旋喷桩加固黄土隧道基底及仰拱数值模拟

2018-08-10薛振年陈国龙孔维康王志丰

西安科技大学学报 2018年4期

薛振年，陈国龙，孔维康，王志丰，张仲，

(1.陕西省交通建设集团公司，陕西西安 710064; 2.陕西省汉中公路管理局，陕西汉中 723000；3.长安大学陕西省公路桥梁与隧道重点实验室，陕西西安 710064)

0 引言

黄土广泛分布在我国西部地区。国家的发展离不开公路建设，随着国家西部大开发战略的推进，该地区高等级公路的建设步伐发生了质的飞跃，同时黄土隧道的数目也越来越多。

黄土是第四系堆积的大陆沉积物，物理力学性质相对较差，具有大孔隙、强度低的特点，此外也表现出较强的湿陷性[1]。所以在修建黄土隧道时，控制隧道施工及工后的围岩变形是举足轻重的。过大的基底围岩变形会导致仰拱隆起、衬砌开裂和路面破坏，威胁隧道内人员和行车安全。

由于黄土工程性质的不稳定性，黄土隧道围岩变形问题逐渐受到各界重视。为解决此类围岩的变形问题，国内学者分别进行了研究。杨碧峰等以土家湾隧道为依托，针对软黄土隧道基础的加固，进行了50 m 超长旋喷桩的设计研究，为类似工程的设计与施工提供了宝贵的经验[2]。邵生俊等依据黄土地基不均匀的沉降变形对衬砌结构的作用，以及列车运行时动荷载对路基沉降变形的作用，给出了隧道黄土地基湿陷变形量的计算分析方法，确定了隧道湿陷性黄土地基等级的划分标准[3]。李小杰对高压旋喷桩复合地基现场实测的承载力、沉降量与计算值进行了对比与分析，得出了影响复合地基沉降量计算值出现较大差异的各种影响因素[4]。王新东等以凤凰岭隧道为依托，结合工程特点、设计方案、理论分析以及现场施工，阐述了挤密桩对湿陷性黄土隧道基底加固处理技术，有效控制了隧道基础沉降变形[5]。但以上研究均只对实际工程进行了理论分析，缺少了实际工程与计算机模型之间的对比。

随着计算机的发展，目前已经出现了多种有限元计算软件，并进行了广泛应用。郭军等以郑西客运专线隧道为背景，利用三维有限差分数值分析法对加固后的地基沉降进行了计算，验证了水泥土挤密桩对地基的加固效果[6]。田冲冲等以长江地铁隧道为依托，应用ANSYS分别对隧道底部有、无竖直旋喷桩的工况进行数值模拟，结果表明竖直旋喷桩可明显提高地基承载力，减少地基沉降[7]。Mair J.R.等采用数值模拟分析的方法对伦敦粘土地区隧道开挖引起的固结沉降进行了分析，得出不同衬砌结构性质下土体沉降固结变形规律[8]。此外，Dasari G R，Oreste，P P，Swoboda G，Marcio Munizde Farias等人也利用有限元分析软件，采用数值模拟的方式对隧道围岩压力及洞室稳定性进行了深入研究[9-10]。

以上学者在对黄土区隧道围岩变形及隧道地基加固方式进行了一系列的研究，取得了丰硕的成果并做出巨大的贡献。然而在对于“施加地基加固措施后围岩变形量可以减小多少、效果如何”的问题研究尚少。为此，本文以西宁西过境高速大酉山黄土隧道地基加固段为依托，利用有限元分析软件MIDAS GTS NX，对黄土隧道开挖支护后的围岩进行变形分析，以期研究隧道基础及仰拱在有、无旋喷桩两种工况下的变形量。

1 工程概况

1.1 隧道概况

大酉山隧道位于西宁市城北区，隧道海拔高程为2 314.8～2 444.2 m，左线长2 560 m，右线长2 535 m，隧道按照高速公路双向四车道分离式设计，设计时速80 km/h.隧道开挖半径6.41 m，有效净高和有效净宽分别为10.75和5.00 m.衬砌采用复合式衬砌，初期支护采用26 cm厚C25喷混，I20a型钢拱架以及4.0 mφ22药卷锚杆；二次衬砌及仰拱均为50 cm厚C25混凝土[11]。大酉山隧道断面结构设计如图1所示[12]，旋喷桩施工图如图2所示[13]。

