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黄土地区浅埋地铁隧道双侧壁导坑法施工参数优化

发布于:2023-01-12 14:40:12 来自:道路桥梁/隧道工程 [复制转发]

摘要


依托西安地铁4 号线雁南四路站—大唐芙蓉园站的大断面黄土隧道开挖工程,基于MIDAS/NX数值模型优化并确定洞室开挖最优掌子面间距,根据施工监测数据分析了隧道地表沉降和变形收敛特 征,验证了掌子面间距设置的合理性。研究结果表明:隧道掌子面间距对地表沉降、拱顶沉降及围岩变 形的影响规律一致,上方地表形成了单峰V  字形沉降槽;隧道中隔板、中隔墙、初期支护和中隔墙连接处主要承受拉应力,支护结构底部主要承受压应力;掌子面间距为L1=4 m、L2=9 m、L3=9 m 时能有效提高围岩体稳定性。监测数据表明:隧道最大沉降及变化率分别为容许值的65.37% 和91.97%;各洞室的最大水平变形都明显小于容许变形值;最大水平变形速率为1.98 mm/d,满足围岩稳定性要求。


【关键词】黄土隧道;施工参数优化;双侧壁导坑法


随着城市地下工程的快速发展,小间距隧道的投入建设有效降低了地下空间资源的浪费,但隧道开挖和运营对相邻建筑物的影响不容忽视[1]。特别是我国西部地区,广泛分布的黄土地层导致隧道表现出围岩自稳性差、承载力小、大变形等问题。因此,如何安全合理地开展大跨度、小净距、浅埋的黄土隧道开挖已成为地下空间工程中必须考虑的问题。

双侧壁导坑法能有效控制围岩变形,但因开挖断 面分块较多对围岩扰动次数增加,初期支护全断面闭 合的时间较长致使施工周期较长,不利于后行隧道的 开挖和中岩柱稳定。牛泽林等[2]基于黄土隧道的地层 压力以及土体、支护结构间的压力提出黄土隧道地层 压力的经验公式。汪敏等[3]提出黄土隧道的初期支护 过程中通过布设钢筋网可提高支护结构的抗拉、抗剪 强度。张玉伟等[4]对于黄土隧道开展了用地表三轴搅 拌桩处治隧道基底地基效果的模型试验。郭杰[5]分析 了黄土隧道土体的压力特征值。钟祖良等[6]提出了黄 土双连拱隧道施工时仰拱施作的合理长度。对于小净距隧道的地表沉降及中岩柱受力特征,Lv 等[7]发现小净距隧道加固可显著降低衬砌变形和地面沉降。Suwansawat 等[8]预测了双孔平行隧道开挖所引起的地表沉降。Shirlaw 等[9]研究了新加坡地铁隧道的地表沉降形成沉降槽呈不对称特征。Cording 等[10]监测发现隧道开挖后地表出现的不对称沉降槽与隧道开挖有关。城市地铁隧道受到复杂的地下交通网络及建筑物影响[2,11],有效控制开挖掌子面间距对于指导小净距隧道的施工具有重要意义,而关于并行隧道施工参数的研究尚不多见[12]。

本文以西安地铁4 号线的雁南四路站—大唐芙蓉园站区间浅埋深黄土隧道为工程案例,基于MIDAS 三维模型对双侧壁导坑开挖过程中的掌子面间距进行 优化分析,研究隧道地表及拱顶沉降、水平变形收敛、支护结构变形特征,以优化的开挖掌子面间距指导隧 道实际开挖,最后基于现场监测数据验证隧道开挖掌 子面间距设置的合理性。

一、工程地质概况


西安地铁4 号线南起航天产业基地,北至草滩,全长 34. 30 km。研究区段起止里程为CK8+371. 825— CK9+619. 325,全长约 1. 25 km,隧道拱顶最大埋深为 23 m,尺寸为12. 13 m × 10. 03 m,中隔墙厚4. 10 m,属于典型非对称、浅埋深、大跨度的黄土隧道。隧道施工地面高程为442. 16 ~ 446. 50 m,土层依次为杂填土(1. 5 m)、新黄土(10. 6 m)、老黄土(42. 9 m),属东厚西薄分布的自重湿陷性黄土场地。地层附近无地表水,工程建设影响范围内主要为第四系孔隙潜水。


二、双侧壁导坑法开挖参数优化方案


2.1

数值模型及开挖方案


假定地表及土层均质呈水平分布,采用MIDAS/NX有限元软件建立数值模型,岩土体为 Mohr‐Column 模型,支护结构和大断面中隔墙假定为变形弹性板单元,大断面拱顶上部的管棚通过改变单元属性来实现,模型材料参数[13]和地勘资料相同。

