冉華，段興明，魏通，尹定鵬

(1.云南交投公路建設第一工程有限公司，昆明 650034；2.重慶交通大學土木工程學院，重慶 400074)

公路隧道豎井的開挖方式可以分成正井法和反井法，二者的區(qū)別在于是否開挖一定直徑的導井，同時兩者比選的前提條件是豎井下部的主隧道是否已經建成。正井法是從井口位置從上往下全斷面開挖，在井口位置設置井架和提升設備用于升降多層操作平臺供施工人員和儀器設備進出，同時進行出渣和排水。對于較深的豎井而言，正井法工期較長，排水不便，出渣效率低，儀器設備使用復雜繁瑣且工作量增加，成井較慢，施工期間安全性較差，存在安全隱患。反井法則利用已開挖好的導井出渣，施工及出渣效率高，儀器設備使用便利，對周邊環(huán)境影響較小，節(jié)約成本。在豎井反井法施工的整個過程中，出渣孔的穩(wěn)定性尤為重要，期間一旦發(fā)生出渣孔失穩(wěn)破壞、塌陷堵孔等問題，將會對整個豎井工程帶來較大影響，故針對豎井反井法的施工研究是很有必要的。

目前針對豎井反井法的研究成果有很多。趙順義等[1]結合杭州市紫之隧道工程土建第Ⅱ標段1#豎井與2#豎井工程，對豎井爆破開挖、支護施工等進行了優(yōu)化。孫臣生[2]依托山西省五臺山—盂縣高速公路藏山隧道豎井工程，通過對比正井法和反井法施工，得出反井法施工具有占地較少、環(huán)境影響較小的優(yōu)點。楊繼華等[3]研究了厄瓜多爾科卡科多辛克雷(Coca Codo Sinclair, CCS)水電站超深豎井工程，分析了反井法施工中存在的問題，分析成因，同時提出相應解決方案。程守業(yè)[4]以敦格鐵路當金山隧道豎井為例，對反井法進行改進，提出反井法施工中的導向孔偏斜控制措施。陳光明等[5]結合3座特長公路隧道斜井、豎井的施工方案比選，表明反井法施工能夠節(jié)約勞動力、經濟成本。于見水等[6]對反井鉆機偏斜機理進行分析，對類似的工程具有指導意義。苗棟等[7]對CCS水電站2#豎井坍塌事故進行分析，分析事故原因，并得出解決方案及相應的加固措施。李忠[8]以福州京臺高速公路牛巖山隧道豎井工程為例，發(fā)現(xiàn)反井法能夠避免常規(guī)降挖法和爬升機工法的不足，在保證施工安全的前提下提升工程效率和質量。王彬彬[9]以通省隧道2#通風深豎井為研究對象，對豎井反井法施工中的導向孔糾偏控制以及反井法反向擴孔和程序轉換進行了說明。王春玲[10]對反井鉆機法在豎井施工中的應用進行研究，對不良地質下的鉆孔施工情況下的解決措施進行了闡述。

以上研究分別是針對正井法和反井法的方案比選、反井法施工優(yōu)勢及優(yōu)化、反井法施工中存在的問題、導向孔糾偏控制以及豎井坍塌的解決措施，但是針對豎井出渣孔的孔徑選擇及其穩(wěn)定性研究較少，由于云南省墨江至臨滄高速公路泰和隧道豎井是深豎井，能否采用無支護的出渣孔及其孔徑的選取，設計和施工不能確定，因此有必要對泰和隧道豎井工程出渣孔孔徑選取及其穩(wěn)定性進行分析研究。

1 工程概況

云南省墨江至臨滄高速公路泰和隧道左幅和右幅正常運營工況采用全射流縱向通風方式，消防排煙工況采用豎井分段排煙方式，于隧道右線K203+408兩幅隧道正中間設置一座排煙豎井，豎井中心坐標(x=511 166.983 2，y=2 644 853.358 0)，設計內輪廓直徑5.0 m，設計深度279.55 m，豎井內徑5.0 m。

