浅埋超大跨隧道出口偏压段双层初期支护承载特征研究

刘夏冰, 贺少辉, 麻建飞, 于娅娜, 郭佳城, 张 军

(1. 广东省隧道工程安全与应急保障技术及装备企业重点实验室, 广东 广州 510420;2. 广东华路交通科技有限公司, 广东 广州 510420; 3. 北京交通大学土木建筑工程学院, 北京 100044;4. 中铁大桥局集团第四工程有限公司, 江苏 南京 210031)

0 引言

随着交通网络的密集化,部分高铁线路需采用超大跨隧道的断面型式来适应选线和城市地形要求[1]。近些年来,出现了设计为3线、4线的铁路隧道工程,这些隧道的开挖跨度超过20 m,部分隧道甚至达到30 m,且部分情况下隧道建设还面临浅埋、偏压、软弱围岩等的影响,围岩变形和支护结构承载特征复杂,目前设计和施工规范均缺乏明确的指导依据。

部分学者对双层初期支护在大跨、超大跨隧道中的应用开展了研究[2-3]。马杲宇等[4]基于岩体蠕变损伤模型研究了层状岩体中采用单层、双层初期支护结构的受力特性,结果表明采用双层初期支护方案更有利于发挥围岩自承能力;钟友江等[5]以成兰铁路高地应力软岩隧道为背景,研究了双层初期支护中二次支护的拱架型式和施作时机,表明二次支护钢拱架交错布置方式更有利于控制围岩变形,且应在一次支护结构破坏前施作;洪军等[6]模拟了开挖跨度30.3 m的新考塘隧道进口段采用双层初期支护在施工中的受力特征,表明二次支护作用下超大跨隧道浅埋全风化段的拆撑风险可控;张俊儒等[7]研究了超大断面隧道进口段采用双层初期支护的拆撑时机,得出一次性拆撑最佳长度为9 m;施玉晶[8]比较了大跨地下车站采用双层初期支护拱盖法和二次衬砌拱盖法时的承载特征差异,结果表明前者的结构受力控制部位为拱脚和拱肩,后者的结构受力控制部位为拱脚;陈瑶等[9]研究了4车道超大跨公路隧道Ⅴ级围岩浅埋偏压段双层支护的实施效果,该方案保证了浅埋偏压段围岩的稳定性;宋超业等[10]的研究表明,地铁浅埋超大跨隧道拱部双层初期支护中,外层初期支护是主要承载结构;冯世杰等[11]研究了青岛地铁浅埋大跨隧道采用双层初期支护叠合拱的受力特征,表明双层初期支护等厚支护方案更有利于施工,结构安全也满足要求;隗志远等[12]研究了大跨地铁车站采用拱盖法双层支护的承载特征,表明临时竖撑拆除后双层支护的受力体系发生转换;姚志雄等[13]对软弱围岩超大跨隧道的支护方案进行了研究,表明在双层支护和超前管棚的共同作用下围岩变形可减少50%,支护结构的受力为安全状态。

目前,双层初期支护在地铁隧道和围岩大变形隧道中的应用较多,已有研究多集中在支护时机和支护类型等方面;但双层初期支护在开挖跨度大于25 m的超大跨隧道中的应用屈指可数[14]。文献[6-7]虽研究了超大跨隧道进口段双层初期支护的受力特征,但未通过实测揭示复合双侧壁导坑法开挖时双层初期支护的承载特征。杭台高铁下北山2号隧道的开挖跨度达26.3 m,隧道出口段开挖面临偏压、破碎围岩等极端条件,围岩变形控制难度较常规隧道大,设计采用了双层初期支护方案(其余区段采用单层初期支护方案),但目前缺乏对偏压、浅埋、超大跨条件下双层初期支护承载特征的认识,无成熟经验可供参考。基于此,本文依托下北山2号隧道出口偏压段的工程背景,研究双侧壁导坑法开挖下双层初期支护和单层初期支护的承载特征差异,分析双层初期支护在浅埋超大跨隧道偏压段的工程应用效果,以期为同类超大跨隧道的设计与施工提供参考。

1 工程概况

1.1 地质条件概况

下北山2号隧道是杭台高铁的重点工程之一,全长479 m。由于隧道邻近台州站,因此设计为4线隧道,开挖跨度为26.3 m,覆土为6～35 m,地质纵断面如图1所示。出口段存在约50 m长的偏压段,右侧山体的坡度约为30°,隧道拱顶覆土为9.8～14.2 m,自地表而下的地层依次为坡积粉质黏土(厚度约4 m)、强风化凝灰岩(厚度4～13 m,局部为全风化)、弱风化凝灰岩。根据地质勘查结果,围岩级别为Ⅳ、Ⅴ级。

