卿偉宸， 高 楊， 朱 勇， 章慧健

(1. 中鐵二院工程集團有限責任公司， 四川 成都 610031； 2. 西南交通大學， 四川 成都 610031)

0 引言

進入21世紀，隨著我國經(jīng)濟的快速發(fā)展，我國鐵路建設(shè)特別是高鐵建設(shè)進入新時代。在西南山區(qū)修建高速鐵路，由于地形、地質(zhì)條件復(fù)雜，同時高速鐵路對環(huán)保要求高且曲線半徑大，因而西南山區(qū)鐵路橋隧比較大，一般高達70%以上，部分鐵路(如成都至九寨溝鐵路)橋隧比高達90%以上。在大理至瑞麗鐵路、成都至九寨溝鐵路沿線部分地段，由于設(shè)站條件困難導(dǎo)致車站伸入隧道內(nèi)，車站采用Y字型“2+2”、分修式“2+2”或縱列式“3+3”等設(shè)計方案，以控制隧道跨度不超過三線，但上述方案降低了車站功能，不利于運營管理。六沾鐵路烏蒙山2號隧道，根據(jù)運能要求并結(jié)合地形條件，出口端扒挪塊車站伸入隧道出口段，形成長約610 m的四線隧道，最大開挖面積達354.30 m2。針對四線鐵路隧道施工，國內(nèi)外尚無先例。如何保證隧道安全成洞，施工工法至關(guān)重要。

目前關(guān)于大跨度隧道施工工法的研究已經(jīng)取得不少成果。文獻[1-2]首次對大跨度三線鐵路隧道開展了研究，提出采用雙側(cè)壁施工工法； 文獻[3]運用數(shù)值模擬并結(jié)合現(xiàn)場實測，對渝湘高速公路武水段B6合同段大斷面超長隧道——羊角隧道施工工法進行了研究；文獻[4]針對武廣鐵路雙線大跨度隧道，提出在V級圍巖條件下采用CRD法施工更為合理； 文獻[5-6]針對廈門翔安海底隧道，從位移控制效果和安全性角度進行綜合分析，提出雙側(cè)壁和CRD法為陸域段合理工法； 文獻[7]以開挖寬度約22 m的拱北隧道為研究對象，提出了五臺階15分區(qū)施工方案和四臺階8分區(qū)施工方案，認為五臺階15分區(qū)方案更優(yōu)； 文獻[8-12]分別針對淺埋大跨公路隧道、超大斷面黃土隧道、淺埋軟巖特大跨度三線漸變段和鐵路雙線軟巖隧道施工工法及力學行為進行了研究。

根據(jù)已有研究成果，隧道開挖面積基本不超過240 m2，且采用的工法多為雙側(cè)壁法或CRD法。而烏蒙山2號出口四線車站隧道洞身深埋段開挖面積基本相當于6倍單線隧道，采用傳統(tǒng)雙側(cè)壁法或CRD法已不能滿足安全施工的要求。針對如此大跨度的隧道，不可能采用全斷面開挖，必須采用分部開挖成洞。采用分部開挖時，一方面，由于施工順序不同，圍巖穩(wěn)定性即存在差異[5]； 另一方面，分部越多，施工中為穩(wěn)定洞室而設(shè)置的臨時支撐就越多。在二次襯砌施工之前，必須先拆除臨時支撐，若一次拆除段落過長，可能引起洞室失穩(wěn)變形超限或開裂塌方，若一次拆除段落過短，則勢必影響二次襯砌施工質(zhì)量及進度。文獻[7]通過對拱北隧道施工方案分析，建議每次拆撐長度為4.8 m； 文獻[13-14]通過對南京地鐵鼓玄區(qū)間渡線段的三維拆撐計算，確定了最佳縱向一次性拆撐長度為9 m； 文獻[15]對廈門翔安隧道采用現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬2種方式，得出在縱向一次性拆撐長度為10 m的情況下，初期支護的安全性受臨時支護拆除的影響較小。結(jié)合以上分析，拆撐長度控制在10 m以內(nèi)是比較合適的。然而在本工程現(xiàn)場施工中，考慮防水板鋪設(shè)、二次襯砌鋼筋施工及混凝土澆筑等工序，拆撐長度至少在25～30 m才能有較充足的空間開展各道工序。因此，拆撐長度在10 m以內(nèi)不能滿足本工程施工要求。

