基于中條山隧道的臺(tái)階法幾何參數(shù)優(yōu)化分析

鄧 濤， 劉大剛, *， 蔡閩金， 趙思光， 何 偉

(1. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 四川 成都 610031； 2. 中鐵隧道局集團(tuán)有限公司勘察設(shè)計(jì)研究院， 廣東 廣州 511458)

基于中條山隧道的臺(tái)階法幾何參數(shù)優(yōu)化分析

鄧 濤1， 劉大剛1, *， 蔡閩金1， 趙思光1， 何 偉2

(1. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 四川 成都 610031； 2. 中鐵隧道局集團(tuán)有限公司勘察設(shè)計(jì)研究院， 廣東 廣州 511458)

為提高臺(tái)階法在軟巖條件下施工時(shí)的安全性，充分發(fā)揮其施工高效的固有優(yōu)勢(shì)，以中條山隧道為工程依托對(duì)該法施工時(shí)幾何參數(shù)的選取進(jìn)行優(yōu)化分析。分析采取數(shù)值模擬結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的方法，以初期支護(hù)結(jié)構(gòu)安全性、掌子面穩(wěn)定性以及施工便利性作為優(yōu)化選擇的依據(jù)。根據(jù)研究成果可知： 在軟巖條件下隧道采用臺(tái)階法施工時(shí)，上臺(tái)階長(zhǎng)度控制在4～5 m時(shí)隧道初期支護(hù)結(jié)構(gòu)受力合理，施工機(jī)械操作便利； 上臺(tái)階高度取值為0.6H(H為隧道高度)時(shí)能較好地兼顧隧道的施工效率以及掌子面的穩(wěn)定性，但是在圍巖條件較差如Ⅴ級(jí)圍巖掌子面出水或淺埋情況下，其取值應(yīng)適當(dāng)提高但也不宜超過0.7H。

鐵路隧道； 軟巖； 臺(tái)階法； 臺(tái)階高度； 臺(tái)階長(zhǎng)度； 掌子面穩(wěn)定性； 參數(shù)優(yōu)化

0 引言

軟巖具有巖性弱、強(qiáng)度低和自穩(wěn)能力差等特點(diǎn)，往往導(dǎo)致軟巖隧道施工期間洞周變形量大、掌子面穩(wěn)定性差。為能較好地控制軟巖隧道的變形，提高其穩(wěn)定性，軟巖隧道施工時(shí)需要快速及時(shí)的支護(hù)[1-3]。臺(tái)階法因工序簡(jiǎn)單且機(jī)械化程度高，具有施工快速、支護(hù)及時(shí)的特點(diǎn)，但由于開挖斷面大，軟弱圍巖條件下該法對(duì)超前支護(hù)要求較高，因而在實(shí)際施工時(shí)往往被多臺(tái)階、多分部、短進(jìn)尺以及架設(shè)各種臨時(shí)支撐的開挖方法所替代，如中側(cè)壁導(dǎo)坑、CD 或CRD 法等。然而這些施工方法工序復(fù)雜、施工速度緩慢，施工安全也不易保障[4]。在臺(tái)階法上，通過對(duì)其施工幾何參數(shù)優(yōu)化，達(dá)到提高其安全性并充分發(fā)揮施工高效的優(yōu)勢(shì)是極具現(xiàn)實(shí)意義的。張秀良[5]對(duì)蘭渝線鐵路隧道臺(tái)階法現(xiàn)場(chǎng)施工方式及出現(xiàn)變形總結(jié)出掌子面穩(wěn)定性與圍巖內(nèi)摩擦角、臺(tái)階高度、掌子面的垂直程度及超前支護(hù)有很大關(guān)系；鄒成路等[6]以人和隧道為工程依托，用數(shù)值模擬的方法對(duì)臺(tái)階法上臺(tái)階開挖高度進(jìn)行了優(yōu)化，并通過對(duì)比得出施工中上臺(tái)階高度采用0.65H(H為隧道高度)時(shí)為最優(yōu)；宋曙光等[7]通過數(shù)值模擬分析鐵路隧道在極軟弱圍巖中采用不同臺(tái)階高度下的拱頂沉降、水平收斂以及掌子面擠出變形，揭示了臺(tái)階法施工過程中圍巖力學(xué)效應(yīng)的演化規(guī)律，并最終得出最優(yōu)臺(tái)階高度。

