浸水湿陷黄土隧道加固地基受力与变形性状数值研究

2022-12-14王武刚胡昆昆李又云刘路路

南京工业大学学报(自然科学版) 2022年6期

王武刚,胡昆昆,李又云,刘路路,3

(1.中铁隧道勘察设计研究院有限公司,广东广州 511466;2.长安大学公路学院,陕西西安 710064;3.东南大学岩土工程研究所,江苏南京 211189)

通过调查已建黄土隧道的运营情况,发现黄土隧道病害现象普遍,尤其当外部水环境引起隧道基底围岩含水率变化时,易造成拱脚和墙脚失稳,甚至坍塌[1]。因此,工程技术研究人员逐渐重视湿陷黄土地层隧道基底加固问题。虽然我国在湿陷黄土地基处理领域有比较成熟的施工与设计经验,但对湿陷黄土隧道软弱地基加固处理的理论和实践还处在探索阶段,先前道路建设等级较低,缺乏对隧道底部变形的认识[2-3]。数值研究作为公路隧道工程中的常用研究手段,能够系统模拟隧道开挖中的应力和位移场,而室内模型试验由于仪器精度与数量限制,只能测量隧道特定断面[4]。

目前,相关学者针对黄土隧道基底受力特性开展了一系列研究,包括黄土隧道基底湿陷变形评价[5]、黄土隧道基底桩基加固评价[6]、土质浅埋隧道基底变形计算公式[7]、隧道地基的工后沉降数值分析[8]、隧底仰拱以及边墙下部塑性变形数值研究[9],上述研究缺少明确的关于基底受力与变形方面的理论支撑,并且尚未有提及隧道基底受力与变形规律的研究报道。当前设计人员在设计隧道基底方案时,多参考工程经验,在其他软岩隧道基底加固设计时,多参考建筑工程地基处理技术手段,但缺乏理论依据。在隧道运营过程中,随着外部水文条件的变化,隧道基底浸水,基底围岩软化,导致隧道衬砌结构产生整体均匀或不均匀沉降,当不均匀沉降达到一定程度后会诱发隧道支护产生病害[10-12]。

隧道基底围岩压力与建筑工程地基接触压力荷载分布不同,变形模式也有所区别,不能直接借鉴建筑地基加固处理方法。虽然针对湿陷黄土基底加固已采取了各种方法,但目前缺乏隧道受力和变形性状的研究。因此,本文依托室内大型物理模型,通过数值方法系统研究了基底浸水和未浸水工况下黄土隧道的基底受力与变形性状,研究成果对湿陷黄土隧道的设计与施工具有重要的指导作用。

1 模型建立

1.1 工程概况

项目依托兰州付家窑隧道,总长802 m,研究对象选取20 m浅埋段。付家窑隧道湿陷黄土发育明显,厚度较大,隧道基底全段采用高压旋喷桩加固。

1.2 物理模型

模型几何尺寸比(C)为40,保持主要影响因素满足相似条件[13-16]。围岩的容重(γ)为1.52 kN·m3,弹性模量(E)为1.3 MPa,泊松比(μ)为0.3;模筑混凝土及喷射混凝土的弹性模量(E)均为3 300 MPa,泊松比(μ)为0.38,厚度(h)为15 mm;旋喷桩的弹性模量(E)为260 MPa，泊松比(μ)为0.22。

黄土隧道室内模型试验分为天然基底组、高压旋喷桩加固基底组,工况包括天然状态、浸水至饱和状态。隧道模具为有机玻璃。图1为基底土体应力传感器布设图,测点间隔距离为150 mm,埋设在距洞口500 mm的断面处。图2为基底土体位移传感器布设图,基底部位每间隔300 mm布设一层位移计,埋设在距洞口300 mm的断面处。

图1 基底土体应力传感器布设(mm)

图2 基底土体位移测传感器布设(mm)

1.3 数值模型

本文采用MIDAS GTS数值软件,填筑围岩采用摩尔-库伦屈服准则,初期支护与桩体分别选用壳单元与实体单元,桩-土耦合选用Goodman接触。Goodman接触单元是4节点8自由度的无厚度单元,该单元可以模拟两个面的切向行为和法向行为,即在接触面的切向和法向两个方向上假设有无数个弹簧,并认为切向和法向的受力和位移是相互独立的,即法向的应力仅与法向的相对位移有关,切向的应力仅与切向的相对位移有关。表1为材料相关的物理力学参数。