隧道模型及双侧壁导坑开挖工序如图 1 所示。模型共14. 28 万个单元,2. 50 万个节点。隧道开挖对围岩应力的影响区域为开挖轮廓线外的 3 倍洞室宽度,水平方向(x 轴)为105 m,沿隧道轴线方向(y 轴)为 155 m,竖直方向(z 轴)为55 m。只需考虑自重条件下隧道开挖作用对土体及支护结构的影响,不考虑构造应力及地下水环境的影响,故模型四周边界为水平约束作用,底面边界设置为水平和竖直约束作用。


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图1  隧道模型及双侧壁导坑法开挖工序(单位:m)


洞室①— ②和③— ④掌子面间距(L1)为 0、2、4、13 m;洞室②—③掌子面间距(L2)为0、4、9、13、21 m;

洞室④—⑤掌子面间距(L3)为4、9、13、21 m。模型计算时将初期支护结构滞后一个施工步施作,二次衬砌距离开挖掌子面较远故不考虑其影响。洞室③—④ 与①—②的掌子面间距相等,仅讨论洞室①—②的掌子面间距(L1)对隧道沉降及变形的影响。洞室⑤—⑥的掌子面间距L4 = L1 + L2,故未重复讨论L4 的影响。


2.2

现场监测方案


根据GB 50911—2013《城市轨道交通工程监测技术规范》确定监测等级为二级,垂直隧道轴线方向设置监测断面,监测断面间距为100 m,每个监测断面设置11 个监测点。隧道开挖区域为主要监测位置,测点间距为3~5 m,次要监测间距为5~10 m。地表沉降、水平收敛最大容许值分别为 30、40、20 mm,最大容许变化速率分别为4、5、2 mm/d,施工监测值应小于最大容许值和最大容许变化速率。


三、模拟结果及分析


3.1

隧道地表沉降特征


CK9 + 462 断面地表沉降曲线见图2。可知:

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图2 黄土隧道地表沉降曲线


(1)洞室①—②开挖后,地表沉降曲线发展趋势基本相似,左右两侧地表沉降 0 ~ 4 mm,距隧道中线-20 ~ 20 m 内地表沉降4. 00 ~ 14. 36 mm,最大沉降位于隧道右上方土体,隧道上方土体形成了单峰V 形沉降槽,这与新加坡双孔隧道地铁[9]的地表沉降规律相 同。隧道中线的沉降分别为 13. 04、12. 92、12. 82、12. 76、12. 71 mm,沉降量的减小幅度不明显。当 L1 = 0 m 时,最大沉降为14. 26 mm;当 L1 = 13 m 时,最大沉降为 13. 97 mm,相比前者沉降降低 2. 72%。这表明,地表最大沉降及中线沉降均随L1 增加而降低。

(2)洞室②—③开挖后,中线右侧的沉降明显大于左侧,距隧道中线-20 ~ 40 m的沉降为5. 00 ~ 19. 25 mm;隧道周边沉降较小,约为0 ~ 5 mm。当 L2 = 0 m 时,中线地表及隧道拱顶最大沉降分别为16. 69、19. 25 mm;随着 L2 增大,中线地表沉降分别降低 0. 78%、3. 62%、0. 06%、3. 76%,拱顶沉降分别降低 0. 67%、3. 45%、2.00%、1. 38%。可知,L2 = 9 m 时隧道沉降的降低幅度最大且可有效抑制隧道沉降变形。

(3)洞室⑤—⑥开挖后,距隧道中线-20 ~ 40 m 内沉降为2. 50 ~ 18. 13 mm,L3 对断面沉降的影响程度大于L1 而小于L2。Cording 等[10]研究表明,后行隧道开挖后出现的不对称沉降槽与先行隧道的开挖作用有关。最大沉降发生在距离隧道中线10 m 位置,以L3 开挖时引起的最大沉降为18. 13 mm,是中线沉降的1. 15 倍。中线沉降随 L3 增加而增大,这与掌子面间距 L1 和 L2 下中线沉降的变化趋势不同。由此可知,适当减小 L3 能更好地控制地表沉降。


3.2

  黄土隧道拱顶沉降特征


掌子面间距 L1 下洞室①—②的拱顶沉降见图 3。可以看出,拱顶沉降曲线随开挖步增加的发展趋势相 似,先快速沉降后逐渐收敛,分界点分别为 15 mm 和12 mm,洞室① — ②的开挖步分别为第 16 ~ 20 和第14 ~ 20 步,这表明洞室②的沉降变形较洞室①先达到稳定。当开挖到某一特征面时,隧道拱顶产生较大沉降,后续变形继续增大但增幅减缓,最终趋于稳定,可见L1 对于隧道拱顶和地表的沉降作用相似。随着L1 增大,拱顶最大沉降逐渐减小,减小幅度与 L1 的增量不成正比。当 L1 增至 13 m 时,洞室① 的拱顶沉降由17. 82 mm 减至16. 91 mm,减小5. 11%;洞室②的拱顶沉降由15. 27 mm 减至13. 52 mm,减小11. 46%。由此可见,L1 增大对洞室②拱顶沉降控制较为明显。

