淺埋超大跨隧道出口偏壓段雙層初期支護(hù)承載特征研究

劉夏冰, 賀少輝, 麻建飛, 于婭娜, 郭佳城, 張 軍

(1. 廣東省隧道工程安全與應(yīng)急保障技術(shù)及裝備企業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 廣東 廣州 510420;2. 廣東華路交通科技有限公司, 廣東 廣州 510420; 3. 北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院, 北京 100044;4. 中鐵大橋局集團(tuán)第四工程有限公司, 江蘇 南京 210031)

0 引言

隨著交通網(wǎng)絡(luò)的密集化,部分高鐵線路需采用超大跨隧道的斷面型式來適應(yīng)選線和城市地形要求[1]。近些年來,出現(xiàn)了設(shè)計(jì)為3線、4線的鐵路隧道工程,這些隧道的開挖跨度超過20 m,部分隧道甚至達(dá)到30 m,且部分情況下隧道建設(shè)還面臨淺埋、偏壓、軟弱圍巖等的影響,圍巖變形和支護(hù)結(jié)構(gòu)承載特征復(fù)雜,目前設(shè)計(jì)和施工規(guī)范均缺乏明確的指導(dǎo)依據(jù)。

部分學(xué)者對(duì)雙層初期支護(hù)在大跨、超大跨隧道中的應(yīng)用開展了研究[2-3]。馬杲宇等[4]基于巖體蠕變損傷模型研究了層狀巖體中采用單層、雙層初期支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力特性,結(jié)果表明采用雙層初期支護(hù)方案更有利于發(fā)揮圍巖自承能力;鐘友江等[5]以成蘭鐵路高地應(yīng)力軟巖隧道為背景,研究了雙層初期支護(hù)中二次支護(hù)的拱架型式和施作時(shí)機(jī),表明二次支護(hù)鋼拱架交錯(cuò)布置方式更有利于控制圍巖變形,且應(yīng)在一次支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞前施作;洪軍等[6]模擬了開挖跨度30.3 m的新考塘隧道進(jìn)口段采用雙層初期支護(hù)在施工中的受力特征,表明二次支護(hù)作用下超大跨隧道淺埋全風(fēng)化段的拆撐風(fēng)險(xiǎn)可控;張俊儒等[7]研究了超大斷面隧道進(jìn)口段采用雙層初期支護(hù)的拆撐時(shí)機(jī),得出一次性拆撐最佳長(zhǎng)度為9 m;施玉晶[8]比較了大跨地下車站采用雙層初期支護(hù)拱蓋法和二次襯砌拱蓋法時(shí)的承載特征差異,結(jié)果表明前者的結(jié)構(gòu)受力控制部位為拱腳和拱肩,后者的結(jié)構(gòu)受力控制部位為拱腳;陳瑤等[9]研究了4車道超大跨公路隧道Ⅴ級(jí)圍巖淺埋偏壓段雙層支護(hù)的實(shí)施效果,該方案保證了淺埋偏壓段圍巖的穩(wěn)定性;宋超業(yè)等[10]的研究表明,地鐵淺埋超大跨隧道拱部雙層初期支護(hù)中,外層初期支護(hù)是主要承載結(jié)構(gòu);馮世杰等[11]研究了青島地鐵淺埋大跨隧道采用雙層初期支護(hù)疊合拱的受力特征,表明雙層初期支護(hù)等厚支護(hù)方案更有利于施工,結(jié)構(gòu)安全也滿足要求;隗志遠(yuǎn)等[12]研究了大跨地鐵車站采用拱蓋法雙層支護(hù)的承載特征,表明臨時(shí)豎撐拆除后雙層支護(hù)的受力體系發(fā)生轉(zhuǎn)換;姚志雄等[13]對(duì)軟弱圍巖超大跨隧道的支護(hù)方案進(jìn)行了研究,表明在雙層支護(hù)和超前管棚的共同作用下圍巖變形可減少50%,支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力為安全狀態(tài)。

