土石混合体地层桩承式隧道施工力学模拟分析

蔡成曦,姜志远,殷永波,赵新,胡世兴,靳晓光

1. 中铁二十一局集团第五工程有限公司,重庆 402160;2. 重庆大学土木工程学院,重庆 400045

0 引言

近年来,在山地城市轨道交通建设中多遇到土石混合体这一类地质体。土石混合体相对松散,力学性质较复杂,对隧道的施工安全和运营后的长期稳定有较大影响。从土石混合体物理力学参数的角度考虑:刘新荣等[1]通过室内大型直剪试验及颗粒离散元数值试验,分析土石混合体颗粒间的作用规律和剪切强度的细观机理;Charles等[2]对不同围压下压实堆石的抗剪强度及变形特征进行试验研究;Simoni等[3]对土石混合体进行三轴试验并分析应力应变关系,认为土石混合体有明显剪切膨胀性;Varadarajan等[4]采用三轴试验分析2种土石混合体,发现土石混合体的剪切参数随填料粒径的增大而增大;罗亚琼等[5]采用正交设计试验方法进行考虑含水量和含石量等多因素、多水平影响的土石混合体大型直剪试验,通过分析土石混合体剪切强度特性,提出抗剪强度准则,引入极差分析各因素对土石混合体的结构力学特性和摩阻角的影响规律;陈美婷等[6]采用大型直剪试验仪研究土石混合体与结构接触面的力学特性受结构接触面粗糙度的影响,采用下移结构面法分析特定粗糙度下的剪切带特性;杨忠平等[7]根据室内直剪试验结果标定软件PFC2D中的土石混合体模型细观参数,模拟分析不同含石量的试样在不同围压下的剪切特征;雪青华[8]基于室内剪切试验,采用PFC2D分析土石混合料在不同含石率、法向压力、块石形状及最大粒径下的块石破碎特征及剪切破坏特征。

从土石混合体工程施工的安全性和隧道结构的稳定性角度考虑:胡瑞林等[9]结合宏观尺度和微观尺度下的物理力学试验与模拟,采用多尺度分析法研究土石混合体的强度、变形和渗透等特性及结构控制机理,分析含石量、块石形状、基质组分和土-石级配等关键结构因子的制约规律,探讨土石混合体强度变形特征的随机性;王琳[10]将软件MATLAB与FLAC2D结合模拟土石混合体三轴试验,将土石混合体的物理力学参数应用于工程分析;罗祺月[11]在深回填土区暗挖隧道工程中综合采用理论分析、现场监测和数值模拟等方法,分析土石混合体地层中隧道开挖引起的围岩应力和变形变化规律,研究不同隧道埋深、含石量、开挖方式和支护方式对隧道稳定性的影响;王凯[12]针对国道G314公格尔隧道两端口段围岩为土石混合体地层的工程特点,考虑含石率和粗糙度等因素,采用现场原位试验分析土石混合体的力学性质,将数值模拟和现场监测结合分析隧道土石混合体围岩的稳定性;杨波等[13]采用PFC2D对土石混合体块石结构、隧道衬砌及基坑支护结构进行高精细度建模并模拟施工过程,研究土石混合体地层中基坑开挖对既有隧道的影响规律;刘康琦等[14]基于强度折减法,采用软件FLAC3D研究土体的蠕变特征,分析蠕变参数对土石混合体边坡变形及稳定性的影响;宋上明[15]根据室内试验结果对某市的土石混合体提出以含水率和含石量为指标的分类方法及适用于该地区回填土围岩分级的指标和方法。

目前关于土石混合体的研究中较少关注桩承式隧道在土石混合体围岩下的施工力学特征及稳定性分析。本文采用FLAC3D进行数值建模和分析,研究土石混合体在预注浆加固后桩承式隧道开挖变形稳定阶段的受力变形特征和破坏模式,及桩基础作业完成后二次衬砌及桩基的受力变形规律,以期为隧道安全施工提供数据支持。