根據(jù)地勘報告提供的成果，將豎井圍巖劃分為Ⅴ1、Ⅳ3、Ⅳ2圍巖級別，豎井深0～20 m段為Ⅴ1級圍巖，占7%；豎井深20～50 m段為Ⅳ3級圍巖，占11%；豎井深50～279.55 m段為IV2級圍巖，占82%。

本豎井井身段采用鉆機反井正向擴挖法施工，先用天井鉆機在井位中心從上到下鉆導向孔，直達聯(lián)絡通道頂，待井下聯(lián)絡通道與豎井貫通后，在隧道中拆除鉆頭，換成擴孔刀頭，由下而上，擴成一定直徑的天井(出渣孔)與聯(lián)絡通道連通，最后再用鉆爆法從上往下擴挖到設計尺寸，炮渣直落井底，裝載機裝渣，自卸汽車運送至棄渣場棄渣。

豎井井架提升結構、人員設施上下吊桶分別如圖1、圖2所示。根據(jù)《泰和隧道工程工程地質勘察報告》提供的勘察實測數(shù)據(jù)和《公路隧道設計規(guī)范》(JTG 3370.1—2018)提供的相應參考值，并考慮到水、斷層和裂隙等不良地質情況做了相應折減到70%后進行綜合確定。計算參數(shù)如表1所示。

圖1 井架提升結構

圖2 人員設施上下吊桶

表1 巖土力學參數(shù)

2 豎井出渣孔孔徑大小及其穩(wěn)定性分析

隧道豎井出渣孔深長細直，其孔徑的選擇應當考慮多方面因素。結合圍巖地質情況以及工程實際需求，選定合理經濟的出渣孔孔徑十分必要。出渣孔直徑過大，雖然利于出渣，但是無支護出渣孔自身穩(wěn)定存在問題；出渣孔直徑過小，能夠使無支護出渣孔自身穩(wěn)定，但是出渣的效率會大大減小。針對出渣孔不同直徑進行分析研究，選取出渣孔直徑分別為1.0、1.2、1.4、1.6、1.8、2.0 m共計6種工況進行對比分析，如表2所示。

表2 不同直徑出渣孔分析工況

2.1 理論分析方法

對于完整、均勻、堅硬的巖體，在分析圍巖的應力和位移或者評定圍巖的穩(wěn)定性時，可以采用彈性力學的方法。對于成層的和節(jié)理發(fā)育的巖體，如果層理或節(jié)理等不連續(xù)面的間距與所研究的問題的尺寸相對較小時，則連續(xù)化假定和彈性力學的方法仍然適用。

塑性區(qū)圍巖徑向應力的計算公式為

(1)

塑性區(qū)圍巖切向應力的計算公式為

(2)

塑性區(qū)半徑的計算公式為

(3)

(4)

式中：μ為巖土體的泊松比；c、φ分別為巖土體的黏聚力、內摩擦角；r為任一點半徑；r0為圓洞半徑；γi為分層巖土體重度i=1,2,…,n；Hi為分層巖土體高度，i=1,2,…,n；P為水平應力，P=3 426.56 kN/m2；Pi為支護抗力，由于本計算是考慮無支護的出渣孔的圍巖壓力與變形的情況，故Pi=0。

進而式(1)～式(3)修改如下。

徑向應力的計算公式為

(5)

切向應力的計算公式為

(6)

塑性區(qū)半徑的計算公式為

(7)

塑性區(qū)域內的徑向位移的計算公式為

(8)

式(8)中：σz為初始應力場。

松動區(qū)是指塑性圈內圈應力低于初始應力的區(qū)域，松動區(qū)半徑的表達式為

(9)

