隧道豎井出渣孔孔徑的確定及其穩(wěn)定性分析

冉華，段興明，魏通，尹定鵬

(1.云南交投公路建設(shè)第一工程有限公司，昆明 650034；2.重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400074)

公路隧道豎井的開挖方式可以分成正井法和反井法，二者的區(qū)別在于是否開挖一定直徑的導(dǎo)井，同時(shí)兩者比選的前提條件是豎井下部的主隧道是否已經(jīng)建成。正井法是從井口位置從上往下全斷面開挖，在井口位置設(shè)置井架和提升設(shè)備用于升降多層操作平臺(tái)供施工人員和儀器設(shè)備進(jìn)出，同時(shí)進(jìn)行出渣和排水。對于較深的豎井而言，正井法工期較長，排水不便，出渣效率低，儀器設(shè)備使用復(fù)雜繁瑣且工作量增加，成井較慢，施工期間安全性較差，存在安全隱患。反井法則利用已開挖好的導(dǎo)井出渣，施工及出渣效率高，儀器設(shè)備使用便利，對周邊環(huán)境影響較小，節(jié)約成本。在豎井反井法施工的整個(gè)過程中，出渣孔的穩(wěn)定性尤為重要，期間一旦發(fā)生出渣孔失穩(wěn)破壞、塌陷堵孔等問題，將會(huì)對整個(gè)豎井工程帶來較大影響，故針對豎井反井法的施工研究是很有必要的。

目前針對豎井反井法的研究成果有很多。趙順義等[1]結(jié)合杭州市紫之隧道工程土建第Ⅱ標(biāo)段1#豎井與2#豎井工程，對豎井爆破開挖、支護(hù)施工等進(jìn)行了優(yōu)化。孫臣生[2]依托山西省五臺(tái)山—盂縣高速公路藏山隧道豎井工程，通過對比正井法和反井法施工，得出反井法施工具有占地較少、環(huán)境影響較小的優(yōu)點(diǎn)。楊繼華等[3]研究了厄瓜多爾科卡科多辛克雷(Coca Codo Sinclair, CCS)水電站超深豎井工程，分析了反井法施工中存在的問題，分析成因，同時(shí)提出相應(yīng)解決方案。程守業(yè)[4]以敦格鐵路當(dāng)金山隧道豎井為例，對反井法進(jìn)行改進(jìn)，提出反井法施工中的導(dǎo)向孔偏斜控制措施。陳光明等[5]結(jié)合3座特長公路隧道斜井、豎井的施工方案比選，表明反井法施工能夠節(jié)約勞動(dòng)力、經(jīng)濟(jì)成本。于見水等[6]對反井鉆機(jī)偏斜機(jī)理進(jìn)行分析，對類似的工程具有指導(dǎo)意義。苗棟等[7]對CCS水電站2#豎井坍塌事故進(jìn)行分析，分析事故原因，并得出解決方案及相應(yīng)的加固措施。李忠[8]以福州京臺(tái)高速公路牛巖山隧道豎井工程為例，發(fā)現(xiàn)反井法能夠避免常規(guī)降挖法和爬升機(jī)工法的不足，在保證施工安全的前提下提升工程效率和質(zhì)量。王彬彬[9]以通省隧道2#通風(fēng)深豎井為研究對象，對豎井反井法施工中的導(dǎo)向孔糾偏控制以及反井法反向擴(kuò)孔和程序轉(zhuǎn)換進(jìn)行了說明。王春玲[10]對反井鉆機(jī)法在豎井施工中的應(yīng)用進(jìn)行研究，對不良地質(zhì)下的鉆孔施工情況下的解決措施進(jìn)行了闡述。

以上研究分別是針對正井法和反井法的方案比選、反井法施工優(yōu)勢及優(yōu)化、反井法施工中存在的問題、導(dǎo)向孔糾偏控制以及豎井坍塌的解決措施，但是針對豎井出渣孔的孔徑選擇及其穩(wěn)定性研究較少，由于云南省墨江至臨滄高速公路泰和隧道豎井是深豎井，能否采用無支護(hù)的出渣孔及其孔徑的選取，設(shè)計(jì)和施工不能確定，因此有必要對泰和隧道豎井工程出渣孔孔徑選取及其穩(wěn)定性進(jìn)行分析研究。

1 工程概況

云南省墨江至臨滄高速公路泰和隧道左幅和右幅正常運(yùn)營工況采用全射流縱向通風(fēng)方式，消防排煙工況采用豎井分段排煙方式，于隧道右線K203+408兩幅隧道正中間設(shè)置一座排煙豎井，豎井中心坐標(biāo)(x=511 166.983 2，y=2 644 853.358 0)，設(shè)計(jì)內(nèi)輪廓直徑5.0 m，設(shè)計(jì)深度279.55 m，豎井內(nèi)徑5.0 m。

