管棚布設范圍對軟巖隧道圍巖穩(wěn)定性影響研究

代 聰， 何 川， 劉川昆， 郭文琦

(1. 四川省交通運輸發(fā)展戰(zhàn)略和規(guī)劃科學研究院， 四川 成都 610041； 2. 西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031)

0 引言

隧道施工過程中，常見的超前支護方法主要有管棚、小導管、水平旋噴樁等[1]。管棚可對隧道拱部起到超前支護的作用，從而為隧道的開挖提供安全保障[2]，其具有施工速度快、安全性能高等優(yōu)點，被認為是防止圍巖大變形甚至坍塌的最有效、最合理的輔助措施之一[3]。目前，管棚已廣泛應用于隧道進、出口淺埋段，斷層破碎帶、裂隙發(fā)育帶等特殊地質段，大跨度隧道等特殊結構形式地段，對沉降有嚴格要求的下穿工程和城市淺埋隧道工程。但是，管棚施工參數(shù)的設計主要依賴于工程類比[4]，使得管棚設計參數(shù)在某些工程中過于保守、造成浪費，而在有些工程中又存在隱患。因此，國內外學者針對管棚的參數(shù)優(yōu)化開展了大量研究。

管棚布設范圍是管棚設計參數(shù)的一個重要指標，國內外學者針對管棚布設范圍等參數(shù)展開了大量的研究和探討。Tan等[5]以淺埋隧道為依托，采用有限差分軟件FLAC2D研究了管棚布設范圍和鋼管外徑對地層變形的影響規(guī)律，結果表明管棚門形布置比馬蹄形布置更有利于控制地表沉降。Oke等[6]采用數(shù)值模擬的方法，研究了管棚布設范圍、外插角度和抗彎剛度等對隧道洞周收斂的影響規(guī)律，結果表明管棚設計參數(shù)均存在一個最優(yōu)值。楊釗等[7]以廈門翔安隧道為研究對象，采用數(shù)值計算方法對進口段管棚參數(shù)進行了優(yōu)化分析，結果表明管棚的布設范圍、環(huán)向間距、注漿厚度均存在最優(yōu)值。孫士成等[8]以小相寨隧道出口段為依托，采用數(shù)值模擬的方法研究了管棚布設范圍、環(huán)向間距和注漿厚度等對隧道拱頂沉降的影響規(guī)律，優(yōu)化了依托工程管棚的設計參數(shù)。孟猛[9]采用有限差分軟件建立了合福高鐵白樺隧道洞口管棚支護段數(shù)值計算模型，研究了管棚直徑、長度、環(huán)向間距、布設范圍和注漿厚度等對隧道拱頂沉降的影響規(guī)律。臺啟民等[10]采用敏感性分析的方法，研究了管棚直徑、長度、布設范圍、環(huán)向間距和注漿厚度等參數(shù)對隧道圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律，給出了依托工程管棚設計參數(shù)的最優(yōu)值。

上述研究大多通過數(shù)值模擬的方法，根據(jù)設計參數(shù)對圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律獲取最優(yōu)值，鮮有采用模型試驗進行研究。本文依托藍家?guī)r特長公路隧道，采用數(shù)值模擬和模型試驗相結合的方法研究了管棚布設范圍對軟巖隧道圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律，以期為管棚支護參數(shù)的設計提供參考。

1 工程概況

在建的藍家?guī)r公路隧道為“5·12”汶川地震災后重建項目，位于阿壩州茂縣境內，是連接茂縣和綿竹交通的控制性工程。藍家?guī)r隧道設計總長8 149 m，最大埋深約1 780 m，是一座典型的深埋特長公路隧道。藍家?guī)r隧道剖面如圖1所示，沿線穿越地層主要為千枚巖，該類巖體具有強度低、層間接觸差、節(jié)理裂隙等結構面發(fā)育、遇水軟化等特點，施工難度巨大。

圖1 藍家?guī)r隧道剖面圖

在藍家?guī)r隧道施工過程中，采用應力解除法在隧道K49+205斷面處進行了地應力的實測工作，該測點處隧道的埋深約為820 m，穿越地層為千枚巖，地應力量值及圍巖力學參數(shù)分別見表1和表2。根據(jù)實測結果可知，K49+205段圍巖的初始地應力場為高地應力場，且圍巖力學參數(shù)較差，極易發(fā)生大變形。該段隧道斷面尺寸如圖2所示。