經過理論分析計算，得出不同直徑下豎井圍巖徑向、切向應力隨著遠離中心點的變化情況，以及圍巖最大水平位移、塑性區(qū)半徑隨著不同直徑的變化情況。塑性區(qū)徑向應力隨r變化規(guī)律如圖3所示，塑性區(qū)切向應力隨r變化規(guī)律如圖4所示，水平位移隨r變化規(guī)律如圖5所示，塑性區(qū)半徑變化如圖6所示。

圖3 理論分析塑性區(qū)徑向應力隨半徑變化規(guī)律

圖4 理論分析塑性區(qū)切向應力隨半徑變化規(guī)律

圖5 理論分析水平位移隨半徑變化規(guī)律

圖6 理論分析塑性區(qū)半徑變化

徑向應力隨r變化規(guī)律如圖3所示，可以看出，不同孔徑下，半徑為1/2孔徑處的徑向應力為0，隨著所求點半徑的增大，徑向應力逐漸增大，當r達到塑性區(qū)半徑時，徑向正應力為1.196 MPa。

切向應力隨r變化規(guī)律如圖4所示，可以看出，不同孔徑下，半徑為1/2孔徑處的切向正應力為1.804 MPa，隨著所求點半徑的增大，切向應力逐漸增大，當r達到塑性區(qū)半徑時，切向正應力為5.696 MPa。

水平位移隨r變化規(guī)律如圖5所示，隨著出渣孔直徑的增大，圍巖最大水平位移增大；出渣孔直徑由1.0 m增加到2.0 m時，圍巖的最大水平位移相應的由3.437 mm增大到6.874 mm。

塑性區(qū)半徑隨出渣孔直徑變化規(guī)律如圖6所示，塑性區(qū)半徑隨著出渣孔直徑的增大而增大，出渣孔直徑由1.0 m增加到2.0 m時，塑性區(qū)半徑相應的由0.75 m增大到1.5 m。

2.2 數(shù)值分析方法-平面軸對稱模型

利用大型有限元軟件ANSYS建立有限元數(shù)值模型進行模擬分析時，均采用PLANE42單元，模擬時設置為軸對稱單元。模型計算范圍為長×高=130 m×279 m，左側豎井開挖單元總寬度為出渣孔的半徑。荷載僅考慮自重；巖土層采用彈塑性材料，本構模型采用服從D-P準則的彈塑性模型；假定巖層為水平分層，根據(jù)地質圖，各巖層的厚度根據(jù)不利原則取不利巖層的最大厚度；有限元分析過程中的巖土體全部為均質連續(xù)體，忽略實際巖體中的節(jié)理裂隙問題；X軸方向的兩側邊界約束X方向位移，底部邊界約束Y方向位移，上部邊界為自由面。有限元計算模型中劃分的單元網格數(shù)量為9 782。模型具體物理參數(shù)取值如表1所示。最終網格劃分如圖7、圖8所示。

圖7 有限元網格模型

圖8 有限元網格模型巖層

2.3 數(shù)值模擬結果分析

由于篇幅所限，僅給出直徑1.4 m出渣孔情況下的數(shù)值分析結果。

2.3.1 出渣孔圍巖應力結果分析

直徑1.4 m出渣孔工況下的圍巖第一主應力如圖9、圖10所示，圍巖第三主應力如圖11、圖12所示，圍巖塑性區(qū)如圖13所示。不同工況下數(shù)值分析塑性區(qū)半徑變化如圖14所示，第三主應力隨r變化規(guī)律如圖15所示。

圖9 圍巖第一主應力

圖10 圍巖第一主應力二維軸對稱擴展圖

圖11 圍巖第三主應力

圖12 圍巖第三主應力二維軸對稱擴展圖

圖13 圍巖塑性區(qū)