根據(jù)地勘報(bào)告提供的成果，將豎井圍巖劃分為Ⅴ1、Ⅳ3、Ⅳ2圍巖級別，豎井深0～20 m段為Ⅴ1級圍巖，占7%；豎井深20～50 m段為Ⅳ3級圍巖，占11%；豎井深50～279.55 m段為IV2級圍巖，占82%。

本豎井井身段采用鉆機(jī)反井正向擴(kuò)挖法施工，先用天井鉆機(jī)在井位中心從上到下鉆導(dǎo)向孔，直達(dá)聯(lián)絡(luò)通道頂，待井下聯(lián)絡(luò)通道與豎井貫通后，在隧道中拆除鉆頭，換成擴(kuò)孔刀頭，由下而上，擴(kuò)成一定直徑的天井(出渣孔)與聯(lián)絡(luò)通道連通，最后再用鉆爆法從上往下擴(kuò)挖到設(shè)計(jì)尺寸，炮渣直落井底，裝載機(jī)裝渣，自卸汽車運(yùn)送至棄渣場棄渣。

豎井井架提升結(jié)構(gòu)、人員設(shè)施上下吊桶分別如圖1、圖2所示。根據(jù)《泰和隧道工程工程地質(zhì)勘察報(bào)告》提供的勘察實(shí)測數(shù)據(jù)和《公路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG 3370.1—2018)提供的相應(yīng)參考值，并考慮到水、斷層和裂隙等不良地質(zhì)情況做了相應(yīng)折減到70%后進(jìn)行綜合確定。計(jì)算參數(shù)如表1所示。

圖1 井架提升結(jié)構(gòu)

圖2 人員設(shè)施上下吊桶

表1 巖土力學(xué)參數(shù)

2 豎井出渣孔孔徑大小及其穩(wěn)定性分析

隧道豎井出渣孔深長細(xì)直，其孔徑的選擇應(yīng)當(dāng)考慮多方面因素。結(jié)合圍巖地質(zhì)情況以及工程實(shí)際需求，選定合理經(jīng)濟(jì)的出渣孔孔徑十分必要。出渣孔直徑過大，雖然利于出渣，但是無支護(hù)出渣孔自身穩(wěn)定存在問題；出渣孔直徑過小，能夠使無支護(hù)出渣孔自身穩(wěn)定，但是出渣的效率會(huì)大大減小。針對出渣孔不同直徑進(jìn)行分析研究，選取出渣孔直徑分別為1.0、1.2、1.4、1.6、1.8、2.0 m共計(jì)6種工況進(jìn)行對比分析，如表2所示。

表2 不同直徑出渣孔分析工況

2.1 理論分析方法

對于完整、均勻、堅(jiān)硬的巖體，在分析圍巖的應(yīng)力和位移或者評定圍巖的穩(wěn)定性時(shí)，可以采用彈性力學(xué)的方法。對于成層的和節(jié)理發(fā)育的巖體，如果層理或節(jié)理等不連續(xù)面的間距與所研究的問題的尺寸相對較小時(shí)，則連續(xù)化假定和彈性力學(xué)的方法仍然適用。

塑性區(qū)圍巖徑向應(yīng)力的計(jì)算公式為

(1)

塑性區(qū)圍巖切向應(yīng)力的計(jì)算公式為

(2)

塑性區(qū)半徑的計(jì)算公式為

(3)

(4)

式中：μ為巖土體的泊松比；c、φ分別為巖土體的黏聚力、內(nèi)摩擦角；r為任一點(diǎn)半徑；r0為圓洞半徑；γi為分層巖土體重度i=1,2,…,n；Hi為分層巖土體高度，i=1,2,…,n；P為水平應(yīng)力，P=3 426.56 kN/m2；Pi為支護(hù)抗力，由于本計(jì)算是考慮無支護(hù)的出渣孔的圍巖壓力與變形的情況，故Pi=0。

進(jìn)而式(1)～式(3)修改如下。

徑向應(yīng)力的計(jì)算公式為

(5)

切向應(yīng)力的計(jì)算公式為

(6)

塑性區(qū)半徑的計(jì)算公式為

(7)

塑性區(qū)域內(nèi)的徑向位移的計(jì)算公式為

(8)

式(8)中：σz為初始應(yīng)力場。

松動(dòng)區(qū)是指塑性圈內(nèi)圈應(yīng)力低于初始應(yīng)力的區(qū)域，松動(dòng)區(qū)半徑的表達(dá)式為

(9)