(a) (b)

1.2 支护结构及施工方法

下北山2号隧道出口段开挖时受实际条件的影响,出洞段在开挖前无施作超前大管棚和地表护坡的条件,考虑到隧道出口段覆土与开挖跨度之比不足0.5、部分区域围岩破碎、出口段偏压等复杂因素的影响,围岩坍塌风险较大。为确保围岩稳定,该区段采用双层初期支护方案,如图2所示。其余区段仍采用原设计的单层初期支护方案,如图3所示。采用双层初期支护的总厚度比仅采用单层初期支护的大10 cm,其原因如下: 1)为加快施工进度,优化了开挖中导洞上台阶的施工顺序(见图2中的⑤部和图3中的③部),使后续作业具有更大空间;2)考虑到双层初期支护的支护时机、二次支护工序的连接、临时支撑拆除等因素的影响。上述因素均可能增大支护体系的承载受力[6],因此双层初期支护的总厚度稍大于单层初期支护。

(a) 支护结构参数横断面(单位: cm)

图3 单层初期支护方案(单位: cm)

双层初期支护方案及其采用的施工方法如图2(a)所示,一次支护采用型钢拱架,间距为1.0 m;二次支护采用格栅拱架,间距为0.75 m,锚杆的环纵间距分别为1.0、1.5 m,二次支护拱架及喷射混凝土均为全环布置,锚杆按如图2(a)所示的位置进行布设;临时支护采用型钢拱架,喷射混凝土厚度为20 cm(必要时可以根据监控量测结果设置侧导洞临时横撑)。采用的施工方法为双侧壁导坑法,如图2(b)所示,各导洞的每步开挖进尺均为2.0 m,每步架设2榀拱架,在开挖、支护过程中,左导洞上台阶①、右导洞上台阶②和中导洞上台阶③开挖后均需要施作一次支护和二次支护,一次支护需要紧跟掌子面施作(距离不超过1 个开挖步长),二次支护的施作一般滞后一次支护约12 m的距离;在中导洞中、下台阶(⑥、⑦部)开挖时,同步拆除临时支护,每次拆除长度设计为6 m,开挖仰拱后立即封闭一次支护和二次支护,封闭区段长度为2～3 个二次衬砌台车长度,即20～30 m,最后施作二次衬砌仰拱和拱、墙结构。

2 双层初期支护承载特征分析

2.1 数值计算模型

鉴于当前双层初期支护在浅埋超大跨隧道偏压段的实际工程应用案例较少,双层初期支护体系在此情形下的承载特征尚不明确[1, 4],需要进一步对比单层、双层初期支护的承载差异。因此,本节采用数值模拟方法研究下北山2号隧道出口偏压段单层、双层初期支护的承载特征。

根据隧道出口段条件及开挖尺寸等建立数值计算模型[15],如图4所示。模型地表坡度按实际值选取,计算模型纵向长度为100 m,隧道拱顶覆土取10.6 m,以Y轴为轴线方向,垂直向上为Z轴,水平侧为X轴,边界条件为位移约束,上部边界为自由边界,下部边界约束Z方向位移,其余边界约束法向位移,计算时按自重应力初始平衡。围岩采用实体单元模拟,以Mohr-Coulomb模型模拟其力学响应,临时支撑、一次支护和二次支护均采用实体单元模拟,其力学响应服从线弹性模型,初期支护中的钢拱架作用按截面积折算考虑,二次衬砌采用Shell单元模拟。根据以上原则,围岩与支护结构的力学参数分别见表1和表2,系统锚杆采用Pile单元模拟,具体参数见文献[16]。

表1 围岩力学参数

表2 支护结构力学参数

图4 数值计算模型(单位: m)

数值模拟的计算工况如下: 单层初期支护采用如图3所示的方案和开挖顺序,双层初期支护采用如图2所示的方案和开挖顺序。为方便比较,2组支护方案下,各分部的开挖进尺均设为2.0 m,未支护段的长度也均设为1.0 m,各开挖分部掌子面之间的距离均设为12.0 m;此外,均在开挖中导洞中台阶(见图2和图3中的⑥部)时同步拆除临时支撑。

