0 引言
我国西部特别是西南地区多高山、高原,区域 内山高坡陡,沟谷纵横,水系发育,悬索桥+穿山隧 道的复合交通形式十分常见。 隧道锚作为一 种体量小、承载力高的锚碇形式正在被越来越多地 用于悬索桥的建设。 连接悬索桥的穿山隧道 近距离下穿隧道锚的施工工况频繁出现。 下穿 隧道近接施工扰动引发锚塞体产生沉降,微小的锚 体沉降量即会改变主缆锚固点的位置,并使锚塞体 处于偏心受力状态,这对隧道锚的稳定性是极其不 利的,因此,有必要对下穿隧道近接施工扰动影响 下锚塞体的沉降特征变化规律进行研究。
下穿隧道与隧道锚间的近接工程日益增多,且 近接距离越来越小,如:云南省玉楚高速白石岩隧 道下穿绿汁江特大桥楚雄岸隧道锚,隧道与隧道锚 间的最小距离32.3m;云南省华丽高速某隧道下 穿金安金沙江大桥丽江岸隧道锚,隧道与隧道锚间 最小距离为11.7m;正在规划建设的川藏铁路“雅 林”段某铁路隧道上跨怒江特大桥成都岸隧道锚, 最小距离仅7.1m。 目前,学者们在隧道锚与下穿 隧道间的相互作用以及隧道锚施工对穿隧道稳定 性影响等方面进行了探索。 朱玉等采用数值模 拟的方法对包括下部公路隧道施工、隧道锚开挖、 浇注、预应力施加、挂缆等全部工序进行了模拟,并 对隧道锚与下穿隧道间的相互作用进行了研究;张 奇华等对锚洞、塔基及下穿隧道开挖引起的围 岩变形进行了数值分析,发现锚洞、塔基和公路隧 道开挖引起的变形之间的联系不明显;云瑞俊 等使用数值模拟的方法分析了隧道锚施工对下 方公路隧道变形和稳定性的影响,发现塑性区分布 范围无明显变化,隧道锚开挖对公路隧道变形的影 响较为有限。
从上述分析可知,已有研究重点主要放在先开 挖下穿隧道后施工隧道锚这一施工顺序,而先施工 上覆隧道锚后开挖下穿隧道的施工顺序研究较少。 针对先施工隧道锚后施工下穿隧道这一施工顺序, 刘新荣等开展了隧道锚与下穿隧道间相互影响 规律的1∶100室内模型试验,重点研究了下穿隧道 近接施工和隧道锚加载阶段围岩与隧洞支护结构 应力响应特征,较少关注下穿隧道近接施工过程中 上部锚塞体的沉降特征,且未涉及下穿隧道施工过 程中锚塞体沉降的影响规律。 鉴于此,本文结合绿汁江大桥楚雄岸隧道锚近接施工案例,通过室内模 型试验和数值模拟,分析近接施工过程中围岩变形 演化特征,研究锚 隧间距及隧道埋深对下穿隧道 近接施工过程中上覆锚塞体沉降的影响规律,结果 可为隧道锚与下穿隧道的近接施工设计与稳定性 控制提供重要参考。
1 模型试验
1. 1 依托工程概况
绿汁江大桥楚雄岸拟采用先施工上跨隧道锚, 后开挖下穿隧道的施工顺序。 隧道锚前锚室尺寸 为9.8m×11. 4m(宽×高),顶部为圆弧形(半径 4. 9m)长为30m;后锚室尺寸为19m×24m(宽× 高),长3m。 锚塞体轴向长37m。 下穿白石岩隧 道为双车道公路连拱隧道,开挖轮廓宽25.46m, 高11.1m,平均埋深约180m,其与上部锚塞体间 关系如图1(a)所示。 锚 隧最小间距为32m。 连 拱隧道采用单洞先行,扩挖后行洞的开挖方法,单 洞采用CD法进行施工,单步开挖进尺2.5m。 图 1(b)为施工步序示意图。 开挖时,先开挖右洞右 侧上台阶Ⅰ并施作初期支护①及临时支护α,随后 开挖右洞右下台阶Ⅱ并施作初期支护②及临时支 护β,照此顺序将右洞开挖、初期支护完毕后,施作 仰拱及二衬,在施作二衬时拆除临时支护A。 随后 进行左洞开挖及初期支护,同样在施作左洞二衬时 拆除临时支护B。 开挖过程中下台阶施工步滞后 上台阶2个进尺;单洞临时初期支护内侧施工步滞 后外侧6个进尺;左洞施工步滞后右洞36个进尺。