經(jīng)過理論分析計(jì)算，得出不同直徑下豎井圍巖徑向、切向應(yīng)力隨著遠(yuǎn)離中心點(diǎn)的變化情況，以及圍巖最大水平位移、塑性區(qū)半徑隨著不同直徑的變化情況。塑性區(qū)徑向應(yīng)力隨r變化規(guī)律如圖3所示，塑性區(qū)切向應(yīng)力隨r變化規(guī)律如圖4所示，水平位移隨r變化規(guī)律如圖5所示，塑性區(qū)半徑變化如圖6所示。

圖3 理論分析塑性區(qū)徑向應(yīng)力隨半徑變化規(guī)律

圖4 理論分析塑性區(qū)切向應(yīng)力隨半徑變化規(guī)律

圖5 理論分析水平位移隨半徑變化規(guī)律

圖6 理論分析塑性區(qū)半徑變化

徑向應(yīng)力隨r變化規(guī)律如圖3所示，可以看出，不同孔徑下，半徑為1/2孔徑處的徑向應(yīng)力為0，隨著所求點(diǎn)半徑的增大，徑向應(yīng)力逐漸增大，當(dāng)r達(dá)到塑性區(qū)半徑時(shí)，徑向正應(yīng)力為1.196 MPa。

切向應(yīng)力隨r變化規(guī)律如圖4所示，可以看出，不同孔徑下，半徑為1/2孔徑處的切向正應(yīng)力為1.804 MPa，隨著所求點(diǎn)半徑的增大，切向應(yīng)力逐漸增大，當(dāng)r達(dá)到塑性區(qū)半徑時(shí)，切向正應(yīng)力為5.696 MPa。

水平位移隨r變化規(guī)律如圖5所示，隨著出渣孔直徑的增大，圍巖最大水平位移增大；出渣孔直徑由1.0 m增加到2.0 m時(shí)，圍巖的最大水平位移相應(yīng)的由3.437 mm增大到6.874 mm。

塑性區(qū)半徑隨出渣孔直徑變化規(guī)律如圖6所示，塑性區(qū)半徑隨著出渣孔直徑的增大而增大，出渣孔直徑由1.0 m增加到2.0 m時(shí)，塑性區(qū)半徑相應(yīng)的由0.75 m增大到1.5 m。

2.2 數(shù)值分析方法-平面軸對稱模型

利用大型有限元軟件ANSYS建立有限元數(shù)值模型進(jìn)行模擬分析時(shí)，均采用PLANE42單元，模擬時(shí)設(shè)置為軸對稱單元。模型計(jì)算范圍為長×高=130 m×279 m，左側(cè)豎井開挖單元總寬度為出渣孔的半徑。荷載僅考慮自重；巖土層采用彈塑性材料，本構(gòu)模型采用服從D-P準(zhǔn)則的彈塑性模型；假定巖層為水平分層，根據(jù)地質(zhì)圖，各巖層的厚度根據(jù)不利原則取不利巖層的最大厚度；有限元分析過程中的巖土體全部為均質(zhì)連續(xù)體，忽略實(shí)際巖體中的節(jié)理裂隙問題；X軸方向的兩側(cè)邊界約束X方向位移，底部邊界約束Y方向位移，上部邊界為自由面。有限元計(jì)算模型中劃分的單元網(wǎng)格數(shù)量為9 782。模型具體物理參數(shù)取值如表1所示。最終網(wǎng)格劃分如圖7、圖8所示。

圖7 有限元網(wǎng)格模型

圖8 有限元網(wǎng)格模型巖層

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

由于篇幅所限，僅給出直徑1.4 m出渣孔情況下的數(shù)值分析結(jié)果。

2.3.1 出渣孔圍巖應(yīng)力結(jié)果分析

直徑1.4 m出渣孔工況下的圍巖第一主應(yīng)力如圖9、圖10所示，圍巖第三主應(yīng)力如圖11、圖12所示，圍巖塑性區(qū)如圖13所示。不同工況下數(shù)值分析塑性區(qū)半徑變化如圖14所示，第三主應(yīng)力隨r變化規(guī)律如圖15所示。

圖9 圍巖第一主應(yīng)力

圖10 圍巖第一主應(yīng)力二維軸對稱擴(kuò)展圖

圖11 圍巖第三主應(yīng)力

圖12 圍巖第三主應(yīng)力二維軸對稱擴(kuò)展圖

圖13 圍巖塑性區(qū)