2.2 计算结果

2.2.1 围岩变形

选取2种计算工况下Y=40 m断面为监测断面,其围岩拱顶沉降及水平收敛(拱腰、墙腰测线)变化曲线如图5所示。由图5 (a)可知,采用单层初期支护时围岩拱顶沉降大于采用双层初期支护时的围岩拱顶沉降,二者的差值约为1.5 mm;由图5(b)可知,2种计算工况下拱腰、墙腰测线的水平收敛变化规律基本一致,且均在临时支撑拆除后稳定,采用双层、单层初期支护时墙腰水平收敛测值分别为 4.84、4.53 mm,差异小于2%。

(a) 拱顶沉降

由图5可知,采用双层初期支护时对偏压段的围岩拱顶沉降控制效果更好,但2种支护方案对水平收敛控制效果基本一致;2种计算工况下,中导洞上台阶开挖完成后,围岩拱顶沉降速率和累计沉降变形值均明显增大,但均在拆除临时支撑阶段后逐渐发展至稳定。

2.2.2 支护结构内力

计算得到的初期支护结构内力分布如图6所示。由图可知,右拱脚～右墙脚范围的支护结构轴力和弯矩分布差异明显,采用单层初期支护时,这些位置的内力明显大于采用双层初期支护。采用单层初期支护时,最大轴力位于右拱脚处,约为3 650 kN;最大弯矩值位于右拱肩附近,约为110 kN·m。采用双层初期支护时,二次支护承担的内力相对较小,这是由于先行施作的一次支护承担了已释放的部分围岩荷载。数值模拟计算结果显示,一次支护的最大轴力约为2 530 kN,二次支护的最大轴力约为2 340 kN;在出口段右侧荷载偏压等因素的影响下,支护结构的内力分布特征发生了变化,一次支护和二次支护结构在右拱脚～右拱肩范围内的轴力大于另一侧,右拱脚附近存在局部围岩应力集中现象,导致右拱脚附近的受力偏大。

(a) 轴力分布(单位: kN)

2.2.3 支护结构安全系数

选取拱顶、右拱脚、右拱肩为特征点,计算拆除临时支撑长度分别为6、9、12 m时,拆撑前后支护结构的安全系数,以计算完成时的状态为拆撑后的状态,以中上台阶开挖12 m时的状态为拆撑前的状态,计算结果见表3。由表可知,从一次性拆撑长度对支护结构安全系数大小的影响来看,当一次性拆撑长度为12 m时,右拱肩、右拱脚位置的支护结构安全系数变化幅度明显大于其他拆撑工况,因此,可认为9 m是相对合理的拆撑长度。

表3 关键特征点的安全系数对比

从初期支护安全系数的分布特征看,当采用单层初期支护时,各工况下右拱肩安全系数均小于2.0,明显小于其余位置,考虑到可能出现的围岩强度劣化、附属设施施工扰动等因素,采用单层初期支护方案可能导致隧道初期支护结构安全系数小;当采用双层初期支护方案时,拱顶、右拱脚、右拱肩3个测点的初期支护结构安全系数均大于2.0。在拱顶、右拱肩位置,当临时支护拆除后,二次支护的安全系数下降幅度高于一次支护。综上可知,在支护体系的应力转化过程中,二次支护可有效保证一次支护的结构安全,保障围岩稳定。

3 现场实测

3.1 测点布置

为分析和研究双层初期支护在超大跨隧道浅埋偏压段的承载特征和在下北山2号隧道出口偏压段的工程应用效果,在下北山2号隧道出口段的施工现场开展了多个断面的围岩变形实测,并有针对性地布置1个双层初期支护结构的受力实测断面。具体的实测方案和要点如下:

1)对于围岩变形,下北山2号隧道出口段里程DK215+400～+452段共布置了6个围岩变形监测断面,实测项目为围岩拱顶沉降和水平收敛变形,实测断面布置间距为10 m,围岩拱顶沉降采用单点位移计、水平收敛采用全站仪监测。

2)对于支护结构受力,选取里程断面DK215+440布设监测传感器(该断面隧道拱顶的埋深为10.6 m,见图1(b)),对该断面的双层初期支护受力开展实测,研究分析双层初期支护结构的承载特征。具体的实测项目为: 一次支护、二次支护和临时支护中钢拱架的内侧和外侧应力,喷射混凝土的内侧和外侧应力,围岩/一次支护接触压力,一次支护/二次支护接触压力。监测点布置如图7所示。采用的监测传感器有土压力盒、钢筋应力计、混凝土应变计、钢表面应变计等,其中,格栅拱架受力实测采用钢筋应力计,型钢拱架受力实测采用钢表面应变计。

