铁路隧道不同跨度下水平旋喷桩承载特性分析

耿大新,闵世超,石钰锋,钱文喜

(华东交通大学土木与建筑学院,南昌 330013)

水平旋喷桩技术是在水平钻孔内通过高压旋喷的方式压注水泥浆，水泥浆在隧道开挖区域外轮廓桩间相互咬合成拱壳，具有较强的刚度、强度与止水功能，是富水软弱地层暗挖隧道预支护首选方案之一。目前关于水平旋喷桩技术研究主要集中在两方面，一方面结合有限元分析，探究水平旋喷结构的力学特性[1-6]；另一方面是结合实际工程研究水平旋喷工法的施工工艺[8-12]。

Babak等[1]基于现场试验，探究了旋喷桩的物理力学性质；Coulter等[2]通过数值模拟改变旋喷桩材料属性及安装顺序，并结合现场实测数据，研究其对地层的影响；张慧乐等[3]基于现场荷载试验与有限元模型，分析水平旋喷拱棚结构的承载特性；石钰锋等[4]借助FLAC3D软件，建立考虑流固耦合的三维模型，探究水平旋喷桩与大管棚复合预支护的加固机理。以往研究多以单一断面进行研究分析，对多断面、规律性研究较少。

本文依托新考塘隧道，采用Midas有限元软件，对不同尺寸隧道断面旋喷桩预支护进行数值模拟，探究水平旋喷预支护效果随隧道开挖跨度的变化规律，以期为不同跨度隧道的水平旋喷预支护结构参数(厚度、刚度)提供参考。

1 工程概况

如图1为赣龙铁路新考塘隧道DK268+040～DK268+265段平面示意，其中DK268+050～DK268+265段为南三龙铁路与赣龙复线联络线道岔进隧道影响段，上行联络线与铁路正线分岔间距为0～10.3 m，采用突变截面形式加宽，DK268+040～DK268+050为未加宽断面。隧道埋深0～48 m，洞身上部处于全风化花岗岩中，下部处于强-微风化花岗岩中。

试验获得该段全风化花岗岩物理力学参数，密度1.75 g/cm3，内摩擦角29.8°，黏聚力12.99 kPa，渗透系数9.674×10-4cm/s，含水率21.8%。可以看出，该隧道围岩的渗透系数较大，黏聚力小，隧道稳定程度较低。

图1 隧道影响段平面示意

根据初步计算提出对该段(DK265+040～DK265+265)采用高压水平旋喷注浆预支护方案：在拱部160°范围内，上部软岩区隧道轮廓线外，进行水平旋喷加固，桩径为50 cm，相邻加固体咬合厚度为10 cm，桩长27 m，环向间距35 cm，如图2所示。

图2 计算模型示意

2 模型建立

选取标准断面(未加宽段面)以及加宽0.8、2、4、6、8、10.3 m断面，共7处隧道断面，建立二维模型。为了简化计算模型，将旋喷桩拱设置为厚度为40 cm的实体拱壳结构(图3)。隧道上部覆盖岩体厚度取40 m，为消除边界影响，底部岩体厚度取3倍隧道跨度，左右两侧岩体厚度取4倍隧道跨度。边界条件：模型底面约束为水平及竖向位移，两边约束水平位移。

图3 水平旋喷桩简化示意(单位：cm)

计算断面见图4，断面为四心圆，工况1跨度为12 m，工况2至工况7跨度依次为12.8、14、16、18、20、22.3 m。

围岩力学参数取自工程勘测资料，并结合铁路隧道设计规范要求及参考文献[3-6]选取，围岩、旋喷桩、衬砌的物理力学参数见表1。

表1 计算参数

图4 隧道计算断面(单位：m)

模拟分析中：①不考虑旋喷桩与土体的滑移；②采用全断面开挖。模拟步骤为：(1)岩体地应力平衡→(2)施作拱部160°范围40 cm旋喷桩壳体→(3)进行全断面开挖(应力释放系数0.7)→(4)施作喷射混凝土衬砌，厚度为30 cm(应力释放系数0.3)。

3 结果分析

3.1 旋喷桩变形分析

不同跨度条件下旋喷桩拱顶、拱肩、拱腰、拱脚4处竖向变形及水平位移变化情况见图5、图6。

由图5可知，随着跨度的增大，旋喷桩拱脚处竖向变形最小，拱顶处最大，拱肩、拱腰处次之。分析图5曲线的斜率变化发现，当隧道跨度<16 m时，拱顶、拱脚以及拱腰平均增长率分别为28.4%、25.9%和19.2%，当隧道跨度>16 m时，其增长率均超过35%。因此，可以认为水平旋喷桩的竖向变形曲线分为2个阶段：当断面跨度<16 m时，旋喷桩顶、肩、腰3处竖向变形曲线接近线性变化；当断面跨度>16 m，竖向变形曲线斜率增大，变化趋势不变。

