何曉林,黃 震,蘇賜從,周陶藝,王俊強

(1.中國建筑第五工程局有限公司,湖南 長沙 530009; 2.廣西大學土木建筑工程學院,廣西 南寧 530004)

0 引言

2022年我國水利建設投資達10 893億元,比2021年增長44%,首次突破1萬億元。隨著水利基礎設施建設進度逐漸加快,在南方地區(qū)將會出現更多穿越富水殘積土地層的隧洞[1-2]。雨季時,地下水受降雨影響而充裕,殘積土層遇水呈流塑狀,無自穩(wěn)性,極易軟化崩解,導致隧道掌子面出現坍塌與突水現象。在富水殘積土地層中,超前小導管注漿擴散效果不佳,隧洞內施工作業(yè)空間狹小,給施工造成了極大困難。因此,需要對單一的支護措施進行改進,以保證隧洞施工的穩(wěn)定性。

超前小導管支護作為較成熟的超前支護措施,應用十分廣泛。近年來,許多學者從理論分析[3]、數值模擬[4]、模型試驗[5]方面對這一技術進行了深入研究,如安永林等[6]基于溫克爾地基模型和剛體極限平衡法,運用數值方法分析超前小導管下的隧道掌子面圍巖穩(wěn)定性與變形特征,得出掌子面穩(wěn)定性與開挖方式、導管支座處的初始位移、導管管徑等參數之間的關系;趙晨陽等[7]建立了隧道施工雙層預支護體系的力學分析模型,指出中間土體彈簧與水平旋噴樁直徑對體系協(xié)同作用、撓曲變形的影響程度;許明[8]開展了超前導管注漿加固機理與性能優(yōu)化的離心機模型試驗,探討了小導管環(huán)向布置范圍對隧道穩(wěn)定性及地面沉降的影響;曹明星等[9]提出了一種“地表注漿為主,超前小導管為輔,預留核心土”的聯合快速施工方法,并探討了這種方法對淺埋破碎區(qū)域的擾動程度,得出該方法基本不會使施工過程中隧道上覆土層出現破壞;趙金鵬等[10]采用數值計算和現場監(jiān)測方法研究了管棚+超前小導管的組合支護效果,得出超淺埋段長管棚能在一定程度上控制圍巖變形。

盡管以上學者對超前小導管支護進行了大量研究,但針對水平旋噴樁配合超前小導管組合支護的研究較少。為探究水平旋噴樁配合超前小導管組合支護方式在富水殘積土地層輸水隧洞中不同設計參數對其加固效果的影響,采用Plaxis 3D軟件,研究不同設計參數對隧道拱頂豎向沉降、拱腰水平變形以及掌子面變形影響的變化規(guī)律,并采用局部敏感性分析方法對各設計參數進行了敏感性分析,為不良地質輸水隧洞超前支護的設計與優(yōu)化提供參考。

1 工程概況

1.1 項目概況

廣西黃章水庫為新建水庫樞紐工程,水庫工程由1座主壩、5座副壩、2條放水隧洞、庫外引水、供水管路等組成。其中池容塘一副壩輸水隧洞位于池容塘一副壩右岸約530m的山體,洞長909.00m。隧洞設計為有壓洞,設計流量為0.969m3/s,洞身均采用圓形斷面,內徑1 800mm,底板進口底高程 113.450m,出口底高程 112.450m。

池容塘一副壩輸水設施由明渠段和隧洞段組成,設施布置于水庫右岸山體,明渠段長約200m,隧洞(洞0+000—洞0+909)共長909.00m,明渠底高程113.450m,渠道尾部接隧洞進口。

1.2 地層巖性

隧道區(qū)域受地質構造的影響,地下水類型有孔隙水和基巖裂隙水兩種。隧洞沿線分布的土體主要為第四系全新統(tǒng)殘坡積黏土質砂和全風化花崗巖,厚度不均。其中洞0+020—洞0+120段穿越第四系全新統(tǒng)殘坡積黏土質砂地層,圍巖類別屬Ⅴ類,隧洞線位于水位線以下,開挖時可能會出現線狀流水甚至涌水現象,甚至導致洞體失穩(wěn)或者坍塌,為本隧道開挖最不利情況段。輸水隧洞設計開挖方式為全斷面開挖,初期支護主要采用鋼拱架、隧道四周及掌子面注漿加固、鋼絲網及 C20 噴射混凝土等,二次襯砌為400mm厚現澆C25混凝土,隧道地質剖面及橫斷面如圖1所示。