目前研究者已從控制結(jié)構(gòu)受力及隧道變形角度對(duì)臺(tái)階法施工幾何參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，特別是對(duì)臺(tái)階高度的優(yōu)化有了較為明確的研究，但是，臺(tái)階長(zhǎng)度的優(yōu)化分析以及從施工便利、掌子面穩(wěn)定性角度出發(fā)的臺(tái)階高度優(yōu)化分析研究還比較欠缺。本文以中條山隧道為依托工程，綜合考慮初期支護(hù)結(jié)構(gòu)安全性、掌子面穩(wěn)定性以及施工便利性3方面因素對(duì)臺(tái)階法施工時(shí)的臺(tái)階長(zhǎng)度以及臺(tái)階高度進(jìn)行優(yōu)化分析，給出了結(jié)合實(shí)際圍巖條件的臺(tái)階參數(shù)選取建議。

1 工程概況

蒙西至華中地區(qū)鐵路煤運(yùn)通道重點(diǎn)工程MHSS-3標(biāo)段中條山隧道位于山西省運(yùn)城市，線路穿越中條山山脈。隧道進(jìn)口位于運(yùn)城市鹽湖區(qū)解州鎮(zhèn)，設(shè)計(jì)為雙洞單線隧道。選取右線進(jìn)口DK615+310～+360為依托，該段屬于F2中條山北麓大斷裂帶，圍巖以片麻巖為主，風(fēng)化面呈黃褐色，巖石風(fēng)化較嚴(yán)重，節(jié)理裂隙較發(fā)育，短小雜亂無序，圍巖破碎，整體性差，圍巖等級(jí)為Ⅴ級(jí)，埋深為40～70 m，地下水不發(fā)育，掌子面巖體干燥。

隧道高10.53 m，跨度為7.69 m，考慮隧道進(jìn)口區(qū)段處于斷層地帶，圍巖破碎，隧道修建時(shí)采用特定HD(活動(dòng)斷裂帶襯砌型式的簡(jiǎn)稱)型襯砌斷面支護(hù)結(jié)構(gòu)。隧道初期支護(hù)參數(shù)見表1，隧道輪廓斷面如圖1所示。

表1 隧道初期支護(hù)參數(shù)

圖1 隧道輪廓斷面圖(單位： cm)

2 施工幾何參數(shù)力學(xué)響應(yīng)分析

2.1 計(jì)算模型建立

結(jié)合依托工程實(shí)際，利用FLAC3D建立三維數(shù)值分析模型：

1)模型X、Y、Z方向的尺寸為56.4 m×64 m×69.53 m，Y為隧道掘進(jìn)方向；

2)圍巖采用Mohr-Coulomb理想彈塑性模型，噴射混凝土采用Elastic各向同性彈性模型；

3)鋼拱架及鋼筋網(wǎng)通過剛度換算的方式轉(zhuǎn)換為混凝土施加至隧道初期支護(hù)；

4)錨桿支護(hù)通過提升錨固區(qū)域內(nèi)圍巖內(nèi)摩擦角與摩擦力的方式實(shí)現(xiàn)。

具體模型如圖2所示。

圖2 計(jì)算模型

2.2 計(jì)算參數(shù)確定

為確保計(jì)算所選取的物理力學(xué)參數(shù)以及錨固區(qū)加固程度能最大程度地接近工程實(shí)際，現(xiàn)利用反演分析法中的正反分析法來確定計(jì)算所需的圍巖物理力學(xué)參數(shù)。具體操作方法： 采用計(jì)算模型對(duì)現(xiàn)場(chǎng)施工進(jìn)行模擬，結(jié)合鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范Ⅴ級(jí)圍巖參數(shù)取值不斷調(diào)整其力學(xué)參數(shù)后使得計(jì)算所得變形結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)能較好地吻合，此時(shí)所選取的力學(xué)參數(shù)即可作為后續(xù)模型的計(jì)算參數(shù)。施工現(xiàn)場(chǎng)對(duì)DK615+310～+360里程段進(jìn)行了較為詳細(xì)的隧道變形監(jiān)測(cè)，內(nèi)容包括洞周水平收斂及拱頂沉降。在對(duì)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行觀察分析后發(fā)現(xiàn)DK615+310、DK615+325和DK615+355斷面的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)具有較強(qiáng)的代表性，故可取作典型斷面。V級(jí)圍巖計(jì)算參數(shù)以及通過反演分析得到的圍巖物理力學(xué)參數(shù)見表2，該參數(shù)下計(jì)算所得拱頂沉降及最大水平收斂結(jié)果與實(shí)測(cè)對(duì)比分別如圖3和圖4所示。