2 數(shù)值模擬

2.1 模型建立

借助Midas軟件建立藍家?guī)r隧道的數(shù)值模型并將其導入FLAC3D，其尺寸為87.5 m×87.5 m×52.5 m(長×高×寬)，模型上表面為自由邊界，并限制側面及底面的法向位移，如圖3所示。

表1 K49+205處初始地應力

表2 圍巖力學參數(shù)

圖2 隧道斷面圖(單位： cm)

(a) 模型整體圖

(b) 模型局部圖

假定圍巖為均質的，且不考慮巖土體的蠕變效應和地下水的影響。因本文研究的是隧道施工期的安全性，故只對初期支護進行模擬。隧道施工采用短臺階法，開挖進尺為1.75 m，臺階長度為7 m。

本文主要研究管棚的布設范圍對圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律，共擬定了10種計算工況，如表3所示。管棚的其他設計參數(shù)為： 長度為20 m、直徑為180 mm(壁厚6 mm)、環(huán)線間距為0.25 m、注漿厚度為0.5 m。

表3 計算工況

2.2 參數(shù)選取

圍巖采用實體單元模擬，選用摩爾-庫侖本構模型，其物理力學參數(shù)根據(jù)地質勘查報告和相關規(guī)范選取。采用Shell單元對初期支護進行模擬，選用彈性本構模型。初期支護參數(shù)見表4，初期支護采用等效剛度法進行近似模擬[11]，經(jīng)計算得到初期支護的等效彈性模量為31.66 GPa、等效厚度為26.27 cm。

注漿管棚的等效彈性模量Ep按受彎構件，根據(jù)鋼管混凝土規(guī)范提供的抗彎剛度表達式計算：

EpIp=EsIs+kwEcIc。

(1)

式中：Es、Is分別為鋼管的彈性模量和慣性矩；Ec、Ic分別為管內砂漿的彈性模量和慣性矩；Ep、Ip分別為注漿管棚的等效彈性模量和等效慣性矩；kw為考慮管棚砂漿開裂引起砂漿剛度折減的系數(shù)，規(guī)范建議取0.6。

表4 初期支護參數(shù)表

根據(jù)已有文獻可知，鋼管的彈性模量為210 GPa，管內砂漿的彈性模量為23 GPa，由式(1)可以得到管棚的等效彈性模量為68.081 GPa。

數(shù)值計算過程中，當采用實體單元對管棚結構進行模擬時，如不考慮圍巖和管棚之間的接觸作用，會使得計算結果與工程實際存在較大的誤差，主要原因在于管棚單元和圍巖單元之間共節(jié)點，無法模擬管棚與圍巖間由于接觸面或者巖體破壞產(chǎn)生的相互滑移和脫離。因此，本文通過在管棚與圍巖之間添加接觸單元以模擬二者之間的接觸效應，接觸單元采用庫侖滑動模型。依據(jù)FLAC3D使用手冊，接觸單元的參數(shù)kn和ks按下式求解：

(2)

式中：K為圍巖的體積模量；G為圍巖的剪切模量；△Zmin為接觸面法向上連接區(qū)域的最小尺寸。

根據(jù)式(2)可以計算得到kn=ks=2×1010。注漿區(qū)采用實體單元模擬，選用摩爾-庫侖本構模型。根據(jù)相關規(guī)范和細則[12-13]，將圍巖的黏聚力提高30%以模擬注漿的作用。

2.3 結果分析

2.3.1 拱頂沉降

拱頂沉降隨管棚布設范圍變化曲線如圖4所示。由圖4可知，在管棚其他參數(shù)保持不變的情況下，隨著管棚布設范圍的增大，拱頂沉降的最終值呈現(xiàn)出近似單調減小的趨勢。管棚布設范圍由90°增大到180°時，拱頂沉降的最終值由-0.389 m減小至-0.317 m，降低幅度達18.5%。