圖1 隧道地質剖面及橫斷面Fig.1 Tunnel geological section and cross-section

2 數值建模

2.1 模型構建

根據該隧洞設計勘察資料,選擇隧洞穿越過程中最不利情況段進行數值模擬研究。由于洞口處開挖未出現坍塌等狀況,因此模型截取洞身段進行計算,模型大小為80m×20m×50m,模擬土層為黏土質砂及全風化巖,各加固區(qū)土層參數、材料參數如表1所示。

表1 數值模型參數Table 1 Parameters of numerical model

模型側面邊界設置法向約束,底部邊界設置固定約束,隧道三維模型如圖2所示。土體采用土體硬化本構模型,錨桿采用Plaxis中Embedded樁單元模擬,水平旋噴樁掌子面加固區(qū)采用莫爾-庫倫模型,通過提高加固土體的黏聚力和內摩擦角模擬其加固效果,初支混凝土采用板單元模擬,鋼拱架采用土工格柵單元模擬?；趯嶋H施工情況,本次模擬未考慮隧洞二次襯砌的影響。地下水標高與地表齊平,滲透系數取k=0.045m/d[11-12]。

圖2 數值模型Fig.2 Numerical model

2.2 參數選取

在建立數值模型時,掌子面后側土體加固區(qū)的參數選取采用復合壓縮模量代替原土體壓縮模量的方法。一般復合土體的壓縮模量可按下式進行計算[13-14]:

Esp=mEp+(1-m)Ep

(1)

(2)

式中:Esp為復合地基壓縮模量;m為面積置換率;在等邊三角形布樁中ds=1.05s,s為樁間距;Ep為旋噴樁樁體壓縮模量;d為樁徑。

由于地基土在承受荷載時,產生的變形基本為彈塑性變形,而變形模量恰好能反映彈性變形和部分塑性變形,比較符合工程實際。因此,在一般的地基基礎有限元計算中,地基土模量采用變形模量。

土體的變形模量可由式(3)確定:

(3)

式中:E0為復合地基變形模量;ν為復合土體泊松比,此處取為0.3。

由式(1)～(3)可知,影響水平旋噴樁掌子面加固土體物理性質的設計參數是水平旋噴樁樁徑和樁間距。

2.3 模型驗證分析

為了驗證本數值模型的可靠性,建立采用超前小導管注漿加固方法的數值模型,根據模擬結果分析其水平收斂數據,再與現場實際監(jiān)測數據進行對比,結果如圖3所示。模擬隧道水平收斂位移為15.86mm,實際施工監(jiān)測襯砌位移為16.081mm,模擬值與實際施工監(jiān)測數據較為吻合,且收斂過程相似,說明建立的數值模型能夠較好地反映實際情況。

圖3 監(jiān)測和數值模擬對比結果Fig.3 Comparison results of monitoring and numerical simulation

3 支護參數影響研究

為了研究不同管徑、外插角和環(huán)向間距對水平旋噴樁配合超前小導管組合支護效果的影響,考慮實際施工情況和設計規(guī)范,按照控制變量法的原則,只改變某種參數,分析其對水平旋噴樁配合超前小導管組合支護效果的影響。

3.1 超前小導管管徑

保持其他參數不變,令超前小導管管徑分別為28,38,48,58mm。開挖所引起隧道豎向變形、隧道水平收斂、超前小導管管身所受軸力與剪力如圖4～6所示。

圖4 小導管管徑對圍巖豎向變形的影響Fig.4 Effect of small conduit diameter on vertical deformation of surrounding rock

由圖4可知,圍巖拱頂豎向沉降隨小導管直徑的增加而減小。當管徑從28mm增加到58mm時,隧洞圍巖拱頂豎向沉降分別為:13.05,13.00,12.94,12.89mm,變化幅度分別為:-0.383%,-0.462%,-0.386%。由圖5可知,圍巖拱腰水平收斂隨小導管直徑的增加而減小。當管徑從28mm增加到58mm時,圍巖拱腰水平收斂分別為:43.76,43.76,43.70,43.67mm,變化幅度分別為:0,-0.137%,-0.069%。由圖6可知,隨著小導管管徑的增加,超前小導管所受的軸力與剪力也會隨之增大。當管徑從28mm增加到58mm時,小導管所受軸力和剪力從17.1,0.615 4kN增加到26.68,1.489kN,增幅分別為56.02%和141.96%。雖整體上管徑與后文其他兩個參數對小導管軸力和剪力的影響較大,但對圍巖變形的影響較小,因此管徑變化對組合支護效果的影響較小。