1 工程简介

依托工程隧道局部纵断面如图1所示。沿线地面高程为235.0～247.0 m,土层厚约11.5～56.0 m,主要成分为素填土;隧道拱顶填土厚17.3～34.1 m,隧道底板至基岩填土厚0～18.5 m,隧道成洞条件极差,无支撑时易发生大规模坍塌。隧道下部填土存在差异沉降、地下水作用及较陡的岩土分界面,整个土石混合回填土区存在蠕动趋势,对隧道的安全施工及长期稳定十分不利。土石混合体呈褐灰色,主要成分为黏性土,夹杂有砂岩、砂质泥岩碎块石,含石量为20%～40%,碎块最大粒径约为0.400 m,填土整体略密实,轻微湿润,剪切波速为158～170 m/s,堆填约5～10 a,为中软土。

图1 隧道局部纵断面示意图

2 模拟分析方案

单位:m。 图2 简化隧道断面示意图

2.1 模型几何尺寸

参照图1选取断面,分析土石混合回填土区桩承式隧道的施工力学特征和稳定性,未考虑隧道间的相互影响,简化隧道围岩。隧道开挖将引起周围岩土体的应力重分布,应力扰动主要分布在隧道周边1.5D(D为隧道直径)的范围内[16]。取隧道周边1.4D的范围作为核心区,注浆区为隧道周边3.0 m范围,土石混合体区为隧道周边8.0 m范围。为统一桩承式隧道底部桩基础生成方式,以核心区下边界为基岩面,简化后如图2所示。

模型宽108.0 m,高74.0 m,隧道埋深约27.0 m,隧道高、宽约为8.6 m,根据设计文件,注浆区为开挖轮廓线外3.0 m范围,开挖轮廓线底部距基岩8.0 m,桩基嵌入岩层2.5 m。隧道临界高度为23.4 m,小于隧道埋深27.0 m,属于深埋隧道,压力拱拱脚相距16.0 m,压力拱拱高10.0 m。

2.2 施工步序

采用预留核心土二台阶法开挖隧道,实际施工步序大致分为4个阶段:第1阶段,预注浆及预支护;第2阶段,开挖隧道上台阶并及时支护;第3阶段,开挖隧道下台阶并及时支护;第4阶段,桩基及二次衬砌施工。

主要分析土石混合体预注浆后隧道开挖、初期支护完成时的隧道稳定性,桩基础及二次衬砌施作后的隧道围岩、衬砌和桩基础的受力变形规律及破坏特征。简化隧道施工步序为注浆预加固→隧道开挖→初期支护→桩基础施工→二次衬砌,初期支护厚0.6 m,采用注浆区加厚方式,模型注浆区厚3.0 m。

2.3 建模

根据地质勘测、设计资料和试验结果可知,施工材料的物理力学参数[17]如表1所示。

表1 施工材料的物理力学参数

根据图2信息,采用软件MIDAS GTS建立岩土隧道的有限差分模型,如图3所示。采用FLAC3D计算,将所有单元重新编号后导出文件进行格式转换,锁定前、后、左、右及底面单元法向位移后,计算自重应力下的平衡,输入注浆区参数,删除中部开挖区进行分析。采用喷锚暗挖法施工的隧道,需在收敛位移达到总收敛位移的80%后施作二次衬砌[16]。模拟施工时,需删除开挖区单元,监控拱顶位移,当拱顶位移达到最终收敛位移的80%时激活桩基及二次衬砌,更改桩基及二次衬砌的属性为C40混凝土弹性本构模型,并分割桩单元与围岩单元,在桩基础与围岩间设置接触面,摩擦角为40°,清除二次衬砌及桩基础的原始位移,进行施工过程的数值模拟计算。

a)正视图 b)侧视图 图3 隧道的有限差分模型

3 隧道破坏特征分析

3.1 注浆区强度折减

在有限差分法分析中,采用等比例强度折减法进行注浆区强度折减,即内聚力c、内摩擦角φ分别除以相同的折减系数,分析注浆区的强度安全系数。

根据2.3节的建模思路,进行注浆区强度折减计算并分析结果,以平均不平衡力达到稳定状态为计算停止条件,认为隧道某一关键监测点位移发生突变时的折减系数为强度安全系数,以塑性区随强度折减系数Fr的发展情况为依据分析隧道可能的破坏特征。

