, 柏谦 东北大学 资源与土木工程学院, 辽宁 沈阳 110819
收稿日期：2020-11-04
基金项目：国家自然科学基金资助项目(51878127)。
作者简介：赵文(1962-)，男，辽宁沈阳人，东北大学教授，博士生导师。
摘要：以南岭铁路隧道原位扩建项目为工程背景, 采用振弦式钻孔应力计监测隧道扩挖过程中围岩环向应力的变化.建立主洞与竖井交叉段扩挖过程的三维有限元模型, 通过监测数据与模型结果对比, 验证模型准确性, 研究采用全断面法扩挖时围岩变形及应力随开挖过程的变化规律.在此基础上, 分析扩挖方法和循环进尺对扩建稳定性的影响.结果表明: 扩挖过程中, 交叉点主洞拱脚和边墙的围岩环向应力表现为应力释放, 通风竖井破坏了主洞的成拱效应; 竖井与主洞交叉点相比于非交叉点, 扩挖后隧道水平位移增大47.5%, 隧道竖向位移增大29.3%, 拱顶围岩应力由压应力转化为拉应力; 采用全断面法扩挖对围岩的二次扰动程度更低, 减小循环进尺也可有效提高扩挖施工的安全性.
关键词：隧道原位扩建围岩应力监测数值模拟扩挖方法循环进尺
Construction Mechanics of In-situ Expansion of the Intersection of Existing Tunnel Shaft and Main Tunnel
ZHAO Wen, WANG Xin
, BAI Qian School of Resources & Civil Engineering, Northeastern University, Shenyang 110819, China
Corresponding author: WANG Xin, E-mail: 1056654494@qq.com.
Abstract: Taking the in-situ expansion project of the Nanling Railway Tunnel as the engineering background, a vibrating wire borehole stress gauge was used to monitor the circumferential stress changes in the surrounding rock during the expansion of the tunnel. A three-dimensional finite element model of the expansion construction process at the intersection of the main tunnel and the shaft was established, after verifying the accuracy of the model by comparing the monitoring data with the model results, the change law of surrounding rock deformation and stress was studied when the full-face method was adopted for expansion. On this basis, the influence of expansion method and cyclic footage on expansion stability was analyzed. The results show that during the expansion, the circumferential stress of the surrounding rock at the arch toe and side wall of the main tunnel at the intersection shows stress release, and the shaft destroys the arching effect of the main tunnel; compared with the non-intersection points of the shaft and the main tunnel, the horizontal displacement of the tunnel increases by 47.5% after the expansion, and the vertical displacement of the tunnel increases by 29.3%. The stress of the surrounding rock of the vault changes from compressive stress to tensile stress; the second disturbance degree of surrounding rock is lower by using full-face method, and the safety of expansion can be effectively improved by reducing the cycle footage.
Key words: tunnel in-situ extensionsurrounding rock stress monitoringnumerical simulationexpansion methodcyclic footage
随着我国经济建设的迅速发展, 原有交通建设已无法满足现有增长的交通出行需求, 这一问题在既有隧道工程方面尤为突出, 亟需对既有隧道进行原位扩建施工以满足日益增长的交通量.隧道原位扩建是在既有隧道的基础上, 拆除原有的隧道结构, 实现隧道断面的扩大[1].
近年来出现的既有隧道改扩建工程主要有意大利的Nazzano隧道[2]、美国的White Haven和Rockport隧道[3]、国内的泉厦高速大帽山隧道等. Tonon总结了世界范围内, 既有隧道在不中断交通基础上经典的扩挖施工方法以及相关工程的应用情况[4]; Mashimo等[5]研究了既有隧道扩建施工对隧道结构力学行为、围岩稳定等的影响; 刘泉声等[6]依托后祠隧道扩建工程, 对全断面法、中隔壁法和交叉中隔壁法三种开挖方法进行了模拟, 给出了依托工程最优的施工方案.
在隧道中常设置竖井进行自然通风, 部分****研究了不同的竖井尺寸、数量、倾角条件下, 隧道的排烟能力[7-9].目前, 对隧道与竖井交叉段的围岩受力特性研究较少, 由于竖井断面较大, 且与既有隧道正交, 属于空间力学结构, 受力状态相对复杂[10], 扩挖施工将打破竖井与隧道之间相对稳定的平衡受力体系, 较难控制围岩变形及沉降, 本文以既有南岭铁路隧道原位扩建项目为依托, 采用现场监测和三维数值模拟相结合的方法, 对原位扩建既有隧道与竖井交叉段展开研究.