圖4 拱頂沉降隨管棚布設范圍變化曲線

Fig. 4 Variation curve of crown settlement with pipe roof layout range

2.3.2 拱腳收斂

拱腳收斂隨管棚布設范圍變化曲線如圖5所示。由圖5可知，在管棚其他參數(shù)保持不變的情況下，隨著管棚布設范圍的增大，拱腳收斂的最終值呈現(xiàn)出非線性減小的趨勢。當管棚布設范圍在90°～120°時，拱腳收斂的減小速率較慢；當管棚布設范圍大于120°后，拱腳收斂的減小速率逐步加快，說明相對較大的布設范圍能夠有效控制洞周拱腳收斂；當管棚布設范圍由90°增大到180°時，拱腳收斂的最終值由-0.486 m減小至-0.355 m，降低幅度達26.9%。

圖5 拱腳收斂隨管棚布設范圍變化曲線

Fig. 5 Variation curve of arch feet convergence with pipe roof layout range

綜上所述，加大管棚布設范圍能夠有效控制圍巖的變形，提高管棚的支護效果。另外，管棚布設范圍的改變對拱腳收斂的影響程度大于拱頂沉降。

2.3.3 管棚縱向變形

拱頂處管棚縱向變形隨管棚布設范圍變化曲線如圖6所示。由圖6可知，不同管棚布設范圍情況下，管棚縱向變形規(guī)律一致。由于管棚起始端與孔口管焊接成整體，且孔口管固定在鋼架上，所以管棚起始段撓度較?。浑S著布設范圍的增大，管棚撓度呈現(xiàn)減小的趨勢，說明增大管棚布設范圍有利于改善拱頂處管棚的受力狀態(tài)。

圖6 拱頂處管棚縱向變形隨管棚布設范圍變化曲線

Fig. 6 Variation curves of pipe roof longitudinal deformation with pipe roof layout range

3 模型試驗

3.1 相似關系確定

試驗以幾何相似比(CL=35)和重度相似比(Cγ=1)為基礎，根據(jù)相似準則可得到其他物理力學參數(shù)原形值與模型值的相似比為： 泊松比、應變和內摩擦角的相似比滿足Cμ=Cε=Cφ=1；強度、應力、黏聚力和彈性模量的相似比滿足CR=Cσ=Cc=CE=35。

3.2 圍巖相似材料

圍巖以容重、彈性模量、黏聚力和內摩擦角等為主要控制參數(shù)，原型土體和模型材料的物理力學參數(shù)見表4。圍巖相似材料以粉煤灰為主，同時摻入一定比例河砂、石英砂、重晶石粉、松香、機油和凡士林等的混合物進行模擬。采用直剪儀和常規(guī)三軸壓力機等試驗設備，按照不同比例制作大量標準相似材料試件，通過對物理力學參數(shù)的測定，得到最終達到物理力學參數(shù)要求的配合比，如表5所示。相似材料配比試驗如圖7所示。

表4 材料物理力學參數(shù)

表5 圍巖相似材料配合比

(a) 材料三軸試驗

(b) 材料直剪試驗

3.3 初期支護模擬

本次試驗主要研究管棚布設范圍對軟巖隧道施工期圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律，因此試驗中僅模擬隧道的初期支護。測試部分的初期支護包括鋼拱架、噴射混凝土和縱向連接的鋼筋網(wǎng)，為便于室內模型試驗的開展，采用石膏、水和硅藻土的混合材料對初期支護進行模擬，混合材料配比通過試驗確定。

初期支護采用間距0.5 m的I20b全環(huán)鋼架，厚度26 cm的C20噴射混凝土，間距20 cm×20 cm的φ8 mm雙層鋼筋網(wǎng)。初期支護采用等效剛度法進行近似模擬[11]，經(jīng)計算得到初期支護的等效彈性模量為31.66 GPa、等效厚度為26.27 cm。

試件養(yǎng)護及試件壓縮如圖8所示。采用特殊石膏按照不同配比制作大量標準試件并進行養(yǎng)護，通過壓縮試驗測定試件物理力學參數(shù)?？紤]該試驗主要研究隧道支護結構的變形，因此確定了滿足彈性模量相似關系要求的最終配合比，即石膏∶水∶硅藻土=1∶2∶0.4。