本文針對烏蒙山2號隧道出口四線車站隧道工程實際，結(jié)合“撐索轉(zhuǎn)換”[16]及“以索代撐”理念，建立適用于特大跨度隧道深埋地段的三臺階施工工法，在拱部臨時支撐拆除之前施作預(yù)應(yīng)力錨索，消除臨時支撐拆除前后支護結(jié)構(gòu)體系受力轉(zhuǎn)換風險；利用錨索取代臨時橫撐，突破傳統(tǒng)軟巖隧道施工中拆撐步長和跳拆等限制，確保特大跨度隧道開挖安全。

1 工程概況

六(盤水)沾(益)鐵路設(shè)計時速為160 km，通行雙層集裝箱。烏蒙山2號隧道為該線最長隧道，位于貴州省境內(nèi)，為單洞雙線隧道，全長12 260 m，最大埋深400余 m。受地形條件限制且根據(jù)運能需求，扒挪塊車站伸入該隧道出口端形成長610 m的四線車站隧道，其中DK288+240～+350段110 m為洞口淺埋段，埋深不超過50 m，最大開挖寬度達28.42 m，最大開挖面積為354.30 m2，是目前世界最大跨度的單跨交通隧道； DK288+350～DK287+740段為深埋段，開挖跨度達25 m，最大開挖面積為338 m2。淺埋段施工工法將在另文中專題討論，本文僅探討深埋段施工工法。

烏蒙山2號隧道出口四線車站隧道主要通過泥巖、頁巖、頁巖夾砂巖、泥灰?guī)r夾灰?guī)r、灰?guī)r等地層。其中： DK287+740～+870段穿越灰?guī)r、泥質(zhì)灰?guī)r夾泥灰?guī)r地層； DK287+870～+925段穿越泥灰?guī)r夾灰?guī)r、頁巖地層； DK287+925～DK288+350段穿越泥巖、頁巖夾砂巖地層。巖層產(chǎn)狀為N35°W/71°NE，巖質(zhì)軟硬不均，巖體較破碎。

2 施工工法及力學行為分析

2.1 施工工序初步擬定

為保證烏蒙山2號出口四線車站隧道洞身V級圍巖段施工安全，擬定5種不同開挖施工工序進行研究對比，如圖1所示。支護結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)見表1。

2.2 計算模型及參數(shù)

針對上述5種施工工序，采用FLAC3D計算軟件分別建立三維模型，計算范圍為左右各取100 m(約4倍開挖跨度)，拱頂以上覆巖體取120 m，仰拱以下取60 m，縱向取100 m。前、后、左、右邊界施加相應(yīng)方向的水平約束，下邊界豎向約束，上邊界為自由面。地層采用服從Mohr-Coulomb屈服準則的彈塑性本構(gòu)模型進行模擬，采用殼單元模擬噴混凝土，鋼架作用按等效方法予以考慮，即將鋼架彈性模量折算給噴混凝土。

計算模型如圖2所示，圍巖參數(shù)按表2取值，錨桿物理力學參數(shù)見表3，初期支護及二次襯砌結(jié)構(gòu)計算選用的物理力學性能指標見表4。

(a) 工序Ⅰ

(b) 工序Ⅱ

(c) 工序Ⅲ

(d) 工序Ⅳ

(e) 工序Ⅴ

Fig. 1 Sketches of different construction procedures of deep tunnel in Grade V surrounding rock

表1 支護參數(shù)表

(a) 工序Ⅰ (b) 工序Ⅱ (c) 工序Ⅲ

(d) 工序Ⅳ (e) 工序Ⅴ (f) 分部開挖

重度/(kN/m3)彈性模量/GPa泊松比內(nèi)摩擦角/(°)黏聚力/MPa200．50．4250．1

表3 錨桿物理力學參數(shù)

表4 支護結(jié)構(gòu)物理力學參數(shù)