圖5 小導管管徑對圍巖拱腰水平收斂的影響Fig.5 Effect of small conduit diameter on horizontal convergence of surrounding rock arch waist

圖6 不同管徑小導管的受力情況Fig.6 Stress of small conduits with different diameters

3.2 超前小導管環(huán)向間距

保持其他參數不變,令超前小導管環(huán)向間距分別為20,30,40,50cm。開挖所引起隧道豎向變形、隧道水平收斂、超前小導管管身所受軸力與剪力如圖7～9所示。

圖7 環(huán)向間距對圍巖豎向變形的影響Fig.7 Effect of circumferential spacing on vertical deformation of surrounding rock

由圖7可知,圍巖拱頂豎向沉降隨小導管環(huán)向間距的增加而增加。當環(huán)向間距從20cm增加到50cm時,圍巖拱頂豎向沉降分別為:12.98,13.00,13.05,13.18mm,變化幅度分別為:0.154%,0.384%,0.996%。由圖8可知,圍巖拱腰水平收斂隨小導管環(huán)向間距的增加而增加。當環(huán)向間距從20cm增加到50cm時,圍巖拱腰水平收斂分別為:42.97,43.76,43.87,43.96mm,變化幅度分別為:1.838%,0.251%,0.205%。由圖9可知,隨著環(huán)向間距的增加,超前小導管所受的軸力會隨之增加,所受剪力隨之減小。當環(huán)向間距從20cm增加到50cm時,小導管所受軸力和剪力從15.91,1.012kN變化到26.47,0.640 5kN,變化幅度分別為:66.37%和-36.71%。因此超前小導管環(huán)向間距的變化對組合支護效果的影響一般。

圖8 環(huán)向間距對圍巖拱腰水平收斂的影響Fig.8 Effect of circumferential spacing on horizontal convergence of surrounding rock arch waist

圖9 環(huán)向間距對小導管受力的影響Fig.9 Effect of circumferential spacing on stress of small conduit

3.3 超前小導管注漿加固圈厚度

當其他參數不變,令超前小導管注漿加固圈厚度分別為0,10,20,30cm。開挖所引起隧道豎向變形、隧道水平收斂、超前小導管管身所受軸力與剪力如圖10～12所示。

圖10 加固圈厚度對圍巖豎向變形的影響Fig.10 Effect of reinforcement ring thickness on vertical deformation of surrounding rock

由圖10可知,圍巖拱頂豎向沉降隨注漿加固圈厚度的增加而減小。當注漿加固圈厚度從0增加到30cm時,圍巖拱頂豎向沉降分別為:49.23,21.11,13.00,10.85mm,變化幅度分別為:-57.11%,-38.42%,-16.54%。由圖11可知,圍巖拱腰水平收斂隨注漿加固圈厚度的增加而減小。當注漿加固圈厚度從0增加到30cm時,圍巖拱腰水平收斂分別為:124.56,84.65,43.76,21.99mm,變化幅度分別為:-32.04%,-48.3%,-49.75%。由圖12可知,隨著注漿加固圈厚度的增加,超前小導管所受的軸力與剪力也會隨著減小。當注漿加固圈厚度從0增加到30cm時,小導管所受軸力和剪力從26.26,2.705kN減小到21.71,0.313kN,變化幅度分別為:17.33%和88.42%。因此超前小導管注漿加固圈厚度的變化對圍巖支護效果的影響較大。

圖11 加固圈厚度對圍巖拱腰水平收斂的影響Fig.11 Effect of reinforcement ring thickness on horizontal convergence of surrounding rock arch waist

圖12 不同加固圈厚度下小導管的受力情況Fig.12 Stress of small conduit under different reinforcement ring thickness