图1 隧道锚和下穿隧道近接施工示意图
依据地质勘察报告,确定锚址区岩体、锚塞体及混凝土支护结构的物理力学参数如表1所示。
表1 原岩及锚、隧支护物理力学参数
1. 2 模型试验设计
1. 2. 1 相似系数的确定
设计相似关系时,综合考虑研究目的和试验条件,在尽量模拟较大原型隧道锚的基础上,确定长度相似系数Cl=100,容重相似系数Cγ=1。 根据相似理论,并基于MLT量纲系统和π定理,采用矩阵法可求得其余各关键物理量的相似系数如下:弹性模量相似系数CE=100,荷载相似系数CP=1摒106。
1. 2. 2 相似材料
参考文献,结合前期试验探索,相似材料选取石英砂为粗骨料,重晶石粉为细骨料,石膏或黏土为胶凝材料,并添加铁粉增加材料重度。 试验针对围岩及锚塞体相似材料按不同比例各配制12组,并测试每组材料的物理力学参数。 最终得到模型相似材料的最优配比及其物理力学参数,如表2所示,其中围岩相似材料容重实测为17.0kN/m3,故根据实测值调整围岩材料的容重相似系数Cγ= 1. 29。
表2 相似材料配比及其物理力学参数
模型试验中采用不锈钢对下穿隧道初支及临时支护进行模拟,采用抗弯刚度等效原则计算不锈钢的厚度。 实际工程中既有隧道初期支护厚250mm,所采用的C25 喷射混凝土弹性模量EP=26GPa,模型试验中采用的不锈钢板弹性模量EP=210GPa,则可计算出用于模拟隧道支护的不锈钢厚度应为1.14mm。
1. 2. 3 模型试验系统及试验过程
模型试验在自行设计的模型箱中制作完成。 模型箱长×宽×高= 2 000 mm×1 400 mm× 1400mm。 模型箱背板隧道埋深处开有矩形门 框,便于隧道开挖操作。 采用不锈钢预制隧道初 支,隧道长度1.4m。 在隧道左右洞内各设置14 块单块10cm长曲面隔板用以模拟临时支护,在连 拱隧道相交位置留空以便填入相似材料模拟隧道 中隔墙。 采用特制的长柄平头铲及钩钯进行模型隧道的开挖及出渣。使用激光测距仪测量开挖进 尺。试验中采用前拉式加载系统进行加载,该系统 利用2台空心千斤顶提供拉力,通过钢绞线传递至 锚塞体,为保证锚塞体在拉拔过程中受力均匀且处 于仅受压状态,在后锚面处放置一块与后锚面同样 大小的城门洞形钢板并用钢绞线卡扣锁紧,使得主 缆拉力均匀施加在后锚面。
试验中锚塞体浇筑用的模具高为37 cm,前锚面宽为9.8 cm,高为11.4 cm;后锚面宽为18 cm,高为24 cm,前、后锚面均为城门洞形。为便于脱模,模具采用四块用螺栓固定的不锈钢板制成。首先在模具内壁涂抹凡士林避免粘接,并采用钢棒占位锚塞体中心线孔,随后将相似材料逐层加入模具中,进行夯实及刮毛操作。
将模拟临时支护的钢片依次插入滑槽,随后将其竖立,在隧道洞内填满围岩相似材料并夯实,填筑时为避免材料分层,需使用开挖工具将已夯实材料表层刮毛。最后在隧道模具中间槽位浇入石膏,待其凝固后用以模拟连拱隧道中隔墙。