2.3 施工工序力學性態(tài)比較分析

對5種施工工序進行數(shù)值分析，并對圍巖變形及應(yīng)力、初期支護及二次襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力等進行計算，結(jié)果見表5和表6。

從表5和表6可以看出，綜合拱頂沉降、水平收斂、圍巖應(yīng)力、塑性區(qū)及支護結(jié)構(gòu)內(nèi)力等考慮，工序Ⅲ和工序Ⅴ相對較優(yōu)；但從開挖分部的數(shù)目上來看，工序Ⅴ開挖分部相對最少，更方便施工組織及快速施工，因此工序Ⅴ相對更優(yōu)。

2.4 工法建立及優(yōu)化

根據(jù)工序V，初步建立施工工法如圖3(a)所示，圖中未示意系統(tǒng)錨桿及超前支護。圖中①—⑨為開挖順序，Ⅹ表示仰拱澆筑，Ⅺ表示填充澆筑，Ⅻ表示拱墻二次襯砌澆筑。

表5 5種施工工序的圍巖應(yīng)力及位移比較

表6 5種施工工序的支護結(jié)構(gòu)內(nèi)力比較

(a) 初步建立施工工法 (b) 引入“以索代撐”，取消臨時橫撐

(c) 拱部“撐索轉(zhuǎn)換” (d) 雙側(cè)壁調(diào)整為三臺階，減少開挖分部

2.4.1 工法優(yōu)化思路

評價一個工法優(yōu)劣的標準是能否安全、經(jīng)濟、快速施工。1)應(yīng)減少開挖分部，減少作業(yè)工序，加快作業(yè)進度； 2)應(yīng)減少臨時支護，以節(jié)約材料； 3)應(yīng)減少體系轉(zhuǎn)換次數(shù)，降低施工作業(yè)風險； 4)應(yīng)盡量加大施工作業(yè)面，以利于大型機械作業(yè)，快速施工。

基于此，對圖3(a)初步建立的施工工法做了以下優(yōu)化：

1)引入“以索代撐”理念，取消臨時橫撐?！耙运鞔鷵巍奔粗苯邮┳麇^索替代臨時支撐，取消分部開挖中臨時支撐的施作。本工程中，對于圖3(a)工法，在上臺階和中臺階開挖后，及時在擬設(shè)橫撐處施作預(yù)應(yīng)力錨索1、2，待錨索張拉鎖定后，再開挖下部臺階，如圖3(b)所示。通過“以索代撐”，一方面消除了施工方法中拆撐步長的限制，增加了作業(yè)空間自由度； 另一方面減少了臨時支護材料的浪費，取消了施作臨時支護工序，節(jié)省了時間，有利于加快施工進度和降低施工成本。

2)引入“撐索轉(zhuǎn)換”理念，降低體系轉(zhuǎn)換風險。對于本工程，由于開挖跨度大、圍巖軟弱，不可能一次開挖形成拱部支護，需采用分部開挖。開挖后應(yīng)及時施作初期支護，一方面為保證初期支護的穩(wěn)定，需要臨時豎撐在施作后立即發(fā)揮作用； 另一方面，臨時支撐與噴混凝土一起形成臨時支護，起穩(wěn)定圍巖、增強圍巖自穩(wěn)能力的作用。而預(yù)應(yīng)力錨索施工從鉆孔、安裝、注漿到達到設(shè)計強度并張拉鎖定需要一段時間(本工程約為7 d)，因此不能用錨索直接取代臨時豎撐。如圖3(c)所示，在豎撐拆除前，施作拱部預(yù)應(yīng)力錨索3，待錨索達到設(shè)計強度并張拉鎖定后，豎撐基本不受力，再拆除豎撐時，可以消除拆撐帶來的結(jié)構(gòu)體系受力轉(zhuǎn)換風險。

3)雙側(cè)壁調(diào)整為三臺階，減少開挖分部，如圖3(d)所示。在圖3(c)基礎(chǔ)上提前實施拱部體系轉(zhuǎn)換，將雙側(cè)壁開挖調(diào)整為三臺階開挖，即在①、②部開挖后施作錨索3，③部開挖后(結(jié)合豎撐受力情況，必要時可增設(shè)錨索4，在錨索達到設(shè)計強度后)即可拆除臨時豎撐，從而避免臨時豎撐落底。該方案既減少了開挖分部，也減少了臨時支護材料，更有利于大型機械化作業(yè)。