目前,雙層初期支護(hù)在地鐵隧道和圍巖大變形隧道中的應(yīng)用較多,已有研究多集中在支護(hù)時(shí)機(jī)和支護(hù)類型等方面;但雙層初期支護(hù)在開挖跨度大于25 m的超大跨隧道中的應(yīng)用屈指可數(shù)[14]。文獻(xiàn)[6-7]雖研究了超大跨隧道進(jìn)口段雙層初期支護(hù)的受力特征,但未通過實(shí)測(cè)揭示復(fù)合雙側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)雙層初期支護(hù)的承載特征。杭臺(tái)高鐵下北山2號(hào)隧道的開挖跨度達(dá)26.3 m,隧道出口段開挖面臨偏壓、破碎圍巖等極端條件,圍巖變形控制難度較常規(guī)隧道大,設(shè)計(jì)采用了雙層初期支護(hù)方案(其余區(qū)段采用單層初期支護(hù)方案),但目前缺乏對(duì)偏壓、淺埋、超大跨條件下雙層初期支護(hù)承載特征的認(rèn)識(shí),無成熟經(jīng)驗(yàn)可供參考。基于此,本文依托下北山2號(hào)隧道出口偏壓段的工程背景,研究雙側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖下雙層初期支護(hù)和單層初期支護(hù)的承載特征差異,分析雙層初期支護(hù)在淺埋超大跨隧道偏壓段的工程應(yīng)用效果,以期為同類超大跨隧道的設(shè)計(jì)與施工提供參考。

1 工程概況

1.1 地質(zhì)條件概況

下北山2號(hào)隧道是杭臺(tái)高鐵的重點(diǎn)工程之一,全長(zhǎng)479 m。由于隧道鄰近臺(tái)州站,因此設(shè)計(jì)為4線隧道,開挖跨度為26.3 m,覆土為6～35 m,地質(zhì)縱斷面如圖1所示。出口段存在約50 m長(zhǎng)的偏壓段,右側(cè)山體的坡度約為30°,隧道拱頂覆土為9.8～14.2 m,自地表而下的地層依次為坡積粉質(zhì)黏土(厚度約4 m)、強(qiáng)風(fēng)化凝灰?guī)r(厚度4～13 m,局部為全風(fēng)化)、弱風(fēng)化凝灰?guī)r。根據(jù)地質(zhì)勘查結(jié)果,圍巖級(jí)別為Ⅳ、Ⅴ級(jí)。

(a) (b)

1.2 支護(hù)結(jié)構(gòu)及施工方法

下北山2號(hào)隧道出口段開挖時(shí)受實(shí)際條件的影響,出洞段在開挖前無施作超前大管棚和地表護(hù)坡的條件,考慮到隧道出口段覆土與開挖跨度之比不足0.5、部分區(qū)域圍巖破碎、出口段偏壓等復(fù)雜因素的影響,圍巖坍塌風(fēng)險(xiǎn)較大。為確保圍巖穩(wěn)定,該區(qū)段采用雙層初期支護(hù)方案,如圖2所示。其余區(qū)段仍采用原設(shè)計(jì)的單層初期支護(hù)方案,如圖3所示。采用雙層初期支護(hù)的總厚度比僅采用單層初期支護(hù)的大10 cm,其原因如下: 1)為加快施工進(jìn)度,優(yōu)化了開挖中導(dǎo)洞上臺(tái)階的施工順序(見圖2中的⑤部和圖3中的③部),使后續(xù)作業(yè)具有更大空間;2)考慮到雙層初期支護(hù)的支護(hù)時(shí)機(jī)、二次支護(hù)工序的連接、臨時(shí)支撐拆除等因素的影響。上述因素均可能增大支護(hù)體系的承載受力[6],因此雙層初期支護(hù)的總厚度稍大于單層初期支護(hù)。

(a) 支護(hù)結(jié)構(gòu)參數(shù)橫斷面(單位: cm)

圖3 單層初期支護(hù)方案(單位: cm)

