丁銀劍

(新疆水利水電勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，烏魯木齊 830000)

新疆某長(zhǎng)距離引水工程線路總長(zhǎng)392.3 km，主要建筑物包括攔河引水樞紐1座、輸水隧洞2座(KS隧洞、SS隧洞)、泵站1座、分水閘1座、調(diào)節(jié)水庫(kù)1座、壓力管線(埋涵)及閥井等附屬建筑物。工程規(guī)模為大(Ⅰ)型，SS隧洞建筑物級(jí)別為2級(jí)。

1 隧洞技術(shù)方案選擇

SS隧洞全長(zhǎng)92.15 km，洞身段上覆巖體平均厚度為158 m，最大厚度為295 m，為無(wú)壓輸水隧洞。SS隧洞的主要施工方法為開敞式TBM開挖、盾構(gòu)機(jī)開挖及鉆爆法或機(jī)械開挖。

SS隧洞樁號(hào)SD22+878.160 m～SD24+365 m段為TBM通過(guò)洞，平底馬蹄型斷面，鉆爆法開挖。該段巖性為下石炭統(tǒng)凝灰質(zhì)砂巖、泥質(zhì)粉砂巖，多呈厚層～巨厚層狀，為中硬～堅(jiān)硬巖。該段巖層產(chǎn)狀為290°～310°NE∠75°～85°，與洞軸線夾角約30°。樁號(hào)SD23+800 m附近發(fā)育一條規(guī)模相對(duì)較大的f91斷層，斷層產(chǎn)狀295°～300°NE∠60°～70°，與洞軸線夾角31°，破碎帶寬度50 m，以碎裂巖和斷層角礫巖為主，局部為糜棱巖。樁號(hào)SD23+800 m斷面埋深260 m，地下水高度200 m，為ZB-TGD-Ⅴ斷面，開挖尺寸為R1=3.55 m，R2=6.50 m。支護(hù)參數(shù)見表1，具體斷面見圖1。

2 計(jì)算網(wǎng)格模型及材料參數(shù)

本隧洞三維有限元網(wǎng)格模型見圖2。

ZB-TGD-Ⅴ隧洞的三維有限元力學(xué)參數(shù)值見表2。巖體采用彈塑性本構(gòu)模型，屈服準(zhǔn)則為MHOR-COULOMB準(zhǔn)則[1]。

表1 一次支護(hù)參數(shù)

圖1 ZB-TGD-Ⅴ隧洞支護(hù)剖面圖

圖2 ZB-TGD-Ⅴ隧洞細(xì)部模型

表2 鉆爆法開挖TBM通過(guò)洞的力學(xué)計(jì)算參數(shù)

3 施工期支護(hù)敏感性分析方案

鉆爆法開挖TBM通過(guò)洞的計(jì)算模擬方案及荷載：

1) STEP1：初始地應(yīng)力場(chǎng)，由巖體自重產(chǎn)生，側(cè)壓力系數(shù)0.9。

2) STEP2：開挖進(jìn)尺1.8 m。

3) STEP3至STEP22：每步開挖進(jìn)尺1.8 m，開挖的同時(shí)施作隧洞縱向1.8 m范圍內(nèi)的鋼拱架、錨桿、噴混凝土。

4) STEP23-1：施加二次襯砌，回填灌漿工況，二次襯砌拱頂施加灌漿壓力0.25 MPa。

5) STEP23-2：運(yùn)行期(有外水、無(wú)內(nèi)水工況)，外水壓力等荷載：地下水埋深200 m，參考地質(zhì)資料參數(shù)的建議，外水折減系數(shù)取0.15，則外水壓力水頭30 m，即0.3 MPa。

6) STEP24：運(yùn)行期(內(nèi)水、外水均施加工況)，二襯內(nèi)水壓力：二襯內(nèi)凈高6.15 m，過(guò)水高度按0.8凈高，即0.049 MPa。

計(jì)算成果分析發(fā)現(xiàn)，若按現(xiàn)有的支護(hù)措施，則初期支護(hù)壓應(yīng)力和錨桿拉應(yīng)力過(guò)大[2]，因此又設(shè)定了一種優(yōu)化方案L2作為比較，見表3中的說(shuō)明。方案L2在隧洞底部增設(shè)鋼拱架，采取圍巖超前加固措施，考慮支護(hù)延遲1.8 m。其中，注漿加固部位的巖體變形模量增加7 GPa，內(nèi)聚力C值增加至1 MPa，摩擦角增加至40°，該取值參考了南水北調(diào)中線工程北京段暗挖隧洞專題研究的經(jīng)驗(yàn)。

表3 f91斷層V類圍巖隧洞模擬方案

4 支護(hù)方案比較

4.1 方案L1

開挖邊界向洞內(nèi)變形見圖3。洞頂向下位移51.0 mm，邊墻中部向內(nèi)位移94.3 mm；因洞底在施工期無(wú)支護(hù)，洞底回彈量相對(duì)較大，達(dá)到308.2 mm，在實(shí)際施工中洞底土體的部分回彈變形極有可能因開挖清除而得不到顯示。

圖3 方案L1圍巖位移矢量(m)