图1 大酉山隧道结构设计图Fig.1 Structural design diagram of Dayou Mountain tunnel

1.2 地质条件概况

隧址区地貌属于黄土塬梁地貌，隧址区范围内地层为非湿陷性黄土、湿陷性黄土、新近堆积黄土及人工填土。隧道围岩主要为第四系黄土，且湿陷性黄土所占比重较大，湿陷深度可达10～20 m，湿陷性等级为Ⅵ级自重性湿陷黄土，属于Ⅴ级围岩[11]。

如图3所示为大酉山隧道隧址区地质构造纵断面图[17]。

图2 大酉山隧道旋喷桩现场施工图Fig.2 Construction site of jet grouting pile of Dayou Mountain tunnel

图3 大酉山隧道隧址区地质构造纵断面图Fig.3 Geological structure profile of Dayou Mountain tunnel area

根据勘察资料显示，部分地段地基承载力小于260 kPa，需要对其进行加固处理。经过方案比选，选取高压旋喷桩对其进行加固，并选取试验段进行试桩，选出合理的施工参数[12-13]。最终确定大酉山隧道采用桩径为60 cm的旋喷桩加固隧道基底，以桩心距120 cm的梅花形布置。大酉山隧道竖直旋喷桩的布桩形式图4和图5所示。

2 工程有限元模型分析

2.1 计算模型建立

为了研究大酉山隧道在有、无旋喷桩加固地基时仰拱变形量的差异，本文采用建立三维模型进行有限元分析的方法，利用有限元分析软件MIDAS GTS NX进行数值模拟分析。为了进行更精密的计算，本文考虑旋喷桩和地基围岩的相互作用，同时分析旋喷桩承受轴力及变形。模型的主体分为两类，一是隧道开挖洞室模型，包括隧道开挖掌子面、锚杆和初次衬砌、旋喷桩以及二次衬砌；二是隧道所处围岩模型，本文选取隧道左线出口附近的围岩地质条件，隧道开挖面位于湿陷性黄土层内，下层为非湿陷性黄土。

图4 隧道基底及仰拱旋喷桩加固示意Fig.4 Jet grouting pile reinforcement of tunnel base and inverted arch

图5 旋喷桩梅花形布置示意图Fig.5 Plum-shaped layout of jet grouting pile

隧道开挖掌子面尺寸按照实际工程相应尺寸，隧道开挖半径设置为6.41 m.地层模型简化为三维矩形，这是由于在三维空间中，无论隧道埋深多少，其力学模型在三维空间中均属于半无限空间模型，为了简化实际中地形的起伏，可以将其模拟为三维矩形。此外根据圣维南原理及实际工程实践理论分析可知，洞室开挖后其应力应变仅对距离隧道洞室5倍左右高度和宽度的范围内有影响作用，则在有限元分析中对地层模型进行建立时，地层尺寸只需要超出该范围的一个界限尺寸即可。根据以往工程经验可得，在3倍宽度出的应变变化一般为10%以下，在5倍宽度出的应力变化一般为3%以下。所以，计算模型边界即可确定为3～5倍的开挖宽度，在这个边界上，可以认为开挖引起的位移为零[7]。

综上所述，地层模型设置为宽50 m，长80 m，高45 m的三维矩形，模型类型为3D实体结构。隧道开挖掌子面形状为3心圆+仰拱，模型类型为3D实体结构，埋深约为13.6 m.每个开挖掌子面上施加11根锚杆，长度为4.0 m，结构类型选取为1D植入式桁架架构。初次衬砌喷射混凝土厚25 cm，二次衬砌及仰拱混凝土厚50 cm，结构类型均为2D板结构。土体模型上部湿陷性黄土层厚为30 m，下部非湿陷性黄土层厚为15 m；在施加旋喷桩的模型计算中，在仰拱与边墙处设置长7.25 m的竖直旋喷桩，每个掌子面仰拱下等距离施加9根旋喷桩，旋喷桩底部处于同一埋深，结构类型选取为1D植入式桁架结构。由于模型为半无限空间模型，则在左右前后四侧边界面上施加水平方向的位移约束，在底部边界面上施加竖向位移约束，对于整个模型施加g=9.8 m/s2的重力加速度。模型网格划分如图6所示。

图6 围岩及隧道开挖面模型网格划分示意图Fig.6 Surrounding rock and tunnel excavation surface model meshing schematic