雙層初期支護(hù)方案及其采用的施工方法如圖2(a)所示,一次支護(hù)采用型鋼拱架,間距為1.0 m;二次支護(hù)采用格柵拱架,間距為0.75 m,錨桿的環(huán)縱間距分別為1.0、1.5 m,二次支護(hù)拱架及噴射混凝土均為全環(huán)布置,錨桿按如圖2(a)所示的位置進(jìn)行布設(shè);臨時(shí)支護(hù)采用型鋼拱架,噴射混凝土厚度為20 cm(必要時(shí)可以根據(jù)監(jiān)控量測(cè)結(jié)果設(shè)置側(cè)導(dǎo)洞臨時(shí)橫撐)。采用的施工方法為雙側(cè)壁導(dǎo)坑法,如圖2(b)所示,各導(dǎo)洞的每步開挖進(jìn)尺均為2.0 m,每步架設(shè)2榀拱架,在開挖、支護(hù)過程中,左導(dǎo)洞上臺(tái)階①、右導(dǎo)洞上臺(tái)階②和中導(dǎo)洞上臺(tái)階③開挖后均需要施作一次支護(hù)和二次支護(hù),一次支護(hù)需要緊跟掌子面施作(距離不超過1 個(gè)開挖步長(zhǎng)),二次支護(hù)的施作一般滯后一次支護(hù)約12 m的距離;在中導(dǎo)洞中、下臺(tái)階(⑥、⑦部)開挖時(shí),同步拆除臨時(shí)支護(hù),每次拆除長(zhǎng)度設(shè)計(jì)為6 m,開挖仰拱后立即封閉一次支護(hù)和二次支護(hù),封閉區(qū)段長(zhǎng)度為2～3 個(gè)二次襯砌臺(tái)車長(zhǎng)度,即20～30 m,最后施作二次襯砌仰拱和拱、墻結(jié)構(gòu)。

2 雙層初期支護(hù)承載特征分析

2.1 數(shù)值計(jì)算模型

鑒于當(dāng)前雙層初期支護(hù)在淺埋超大跨隧道偏壓段的實(shí)際工程應(yīng)用案例較少,雙層初期支護(hù)體系在此情形下的承載特征尚不明確[1, 4],需要進(jìn)一步對(duì)比單層、雙層初期支護(hù)的承載差異。因此,本節(jié)采用數(shù)值模擬方法研究下北山2號(hào)隧道出口偏壓段單層、雙層初期支護(hù)的承載特征。

根據(jù)隧道出口段條件及開挖尺寸等建立數(shù)值計(jì)算模型[15],如圖4所示。模型地表坡度按實(shí)際值選取,計(jì)算模型縱向長(zhǎng)度為100 m,隧道拱頂覆土取10.6 m,以Y軸為軸線方向,垂直向上為Z軸,水平側(cè)為X軸,邊界條件為位移約束,上部邊界為自由邊界,下部邊界約束Z方向位移,其余邊界約束法向位移,計(jì)算時(shí)按自重應(yīng)力初始平衡。圍巖采用實(shí)體單元模擬,以Mohr-Coulomb模型模擬其力學(xué)響應(yīng),臨時(shí)支撐、一次支護(hù)和二次支護(hù)均采用實(shí)體單元模擬,其力學(xué)響應(yīng)服從線彈性模型,初期支護(hù)中的鋼拱架作用按截面積折算考慮,二次襯砌采用Shell單元模擬。根據(jù)以上原則,圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)的力學(xué)參數(shù)分別見表1和表2,系統(tǒng)錨桿采用Pile單元模擬,具體參數(shù)見文獻(xiàn)[16]。

表1 圍巖力學(xué)參數(shù)

表2 支護(hù)結(jié)構(gòu)力學(xué)參數(shù)

圖4 數(shù)值計(jì)算模型(單位: m)

數(shù)值模擬的計(jì)算工況如下: 單層初期支護(hù)采用如圖3所示的方案和開挖順序,雙層初期支護(hù)采用如圖2所示的方案和開挖順序。為方便比較,2組支護(hù)方案下,各分部的開挖進(jìn)尺均設(shè)為2.0 m,未支護(hù)段的長(zhǎng)度也均設(shè)為1.0 m,各開挖分部掌子面之間的距離均設(shè)為12.0 m;此外,均在開挖中導(dǎo)洞中臺(tái)階(見圖2和圖3中的⑥部)時(shí)同步拆除臨時(shí)支撐。