表2 模型計(jì)算參數(shù)

圖3 拱頂沉降曲線對(duì)比

圖4 最大水平收斂曲線對(duì)比

2.3 施工及支護(hù)技術(shù)

中條山隧道進(jìn)口段采用二臺(tái)階法施工。為使隧道初期支護(hù)及時(shí)封閉成環(huán)，盡早形成合理的受力結(jié)構(gòu)，同時(shí)達(dá)到縮短建設(shè)工期的目的，該區(qū)段隧道采用下臺(tái)階與仰拱一次開挖工法進(jìn)行施工。具體施工及支護(hù)順序見表3。

2.4 臺(tái)階高度力學(xué)響應(yīng)分析

現(xiàn)選取上臺(tái)階高度為0.4H、0.5H、0.6H、0.7H(H為隧道高度)4種典型臺(tái)階高度進(jìn)行隧道的開挖模擬，模擬過程中將拱頂沉降、最大水平收斂和初期支護(hù)結(jié)構(gòu)最大拉壓應(yīng)力進(jìn)行監(jiān)測(cè)記錄。

表3 施工及支護(hù)順序

2.4.1 圍巖變形

開挖模擬過程中，監(jiān)測(cè)點(diǎn)不動(dòng)，掌子面向前推進(jìn)，每循環(huán)開挖結(jié)束將拱頂沉降及最大水平收斂記錄1次。掌子面推進(jìn)過程中，拱頂沉降與最大水平收斂的累計(jì)結(jié)果分別如圖5和圖6所示。

圖5 不同臺(tái)階高度下累計(jì)拱頂沉降

Fig. 5 Accumulated crown top settlement under different heights of bench

圖6 不同臺(tái)階高度下累計(jì)最大水平收斂

Fig. 6 Accumulated horizontal convergence under different heights of bench

由圖5和圖6可知: 當(dāng)上臺(tái)階高度從0.4H增加到0.6H的過程中，拱頂沉降與水平收斂一直在減小，特別是從0.4H增加到0.5H過程中，減小程度比較明顯，但是當(dāng)上臺(tái)階高度從0.6H增加到0.7H的過程中，變形量基本不再變化。另外，不難發(fā)現(xiàn)，上臺(tái)階高度越高，隧道的先行位移量越大，而過大的先行位移會(huì)使得掌子面后方圍巖松動(dòng)，給開挖后的支護(hù)造成困難[7]。總的來說，增加上臺(tái)階高度能減小隧道的變形量，但也不是越高越好，控制在0.5H～0.7H較為合適。

2.4.2 結(jié)構(gòu)受力

通過分析計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，初期支護(hù)環(huán)上最大壓應(yīng)力產(chǎn)生在拱腰，而最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在拱頂。各臺(tái)階高度下初期支護(hù)結(jié)構(gòu)的最大拉壓應(yīng)力見表4。根據(jù)表4的統(tǒng)計(jì)結(jié)果，初期支護(hù)所受的最大拉應(yīng)力會(huì)隨上臺(tái)階高度的增加而減小，且當(dāng)臺(tái)階高度為0.4H時(shí)，最大拉應(yīng)力已經(jīng)超過了初期噴射混凝土的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值1.3 MPa，而最大壓應(yīng)力與臺(tái)階高度的關(guān)系則并不明顯。因此，從初期支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力安全角度出發(fā)，上臺(tái)階高度不宜小于0.5H。

表4不同臺(tái)階高度下最大拉壓應(yīng)力統(tǒng)計(jì)表

Table 4 Maximum tension and compression stresses under different heights of bench

MPa

2.5 臺(tái)階長(zhǎng)度力學(xué)響應(yīng)分析

現(xiàn)選取臺(tái)階長(zhǎng)度為3.2、4.8、6.4、9.6 m進(jìn)行隧道的開挖模擬。

2.5.1 圍巖變形

各臺(tái)階長(zhǎng)度下，隧道拱頂沉降及最大水平收斂的累計(jì)結(jié)果如圖7與圖8所示。由圖7與圖8可知： 隧道的變形會(huì)隨臺(tái)階長(zhǎng)度的增加而增加，其中拱頂沉降的增加趨勢(shì)比水平收斂更加明顯。

