支護結構對千枚板巖隧道圍巖穩(wěn)定性的影響研究

周家鳳 李文亮 李秋斌 陳科文

(四川川交路橋有限責任公司 廣漢 618300)

隧道支護對控制隧道變形、確保隧道施工安全至關重要。眾多學者采用理論分析與軟件模擬相結合方式進行了隧道支護相關研究。鄭雨天等[1]率先提出聯(lián)合支護理論,認為軟巖隧道適當形變量是允許存在的。董方庭等[2]研究認為隧道開挖產生隧道圍巖松動圈,支護難度隨松動圈增大而增大。國內外支護理論研究成果為隧道不利地質段支護方法的研究夯實了基礎。盧義玉等[3]在對隧道圍巖變形數據進行現場監(jiān)測的同時,研究了超前小導管注漿對支護結構作用機理和參數。劉華榮[4]依托燈草塘大跨度雙連拱隧道,通過軟件模擬研究了錨桿對圍巖、塑性區(qū)、剪切應變率的影響。黃辰奕[5]利用軟件模擬計算得到了隧道圍巖與支護結構的應力應變規(guī)律,發(fā)現隧道圍巖和支護結構的變形值、應力值隨著水位高度的上升、隧道埋深的增大、與斷層距離的減小而增加。姚曉明[6]針對遼寧大伙房輸水工程開敞式TBM施工時初期支護噴射混凝土不能及時施作,不利地質段暴露隧道圍巖容易變形、落石的問題,提出優(yōu)化的初期支護形式。施英等[7]結合京滬高速鐵路隧道工程,建立了管棚力學分析模型,研究了套拱、管徑、管間距、掌子面加固等因素對管棚荷載傳遞及支護效果的影響。

綜上所述,目前對于支護結構參數對隧道圍巖穩(wěn)定性影響的研究還較少。因此本文將結合桂溪隧道現場情況,采用midas GTS軟件,利用數值模擬的方式,通過改變初期支護噴射混凝土厚度、錨桿尺寸、排距和環(huán)形間距,以及管棚支護布設范圍和注漿厚度等支護結構參數,研究支護方案對斷層破碎帶隧道圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律。研究選取合適的支護結構參數,旨在充分發(fā)揮支護結構作用的基礎上,節(jié)約成本。

1 隧道模型

1.1 工程概況

桂溪隧道進口位于四川省平武縣平通鎮(zhèn)牛飛村,是九綿高速項目的重要組成部分。隧道左、右洞分別長5 655 m和5 635 m,隧道進口至K192+000段最大埋深677 m,采用雙向四車道形式,設計車速80 km/h。根據工程勘探資料,洞身段穿過韓家店組地層,韓家店組主要是以千枚狀板巖(V級圍巖)、泥質灰?guī)r(IV～V級圍巖)為主的軟質巖,絕大部分為千枚狀板巖,受地質構造影響,巖石風化程度高,較破碎。隧址區(qū)屬于北亞熱帶山地濕潤季風氣候,氣候溫和,降水豐沛,日照充足,四季分明。根據勘察資料,隧道圍巖物理力學參數見表1。

表1 隧道圍巖物理力學參數

1.2 模型概述

建立隧道支護結構數值模擬模型需要進行一定的簡化,基本假定如下。

1) 由于隧道埋深較大,故只考慮巖體自重與地址構造力,忽略溫度應力等其他影響較小的因素。

2) 軟件還原地下水困難,模型不考慮地下水的影響。

3) 本構模型為Mohr-Coulomb模型。

4) 數值分析過程僅考慮初期支護。

利用midas GTS軟件建立隧道模型,根據該隧道實際情況,模型中隧道延伸方向(Y方向)長度取為100 m,水平方向(X方向)長度取為100 m,垂直方向(Z方向)取為100 m。模型左、右、前、后添加法向約束,下部邊界全約束。

建立的隧道數值分析模型見圖1,初期支護、管棚支護模型見圖2。

圖1 隧道數值分析模型

圖2 支護結構模型圖

2 隧道圍巖穩(wěn)定性判據

2.1 位移判定

李寧等[8]通過對隧道圍巖物理力學性質、隧道斷面和隧道埋深等因素進行分析,假設隧道圍巖表面剪切塑性極限為臨界條件,推導圓形隧道斷面的臨界拱頂沉降量公式如式(1)。

