富水粉细砂地层引水隧洞注浆加固方案研究

李君华

(江西省水利水电开发有限公司，江西 南昌 330000)

1 工程背景

某引水式水电站引水隧洞全长16.82km，海拔1350～1500m，最大高差150m，埋深150～200m，跨度13.5m，高度12.8m，属于大断面引水隧洞。隧洞区年平均降雨量为1415.1mm，年平均温度18.3℃，自上而下可划分为上覆土(碎石、角砾)、基岩(泥岩、炭质泥岩、砾岩和砂岩)、粉细砂层(节理裂隙发育，富含地下水)。引水隧洞大部分位于粉细砂层中，粉细砂遇水自稳性差，支护结构变形收敛大，洞身埋深较大，地表加固难度很大。经现场地质勘察，得到粉细砂土体的平均含水率为9.8%，平均干密度为1.673g/cm3，稍密，平均比重为2.59，孔隙比为0.548，孔隙率为35.5%，平均黏聚力为8.1kPa，平均内摩擦角为36.4°，不均匀系数为50.3，曲率系数为16.8，属于级配不良土。

当引水隧洞开挖至DK12+785处时，由于受到大埋深、高水压的作用，掌子面出现了掌子面垮塌，初始支护结构开裂和拱顶大面积塌腔等问题[1- 3]，如图1所示。原设计超前小导管注浆超前支护型式可能无法满足富水粉细砂层的超前支护，故提出超前帷幕注浆加固型式对该洞段进行超前支护[4- 6]，并进行了相应的计算论证。

图1 隧洞掌子面现场情况

2 引水隧洞开挖模型构建

2.1 有限元模型

利用FLAC3D构建隧洞开挖模型，整个模型的左右宽度距离隧道侧面的距离为45m，地面与隧道底部的距离为45m，纵向长度为40m，在模型上部施加均布面荷载，在模型底部施加位移和速度约束，在模型左右两侧施加水平位移和速度约束。该段隧道采用三台阶法开挖施工，每开挖1m为一个循环，注浆范围取开挖轮廓线以外5m，纵向加固深度为30m，引水隧洞初期支护为C25喷射混凝土，锚杆长度和直径分别为3.5和25mm，横向和纵向间距分别为1.2和1m；注浆材料的水灰比为0.8，注浆压力为1.5MPa[7- 8]。有限元模型如图2所示。

图2 有限元模型

2.2 计算参数选取

在模型计算过程中将所有材料视为各向同性均质的材料，采用摩尔-库伦本构模型进行计算，锚杆采用锚索单元，初期支护和二次衬砌采用实体单元。各地层和材料的参数取值情况见表1。

表1 围岩和支护参数取值

2.3 工况设计

根据地质勘察结果，地下水位位于引水隧洞拱顶21～58m处，因此，本次计算共考虑地下水位分别具隧道顶面的距离为20、30、40、50、60m共计5种工况(拱顶上覆水位)，与此同时在每种工况下分别对不采取超前加固、采取小导管超前加固和采取全断面超前帷幕注浆3种加固措施的围岩稳定性进行分析。为方便分析，将不采取加固措施试验组编号为N1～N5，将采取小导管超前加固措施试验组编号为X1～X5，将采取全断面超前帷幕注浆试验组编号为W1～W5。模拟工况和编号见表2。

表2 模拟工况和编号

3 模拟计算结果

3.1 对渗流场的影响

选择模型(Y=20)处的截面作为监测断面，对不同措施和上覆水位下隧洞围岩的孔隙水压力随隧洞纵向里程的变化规律如图3所示。

图3 孔隙水压力变化规律

由图3可知：随着隧洞纵向里程的增加，不采取超前加固措施和采取小导管加固措施的孔隙水压力呈逐渐增大的变化特征，并在隧洞纵向里程35m后，基本达到稳定状态，当采取全断面帷幕注浆超前加固方式时，孔隙水压力随着隧洞纵向里程增大呈先增大后减小最后逐步稳定的变化过程，当隧洞纵向里程为24～26m时，孔隙水压力最大；相同隧洞纵向里程下，上覆水位越高，孔隙水压力越大；隧洞开挖完成后，当不采取超前加固措施时，20、30、40、50、60m上覆水位下的孔隙水压力分别为385、457、532、612、682kPa，采取小导管超前加固时分别为350、450、500、580、665kPa，相比不采取超前加固分别降低9.1%、1.5%、6%、5.2%、2.5%，采取全断面帷幕注浆超前加固时分别为263、363、463、563、663kPa，相比不采取超前加固分别降低31.7%、20.6%、13%、8%、2.8%，由此可见采取小导管超前加固方式对于围岩孔隙水压力的影响较小，而采取全断面帷幕注浆超前加固方式对于围岩孔隙水压力的影响较大，但随着上覆水位的抬升，影响程度在逐渐减小。

