趙晨陽(yáng)，曹豪榮，彭立敏，施成華，雷明鋒,2，楊偉超

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410075；2.中南大學(xué)重載鐵路工程結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙，410075)

隨著基礎(chǔ)建設(shè)的不斷發(fā)展，隧道下穿綜合管廊、樓房等重要建筑物的案例不斷增加，為保證建筑物安全，需同時(shí)在結(jié)構(gòu)物附近、開挖輪廓線處采取預(yù)支護(hù)措施[1]。在富水砂層地區(qū)，隧道施工過程中極易發(fā)生涌水涌沙等現(xiàn)象，引起地層嚴(yán)重?fù)p失。施加管棚、旋噴樁、注漿加固等措施能大幅改良地層性質(zhì)，控制地下水滲流，有效控制地層沉降變形，在隧道工程領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用。研究者從多個(gè)方面研究了管棚、旋噴樁、注漿等預(yù)支護(hù)的作用效果與分析模型。在理論分析方面，邢厚俊等[2]將破裂面前方土體與初支結(jié)構(gòu)分別作為管棚支點(diǎn)，建立了簡(jiǎn)支梁模型；茍德明等[3-5]將整個(gè)管棚看作彈性地基梁，土柱荷載作用在已開挖段與破裂面擾動(dòng)段，考慮支座初始沉降、轉(zhuǎn)角與圍巖的黏聚力，建立Pasternak雙參數(shù)地基梁模型；鄭俊杰等[6-7]基于基床系數(shù)會(huì)隨土體性質(zhì)、應(yīng)力狀態(tài)等發(fā)生改變的情況，建立了考慮基床系數(shù)變化的管棚變形分析模型；周順華[8]考慮空間荷載效應(yīng)，認(rèn)為管棚主要起加固圍巖、擴(kuò)散圍巖壓力并減少開挖釋放應(yīng)力的作用；賈金青等[9]認(rèn)為初期支護(hù)施作具有一定的滯后性，并建立了考慮滯后效應(yīng)的地基梁模型。在數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)方面，伍振志等[10]運(yùn)用FLAC3D軟件分析了管棚注漿加固的效果；張慧樂等[11]基于現(xiàn)場(chǎng)載荷試驗(yàn)與有限元分析方法研究了水平旋噴拱棚結(jié)構(gòu)的承載特性與機(jī)理；周前等[12]通過分析認(rèn)為水平旋噴樁在控制地面沉降與拱頂下沉方面具有良好的效果；CHENG等[13]基于Phase2.0研究了淺埋偏心受壓隧道中管棚和錨桿的受力變形機(jī)理；董敏等[14]基于3D 模型模擬隧道上臺(tái)階開挖全過程，對(duì)雙層管棚在土層加固效果進(jìn)行了探討；SHI 等[15]結(jié)合工程實(shí)際狀況，研究了大長(zhǎng)管棚受力變形情況；YANG 等[16]基于Peck理論，揭示了管棚結(jié)構(gòu)變形特性；趙毅鑫等[17]結(jié)合超前管棚與注漿措施，研究了聯(lián)合支護(hù)在斷層帶中的作用；石鈺鋒等[18]研究了水平旋噴與大管棚聯(lián)合使用作為初期支護(hù)的效果。人們對(duì)管棚、水平旋噴樁、注漿等預(yù)支護(hù)進(jìn)行了大量研究，但理論研究?jī)H涉及單種預(yù)支護(hù)方式單層預(yù)支護(hù)模式的作用效果分析，對(duì)多種方式組合情況、考慮層間關(guān)系的雙層預(yù)支護(hù)體系協(xié)同分析等方面的理論研究仍很少。為此，本文作者結(jié)合廣佛(廣州—佛山)環(huán)線城際鐵路東平一號(hào)隧道工程，考慮管棚、旋噴樁、注漿等多種預(yù)加固方式的協(xié)同作用，建立隧道雙層預(yù)支護(hù)協(xié)同作用的力學(xué)分析模型。通過與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的對(duì)比分析，驗(yàn)證雙層預(yù)支護(hù)模型的可靠性。