(1)

式中:H為隧道埋深;γ為巖層平均容重;r為隧道斷面半徑;G、c、φ分別為圍巖的剪切模量、黏聚力和內摩擦角。

在式(1)的基礎上,考慮隧道開挖后隧道圍巖進入塑性狀態(tài),則圍巖塑性區(qū)半徑為R時相應的圓形隧道斷面的臨界拱頂沉降量公式如式(2)。

(2)

式中:

B=K1K2K3

(3)

(4)

(5)

(6)

其中:R為圍巖塑性區(qū)半徑,工程應用中可初步按照錨桿長度L考慮,即:R=r+L。

在式(2)的基礎上,考慮黏聚力c,可得到圍巖塑性區(qū)半徑為R時相應的圓形隧道斷面的臨界拱頂沉降量計算公式如式(3)。

(7)

式中:

(8)

(9)

經前人驗證,式(1)計算得到的隧道圍巖拱頂位移極限值過于保守,式(2)和式(7)計算得到的隧道圍巖拱頂位移極限值相對合理,且都符合相關規(guī)范的要求。式(7)與式(2)相比,得到的拱頂沉降極限值較大,IV、Ⅴ類圍巖增大約6%(增大幅度與黏聚力c大小相關)。

綜上所述,為分析隧道圍巖穩(wěn)定性,可由式(2)及式(7)求得埋深為600 m,洞徑為11.5 m的隧道圍巖極限位移值,見表2,其中圍巖力學參數及物理指標參考JTG/T 3371-2022《公路隧道設計規(guī)范》。

表2 隧道圍巖極限位移值

2.2 塑性區(qū)判定

軟弱圍巖在高地應力的作用下由于巖石強度較低,在隧道開挖后,洞室周邊將出現塑性區(qū)。塑性區(qū)變化會對圍巖穩(wěn)定性產生影響。塑性區(qū)的出現可以證明圍巖應力條件變差,穩(wěn)定性下降。

2.3 安全系數判定

強度折減法是通過不斷降低隧道圍巖的黏聚力與內摩擦角直至圍巖達到極限破壞狀態(tài),此時的折減系數定義為圍巖的穩(wěn)定安全系數。安全系數可以定量評價隧道圍巖的穩(wěn)定性[9-10]。安全系數越大,隧道的穩(wěn)定性越好。因此,本文以強度折減法圍巖穩(wěn)定安全系數為主,圍巖極限位移和圍巖塑性區(qū)分布為輔對隧道的圍巖穩(wěn)定性進行判定。

3 支護結構對隧道穩(wěn)定性影響

合理的支護結構不僅能夠充分發(fā)揮其支護作用,保障隧道圍巖穩(wěn)定性,而且還能夠減少浪費、節(jié)約成本。后文采用控制變量法對各支護參數對隧道圍巖穩(wěn)定性的影響進行數值模擬研究。初始工況設計見表3。

表3 初始工況設計表

3.1 噴射混凝土厚度對隧道圍巖穩(wěn)定性的影響

3.1.1工況參數選取

噴射混凝土可起到支護作用,但過多會造成浪費,過少支護效果不佳,因此要根據支護方案選取合適厚度的噴射混凝土。根據隧道現場施工設計方案,設計噴射混凝土厚度為10,15,20,25 cm 4種工況,其他參數數值與初始工況相同。

3.1.2模擬結果分析

根據midas GTS軟件對本文隧道不同厚度噴射混凝土條件下模型計算結果,隧道圍巖塑性區(qū)云圖見圖3。

圖3 不同厚度噴射混凝土工況下隧道圍巖塑性區(qū)云圖

由圖3可知,在不同厚度噴射混凝土工況下,隧道圍巖塑性區(qū)半徑基本不變,約為2.7 m。施加初期支護后,隧道拱頂沉降云圖見圖4。

圖4 不同厚度噴射混凝土工況下隧道拱頂沉降云圖

根據不同厚度噴射混凝土條件下隧道拱頂圍巖極限位移、各監(jiān)測斷面的最終沉降量,以及強度折減法計算得到的穩(wěn)定安全系數見表4。

表4 不同厚度噴射混凝土工況下隧道圍巖穩(wěn)定性判定表

由表4可知,隧道初期支護噴射混凝土厚度越大,隧道拱頂沉降越小,隧道圍巖穩(wěn)定性越佳,且當噴射厚度在10～20 cm時,其對拱頂沉降控制作用更加顯著;噴射厚度在20～25 cm時,其對拱頂沉降控制作用較為有限。因此,建議噴射混凝土厚度控制為10～20 cm。

