直墻拱型引水隧洞洞口段管棚預(yù)加固技術(shù)分析

鄒增富 唐世祿 廖云朋 代榮 謝昌志

摘要：為明確管棚預(yù)加固工法在直墻拱型引水隧洞洞口段的加固效果，建立管棚預(yù)加固三維有限元模型，研究管棚在直墻拱型引水隧洞開挖過程中全過程力學(xué)演變。研究結(jié)果表明：管棚沉降總體上呈凹槽形分布，在掌子面附近，管棚沉降值達(dá)到最大；管棚起始端始終具有較大的彎矩值，掌子面附近的彎矩變化比較明顯，管棚的梁效應(yīng)作用位置隨掌子面的推進(jìn)而變化；管棚超前支護(hù)能顯著減小隧道開挖引起圍巖的擾動范圍和擾動程度，限制隧道周邊位移。

關(guān)鍵詞：管棚；預(yù)加固；直墻拱型；引水隧洞；數(shù)值模擬

中圖分類號：U453.1文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0引言

斷層破碎帶作為一種常見的地質(zhì)構(gòu)造，長大隧道施工過程中難免要經(jīng)常穿越斷層破碎帶。斷層破碎帶巖體自穩(wěn)能力差，開挖擾動會引起較大的圍巖變形，嚴(yán)重時(shí)可能導(dǎo)致掌子面失穩(wěn)和隧道塌方［1-3］。管棚作為一種有效的超前支護(hù)輔助工法，已經(jīng)在不良地質(zhì)條件下的隧道施工中得到了廣泛的應(yīng)用［4-5］。目前眾多學(xué)者對管棚加固機(jī)理和預(yù)加固效果開展了研究。高鑫、曹成威等［6-7］研究了管棚預(yù)支護(hù)力學(xué)特性和參數(shù)影響。余俊、陽超等［8-9］分析了松散地層隧道管棚注漿加固效應(yīng)。王文等［10］研究了預(yù)支護(hù)段開挖時(shí)管棚的受力和變形。本文以G4216線高速公路卡哈洛綜合體把堡河河道改道工程泄水隧洞為工程依托，建立了直墻拱型引水隧洞洞口段管棚預(yù)加固三維有限元模型，分析了管棚的超前支護(hù)作用，明確管棚在隧道進(jìn)洞開挖過程中的力學(xué)行為，以期為管棚預(yù)加固施工提供參考。

1工程背景

卡哈洛互通式立交綜合體為G4216線屏山新市至雷波段高速公路控制性工程之一。由于卡哈洛互通綜合體填方區(qū)域?qū)⒖ü遴l(xiāng)場鎮(zhèn)東側(cè)把堡河段全部侵占，需改移河道以恢復(fù)把堡河行洪能力，保障下游卡哈洛互通式立交綜合體及卡哈洛鄉(xiāng)場鎮(zhèn)行洪安全，故需新建泄水隧洞。卡哈洛泄洞進(jìn)口長6 m，出口明洞長12.93 m。進(jìn)口縱斷面為斜面，坡比1∶0.5，與洞軸線夾角65.61°；隧洞洞身長1 216.07 m。泄水隧洞比降為4.4%，進(jìn)口高程784.00 m，出口高程729.66 m。隧洞為城門洞型，底寬9.0 m，直墻高7.5 m，頂拱半徑4.5 m，角度180°。

卡哈洛泄水隧洞進(jìn)口端采用全斷面法開挖。開挖前采用108 mm大管棚超前支護(hù)，管棚長28 m，打設(shè)范圍為拱頂120°范圍內(nèi)，單層共42根。卡哈洛泄水隧洞洞口原地貌見圖1。

2管棚力學(xué)模型

2.1管棚作用效果分析

管棚超前支護(hù)是在地下工程的開挖輪廓線外，以一定間距、沿洞軸以一定外插角鉆孔插入或直接插入鋼管，通過鋼管上布置的注漿孔向地層注漿，來增加鋼管外周圍巖的強(qiáng)度。管棚支護(hù)結(jié)構(gòu)的力學(xué)效果：

