偏压隧道合理净距及中夹岩柱稳定性分析

2022-06-02张维明

铁道建筑技术 2022年5期

张维明

(中铁十六局集团第一工程有限公司北京 101300)

1 引言

随着我国铁路隧道建设的迅速发展，复杂环境地质条件下的隧道建设工程逐渐增多，小净距隧道相较于连拱隧道在工程造价及施工难度方面具有优势，近年来在山区狭窄地形得到广泛应用[1-2]。而在隧道施工过程中遇到复杂的地形条件时，容易出现隧道偏压现象[3]，因此对偏压小净距隧道设计施工及安全稳定性的研究，具有十分关键的现实意义[4]。

有关偏压小净距隧道中夹岩柱的研究涉及围岩参数的选取、中夹岩柱支护结构设计及围岩稳定性分析等。在确定隧道围岩力学参数方面，李耘宇等[5]考虑小净距隧道先后行洞开挖之间的相互影响效应，推导得到浅埋小净距隧道锚围岩压力计算公式；在小净距隧道中夹岩柱加固方面，刘芸等[6]结合具体工程，采用二维有限元计算方法提出了不同工程条件下中夹岩柱的加固方式；在偏压小净距隧道稳定性的数值计算研究方面，岳旭光[7]通过MIDAS/GTS软件分析了不同的隧道间距对既有隧道衬砌振速、位移、应力造成的影响。目前，学者们对偏压小净距隧道的研究逐步取得了丰富的经验和成果，但在选择合理净距和岩柱加固支护等方面仍待完善。

本文在前人研究的基础上，通过数值模拟计算，确定了偏压条件下清泉隧道的最小合理净距，计算了小净距隧道的内外侧垂直压力与两侧水平压力，分析了不同支护条件下中夹岩柱的稳定性，确定锚喷+中夹岩柱长锚杆支护为较合理有效的支护方案。

2 工程概况

拟建隧道位于甘肃省天水市清水县红堡镇清泉村境内，穿行于牛头河左岸山体。设计为左右行分离式的双洞短隧道。隧道左线进口桩号ZK134+993，出口桩号ZK135+283，隧道长290 m。右线进口桩号YK135+002.7，出口桩号YK135+270，隧道长267.3 m。

隧道地处构造剥蚀低中山地貌，地势起伏较大，隧道路线经过高程约为1 246～1 352 m。隧道庄浪端进口处位于山体斜坡坡脚与牛头河河谷交汇地带，自然坡度约47°，上缓下陡，隧道中部山坡坡度较缓，约18°。天水端出口位于山体斜坡坡脚及牛头河河谷交汇地带，自然坡度约43°。

在勘察深度范围内，隧址区地层上覆地层为第四系上更新统风积黄土，下伏基岩为下古生界黑云母石英片岩及华力西期二云母花岗岩，岩体较破碎，裂隙发育，属较坚硬岩-坚硬岩，分布于隧址区基岩山梁下部，岩体中多分布石英片岩捕虏体，片理发育。

拟建隧道段围岩等级为Ⅴ级，地面横向偏压角度为43°，隧道左右两隧洞上覆土厚度相差较大，隧道偏压现象明显。

3 偏压条件下清泉隧道合理净距选择

3.1 清泉隧道数值计算模型

清泉双洞小净距隧道建筑限界宽16.10 m，净高10.78 m。隧道主洞内轮廓宽12.75 m，高9.58 m。

由于清泉隧道的横断面与纵向长度相比很小，可假定隧道只有横向位移而纵向位移可忽略不计[8]，故可采用二维平面模型对清泉隧道的力学特性进行数值计算模拟分析，在纵向取0.1 m。数值计算模型计算边界范围的选取，以在开挖对隧道围岩影响范围内[9]可以反映计算结果并能缩短计算时间为原则，选取x方向上左右模型边界为左右洞的隧道中心线并施加P2，z方向上的上、下模型边界取110 m。因清泉隧道左右两隧洞上覆土厚度相差较大，隧道偏压现象明显，因此在模型上边界施加P1荷载模拟上覆土层压力，底部边界取固定边界。图1为数值计算模型及边界条件，其中P1＝4 MPa，P2＝2 MPa，侧压力系数为0.5。

图1 数值计算模型及边界条件

3.2 数值计算确定合理净距

以清泉隧道Ⅴ级围岩为载体，基于Hoek-Brown应变软化模型[10]，对D＝(0.2～2.1)B条件下的偏压清泉隧道进行双洞模拟开挖，D为小净距隧道的净距，B为隧道开挖宽度。通过观察不同小净距隧道开挖后中夹岩柱位置的塑性区贯通情况，来判断合理净距的取值，0.2～2.1倍净距隧道开挖后中夹岩柱位置的塑性区分布如图2所示。

图2 0.2～2.1倍净距条件下开挖后中夹岩柱的塑性区分布

小净距隧道围岩稳定性评判依据主要是中夹岩柱上部不出现拱形贯通区域[11]，由数值计算模拟双洞开挖结果可知，当D＝(0.2～1.1)B时，中夹岩柱位置的塑性区的贯通状态较为明显；当D＝(1.2～1.4)B时，双洞上部有接近塑性区的较大范围，中间岩柱上部出现了潜在的拱形贯通区域；当D≥1.5B时，双洞塑性区处于分离状态。根据不同净距隧道开挖后中夹岩柱位置的塑性区分布的数值计算结果，将清泉隧道合理净距取值确定为D＝1.5B＝19.13 m比较合适。

