陳 培,馬旭強(qiáng),龍 杰,李占彪,黃書嶺
(1.云南省滇中引水工程有限公司,昆明 650000; 2.長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,武漢 430010)
斷層破碎帶受強(qiáng)烈的構(gòu)造作用,其賦存的巖體破碎松散。當(dāng)隧洞穿越斷層破碎帶時(shí),掌子面由于自穩(wěn)能力差,在開挖之后一般很快發(fā)生坍塌,易造成人員傷亡和嚴(yán)重經(jīng)濟(jì)損失。通過管棚超前加固掌子面巖體是提高掌子面穩(wěn)定性、防止其坍塌失穩(wěn)的一項(xiàng)常用措施[1]。合理設(shè)計(jì)管棚支護(hù)參數(shù),對(duì)于保證隧洞掌子面穩(wěn)定有著重要意義。
管棚參數(shù)設(shè)計(jì)方法主要分為理論分析、數(shù)值模擬兩類。在理論分析方法上,一般采用梁模型分析管棚的力學(xué)行為。李建軍等[2]通過太沙基公式計(jì)算管棚的荷載,并采用均布荷載的簡支梁計(jì)算洞內(nèi)管棚的彎矩,進(jìn)而確定管棚參數(shù)。賈宏宇[3]提出管棚按位置和約束條件不同,可分為洞口管棚、洞內(nèi)管棚,認(rèn)為洞口管棚一端懸空可按懸臂梁考慮,而洞內(nèi)管棚可簡化為簡支梁。除了常見的固支、鉸支等約束條件,有的還采用了彈性地基梁模型如Winkler地基梁或Pasternak地基梁[4-7],以考慮掌子面巖體對(duì)管棚的彈性支撐。不過該類方法計(jì)算過程復(fù)雜,通常不夠簡便。另外,斷層破碎帶的巖體較為軟弱,掌子面的支撐作用相當(dāng)有限,這一點(diǎn)無法通過彈性地基梁模型考慮。相比基于管棚超前支護(hù)下隧洞的數(shù)值模擬[8-11],可以直觀地看到管棚受力變形、圍巖塑性區(qū)和位移等計(jì)算結(jié)果。但是,采用數(shù)值模擬進(jìn)行管棚設(shè)計(jì)一般是針對(duì)某個(gè)具體隧洞工程,而地質(zhì)條件復(fù)雜多變,對(duì)其他工程適用性可能較低,需要重新建模分析。另外,目前常對(duì)淺埋隧洞[9]和洞口[10-11]位置的管棚進(jìn)行數(shù)值模擬,對(duì)斷層破碎帶隧洞管棚的研究并不多見。
本文擬建立一種管棚參數(shù)設(shè)計(jì)的理論方法,相比數(shù)值模擬具有計(jì)算簡便的優(yōu)勢,同時(shí)相比既有的理論方法做出以下改進(jìn),采用兩端固支梁模型以接近洞內(nèi)管棚端部實(shí)際約束情況,并考慮斷層破碎帶巖體對(duì)管棚的多方面影響,如在洞頂對(duì)管棚的松動(dòng)壓力、在管棚之間成拱、在掌子面前方對(duì)管棚的有限支撐等,使本文方法可適用于斷層破碎帶隧洞管棚的設(shè)計(jì)。
管棚應(yīng)當(dāng)穿過掌子面滑動(dòng)區(qū),將端部置于穩(wěn)定區(qū)。否則,管棚可能隨掌子面巖體一起失穩(wěn)。將管棚長度分為3段,如圖1所示。管棚第一段位于已開挖洞段,由若干個(gè)開挖進(jìn)尺所組成。管棚第二段和第三段均位于掌子面前方未開挖巖體。其中,管棚第二段是在掌子面滑動(dòng)區(qū),管棚第三段是在掌子面滑動(dòng)區(qū)以外的穩(wěn)定區(qū)域。管棚長度的表達(dá)式為
圖1 管棚分段示意圖Fig.1 Sections of pipe roof support
L=nL1+L2+L3。
(1)
式中:L為管棚長度(m);L1為開挖進(jìn)尺管棚段長(m);n為開挖進(jìn)尺個(gè)數(shù);L2為管棚在掌子面滑動(dòng)區(qū)段長(m);L3為管棚在掌子面穩(wěn)定區(qū)段長(m)。
考慮到管棚在已開挖段的一端被拱架和巖體所夾持,另一端固定于掌子面穩(wěn)定巖體,因此采用兩端固支的梁進(jìn)行簡化分析。發(fā)生彎曲變形的有效長度為L1+L2。根據(jù)材料力學(xué)中的兩端固支梁模型,管棚的最大彎矩為