2.4.2 錨索參數(shù)設(shè)計

結(jié)合對圖3(a)所示工法的數(shù)值計算，根據(jù)各處臨時支撐受力情況，初步擬定各處錨索根數(shù)如圖4所示(縱向間距1.2 m)。

圖4 錨索計算結(jié)果考察點示意

2.4.2.1 預(yù)應(yīng)力大小

先固定錨索長度(總長18 m，其中錨固段長10 m、自由段長8 m)不變，通過改變預(yù)應(yīng)力值，考察圖4所示的6根典型錨索端頭位移與錨索預(yù)應(yīng)力變化關(guān)系。在不同預(yù)應(yīng)力情況下，不同考察點處錨索端頭位移見表7，整理得到錨索端頭位移與預(yù)應(yīng)力關(guān)系曲線如圖5所示。

表7不同預(yù)應(yīng)力水平下的錨索位移

Table 7 Displacement of anchor cable under different prestresses mm

考察點預(yù)應(yīng)力/kN100300500800100017．436．886．596．5526．594220．5918．8818．2118．1918．28335．0134．5934．2834．1934．29430．1029．3229．0228．9028．96518．8717．1816．3916．3116．4463．8443．633．493．553．557

根據(jù)表7和圖5，各處錨索預(yù)應(yīng)力在100～500 kN時，位移下降趨勢較為明顯； 在500～800 kN時，位移下降趨勢較為平緩； 超過800 kN后，增大錨索預(yù)應(yīng)力，錨索端頭位移反而有所增大。因此，錨索設(shè)計預(yù)應(yīng)力初步取值為500 kN。

2.4.2.2 錨固長度

固定預(yù)應(yīng)力500 kN不變，改變錨固段長度l(錨索總長10 m+l，其中自由段長10 m)進行數(shù)值計算。取拱部錨索3進行分析，得到不同錨固長度下錨索軸力沿錨索桿體分布如圖6所示。

由圖6可知，在錨固段內(nèi)，錨索軸力呈“始端最大，向末端(錨頭)迅速衰減”的分布規(guī)律。綜合各曲線的變化趨勢，在前2 m，錨索軸力衰減趨勢較快；盡管錨索軸力延伸到錨固段末端，然而主要承載范圍在前3 m，占錨索軸力的80%以上。由圖中4種不同錨固段長度的錨索軸力分布情況可以推斷，錨固段太長，末端未能盡其用，造成浪費； 錨固段太短，末端軸力分布未趨于平緩，可能造成受力不穩(wěn)定，達不到預(yù)期錨固效果； 因而建議錨固段長度取8～10 m。本工程中各錨索設(shè)計長度為20 m，其中錨固段長10 m，自由段長10 m。

2.4.3 工法建立

基于2.4.1節(jié)工法優(yōu)化思路，結(jié)合2.4.2節(jié)中錨索參數(shù)計算分析，建立三臺階“撐索轉(zhuǎn)換”及“以索代撐”施工工法，如圖7所示。