圖14 數(shù)值模擬塑性區(qū)半徑變化

圖15 數(shù)值模擬第三主應力隨半徑變化規(guī)律

由以上數(shù)值模擬分析可知：①數(shù)值模擬分析塑性區(qū)半徑隨出渣孔直徑變化規(guī)律如圖14所示，塑性區(qū)半徑隨著出渣孔直徑的增大而增大，出渣孔直徑由1.0 m增加到2.0 m時，塑性區(qū)半徑相應的由1.168 m增大到1.997 m；②數(shù)值模擬分析第三主應力隨r變化規(guī)律如圖15所示，可以看出，隨著所求點半徑的增大，徑向應力逐漸增大，當r達到塑性區(qū)半徑時，第三主應力絕對值為6.390 MPa。

2.3.2 出渣孔圍巖變形結果分析

直徑1.4 m出渣孔工況下的圍巖豎向位移如圖16、圖17所示，圍巖水平位移如圖18、圖19所示。不同工況下數(shù)值分析水平位移隨r變化規(guī)律如圖20所示。

圖16 圍巖豎向位移

圖17 圍巖豎向位移二維軸對稱擴展圖

圖18 圍巖水平位移

圖19 圍巖水平位移二維軸對稱擴展圖

圖20 數(shù)值模擬水平位移隨半徑變化規(guī)律

由數(shù)值模擬分析圍巖變形結果可見：①不同工況數(shù)值模擬分析水平位移隨r變化規(guī)律如圖21所示，隨著出渣孔直徑的增大，圍巖最大水平位移增大；出渣孔直徑由1.0 m增加到2.0 m時，圍巖的最大水平位移相應的由3.987 mm增大到7.474 mm；②在直徑1.4 m出渣孔開挖過程中，由于荷載釋放效應，圍巖向豎井內部變形，導致周邊圍巖發(fā)生輕微的變形；③出渣孔直徑1.4 m，周邊圍巖累計最大水平位移量為5.412 mm，累計最大豎向位移量為0.631 mm，并未超過允許值，風險可控；④在開挖直徑1.4 m出渣孔施工過程中，圍巖變形可控，圍巖穩(wěn)定。

2.4 理論分析與數(shù)值模擬對比分析

將理論分析與數(shù)值模擬結果進行對比分析，如表3所示。

表3 理論分析與數(shù)值模擬結果對比

結合以上分析，考慮到隨著出渣孔直徑的增大，塑性區(qū)半徑以及最大水平位移均增大，出渣孔的安全孔徑不應大于1.4 m，當超過該孔徑時，圍巖的最大水平位移以及塑性區(qū)較大，不能保證出渣孔的穩(wěn)定性；同時結合工程實際，出渣孔的直徑不宜太小，否則會影響豎井施工過程中的出渣效率，綜合考慮之后，選擇出渣孔直徑為1.4 m是合理的。

通過理論分析計算與有限元數(shù)值模擬結果對比分析，從圍巖水平位移以及塑性區(qū)半徑比較可知，表明泰和隧道豎井可采用直徑1.4 m的出渣孔，且出渣孔整體穩(wěn)定。

3 現(xiàn)場觀察狀況

根據(jù)現(xiàn)場實際觀察狀況，泰和隧道豎井直徑1.4 m出渣孔未發(fā)生大變形，出渣孔成孔較好，在整個施工的過程當中沒有出現(xiàn)失穩(wěn)破壞、塌陷堵孔等問題，出渣孔整體穩(wěn)定，保證了豎井的順利施工。表明理論公式和有限元數(shù)值計算是基本準確的，能夠指導設計和施工。出渣孔底部如圖21所示。

圖21 出渣孔底部

4 結論

(1)經過理論分析，泰和隧道豎井直徑1.4 m出渣孔的圍巖應力、位移數(shù)值上均處于可控范圍之內，豎井出渣孔整體穩(wěn)定；

(2)經過有限元數(shù)值計算分析，隧道豎井直徑1.4 m出渣孔整體穩(wěn)定，可不對出渣孔進行加固。

(3)結合現(xiàn)場實際觀察，隧道豎井出渣孔變形較小，未出現(xiàn)失穩(wěn)破壞。