为了使结构计算更符合实际工程，文中进行施工阶段的分析，随着施工的进行和时间的变化，隧道拱顶和仰拱的变形也将逐渐趋于稳定，为此将长为80 m的隧道模型等距离划分为40个施工开挖断面，以2 m/t的速度进行施工。在无旋喷桩的模型计算中，施工工序一次循环为：开挖隧道-施加锚杆和初次衬砌-施加二次衬砌；在有旋喷桩的模型计算中，施工工序一次循环为：开挖隧道-施加旋喷桩-施加锚杆和初次衬砌-施加二次衬砌。

在无旋喷桩的数值模型计算中，模型衬砌及锚杆的网格划分如图7所示；在有旋喷桩的数值模型计算中，模型衬砌、锚杆及旋喷桩的网格划分结果如图8所示。

图7 衬砌及锚杆模型网格划分示意图Fig.7 Lining and bolt model meshing schematic

图8 衬砌、锚杆及旋喷桩网格划分示意图Fig.8 Lining and bolt and jet grouting pile model meshing schematic

2.2 模型参数选取

地基土在承受隧道基础荷载时，一般都会产生弹塑性变形。变形模量恰好是反映弹性变形和部分塑性变形的模量值，与一般情况下的地基基础变形一致，因此在有限元计算中，地基土模量采用变形模量比较符合工程实际。土体变形模量与压缩模量转化计算公式如式(1)

式中E0为变形模量；μ为泊松比；Esp为压缩模量。

文中模型材料设计参数取值见表1[13-14]。

表1 有限元模型材料类型及参数Table.1 Material type and parameters of finite element model

2.3 模型计算结果及分析

2.3.1 仰拱变形分析

图9 仰拱监测点布置图Fig.9 Layout of inverted arch monitoring points

如图9在仰拱半结构上等距离取4个监测点，以此4个监测点为一组对其变形量进行数据分析，并在竖直方向上以1.5 m取一组直至旋喷桩底部，共5组。目的是为了通过折线图的形式更为直观的展现出隧道仰拱变形大小。无旋喷桩模型仰拱表面监测点隆起值如图10所示。

图10 无旋喷桩仰拱监测点变形图Fig.10 Arch monitoring point deformation of non-jet grouting pile model

从图10可以得出，无旋喷桩模型中，在开挖后时间t=16时，隧道仰拱中心部位的起隆值达到最大为15.9 cm，随后仰拱在自身自重的作用下会出现略微下沉现象，以缓和开挖引起的起隆，仰拱中心部位的最终起隆量为15.6 cm.仰拱与边墙夹角处起隆量在t=22时达到最大值为2.54 cm，最终的起隆量为2.06 cm.仰拱表面各相邻监测点的变形量差值最大为6.16 cm，最终变形差值为5.94 cm.

仰拱下部土体的变形量总体上随着深度的增加而减小，此外相邻监测点的变形差值也随着深度的增加而减小。在竖直方向距离仰拱1倍隧道洞径处，围岩的最大起隆量较仰拱处降低65.7%，最终起隆量降低66.9%；相邻监测点变形最大差值降低68.3%，最终变形差值降低86.8%。而仰拱与边墙夹角处的变形值随深度增加有先增大后减小的迹象。

有旋喷桩模型仰拱监测点隆起值如图11所示。

图11 有旋喷桩仰拱监测点变形Fig.11 Arch monitoring point deformation of jet grouting pile model

有旋喷桩模型中，在开挖后t=22时，隧道仰拱中心部位起隆值达到最大为5.62 cm，随后仰拱在自身自重的作用下会出现略微下沉现象，仰拱中心部位的最终起隆量为5.23 cm.仰拱与边墙夹角处起隆量同样在t=22时达到最大值为2.69 cm，最终的起隆量为2.31 cm.仰拱表面各相邻监测点的变形量差值最大为1.44 cm，最终变形差值为1.43 cm.