3.4 超前管棚模擬

管棚通過等效抗彎剛度滿足相似關系來模擬，試驗過程中采用鋼絲模擬管棚。如上文所述，管棚的長度為20 m、直徑為180 mm(壁厚6 mm)，根據(jù)相似關系，采用長度為0.57 m、直徑為3.658 mm的鋼絲模擬管棚。使用之前，在鋼絲表面涂抹環(huán)氧樹脂作為膠結劑并沿桿長粘貼一層石英砂，用以增加管棚與模型土之間的摩擦力。在模型制作過程中，將管棚預埋在設計位置。

(a) 成型試件

(b) 試件壓縮

為限制管棚的位置并模擬管棚兩端的約束，設計制作了套拱結構模擬隧道開挖斷面，如圖9所示。套拱的厚度為1 cm，在其上方拱部180°范圍內開有小孔，孔間距為1 cm，孔直徑為4 mm。鋼絲與套拱之間可施加粘結劑(模擬管棚端部剛接)及不施加粘結劑(模擬管棚端部鉸接)。

圖9 鋼絲及套拱圖示意圖

3.5 模型試驗分組

本次試驗主要研究管棚布設范圍對圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律，除管棚布設范圍外的其余參數(shù)為定值(管棚直徑為180 mm、長度為20 m、環(huán)向間距為0.35 m、注漿厚度為0.5 m、外插角度為0°)，總共設計了4組試驗方案，見表6。不同布設范圍的管棚模型如圖10所示。

表6 模型試驗分組

(a) 布設范圍α=90°

(b) 布設范圍α=120°

(c) 布設范圍α=150°

(d) 布設范圍α=180°

3.6 試驗裝置及加載模式

圖11(a)示出模型隧道三維應力場綜合試驗平臺。該試驗平臺除了能夠模擬自重應力場外，還能夠模擬各種復雜構造應力場，是一個能實現(xiàn)三維應力場的模擬試驗系統(tǒng)，主要包括千斤頂、箱體、反力架和液壓穩(wěn)壓加載裝置及操作控制臺。

試驗箱體能夠實現(xiàn)前后、上下和左右3個方向的獨立加載，寬度方向加載范圍可實現(xiàn)以0.5 m為梯度從0.5 m到1.5 m的變化。反力架能夠為箱體上、下、左、右4個面上的36套60 t級加載千斤頂提供反力，前、后2個面通過對拉桿連接，可為后面板上的9套100 t級千斤頂提供反力。液壓穩(wěn)壓加載裝置及操作控制臺可實現(xiàn)長期穩(wěn)壓與自動補償。

(a) 模擬試驗系統(tǒng)

(b) 液壓千斤頂加載

試驗過程中，實際地應力的模擬是通過操作控制臺控制千斤頂在試驗箱體各側面施加相應的荷載。千斤頂?shù)脑O計出力與實際地應力的換算關系見表7。

表7千斤頂?shù)脑O計出力與實際地應力的換算關系

Table 7 Conversion relationship between design output of jack and actual ground stress

步驟計算參數(shù)計算公式1最大水平主應力模型值σHm=σHp/Cσ2每個加載板上的集中力F=σHmA3每個千斤頂所需提供的集中力f=F/n4每個千斤頂?shù)脑O計出力σJ=f/AJ

注：σHp為最大水平主應力的原型值；Cσ為應力相似比；A為加載板的面積；n為每個加載板上千斤頂?shù)膫€數(shù)；AJ為千斤頂油缸的面積。

圖11(b)示出液壓千斤頂加載裝置，采用分級加載的方式完成初始應力場施加，并根據(jù)地應力大小按比例依次加載試驗箱體3個方向的加載板。依據(jù)相似比得到的各加載板上千斤頂設計出力見表8。

表8 千斤頂設計出力

3.7 量測系統(tǒng)及監(jiān)測方案

本次試驗主要監(jiān)測隧道的洞周變形，在隧道軸向的中間設計1個觀測斷面，如圖12所示。在監(jiān)測斷面的拱頂和拱腳部位預埋位移傳導桿，并采用差動式數(shù)顯位移計在試驗箱體表面對拱頂沉降和拱腳收斂進行測量，測量精度為0.01 mm。測點布置如圖13所示。

圖12 模型斷面監(jiān)測方案(單位： m)