圖14 數(shù)值模擬塑性區(qū)半徑變化

圖15 數(shù)值模擬第三主應(yīng)力隨半徑變化規(guī)律

由以上數(shù)值模擬分析可知：①數(shù)值模擬分析塑性區(qū)半徑隨出渣孔直徑變化規(guī)律如圖14所示，塑性區(qū)半徑隨著出渣孔直徑的增大而增大，出渣孔直徑由1.0 m增加到2.0 m時(shí)，塑性區(qū)半徑相應(yīng)的由1.168 m增大到1.997 m；②數(shù)值模擬分析第三主應(yīng)力隨r變化規(guī)律如圖15所示，可以看出，隨著所求點(diǎn)半徑的增大，徑向應(yīng)力逐漸增大，當(dāng)r達(dá)到塑性區(qū)半徑時(shí)，第三主應(yīng)力絕對值為6.390 MPa。

2.3.2 出渣孔圍巖變形結(jié)果分析

直徑1.4 m出渣孔工況下的圍巖豎向位移如圖16、圖17所示，圍巖水平位移如圖18、圖19所示。不同工況下數(shù)值分析水平位移隨r變化規(guī)律如圖20所示。

圖16 圍巖豎向位移

圖17 圍巖豎向位移二維軸對稱擴(kuò)展圖

圖18 圍巖水平位移

圖19 圍巖水平位移二維軸對稱擴(kuò)展圖

圖20 數(shù)值模擬水平位移隨半徑變化規(guī)律

由數(shù)值模擬分析圍巖變形結(jié)果可見：①不同工況數(shù)值模擬分析水平位移隨r變化規(guī)律如圖21所示，隨著出渣孔直徑的增大，圍巖最大水平位移增大；出渣孔直徑由1.0 m增加到2.0 m時(shí)，圍巖的最大水平位移相應(yīng)的由3.987 mm增大到7.474 mm；②在直徑1.4 m出渣孔開挖過程中，由于荷載釋放效應(yīng)，圍巖向豎井內(nèi)部變形，導(dǎo)致周邊圍巖發(fā)生輕微的變形；③出渣孔直徑1.4 m，周邊圍巖累計(jì)最大水平位移量為5.412 mm，累計(jì)最大豎向位移量為0.631 mm，并未超過允許值，風(fēng)險(xiǎn)可控；④在開挖直徑1.4 m出渣孔施工過程中，圍巖變形可控，圍巖穩(wěn)定。

2.4 理論分析與數(shù)值模擬對比分析

將理論分析與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對比分析，如表3所示。

表3 理論分析與數(shù)值模擬結(jié)果對比

結(jié)合以上分析，考慮到隨著出渣孔直徑的增大，塑性區(qū)半徑以及最大水平位移均增大，出渣孔的安全孔徑不應(yīng)大于1.4 m，當(dāng)超過該孔徑時(shí)，圍巖的最大水平位移以及塑性區(qū)較大，不能保證出渣孔的穩(wěn)定性；同時(shí)結(jié)合工程實(shí)際，出渣孔的直徑不宜太小，否則會(huì)影響豎井施工過程中的出渣效率，綜合考慮之后，選擇出渣孔直徑為1.4 m是合理的。

通過理論分析計(jì)算與有限元數(shù)值模擬結(jié)果對比分析，從圍巖水平位移以及塑性區(qū)半徑比較可知，表明泰和隧道豎井可采用直徑1.4 m的出渣孔，且出渣孔整體穩(wěn)定。

3 現(xiàn)場觀察狀況

根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際觀察狀況，泰和隧道豎井直徑1.4 m出渣孔未發(fā)生大變形，出渣孔成孔較好，在整個(gè)施工的過程當(dāng)中沒有出現(xiàn)失穩(wěn)破壞、塌陷堵孔等問題，出渣孔整體穩(wěn)定，保證了豎井的順利施工。表明理論公式和有限元數(shù)值計(jì)算是基本準(zhǔn)確的，能夠指導(dǎo)設(shè)計(jì)和施工。出渣孔底部如圖21所示。

圖21 出渣孔底部

4 結(jié)論

(1)經(jīng)過理論分析，泰和隧道豎井直徑1.4 m出渣孔的圍巖應(yīng)力、位移數(shù)值上均處于可控范圍之內(nèi)，豎井出渣孔整體穩(wěn)定；

(2)經(jīng)過有限元數(shù)值計(jì)算分析，隧道豎井直徑1.4 m出渣孔整體穩(wěn)定，可不對出渣孔進(jìn)行加固。

(3)結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際觀察，隧道豎井出渣孔變形較小，未出現(xiàn)失穩(wěn)破壞。