仰拱下部土体的变形量总体上随着深度的增加而减小，此外相邻监测点的变形差值也随着深度的增加而减小。在竖直方向距离仰拱1倍隧道洞径处，围岩的最大起隆量较仰拱处降低5.16%，最终起隆量降低5.35%.而仰拱与边墙夹角处的变形值随深度增加同样有先增大后减小的迹象。

比较两组模型计算出的数据可知，在相同的条件下，设置隧底竖直旋喷桩可以有效减小施工及工后基底与仰拱最大隆起约10.28 cm，减小最终起隆约10.27 cm，防止因过大的隆起而导致仰拱衬砌的开裂破坏。旋喷桩还可以减小仰拱边部和中部的不均匀变形，预防由于不均匀变形造成的仰拱开裂破坏，进而防止上部衬砌结构的破坏。然而仰拱与边墙夹角处形状不规则且受力复杂，从而导致其变形也较为复杂，需重点研究。

图12，13分别为无、有旋喷桩模型监测点最终隆起量。

图12 无旋喷桩模型监测点最终隆起量Fig.12 Final uplift of non-jet grouting pile model monitoring point

图13 有旋喷桩模型监测点最终隆起量Fig.13 Final uplift of jet grouting pile model monitoring point

由图12，13可知，在无旋喷桩模型计算中，隧底围岩的变形随埋深急剧减小，地基下围岩地应力的释放表现为仰拱衬砌附近围岩的变形和受力。而在有旋喷桩模型计算中，隧底围岩的变形随埋深变化较小。这是由于旋喷桩通过其与围岩之间的摩阻力，提高隧道基础下围岩的整体性，围岩地应力的释放表现为旋喷桩和受加固围岩的共同受力和共同变形，防止了仰拱衬砌在距离隧道洞室较近的围岩产生的过大的围岩压力作用下而产生破坏，显著提高了地基的稳定性和仰拱的安全性。

2.3.2 旋喷桩受力分析

图14 旋喷桩最大轴力曲线Fig.14 Maximal axial force diagram of jet grouting pile

由图14可以看出，桩内轴力在t=8时即可达到90%以上的最大轴力值，随后趋于稳定，这与隧道洞室在开挖后衬砌结构起隆量的变化曲线是相对应的。隧道洞室最初被开挖时地应力释放速率快且能量较大，表现为旋喷桩轴力和仰拱衬砌变形的迅速增加，随后地应力释放减缓能量降低，旋喷桩轴力和仰拱衬砌变形保持稳定。此外可以发现，相邻的两根旋喷桩受轴力方向相反，这是由于隧道中部围岩地应力释放的不稳定性，导致隧道基底下围岩的变形是不均匀的，也致使各相邻旋喷桩之间相对变形不同，造成了相邻旋喷桩之间轴向力方向不同的现象。同样也可以从旋喷桩的受力状态来判断围岩在隧道开挖后的变形趋势，以便对某些薄弱处着重加固。

2.3.3 仰拱衬砌受力分析

图15 无旋喷桩隧道仰拱弯矩Fig.15 Tunnel inverted arch moment diagram of non-jet grouting pile model

图16 有旋喷桩隧道仰拱弯矩Fig.16 Tunnel inverted arch moment diagram of jet grouting pile model

由图16可以得出，隧道仰拱部位围岩的应力分布不均匀隧道中心部位受力较小而两边较大。对比两图后可知，旋喷桩减小了作用在仰拱衬砌上的平均弯矩值，使仰拱衬砌各部位的受力更加均匀，起到对地基的加固效果，从而也降低衬砌因受力而产生的变形。从图中还可以得出，由于仰拱与边墙夹角出的形状不规则，在此处产生应力集中现象，表现为夹角处的弯矩值明显高于仰拱中部，使其受力变形情况更为复杂，施工时应着重加强。

2.4 数值模拟与现场实测对比分析

图17 拱顶沉降Fig.17 Vault settlement diagram

由图17可以看出，隧道拱顶模拟沉降值与现场实测值有一定差别，但变形趋势基本相同，变形主要发生在施工开挖后的12 d内，此段时间内拱顶的沉降量占总沉降的82.1%～84.3%；12 d后至沉降速率逐渐减小，曲线趋于平缓。根据围岩变形的长期监测数据显示，该断面隧道拱顶最终沉降值为213 mm，在隧道施工结束时基本保持沉降稳定[12]。

数值模拟与现场实测的差别主要在于大酉山隧道所处地层中水的情况复杂，而且围岩黄土具有严重的遇水湿陷性，地层表面分布有较多的裂缝，围岩稳定性和承载力较低；隧道在实际施工过程中会对围岩产生扰动，围岩在动荷载的作用下也会产生沉降变形。而在模型计算中无法完全模拟黄土围岩中水的影响因素、黄土的湿陷性以及施工荷载的影响，所以得出的拱顶沉降变形较小。