（1）管棚超前支護(hù)通過鋼管向周圍巖體注漿，使周圍巖體裂隙充滿漿液，提高圍巖的物理力學(xué)參數(shù)。

（2）在隧道周邊一定范圍布置的管棚，與圍巖、注漿體相互作用，環(huán)繞隧道輪廓形成筒狀加固圈，加固圈將起到“承載拱”的作用。

（3）管棚超前支護(hù)能夠有效地從空間、時(shí)間上調(diào)整隧道開挖引起的圍巖應(yīng)力分布，將上部圍巖傳來的比較集中地荷載分散到掌子面前方的圍巖及后方支護(hù)結(jié)構(gòu)上，從而減小了掌子面前方圍巖所受壓力的強(qiáng)度，提高了隧道掌子面的穩(wěn)定性。

（4）管棚超前支護(hù)能促進(jìn)隧道上部圍巖地層拱的形成，促進(jìn)由開挖前的初始平衡狀態(tài)盡快轉(zhuǎn)移到開挖后的最終平衡狀態(tài)。

（5）管棚超前支護(hù)對地層變形抑制效果始于掌子面前方一定距離，起到良好的地層控制效果。

（6）管棚超前支護(hù)在隧道縱軸方向上可視為梁，在橫向上可視為拱，且梁拱主要承受壓力。由于這一結(jié)構(gòu)的支撐作用，限制了圍巖應(yīng)力的釋放。

2.2管棚荷載解析

王海濤［11］基于圍巖松動區(qū)理論分析了深埋和淺埋隧道條件的管棚荷載。設(shè)隧道開挖引起的圍巖松動區(qū)域如圖2所示。根據(jù)微分條帶dz的平衡條件ΣV=0，得到式（1）～式（3）。