表1 材料物理力学参数

建立与物理模型尺寸大小、开挖方案等相同的有限元模型(图3)。桩体与衬砌结构分别采用实体单元与板单元。

图3 有限元数值模型

2 结果与分析

2.1 无桩工况下隧道基底应力分析

图4和5分别为天然基底在不同工况下的竖直和水平方向的隧道基底应力云图。图6为不同深度下的天然基底应力变化规律。由图4—6可以看出:黄土隧道周边应力沿中线呈轴对称分布,且距仰拱中线的距离越小,隧道基底的围岩应力越小。基底围岩在隧道开挖后的最小应力位于仰拱中间区域,围岩最大竖直应力位于墙脚,而最大水平应力位于边墙[17-18]。基底应力在浸水过后的数值均增大,但分布规律与浸水前保持一致。

图4 天然基底竖直向应力云图

图5 天然基底水平应力云图

图6 不同深度下天然基底应力变化曲线

提取与物理模型对应测点处(A、B、C、A′、B′和C′测线)的应力,分析基底应力变化。图7为基底各测线应力随开挖和浸水变化的曲线。由图7可以看出:随着开挖的进行,基底各测点应力呈现出整体减小趋势,而浸水作用增大其围岩应力,A和B测线各测点径向应力变化范围(约45 cm)宽于切向应力变化范围(约15 cm)。图8为隧道模型试验测点径向与切向应力变化曲线。由图8可以看出:在基底浸水前,除与基底接触较近的测点,其余测点处的切向和径向应力均随隧道开挖变化幅度较小或呈现缓慢降低趋势。对比图6中土应力变化趋势,数值模拟结果与模型试验结果大体一致,能够验证物理模型试验的可靠性。

图7 天然基底各测线土体应力变化曲线

图8 隧道模型试验测点土体应力变化曲线

2.2 无桩工况下隧道基底变形分析

图9为天然基底在不同工况下的竖向位移云图。由图9可以看出:隧道基底竖向位移沿仰拱中线呈轴对称分布。每间隔7 cm沿基底选择测点,提取并分析基底竖向位移(图10)。由图10可以看出:隧道基底土体变形规律与应力分布规律相反,呈倒V形分布,基底仰拱中间区域位移最大,墙脚区域位移最小;且沿深度方向,位移不断减小。

图9 天然基底竖向位移云图

图10 天然基底各测点竖向位移

表2为浸水前后隧道天然基底竖向位移与沉降差。由表2可知:沿仰拱中线,隧道基底竖向位移呈轴对称分布,仰拱中线位置成为基底竖向最大位移区域,且沿隧道基底仰拱中线到墙脚位置的竖向位移逐渐减小,但其沉降差却不断增大。浸水完成后,基底位移方向发生改变,由回弹趋势向沉降发展[19-20]。此外,位移变化量与基底沉降差逐渐增大,这对仰拱的均匀受力变形产生不利影响。

表2 浸水前后天然基底竖向位移与沉降差

2.3 有桩工况下隧道基底应力分析

图11和12分别为旋喷桩复合基底在不同工况下的竖直和水平应力云图。图13为基底各测点应力分布规律。由图11—13可以看出:隧道基底及周边应力场沿仰拱中线成轴对称分布,仰拱中线为隧底围岩应力最小区域,而最大区域出现于两侧墙脚,浸水后基底围岩应力增大,与天然基底浸水工况呈现相同规律。

图11 旋喷桩复合基底竖直应力云图

图12 旋喷桩复合基底水平应力云图

图13 旋喷桩复合基底应力与位置分布曲线

由于隧道基底应力场沿仰拱中线呈轴对称分布,因此可选一侧为研究对象,并提取与物理模型对应测点处(A、B、C、A′、B′和C′测线)的应力,图14为旋喷桩复合基底土体应力变化曲线。由图14可以看出:由于开挖卸载与基底应力释放,导致测点开挖应力呈减小趋势。浸水造成土体容重增大与土体软化,土体应力随之增大；此外,由于较深测点受开挖扰动,所以较深测点应力释放量越小。同一深度下的测点距仰拱中线越近,其应力释放量越大,A′测线应力释放量(4.0 kPa)高于B′测线应力释放量(3.8 kPa),而C′测线应力释放量小于1 kPa。当基底浸水完成后,越深测点的土体应力增量越大。