2.5.2 結(jié)構(gòu)受力

各臺(tái)階長(zhǎng)度下，初期支護(hù)結(jié)構(gòu)所受的最大拉壓應(yīng)力如表5所示。由表5可知： 隨著臺(tái)階長(zhǎng)度增加，初期支護(hù)結(jié)構(gòu)所受最大壓應(yīng)力逐漸減小，而所受的最大拉應(yīng)力會(huì)隨臺(tái)階長(zhǎng)度的增加呈現(xiàn)出先減小后增加的趨勢(shì)。由于最大壓應(yīng)力與其抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值12.5 MPa之間還有較大的富余量，故選擇臺(tái)階長(zhǎng)度時(shí)，應(yīng)以拉應(yīng)力作為控制基準(zhǔn)。利用線性插值知當(dāng)臺(tái)階長(zhǎng)度大于7 m 時(shí)，最大拉應(yīng)力會(huì)超過1.3 MPa，因此將臺(tái)階長(zhǎng)度控制在4.8～6.4 m時(shí)，對(duì)結(jié)構(gòu)受力是最有利的。

圖7 不同臺(tái)階長(zhǎng)度下累計(jì)拱頂沉降

Fig. 7 Accumulated crown top settlement under different lengths of bench

圖8 不同臺(tái)階長(zhǎng)度下累計(jì)最大水平收斂

Fig. 8 Accumulated horizontal convergence under different lengths of bench

表5不同臺(tái)階長(zhǎng)度下最大拉壓應(yīng)力統(tǒng)計(jì)表

Table 5 Maximum tension and compression stresses under different lengths of bench MPa

3 考慮掌子面穩(wěn)定性的臺(tái)階高度優(yōu)化

隧道掌子面穩(wěn)定性受多方面因素影響： 機(jī)制層面上，隧道開挖之后原來處于擠壓狀態(tài)的圍巖由于解除了束縛而向隧道空間產(chǎn)生松脹變形，同時(shí)隧道周邊巖石應(yīng)力重新分布，產(chǎn)生應(yīng)力集中，當(dāng)變形及應(yīng)力集中超過圍巖所能承受的范圍時(shí)，隧道便會(huì)產(chǎn)生穩(wěn)定性問題[8]； 客觀層面上，不合理的施工及支護(hù)參數(shù)也是引發(fā)掌子面穩(wěn)定性問題的關(guān)鍵因素[9]。由于影響掌子面穩(wěn)定性的因素眾多，目前并沒有關(guān)于隧道掌子面的失穩(wěn)模型被明確建立，業(yè)內(nèi)主要從變形量及變形速率[10]、掌子面彈塑性發(fā)展規(guī)律[11]以及結(jié)構(gòu)能量耗散角度對(duì)掌子面穩(wěn)定性進(jìn)行定性描述，其中變形多指掌子面擠出變形，國(guó)內(nèi)外眾多規(guī)范也都選其作為施工時(shí)掌子面穩(wěn)定性的控制標(biāo)準(zhǔn)[12-14]。本文目的在于通過研究臺(tái)階高度對(duì)掌子面穩(wěn)定性的影響規(guī)律為施工確定最優(yōu)臺(tái)階高度，在分析時(shí)選取掌子面擠出變形對(duì)各臺(tái)階高度適應(yīng)性做出評(píng)判。

一般情況下，巖性較弱及富存地下水地段掌子面穩(wěn)定性問題比較嚴(yán)重。究其原因，在富存地下水條件下，圍巖被劣化，物理力學(xué)參數(shù)降低[15]。結(jié)合鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范采用修正圍巖級(jí)別的方式來反映地下水對(duì)圍巖的影響。Ⅳ、Ⅴ級(jí)圍巖在地下水影響下修正如表6所示。

結(jié)合表6來看，不論是由于自身圍巖等級(jí)較低還是由于地下水的劣化影響，巖性都是影響掌子面穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素。因此，結(jié)合表6在Ⅴ、Ⅵ級(jí)圍巖級(jí)別內(nèi)各取2組圍巖參數(shù)形成4種圍巖條件(如表7所示)進(jìn)行開挖模擬。在開挖過程中對(duì)上下臺(tái)階掌子面的最大擠出變形進(jìn)行監(jiān)測(cè)，得出在不同圍巖條件及不同臺(tái)階高度下各臺(tái)階掌子面的最大擠出變形統(tǒng)計(jì)結(jié)果，如表8和表9所示。