2.2 計(jì)算結(jié)果

2.2.1 圍巖變形

選取2種計(jì)算工況下Y=40 m斷面為監(jiān)測(cè)斷面,其圍巖拱頂沉降及水平收斂(拱腰、墻腰測(cè)線)變化曲線如圖5所示。由圖5 (a)可知,采用單層初期支護(hù)時(shí)圍巖拱頂沉降大于采用雙層初期支護(hù)時(shí)的圍巖拱頂沉降,二者的差值約為1.5 mm;由圖5(b)可知,2種計(jì)算工況下拱腰、墻腰測(cè)線的水平收斂變化規(guī)律基本一致,且均在臨時(shí)支撐拆除后穩(wěn)定,采用雙層、單層初期支護(hù)時(shí)墻腰水平收斂測(cè)值分別為 4.84、4.53 mm,差異小于2%。

(a) 拱頂沉降

由圖5可知,采用雙層初期支護(hù)時(shí)對(duì)偏壓段的圍巖拱頂沉降控制效果更好,但2種支護(hù)方案對(duì)水平收斂控制效果基本一致;2種計(jì)算工況下,中導(dǎo)洞上臺(tái)階開挖完成后,圍巖拱頂沉降速率和累計(jì)沉降變形值均明顯增大,但均在拆除臨時(shí)支撐階段后逐漸發(fā)展至穩(wěn)定。

2.2.2 支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力

計(jì)算得到的初期支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布如圖6所示。由圖可知,右拱腳～右墻腳范圍的支護(hù)結(jié)構(gòu)軸力和彎矩分布差異明顯,采用單層初期支護(hù)時(shí),這些位置的內(nèi)力明顯大于采用雙層初期支護(hù)。采用單層初期支護(hù)時(shí),最大軸力位于右拱腳處,約為3 650 kN;最大彎矩值位于右拱肩附近,約為110 kN·m。采用雙層初期支護(hù)時(shí),二次支護(hù)承擔(dān)的內(nèi)力相對(duì)較小,這是由于先行施作的一次支護(hù)承擔(dān)了已釋放的部分圍巖荷載。數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果顯示,一次支護(hù)的最大軸力約為2 530 kN,二次支護(hù)的最大軸力約為2 340 kN;在出口段右側(cè)荷載偏壓等因素的影響下,支護(hù)結(jié)構(gòu)的內(nèi)力分布特征發(fā)生了變化,一次支護(hù)和二次支護(hù)結(jié)構(gòu)在右拱腳～右拱肩范圍內(nèi)的軸力大于另一側(cè),右拱腳附近存在局部圍巖應(yīng)力集中現(xiàn)象,導(dǎo)致右拱腳附近的受力偏大。

(a) 軸力分布(單位: kN)

2.2.3 支護(hù)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)

選取拱頂、右拱腳、右拱肩為特征點(diǎn),計(jì)算拆除臨時(shí)支撐長(zhǎng)度分別為6、9、12 m時(shí),拆撐前后支護(hù)結(jié)構(gòu)的安全系數(shù),以計(jì)算完成時(shí)的狀態(tài)為拆撐后的狀態(tài),以中上臺(tái)階開挖12 m時(shí)的狀態(tài)為拆撐前的狀態(tài),計(jì)算結(jié)果見表3。由表可知,從一次性拆撐長(zhǎng)度對(duì)支護(hù)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)大小的影響來看,當(dāng)一次性拆撐長(zhǎng)度為12 m時(shí),右拱肩、右拱腳位置的支護(hù)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)變化幅度明顯大于其他拆撐工況,因此,可認(rèn)為9 m是相對(duì)合理的拆撐長(zhǎng)度。