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图3 洞室①—②的拱顶沉降曲线


掌子面间距 L3 下洞室①— ②及⑤的拱顶沉降曲线见图 4。可知:趋势都是先快速沉降后缓慢趋于收敛,沉降分界值分别为20、20、21 mm;由于洞室①—②关于中线对称,两拱顶沉降趋势相似,稳定收敛值近似相等;受洞室①—②开挖作用影响,L3 下洞室⑤拱顶沉降值的离散程度较大,特别是前期开挖阶段;洞室⑤开挖后期 L3 越大,处于收敛阶段的沉降越大;洞室①—②及⑤的最大拱顶沉降均随L3  增大而增大,洞室①—②的最大拱顶沉降明显小于洞室⑤。施工时可通过减小L3 来减小洞室①—②及⑤的拱顶沉降。


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沉降量接近20 mm,拱顶沉降曲线随着开挖步增大逐渐变得缓和最终趋于收敛。可见,洞室①拱顶的沉降大致经历了先快速沉降后缓慢沉降两个阶段,开挖步分界点为22 ~ 31 步。


3.3

 黄土隧道水平变形特征


掌子面间距 L1 下洞室①— ②的水平变形曲线见图6。可知:水平变形与拱顶沉降趋势相似,包括快速 变形和逐渐收敛,转折点分别为第 14、第 15 开挖步。随支护结构施作,洞室变形速率显著降低并逐渐过渡 到收敛阶段。随掌子面间距增大,洞室①的水平变形分别收敛于 3. 96、3. 83、3. 66、3. 59、3. 57 mm,L1 大于 4 m 后收敛值显著降低。对于洞室②,L1 = 0~4 m 时,水平变形收敛值随 L1 增大而减小,L1 大于 4 m 后水平变形收敛值增大。因此,洞室①和②的水平变形收敛呈先减少后增大的趋势,L1 = 4 m 为明显转折点。为有效控制隧道水平变形稳定性,L1 取4 m较合适。

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图6 洞室①—②的水平变形收敛曲线


掌子面间距 L2 对洞室①和③水平变形的影响见图 7。可知:曲线明显经历先快速变形后趋于收敛两个阶段,与拱顶沉降趋势基本一致。由于开挖初期的 支护结构尚未完全施作,洞室①的水平变形比较明 显;当开挖步大于 12 步时,洞室①的水平变形程度减缓后逐渐趋于收敛,水平变形分别收敛于5. 16、5. 25、5. 35、5. 41、5. 45 mm。可见,随着L2 增大,洞室①的变形收敛值逐渐增大。因此,为有效控制洞室①的水平变形,L2 不宜过大。洞室③的初期水平变形比较离散,L2 越小,洞室③的水平变形越先收敛。洞室③的水平变形收敛值为 4. 08 ~ 4. 52 mm,随着 L2 增大而减小。L2 由0 增至9 m 时,洞室③的水平收敛值由4. 52 mm 减至 4. 11 mm,降低 9. 07%;L2 由 9 m 增至 21 m 时,洞室③ 的水平收敛值由 4. 11 mm 减至 4. 08 mm,降 低0. 73%。可见,L2 取9 m时可有效抑制隧道沉降及水平变形,这与前文分析一致。


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图7 洞室①和③的水平变形曲线


掌子面间距 L3 对洞室①和③水平变形的影响见图 8。可知:洞室①和③的水平变形总体是先快速变形后收敛,洞室①的水平变形收敛值为3. 50 ~ 4. 50 mm,

明显小于洞室③(5. 11 ~ 5. 18 mm)。随 L3 增大,洞室

①和③的水平变形呈增大趋势,可见为减小施工隧道水平变形,应尽量减小L3,这与上文分析结果一致。洞室①和③的水平变形出现突变特征,结合双侧壁导坑法的施工工艺分析认为,洞室④与⑤开挖之前,洞室①与③的土体开挖已经完成,初期支护及临时钢支撑逐渐发挥支撑和约束作用。洞室④开挖时,上部逐渐闭合的支护结构对水平变形具有横向约束作用,导致洞室③在第 9、11、12、14 施工步时的水平变形出现突然减小趋势。随着洞室⑤开挖,洞室③与⑥中间的钢支撑被拆除,洞室横向约束被解除,引起洞室③的水平变形突然增大。