表7各圍巖條件下的圍巖物理力學(xué)參數(shù)

Table 7 Physico-mechanical parameters of different surrounding rocks

圍巖級(jí)別計(jì)算參數(shù)重度/(kg/m3)彈性模晨E/GPa泊松比內(nèi)摩擦角/(°)黏聚力/MPaⅤa19501.300.37270.15Ⅴb18001.000.40220.10Ⅵa17000.800.45200.08Ⅵb17000.600.45180.05

注： a、b分別表示圍巖級(jí)別參數(shù)區(qū)間的上下限范圍，下同。

表8 上臺(tái)階掌子面最大擠出變形統(tǒng)計(jì)

表9 下臺(tái)階掌子面最大擠出變形統(tǒng)計(jì)

根據(jù)表8和表9不難發(fā)現(xiàn)，隨著上臺(tái)階高度的增加，上臺(tái)階的掌子面最大擠出變形越來越大，而下臺(tái)階掌子面的最大擠出變形則越來越小，而且這種規(guī)律在越差的圍巖條件下越明顯。同時(shí)，當(dāng)上臺(tái)階高度小于0.6H時(shí)，各圍巖條件下上臺(tái)階的最大擠出變形小于下臺(tái)階，當(dāng)上臺(tái)階高度大于0.7H時(shí)，各圍巖條件下上臺(tái)階掌子面最大擠出變形大于下臺(tái)階。也就是說，2臺(tái)階的最大擠出變形會(huì)在上臺(tái)階高度為0.6H與0.7H之間產(chǎn)生平衡點(diǎn)。為找出該點(diǎn)位置，現(xiàn)將0.7H或0.6H對(duì)應(yīng)的下臺(tái)階最大擠出變形值，代入上臺(tái)階0.6H與0.7H最大擠出變形區(qū)間段進(jìn)行線性插值近似計(jì)算，通過插值計(jì)算得出各圍巖條件下上下臺(tái)階最大擠出變形平衡點(diǎn)，如表10所示。

表10 2臺(tái)階掌子面最大擠出變形平衡點(diǎn)統(tǒng)計(jì)

Table 10 Heights of top heading for balanced extrusion deformation of two bench face in different surrounding rocks

ⅤaⅤbⅣaⅣb0.61H0.68H0.68H0.7H

由表10可知： 圍巖條件越差，上下臺(tái)階最大擠出變形平衡點(diǎn)對(duì)應(yīng)的上臺(tái)階高度越高。考慮到上臺(tái)階的約束條件是強(qiáng)于下臺(tái)階的，即使最大擠出變形相同，下臺(tái)階掌子面的穩(wěn)定性也會(huì)差于上臺(tái)階。因此，若要提高隧道掌子面的穩(wěn)定性，首先考慮的應(yīng)該是降低下臺(tái)階的最大擠出變形量，也就是說上臺(tái)階高度的取值應(yīng)滿足下臺(tái)階的掌子面最大擠出變形不小于上臺(tái)階的最大擠出變形。綜合前面的計(jì)算結(jié)果來看，在不同的圍巖條件下，將上臺(tái)階高度設(shè)置在上下臺(tái)階最大擠出變形平衡點(diǎn)附近對(duì)隧道掌子面的穩(wěn)定性是最有利的；但同時(shí)也應(yīng)考慮到這樣的選擇是偏安全的，僅在圍巖條件較差，如Ⅴ級(jí)圍巖掌子面出水或者其他巖性較差情況下效果可能明顯，而對(duì)于不是很差的圍巖條件，下臺(tái)階高度的選擇也可適當(dāng)放寬。