(2)
式中:Mmax為管棚最大彎矩(N·m);q為管棚荷載(N/m)。
管棚的最大撓度為
(3)
式中:ωmax為管棚最大撓度(m);EI為管棚的抗彎剛度(N·m2)。
其中,EI=EsIs+EcIc,Es、Ec分別為鋼管和管內(nèi)水泥的彈性模量(Pa),Is、Ic分別是鋼管和管內(nèi)水泥的截面慣性距(m4)。
管棚兩端的支撐力為
(4)
隧洞的圍巖壓力分為松動(dòng)壓力、形變壓力等類型[12]。研究者對(duì)于松散介質(zhì)如黃土[13]、堆積物[14]中隧道,主要考慮松動(dòng)壓力。
本文斷層破碎帶隧洞的圍巖壓力也是考慮松動(dòng)壓力,采取太沙基理論進(jìn)行計(jì)算,其公式為
(5)
其中,
(6)
式中:Pv為隧洞頂部松動(dòng)壓力(Pa);a為隧洞一半寬度(m);h為隧洞上臺(tái)階高度(m);a1為計(jì)算寬度(m);λ為側(cè)壓力系數(shù);H為隧洞埋深(m);γ為巖體平均重度(N/m3);c為巖體的黏聚力(Pa);φ為巖體的內(nèi)摩擦角(°)。
另外,當(dāng)黏聚力c取值偏大時(shí),松動(dòng)壓力Pv的計(jì)算結(jié)果可能為負(fù)值[15],但是斷層破碎帶巖體較為軟弱,一般不存在此問題。
隧洞頂部松散圍巖在單個(gè)管棚上形成的荷載為
q=Pvl0。
(7)
式中l(wèi)0為管棚環(huán)向間距(m)。
通過分析隧洞巖體發(fā)生剪切或壓縮破壞以及管棚彎曲破壞的條件,提出一系列管棚支護(hù)參數(shù)的設(shè)計(jì)方法,包括掌子面滑動(dòng)區(qū)管棚段長、環(huán)向間距、開挖進(jìn)尺管棚段長、掌子面穩(wěn)定區(qū)管棚段長。另外,該方法也適用于超前小導(dǎo)管的支護(hù)參數(shù)設(shè)計(jì)。
2.2.1 掌子面滑動(dòng)區(qū)管棚段長
基于摩爾-庫倫準(zhǔn)則,可確定掌子面潛在滑動(dòng)面的角度,如圖1所示。破碎帶隧洞通常分層開挖,結(jié)合上臺(tái)階高度,得到掌子面滑動(dòng)區(qū)管棚段長為
(8)
由式(8)可知,當(dāng)開挖高度越小,同時(shí)巖體內(nèi)摩擦角越大,則掌子面滑動(dòng)區(qū)的范圍越小,管棚該段長度越??;反之,則掌子面滑動(dòng)區(qū)范圍越大,管棚該段長度越大。
2.2.2 環(huán)向間距
由式(7)可知,管棚環(huán)向間距越大,則單個(gè)管棚分擔(dān)的荷載越大,管棚內(nèi)彎矩也將越大。由于管棚內(nèi)注水泥漿,為鋼管和水泥的組合結(jié)構(gòu),根據(jù)規(guī)范[16],按式(9)計(jì)算受彎承載力。
Mu=γmWscfsc。
(9)
其中:
(10)
fsc=(1.212+Bθ+Cθ2)fc;
(11)
(12)
B=0.176f/213+0.974 ;
(13)
C=-0.104fc/14.4+0.031 。
(14)
式中:Mu為受彎承載力設(shè)計(jì)值(N·m);γm為塑性發(fā)展系數(shù),取1.2;Wsc為截面模量(m3);fsc為管棚抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值(Pa);d為管徑(m);θ為套箍系數(shù);As、Ac分別是鋼管、管內(nèi)水泥的面積(m2);f為鋼材的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值(Pa);fc為水泥的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值(Pa);B、C為截面形狀對(duì)套管效應(yīng)的影響系數(shù)。
通過式(2)和式(7)計(jì)算的管棚彎矩應(yīng)不超過受彎承載力設(shè)計(jì)值,即
(15)