表3 關(guān)鍵特征點(diǎn)的安全系數(shù)對(duì)比

從初期支護(hù)安全系數(shù)的分布特征看,當(dāng)采用單層初期支護(hù)時(shí),各工況下右拱肩安全系數(shù)均小于2.0,明顯小于其余位置,考慮到可能出現(xiàn)的圍巖強(qiáng)度劣化、附屬設(shè)施施工擾動(dòng)等因素,采用單層初期支護(hù)方案可能導(dǎo)致隧道初期支護(hù)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)小;當(dāng)采用雙層初期支護(hù)方案時(shí),拱頂、右拱腳、右拱肩3個(gè)測(cè)點(diǎn)的初期支護(hù)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)均大于2.0。在拱頂、右拱肩位置,當(dāng)臨時(shí)支護(hù)拆除后,二次支護(hù)的安全系數(shù)下降幅度高于一次支護(hù)。綜上可知,在支護(hù)體系的應(yīng)力轉(zhuǎn)化過程中,二次支護(hù)可有效保證一次支護(hù)的結(jié)構(gòu)安全,保障圍巖穩(wěn)定。

3 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)

3.1 測(cè)點(diǎn)布置

為分析和研究雙層初期支護(hù)在超大跨隧道淺埋偏壓段的承載特征和在下北山2號(hào)隧道出口偏壓段的工程應(yīng)用效果,在下北山2號(hào)隧道出口段的施工現(xiàn)場(chǎng)開展了多個(gè)斷面的圍巖變形實(shí)測(cè),并有針對(duì)性地布置1個(gè)雙層初期支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力實(shí)測(cè)斷面。具體的實(shí)測(cè)方案和要點(diǎn)如下:

1)對(duì)于圍巖變形,下北山2號(hào)隧道出口段里程DK215+400～+452段共布置了6個(gè)圍巖變形監(jiān)測(cè)斷面,實(shí)測(cè)項(xiàng)目為圍巖拱頂沉降和水平收斂變形,實(shí)測(cè)斷面布置間距為10 m,圍巖拱頂沉降采用單點(diǎn)位移計(jì)、水平收斂采用全站儀監(jiān)測(cè)。

2)對(duì)于支護(hù)結(jié)構(gòu)受力,選取里程斷面DK215+440布設(shè)監(jiān)測(cè)傳感器(該斷面隧道拱頂?shù)穆裆顬?0.6 m,見圖1(b)),對(duì)該斷面的雙層初期支護(hù)受力開展實(shí)測(cè),研究分析雙層初期支護(hù)結(jié)構(gòu)的承載特征。具體的實(shí)測(cè)項(xiàng)目為: 一次支護(hù)、二次支護(hù)和臨時(shí)支護(hù)中鋼拱架的內(nèi)側(cè)和外側(cè)應(yīng)力,噴射混凝土的內(nèi)側(cè)和外側(cè)應(yīng)力,圍巖/一次支護(hù)接觸壓力,一次支護(hù)/二次支護(hù)接觸壓力。監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖7所示。采用的監(jiān)測(cè)傳感器有土壓力盒、鋼筋應(yīng)力計(jì)、混凝土應(yīng)變計(jì)、鋼表面應(yīng)變計(jì)等,其中,格柵拱架受力實(shí)測(cè)采用鋼筋應(yīng)力計(jì),型鋼拱架受力實(shí)測(cè)采用鋼表面應(yīng)變計(jì)。

圖7 雙層初期支護(hù)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖

3.2 實(shí)測(cè)結(jié)果

3.2.1 圍巖變形

選取DK215+442、DK215+435斷面的圍巖變形實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行分析,這2個(gè)斷面與雙層初期支護(hù)受力監(jiān)測(cè)斷面位置接近。圍巖變形監(jiān)測(cè)結(jié)果見圖8,圖中水平收斂正值表示向隧道內(nèi)側(cè)變形,負(fù)值表示向外側(cè)變形。此外,考慮到右下臺(tái)階、中導(dǎo)洞中下臺(tái)階、拆除臨時(shí)支撐等工序的施工間隔短,為方便表述,將這些階段統(tǒng)稱為“拆撐階段”(圖8中的第Ⅴ階段)。