噴混凝土多數(shù)部位處在受壓力狀態(tài)，其中噴混凝土拱頂為環(huán)向受壓，邊墻上下部垂直向受壓；但邊墻中部?jī)?nèi)緣局部有拉應(yīng)力出現(xiàn)，拉應(yīng)力大處有局部拉裂的可能[3]?；炷恋睦瓑簯?yīng)力均較大，超過(guò)混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。噴混凝土應(yīng)力見圖4-圖6。

代表性斷面鋼拱架截面最大MISES應(yīng)力的包絡(luò)見圖7。拱頂MISES應(yīng)力相對(duì)較大，最大MISES應(yīng)力為287 MPa，小于鋼材的屈服強(qiáng)度345 MPa。

圖4 方案L1代表性斷面噴混凝土應(yīng)力矢量(Pa)

圖5 方案L1噴混凝土第一主應(yīng)力(σ拉 /Pa)

圖6 方案L1噴混凝土第三主應(yīng)力(σ壓 /Pa)

圖7 方案L1鋼拱架MISES應(yīng)力(Pa)

代表性斷面錨桿拉應(yīng)力情況見圖8。邊墻錨桿的拉應(yīng)力遠(yuǎn)大于拱頂?shù)模耸芰σ?guī)律與隧洞斷面形式有關(guān)：圓拱外部形成壓力拱、圍巖呈壓緊狀態(tài)，邊墻在地應(yīng)力作用下內(nèi)鼓[4]。圓拱部位的錨桿拉應(yīng)力基本小于錨桿抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值360 MPa，邊墻部位的錨桿拉應(yīng)力遠(yuǎn)超過(guò)錨桿抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

4.2 方案L2

采用隧洞底部增設(shè)鋼拱架，超前加固措施，并延遲1.8 m支護(hù)，噴混凝土支護(hù)壓應(yīng)力比方案L1減少20%，見圖9。鋼拱架截面最大MISES應(yīng)力259 MPa，小于鋼材屈服強(qiáng)度，見圖10。錨桿拉應(yīng)力比方案L1減少30%，截面拉應(yīng)力超過(guò)300 MPa的錨桿數(shù)量比L1減少，這些錨桿位于隧洞邊墻下部，見圖11。

圖8 方案L1代表性斷面錨桿軸向應(yīng)力S11(Pa)

圖9 方案L2噴混凝土主壓應(yīng)力(Pa)

圖10 方案L2鋼拱架MISES應(yīng)力(Pa)

圖11 方案L2錨桿軸向應(yīng)力S11(Pa)

由方案L2的分析可知，超前加固圍巖及適當(dāng)?shù)匮舆t支護(hù)，支護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)力降低比較明顯，但同時(shí)發(fā)現(xiàn)混凝土壓應(yīng)力仍然較大、超過(guò)25 MPa的范圍仍然多。因此建議考慮在采取超前加固圍巖的基礎(chǔ)上，再適當(dāng)?shù)难舆t混凝土噴護(hù)，以將圍巖應(yīng)力再多釋放一些[5]。錨桿和圍巖之間的變形，會(huì)存在一定的自適應(yīng)調(diào)整，錨桿應(yīng)力會(huì)有所減小，因此建議考慮錨桿及時(shí)跟進(jìn)[6]。

5 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)穿越f91斷層的鉆爆法開挖TBM通過(guò)洞的多支護(hù)方案成果對(duì)比之后，結(jié)論如下：

1) 當(dāng)前洞段在既有開挖支護(hù)方案和巖體力學(xué)參數(shù)下，噴混凝土支護(hù)呈環(huán)向受壓狀態(tài)，但壓應(yīng)力過(guò)大，超出設(shè)計(jì)強(qiáng)度。邊墻處錨桿拉應(yīng)力過(guò)大，超過(guò)設(shè)計(jì)強(qiáng)度。鋼拱架應(yīng)力滿足強(qiáng)度要求。

2) 在底部施加鋼拱架，增加隧洞水平向的支撐作用，因此大幅度降低了邊墻錨桿的拉應(yīng)力[7]。但是噴混凝土的壓應(yīng)力仍然很高，可考慮采取超前加固圍巖的措施來(lái)緩解這種狀況。底部鋼拱架由于承擔(dān)過(guò)多的橫向壓力而造成應(yīng)力過(guò)大，可考慮在洞底噴射混凝土，以分擔(dān)底部鋼拱架的承載。采用超前加固圍巖并延遲支護(hù)后，支護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)力降低比較明顯，但同時(shí)發(fā)現(xiàn)混凝土壓應(yīng)力仍然較大，因此建議考慮在采取超前加固圍巖的基礎(chǔ)上，再適當(dāng)延遲混凝土噴護(hù)，以將圍巖應(yīng)力再多釋放一些。錨桿和圍巖之間的變形，會(huì)存在一定的自適應(yīng)調(diào)整，錨桿應(yīng)力會(huì)有所減小，因此建議考慮錨桿及時(shí)跟進(jìn)。

依據(jù)數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，綜合比較分析后采用底部施加鋼拱架、超前加固及延遲噴護(hù)混凝土的支護(hù)設(shè)計(jì)方案。該支護(hù)方案在實(shí)際施工中達(dá)到良好的效果，對(duì)類似工程的隧洞穿越斷層破碎帶的支護(hù)措施具有一定的參考價(jià)值。