3.4 超前小導管外插角度

當其他參數不變,令超前小導管外插角度分別為11°,13°,15°,17°。開挖所引起隧道豎向變形、隧道水平收斂、超前小導管管身所受軸力與剪力如圖13～15所示。

圖13 外插角度對圍巖豎向變形的影響Fig.13 Effect of extrapolation angle on vertical deformation of surrounding rock

由圖13可知,圍巖拱頂豎向沉降隨小導管外插角的增加而減小。當小導管外插角從11°增加到17°時,圍巖拱頂豎向沉降分別為:13.16,13.05,13.00,12.84mm,變化幅度分別為:-0.836%,-0.383%,-1.231%。由圖14可知,圍巖拱腰水平收斂隨小導管外插角度的增加而減小。當小導管外插角從11°增加到17°時,拱腰水平收斂分別為:44.65,44.00,43.76,42.84mm,變化幅度分別為:-1.456%,-0.545%,-2.102%。由圖15可知,隨著小導管外插角度的增加,超前小導管所受的軸力與剪力也會隨著減小。當小導管外插角從11°增加到17°時,小導管所受軸力和剪力從24.52,1.218kN減小到19.4,0.471 5kN,減幅分別為:20.88%和61.29%。因此超前小導管外插角度的變化對圍巖支護效果的影響一般。

圖14 外插角度對圍巖拱腰水平收斂的影響Fig.14 Effect of extrapolation angle on horizontal convergence of surrounding rock arch waist

圖15 不同外插角度下小導管的受力情況Fig.15 Stress of small conduit under different extrapolation angles

3.5 水平旋噴樁樁徑與樁間距

為了研究掌子面旋噴樁不同樁徑、樁間距對水平旋噴樁配合超前小導管組合支護效果的影響,考慮實際施工情況,按照控制變量法的原則,只改變某種參數,分析其對水平旋噴樁配合超前小導管組合支護效果的影響,設置8種工況,如表2所示。

表2 研究工況Table 2 Study conditions

如圖16所示,圍巖拱頂豎向沉降隨著掌子面水平旋噴樁加固土體的彈性模量減小而增加。當水平旋噴樁樁徑為0.45m,樁間距從0.9m增加到1.5m時,彈性模量從908.85MPa減小到330.5MPa,圍巖拱頂豎向沉降分別為:12.95mm(工況7)、13mm(工況5)、13.06mm(工況3),變化幅度為:0.386%,0.462%。當水平旋噴樁樁間距為1.2m,樁徑從0.3m增加到0.6m時,彈性模量從231.09MPa增加到908.85MPa,圍巖拱頂豎向沉降分別為:13.12mm(工況2)、13mm(工況5)、12.95mm(工況8),變化幅度為:-0.915%,-0.385%。

圖16 旋噴樁布置對圍巖豎向位移的影響Fig.16 Effect of rotary jet grouting pile arrangement on vertical displacement of surrounding rock

如圖17所示,隨著掌子面水平旋噴樁加固土體的彈性模量增加,小導管所受軸力逐漸減小,但其所受剪力逐漸增加。當控制水平旋噴樁樁徑0.45m不變,樁間距從0.9m增加到1.5m時,小導管所受軸力與剪力從21.89,0.852kN變化為21.41,0.862 6kN,變化幅度為:-2.193%,1.268%。當控制水平旋噴樁樁間距1.2m不變,樁徑從0.3m增加到0.6m時,小導管所受軸力與剪力從21.97,0.845 3kN變化到21.41,0.862 6kN,變幅為:-2.55%,2.07%。

圖17 旋噴樁布置對小導管受力的影響Fig.17 Effect of jet grouting pile arrangement on stress of small pipe

如圖18所示,隨著掌子面水平旋噴樁加固土體的彈性模量增加,隧道圍巖兩側的最大水平位移逐漸減小,最大位移發(fā)生在隧道兩側距離隧道底部0.8m處。當水平旋噴樁樁徑為0.45m,樁間距從0.9m增加到1.5m時,圍巖兩側最大水平位移從21.85mm增加為22.12mm,變化幅度為1.221%。當水平旋噴樁樁間距為1.2m,樁徑從0.3m增加到0.6m時,圍巖兩側最大水平位移從22.27mm減小為21.85mm,變化幅度為-1.886%。

圖18 旋噴樁布置對圍巖最大水平位移的影響Fig.18 Effect of jet grouting pile arrangement on maximum horizontal displacement of surrounding rock