(a) DK215+442斷面水平收斂

由圖8(a)和(b)可知,第Ⅲ階段開挖后各測(cè)線的水平收斂速率較第Ⅰ、Ⅱ階段明顯增大,并在第Ⅳ階段開挖后基本穩(wěn)定,2個(gè)斷面的水平收斂變形最大值分別約為24.5、16 mm;由圖8(c)和(d)可知,第Ⅲ階段開挖后各測(cè)線的圍巖沉降變形急劇增大,并在第Ⅴ階段開挖前后基本穩(wěn)定,偏壓側(cè)右拱肩穩(wěn)定時(shí)的圍巖沉降值偏大,分別為49.5、28.7 mm。以DK215+442斷面為例,第Ⅳ階段開挖后臨時(shí)支護(hù)的圍巖約束被解除,圍巖拱頂沉降值不斷增大,但3個(gè)測(cè)點(diǎn)的變形速率均小于1 mm/d,第Ⅴ階段后荷載偏壓側(cè)累積沉降值為49.5 mm,明顯大于其他部位。監(jiān)測(cè)發(fā)現(xiàn): 第Ⅲ階段開挖后,施作二次支護(hù)使圍巖變形速率逐步減緩,抑制了臨時(shí)支護(hù)強(qiáng)度減弱帶來的影響;同時(shí),現(xiàn)場(chǎng)觀察未發(fā)現(xiàn)初期支護(hù)異常開裂現(xiàn)象,表明二次支護(hù)在拆撐過程中補(bǔ)強(qiáng)了一次支護(hù)的承載作用。

綜上,實(shí)測(cè)表明二次支護(hù)可穩(wěn)定圍巖變形。但仍有問題值得進(jìn)一步探討: 如出口偏壓條件下超大跨隧道的二次支護(hù)是否對(duì)限制圍巖變形起作用、雙層初期支護(hù)的實(shí)際受力特征為何等,這些問題需結(jié)合支護(hù)結(jié)構(gòu)受力的實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)一步解答。

3.2.2 接觸壓力

圍巖/一次支護(hù)接觸壓力、一次/二次支護(hù)接觸壓力的發(fā)展趨勢(shì)和穩(wěn)定后的分布情況如圖9所示。由圖9(a)可知,各導(dǎo)洞上臺(tái)階開挖是釋放圍巖壓力的主要階段,第Ⅲ階段施工后,拱腳、拱腰等的圍巖壓力增幅達(dá)35～60 kPa,增幅最大的位置在左拱腰,約為60 kPa;臨時(shí)支撐拆除后(第Ⅴ階段),圍巖/一次支護(hù)接觸壓力最大值為103 kPa,位于右拱肩。由圖9(b)可知,第Ⅱ階段施工后傳遞到二次支護(hù)的接觸壓力開始增大,一次/二次支護(hù)接觸壓力的最大值位于右拱肩處,約為35 kPa,是該位置圍巖/一次支護(hù)接觸壓力的33%。由圖9(c)可知,傳遞到二次支護(hù)的接觸壓力值與相應(yīng)位置的圍巖壓力值之比為16%～33%。

(a) 圍巖/一次支護(hù)的接觸壓力

3.2.3 鋼拱架內(nèi)力

一次支護(hù)、二次支護(hù)中鋼拱架內(nèi)力實(shí)測(cè)結(jié)果如圖10所示,其中,二次支護(hù)格柵拱架的彎矩值偏小,限于篇幅,不在此處列出。由圖10(a)可知,一次支護(hù)型鋼拱架軸力隨施工過程的變化趨勢(shì)與圖9(a)所示的圍巖/一次支護(hù)接觸壓力類似,在第Ⅴ階段開挖后基本穩(wěn)定,最大軸力位于左拱肩,約為-487.5 kN,兩側(cè)拱腳以上測(cè)點(diǎn)的軸力值為-260～-487.5 kN;由圖10(b)可知,一次支護(hù)的彎矩在第Ⅲ階段開挖后變化較為復(fù)雜,部分測(cè)點(diǎn)的彎矩值由正轉(zhuǎn)負(fù),但彎矩值普遍較小,為-10～10 kN·m;由圖10(c)可知,當(dāng)二次支護(hù)施作后,格柵拱架的軸力逐步增加,至最終穩(wěn)定時(shí)承受的最大軸力為14.8 kN,位于偏壓側(cè)右拱腳位置,為同位置一次支護(hù)型鋼拱架軸力測(cè)值的5%～15%,彎矩最大值為-5.23 kN·m,偏壓側(cè)分擔(dān)的圍巖荷載稍大于其他位置。綜上,第Ⅴ階段施工前后,一次支護(hù)型鋼拱架和二次支護(hù)格柵拱架的內(nèi)力均無異常變化,該區(qū)段采用雙層初期支護(hù)方案能夠有效確保隧道圍巖穩(wěn)定。