3.2 安全系数分析

在其他条件相同、仅Fr不同时,计算注浆加固隧道开挖变形稳定后的位移。在不同Fr下,监测点位移的变化情况如图4所示。由图4可知:Fr<1.7时,隧道拱顶沉降、底部隆起及水平收敛随Fr的增大而变化较均匀、平缓;Fr>1.7时,各变形的增幅明显变大,因此认为隧道的安全系数为1.7。Fr=1.7时,注浆加固隧道开挖变形的总位移云图如图5所示。由图5可知:注浆开挖至模型收敛后隧道保持稳定,开挖引起的地表沉降变化较平缓。

图4 监测点位移随Fr的变化曲线 图5 Fr=1.7时的总位移云图

3.3 基于强度折减法的破坏特征分析

不同折减系数Fr下注浆区的塑性区演变过程如图6所示。

a) Fr=1.0 b) Fr=1.2 c) Fr=1.4 d) Fr=1.6 e) Fr=1.7 f) Fr=1.8 g) Fr=1.9 h) Fr=2.0图6 不同Fr下注浆区塑性区的演变过程

由图6可知:1)塑性区首先出现在拱腰内侧,随Fr的增大,拱腰塑性区逐渐向外侧发展,直至贯通整个横截面。2)塑性区贯通拱腰后继续向隧道顶部及底部发展,Fr=1.6时,塑性区刚好贯通整个纵截面;Fr>1.6后,塑性区继续发展;Fr=1.7时,有限差分模型收敛后注浆区顶部内侧的大面积区域为塑性状态,外侧少部分为塑性状态,注浆区顶部结构完整度较好,可承受荷载;Fr>1.7后,注浆区拱腰大部分区域进入塑性区,变形增大,与围岩产生应力重分配后释放部分应力,进入应力卸载阶段,但实际施工时注浆区拱腰区域丧失黏聚力,易产生局部脱落,隧道可能已被破坏。

4 桩承式隧道围岩及衬砌受力变形特征

4.1 围岩变形

通过有限差分模型计算可知,隧道二次衬砌施作时拱顶沉降为38.7 mm,拱腰水平收敛为33.0 mm,地表最大沉降为21.0 mm。分析断面的实际监测位移随时间变化的情况,如图7所示。根据隧道断面和施工过程,选择数值计算中的关键监测点,其位移随施工进程的变化如图8所示。

图7 断面实际监测位移随时间变化 图8 数值计算关键监测点位移随施工进程变化曲线

由图7可知:隧道拱顶沉降、水平收敛累计位移均为28.7 mm,地表沉降为23.2 mm;隧道周边净空变形计算结果比监测结果大,误差为4.3～11.0 mm,原因是监测点埋设有一定滞后性;地表沉降计算结果与监测结果接近,误差为2.2 mm,说明数值模拟结果准确。

由图8可知:隧道开挖后注浆区顶部和底部迅速产生较大变形,收敛位移快速达到最终收敛位移的80%,变化较快,隧道还未趋于稳定;计算至千步时达到二次衬砌施作条件,施作二次衬砌后位移增大迅速趋缓,隧道趋于稳定,施作二次衬砌后可有效减少拱顶沉降和地表沉降。

因此,土石混合体地层中预注浆隧道开挖至稳定的过程可分为迅速变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段等3个阶段:在迅速变形阶段,隧道开挖后各部分迅速产生变形,隧道开挖产生的荷载主要由注浆加固体承担,围岩压力拱开始形成,但未发挥明显承载作用,水平收敛、底板隆起达到最大位移即表示此阶段结束;在缓慢变形阶段,水平收敛及底板隆起略减,地表及拱顶沉降速率减小,围岩压力拱发挥较大承载作用,与注浆加固体进行应力重分配,隧道变形趋于稳定,实际工程中常在此阶段施作二次衬砌;在变形稳定阶段,隧道各部分基本稳定,位移无明显变化。

4.2 围岩应力

施做桩基后,有桩基支撑的隧道底部围岩应力减小,隧道施工对底部围岩应力影响范围约为洞高的4倍,顶部影响范围约为洞高的2倍,对原有地应力场的影响明显小于隧道未施做桩基时。