3.2 錨桿長度對隧道圍巖穩(wěn)定性的影響

3.2.1工況參數選取

根據隧道現場施工設計方案,設計錨桿長度為2,3,4,5 m 4種工況,其他參數數值與初始工況相同。通過數值模擬計算得到塑性區(qū)與拱頂沉降。

3.2.2模擬結果分析

通過midas GTS對不同錨桿長度條件下模型模擬得到的隧道塑性區(qū)云圖與拱頂沉降結果顯示,改變錨桿長度對隧道圍巖穩(wěn)定性影響較小。根據拱頂沉降與強度折減法計算可得到圍巖穩(wěn)定判定表,見表5。

表5 不同錨桿長度下隧道圍巖穩(wěn)定性判定表

當錨桿長度發(fā)生改變時,隧道塑性區(qū)變化不大。由表5可知,當錨桿長度增大時,隧道拱頂沉降控制效果越好,且當錨桿長度在2～4 m時,其對拱頂沉降控制作用更加顯著,繼續(xù)增大長度,錨桿的支護作用效果增加有限,因此錨桿長度建議控制為2～4 m。

3.3 錨桿布設排距對隧道圍巖穩(wěn)定性的影響

3.3.1工況參數選取

根據隧道現場施工設計方案,錨桿布設排距為0.6,0.8,1.0,1.2 m 4種工況,其他參數數值與初始工況相同。通過數值模擬計算得到塑性區(qū)與拱頂沉降。

3.3.2模擬結果分析

通過midas GTS對不同錨桿布設排距條件下模型模擬得到的隧道塑性區(qū)云圖與拱頂沉降結果顯示,改變錨桿布設排距對隧道圍巖穩(wěn)定性影響較小。根據拱頂沉降與強度折減法計算得到的安全系數可得到圍巖穩(wěn)定性判定表,見表6。

表6 不同錨桿布設排距下隧道圍巖穩(wěn)定性判定表

當錨桿布設排距發(fā)生改變時,隧道塑性區(qū)變化不大。由表6可知,當錨桿布設排距越大時,隧道拱頂沉降控制效果越好,且當錨桿布設排距在0.6～1.0 m時,拱頂沉降變化幅度較大,錨桿布設排距在1.0～1.2 m時,拱頂沉降變化較小。因此當需要減小布設排距以增強支護作用時,錨桿長度建議控制在0.6～1.0 m。

3.4 錨桿環(huán)形間距對隧道圍巖穩(wěn)定性的影響

3.4.1工況參數選取

根據隧道現場施工設計方案,設計錨桿環(huán)形間距為0.8,1.0,1.2,1.5 m 4種工況,其他參數數值與初始工況相同。通過數值模擬計算得到塑性區(qū)與拱頂沉降。

3.4.2模擬結果分析

根據midas GTS對不同錨桿橫向間距條件下模型模擬得到的隧道塑性區(qū)云圖、拱頂沉降結果及計算強度折減法計算得到的安全系數匯總得到圍巖穩(wěn)定判定表,見表7。

表7 不同錨桿環(huán)形間距下隧道圍巖穩(wěn)定性判定表

當錨桿環(huán)形間距發(fā)生改變時,隧道塑性區(qū)變化不大。由表7可知,當錨桿布設排距越大時,隧道拱頂沉降控制效果越好,且當錨桿布設排距為0.8～1.2 m時,拱頂沉降的變化幅度較大,錨桿布設排距為1.2～1.5 m時,拱頂沉降變化極小。因此當需要加強支護結構時,錨桿長度建議在0.8～1.2 m中取值。