填筑围岩相似材料时,先将模型箱组装完成并水平放置,之后分23层填筑相似模型,各分层表面刮毛。由于实际工程中隧道锚埋深较大,采用相似材料浇筑整个坡体深较困难。因此在室内模型中锚塞体埋深为40 cm,剩余的自重应力使用砝码和重晶石粉在模型体顶部堆载模拟。
模型试验中分别在隧道拱顶和锚塞体底部连接细钢丝,细钢丝一端与位移计相连接,监测下穿隧道开挖阶段隧道拱顶及锚塞体的沉降。试验开挖过程中运用DIC数字散斑摄像对模型坡面进行拍摄,分析隧道开挖过程中边坡表面位移场分布特征及演化规律。图 2为相似模型试验的概视图。
图2 相似模型试验概视图
位移监测测点在隧道开挖阶段主要位于隧道左、右洞拱顶及左、右锚塞体底部,在隧道锚持力阶段主要布置在锚塞体前锚面及前锚室周边坡面上。主缆的拉力使用拉压力传感器进行实时量测。模型试验测点布置规则如图 3所示。
图3 位移测点布置图
1.3 试验结果分析
1.3.1 下穿隧道近接施工过程中锚塞体沉降特征
图4为隧道掘进过程中隧道拱顶和锚塞体底部沉降曲线。
图4 隧道及锚塞体沉降量随隧道开挖进尺的变化曲线
由图4可知,在开挖初期(先行洞Ⅰ号掌子面 距后锚面0.275~0.125 m)虽能监测到一定沉降 量,但波动较大,考虑到模型边界效应的影响,此部 分沉降不作为考察指标。当先行洞开挖至距掌子 面0.125 m后,各测点均开始加速沉降,当开挖至 后锚面正下方时,右洞拱顶沉降值达到-0.253 mm,右锚底部沉降量增至-0.121 mm。在 随后的0.2m掘进过程中,各测点沉降量增速均有 所放缓。在右洞穿越锚塞体的过程中(0.125~-0.2 m),右锚塞体共沉降-0.137 mm,左锚共沉 降-0.129 mm。后行洞开始掘进后,其拱顶沉降量 逐渐增加,同样当开挖至距后锚面0.1 m时开始加 速沉降,随后增速放缓。在左洞掘进穿越锚塞体的 过程中(-0.8~-1.05 m)左锚仅沉降-13.29 um。 在整个下穿隧道的掘进过程中,右、左锚塞体分别 沉降-0.253 mm和-0.246 mm。其中因先行洞开 挖导致的沉降量分别为-0.234 mm和-0.219 mm, 占总沉降量的92.4%和89.0%。
无论是隧道拱顶还是上部锚塞体,在隧道未掘进至监测断面时就已测到较多沉降且为加速沉降。这不仅是开挖扰动大引起的,围岩岩性较差及上部锚塞体自重荷载也有一定关系。此外,锚塞体的沉降主要发生在先行洞掘进时期,因此,在先行洞掘进时采用超前支护、加强初支、紧跟二衬等控制初期沉降的施工方法对控制锚塞体沉降量更为有效。
1.3.2 下穿隧道近接施工过程中坡面变形特征
图5为下穿连拱隧道施工过程中散斑相机拍摄到的部分坡面照片及其对应的竖向位移云图。
图5 模型坡面位移场分布特征和演化过程
下穿连拱隧道先行洞Ⅰ号掌子面开挖后,右洞 拱顶处坡面沉降增至-0.155 mm,沉降量自拱顶向 上逐步减小;先行洞Ⅱ号掌子面开挖后,坡面沉降 量进一步扩大,拱顶处增至-0.262 mm,且围岩沉 降范围也向上延伸,隧道锚前锚室处围岩也能监测 到约-0.1 mm沉降;先行洞Ⅲ、Ⅳ号掌子面开挖 后,前锚室处围岩沉降分别增至-0. 12 mm和-0.16 mm。同时,先行洞的开挖对后行洞一侧围 岩的影响也较为明显,这与前述位移计监测到的结 果相似。连拱隧道全线贯通后,先、后行洞拱顶坡 面沉降最终分别为-0.263 mm和-0.256 mm,前锚 室处最终沉降约为0.12 mm,坡面沉降量自下而上 逐渐减小。连拱隧道贯通后,坡面整体稳定,隧道 周边未见有裂隙产生。