图5 旋喷桩竖向变形曲线

由图6可以看出，随着跨度的增大，拱肩及拱腰部分增长较为明显，其中拱腰处向隧道临空侧偏移，拱肩、拱顶、拱脚处均向隧道内侧偏移。变形情况与旋喷桩竖向变化趋势一致。

注：正位移方向表示临空侧图6 旋喷桩水平位移变化曲线

3.2 旋喷桩应力分析

为探究在不同跨度条件下旋喷桩应力变化情况，根据对称原理，取旋喷桩右侧部分，对图7所示各点进行应力分析。

图7 旋喷桩应力分析测点布置示意

3.2.1 最大主应力

不同跨度条件下，水平旋喷桩各测点最大主应力变化情况如图8所示。由图8可知：随着隧道跨度的增大，水平旋喷桩D处最大主应力稳定；A、B处最大主应力由正减小为负，变化率有逐步增大趋势，整体较缓；C和F处最大主应力由负增大为正，跨度大于16 m后，变化率有所加快；E处变化率最大，为68%，达到-4.76 MPa。

注：正值表示受拉，负值表示受压图8 各测点最大主应力随断面跨度变化情况

3.2.2 最小主应力

图9为不同跨度条件下，水平旋喷桩各测点最小主应力变化情况。由图9可以看出，随着隧道跨度增大，水平旋喷桩B和D处较为稳定，受影响较小，其他部分与最大主应力变化情况一致。

说明，当隧道跨度在12～16 m时，水平旋喷桩拱顶部分内侧受到拉应力作用，拱腰处以压应力为主。随着隧道跨度进一步增大，水平旋喷桩拱顶内侧受到的拉应力逐步向拱腰处转移，拱腰与拱脚之间压应力迅速增大。

图9 各测点最小主应力随断面跨度变化情况

3.3 旋喷桩等效塑性应变分析

选取部分具有代表性断面，其水平旋喷桩等效塑性应变云图如图10所示。

由图10可以看出，水平旋喷桩的等效塑性应变主要集中在旋喷桩上部一定范围内。当隧道跨度为12 m时，塑性应变值较小，塑性应变范围集中在旋喷桩顶部60°范围内；当跨度<16 m，塑性应变范围在旋喷桩顶部范围增大。随着隧道跨度增大，当隧道跨度>16 m时，旋喷桩拱脚两侧出现塑性应变区，区域进一步扩大。7种工况下旋喷桩塑性应变峰值变化见图11。

图10 旋喷桩等效塑性应变云图

图11 旋喷桩等效塑性应变对比曲线

随着隧道跨度增大，水平旋喷桩塑性应变呈增大的趋势，应变值最小为1.84，最大为6.34，在跨度<16 m，增长较缓，跨度>16 m后，塑性应变增长率迅速增大。

4 与实测数据对比

施工中对各加宽部分断面进行了监测(加宽4 m和加宽8 m断面没有监测)。表2～表5分别为标准断面(跨度12 m)及加宽2 m断面(跨度14 m)、加宽6 m断面(跨度18 m)、加宽10.3 m(跨度22.3 m)典型位置变形的实测与计算值对比情况。由于实测监测点布置于初衬上，承载过程中由于刚度差异以及施工影响，实测值稍大于计算值。

表2 标准断面典型位置变形值 mm

表3 加宽2 m断面典型位置变形值 mm

表4 加宽6 m断面典型位置变形值 mm

表5 加宽10.3 m断面典型位置变形值 mm

根据表中数据，跨度为12、14、18 m及22.3 m断面旋喷桩拱顶、拱肩、拱腰、拱脚4处变形实测值与计算值差异呈规律性，且其整体趋势接近，变化规律基本一致，因此，认为模拟计算基本合理，所得规律基本可信。

5 结论

结合新考塘隧道，研究分析了不同跨度隧道条件对水平旋喷桩变形、应力及塑性应变的影响，得到以下结论。

(1)不同跨度下，旋喷桩变形和常规隧道衬砌变形类似，即拱顶沉降，拱肩、拱腰、拱脚等处体现不同程度收敛，各点变形随跨度增大而增长，当跨度大于某一值时(本算例为16 m)，增长速率加快，拱肩及拱腰位置尤其明显。

(2)旋喷桩内力随跨度变化显著，当跨度较小(本案例12～16 m)时，拱顶内侧受拉，而拱腰处受压，当宽度增大，拱部拉应力区向拱腰处扩展，且拉应力极值增大，而拱腰与拱脚之间压应力迅速增大。

(3)随着隧道跨度不断增大，水平旋喷桩等效塑性应变不断增大，影响范围自拱顶到拱脚呈扩大趋势。

(4)隧道变形实测与旋喷桩变形计算基本一致，表明模拟计算基本合理，所得规律基本可信。

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