4 清泉隧道中夹岩柱支护稳定性分析

4.1 理论计算围岩压力

小净距隧道的中夹岩柱的厚度小，因此计算围岩压力及支护结构受力更加复杂。本文采用普氏理论的经验公式对偏压条件下清泉隧道的内外侧垂直压力与两侧水平压力进行计算[12]。

图3中，Bt为隧道单洞的开挖宽度(m)；q1和q2分别为小净距隧道的基本垂直压力荷载和附加垂直压力荷载(kPa)。

图3 小净距隧道荷载分布示意

外侧垂直压力q外与内侧垂直压力q内由公式计算可得:

式中，hq1、hq2、h′q2分别为基本垂直压力，外侧附加垂直压力和内侧附加垂直压力的荷载等效高度(m)。

两侧水平压力，由公式计算可得:

4.2 支护结构设计

4.2.1 锚杆支护

使用φ22锁脚锚杆L＝3 m，间排距为1.2 m，HRB235钢垫。

4.2.2 喷射混凝土支护

选取C30普通硅酸盐水泥，混凝土所能提供的最大承载力Pmax，shot按下式计算:

式中，σc＝30 MPa，为喷射混凝土的强度；tshot＝0.2 m，为喷射混凝土的厚度；R为隧洞的开挖半径。

4.2.3 锚喷支护

结合锚杆支护与喷射混凝土支护，形成了锚杆、混凝土喷层和围岩共同作用的体系，加强了结构面稳固性，减少变形的产生与发展。

4.2.4 锚喷+中夹岩柱长锚杆支护

本隧道净距为D＝19.13 m，参照规范，在锚喷支护的基础上，使用HRB400直径为25 mm的长锚杆对中夹岩柱进行加固。

4.3 中夹岩柱支护稳定性分析

通过数值模拟计算分析清泉隧道Ⅴ级围岩中夹岩柱在不同支护结构设计方案作用下的稳定性；通过分析小净距隧道在支护后的塑性区分布及变形规律来评价小净距隧道Ⅴ级围岩中夹岩柱的稳定性。

4.3.1 锚杆支护后的稳定性分析

图4为锚杆支护前后的塑性区分布及位移变化规律，由图4a、4b可知，在无支护的条件下，在中夹岩柱的两侧出现明显塑性区，扩展范围较大，说明该区域是重点支护区域。由图4c、4d可知，与无支护作用条件下相比，锚杆支护作用下围岩垂直方向位移变化不大。通过采用锚杆进行支护后，塑性区的范围得到一定的控制，但是效果并不明显，只是在塑性区范围内的剪切破坏范围得到一定的控制。可见，仅选用锚杆支护不能有效地改善围岩应力状态，需进一步选择更合理有效的支护结构。

图4 塑性区分布及位移变化

4.3.2 喷射混凝土支护后的稳定性分析

图5为喷射混凝土支护后的塑性区分布及位移变化规律，由图5a可知，通过单独采用喷射混凝土作为支护结构控制围岩的塑性区，得到了较好的控制，对比支护前后的塑性区范围，喷射混凝土后的塑性区范围明显减小，喷射混凝土支护能有效控制围岩的塑性区发展。由图5b可知，与无支护作用条件下相比，混凝土衬砌作用下围岩垂直方向位移相对减小，与仅选用锚杆支护相比能够有效地改善围岩应力状态。但是喷射混凝土支护属于被动支护，特点是刚度大，并不能允许围岩产生较大的变形，在新奥法中适宜与锚杆组合支护起到先柔后刚的支护效果。

图5 喷射混凝土支护塑性区分布及位移变化

4.3.3 锚喷支护后的稳定性分析

图6为锚喷支护后的塑性区分布及位移变化规律，由图6a可知，通过采用锚杆与混凝土衬砌联合作为支护结构控制围岩的塑性区，得到了较好的效果，对比支护前后的塑性区范围，联合支护结构很好地控制了围岩的破坏。由图6b可知，与无支护作用条件下相比，锚杆与混凝土衬砌共同作用下围岩垂直方向位移相对减小。可见，采用锚喷支护可以使围岩的自承能力得到充分发挥，能够在一定程度上控制小净距隧道两洞开挖后中夹岩柱中的塑性区发展，与仅选用锚杆支护或仅在衬砌作用下相比能够有效地改善围岩应力状态。

图6 锚喷支护塑性区分布及位移变化

4.3.4 锚喷支护与中夹岩柱长锚杆共同作用下的稳定性分析

图7为锚喷支护与中夹岩柱长锚杆支护后的塑性区分布及位移变化规律，由图7a可知，与无支护作用条件下相比，通过长锚杆加固中夹岩柱与锚喷支护后，中夹岩柱位置的塑性区范围显著减小，采用锚喷+中夹岩柱长锚杆支护，中夹岩柱的稳定性得到进一步的优化。由图7b可知，与无支护作用条件下相比，通过长锚杆加固中夹岩柱后，垂直方向位移比锚喷支护的垂直方向位移小，锚杆、喷射混凝土以及中夹岩柱长锚杆共同作用下，隧道围岩的应力状态得到进一步的改善。由于小净距隧道双洞的净间距较小，中夹岩柱的加固措施对小净距隧道的稳定和结构受力十分关键，锚喷+中夹岩柱长锚杆支护针对清泉隧道Ⅴ级围岩能够取得较好的支护效果。