2 锚塞体沉降影响规律
2.1 数值模型的建立
根据圣维南局部效应原理及众多前人的研究结 果,模型尺寸选定为:长×宽×高=180 m×200×180 m。 模型中隧道最大埋深为120 m,隧道距锚塞体后锚 面底部32 m。坡面与水平方向夹角为70°。采 用Midas-GTS NX进行真三维建模并使用六面体单元 划分网格,再将网格模型通过FPN格式转换程序导入 到FLAC3D 6.0中。图6(a)为建立的数值计算模型。 因数值模拟模型中的隧道埋深为120 m,而下穿隧道实际埋深约为180 m,因此,数值计算中将剩余60 m 岩层以竖向荷载的方式施加在模型顶部。根据海姆 公式,可计算得出剩余岩层的竖向荷载为1.29 MPa。
图6 数值模型与支护结构示意图
围岩、隧道二衬、前锚室二衬及锚塞体均采用 三维实体单元建立,锚杆通过建立等效加固区域三 维实体单元进行模拟。锚洞初期支护、隧道初期支 护及临时支护采用shell单元进行模拟。隧道初期 支护shell单元厚度为25 cm,二衬厚度为50 cm; 锚洞初期支护厚度26 cm,二衬厚度40 cm,中隔墙 厚度137.6 cm。图 6(b)为锚洞与隧道等效支护 结构示意图。模型顶部及坡面采用自由边界,左右 两侧及背部采用法向约束,底面采用固定约束。模 型中,岩体选用Mohr-Coulomb本构模型,混凝土选 用线弹性本构模型。
本次数值分析主要考虑锚隧间距以及隧道埋深2个因素。隧道埋深以及锚塞体与下穿隧道的间距均以依托工程为依据,选取若干水平。数值计算方案如表 3所示。
表3 数值计算方案
2.2 模型验证
为验证模型试验的准确性,将模型试验和数值 模拟得到的锚塞体和隧道沉降结果进行对比分析, 结果如图 7所示,可以看出模型试验和数值模拟 得到的沉降曲线变化规律基本一致,差异主要体现 在以下3个方面:(1)模型试验中的沉降量变化相 较于数值模拟发生的时间有所提前,原因在于模型 试验起始开挖位置更接近监测断面,隧道拱顶和锚 塞体底部都受到边界效应的影响产生了部分沉 降;(2)模型试验中先行洞开挖导致的后行洞拱顶 沉降量较数值模拟结果约大44%,这可能是因为 模型试验中对工程按相似比1∶100进行了缩尺,隧 道模型两洞拱顶间的实际距离仅为12 cm,因此, 在先行洞开挖过程中产生的扰动更容易波及到后 行洞拱顶的岩体,导致后行洞拱顶在后行洞开挖前 便已产生一定的沉降;(3)模型试验中先行洞拱顶 最终沉降量大于后行洞拱顶,与数值模拟结果相 反,这也是由于缩尺试验使得两测点实际距离较 近,使得对侧隧道开挖也会诱发该侧隧道拱顶产生 较大的沉降,并且由于先行洞拱顶处围岩的压应力 已在先行洞开挖阶段释放,使得该处岩体(相似材 料)更为松散,更易发生沉降变形。综上所述,模 型试验和数值模拟得到的沉降变形规律基本一致, 两者的准确性得到了相互的验证。
图7 隧道及锚塞体沉降量模型试验与数值模拟对比
2.3 锚隧间距的影响
图8为不同锚隧间距下隧道掘进全过程隧道 拱顶沉降曲线,分析可知,在锚隧间距由56 m减 小至20 m时,左、右隧道拱顶沉降量由-16.76 mm降低至-16.04 mm,表明在一定范围内,锚隧间距 减小反而会减小隧道拱顶的沉降量。原因在于锚 塞体为大体积混凝土,其刚度远大于围岩刚度,在 锚隧间围岩发生塑性贯通前,大刚度的锚塞体可 减小来自锚塞体上方的围岩沉降量,使得隧道拱顶 总沉降量有所降低。但总体而言,锚隧间距的变 化对隧道拱顶沉降的影响程度较小。