(a) 錨索1

(b) 錨索2

(c) 錨索3

(d) 錨索4

(e) 錨索5

(f) 錨索6

Fig. 5 Relationships between displacement of anchor cable end and prestress

(a) 錨固段長5 m

(b) 錨固段長8 m

(c) 錨固段長10 m

(d) 錨固段長12 m

Fig. 6 Distribution of axial force of anchor cable with different lengths

該工法具體施工工序為：

1)開挖①部，施作①部導(dǎo)坑周邊的初期支護和臨時支護，滯后掌子面一定距離施作B-1及C-1錨索單元，并初張拉。2)開挖②部，施作②部導(dǎo)坑周邊的初期支護和臨時支護，滯后掌子面一定距離施作B-2及C-2錨索單元，并初張拉。3)開挖③部，施作③部導(dǎo)坑拱部的初期支護，滯后掌子面一定距離施作A-1及A-2錨索單元，并初張拉。4)對A-1、A-2、B-1、B-2、C-1、C-2錨索進行二次張拉、鎖定及注漿封錨。5)拆除完成錨索最終張拉鎖定的 A-1、A-2、B-1、B-2 位置的臨時豎撐。6)開挖④部，施作④部導(dǎo)坑周邊的初期支護，滯后掌子面一定距離施作D-1及E-1錨索單元，并初張拉。7)開挖⑤部，施作⑤部導(dǎo)坑周邊的初期支護，滯后掌子面一定距離施作D-2及E-2錨索單元，并初張拉。8)對D-1、D-2、E-1、E-2錨索進行二次張拉、鎖定及注漿封錨。9)開挖⑥部，施作⑥部導(dǎo)坑周邊的初期支護。10)開挖⑦部，施作⑦部導(dǎo)坑周邊的初期支護。11)灌筑Ⅷ部仰拱。12)待仰拱混凝土初凝后灌筑仰拱，填充Ⅸ部至設(shè)計高度。13)灌筑Ⅹ部拱墻襯砌。

(a) 施工工法示意

(b) 各開挖部尺寸示意(單位： cm)

Fig. 7 Three-bench excavation method of temporary support replaced by prestressed anchor and temporary cross-brace replaced by prestressed anchor cable

按該工法計算得到的圍巖主應(yīng)力及初期支護內(nèi)力分布分別如圖8和圖9所示。關(guān)鍵點圍巖變形及應(yīng)力、初期支護及二次襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力分別見表8和表9。

(a) 二次襯砌成環(huán)后的小主應(yīng)力σ3

(b) 二次襯砌成環(huán)后的大主應(yīng)力σ1

Fig. 8 Distribution of principal stresses of surrounding rock (unit: MPa)

(a) 彎矩(單位： kN·m)

(b) 軸力(單位： kN)

σ1/MPa拱頂邊墻σ3/MPa拱頂邊墻等效應(yīng)力集中系數(shù)拱頂邊墻Max拱頂沉降/mm邊墻水平位移/mm塑性區(qū)面積/m2-0．507-0．588-0．223-0．2630．5710．7662．01540．5131．12385．31

表9 支護結(jié)構(gòu)內(nèi)力

2.5 現(xiàn)場監(jiān)測分析

監(jiān)控量測是鐵路隧道施工過程中的一個重要環(huán)節(jié)[17]。根據(jù)相關(guān)規(guī)范[18]對隧道開展拱頂沉降和水平收斂觀測，監(jiān)測斷面間距按10 m布置； 為保證結(jié)構(gòu)受力安全，施工中選擇DK288+220斷面，對錨索軸力、初期支護鋼架及噴混凝土應(yīng)變等項目實施全程監(jiān)控量測。

2.5.1 位移監(jiān)測

DK288+220斷面拱頂沉降及水平收斂測點布置如圖10所示。

(a) 拱頂沉降監(jiān)測點布置

(b) 水平收斂監(jiān)測點布置

Fig. 10 Layout of monitoring points for tunnel crown settlement and horizontal convergence

拱頂沉降時程曲線如圖11所示。由圖可以看出： 1)由于拱部錨索在①、②部開挖后立即施作，在③部開挖并拆除臨時豎撐前后，①、②部拱頂沉降未出現(xiàn)突變，確保了支護體現(xiàn)轉(zhuǎn)換的穩(wěn)定。2)①部拱頂(A1)最終沉降值為83.6 mm，②部拱頂(A2)最終沉降值為73.6 mm，③部拱頂(A3)最終沉降值為35.7 mm； 拱部最大沉降不超過90 mm，相比雙線鐵路隧道V級軟弱圍巖地段沉降更小?？梢姡ㄟ^采用拱部“撐索轉(zhuǎn)換”提前進行受力體系轉(zhuǎn)換，有效控制了拱部沉降。