1 工程概況

1.1 工程地質(zhì)概況

廣佛環(huán)城際鐵路東平1號(hào)隧道位于佛山市禪城區(qū)，下穿嶺南大道管廊段(DK18+416.00—DK18+426.80，總長(zhǎng)10.80 m)采用暗挖法施工。工點(diǎn)地貌屬珠江三角洲海陸交互沉積平原，地形平坦，地面高程-0.50～6.00 m。場(chǎng)地范圍內(nèi)交通便利，各種地下管線(直徑為600 mm 和800 mm 雨污、直徑為200 mm給水管線)密布，隧道最小埋深10.60 m。綜合管廊為鋼筋混凝土箱形框架結(jié)構(gòu)，埋深約0.83 m，距隧道開挖輪廓最小距離約4.88 m，實(shí)測(cè)地下水位在道路路面下-2.40 m，屬富水砂質(zhì)地層。隧道上覆地層主要為雜填土、粉砂、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，隧道主體結(jié)構(gòu)位于粗砂、粉質(zhì)黏土和全風(fēng)化砂巖中，具體地質(zhì)情況與地層參數(shù)分別如圖1和表1所示。

1.2 支護(hù)方式

結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)、機(jī)械設(shè)備、工程經(jīng)濟(jì)、控制標(biāo)準(zhǔn)等因素，東平1號(hào)隧道下穿嶺南大道段擬采用雙層預(yù)支護(hù)方式。

圖1 暗挖下穿嶺南大道地質(zhì)圖Fig.1 Geological map of undermining through Lingnan Street

表1 地層參數(shù)Table 1 Formation parameters

在隧道兩端設(shè)置地下連續(xù)墻；在距管廊底部和開挖輪廓線外側(cè)約50 cm 處各采用直徑為159 mm、間距為500 mm管棚注漿加固，管棚兩端利用連續(xù)墻進(jìn)行支撐；廣佛江珠左、右線外側(cè)采取2排水平旋噴樁進(jìn)行封閉止水，開挖輪廓線外部采用1排直徑為600 mm、間距為400 mm咬合水平高壓旋噴樁；在管廊兩側(cè)斜向各施作1 排間距為1 200 mm 的袖閥管，注漿加固管廊下方至隧道拱頂處的土體。預(yù)支護(hù)方案示意如圖2所示。

2 雙層超前預(yù)支護(hù)力學(xué)分析模型

2.1 雙層預(yù)支護(hù)體系協(xié)同作用分析模型

由于承受的荷載與抗彎剛度不同，上、下層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)的沉降變形存在差異，導(dǎo)致中間土體變形，進(jìn)一步使得上、下層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)承受的荷載通過土體進(jìn)行傳遞，達(dá)到協(xié)同工作的效果。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)雙層預(yù)支護(hù)施作狀況，結(jié)合單層管棚支護(hù)分析理論[3-5]，建立雙層預(yù)支護(hù)體系協(xié)同變形分析模型。取隧道開挖縱斷面進(jìn)行分析，將雙層預(yù)支護(hù)等效為雙層彈性地基梁，2層預(yù)支護(hù)之間的圍巖視作彈簧，預(yù)支護(hù)兩端的連續(xù)墻采用彈性支座進(jìn)行模擬。其中，AB段模擬噴射混凝土、格柵混凝土襯砌等初期支護(hù)完成狀態(tài)，BC段模擬開挖后未施作初期支護(hù)的狀態(tài)，CD段模擬掌子面前方施工擾動(dòng)狀態(tài)，DE段模擬施工未擾動(dòng)狀態(tài)。為了更確切地模擬預(yù)支護(hù)體系的真實(shí)受力狀況，模型中采用“均布+三角形分布”荷載形式[4-6]，即掌子面后方(AC段)為均布荷載，掌子面前方影響范圍內(nèi)(CD段)荷載呈三角形分布，未擾動(dòng)段(DE段)不計(jì)算荷載。預(yù)支護(hù)體系承受的地基反力作用值采用沉降值與基床系數(shù)的乘積。參考文獻(xiàn)[12]，預(yù)支護(hù)體系的剛度參數(shù)采用管棚、水平旋噴樁與注漿等剛度的等效值。AB段采用預(yù)支護(hù)體系和初期支護(hù)等抗彎剛度的疊加值。兩端點(diǎn)(A和E)處采用豎向連桿及水平彈簧進(jìn)行約束。

圖2 預(yù)支護(hù)措施示意圖Fig.2 Schematic diagram of pre-support measures

模型中，記上層預(yù)支護(hù)體系的撓度為w1，下層預(yù)支護(hù)體系的撓度為w2；上層預(yù)支護(hù)體系的抗彎剛度為E1I1，下層預(yù)支護(hù)體系支護(hù)段(AB段)的抗彎剛度為E2I2，其余部分(BZ段)的抗彎剛度為E3I3。在施工過程中，管棚兩端(A和E點(diǎn))連續(xù)墻均可能存在沉降，記A端相對(duì)于D端的初始沉降為w0，上、下預(yù)支護(hù)體系之間的地基彈簧剛度為k，CE段地基系數(shù)為k0。圖3所示為施工縱斷面圖，圖4所示為分析模型。