由于開挖進(jìn)尺可調(diào),而斷層破碎帶隧洞掌子面滑動(dòng)區(qū)較難避免,上式左側(cè)L1暫取0,L2按式(8)計(jì)算,得到為防止彎曲破壞環(huán)向間距應(yīng)滿足的條件為
(16)
另外,當(dāng)管棚的環(huán)向間距足夠小,其間松散的巖土體會(huì)形成微拱[17-18],如圖2所示。土拱效應(yīng)可以防止管棚之間松散巖土體的掉落。
圖2 管棚之間土拱示意圖Fig.2 Soil arch between two pipe roof supports
根據(jù)文獻(xiàn)[17]和文獻(xiàn)[18],土拱具有如下幾何特征,即
(17)
其中:
(18)
式中:θ為拱軸線與管棚所在平面的夾角(°);h0為土拱高度(m);l0為管棚中心間距(m);l0-d為土拱跨度(m),接近管棚凈間距。
目前一般通過分析土拱內(nèi)的應(yīng)力,判斷一定高度和跨度下土拱的穩(wěn)定性[17-18],其計(jì)算公式較為復(fù)雜。本文從限制塌落高度的角度,提出計(jì)算土拱跨度也即管棚間距的簡便方法。土拱高度越大,后期需要充填越多的混凝土材料,故應(yīng)限制土拱高度,如h0<5 cm。將式(17)和式(18)代入,得到環(huán)向間距的范圍為
(19)
由式(19)可知,巖體內(nèi)摩擦角越大,管棚環(huán)向間距的上限將越大。對(duì)于破碎帶這類較差的巖體,管棚環(huán)向間距應(yīng)取小值。
另外,根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn),管棚間距一般不超過管徑的5倍,并且管棚緊密接觸時(shí)中心間距等于管徑,因此有
d (20) 最終,管棚環(huán)向間距需要滿足式(16)、式(19)和式(20)。 2.2.3 開挖進(jìn)尺管棚段長 由式(2)可知,開挖進(jìn)尺管棚段長L1越大,管棚彎矩將越大,故應(yīng)限制此段管棚的長度。由式(15)變化得到開挖進(jìn)尺管棚段長的范圍為 (21) 式(21)反映,當(dāng)管棚外徑和壁厚越大、材料強(qiáng)度越高,管棚受彎承載力越高,則管棚在開挖進(jìn)尺段長度可放寬。另外,當(dāng)巖體條件較差,松動(dòng)壓力較大,開挖進(jìn)尺適當(dāng)減小,此段管棚長度也隨之減小。 2.2.4 掌子面穩(wěn)定區(qū)管棚段長 分析管棚對(duì)力的傳遞過程如下。管棚匯集隧洞頂部松動(dòng)壓力,然后傳給兩端,分別是一端的拱架、另一端的掌子面穩(wěn)定巖體。式(4)計(jì)算了管棚端部的集中力F,其作用范圍取決于管棚在掌子面穩(wěn)定區(qū)的段長L3和管徑d,如圖3所示。 圖3 管棚使掌子面穩(wěn)定巖體受壓的分析Fig.3 Analysis of load on the stable rock of tunnel face caused by a pipe roof support 管棚對(duì)掌子面穩(wěn)定巖體的壓力應(yīng)當(dāng)不超過巖體抗壓強(qiáng)度[19],則有 σ=F/(dL3)<σcm/K。 (22) 其中, σcm=(2ccosφ)/(1-sinφ) 。 (23) 式中:σcm為巖體抗壓強(qiáng)度;K為安全系數(shù),取2.0。 結(jié)合式(4)、式(7)和式(22),得到掌子面穩(wěn)定區(qū)管棚段長為 L3>[KPvl0(L1+L2)]/(2dσcm) 。 (24) 以往通?;趶椥缘鼗耗P涂紤]掌子面巖體對(duì)管棚的支撐,采用的是地基反力系數(shù)這類變形參數(shù)。本文鑒于斷層破碎帶的巖體較為軟弱,從強(qiáng)度角度確定了管棚受掌子面穩(wěn)定巖體支撐力的最大值。由式(24)可知,當(dāng)巖體強(qiáng)度較低,掌子面穩(wěn)定區(qū)管棚段長應(yīng)當(dāng)增大;另外,當(dāng)洞頂松動(dòng)壓力越大,在開挖進(jìn)尺和掌子面滑動(dòng)區(qū)范圍內(nèi)的管棚長度越大,也將導(dǎo)致掌子面穩(wěn)定區(qū)管棚段長增大。 