注浆区底部和顶部的竖向应力均较小:注浆区底部的竖向应力约为-50 kPa,底部对二次衬砌底部的支撑作用较小;注浆区顶部竖向应力约为-90 kPa,略大于底部。

4.3 二次衬砌及桩基

4.3.1 位移

采用有限差分法分析二次衬砌及桩基的竖向位移,如图9所示。由图9可知:二次衬砌及桩基整体向下沉降,二次衬砌顶部的沉降约为2.00 mm,底部的竖向沉降约为0.85 mm,拱脚的竖向沉降约为1.40 mm,二次衬砌拱腰的水平收敛为-0.30 mm,二次衬砌的整体位移较小。

图9 二次衬砌及桩基的竖向位移云图

二次衬砌的局部变形特征为:二次衬砌拱顶产生沉降,底部正中相对拱脚发生微弱隆起,拱腰向隧道外侧产生水平位移。因二次衬砌拱脚传递的弯矩及隧道底部围岩隆起引起变形,隧道底板中部隆起,且桩基顶部与二次衬砌刚性连接,因此桩基上部产生微弱弯曲。桩基底部桩身的方向因基岩作用而逐渐变为竖向,桩基整体沉降,但位移较小,最大位移为1.20 mm,嵌入基岩处的桩身位移为0.30 mm,桩基的竖向位移随埋深的增大而减小。

4.3.2 应力

二次衬砌顶部、拱腰及底部中心截面均表现为压弯构件的应力特征,二次衬砌顶部内侧、底部内侧出现受拉区,但所受拉力未超过钢筋混凝土材料的设计抗拉强度[18]。

根据压弯梁的受力特征分析可知:单位长度的二次衬砌结构中,拱腰所受平均竖向压应力约为0.770 MPa,弯矩约为65 kN·m;拱顶所受平均水平压应力约为0,弯矩约为97 kN·m;底部所受水平压应力约为0.125 MPa,弯矩约为72 kN·m。

采用有限差分法分析二次衬砌的主应力,如图10所示。由图10可知:拱顶内侧出现最大拉应力为0.80 MPa,拱腰出现最大压应力为2.50 MPa,均处于二次衬砌混凝土的容许应力范围[18]。

a)最小主应力 b)最大主应力图10 二次衬砌的主应力云图

采用有限差分法分析二次衬砌7 m截面处的最小主应力,此截面正下方有桩基,如图11所示。由图11可知:桩基位置靠近二次衬砌拱脚,大部分竖向应力直接从二次衬砌的拱腰传至桩基,对二次衬砌底板无较大影响。采用有限差分法分析桩基竖向应力,如图12所示。由图12可知:桩基平均竖向应力为2.8 MPa,最大竖向应力为3.6 MPa,远小于C40混凝土的设计抗压强度[18]。在实际工程中,桩身周围有土体环绕,桩身整体失稳的可能性较小。桩身底部嵌岩部分与基岩连接紧密,应力迅速传递至基岩。

5 结论

1)土石混合体地层中预注浆桩承式隧道塑性区首先出现在注浆区拱腰内侧并逐渐向外侧发展,直至贯通整个截面,最后向注浆区顶部及底部发展,注浆区拱腰的大部分区域都进入塑性状态,易产生局部脱落,破坏方式均为剪切破坏。预注浆隧道的安全系数为1.7,超过1.7后隧道各处变形迅速增大。

2)预注浆加固隧道开挖至围岩变形稳定可分为迅速变形阶段、缓慢变形阶段和变形稳定阶段等3个阶段,划分依据分别为水平收敛达到最大位移、各项变形趋于稳定和位移无明显变化。在变形的不同阶段围岩压力拱发挥不同的承载作用。

3)施作二次衬砌后隧道拱腰上方围岩向隧道内变形的趋势明显减弱,其他区域无明显改变,二次衬砌可有效减小地表沉降,注浆区位移略减,拱腰水平收敛位移略增。二次衬砌变形特征为整体沉降,局部变形特征为拱顶沉降,底部正中相对拱脚隆起,拱腰向隧道外侧产生水平位移;桩基上部产生微弱弯曲,桩基底部因基岩嵌固作用,桩身方向逐渐变为竖向;最大竖向桩基应力为3.6 MPa,远小于C40混凝土的设计抗压强度。