淺埋暗挖大斷面風(fēng)道端墻支護(hù)優(yōu)化研究

陳學(xué)龍

淺埋暗挖大斷面風(fēng)道端墻支護(hù)優(yōu)化研究

陳學(xué)龍

以青島地鐵3號(hào)線中山公園站1號(hào)風(fēng)道工程為依托，通過理論計(jì)算與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，對(duì)淺埋暗挖大斷面風(fēng)道端墻進(jìn)行支護(hù)優(yōu)化分析，提出了全長(zhǎng)注漿錨桿+鋼筋帶的支護(hù)方案。研究表明，優(yōu)化方案的端墻最大變形值減小了19.3%，塑性區(qū)主要控制在端墻后方2 m范圍內(nèi)，起到了良好的加固效果。

地鐵；淺埋暗挖風(fēng)道；端墻支護(hù)；優(yōu)化分析

近年來，隨著我國(guó)城市地鐵建設(shè)的快速發(fā)展，淺埋暗挖大型地鐵工程正受到越來越多的關(guān)注。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)該領(lǐng)域的研究主要集中于地鐵車站的設(shè)計(jì)施工及圍巖穩(wěn)定性分析方面，而很少涉及與車站相連風(fēng)道的支護(hù)優(yōu)化研究。尤其是對(duì)于淺埋暗挖大斷面風(fēng)道端墻，其臨空面過大，同時(shí)受到風(fēng)道與主體車站施工荷載與爆破震動(dòng)的影響，極易產(chǎn)生滑動(dòng)和坍落，如果支護(hù)形式不合理或支護(hù)參數(shù)不當(dāng)極易發(fā)生失穩(wěn)破壞。本文以青島市地鐵3號(hào)線中山公園站1號(hào)風(fēng)道工程為依托，對(duì)淺埋暗挖大斷面風(fēng)道端墻進(jìn)行支護(hù)優(yōu)化分析，以期為青島市地鐵工程后期設(shè)計(jì)與施工提供技術(shù)參考和科學(xué)依據(jù)。

1 工程概況

青島市地鐵3號(hào)線中山公園站位于八大關(guān)風(fēng)景區(qū)內(nèi)，地面人車流量較大，周圍建筑物多為古建筑群，地表沉降控制較為嚴(yán)格。1號(hào)風(fēng)道全長(zhǎng)約35 m，設(shè)計(jì)為通風(fēng)單層結(jié)構(gòu)雙層暗挖風(fēng)道，采用拱頂直墻斷面，中隔壁CRD法施工，復(fù)合式襯砌結(jié)構(gòu)，開挖寬度13.6 m，高16.3 m。風(fēng)道拱頂超前支護(hù)采用Ф42 mm L=3.5 m超前注漿小導(dǎo)管，環(huán)距0.4 m，排距1.0 m；初期支護(hù)采用Ф22 mm L=3.5 m砂漿錨桿，間距1.2 m×0.5 m梅花形布置，鋼筋網(wǎng)為Ф8 mm間距200 mm×200 mm，噴射混凝土厚度為300 mm；中隔壁CRD法臨時(shí)支撐采用I22工字鋼，間距0.5 m；二襯采用850 mm厚C45防水鋼筋混凝土。

風(fēng)道上部覆層主要為第四系和全風(fēng)化及強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，厚度為9～12 m，巖層分布不規(guī)律，裂隙發(fā)育，圍巖級(jí)別為Ⅲ～Ⅴ級(jí)。地下水主要為基巖裂隙水，分布不均勻，涌水量和透水性受巖體風(fēng)化程度和構(gòu)造裂隙的影響。1號(hào)風(fēng)道支護(hù)結(jié)構(gòu)和地層情況如圖1所示。

2 風(fēng)道端墻支護(hù)參數(shù)計(jì)算

2.1 端墻圍巖壓力計(jì)算

1號(hào)風(fēng)道上部圍巖主要為松散的無黏性巖土體，拱頂垂直壓力可以按巖柱理論進(jìn)行計(jì)算，端墻水平壓力采用水土分算，按朗肯主動(dòng)土壓力理論來計(jì)算。