式(24)是洞內(nèi)管棚簡化為兩端固支梁的必要條件。若該式未成立,則意味管棚在掌子面一端失去支撐,而成為懸臂梁。 另外,L2與L3最小值之和為管棚最小搭接長度。當(dāng)管棚在掌子面內(nèi)長度達(dá)到此值,繼續(xù)開挖將會(huì)導(dǎo)致管棚失效和掌子面失穩(wěn),所以應(yīng)在開挖前施作下一排管棚,前后兩排管棚在此段搭接。 綜上,本節(jié)得到了以巖體或管棚的強(qiáng)度參數(shù)表示的管棚支護(hù)參數(shù)。管棚支護(hù)參數(shù)可按文中順序依次確定。 以下介紹本文管棚設(shè)計(jì)方法在某穿越斷層破碎帶隧洞的應(yīng)用情況。 滇中引水工程香爐山隧洞5#施工支洞為斜井型式,平均坡度為24.71°,斷面為城門洞形,凈斷面高×寬為6.0 m×6.5 m,開挖斷面高×寬為7.9 m×8.4 m,分上下兩層臺(tái)階開挖,上臺(tái)階高度3.66 m。目前5#支洞開挖長度已達(dá)500多米,埋深達(dá)220 m。地應(yīng)力測試發(fā)現(xiàn),隧洞側(cè)向水平應(yīng)力與自重應(yīng)力基本相等,為中等應(yīng)力水平。 5#支洞大部分處于石灰窯斷裂帶及其影響帶。主斷帶寬度約130 m,巖性為玄武巖,受構(gòu)造影響,巖體破碎。影響帶為碎裂巖、角礫巖夾碎粉巖、碎粒巖,膠結(jié)較差,巖質(zhì)疏松,較破碎。圍巖為Ⅴ類,巖體黏聚力c為120 kPa,內(nèi)摩擦角φ為26°,巖體抗壓強(qiáng)度σcm為384 kPa,破碎帶巖體重度γ為21.56 kN/m3。 5#支洞前期采取的超前支護(hù)措施是超前注漿小導(dǎo)管,在初期取得了一定效果,但是隨著隧洞開挖深度增大,掌子面失穩(wěn)的次數(shù)逐漸增多,并伴隨小導(dǎo)管失效,如圖4所示。 圖4 香爐山隧洞5#支洞前期掌子面失穩(wěn)和超前 小導(dǎo)管失效Fig.4 Face instability and failure of advanced small duct in the 5th construction adit of the Xianglushan tunnel 超前注漿小導(dǎo)管采用了長度3 m、管徑42 mm、壁厚3.5 mm的熱軋無縫鋼管,間距0.2 m,排距1.5 m,注漿壓力0.5~1.0 MPa。 采用本文方法分析超前小導(dǎo)管參數(shù)是否合適。以當(dāng)前掌子面樁號(hào)K0+529為例,其深度H=220 m。其他參數(shù)是隧洞一半寬度a=4.2 m、上臺(tái)階高度h=3.66 m、側(cè)壓力系數(shù)λ=1、破碎帶巖體的黏聚力c=120 kPa和內(nèi)摩擦角φ=26°、重度γ=21.56 kN/m3。未考慮小導(dǎo)管注漿對(duì)巖體強(qiáng)度的改善。將以上數(shù)值代入式(5)和式(6),計(jì)算頂部松動(dòng)壓力Pv=40.7 kPa。由式(8)計(jì)算得,掌子面滑動(dòng)區(qū)小導(dǎo)管段長L2=2.287 m。按小導(dǎo)管規(guī)格計(jì)算鋼管的截面積As=423 mm2,管內(nèi)水泥的截面積Ac=962 mm2。鋼材和水泥的抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值分別是f=215 MPa、fc=20 MPa。由式(9)—式(14),小導(dǎo)管的受彎承載力Mu=720 N·m。已知Pv、L2和Mu,由式(16)得到環(huán)向間距l(xiāng)0<0.041 m。另外,由式(19)計(jì)算l0<0.362 m,由式(20)計(jì)算0.042 m 小導(dǎo)管的管徑小,受彎承載力有限,難以承受斷層破碎帶帶巖體產(chǎn)生的荷載。因此,增加管徑更大的超前管棚。管棚采取管徑108 mm、壁厚6 mm的鋼管,其他參數(shù)按本文方法進(jìn)行設(shè)計(jì)。 