图7 双层初期支护的监测点布置图

3.2 实测结果

3.2.1 围岩变形

选取DK215+442、DK215+435断面的围岩变形实测结果进行分析,这2个断面与双层初期支护受力监测断面位置接近。围岩变形监测结果见图8,图中水平收敛正值表示向隧道内侧变形,负值表示向外侧变形。此外,考虑到右下台阶、中导洞中下台阶、拆除临时支撑等工序的施工间隔短,为方便表述,将这些阶段统称为“拆撑阶段”(图8中的第Ⅴ阶段)。

(a) DK215+442断面水平收敛

由图8(a)和(b)可知,第Ⅲ阶段开挖后各测线的水平收敛速率较第Ⅰ、Ⅱ阶段明显增大,并在第Ⅳ阶段开挖后基本稳定,2个断面的水平收敛变形最大值分别约为24.5、16 mm;由图8(c)和(d)可知,第Ⅲ阶段开挖后各测线的围岩沉降变形急剧增大,并在第Ⅴ阶段开挖前后基本稳定,偏压侧右拱肩稳定时的围岩沉降值偏大,分别为49.5、28.7 mm。以DK215+442断面为例,第Ⅳ阶段开挖后临时支护的围岩约束被解除,围岩拱顶沉降值不断增大,但3个测点的变形速率均小于1 mm/d,第Ⅴ阶段后荷载偏压侧累积沉降值为49.5 mm,明显大于其他部位。监测发现: 第Ⅲ阶段开挖后,施作二次支护使围岩变形速率逐步减缓,抑制了临时支护强度减弱带来的影响;同时,现场观察未发现初期支护异常开裂现象,表明二次支护在拆撑过程中补强了一次支护的承载作用。

综上,实测表明二次支护可稳定围岩变形。但仍有问题值得进一步探讨: 如出口偏压条件下超大跨隧道的二次支护是否对限制围岩变形起作用、双层初期支护的实际受力特征为何等,这些问题需结合支护结构受力的实测结果进一步解答。

3.2.2 接触压力

围岩/一次支护接触压力、一次/二次支护接触压力的发展趋势和稳定后的分布情况如图9所示。由图9(a)可知,各导洞上台阶开挖是释放围岩压力的主要阶段,第Ⅲ阶段施工后,拱脚、拱腰等的围岩压力增幅达35～60 kPa,增幅最大的位置在左拱腰,约为60 kPa;临时支撑拆除后(第Ⅴ阶段),围岩/一次支护接触压力最大值为103 kPa,位于右拱肩。由图9(b)可知,第Ⅱ阶段施工后传递到二次支护的接触压力开始增大,一次/二次支护接触压力的最大值位于右拱肩处,约为35 kPa,是该位置围岩/一次支护接触压力的33%。由图9(c)可知,传递到二次支护的接触压力值与相应位置的围岩压力值之比为16%～33%。

(a) 围岩/一次支护的接触压力

3.2.3 钢拱架内力

一次支护、二次支护中钢拱架内力实测结果如图10所示,其中,二次支护格栅拱架的弯矩值偏小,限于篇幅,不在此处列出。由图10(a)可知,一次支护型钢拱架轴力随施工过程的变化趋势与图9(a)所示的围岩/一次支护接触压力类似,在第Ⅴ阶段开挖后基本稳定,最大轴力位于左拱肩,约为-487.5 kN,两侧拱脚以上测点的轴力值为-260～-487.5 kN;由图10(b)可知,一次支护的弯矩在第Ⅲ阶段开挖后变化较为复杂,部分测点的弯矩值由正转负,但弯矩值普遍较小,为-10～10 kN·m;由图10(c)可知,当二次支护施作后,格栅拱架的轴力逐步增加,至最终稳定时承受的最大轴力为14.8 kN,位于偏压侧右拱脚位置,为同位置一次支护型钢拱架轴力测值的5%～15%,弯矩最大值为-5.23 kN·m,偏压侧分担的围岩荷载稍大于其他位置。综上,第Ⅴ阶段施工前后,一次支护型钢拱架和二次支护格栅拱架的内力均无异常变化,该区段采用双层初期支护方案能够有效确保隧道围岩稳定。

(a) 一次支护型钢拱架轴力

3.2.4 喷射混凝土内力

根据喷射混凝土内、外侧应力值的监测结果,计算喷射混凝土的轴力N和弯矩M[17]:

N=(σ内+σ外)hb/2。

(1)

M=(σ内-σ外)hb2/12。

(2)