图8 不同锚隧间距下隧道拱顶沉降曲线
图9为不同锚隧间距下隧道掘进全过程锚塞体底部沉降曲线。按隧道开挖进尺将锚塞体的沉降曲线分为:①Ⅰ号掌子面开挖至后锚面正下方前为隧道锚超前沉降段;②Ⅰ号掌子面开挖通过后锚面正下方后至Ⅴ号掌子面开挖至后锚面正下方之前为先行洞诱发沉降段;③Ⅴ号掌子面开挖通过后锚面正下方后为后行洞诱发沉降段。
隧道掘进对锚塞体沉降的影响表现为:超前沉 降段,随锚隧间距的减小,锚塞体沉降量也减小, 隧道开挖导致上方岩体的沉降在空间上表现为漏 斗式的特征,在隧道掌子面距离后锚面的垂直距离 较远时,在相同进尺的情况下隧道开挖对锚塞体的 影响范围就会增大;先行洞诱发沉降段则表现为锚 隧间距越小,锚塞体沉降量越大、沉降速度越快, 并且随锚隧间距的减小,左、右锚塞体的沉降差值 逐渐加大;后行洞诱发沉降段因先行洞二衬已施作 完毕,锚塞体沉降主要受后行洞开挖影响,当锚隧 间距≤20 m时,左、右锚塞体沉降均明显加速,而 当锚隧间距≥32 m时,仅左锚塞体沉降速度稍有 增加,右锚塞体沉降速度几乎不变。
图9 不同锚隧间距下锚塞体沉降曲线
图10为不同锚隧间距下隧道和锚塞体沉降 量对比图,在锚隧间岩体扰动区贯通前,隧道沉降 量随锚隧间距的减小而减小,在锚隧间距减小至 8 m时,其值又开始回升。但总体而言,锚隧间距 对隧道拱顶沉降的影响程度较小。锚隧间距主要 影响锚塞体的沉降量,锚隧间距从56 m变化至 8 m的过程中,锚塞体最大沉降量由-4.65 mm增 至-8.11 mm,增加了74%。锚塞体沉降量在锚隧 间距由20 m缩短至8 m时增加了1.32 mm,相较 于间距变化至20 m之前的增量有着显著地提高, 结合塑性区分布特征进行分析可知,在锚隧间距 为8 m时,锚隧间围岩扰动区完全贯通,右锚外侧 也出现了失效破坏区,工程安全性已受到较大 影响。
图10 不同锚隧间距下隧道和锚塞体沉降量对比
图11为不同锚隧间距下锚塞体及下穿隧道周围岩体的塑性区分布特征图,在锚隧间距为56~ 32 m时,隧道锚和隧道施工的相互扰动较弱,开挖扰动区相互独立,拱顶和拱底扰动区以受拉为主,边墙扰动区以剪切为主。当锚隧间距缩小至20 m时,锚塞体下方受拉扰动区范围明显扩大,并且在左锚塞体一侧与连拱隧道左洞上方扰动区出现了贯通的趋势;连拱隧道上方受剪和受拉叠加扰动区的范围也有明显扩大。而当锚隧间距缩短至8 m时,锚洞和隧道扰动区完全贯通,表明此时隧道开挖对锚塞体底部围岩扰动较大,并且右锚外侧出现少量失效破坏区,将极大地影响隧道锚的持力效果。
图11 不同锚隧间距下监测断面塑性区特征
2.4 隧道埋深的影响
图 12为不同隧道埋深下隧道掘进全过程拱 顶沉降曲线,由图可知,隧道拱顶沉降量随埋深的 增加而逐渐增大。在埋深120 m、150 m、180 m、 210 m和240 m的工况下,隧道拱顶相对沉降(以 隧道开挖高度为基准量)最大值分别为0.10%、 0.12%、0.15%、0.17%和0.20%。同时,随着埋深 的增加,隧道左、右洞拱顶沉降量差值也稍有增加, 先行洞开挖对后行洞拱顶处围岩的扰动以及后行 洞开挖对先行洞的扰动也有所增加。