1 工程概况南岭隧道为单线铁路隧道, 始建于1924年, 局部限界不足, 衬砌腐蚀开裂及漏水现象严重, 已无法满足现代隧道交通需求.设计全长1 187.1 m, 属于浅埋隧道, 围岩等级Ⅲ~Ⅴ级均有涉及.根据勘察显示地层为表覆第四系全新统残地层(Q4el+dl)粗角砾土, 下伏侏罗系上统(J3)泥质砂岩, 泥质砂岩按照风化程度分为全风化、强风化、弱风化.原隧道结构采用直墙拱形衬砌, 拱部为条石, 边墙为C20混凝土, 原断面高度为6.77 m, 宽度为4.85 m.距隧道出口363.6 m处存在通风竖井, 竖井底部与主洞拱顶垂直相交并且连通, 交叉点桩号为DK86+520.竖井深度为29 m, 采用砌体结构, 交叉点竖井断面尺寸1.5 m×2.5 m.如图 1所示, 隧道扩挖边界为拱顶从既有隧道衬砌向外58 cm, 边墙向外87 cm, 仰拱向外214 cm.竖井与主洞交叉示意图如图 2所示.
图 1(Fig. 1)
 | 图 1 扩建隧道衬砌与既有隧道衬砌位置关系图(单位: cm)Fig.1 Relationship between the lining of the extended tunnel and the lining of the existing tunnel |
图 2(Fig. 2)
 | 图 2 竖井与主洞交叉示意图(单位: m)Fig.2 Schematic diagram of the intersection of shaft and main hole |
采用既有隧道衬砌拆除与围岩扩挖同时进行爆破施工的方法, 充分利用既有隧道内轮廓面作为爆破临空面, 整个隧道开挖按照全断面法进行爆破扩挖, 爆破采用浅孔弱爆的方式进行, 局部采用风镐进行凿除.
2 现场监测分析2.1 监测方案通过监测掌子面向前推进的过程中既有隧道与竖井交叉段围岩内部的环向应力发展情况, 判断原位扩建对既有隧道与竖井交叉段围岩的影响程度.在DK86+520, 523, 526布置J-1, J-2, J-3监测断面, 在各断面的两侧拱脚和边墙处布置振弦式钻孔应力计监测围岩环向应力变化值.监测点布设位置如图 3、图 4所示.
图 3(Fig. 3)
 | 图 3 围岩应力监测断面布置图Fig.3 Layout drawing of surrounding rock stress monitoring section |
图 4(Fig. 4)
 | 图 4 钻孔应力计布设位置图Fig.4 Location map of borehole stress gauge |
2.2 围岩环向应力变化值监测结果与分析从2019年8月2~10日开始正常监测, 这期间掌子面从通风竖井前10 m位置到穿越整个竖井, 完成交叉段的扩建.J-1，J-2断面环向应力变化曲线如图 5所示.随着既有衬砌拆除, J-1掌子面靠近监测断面, 监测断面上不同位置处围岩的环向应力均减小, 隧道拱脚和边墙处的围岩处于应力释放状态, 这与新建隧道中围岩径向卸载、环向加载的应力发展过程不同.拱脚处围岩的应力释放程度大于边墙处, 当掌子面开挖至监测断面前方4 m时, 环向应力开始大幅减小, 扩挖完成后, 拱脚处围岩环向应力减小至8 kPa, 边墙处围岩环向应力减小至21 kPa.
图 5(Fig. 5)
 | 图 5 J-1，J-2断面环向应力变化曲线Fig.5 Circumferential stress change curve of J-1 and J-2 section |
由图 5可知，与J-1断面不同, 随着J-2掌子面靠近, 监测断面上拱脚、边墙处围岩的环向应力均随之增大.环向应力增速随掌子面的靠近而增大, 当掌子面开挖至监测断面前方7 m时, J-2断面的围岩应力重分布现象加剧, 应力增速明显增加.扩挖完成后, 拱脚处围岩环向应力增大至0.202 MPa, 边墙处围岩环向应力增大至0.215 MPa.
图 6为J-3断面环向应力变化曲线.与J-2断面监测结果相似, 随着掌子面靠近, 监测断面上拱脚、边墙处围岩的环向应力均增大.最大环向应力位于右侧边墙处, 其值为0.398 MPa.当掌子面开挖至监测断面前方7 m时, 围岩应力增速明显增加.