3.2 对围岩位移变形的影响

不同超前加固方式隧洞围岩变形规律如图4所示。

图4 围岩位移变形变化规律

由图4可知，随着上覆水位的抬升，围岩的拱顶沉降、仰拱隆起和水平收敛变形呈逐渐增大的变化特征；采取小导管超前加固方式时，对于拱顶沉降板变形具有一定的抑制作用，当在20、30、40、50、60m上覆水位工况下，拱顶沉降分别降低14.3%、9.7%、17.5%、11.1%和11.2%，对于仰拱隆起变形和水平收敛变形的影响不大；当采取全断面帷幕注浆加固时，对于围岩拱顶沉降、仰拱隆起和水平收敛变形均有明显的抑制作用，拱顶沉降相比不采取超前加固时分别降低58.9%、58.2%、64.5%、67.1%和70.5%，仰拱隆起相比不采取超前加固时降低56.2%、57.9%、64.4%、68.5%和73.7%，水平收敛变形相比不采取超前加固时降低82.6%、84%、84.2%、85%和85.9%，即使在上覆水位60m情况下，围岩的拱顶沉降、仰拱隆起和水平收敛变形分别仅为89.1、62.5、47.1mm。

3.3 对掌子面挤出变形的影响

不同超前加固方式下隧洞掌子面最大挤出变形随上覆水位变化规律如图5所示。

图5 掌子面挤出变形变化规律

由图5可知，随着上覆水位增加，掌子面最大挤出变形呈逐渐增大的变化趋势，采取注浆小导管方式与不采取超前加固方式时的掌子面最大挤出变形相差不大，表明小导管超前注浆加固方式对于隧洞掌子面挤出的变形影响不大，这是因为2种方式对掌子面均缺少超前加固措施，因而掌子面的变形相差不大，而且最大挤出变形均发生在下台阶位置；当采取全断面帷幕超前注浆加固时，相同上覆水位时，掌子面最大挤出变形有较大幅度降低，最大挤出变形发生在中台阶，且掌子面最大挤出变形受上覆水位变化的影响很小，以上覆水位60m为例，采取全断面帷幕注浆时，掌子面最大挤出变形相比不采取超前加固情况减小93.3%，相比采取小导管注浆加固时减小93.1%。

3.4 对塑性区体积变化的影响

塑性区体积大小反映了围岩从弹性向塑性转变的占比，塑性区体积越大，围岩稳定性越差，相应的承载力也会降低，不同措施下围岩塑性区体积随上覆水位的变化规律如图6所示。

图6 塑性区体积变化规律

由图6可知，相同上覆水位下，围岩塑性区体积关系为：不采取超前加固>注浆小导管>超前帷幕灌浆，随着上覆水位增加，塑性区体积也逐渐增大；当在20、30、40、50、60m上覆水位下时，塑性区体积分别为10400、11200、12500、13900、15800m3，当采取小导管注浆加固时，塑性区体积分别为8500、9350、10100、11500、13000m3，相比不采取超前加固措施时，分别减小18.3%、16.5%、19.2%、17.3%、17.7%，当采取超轻帷幕注浆加固时，塑性区体积分别为1956.2、2013.6、2200、2500、2863.2m3，相比不采取超前加固措施时，分别减小81.2%、82%、82.4%、82%和81.9%，采取超前帷幕注浆对于围岩稳定性的控制效果是十分显著的。

4 结论

(1)随着隧洞纵向里程增加，不采取超前加固和采取小导管注浆超前加固措施的孔隙水压力逐渐增大，并最终趋于稳定；采取超前帷幕注浆加固措施的孔隙水压力先增大后减小，同时也会趋于一个稳定值。

(2)上覆水位越高，孔隙水压力、围岩位移变形、掌子面挤出量以及塑性区体积量越大。

(3)采取小导管注浆加固时，对于孔隙水压力、围岩仰拱隆起、水平收敛变形和掌子面挤出变形的抑制效果较差，对于围岩顶拱沉降和塑性区体积有一定的降低效果。

(4)采取全断面超前帷幕注浆加固时，对于孔隙水压力、围岩位移变形、掌子面挤出量和塑性区体积量均有明显的降低效果，能够确保围岩的稳定与安全。