4 考慮施工便利性的幾何參數(shù)優(yōu)化

4.1 臺(tái)階長(zhǎng)度優(yōu)化

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工經(jīng)驗(yàn)，采用臺(tái)階法施工時(shí)，在鉆爆階段需用挖掘機(jī)將約3 m長(zhǎng)的臺(tái)架吊至上臺(tái)階，工人站在臺(tái)架上進(jìn)行鉆孔打眼作業(yè)；在初期支護(hù)階段，挖機(jī)需將鋼拱架、鋼筋網(wǎng)等材料運(yùn)送至上臺(tái)階，工人在臺(tái)架上進(jìn)行鋼拱架安裝等初期支護(hù)作業(yè)。因此，上臺(tái)階應(yīng)該留夠安放臺(tái)架及堆放初期支護(hù)材料的空間而不宜過短，至少大于4 m；另一方面，在爆破之后的挖碴階段，挖掘機(jī)位于下臺(tái)階扒上臺(tái)階碴，若臺(tái)階過長(zhǎng)，則挖機(jī)就位次數(shù)以及扒碴效率會(huì)受到很大的影響，考慮到挖機(jī)機(jī)械臂長(zhǎng)度以及下臺(tái)階高度對(duì)機(jī)械臂伸展的影響，上臺(tái)階長(zhǎng)度宜控制在5 m以內(nèi)。隧道內(nèi)作業(yè)空間示意如圖9所示。

圖9 隧道內(nèi)作業(yè)空間示意圖

4.2 臺(tái)階高度優(yōu)化

根據(jù)前面的研究結(jié)果，上臺(tái)階高度取大值(0.6H～0.7H)時(shí)，隧道的變形受力均是有利的，但是根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工情況，上臺(tái)階的打眼作業(yè)需在臺(tái)架上進(jìn)行，過高的臺(tái)架對(duì)于工人的操作以及挖機(jī)的吊裝都是不利的。同時(shí)，鉆孔打眼階段，上下臺(tái)階同步進(jìn)行，根據(jù)短板效應(yīng)，均衡分配上下臺(tái)階的工作量能提高該階段的工作效率。根據(jù)中條山隧道的施工經(jīng)驗(yàn)總結(jié)，結(jié)合隧道橫斷面上窄下寬的特點(diǎn)，將上臺(tái)階高度控制在0.55H～0.6H(中條山隧道采用0.55H)對(duì)施工工效以及工人的操作便利性提升效果明顯。隧道內(nèi)鉆孔作業(yè)示意如圖10所示。

圖10 隧道內(nèi)鉆孔作業(yè)示意圖

5 結(jié)論與討論

本文從初期支護(hù)結(jié)構(gòu)安全性、掌子面穩(wěn)定性和施工便利性3個(gè)角度出發(fā)，以上臺(tái)階長(zhǎng)度與高度為主要研究對(duì)象對(duì)中條山軟巖隧道臺(tái)階法施工的臺(tái)階高度與長(zhǎng)度的選擇進(jìn)行了優(yōu)化分析。通過分析得到如下結(jié)論：

1)上臺(tái)階高度控制在0.5H～0.7H有利于隧道拱頂沉降及水平收斂的變形控制，結(jié)構(gòu)受力合理；

2)初期支護(hù)結(jié)構(gòu)所受最大拉應(yīng)力隨上臺(tái)階長(zhǎng)度的增加呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì)，即過短或過長(zhǎng)的上臺(tái)階長(zhǎng)度對(duì)結(jié)構(gòu)受力都是不利的，該隧道條件下將其控制在5 m左右時(shí)初期支護(hù)結(jié)構(gòu)受力安全合理；

3)上臺(tái)階高度在0.6H～0.7H合理選取時(shí)能使上下臺(tái)階最大擠出變形達(dá)到平衡，上臺(tái)階高度選取在平衡點(diǎn)附近對(duì)掌子面穩(wěn)定性有利；

4)上臺(tái)階長(zhǎng)度控制在4～5 m、高度控制在0.55H～0.6H時(shí)隧道內(nèi)人員及機(jī)械操作便利，有利于施工效率提升。

綜合考慮以上幾點(diǎn)，施工時(shí)上臺(tái)階長(zhǎng)度宜控制為4～5 m；而上臺(tái)階高度為能較好地兼顧掌子面的穩(wěn)定性以及施工的效率問題，宜取為0.6H，但在Ⅴ級(jí)圍巖掌子面出水或其他巖性更差的情況下，其取值應(yīng)適當(dāng)提高但也不宜大于0.7H。該研究結(jié)論是從施工安全及便利性等多角度出發(fā)得出，對(duì)類似工程在選用臺(tái)階法進(jìn)行施工時(shí)具有借鑒意義。

[1] 李寧， 劉乃飛， 李國(guó)峰. 軟巖及土質(zhì)隧洞圍巖穩(wěn)定性評(píng)價(jià)新方法[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)， 2014(9): 1812.