式(1)—(2)中:b为拱架间距;h为喷射混凝土厚度。

按式(1)和式(2)计算喷射混凝土的内力值,绘制得到一次支护和二次支护喷射混凝土内力监测结果如图11所示。由图可知,随着施工过程的推进,隧道两侧拱脚、拱腰、拱肩等位置一次支护喷射混凝土轴力均以受压形式快速增长,并在第Ⅴ阶段施工后稳定,最大轴力值为-4 289 kN,隧道两侧拱脚、拱腰、拱肩等位置一次支护喷射混凝土的轴力明显大于其他位置,总体呈“上大下小”分布。二次支护施作后,荷载偏压右侧的拱脚和拱腰等位置处的二次支护喷射混凝土轴力开始逐渐增大,短期内中上台阶二次支护施作后基本稳定,左侧与拱顶等位置的轴力发展趋势接近,且数值整体均小于荷载偏压的右侧。最终稳定后二次支护喷射混凝土的最大轴力值为-665 kN,位于右拱腰处,约为一次支护喷射混凝土最大轴力值的15%。

(a) 一次支护喷射混凝土的内力发展

综上实测结果发现,隧道拱脚位置以上的二次支护施作完成后,随着偏压侧荷载的逐步释放,二次支护开始逐步发挥作用,并分担了部分传递到一次支护上的荷载,尤其是在荷载偏压的右侧对围岩、一次支护的变形起到了一定程度的抑制作用。二次支护分担的荷载比例主要取决于中上台阶开挖后二次支护能否及时施作、荷载偏压侧所释放的围岩荷载等因素。

3.2.5 临时支护型钢拱架内力

考虑在浅埋超大跨隧道出口偏压段,支护体系的承载特征会受临时支护刚度及拆除时间等因素的影响,还需分析临时支护的内力变化规律。临时支护型钢拱架的内力随施工过程的变化规律如图12所示。由图可知,临时支护中型钢拱架的轴力和弯矩在第Ⅲ阶段开挖后明显增大,临时支护型钢拱架右侧的轴力也大于左侧,但左侧承受弯矩较大,并在该阶段施工后由受拉转换为受压状态;在第Ⅳ阶段开挖后,临时支护中型钢拱架的左、右侧均出现了明显的轴力及弯矩“突变”特征,且轴力值和弯矩值均下降至接近于0,已呈卸压状态,其支护作用已基本失效。实测结果表明,临时支护的受力状态受后续工序开挖的影响大[18],临时支护拆除后二次支护的施作一定程度上逐步替代了临时支护的作用。

(a) 临时支护型钢拱架轴力

3.2.6 支护结构安全系数

根据实测结果,尽管采用双侧壁导坑法开挖已经减小了对围岩的扰动,但隧道荷载偏压的右侧仍存在应力集中,右侧围岩拱顶沉降也较大,可能导致右侧逐步形成蠕变剪切变形[19],变形程度与隧道的开挖跨度、围岩类型、地形等相关。

为进一步分析采用双层初期支护时的结构安全性,依据现行铁路隧道设计规范[20]计算临时支撑拆除阶段前、实测最终结束时一次支护和二次支护的安全系数,结果见表4。由表可知,一次支护的最小结构安全系数为2.04,位于右拱腰,在双层初期支护的受力转换过程中,一次支护的结构安全系数降低幅度最大为9.5%,位于左拱肩,二次支护的结构安全系数均较大;拆除临时支撑后,右拱腰、右拱脚等位置的结构安全系数均有所下降,但施工期监测结束时,一次支护结构的安全系数均大于2.0。二次支护的施作也对荷载偏压侧释放的荷载起到了分担作用,提升了围岩与支护体系的整体稳定性。

表4 临时支撑拆除前、后双层支护结构安全系数对比

4 结论与讨论

1)采用数值模拟研究了浅埋超大跨4线隧道偏压段采用单层、双层初期支护的承载特征,结果表明隧道在偏压侧的右拱脚～右拱肩范围内存在一定的应力集中,采用双层初期支护技术时的结构承载安全性和对围岩拱顶沉降的控制效果均优于单层初期支护技术。

2)浅埋超大跨4线隧道出口偏压段的现场实测结果表明,该段的水平收敛累计最大值为18.5 mm,沉降最大值达49.5 mm,拆撑阶段二次支护起稳定围岩变形的作用;传递到二次支护上的接触压力与相对应位置围岩/一次支护接触的压力之比为16%～33%,二次支护一定程度上补强了一次支护对荷载偏压侧的承载作用,加强了整个支护体系的安全储备。

3)考虑运营期降雨入渗和列车振动等因素诱发的围岩劣化,出口偏压侧在运营期可能产生剪切变形,采用双层初期支护方案可有效确保高铁线路的运营安全;与此同时,在隧道复合式衬砌结构中,如何确定一次支护、二次支护、二次衬砌的承载比例仍需进一步研究。