图 6(Fig. 6)
 | 图 6 J-3断面环向应力变化曲线Fig.6 Circumferential stress change curve of J-3 section |
结合以上监测数据可知, 随着掌子面的靠近, 处于非交叉点的J-2, J-3断面上不同位置的围岩环向应力均表现为应力集中, 当开挖至距监测断面1倍洞径时, 围岩应力场调整剧烈, 环向应力增速显著变大.而处于交叉点的J-1监测断面, 围岩应力重分布的过程与非交叉点相反, 表现为应力释放状态, 通风竖井破坏了主洞的成拱效应, 使交叉点围岩产生应力集中.当应力超过岩体强度时, 隧道周边围岩发生破坏, 产生裂隙, 并逐步向洞壁内部发展, 最终形成一个松动的塑性区.再者既有隧道扩挖是对围岩的二次扰动, 导致了该断面围岩环向应力表现为应力释放.
3 原位扩建竖井与主洞交叉段施工力学模拟3.1 竖井与主洞交叉段有限元模型模型按照施工图纸的设计参数建立(图 7), 其尺寸为: 水平方向长度取69.5 m, 纵向取30 m, 竖直方向取57 m.隧道上部取至地表, 隧道两侧及底部距模型边界长度均为3~5倍洞径.模型上部地表为自由边界不设约束, 下部为竖向位移约束, 左右两侧为水平位移约束.土体采用实体单元, 既有隧道衬砌及扩建隧道初期支护采用板单元[11], 锚杆采用植入式桁架单元.土体本构关系采用摩尔库仑强度准则, 既有隧道衬砌、初期支护、锚杆采用弹性本构关系, 模型计算参数如表 1、表 2所示.
图 7(Fig. 7)
 | 图 7 扩建隧道有限元模型Fig.7 Finite element model of the extended tunnel |
表 1(Table 1)
 表 1 围岩计算参数Table 1 Surrounding rock calculation parameters
| 表 1 围岩计算参数 Table 1 Surrounding rock calculation parameters |
表 2(Table 2)
表 2 隧道支护结构计算参数Table 2 Calculation parameters of tunnel supporting structure
| 表 2 隧道支护结构计算参数 Table 2 Calculation parameters of tunnel supporting structure |
初始应力场仅考虑土体自重应力的作用, 在隧道施工影响范围内对地层的初始地应力进行模拟, 在初始地应力场中模拟原有隧道、通风竖井的开挖及支护, 此时达到一个新的平衡水平, 称之为隧道扩挖前的应力场分布状态, 在此基础上模拟既有隧道扩挖及支护过程.数值模拟采用循环进尺为2 m的全断面法进行扩挖, 共设置18个开挖步.
以竖井与主洞交叉中心为起点, 每隔3.75 m布置监测断面，共3处, 提取每处监测断面上隧道拱顶、拱脚、边墙、墙角、仰拱处围岩的应力值和位移值进行分析, 监测断面布置如图 8所示.
图 8(Fig. 8)
 | 图 8 监测断面布置图(单位: m)Fig.8 Monitoring section layout |
3.2 洞周位移由隧道水平位移图(图 9)可知, 围岩水平位移侵入隧道净空, 最大水平位移位于隧道边墙处, 距离交叉点越近, 隧道边墙处的水平位移越大, 1-1断面处边墙水平位移为0.82 mm, 而3-3断面处边墙水平位移为1.21 mm, 较1-1断面增大47.5%.
图 9(Fig. 9)
 | 图 9 隧道水平位移图Fig.9 Horizontal displacement of tunnel |
由隧道竖向位移图(图 10)可知, 最大沉降位置位于拱顶处, 最大隆起位置位于仰拱处.各断面位移均表现为掌子面开挖至监测断面时迅速增大, 然后随掌子面向前推进而逐渐趋于稳定.距离交叉点越近, 隧道拱顶处的沉降越大.1-1断面处拱顶沉降值为-4.40 mm, 而3-3断面处拱顶沉降为-5.69 mm, 较1-1断面增大了29.3%.各监测断面的仰拱处隆起程度相近.
图 10(Fig. 10)
 | 图 10 隧道竖向位移图Fig.10 Vertical displacement of tunnel |
对隧道DK86+526断面的拱顶沉降和两侧边墙收敛数据进行分析, 通过比较分析该隧道断面的监测数据和有限元模型1-1断面的计算结果, 验证数值模拟计算的合理性.从监测结果(图 11)可得, 最大拱顶沉降、周边收敛为4.9, 2.4 mm, 与数值模拟的结果4.4, 1.72 mm十分接近, 误差约为10.2%, 28.3%, 实际监测数据结果与数值模拟计算结果较吻合.