LI Ning， LIU Naifei， LI Guofeng. New method for stability evaluation of soil and soft rock tunnels[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2014(9): 1812.

[2]KWON S, WILSON J W. Deformation mechanism of the underground at the WIPP site[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 1999, 32(2): 101.

[3] 汪波，李天斌，何川，等. 強(qiáng)震區(qū)軟巖隧道大變形破壞特征及其成因機(jī)制分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2012(5): 931.

WANG Bo, LI Tianbin, HE Chuan, et al. Analysis of failure properties and formatting mechanism of soft rock tunnel in misoneism areas[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012(5): 931.

[4] 劉建友， 趙勇， 過燕芳. 軟弱圍巖隧道安全快速施工技術(shù)研究[J]. 隧道建設(shè), 2011, 31(8): 382.

LIU Jianyou, ZHAO Yong, GUO Yanfang. Study of safe and rapid construction technology for weak surrounding rock tunnels[J]. Tunnel Construction, 2011, 31(8): 382.

[5] 張秀良. 影響軟巖隧道臺(tái)階法施工安全的關(guān)鍵因素[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù)， 2012， 49(4)： 60.

ZHANG Xiuliang. Key factors affecting bench construction of a tunnel in soft rock[J]. Modern Tunnelling Technology, 2012, 49(4): 60.

[6] 鄒成路， 申玉生， 靳宗振. 軟弱圍巖大斷面隧道臺(tái)階法施工幾何參數(shù)優(yōu)化分析[J]. 公路工程， 2013,38(2)： 27.

ZOU Chenglu, SHEN Yusheng, JIN Zongzhen. Study of bench method′s geometric parameters optimization in weak broken wall rock and large cross-section tunnel [J]. Highway Engineering, 2013, 38(2): 27.

[7] 宋曙光， 李術(shù)才， 李利平， 等. 超大斷面隧道軟弱圍巖臺(tái)階法施工過程力學(xué)效應(yīng)規(guī)律研究[J]. 隧道建設(shè), 2011, 31(1): 170.

SONG Shuguang, LI Shucai, LI Liping, et al. Study of rules of mechanical effect in process of construction of super-large cross-section tunnel in weak and broken surrounding rock excavated by bench method[J]. Tunnel Construction, 2011, 31 (1): 170.

[8] 陳先國(guó). 隧道結(jié)構(gòu)失穩(wěn)及判據(jù)研究[D]. 成都: 西南交通大學(xué), 2002.

CHEN Xianguo. Study of failure and criteria of tunnel structure[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2002.

[9] 朱永全. 隧道穩(wěn)定性位移判別準(zhǔn)則[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué)， 2001, 22(6): 80.

ZHU Yongquan. The criterion of predicting tunnel stability by displacement[J]. China Railway Science, 2001, 22(6): 80.

[10] 張素敏, 劉勇. 隧道上臺(tái)階極限位移計(jì)算模擬[J]. 石家莊鐵道大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2003, 16(增刊1): 5.

ZHANG Sumin, LIU Yong. Simulation of limit displacements for tunnel upper bench[J]. Journal of Shijiazhuang Tiedao University(Natural Science Edition), 2003, 16(S1): 5.

[11] 王俊, 何川. 砂土地層土壓盾構(gòu)隧道施工掌子面穩(wěn)定性研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2017(5): 1.

WANG Jun, HE Chuan. Face stability analysis of EPB shield tunnel in sand[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2017(5): 1.

[12] 劉鎮(zhèn), 周翠英. 隧道變形失穩(wěn)的能量演化模型與破壞判據(jù)研究[J]. 巖土力學(xué), 2010(2)： 132.

LIU Zhen, ZHOU Cuiying. Research on failure criterion and energy evolution model of tunnel deformation instability [J]. Rock and Soil Mechanics, 2010(2): 132.

[13] 黃俊， 黨發(fā)寧， 周磊， 等. 關(guān)于土體隧道掌子面穩(wěn)定性的量化探討[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)， 2016(增刊1): 3128.

HUANG Jun, DANG Faning, ZHOU Lei, et al. The quantitative analysis of the face stability on soil tunnel [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016(S1): 3128.

