營(yíng)盤(pán)路湘江隧道斷層破碎帶段施工掌子面穩(wěn)定性分析*

鄭澤源，施成華，雷明鋒，彭立敏，3，曹成勇

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙 410075;2.福建省電力有限公司泉州電業(yè)局，福建 泉州 362000;3.高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙 410075)

隨著我國(guó)交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的迅速發(fā)展，各種跨江跨海的水下隧道大量涌現(xiàn)，而水下隧道的修建不可避免的會(huì)遇到各種復(fù)雜的問(wèn)題，其中最突出的問(wèn)題是掌子面的穩(wěn)定性問(wèn)題，該問(wèn)題已引起國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注［1－8］。對(duì)于水下隧道斷層破碎帶段掌子面穩(wěn)定性的問(wèn)題，目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要采用理論分析、模型試驗(yàn)、現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析和數(shù)值模擬4種方法進(jìn)行研究［9］。其中數(shù)值分析方法能夠反映巖土體的性質(zhì)，考慮隧道施工方法和隧道施工過(guò)程，以及隧道－土體－結(jié)構(gòu)的相互作用，并預(yù)測(cè)隧道開(kāi)挖時(shí)可能引起的各種變化，可以較直觀地進(jìn)行規(guī)律性研究［10－11］。影響掌子面穩(wěn)定性的因素眾多，地下水滲透力的作用是主要因素之一，以往的研究較少考慮地下水滲透力對(duì)掌子面穩(wěn)定性的影響。為此，本文以湘江隧道傅家洲斷層破碎帶段為工程背景，利用數(shù)值模擬的方法對(duì)其施工過(guò)程中掌子面穩(wěn)定問(wèn)題性進(jìn)行研究，分析地下水滲透力作用下注漿加固與未注漿加固2種情況隧道施工掌子面的安全性。

1 工程概況

1.1 概 述

長(zhǎng)沙市營(yíng)盤(pán)路湘江隧道工程位于長(zhǎng)沙市市區(qū)，地處橘子洲大橋和銀盆嶺大橋之間，其中江中段距橘子洲大橋約1.3 km，距銀盆嶺大橋約2.1 km。主線西起咸嘉湖路段，下穿瀟湘大道、傅家洲、橘子洲和湘江大道，東接營(yíng)盤(pán)路。西岸設(shè)一進(jìn)一出兩匝道，接主線北側(cè)的瀟湘北路;東岸設(shè)一進(jìn)一出兩匝道，進(jìn)口匝道接主線南側(cè)的湘江中路，出口匝道接主線北側(cè)的湘江中路，如圖1所示。

圖1 工程平面布置圖Fig.1 The floor plan of the project

1.2 傅家洲斷層破碎帶段工程地質(zhì)及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)概況

傅家洲破碎帶大致呈北東向展布，傾向南東，傾角較陡。帶中巖性為碎裂巖，灰、青灰色，碎裂結(jié)構(gòu)，富水，風(fēng)化強(qiáng)烈，巖芯多巖屑、巖粉碎石狀，少量的塊狀、柱狀，受該破碎帶影響，其兩側(cè)巖體破碎，全風(fēng)化板巖結(jié)構(gòu)為松疏的砂土狀、角礫狀、碎裂狀，該斷層歸屬于不活動(dòng)斷層。

營(yíng)盤(pán)路斷層破碎帶段隧道結(jié)構(gòu)橫斷面圖如圖2所示。設(shè)計(jì)斷面洞徑為11.86 m，高度為10.11 m，采用T76自進(jìn)式管棚和Φ42超前小導(dǎo)管進(jìn)行超前預(yù)支護(hù)，初支為28 cm厚C30噴射混凝土，二襯為60 cm厚C35鋼筋混凝土。

圖2 隧道結(jié)構(gòu)橫斷面圖(單位:cm)Fig.2 The cross－ sectional figure of tunnel structure(U-nit:cm)