(a) 一次支護(hù)型鋼拱架軸力

3.2.4 噴射混凝土內(nèi)力

根據(jù)噴射混凝土內(nèi)、外側(cè)應(yīng)力值的監(jiān)測(cè)結(jié)果,計(jì)算噴射混凝土的軸力N和彎矩M[17]:

N=(σ內(nèi)+σ外)hb/2。

(1)

M=(σ內(nèi)-σ外)hb2/12。

(2)

式(1)—(2)中:b為拱架間距;h為噴射混凝土厚度。

按式(1)和式(2)計(jì)算噴射混凝土的內(nèi)力值,繪制得到一次支護(hù)和二次支護(hù)噴射混凝土內(nèi)力監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖11所示。由圖可知,隨著施工過程的推進(jìn),隧道兩側(cè)拱腳、拱腰、拱肩等位置一次支護(hù)噴射混凝土軸力均以受壓形式快速增長(zhǎng),并在第Ⅴ階段施工后穩(wěn)定,最大軸力值為-4 289 kN,隧道兩側(cè)拱腳、拱腰、拱肩等位置一次支護(hù)噴射混凝土的軸力明顯大于其他位置,總體呈“上大下小”分布。二次支護(hù)施作后,荷載偏壓右側(cè)的拱腳和拱腰等位置處的二次支護(hù)噴射混凝土軸力開始逐漸增大,短期內(nèi)中上臺(tái)階二次支護(hù)施作后基本穩(wěn)定,左側(cè)與拱頂?shù)任恢玫妮S力發(fā)展趨勢(shì)接近,且數(shù)值整體均小于荷載偏壓的右側(cè)。最終穩(wěn)定后二次支護(hù)噴射混凝土的最大軸力值為-665 kN,位于右拱腰處,約為一次支護(hù)噴射混凝土最大軸力值的15%。

(a) 一次支護(hù)噴射混凝土的內(nèi)力發(fā)展

綜上實(shí)測(cè)結(jié)果發(fā)現(xiàn),隧道拱腳位置以上的二次支護(hù)施作完成后,隨著偏壓側(cè)荷載的逐步釋放,二次支護(hù)開始逐步發(fā)揮作用,并分擔(dān)了部分傳遞到一次支護(hù)上的荷載,尤其是在荷載偏壓的右側(cè)對(duì)圍巖、一次支護(hù)的變形起到了一定程度的抑制作用。二次支護(hù)分擔(dān)的荷載比例主要取決于中上臺(tái)階開挖后二次支護(hù)能否及時(shí)施作、荷載偏壓側(cè)所釋放的圍巖荷載等因素。

3.2.5 臨時(shí)支護(hù)型鋼拱架內(nèi)力

考慮在淺埋超大跨隧道出口偏壓段,支護(hù)體系的承載特征會(huì)受臨時(shí)支護(hù)剛度及拆除時(shí)間等因素的影響,還需分析臨時(shí)支護(hù)的內(nèi)力變化規(guī)律。臨時(shí)支護(hù)型鋼拱架的內(nèi)力隨施工過程的變化規(guī)律如圖12所示。由圖可知,臨時(shí)支護(hù)中型鋼拱架的軸力和彎矩在第Ⅲ階段開挖后明顯增大,臨時(shí)支護(hù)型鋼拱架右側(cè)的軸力也大于左側(cè),但左側(cè)承受彎矩較大,并在該階段施工后由受拉轉(zhuǎn)換為受壓狀態(tài);在第Ⅳ階段開挖后,臨時(shí)支護(hù)中型鋼拱架的左、右側(cè)均出現(xiàn)了明顯的軸力及彎矩“突變”特征,且軸力值和彎矩值均下降至接近于0,已呈卸壓狀態(tài),其支護(hù)作用已基本失效。實(shí)測(cè)結(jié)果表明,臨時(shí)支護(hù)的受力狀態(tài)受后續(xù)工序開挖的影響大[18],臨時(shí)支護(hù)拆除后二次支護(hù)的施作一定程度上逐步替代了臨時(shí)支護(hù)的作用。