图12 不同埋深下隧道拱顶沉降曲线
图13为不同埋深下隧道掘进全过程锚塞体底部沉降曲线,在埋深由120 m增至210 m的过程中,锚塞体沉降量逐级增加,且增长幅度也较为一致,但当隧道埋深增至240 m时,锚塞体沉降量增 长幅度明显增加。这可能是因为此时围岩内部已 产生了体积较大的塑性区,并且失效破坏区自隧道 两侧斜向上延伸至前锚室拱顶高度,表明在该埋深 下,边坡自身稳定性欠佳,在隧道开挖接近坡面时, 开挖扰动使边坡产生了较大的位移,从而导致锚塞 体沉降也进一步加大。
图13 不同埋深下锚塞体沉降曲线
图14为不同埋深下隧道和锚塞体沉降量对比图。隧道拱顶沉降随埋深增大而增大,其变化趋势接近线性变化,这是因在240 m埋深下,边坡发生失效破坏的滑面并未穿过位于锚隧间距最小处的监测断面,该位置处的拱顶沉降仍基本为线性变化趋势。总体而言埋深对隧道拱顶沉降的影度较大, 隧道埋深每增加30 m,隧道拱顶沉降增加约 2.6 mm。埋深从120 m增加至240 m的过程中, 隧道拱顶最大沉降量由-10. 66 mm增至-21.70 mm,增加了94%。锚塞体沉降量也随埋深 增加而增加,埋深120 m时锚塞体最大沉降量-3.93 mm,埋深240 m时锚塞体最大沉降量-9.54 mm,增加了143%。
图14 不同埋深下隧道和锚塞体沉降量对比
图 15为不同埋深下模型体塑性区特征图,可以看出,在隧道埋深120 m时,锚洞和隧道周围仅有范围较小的由拉应力导致的扰动区。当隧道埋深增至150 m时,锚塞体侧墙附近围岩在计算过程 中开始发生剪破坏,出现了由剪切应力导致的扰动 区以及叠加扰动区,但两锚洞周围的扰动区仍相互 独立,并未贯通。同时,连拱隧道双洞交界区域的 叠加扰动区面积也明显扩大,拱腰处剪切扰动区面 积也有所增大。隧道埋深继续增加时,两锚洞中间 剪切扰动区贯通并不断扩展,锚洞拱顶和拱脚出现 叠加扰动区,右锚外侧围岩则出现较大面积的失效 破坏区,连拱隧道左、右洞交界处围岩也逐渐出现 失效破坏区域。当隧道埋深达到240 m时,剪切扰 动区蔓延至整个锚塞体周围,其边缘存在有大面积 的剪切失效破坏区,而在坡面处,失效破坏区已从 连拱隧道出口处斜向上穿过锚塞体与前锚室相接 处延伸至后锚面正上方。表明在该埋深下,隧道开 挖至坡面时,对坡面附近围岩的扰动会诱使边坡发 生破坏。综上所述,埋深对下穿连拱隧道开挖时工 程整体的稳定性有着重要的影响,当埋深增大时, 塑性区发展进程加速明显。当工程埋深发生变化 时,为保证工程安全,应对锚、隧支护设计、护坡设 计等进行重新计算校核。
图15 不同埋深下模型体塑性区特征
3 结论
(1)下穿隧道近接施工过程中锚塞体的沉降主要发生在先行洞掘进时期,故在先行洞掘进时采用超前支护、加强初支、紧跟二衬等控制初期沉降的施工方法对控制锚塞体沉降量更为有效。
(2)下穿隧道近接施工过程中锚塞体底部沉降量与隧道拱顶沉降量随锚隧间距的减小、隧道埋深的增加均呈增加趋势,其中隧道拱顶沉降量和锚塞体底部沉降对隧道埋深的变化最为敏感,对锚隧间距不敏感。
(3)锚隧间距的变化对隧道拱顶沉降的影响程度较小,对锚塞体沉降影响较大,当锚隧间距缩短至8 m时,锚洞和隧道扰动区完全贯通。近接施工扰动区面积也随围岩等级与埋深的增加而逐渐增大。
摘自《地下空间与工程学报》