2 三維數(shù)值分析模型

2.1 有限元模型

采用MIDAS/GTS有限元軟件建立三維分析模型，考慮邊界效應(yīng)和計(jì)算效率，模型長(zhǎng)×寬×高取為110 m×50 m×80 m。模型中土體分為粉細(xì)砂層、圓礫層、強(qiáng)風(fēng)化板巖層和斷層破碎帶4種地層。土體和加固圈均采用實(shí)體單元模擬，采用M－C彈塑性屈服準(zhǔn)則;初期支護(hù)采用殼單元模擬，二襯采用實(shí)體單元模擬。支護(hù)結(jié)構(gòu)力學(xué)參數(shù)采用綜合剛度法來(lái)反映鋼筋網(wǎng)和鋼支架的支護(hù)作用，而錨桿、超前小導(dǎo)管、自進(jìn)式管棚加固則采取提高隧道開(kāi)挖附近6 m范圍內(nèi)的土體參數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)。計(jì)算模型如圖3所示，物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

圖3 計(jì)算模型示意圖Fig.3 The schemes of calculation model

2.2 隧道施工模擬

采用有限元軟件Midas/GTS進(jìn)行流固耦合數(shù)值模擬，考慮滲流場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)相互作用，分析隧道周邊圍巖的施工力學(xué)效應(yīng)?；静襟E如下。

第1步:進(jìn)行開(kāi)挖前圍巖初始滲流場(chǎng)和初始應(yīng)力場(chǎng)分析;

表1 圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)取值表Table 1 The mechanical parameters value of surrounding rock and supporting structure

第2步:模擬開(kāi)挖引起的滲流場(chǎng)變化;

第3步:將滲流場(chǎng)變化產(chǎn)生的滲透力作用到隧道開(kāi)挖過(guò)程中，分析滲透力和隧道開(kāi)挖共同作用下引起的圍巖應(yīng)力應(yīng)變變化;

第4步:對(duì)開(kāi)挖面進(jìn)行初期支護(hù)或施作二襯。

隨著施工步的進(jìn)行，重復(fù)執(zhí)行第2步到第4步，直到支護(hù)施做完畢為止。

本文主要是研究隧道過(guò)斷層破碎帶時(shí)掌子面的穩(wěn)定性，計(jì)算時(shí)對(duì)施工步的模擬進(jìn)行了適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化。首先開(kāi)挖南線(模型中右側(cè)隧道)，進(jìn)尺為5 m，當(dāng)開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)進(jìn)尺改為1 m，開(kāi)挖方法為全斷面法，初期支護(hù)緊跟;在南線開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)北線(模型中左側(cè)隧道)同時(shí)開(kāi)挖，進(jìn)尺同為5 m，緊跟初期支護(hù)，且南北兩線隧道掌子面相距20 m;當(dāng)南線在斷層破碎帶中開(kāi)挖5 m時(shí)，停止開(kāi)挖，分析此時(shí)南線掌子面的穩(wěn)定性。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 孔隙水壓力場(chǎng)分析

南線隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)，圍巖的孔隙水壓力場(chǎng)云圖如圖4所示，掌子面孔隙水壓力變化情況如圖5所示。

圖4 圍巖孔隙水壓力云圖Fig.4 The pore water pressure of surrounding rock

分析圖4和圖5可知:

圖5 掌子面孔隙水壓力變化曲線Fig.5 The pore water pressure curve of tunnel face

(1)未注漿加固時(shí)，隧道開(kāi)挖對(duì)圍巖孔隙水壓力場(chǎng)的影響顯著，圍繞洞周形成漏斗狀低孔隙水壓力區(qū)，其分布范圍從隧道洞周延伸到江底，隧道洞周水壓力等勢(shì)面較為密集，水壓力較低。

(2)注漿加固后，隧道開(kāi)挖對(duì)圍巖初始孔隙水壓力場(chǎng)的影響不明顯，在隧道洞周4 m范圍內(nèi)孔隙水壓力明顯較低，該范圍內(nèi)的滲透力較大;而在該范圍外孔隙水壓力變化不大，其滲透力很小，可近似認(rèn)為只受靜水壓力的作用。