仍以5#支洞K0+529樁號(hào)掌子面為例,頂部松動(dòng)壓力Pv=40.7 kPa。由式(8)計(jì)算,掌子面滑動(dòng)區(qū)管棚段長L2=2.287 m。按管棚規(guī)格,鋼管的截面積As=1 923 mm2,管內(nèi)水泥的截面積Ac=7 238 mm2。由式(9)—式(14),得到管棚的受彎承載力為10 610 N·m。由式(16)計(jì)算管棚環(huán)向間距l(xiāng)0<0.598 m。另外,由式(19)計(jì)算l0<0.428 m,由式(20)計(jì)算0.108 m 根據(jù)以上設(shè)計(jì),在K0+529樁號(hào)實(shí)際采用如下的管棚參數(shù)。管徑108 mm,壁厚6 mm,環(huán)向間距0.4 m,開挖進(jìn)尺管棚段長0.5 m,最小搭接長度4.0 m。另外,管棚總長度可以靈活調(diào)整,現(xiàn)場發(fā)現(xiàn)當(dāng)孔深在20 m以上,掃孔工作量將大大增加,因此管棚總長度取20 m。在樁號(hào)K0+529附近拍攝的管棚照片見圖5。另外,初期支護(hù)參數(shù)不變,如I25a鋼拱架間距0.5~1.0 m。 圖5 香爐山隧洞5#支洞樁號(hào)K0+529附近管棚Fig.5 Pipe roof support around K0+529 in the 5th construction adit of the Xianglushan tunnel 5#支洞已在K0+513和K0+529樁號(hào)安裝了兩排管棚。K0+503樁號(hào)位于無管棚洞段,K0+536樁號(hào)位于有管棚洞段,其收斂變形對(duì)比見圖6。 圖6 香爐山隧洞5#支洞有無管棚洞段收斂變形對(duì)比Fig.6 Comparison of convergence deformations with or without pipe roof support in the 5th construction adit of the Xianglushan tunnel 無管棚洞段的收斂變形較大,最終拱頂沉降在50 mm左右,而有管棚洞段的收斂變形較小,最終拱頂沉降減小至2 mm左右,顯示管棚的支護(hù)效果顯著。 另外,計(jì)算管棚變形如下。鋼管和水泥的彈性模量Es=200 GPa、Ec=20 GPa,計(jì)算管棚抗彎剛度EI=585 kN·m2。代入式(3)和式(7),計(jì)算管棚最大撓度為4.4 mm。管棚撓度計(jì)算結(jié)果與有管棚洞段拱頂沉降的測量值相近。 隧洞在斷層破碎帶施工過程容易發(fā)生掌子面失穩(wěn)問題,需要采取管棚超前支護(hù)。本文采用兩端固支梁模型分析洞內(nèi)管棚的力學(xué)行為,并根據(jù)巖體和管棚的破壞條件,建立了斷層破碎帶隧洞管棚支護(hù)參數(shù)的設(shè)計(jì)方法。 該方法計(jì)算簡便,并充分考慮了破碎帶巖體的特性,如在管棚上形成松動(dòng)壓力、掌子面分為滑動(dòng)區(qū)和穩(wěn)定區(qū)且后者對(duì)管棚的支撐力有限、以及松散巖體從管棚之間掉落等,因此對(duì)斷層破碎帶隧洞有較強(qiáng)的適用性。在現(xiàn)場應(yīng)用方面,運(yùn)用該方法分析了滇中引水工程香爐山隧洞5#施工支洞前期超前小導(dǎo)管支護(hù)偏弱,進(jìn)行了管棚設(shè)計(jì),取得了良好效果。 本文案例中隧洞目前只施工兩排管排,針對(duì)管棚的現(xiàn)場測試還未充分開展,下一步擬利用剩余洞段施作管棚的條件,測量管棚應(yīng)變、壓力等數(shù)據(jù),完善管棚支護(hù)參數(shù)效果分析。3 案例分析
3.1 隧洞工程地質(zhì)條件
3.2 前期小導(dǎo)管參數(shù)適宜性評(píng)價(jià)
3.3 管棚支護(hù)參數(shù)設(shè)計(jì)
3.4 應(yīng)用效果
4 結(jié) 論