水平收斂時程曲線如圖12所示。由圖可以看出： 1)由于在中臺階開挖前，已施作了上臺階兩側(cè)錨索。因此，在中臺階(④、⑤部)開挖前后，B3測線收斂值未出現(xiàn)突變；同樣，在下臺階開挖前，已施作中臺階兩側(cè)錨索，B3與B4測線收斂值均未出現(xiàn)突變。開挖后1 d與開挖前收斂值相差不到2 mm。2)B1、B2、B3、B4、B5測線的水平收斂值最大分別為19.6、16.1、28.6、40.3、5.2 mm； 水平收斂值最大不超過45 mm，相比雙線鐵路隧道V級軟弱圍巖地段收斂更小?？梢姡ㄟ^上臺階腳及中臺階腳處的“以索代撐”，避免了下部臺階開挖時由于上部臨時橫撐的拆除導(dǎo)致的水平收斂突變，有效規(guī)避了支護體系轉(zhuǎn)換風險。3)B3、B4、B5測線的收斂值在⑦部開挖后由于初期支護的及時封閉，其后收斂基本趨于平緩。可見，初期支護的及時封閉對隧道穩(wěn)定十分重要，同時也證明上臺階及中臺階開挖后由于不能封閉成環(huán)，利用錨索代替臨時橫撐的作用是必要的，也是有效的。

2.5.2 初期支護內(nèi)力監(jiān)測

DK288+220斷面初期支護噴混凝土及鋼架應(yīng)變計布置如圖13所示。

圖11 拱頂沉降-時間關(guān)系曲線

初期支護噴混凝土應(yīng)變的監(jiān)測結(jié)果如圖14所示。由圖可以看出： 1)在施工過程中，所有測點內(nèi)側(cè)應(yīng)變計均表現(xiàn)為全程受壓； 除1、2測點外，其余測點外側(cè)應(yīng)變計均表現(xiàn)為全程受壓，且有較為一致的變化規(guī)律。2)1、2測點外側(cè)在③部開挖前表現(xiàn)為受拉，這是由于③部開挖前，拱肩及拱腳處錨索提前施加預(yù)應(yīng)力所致； 在③部開挖之后，拱部初期支護形成整體受力，軸力大大增加，內(nèi)外側(cè)應(yīng)變均為壓應(yīng)變，且有較大的增量。隨著后續(xù)施工的繼續(xù)推進，該應(yīng)變繼續(xù)增大，直至初期支護封閉后逐漸趨于穩(wěn)定。3)所有測點中，仰拱初期支護應(yīng)變值較小，DK288+220斷面最終收斂值約為50×10-6(1.15 MPa)。4)所有測點中，外側(cè)壓應(yīng)變最大值為283.88×10-6(6.529 MPa)，位于測點7處； 內(nèi)側(cè)壓應(yīng)變最大值為285.12×10-6(6.558 MPa)，位于測點1處； 均遠小于C25噴混凝土彎曲抗壓強度值。

圖12 水平收斂-時間關(guān)系曲線

(a) 噴混凝土應(yīng)變計埋設(shè)位置

(b) 鋼架表面應(yīng)變計埋設(shè)位置

Fig. 13 Layout of monitoring points for steel frame surface strain gauges and shotcrete strain gauges

鋼架表面應(yīng)變的監(jiān)測結(jié)果如圖15所示。由圖可以看出： 1)初期支護鋼架應(yīng)力變化規(guī)律和受力狀態(tài)與噴混凝土應(yīng)變基本一致，說明二者之間協(xié)調(diào)變形。2)初期支護鋼架外側(cè)和內(nèi)側(cè)壓應(yīng)力最大值分別為-188.36、-234.63 MPa，最大拉應(yīng)力為63.07 MPa，小于GB 50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中規(guī)定的Q235鋼材的抗拉、抗壓極限強度310 MPa，結(jié)構(gòu)是安全可靠的。

結(jié)合圖14和圖15可以得到以下結(jié)論：

1)在拱部豎撐拆除后，初期支護噴射混凝土及鋼架內(nèi)力未出現(xiàn)突變，進一步說明通過采用拱部“撐索轉(zhuǎn)換”提前進行受力體系轉(zhuǎn)換，有效降低了支護體系受力轉(zhuǎn)換風險，確保了支護結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定。