(3)分析掌子面前方10 m范圍內(nèi)的圍巖，未注漿加固的情況下，該區(qū)域的孔隙水壓力明顯比注漿加固后大，且越靠近掌子面水壓力等勢(shì)面越密集，而注漿加固后該區(qū)域圍巖的水壓力等勢(shì)面基本一致。

(4)從掌子面上看，其孔隙水壓力隨著隧道的開(kāi)挖先增大后減小，當(dāng)隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)達(dá)到最大值，之后由于掌子面逐漸遠(yuǎn)離江水其值逐步減小。未注漿加固時(shí)，掌子面中心點(diǎn)的水壓力約為41 kPa，注漿加固后其值約為11.2 kPa，僅為未注漿加固的27%?？梢?jiàn):注漿加固的堵水作用較為顯著，掌子面的穩(wěn)定性得到提高。

3.2 滲流流速分析

南線隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)，圍巖的滲流流速云圖如圖6所示，掌子面滲流流速變化情況如圖7所示。

圖6 圍巖滲流流速云圖Fig.6 The seepage velocity of surrounding rock

圖7 掌子面滲流流速變化曲線Fig.7 The seepage velocity curve of tunnel face

分析圖6和圖7可知:

(1)未注漿加固時(shí)，隧道開(kāi)挖后孔隙水壓力場(chǎng)圍繞洞周形成漏斗狀低水壓力區(qū)，導(dǎo)致該區(qū)域產(chǎn)生水力坡降，地下水沿著水力坡降向隧道內(nèi)滲流。在距隧道洞周3～5 m范圍內(nèi)及掌子面前方10 m范圍內(nèi)的圍巖，其滲流流速較大。當(dāng)隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)，掌子面前方圍巖滲流場(chǎng)與江水連通，掌子面滲流流速最大。

(2)注漿加固后，由于隧道洞周4 m之外的圍巖孔隙水壓力基本不變，故該區(qū)域滲流流速非常小，可認(rèn)為不發(fā)生滲流。從滲流流速云圖看，滲流主要是發(fā)生在掌子面及前方5 m范圍內(nèi)未開(kāi)挖的隧道土體，且在掌子面底部滲流流速最大。

(3)從掌子面上看，其滲流流速隨著隧道的開(kāi)挖亦先增大后減小，在隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)達(dá)到最大值，之后由于孔隙水壓力的降低而逐漸減小。未注漿加固時(shí)，掌子面中心點(diǎn)的滲流流速約為1.05 m/s，注漿加固后減小為 0.53 m/s ，約為未加固時(shí)的50%，說(shuō)明注漿加固有效的改善了掌子面的滲流情況，其滲流流速顯著減小。

3.3 初期支護(hù)應(yīng)力分析

南線隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)，初期支護(hù)最大、最小主應(yīng)力云圖分別如圖8和圖9所示;其最大、最小主應(yīng)力變化情況分別如圖10和11所示。

圖8 最大主應(yīng)力云圖Fig.8 The maximum principal stress

圖9 最小主應(yīng)力云圖Fig.9 The minimum principal stress

圖10 最大主應(yīng)力變化曲線Fig.10 The curve of the maximum principal stress

圖11 最小主應(yīng)力變化曲線Fig.11 The curve of the minimum principal stress

從圖8～11可見(jiàn):

(1)未注漿加固時(shí)初支的最大主應(yīng)力值約為5.01 MPa，超過(guò)了設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度1.5 MPa，其安全性不滿(mǎn)足要求;而注漿加固后其值為0.88 MPa，小于抗拉強(qiáng)度容許值，初支的安全性滿(mǎn)足要求。未注漿加固與注漿加固2種情況，初支的最大主應(yīng)力均出現(xiàn)在與掌子面接觸的仰拱處，該位置是最不利位置，施工時(shí)應(yīng)予以重視，保證施工質(zhì)量，做好監(jiān)控量測(cè)工作。