結(jié)合本工程的地質(zhì)參數(shù)，計(jì)算得出1號(hào)風(fēng)道端墻的圍巖壓力分布如圖2所示。

圖1 1號(hào)風(fēng)道支護(hù)結(jié)構(gòu)及地質(zhì)情況

圖2 1號(hào)風(fēng)道端墻圍巖壓力分布 （單位：kN/m）

2.2 端墻支護(hù)參數(shù)計(jì)算

1號(hào)風(fēng)道端墻的臨空面過大，圍巖風(fēng)化破碎嚴(yán)重，同時(shí)受到1號(hào)風(fēng)道與主體車站施工爆破荷載的影響，容易發(fā)生剪切破壞失穩(wěn)，因此，需要確定安全合理的錨桿支護(hù)參數(shù)。

假定砂漿錨桿對(duì)洞壁提供的支護(hù)阻力受砂漿與圍巖之間的抗剪強(qiáng)度所控制，并且在其接觸面上的剪應(yīng)力分布是均勻的，則砂漿錨桿的設(shè)計(jì)長(zhǎng)度計(jì)算公式如下：

式（1）中，La為錨桿錨固段長(zhǎng)度；Pg為砂漿錨桿需要提供的支護(hù)阻力；k為安全系數(shù)；τg為砂漿與圍巖間的粘結(jié)強(qiáng)度；dg為錨桿孔直徑，本工程Ф22 mm砂漿錨桿的錨桿孔直徑dg=42 mm。

根據(jù)GB50086-2001《錨桿噴射混凝土支護(hù)技術(shù)規(guī)范》，對(duì)于永久錨桿安全系數(shù)取k=2，τg=10 MPa；根據(jù)圖2，風(fēng)道端墻的最大圍巖壓力作用于端墻底部，即σE=186.909 kN/m，因此，砂漿錨桿至少需要提供的支護(hù)阻力Pg=186.9 kN/m。將這些參數(shù)帶入公式（1）得錨桿錨固段長(zhǎng)度：

根據(jù)T B10003-2005《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》可知，當(dāng)錨桿計(jì)算長(zhǎng)度La=3.0 m，錨桿縱橫向平均間距i=1.0 m時(shí)，錨桿的實(shí)際長(zhǎng)度取L=3.5 m。因此，1號(hào)風(fēng)道端墻采用Ф22 mm L=3.5 m全長(zhǎng)注漿砂漿錨桿，間距1.0 m×1.0 m。

2.3 風(fēng)道端墻支護(hù)優(yōu)化

根據(jù)上述1號(hào)風(fēng)道端墻的錨桿參數(shù)計(jì)算，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)施工要求與經(jīng)驗(yàn)，對(duì)原支護(hù)方案進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

2.3.1 原支護(hù)方案——注漿小導(dǎo)管+格柵鋼架支護(hù)

1號(hào)風(fēng)道端墻原支護(hù)形式為注漿小導(dǎo)管+格柵鋼架支護(hù)（圖3），注漿采用L=4 m Ф42 mm小導(dǎo)管，間距1 m×0.5 m，梅花形布置。格柵鋼架采用4根Ф28 mm鋼筋為1榀，每榀間距為0.5 m，格柵之間橫向連接筋采用Ф22 mm間距0.3 m雙側(cè)布置。端墻內(nèi)外側(cè)設(shè)Ф8 mm間距200 mm×200 mm鋼筋網(wǎng)，搭接長(zhǎng)度200 mm。中間臨時(shí)支撐采用I22工字鋼型鋼架。

圖3 原支護(hù)方案：注漿小導(dǎo)管+格柵鋼架支護(hù)（單位：mm）

2.3.2 優(yōu)化方案——錨桿+鋼筋帶支護(hù)