s1（σV+dσV）-s1σV+2τdz-γs1dz=0（1）

即：

dσV/dz=γ-2τ/s1（2）

式中：σV為距松動區(qū)頂部z處的豎直應(yīng)力；γ為土的容重；τ為作用在破裂面上的剪應(yīng)力。

s1=s+2htan（45°-φ/2）（3）

式中：s為隧道無支護(hù)區(qū)域距離。

假設(shè)破壞時(shí)符合莫爾-庫侖條件，則有式（4）。

τ=λσVtanφ+c（4）

式中：λ為側(cè)壓力系數(shù)。

把式（4）代人式（2），得到式（5）。

dσVdz=γ-2cs1－2λσVtanφs1（5）

由松動頂部邊界條件，σVz=0=γ（H-h0），得到式（6）。

σV=s1γ-2c2λtanφ（1-exp（-2λztanφ/s1））+

γ（H-h0）exp（-2λztanφ/s1）（6）

考慮產(chǎn)生最大松動范圍時(shí)洞頂不受力，σVz=h0=0，代入式（6）得到式（7）。

e-2λh0tanφ/s1·s1γ-2c-2λγtanφ（H-h0）2λtanφ=s1γ-2c2λtanφ

h0=s12λtanφln2λγtanφH+2c-s1γ2c-s1γ（7）

在深埋時(shí)，h0H，1－h(huán)0/H≈1，得最大松動高度為式（8）。

h0=s12λtanφln2λγtanφH+2c-s1γ2c-s1γ（8）

作用在管棚上的圍巖壓力為式（9）。

P=γh0=γs12λtanφln2λγtanφH+2c-s1γ2c-s1γ（9）

當(dāng)淺埋隧道時(shí)（圖3），圖中深度為z處微分條帶dz的靜力平衡條件為式（10）。

dσV/dz=γ-2τ/s1（10）

假設(shè)破壞時(shí)符合莫爾-庫侖條件，見式（11）、式（12）。

τ=λσVtanφ+c（11）

dσVdz=γ-2cs1－2λσVtanφs1（12）

引人邊界條件（當(dāng)z=0時(shí)，σv=0），解上述微分方程得到式（13）。

巖土工程與地下工程鄒增富， 唐世祿， 廖云朋， 等： 直墻拱型引水隧洞洞口段管棚預(yù)加固技術(shù)分析

σV=γs1-2c2λtanφ1-e-2λHtanφ/s1（13）

所以作用在管棚上的圍巖壓力為式（14）、式（15）。

P=γs1-2c2λtanφ1-e-2λHtanφ/s1（14）

s1=s+2htan（45°-φ/2）（15）

式中：γ為土的容重；H為隧道埋深；c為黏聚力；φ為內(nèi)摩擦角；λ為側(cè)壓力系數(shù)；s為隧道無支護(hù)區(qū)域距離。

3管棚預(yù)加固數(shù)值模型分析

3.1模型參數(shù)

基于ABAQUS軟件建立三維有限元數(shù)值計(jì)算模型。三維計(jì)算模型的邊界為：沿隧道延伸方向尺寸為42 m、水平方向尺寸取80 m、垂直方向尺寸取60 m。三維數(shù)值模型見圖4。計(jì)算模型中，圍巖、管棚注漿加固區(qū)、初期支護(hù)均采用采用C3D8R單元（三維六面體減縮積分單元）進(jìn)行模擬。管棚采用B31單元（梁單元）進(jìn)行模擬。管棚注漿通過提高管棚加固范圍的圍巖力學(xué)參數(shù)來實(shí)現(xiàn)。根據(jù)現(xiàn)場管棚注漿效果，取管棚加固區(qū)圍巖厚度為1 m。假定鋼管與注漿加固區(qū)之間黏結(jié)性很強(qiáng)，二者無相對滑移。采用Embedded Region相互作用方式將管棚單元嵌入實(shí)體模型。整個(gè)模型共劃分130 640個(gè)實(shí)體單元，1 148個(gè)梁單元。在隧道結(jié)構(gòu)附近對網(wǎng)格進(jìn)行加密。由于隧道埋深較淺，數(shù)值計(jì)算時(shí)只考慮自重應(yīng)力場。

隧道圍巖、管棚加固區(qū)圍巖、初期支護(hù)材料參數(shù)見表1。隧道圍巖采用Mohr-Coulomb彈塑性本構(gòu)模型，支護(hù)結(jié)構(gòu)采用理想彈性本構(gòu)模型。

3.2管棚沉降分析

不同開挖階段拱頂鋼管的沉降曲線如圖5所示。由圖5可以看出，當(dāng)隧道開挖4 m時(shí)，拱頂鋼管最大沉降位于掌子面附近，最大沉降值為3.15 mm；當(dāng)隧道開挖8 m時(shí)，拱頂鋼管棚78002100.25——管最大沉降位于掌子面附近，最大沉降值為5.00 mm；當(dāng)隧道開挖12 m時(shí)，拱頂鋼管最大沉降位于掌子面附近，最大沉降值為6.04 mm；當(dāng)隧道開挖16 m時(shí)，最大沉降值為6.59 mm；當(dāng)隧道開挖20 m時(shí)，拱頂鋼管最大沉降位于掌子面附近，最大沉降值為6.55 mm。上述分析表明，在隧道開挖過程中，由于起始端套拱的約束作用，管棚沉降值較??；遠(yuǎn)離起始端時(shí)管棚沉降總體上呈凹槽形分布。管棚沉降值在掌子面附近達(dá)到最大，掌子面前方一定距離后，鋼管撓度明顯減小。表明管棚能夠有效將上方荷載轉(zhuǎn)移到開挖面附近一定范圍內(nèi)。

3.3管棚受力分析

不同開挖狀態(tài)時(shí)管棚內(nèi)力狀況見圖6。由圖6可以看出，在隧道開挖過程中，管棚起始端始終具有較大的彎矩值，表明套拱對管棚起到了約束作用，也說明了套拱在整個(gè)管棚預(yù)支護(hù)體系中的重要作用。在實(shí)際施工中，應(yīng)嚴(yán)格保證套拱的施工質(zhì)量。