3.6 掌子面變形

如圖19所示,隨著掌子面水平旋噴樁加固土體的彈性模量減小,隧道掌子面位移逐漸增加。當水平旋噴樁樁徑為0.45m,樁間距從0.9m增加到1.5m時,彈性模量從908.85MPa減小到330.5MPa,掌子面最大位移從13.14mm增加為14.06mm,變化幅度為7%。當水平旋噴樁樁間距為1.2m,樁徑從0.6m減小到0.3m時,彈性模量從908.85MPa減小到231.09MPa,掌子面最大位移從13.14mm增加為14.63mm,變化幅度為11.34%。

圖19 旋噴樁布置對掌子面變形的影響Fig.19 Effect of jet grouting pile arrangement on face deformation

4 敏感性分析

采用局部敏感性分析方法對水平旋噴樁配合超前小導管組合支護設計參數敏感性進行分析[15],在一定范圍內更改模型參數值,并計算輸出結果的變化。應用的數學模型基本表達式如下:

(4)

式中:Ii為參數敏感性指數;o為模型模擬輸出結果;Fi為影響o的因子(參數)。

參數敏感性指標分類標準如表3所示。

表3 敏感性指標分類標準Table 3 Classification criteria of sensitivity indicators

為對水平旋噴樁配合超前小導管組合支護進行參數敏感性分析,選取超前小導管管徑、環(huán)向間距、外插角度、注漿加固圈厚度、水平旋噴樁樁徑和樁間距6個參數作為模型參數變量進行數值分析。

通過式(4)對數據進行分析、計算,得出在隧道圍巖變形中各參數的敏感性指標,結果如表4所示。

表4 各參數敏感性指標Table 4 Sensitivity index of each parameter

由表4可知,圍巖的豎向變形對小導管外插角度和注漿加固圈厚度的變化敏感,對小導管管徑、環(huán)向間距、水平旋噴樁樁徑、樁間距變化不敏感;圍巖水平變形對小導管外插角度和注漿加固圈厚度的變化極其敏感,對水平旋噴樁樁徑變化較為敏感,對小導管管徑、環(huán)向間距、水平旋噴樁樁間距不敏感。由此可得,參數變化對圍巖豎向位移影響程度由大到小為:小導管外插角>注漿加固圈厚度>水平旋噴樁樁徑>水平旋噴樁樁間距>小導管管徑>小導管環(huán)向間距,參數變化對圍巖水平位移影響程度由大到小為:注漿加固圈厚度>小導管外插角>水平旋噴樁樁徑>小導管環(huán)向間距>水平旋噴樁樁間距>小導管管徑。

5 結語

1)分析了水平旋噴樁配合超前小導管組合支護措施中不同超前小導管管徑、環(huán)向間距、外插角、加固圈厚度和不同水平旋噴樁樁徑、樁間距對于隧道支護效果的影響,發(fā)現通過改變超前小導管與水平旋噴樁相關參數可以有效改善隧道內的拱頂豎向沉降、拱腰水平收斂、掌子面位移,提高隧道圍巖強度。

2)隨著超前小導管環(huán)向間距的增加,水平旋噴樁配合超前小導管組合支護對隧洞圍巖的加固效果逐漸減弱;隨著超前小導管管徑、外插角、加固圈厚度、水平旋噴樁加固土體彈性模量的增加,水平旋噴樁配合超前小導管組合支護對隧洞圍巖的加固效果逐漸加強。

3)在水平旋噴樁配合超前小導管組合支護下,隧洞拱腰水平最大變形發(fā)生在圍巖兩側距離地面0.8～1.2m處,掌子面最大變形發(fā)生在拱底下方0～0.5m處,隧道施工中應加強這兩處位置的變形監(jiān)測。

4)超前小導管+水平旋噴樁組合加固措施中,對圍巖拱頂豎向沉降影響由大到小為:導管外插角>注漿加固圈厚度>水平旋噴樁樁徑>水平旋噴樁樁間距>小導管管徑>小導管環(huán)向間距;對圍巖拱腰水平位移影響由大到小為:注漿加固圈厚度>小導管外插角>水平旋噴樁樁徑>小導管環(huán)向間距>水平旋噴樁樁間距>小導管管徑。