图 11(Fig. 11)
 | 图 11 监测值与计算值对比图Fig.11 Comparison chart of monitored value and calculated value |
3.3 地表沉降图 12为隧道扩挖完成后, 3处监测断面的地表沉降曲线.由图 12可知, 各监测断面的地表沉降皆呈正态分布, 隧道中线上方的地表沉降最大, 沿着隧道中线向两侧逐渐减小.距离通风竖井越近, 地表沉降值越大, 最大地表沉降位于竖井与主洞交叉点的断面(3-3断面), 最大沉降值为2.92 mm.
图 12(Fig. 12)
 | 图 12 地表沉降曲线Fig.12 Surface settlement curves |
3.4 围岩应力分析表 3为隧道扩挖完成后, 各监测断面上围岩的最大、最小主应力值.由表 3可以看出, 除拱顶围岩外, 其他位置围岩的最大、最小主应力(σ1, σ3)均为压应力.1-1断面上拱顶围岩的最大主应力为-0.11 MPa, 随着监测断面逐渐临近交叉点, 拱顶围岩的最大主应力逐渐减小并由压应力转化为拉应力, 而最小主应力逐渐增大, 围岩受力的各项异性增强, 交叉段拱顶围岩处于不稳定状态.
表 3(Table 3)
表 3 各监测断面围岩应力Table 3 Surrounding rock stress of each monitoring section?
| 表 3 各监测断面围岩应力 Table 3 Surrounding rock stress of each monitoring section? | ||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
各监测断面围岩的最小主应力均位于隧道墙角处, 原因为隧道断面由边墙过渡到仰拱时, 曲率产生突变而导致应力集中, 围岩最小主应力在-1.50~-1.54 MPa之间.爆破扩挖后, 应及时观察掌子面前方既有衬砌的边墙角部是否产生裂缝或损伤.
4 扩挖方法与循环进尺对扩建稳定性的影响4.1 扩挖方法对扩建稳定性的影响分别选用全断面法、短台阶法(台阶长6 m)、台阶法(台阶长12 m)扩挖竖井与主洞交叉段.由图 13、图 14可知, 各扩挖方法的拱顶竖向位移均表现为在通风竖井处位移最大, 且掌子面后方扩建隧道的位移大于掌子面处位移的特点.全断面法拱顶最大竖向位移为5.19 mm, 短台阶法为6.01 mm, 台阶法为6.15 mm.
图 13(Fig. 13)
 | 图 13 不同扩挖方法竖向位移云图Fig.13 Vertical displacement cloud diagram with different expansion methods (a)—全断面法；(b)—短台阶法；(c)—台阶法. |
图 14(Fig. 14)
 | 图 14 不同扩挖方法拱顶竖向位移图Fig.14 Vertical displacement diagram of vault with different expansion methods |
由表 4可知, 采用全断面法扩挖后, 围岩的最大拉应力、最大压应力、最大剪应力均小于台阶法.由围岩位移和围岩应力计算结果可知, 采用全断面法可使初期支护快速封闭成环并减小对围岩的二次扩挖扰动, 相比台阶法和短台阶法更适宜.
表 4(Table 4)
表 4 不同扩挖方法围岩最大应力值Table 4 Maximum stress value of surrounding rock with different expansion methods?
| 表 4 不同扩挖方法围岩最大应力值 Table 4 Maximum stress value of surrounding rock with different expansion methods? | ||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
4.2 循环进尺对扩建稳定性的影响分别选用循环进尺1，2，3 m扩挖竖井与主洞交叉段，见图 15、图 16.
图 15(Fig. 15)
 | 图 15 不同循环进尺竖向位移云图Fig.15 Vertical displacement cloud diagram with different cyclic footage (a)—1 m；(b)—2 m；(c)—3 m. |
图 16(Fig. 16)
 | 图 16 不同循环进尺拱顶竖向位移图Fig.16 Vertical displacement diagram of vault with different cyclic footage |
由图 15、图 16可知, 循环进尺由1 m增大到2 m时, 竖向位移增大10%;循环进尺由2 m增大到3 m时, 竖向位移增大5.7%.循环进尺的增大, 提高了围岩的不稳定性.
各循环进尺对应的围岩的最大主应力均位于隧道仰拱处, 最小主应力和最大剪应力均位于隧道墙角处.由表 5可知, 增大循环进尺会导致围岩拉应力减小, 压应力、剪应力增大.
表 5(Table 5)
表 5 不同循环进尺围岩的最大应力值Table 5 Maximum stress value of surrounding rock with different cyclic footage
| 表 5 不同循环进尺围岩的最大应力值 Table 5 Maximum stress value of surrounding rock with different cyclic footage |
选取隧道扩挖完成后, 不同循环进尺对应的围岩等效塑性应变云图作对比分析，见图 17和表 6.