隧道開挖后鋼管有承受了明顯的彎矩，在掌子面附近，拱頂處的鋼管承受的彎矩為300～400 N·m。當(dāng)隧道開挖4 m時(shí)，管棚鋼管最大正彎矩為317.6 N·m，最大負(fù)彎矩為290.1 N·m；當(dāng)隧道開挖8 m時(shí)，管棚鋼管最大正彎矩為299.4 N·m，最大負(fù)彎矩為176.8 N·m；當(dāng)隧道開挖12 m時(shí)，管棚鋼管最大正彎矩為313.7 N·m，最大負(fù)彎矩為187.0 N·m；當(dāng)隧道開挖16 m時(shí)，管棚鋼管最大正彎矩為313.2 N·m，最大負(fù)彎矩為282.2 N·m；當(dāng)隧道開挖20 m時(shí)，管棚鋼管最大正彎矩為312.0 N·m，最大負(fù)彎矩為460.5 N·m；當(dāng)隧道開挖24 m時(shí)，管棚鋼管最大正彎矩為310.2 N·m，最大負(fù)彎矩為546.4 N·m。管棚的彎矩隨隧道掌子面位置不斷發(fā)生變化。掌子面附近的彎矩變化比較明顯，且具有較大的彎矩值。以管棚下部受拉為正，正彎矩發(fā)生在已開挖未支護(hù)段，原因在于該段管棚承受著臨空面上部豎向圍巖壓力；負(fù)彎矩主要表現(xiàn)在掌子面前方一定范圍，原因在于管棚將已開挖未支護(hù)段的圍巖壓力傳遞給了后方初期支護(hù)和前方圍巖。在掌子面后方已施作支護(hù)段，管棚的豎向彎矩有正有負(fù)，在量值上相對較小。以上分析表明，管棚的梁效應(yīng)作用位置隨掌子面的推進(jìn)而變化，在掌子面附近管棚發(fā)揮了較好的梁效應(yīng)，在掌子面后方一段距離管棚梁效應(yīng)消失不再作為承載構(gòu)件。

3.4圍巖變形分析

以隧道縱向20 m處為研究斷面，分析有管棚支護(hù)和無管棚支護(hù)兩種工況下的圍巖變形情況。隧道貫通后目標(biāo)面圍巖總位移見圖7。由圖7可見：無管棚支護(hù)時(shí)，圍巖最大位移為37.37 mm，主要表現(xiàn)為底部隆起，周邊最大收斂值為19.23 mm；有管棚支護(hù)時(shí)，圍巖位移明顯小于無管棚支護(hù)工況，圍巖最大位移為19.73 mm，主要也表現(xiàn)為底部隆起，周邊最大收斂值為9.25 mm。管棚超前支護(hù)對最大周邊收斂的減小達(dá)51.9%。且從位移分布上看，有管棚支護(hù)工況的位移梯度更小。上述分析表明，管棚超前支護(hù)能顯著減小隧道開挖引起圍巖的擾動范圍和擾動程度，限制隧道周邊位移。

4結(jié)論

本文以卡哈洛直墻拱型泄水隧洞為工程依托，分析了管棚力學(xué)模和管棚在隧道進(jìn)洞開挖過程中的力學(xué)行為。得出主要結(jié)論：

（1） 管棚沉降總體上呈凹槽形分布。在掌子面附近，管棚沉降值達(dá)到最大。

（2） 管棚起始端始終具有較大的彎矩值，掌子面附近的彎矩變化比較明顯。管棚的梁效應(yīng)作用位置隨掌子面的推進(jìn)而變化，在掌子面附近管棚發(fā)揮了較好的梁效應(yīng)，在掌子面后方一段距離管棚梁效應(yīng)消失。

（3） 管棚超前支護(hù)能顯著減小隧道開挖引起圍巖的擾動范圍和擾動程度，限制隧道周邊位移。

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［作者簡介］鄒增富（1984—），男，本科，高級工程師，主要從事橋隧工程建設(shè)與管理工作。