圖13 洞周位移監(jiān)測

3.8 試驗結果分析

隧道模型開挖、支護和測試完成后，對試驗結果進行統(tǒng)計分析，并根據(jù)相似準則及試驗相似比，將隧道模型測得的洞周位移的結果轉換為隧道原型的洞周位移。

3.8.1 拱頂沉降

拱頂沉降隨管棚布設范圍變化曲線如圖14所示。由圖14可知，在管棚其他參數(shù)保持不變的情況下，隨著管棚布設范圍的增大，拱頂沉降呈現(xiàn)出近似線性降低的變化規(guī)律。當管棚的布設范圍取90°時，拱頂沉降的最終值為-0.392 m；當管棚的布設范圍取180°時，拱頂沉降的最終值為-0.321 m，較之布設范圍取90°時降低18.11%。

圖14 拱頂沉降隨管棚布設范圍變化曲線

Fig. 14 Variation curve of crown settlement with pipe roof layout range

3.8.2 拱腳收斂

拱腳收斂隨管棚布設范圍變化曲線如圖15所示。由圖15可知，在管棚其他參數(shù)保持不變的情況下，隨著管棚布設范圍的增大，拱腳收斂的最終值呈現(xiàn)出非線性減小的變化規(guī)律。當管棚布設范圍在90°～120°時，拱腳收斂的減小速率較慢；當管棚布設范圍大于120°后，拱腳收斂的減小速率逐步加快；當管棚的布設范圍取90°時，拱腳收斂的最終值為-0.492 m；當管棚的布設范圍取180°時，拱腳收斂的最終值為-0.358 m，較之布設范圍取90°時降低27.2%。模型試驗結果也證明管棚范圍的改變對拱腳收斂的影響程度大于拱頂沉降，這與數(shù)值計算得到的規(guī)律一致。

圖15 拱腳收斂隨管棚布設范圍變化曲線

Fig. 15 Variation curve of arch feet convergence with pipe roof layout range

對比數(shù)值計算與模型試驗的結果可知， 二者得到的洞周圍巖變形隨管棚布設范圍的規(guī)律是一致的，且2種方法得到的各工況下洞周變形的量值較為接近，說明本文得到的洞周圍巖變形與管棚布設范圍的關系是合理的。

4 結論與建議

1)在管棚其他參數(shù)保持不變的情況下，隨著管棚布設范圍的增大，拱頂沉降的最終值呈現(xiàn)出近似單調減小的趨勢。管棚布設范圍由90°增大到180°時，拱頂沉降的最終值由-0.389 m減小至-0.317 m，降低幅度達18.5%。

2)在管棚其他參數(shù)保持不變的情況下，隨著管棚布設范圍的增大，拱腳收斂的最終值呈現(xiàn)出非線性減小的趨勢。當管棚布設范圍在90°～120°時，拱腳收斂的減小速率較慢；當管棚布設范圍大于120°后，拱腳收斂的減小速率逐步加快，表明相對較大的布設范圍能夠有效控制洞周拱腳收斂；當管棚布設范圍由90°增大到180°時，拱腳收斂的最終值由-0.486 m減小至-0.355 m，降低幅度達26.9%。

3)不同管棚布設范圍情況下，管棚縱向變形規(guī)律一致。由于管棚起始端與孔口管焊接成整體，且孔口管固定在鋼架上，所以管棚起始段撓度較?。浑S著布設范圍的增大，管棚撓度呈現(xiàn)減小的趨勢，說明增大管棚布設范圍有利于改善拱頂處管棚的受力狀態(tài)。

4)加大管棚布設范圍能夠有效控制圍巖的變形，提高管棚的支護效果，且管棚布設范圍的改變對拱腳收斂的影響程度大于拱頂沉降。對比分析不同管棚布設范圍條件下的數(shù)值模擬及模型試驗結果，二者得到的洞周圍巖變形隨管棚布設范圍的規(guī)律是一致的，且2種方法得到的各工況下洞周變形的量值較為接近，說明本文得到的洞周圍巖變形與管棚布設范圍的關系是合理的。

5)高地應力作用下的軟巖隧道，巖石的流變效應十分明顯，下一步建議在數(shù)值模擬及模型試驗過程中考慮巖石的流變效應對隧道穩(wěn)定性的影響。