[14] SAADA Z, MAGHOUS S, GARNIER D. Pseudo-static analysis of tunnel face stability using the generalized Hoek-Brown strength criterion[J]. International Journal for Numerical and Analytical Method in Geomechanics, 2013, 37(18): 3194.

[15] 劉新榮， 傅晏， 鄭穎人， 等. 水巖相互作用對(duì)巖石劣化的影響研究[J]. 地下空間與工程學(xué)報(bào)， 2012(1): 78.

LIU Xinrong, FU Yan, ZHENG Yingren,et al. A review on deterioration of rock caused by water-rock interaction[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2012(1): 78.

蒙華鐵路中條山隧道進(jìn)口與1號(hào)斜井貫通

2017年11月12日5時(shí)10分，由中鐵隧道局集團(tuán)有限公司承建的蒙華鐵路中條山隧道進(jìn)口與1號(hào)斜井順利貫通。

中條山隧道進(jìn)口與1號(hào)斜井是蒙華鐵路全線獨(dú)頭掘進(jìn)最長(zhǎng)的單洞單線隧道作業(yè)面。貫通前，中條山隧道進(jìn)口的通風(fēng)距離為3.7 km，是單線隧道施工的通風(fēng)極限。貫通后，中條山隧道進(jìn)口與1號(hào)斜井區(qū)間段連通距離達(dá)6.8 km，隧道里有了“穿堂風(fēng)”，將大大改善隧道內(nèi)的通風(fēng)條件和空氣質(zhì)量，為接下來的施工和管理帶來極大便利。

蒙華鐵路中條山隧道全長(zhǎng)18.4 km，為高風(fēng)險(xiǎn)隧道，是全線重點(diǎn)控制工程之一。隧道進(jìn)口位于鹽湖區(qū)解州鎮(zhèn)，出口位于平陸縣常樂鎮(zhèn)。其中，蒙華鐵路MHSS-3標(biāo)一工區(qū)承擔(dān)的施工任務(wù)占隧道全長(zhǎng)的44.5%，是施工難度、管理跨度最大的工區(qū)。自2015年3月進(jìn)場(chǎng)以來，施工方不斷優(yōu)化施工方案，科學(xué)運(yùn)用機(jī)械化配套施工，有效預(yù)防了隧道關(guān)門坍塌風(fēng)險(xiǎn)，提高了施工質(zhì)量，先后有70多人次受到上級(jí)表彰。

(摘自 山西新聞網(wǎng) http://yc.sxgov.cn/content/2017-11/17/content_8428918.htm)

OptimizationAnalysisofGeometricParametersofBenchMethodUsedinZhongtiaoshanTunnel

DENG Tao1, LIU Dagang1,*, CAI Minjin1, ZHAO Siguang1, HE Wei2

(1.SchoolofCivilEngineering,SouthwestJiaotongUniversity,Chengdu610031,Sichuan,China; 2.DesignandResearchInstituteofChinaRailwayTunnelGroup,Guangzhou511458,Guangdong,China)

In order to guarantee the construction safety and high efficiency of bench method in soft rock, the geometric parameters of bench method used in Zhongtiaoshan Tunnel is optimized and analyzed. And then, the numerical simulation method and site monitoring method are adopted; and the safety of primary support structure, stability of tunnel face and construction convenience are taken as references for optimization work. The analytical results show that: 1) The stress on tunnel primary support structure is rational and the construction machinery operation is convenient when adopting bench method for soft rock tunnel and the top heading length is controlled within range of 4-5 m. 2) The tunnel construction efficiency and the tunnel face stability can be guaranteed when the top heading height is 0.6H(Hrefers to height of tunnel cross-section); the top heading height should be in the range of 0.6H-0.7Hwhen the tunnel is in bad surrounding rock (i.e. shallow bury or water inrush from Grade Ⅴ surrounding rock).

railway tunnel; soft rock; bench method; bench height; bench length; stability of tunnel face; parameter optimization

2017-05-09;

2017-07-20

中鐵隧道集團(tuán)科技創(chuàng)新計(jì)劃(隧研合2015-01)

鄧濤 (1993—)，男，四川冕寧人，西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院在讀碩士，研究方向?yàn)樗淼兰暗叵鹿こ?。E-mail： 349928617@qq.com。*通信作者： 劉大剛, E-mail： 82384975@qq.com。

10.3973/j.issn.2096-4498.2017.12.007

U 455.4

A

2096-4498(2017)12-1550-07