3.5 管棚支護施作范圍對隧道圍巖穩(wěn)定性影響

3.5.1工況參數選取

根據隧道現場超前支護施工設計方案,設計管棚支護施作范圍為90°,120°,150° 3種工況,其他參數數值與初始工況相同。通過數值模擬計算得到塑性區(qū)與拱頂沉降。

3.5.2模擬結果分析

通過midas GTS管棚支護的不同施作范圍下模擬計算得到的隧道圍巖塑性區(qū)云圖見圖5。

圖5 不同管棚支護施作范圍下隧道圍巖塑性區(qū)云圖

由圖5可知,在管棚支護施作范圍為90°,120°,150°時,隧道圍巖塑性區(qū)半徑分別為2.4,2.3,1.6 m。隧道圍巖塑性區(qū)隨管棚支護施作范圍增大而減小。施加初期支護后,隧道拱頂沉降計算結果見圖6。

圖6 不同管棚支護施作范圍下隧道拱頂沉降

根據不同管棚施作范圍下隧道拱頂圍巖極限位移、各監(jiān)測斷面的最終沉降量,以及強度折減法計算得到的穩(wěn)定安全系數見表8。

表8 不同管棚支護施作范圍下隧道圍巖穩(wěn)定性判定表

由表8可知,隧道管棚支護施作范圍越大,隧道拱頂沉降越小,隧道圍巖穩(wěn)定性越好,且當管棚支護施作范圍在90°～120°時,其對拱頂沉降控制作用更加顯著;施作范圍120°～150°時,其對拱頂沉降控制作用提升較為有限。因此建議管棚支護施作范圍控制為90°～120°,以降低成本。

3.6 管棚支護注漿厚度對隧道圍巖穩(wěn)定性影響

3.6.1工況參數選取

根據隧道現場超前支護施工設計方案,設計管棚支護注漿厚度為1,1.5,2 m 3種工況,其他參數數值與初始工況相同。通過數值模擬計算得到塑性區(qū)與拱頂沉降。

3.6.2模擬結果分析

根據midas GTS軟件對本文隧道不同管棚支護注漿加固區(qū)厚度條件下模型計算結果,隧道圍巖塑性區(qū)云圖見圖7。

圖7 不同管棚支護注漿厚度下隧道圍巖塑性區(qū)云圖

由圖7可知,在管棚支護注漿加固區(qū)厚度為1.0,1.5,2.0 m工況下,隧道圍巖塑性區(qū)半徑分別為2.4,2.6,2.8 m。隧道圍巖塑性區(qū)隨管棚支護注漿加固區(qū)厚度增大而增大。

施加管棚支護后,數值模擬得到的隧道拱頂沉降見圖8。

圖8 不同管棚支護注漿厚度下隧道圍巖塑性區(qū)云圖

根據不同管棚注漿厚度工況下隧道拱頂圍巖極限位移、各監(jiān)測斷面的最終沉降量,以及強度折減法計算得到的穩(wěn)定安全系數見表9。

表9 不同管棚支護注漿厚度下隧道圍巖穩(wěn)定性判定表

由表9可知,隧道管棚支護注漿厚度越大,隧道拱頂沉降越小,隧道圍巖穩(wěn)定性越好,且當管棚支護注漿厚度為1.0～1.5 m時,其對拱頂沉降控制作用更加顯著;注漿厚度為1.5～2.0 m時,其對拱頂沉降控制作用提升較為有限。因此建議管棚支護注漿厚度控制為1.0～1.5 m,以降低成本。

4 結論

本文通過數值模擬研究了不同支護結構參數對隧道圍巖穩(wěn)定性的影響,得出如下結論。

1) 噴射混凝土能夠很好地提高支護結構的支護能力,使得圍巖的塑性區(qū)半徑與拱頂沉降都有所降低,但是當混凝土噴射過厚時效果提升不明顯。

2) 在一定范圍內,增加錨桿長度、減小錨桿布設排距、減少錨桿環(huán)形間距能夠降低塑性區(qū)半徑與拱頂沉降,提高圍巖穩(wěn)定性。

3) 適當增加管棚支護施作范圍與注漿厚度均可減小拱頂沉降,穩(wěn)定隧道圍巖。