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图8 洞室①和③的水平变形曲线


3.4

黄土隧道断面支护结构受力特征


当 L3 = 4、13 m 时支护结构的最大主应力分布见图 9。可以看出,中隔板、中隔墙、初期支护和中隔墙连接处主要以拉应力为主,施工时应对该区域加强承 载强度及土体沉降监测,以控制隧道及支护结构的变 形收敛。洞室③—④及⑥间的中隔墙主要以压应力 为主,洞室①—②及⑤间的中隔墙出现局部压应力。钢支撑和初期支护的连接部位均出现应力集中现象, 支护结构底部主要以压应力集中为主,最大压应力在38. 43 ~ 38. 80 MPa。拱顶支护结构主要以拉应力集中为主,最大为4. 44 ~ 4. 76 MPa。施工过程需加强对钢支撑和初期支护的连接部位的变形监测[5],以提高支护结构的载荷强度和抵抗围岩变形能力。支护结 构的最大压应力为最大拉应力的 8. 15 ~ 8. 66 倍,最大拉应力及压应力的变化率为0. 02 MPa/m。可见,最大拉应力、最大压应力均随 L3 增大而增大,开挖过程应尽量减小 L3。隧道断面尺寸为12. 13 m × 10. 03 m, 净开挖面积明显大于 100 m2。开挖区段为大断面隧道,开挖过程应严格遵循短开挖、强支护施工原则,以 地表沉降、拱顶沉降及水平变形收敛作为施工监测重点[13]。为此,L3 取 9 m 时可有效降低地表沉降及横向变形。

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综上,采用双侧壁导坑法进行该黄土隧道施工时,洞室①—②和③—④的掌子面间距L1 取4 m,洞室②—③的掌子面间距 L2 取 9 m,洞室④—⑤的掌子面间距 L3 取 9 m。基于优化结果,双侧壁导坑开挖大断面黄土隧道时应控制每循环的进尺长度在0. 50 m 左右,并根据实际工况控制洞室掌子面间距;施工隧道与既有隧道净间距小于9 m 时需要施作拉锚杆以减小中岩柱变形。


3.5

黄土隧道开挖及变形监测分析


3. 5. 1 隧道开挖后地表沉降特征


根据优化方案开挖,2017 年11 月9 日至2018 年1月22 日对地表沉降进行监测。监测表明,距离隧道中线-17 ~ 6 m 的地表沉降显著,距离隧道中线越近,地表沉降越大,隧道中线的地表沉降最大为 19. 61 mm,为地表沉降最大容许值的 65. 37%,满足隧道安全施工要求。隧道上方地表形成V 字形沉降槽,应加强对敏感沉降区的沉降监测[2]。


隧道中线地表最大沉降及变化率见图10。可知:地表最大沉降随开挖时间增加呈不显著沉降、快速沉 降及缓慢沉降三个阶段。2017 年11 月9—21 日,最大沉降及变化率分别为 1. 07 mm、0. 18 mm/d。2017 年 11 月21 日至12 月9 日,最大沉降为14. 64 mm,变化率为 3. 67 mm/d(小于 4 mm/d),这表明地表沉降及变化率满足安全施工要求。随着初期支护施作,地表沉降趋于稳定,最大沉降为16. 01 ~ 19. 61 mm,变化速率为0. 07 ~ 0. 20 mm/d。


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图10  隧道中线地表最大沉降及其变化率


3. 5. 2 隧道开挖后水平变形特点

洞室①、②、③、④的水平变形曲线见图 11。可知:开挖初期洞室③—④在1 ~ 14 d 发生快速变形(0 ~12. 12 mm),支护施作后洞室①—②的水平变形逐渐进入收敛阶段,25 d 后趋于稳定,最大水平变形收敛值为12. 90 ~ 13. 10 mm;洞室③—④的开挖相对滞后,水平变形进入收敛前先经历过渡变形,历时 17 ~ 25 d;在快速变形和收敛阶段,洞室③—④的最大水平变形分别为洞室①—②的82. 51% 和95. 49%;洞室①、②、③ 、④ 的最大水平变形分别为 13. 10、12. 90、12. 51、12. 12 mm,明显小于最大容许变形值;在快速变形和收敛阶段,围岩水平变形速率分别为 0. 65 ~ 1. 98、0. 08 ~ 0. 12 mm/d,满足围岩稳定性要求。由此可见,开挖围岩的水平变形满足安全施工要求。


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图11 洞室①、②、③及④的水平变形曲线

四、结论


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隧道双侧壁导坑施工

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