图14 旋喷桩复合基底土体应力变化曲线

2.3.1 桩身受力分析

图15和16为桩身水平与竖直应力云图。由图15和16可以看出:桩身应力沿仰拱中线同样呈现轴对称分布,施工完成的桩身压应力表现为负值。仰拱中间桩顶处为桩身应力最小区域,两侧墙脚桩顶处为桩身应力最大位置。中间桩体的桩身受力较小,且沿深度方向的应力不断增大,但是墙脚处桩身应力分布规律恰好相反。此外,与仰拱距离越近,桩轴向同一截面的桩身应力分布越均匀。

图15 桩身水平应力云图

图16 桩身竖直应力云图

为研究桩端和桩顶接触应力随开挖过程的演化规律,提取桩顶和桩端轴线方向应力,结果如图17所示。由图17可以看出:桩端和桩顶应力随开挖步骤的发展呈现出逐渐减小的趋势,隧道施工完成后,桩顶和桩端受力较大的桩身为C′桩,分别达到72.3和60.2 kPa;B′桩次之,A′桩受力最小,桩顶和桩端受力分别为11.2和33.2 kPa。浸水过后的桩身受力规律与浸水前类似,桩身受力最大位置为墙脚,受力最小位置为仰拱中线处,桩身受力从墙脚到基底仰拱中间呈逐渐减小趋势。

图17 桩顶和桩端接触应力演化曲线

2.3.2 桩间土应力分析

以间隔7.5 cm提取桩间土应力来分析其变化趋势，结果如图18和19所示。由图18和19可以看出:桩间接触应力呈现出与桩顶接触应力类似的变化规律,即基底接触应力随开挖程度的变化逐渐减小,而浸水后基底接触应力增大。然而桩间接触应力较小,说明桩体在复合地基中承担大部分荷载。在基底浸水前,开挖前期,A与B测线桩间土应力随着开挖深度的增大逐渐减小,这主要是因为随着上部荷载的减少,桩端部位固定,桩顶受围岩的挤压作用逐渐明显,导致桩体上部桩间土应力较大,当开挖深度较大时,桩顶荷载较小,而小荷载下的A与B测线桩间土应力小,C测线在斜测桩挤压与小荷载双重作用下,桩间土应力略大。对比A、B与C测线,在开挖前期,上部荷载较大;在开挖后期,上部荷载较小,C测线由于桩体倾斜对土体的挤压作用愈加明显,所以C测线桩间土应力最大,B测线桩间土应力次之,A测线桩间土应力最小。

图18 桩间接触应力

2.3.3 桩-土应力比

图20为基底桩-土竖直应力云图,由该图可直观分析复合地基桩-土应力分担情况。由图20可以看出:大部分外部荷载由复合地基中旋喷桩承担,而桩间土分担应力较小,这主要是因为旋喷桩强度较大,抗变形能力较强,然而地基土为强度薄弱介质,因此,当处于桩-土协调变形阶段时,强度较大介质(旋喷桩)将作为主要承载体去承受结构整体荷载。

图20 基底桩-土竖直应力云图

表3为同一深度处的桩-土应力比。由表3可以看出:复合地基的桩-土应力比范围为4～8,且沿竖向桩-土应力比不断减小。

图19 各测线桩间土应力随开挖浸水变化曲线

表3 桩-土应力比

2.4 有桩工况下隧道基底变形分析

图21为旋喷桩复合基底竖直应变云图。由图21可知:在隧道基底地浸水前后,竖向位移沿仰拱中线均呈轴对称分布,隧道开挖完成后,基底的应力释放引起土体产生回弹变形,并且浸水后黄土发生软化,增大了土体应力[21],导致隧道基底沉陷,出现整体下沉趋势,但土体应力较小。表4为浸水前后复合基底的竖向位移和沉降差。为方便分析基底竖向位移,间隔7 cm提取位移数据,结果如图22所示。由表4和图22可以看出:有桩工况下的隧道基底变形与无桩工况的规律基本一致,基底竖向最大位移位于仰拱中间;浸水完成后的基底位移方向发生改变,即由回弹转变为沉降;隧道基底位移变化量与基底沉降差同时增大,影响均匀受力与变形;此外,与无桩工况相比,基底加固的工后位移与沉降差均减小,更利于结构的安全运营。