(2)從初支最小主應(yīng)力云圖看，未注漿加固時(shí)其值約為－14.83 MPa，小于設(shè)計(jì)抗壓強(qiáng)度15 MPa，初支的安全性能夠滿(mǎn)足要求;注漿加固后值為－7.73 MPa，約為未加固時(shí)的52%，初支的安全性滿(mǎn)足要求。未注漿加固與注漿加固2種情況，初支的最小主應(yīng)力均出現(xiàn)在墻角位置，而未注漿加固時(shí)在掌子面仰拱處已經(jīng)出現(xiàn)拉應(yīng)力，其安全性不滿(mǎn)足要求。

(3)初支應(yīng)力隨著隧道的開(kāi)挖逐漸增大，未注漿情況下隧道開(kāi)挖至破碎帶時(shí)其應(yīng)力顯著增大，而注漿加固后其值增大不明顯。可見(jiàn)，注漿加固后，初支的安全性得到明顯改善，圍巖及掌子面的穩(wěn)定性得到了顯著提高。

3.4 位移分析

南線隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)，圍巖位移云圖如圖12所示。

圖12 圍巖位移云圖Fig.12 The displacements of surrounding rock

分析圖12可見(jiàn):

(1)未注漿加固時(shí)，隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)圍巖位移與地表連通，掌子面前方圍巖位移近似呈楔形分布，上方圍巖則近似呈筒倉(cāng)狀分布，掌子面中心點(diǎn)位移約為111.6 mm，其位移超過(guò)了容許位移。

(2)注漿加固后，隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)掌子面上方圍巖位移顯著減小，掌子面中心點(diǎn)位移約為22.3 mm，其值約為不加固條件下的20%，其值小于容許位移。

(3)從圍巖位移云圖看，不管注漿與否圍巖最大位移均出現(xiàn)在掌子面中心點(diǎn)，未注漿情況下圍巖位移不滿(mǎn)足要求，注漿加固后圍巖位移得到有效控制，圍巖及掌子面的穩(wěn)定性能夠滿(mǎn)足要求。

3.5 塑性區(qū)分析

南線隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)，圍巖塑性變區(qū)分布云圖如圖13所示。

圖13 圍巖塑性區(qū)分布云圖Fig.13 The plastic zone of surrounding rock

分析圖13可知:

(1)未注漿加固情況下，隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)掌子面前后10 m范圍內(nèi)圍巖出現(xiàn)塑性區(qū)，圍巖的最大塑性應(yīng)變出現(xiàn)在掌子面底部，其值約為14.85。

(2)注漿加固后，隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)掌子面前方5 m范圍內(nèi)出現(xiàn)塑性區(qū)，圍巖的最大塑性應(yīng)變值亦出現(xiàn)在掌子面底部，其值約為3.5，僅為未加固情況的25%。

(3)注漿加固后，圍巖塑性區(qū)的分布范圍減小了50%，最大塑性變形值減小了3/4，總體上看，超前注漿加固有效地控制了圍巖的塑性變形，圍巖及掌子面穩(wěn)定性得到了保障。

4 結(jié)論

(1)在未注漿加固情況下，隧道施工掌子面的穩(wěn)定性不能滿(mǎn)足要求;注漿加固后，圍巖及掌子面的穩(wěn)定性得到顯著提高，其安全性能夠滿(mǎn)足要求。

(2)隧道開(kāi)挖后，地下水滲透力的作用弱化了圍巖的力學(xué)性質(zhì)，對(duì)圍巖及掌子面的穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響，對(duì)掌子面進(jìn)行穩(wěn)定性分析時(shí)不能忽視地下水滲透力的作用。

(3)隧道開(kāi)挖至斷層破碎帶時(shí)，圍巖及初期支護(hù)的受力和變形、圍巖孔隙水壓力和滲流流速均達(dá)到最大值，圍巖及掌子面的穩(wěn)定性最差。

(4)注漿加固起到了明顯的堵水作用，改善了初支的受力狀態(tài)，有效地控制了圍巖位移，縮小了圍巖及掌子面的塑性區(qū)范圍，總體上看，注漿加固對(duì)提高圍巖及掌子面穩(wěn)定性效果顯著。

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