優(yōu)化方案如圖4所示，錨桿為Ф22 mm全長(zhǎng)注漿砂漿錨桿，長(zhǎng)度L=3.5 m，間距1.0 mm×1.0 mm，梅花形布置；錨桿托盤規(guī)格為200 mm×200 mm×6 mm；鋼筋帶由Ф22 mm圓鋼焊接而成，規(guī)格為180 mm×250 mm，間距0.5 m。

錨桿與鋼筋帶嵌合作用形成一個(gè)整體結(jié)構(gòu)，當(dāng)風(fēng)道端墻發(fā)生變形時(shí)，該支護(hù)體系既可以在豎向鎖緊各巖層，防止其發(fā)生滑動(dòng)，又可以在橫向產(chǎn)生約束(壓應(yīng)力)，增強(qiáng)端墻面的穩(wěn)定性。

3 數(shù)值計(jì)算分析

3.1 計(jì)算模型

建立的計(jì)算模型長(zhǎng)、寬、高尺寸為80 m×40 m×60 m，邊界條件為上邊界為自由面，四周受水平約束，底面為豎向約束。隧道圍巖采用Mohr-Coulomb彈塑性模型，初期支護(hù)和二次襯砌采用實(shí)體彈性模型，錨桿支護(hù)采用cable單元，鋼支撐采用liner單元，超前小導(dǎo)管通過提高其加固區(qū)的圍巖參數(shù)來等效（圖5）。

圖4 優(yōu)化方案：錨桿+鋼筋帶支護(hù)（單位：mm）

圖5 計(jì)算模型

3.2 計(jì)算結(jié)果分析

本節(jié)分別對(duì)上述2種不同支護(hù)方案情況下風(fēng)道開挖后的風(fēng)道端墻位移及端墻塑性區(qū)分布進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

3.2.1 風(fēng)道端墻位移

圖6給出了風(fēng)道開挖后2種支護(hù)方案下的臨空面水平位移分布情況，可以看出：

圖6 風(fēng)道端墻水平位移分布情況 （單位：m）

（1）2種支護(hù)方案的最大水平位移均出現(xiàn)在端墻中間部位，呈眼鏡狀分布。這是由于風(fēng)道開挖采用3臺(tái)階中隔壁CRD法施工，斷面中間設(shè)有中隔壁型鋼支撐，能夠限制圍巖變形，且下臺(tái)階處于中風(fēng)化巖，圍巖穩(wěn)定性較高，因此，端墻最大位移出現(xiàn)在中臺(tái)階兩側(cè)；

（2）優(yōu)化后支護(hù)方案的變形范圍小于原支護(hù)方案，臨空面最大變形值由7.644 mm減小至6.171 mm，減幅為19.3%，說明優(yōu)化后支護(hù)方案對(duì)端墻圍巖變形的控制效果較好。

圖7給出了風(fēng)道端墻測(cè)線A B（見圖6a）的水平位移情況，可以看出：

圖7 風(fēng)道端墻測(cè)線AB水平位移曲線

（1）沿風(fēng)道拱頂向下，臨空面水平位移分別在上臺(tái)階與中臺(tái)階中部呈現(xiàn)2個(gè)峰值，這是由于中隔壁CRD法鋼支撐的支護(hù)作用；

（2）在下臺(tái)階水平變形保持平穩(wěn)，這是由于距拱頂10 m處為強(qiáng)風(fēng)化巖與中風(fēng)化巖的分界面，中風(fēng)化巖剛度較大，圍巖自穩(wěn)能力較好。因此，在選取支護(hù)方案時(shí)要考慮地質(zhì)因素的影響，根據(jù)不同的地層條件選取相應(yīng)的支護(hù)參數(shù)。