(a) 臨時(shí)支護(hù)型鋼拱架軸力

3.2.6 支護(hù)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)

根據(jù)實(shí)測(cè)結(jié)果,盡管采用雙側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖已經(jīng)減小了對(duì)圍巖的擾動(dòng),但隧道荷載偏壓的右側(cè)仍存在應(yīng)力集中,右側(cè)圍巖拱頂沉降也較大,可能導(dǎo)致右側(cè)逐步形成蠕變剪切變形[19],變形程度與隧道的開挖跨度、圍巖類型、地形等相關(guān)。

為進(jìn)一步分析采用雙層初期支護(hù)時(shí)的結(jié)構(gòu)安全性,依據(jù)現(xiàn)行鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范[20]計(jì)算臨時(shí)支撐拆除階段前、實(shí)測(cè)最終結(jié)束時(shí)一次支護(hù)和二次支護(hù)的安全系數(shù),結(jié)果見表4。由表可知,一次支護(hù)的最小結(jié)構(gòu)安全系數(shù)為2.04,位于右拱腰,在雙層初期支護(hù)的受力轉(zhuǎn)換過程中,一次支護(hù)的結(jié)構(gòu)安全系數(shù)降低幅度最大為9.5%,位于左拱肩,二次支護(hù)的結(jié)構(gòu)安全系數(shù)均較大;拆除臨時(shí)支撐后,右拱腰、右拱腳等位置的結(jié)構(gòu)安全系數(shù)均有所下降,但施工期監(jiān)測(cè)結(jié)束時(shí),一次支護(hù)結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)均大于2.0。二次支護(hù)的施作也對(duì)荷載偏壓側(cè)釋放的荷載起到了分擔(dān)作用,提升了圍巖與支護(hù)體系的整體穩(wěn)定性。

表4 臨時(shí)支撐拆除前、后雙層支護(hù)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)對(duì)比

4 結(jié)論與討論

1)采用數(shù)值模擬研究了淺埋超大跨4線隧道偏壓段采用單層、雙層初期支護(hù)的承載特征,結(jié)果表明隧道在偏壓側(cè)的右拱腳～右拱肩范圍內(nèi)存在一定的應(yīng)力集中,采用雙層初期支護(hù)技術(shù)時(shí)的結(jié)構(gòu)承載安全性和對(duì)圍巖拱頂沉降的控制效果均優(yōu)于單層初期支護(hù)技術(shù)。

2)淺埋超大跨4線隧道出口偏壓段的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果表明,該段的水平收斂累計(jì)最大值為18.5 mm,沉降最大值達(dá)49.5 mm,拆撐階段二次支護(hù)起穩(wěn)定圍巖變形的作用;傳遞到二次支護(hù)上的接觸壓力與相對(duì)應(yīng)位置圍巖/一次支護(hù)接觸的壓力之比為16%～33%,二次支護(hù)一定程度上補(bǔ)強(qiáng)了一次支護(hù)對(duì)荷載偏壓側(cè)的承載作用,加強(qiáng)了整個(gè)支護(hù)體系的安全儲(chǔ)備。

3)考慮運(yùn)營(yíng)期降雨入滲和列車振動(dòng)等因素誘發(fā)的圍巖劣化,出口偏壓側(cè)在運(yùn)營(yíng)期可能產(chǎn)生剪切變形,采用雙層初期支護(hù)方案可有效確保高鐵線路的運(yùn)營(yíng)安全;與此同時(shí),在隧道復(fù)合式襯砌結(jié)構(gòu)中,如何確定一次支護(hù)、二次支護(hù)、二次襯砌的承載比例仍需進(jìn)一步研究。