图 17(Fig. 17)
 | 图 17 不同循环进尺围岩塑性区Fig.17 Plastic zone of surrounding rock with different cyclic footage (a)—1 m；(b)—2 m；(c)—3 m. |
表 6(Table 6)
表 6 各循环进尺围岩最大塑性应变Table 6 Maximum plastic strain of surrounding rock with different cyclic footage
| 表 6 各循环进尺围岩最大塑性应变 Table 6 Maximum plastic strain of surrounding rock with different cyclic footage |
由图 17和表 6可知, 扩挖完成后, 主要在隧道的墙角底部、边墙处围岩形成一定区域的塑性区.随着循环进尺的增大, 隧道扩挖过程中对围岩的扰动越大, 形成的围岩塑性区面积越大, 循环进尺从1 m增大到3 m的过程中, 塑性区由隧道边墙扩展至隧道拱肩, 最大塑性应变由0.003 17增大至0.005 1.
5 结论1) 原位扩建主洞与竖井交叉段时, 交叉点主洞拱脚和边墙的围岩环向应力表现为应力释放, 而非交叉点主洞拱脚和边墙的围岩环向应力表现为应力集中, 通风竖井破坏了主洞的成拱效应, 使交叉点隧道拱部围岩形成了松动区.
2) 竖井与主洞交叉点相比于非交叉点, 扩挖后隧道水平位移增大了47.5%, 隧道竖向位移增大了29.3%, 同时拱顶围岩的最大主应力逐渐减小并由压应力转化为拉应力, 通风竖井的存在削弱了扩挖时围岩的稳定性.
3) 扩建隧道相较新建隧道, 在扩挖断面较小的工况下, 采用全断面法可使初期支护快速封闭成环并减小对围岩的二次扩挖扰动, 相比台阶法和短台阶法更适宜.同时减小循环进尺也可有效提高扩挖施工的安全性.
参考文献
| [1] | 彭念. 原位扩建隧道围岩力学响应机理研究[D]. 重庆: 重庆大学, 2010. (Peng Nian. Research on mechanical response mechanism of surrounding rock of in-situ extension tunnel[D]. Chongqing: Chongqing University, 2010. ) |
| [2] | Lunardi P. Widening the load at Nazzano[J]. Tunnels & Tunneling International, 2003, 35(7): 16-19. |
| [3] | Ozsana A, Karpuzbv C. Preliminary support design for Ankara subway extension tunnel[J]. Engineering Geology, 2001, 59(1/2): 161-172. |
| [4] | Tonon F. Methods for enlarging transportation tunnels while keeping tunnels fully operational[J]. Practice Periodical on Structural Design and Construction, 2010, 15(4): 248-271. DOI:10.1061/(ASCE)SC.1943-5576.0000035 |
| [5] | Mashimo H, Ishimura T, Isago N, et al. Behavior of support structure of existing tunnels during enlargement of cross section[C]//ITA—AITES 2005 World Tunnel Congress. Rotterdam, 2005: 133-138. |
| [6] | 刘泉声, 孙兴山, 苏兴矩, 等. 后祠改(扩)建隧道施工方案优化分析[J]. 武汉大学学报(工学版), 2016, 49(4): 544-551. (Liu Quan-sheng, Sun Xing-shan, Su Xing-ju, et al. Optimization analysis of the construction scheme of the reconstruction(extension)of the Houci tunnel[J]. Journal of Wuhan University(Engineering Edition), 2016, 49(4): 544-551.) |
| [7] | Fan C G, Ji J, Wang W, et al. Effects of vertical shaft arrangement on natural ventilation performance during tunnel fires[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2014, 73: 158-169. DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2014.02.003 |
| [8] | Xie B, Han Y X, Huang H, et al. Numerical study of natural ventilation in urban shallow tunnels: impact of shaft cross section[J]. Sustainable Cities and Society, 2018, 42: 521-537. DOI:10.1016/j.scs.2018.07.022 |
| [9] | Yao Y Z, Zhang S G. Effects of shaft inclination angle on the capacity of smoke exhaust under tunnel fire[J]. Indoor and Built Environment, 2019, 28(1): 77-87. DOI:10.1177/1420326X17734906 |
| [10] | 刁志刚. 横通道与大断面隧道交叉口施工方法探讨[J]. 铁道建筑, 2007(10): 35-37. (Diao Zhi-gang. Discussion on the construction method of the intersection of the cross passage and the large-section tunnel[J]. Railway Construction, 2007(10): 35-37. DOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2007.10.013) |
| [11] | Bhasin R, Crimstad E. The use of stress-strength relationships in the assessment of tunnel stability[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 1996, 11(1): 93-98. DOI:10.1016/0886-7798(95)00047-X |
