一主应力减少了30.09%和29.07%；双侧壁导坑开挖方法的喷射混凝土和二衬的第一主应力较两台阶开挖方法的喷射混凝土和二衬的第一主应力减少了62.09%和64.64%，详见图12。

3.2 支护方案对比分析

在设计和施工中也尽可能控制隧道支护和围岩的竖向位移值，故将地层、喷射混凝土和水平旋喷桩的最大竖向位移值作为比较值，详见图13。

图13 支护方案对地层等沉降的影响

图14 支护方案对水平旋喷桩的最大剪应力的影响

从图13可以看出：方案一中的地层、喷射混凝土和水平旋喷桩的最大竖向位移值最大，而方案三中的最小。以方案一为标准，则方案二的地层、喷射混凝土和水平旋喷桩的最大竖向位移值较方案一分别减少了9.77%、12.12%和12.49%，方案三的位移值分别减少了21.21%、22.09%和25.29%。其原因是方案二和方案三中的喷射混凝土较方案一的大，且方案一没有钢拱架和内插钢管。而方案二的最大竖向位移值较方案三的大是因为方案三环向有更密的内插钢管，其钢拱架的型号也不同。

在三种支护方案设计中，水平旋喷桩中内插钢管的数量分别为0根、21根和41根每循环，在图14中体现了内插钢管的数量对水平旋喷桩抗剪能力的影响，从中可以看出方案二水平旋喷桩的最大剪应力较方案一减少了1.30%，方案三水平旋喷桩的最大剪应力较方案一的减少了4.05%。可见内插钢管不仅可以减小水平旋喷桩的竖向变形，还可以增强其抗剪能力。

图15 支护方案对古长城沉降影响

古长城的沉降值亦是选择支护参数的重要考虑因素，故对不同支护方案引起的古长城的沉降变化进行分析，令模型的左侧为坐标原点，垂直向右100 m的路径为水平坐标，取各开挖方法的古长城的沉降进行对比，详见图15。三种支护方案的最大沉降值分别为3.121 mm、2.831 mm、2.522 mm。以支护方案一的最大沉降值为参考，则支护方案二的最大沉降值较支护方案一减少了9.29%，支护方案三的最大沉降值较支护方案一减少了19.19%，从中可知支护方案一中古长城的沉降最大，支护方案三最小；距模型左边41.667 m的古长城所处地面竖向位移最大，即隧道左洞正上方。

3.3 监测数据对比分析

监控量测设计主要关注洞周收敛、拱顶下沉和古长城沉降，其测点布置图分别见图16～图18。为了验证本文结论的科学性，将监测数据和数值模拟数据进行对比分析，其中主要关注水平收敛、拱顶下沉和古长城沉降(掌子面在本文模拟开挖的终点)，而古长城沉降的对比分析主要关注图15中的古长城沉降最大的位置。

图16 洞周收敛测点布置图

图17 拱顶下沉测点布置图

图18 地表沉降测点布置图

实际工程对应的开挖方法和支护方案分别为双侧壁导坑法和支护方案二，监测方案分别在桩号K1+255、K1+265和K1+275布置了测点，故就这三个断面进行监测和数值模拟的对比分析，将相应的监测数据和数值模拟的数据提取出来，详见表4。从表4可知，隧道各个断面的监测数据与数值模拟的水平收敛和拱顶下沉值较为接近，各断面的差值均小于0.5 mm，可知数值模拟与实际工程一致性较好。

表4 洞周水平收敛值与拱顶下沉值的监测数据与模拟数据对比

在古长城沉降方面，由于只关注古长城沉降的终值，且在隧道施工进程中古长城沉降的值一直在累加，故对最大值的控制即可保证工程施工中的安全。由于本文未模拟隧道的全段开挖，故仅考虑监测古长城沉降数据在K1+250～K1+277区间的增量。数值模拟最大沉降值为2.8 mm，而相应的监测数据古长城沉降值为2.7 mm，可知数值模拟在完成本文设计段的开挖后，其最大沉降值大于相应的监测数据的最大沉降值，差值为0.1 mm，和实际工程接近。