2)在中臺階開挖前，已施作了上臺階兩側(cè)錨索，因此在中臺階(④、⑤部)開挖前后，①—③部測點初期支護噴混凝土及鋼架應(yīng)變未出現(xiàn)突變；同樣，在下臺階開挖前，已施作中臺階兩側(cè)錨索，因此在下臺階(⑥、⑦部)開挖前后，①—⑤部測點初期支護噴混凝土及鋼架應(yīng)變均未出現(xiàn)突變。在下部臺階開挖后，初期支護內(nèi)力雖略有增加，但增幅很小，且整體受力趨勢沒有改變?？梢?，通過上臺階腳及中臺階腳處的“以索代撐”，有效規(guī)避了支護體系轉(zhuǎn)換風險。

2.5.3 錨索受力監(jiān)測

DK288+220斷面錨索預(yù)應(yīng)力測點布置如圖16所示。

(a) 外側(cè)噴混凝土

(b) 內(nèi)側(cè)噴混凝土

(a) 鋼架外側(cè)表面

(b) 鋼架內(nèi)側(cè)表面

圖16 DK288+220斷面錨索預(yù)應(yīng)力測點布置

施工過程預(yù)應(yīng)力監(jiān)測結(jié)果如圖17所示，由圖可以看出： 1)不同部位的錨索預(yù)應(yīng)力值差異不明顯。2)由于預(yù)應(yīng)力張拉機具及施工操作等原因，張拉鎖定前預(yù)應(yīng)力損失達到20%左右； 鎖定后，各錨索預(yù)應(yīng)力保持較好，隨著施工過程的繼續(xù)基本無變化。說明通過“撐索轉(zhuǎn)換”及“以索代撐”提前進行受力體系轉(zhuǎn)換后，結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化均很小(即拆撐前后，內(nèi)力重分布不明顯)，有效減小甚至消除了拆撐帶來的結(jié)構(gòu)體系受力轉(zhuǎn)換風險，保證了施工安全。

圖17 DK288+220斷面錨索預(yù)應(yīng)力-時間關(guān)系曲線

3 結(jié)論與建議

1)結(jié)合烏蒙山2號隧道出口四線車站隧道深埋段工程，通過對擬定的5種施工工序進行數(shù)值模擬，從圍巖應(yīng)力及位移、初期支護及二次襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力的綜合對比分析考慮，工序Ⅲ和工序Ⅴ相對較優(yōu)； 但從工法分部數(shù)目上來看，工序Ⅴ開挖分部相對最少，更加方便施工組織及快速施工，因此認為，工序Ⅴ相對更優(yōu)。

2)結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)控量測，在拱部錨索張拉鎖定后，再行拆除拱部臨時豎撐，圍巖位移及支護結(jié)構(gòu)內(nèi)力在拆撐前后不會發(fā)生突變。從錨索受力來看，拆撐后結(jié)構(gòu)受力形式基本不變。即： 通過“撐索轉(zhuǎn)換”，可以實現(xiàn)拱部臨時支撐的安全拆除，降低拱部支護體系轉(zhuǎn)換過程中的施工風險； 同時突破了傳統(tǒng)軟巖隧道施工中拆撐步長、跳拆等限制，提高了拆撐的安全性及靈活性，同時為后續(xù)施工提供了較大的工作面。

3)通過“以索代撐”，即利用錨索取代臨時橫撐，避免了臨時撗撐施作，節(jié)省了材料和施工時間，同時開挖更加靈活。

4)基于工法Ⅴ，結(jié)合“撐索轉(zhuǎn)換”及“以索代撐”設(shè)計理念，建立的三臺階“撐索轉(zhuǎn)換”及“以索代撐”施工工法，確保了六沾鐵路烏蒙山2號隧道出口四線車站隧道成功修建，首次解決了開挖面積超過300 m2的特大跨度軟弱圍巖隧道臺階法施工的難題。

在下一步研究中，建議將本工法的錨索調(diào)整為長錨桿，即“以錨代撐”，分析其對特大跨度隧道施工的可行性、安全性及合適的圍巖地層適用范圍。

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