3.2.2 風(fēng)道端墻塑性區(qū)分布

圖8給出了風(fēng)道開挖后端墻塑性區(qū)分布情況，由圖8可以看出：

（1）2種支護(hù)方案的端墻塑性區(qū)都集中分布在上臺(tái)階與中臺(tái)階位置，下臺(tái)階基本沒有進(jìn)入塑性狀態(tài)，說明下臺(tái)階處于中風(fēng)化巖中，巖體力學(xué)性質(zhì)明顯改善，抗剪強(qiáng)度顯著提高；

（2）采用原支護(hù)方案時(shí)，端墻后方大約2 m范圍處于塑性剪切狀態(tài)，中臺(tái)階中間區(qū)域塑性區(qū)發(fā)展至4 m范圍，可能會(huì)影響到注漿小導(dǎo)管的錨固效果；

（3）采用優(yōu)化支護(hù)方案時(shí)，端墻圍巖塑性區(qū)明顯減小，塑性區(qū)主要集中在2 m范圍內(nèi)，可見采用L=3.5 m全長(zhǎng)注漿砂漿錨桿能夠滿足安全要求。

4 結(jié)論

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工要求和地質(zhì)情況，本工程1號(hào)風(fēng)道端墻采用了優(yōu)化支護(hù)方案，即錨桿+鋼筋帶支護(hù)體系，該方案主要有以下優(yōu)點(diǎn)：

圖8 風(fēng)道端墻塑性區(qū)分布情況

（1）原支護(hù)方案中的格柵鋼架只是被動(dòng)地承受圍巖壓力和防止破碎巖石坍落，而優(yōu)化方案中的錨桿支護(hù)則是通過錨入圍巖內(nèi)部，改變圍巖本身的力學(xué)狀態(tài)，形成一個(gè)整體穩(wěn)定的加固圈，發(fā)揮錨桿與圍巖的共同作用；

（2）1號(hào)風(fēng)道端墻處巖層近似為垂直走向，打入錨桿后恰好可以發(fā)揮其組合梁作用。通過錨桿將各層巖體錨固成組合梁，使巖層間的摩擦阻力明顯增大，從而防止端墻發(fā)生滑動(dòng)破壞；

（3）采用全長(zhǎng)注漿砂漿錨桿加固端墻，可以充分發(fā)揮錨桿的膠結(jié)作用，使端墻后方強(qiáng)風(fēng)化巖體形成整體，防止端墻滑動(dòng)面的產(chǎn)生；

（4）工程實(shí)踐表明，優(yōu)化后支護(hù)方案施工便捷，減輕了勞動(dòng)力強(qiáng)度，有利于機(jī)械化操作，提高了施工速度，同時(shí)可以節(jié)省支護(hù)費(fèi)用，取得了良好的經(jīng)濟(jì)效果。

（5）現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際監(jiān)測(cè)表明，1號(hào)風(fēng)道端墻水平位移較小，最大變形量出現(xiàn)在中臺(tái)階中部，其值為6.6 mm，與數(shù)值計(jì)算結(jié)果基本一致；鋼筋帶基本無變形，端墻圍巖未出現(xiàn)開裂或滑移現(xiàn)象，拱部全、強(qiáng)風(fēng)化花崗巖膠結(jié)良好形成整體，達(dá)到了預(yù)期的支護(hù)效果；采用優(yōu)化支護(hù)方案，加快了施工速度，節(jié)約了支護(hù)成本。

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責(zé)任編輯 朱開明

Study on Support Optimization for End Wall of Large Profi le Duct of Shallow Depth Excavation

Chen Xuelong

Taking the Zhongshan Park duct 1 works on Qingdao Metro Line 3 as an example, the paper uses the method of theoretical calculation and numerical simulation, and optimizes the analysis of the support structure of the large section duct. The results show that the maximum deformation value of the end wall is reduced by 19.3% by using the optimized option, and the plastic zone is mainly controlled by the end wall in the 2 m range, which has a good effect.

metro, shallow buried tunnel, end wall support, optimization analysis

U455

2015-06-29

陳學(xué)龍： 中鐵十七局集團(tuán)第一工程有限公司，工程師，山西太原 030032