圖3 隧道施工縱斷面圖Fig.3 Longitudinal section of tunnel construction

圖4 隧道雙層預(yù)支護(hù)體系力學(xué)分析模型Fig.4 Mechanical analysis model for double layered pre-support system in tunnel

2.2 理論分析計(jì)算

根據(jù)圖4所示雙層預(yù)支護(hù)分析模型，建立梁體單元分段耦合撓曲微分方程組如下。

AB段：

BC段：

CD段：

DE段：

對(duì)耦合撓曲微分方程組求解，得到各段方程的解如下。

AB段：

式中：A1～A8為待定系數(shù)；

BC段：

式中：B1～B8為待定系數(shù)；

CD段：

式中：C1～C8為待定系數(shù)；

DE段：

式中：D1～D8為待定系數(shù)。

根據(jù)A和E端支座的下沉與轉(zhuǎn)角，B，C和D點(diǎn)撓曲各階導(dǎo)數(shù)的連續(xù)性條件，可列出方程組求解各段撓度方程的待定系數(shù)，確定梁體單元各段的撓曲方程。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 計(jì)算參數(shù)

水平旋噴樁、注漿體的彈性模量取值參考文獻(xiàn)[11-12,17]。中間土體彈簧剛度取注漿區(qū)土體的彈性模量，下層土體彈簧剛度采用經(jīng)驗(yàn)值[19]。

隧道暗挖下穿嶺南大道段最小埋深10.60 m，為淺埋隧道，預(yù)支護(hù)體系承受的荷載可取上方全部土體重度，即上層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)承受其上方土體荷載，下層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)承受上、下層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)中間的土體荷載。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)量測(cè)數(shù)據(jù)，隧道起始端地下連續(xù)墻的初始沉降約0.50 mm，無轉(zhuǎn)角。

隧道最大分部開挖高度約4.40 m，砂的內(nèi)摩擦角φ為34°。破裂面是土體發(fā)生破壞時(shí)形成的滑切面。參考文獻(xiàn)[3]，根據(jù)破裂面的范圍計(jì)算掌子面前方受擾動(dòng)土體的范圍，CD段長(zhǎng)度l計(jì)算公式為

計(jì)算得l=2.34 m。出于施工安全考慮，取l=2.50 m。

結(jié)合隧道設(shè)計(jì)資料，匯總雙層預(yù)支護(hù)體系分析模型計(jì)算參數(shù)，如表2所示。

表2 雙層預(yù)支護(hù)模型主要計(jì)算參數(shù)Table 2 Main calculation parameters of double layered pre-support model

3.2 計(jì)算模型驗(yàn)證

為證明施工階段綜合管廊沉降符合模型分析結(jié)果，檢驗(yàn)理論模型的可靠性，選取廣佛(廣州—佛山)江珠右線拱頂處預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)縱向中點(diǎn)為驗(yàn)證點(diǎn)，如圖5中點(diǎn)Z所示。將該測(cè)點(diǎn)沉降的理論分析值、實(shí)測(cè)值與數(shù)值模擬值等進(jìn)行對(duì)比。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element models

數(shù)值模型中，預(yù)支護(hù)體系的參數(shù)取值參考文獻(xiàn)[11-12,17]確定，如表3所示。

表3 預(yù)支護(hù)參數(shù)Table 3 Perimeter of pre-support

模型中，開挖洞室位于廣佛江珠右線。隧道總長(zhǎng)10.80 m。模型共12 個(gè)分析步，第1 步為地應(yīng)力平衡，后續(xù)依次為開挖和支護(hù)模擬，分11 次進(jìn)行。前10次單次模擬開挖長(zhǎng)度為1.00 m，最后1次模擬開挖長(zhǎng)度為0.80 m。通過求解計(jì)算，得到雙層預(yù)支護(hù)體系在隧道開挖后的變形狀況，如圖5所示。

繪制測(cè)點(diǎn)撓度隨掌子面推進(jìn)的變化狀況，如圖6所示。由圖6可以看出：測(cè)點(diǎn)的撓度理論分析值與實(shí)際測(cè)量值基本吻合，同時(shí)存在一些偏差。

圖6 測(cè)點(diǎn)沉降隨掌子面的變化Fig.6 Settlement of monitoring point changes with tunnel face positions

1)測(cè)點(diǎn)撓度的有限元模擬結(jié)果與理論分析結(jié)果、實(shí)測(cè)結(jié)果呈現(xiàn)相同的變化狀態(tài)，撓度均隨著掌子面的推進(jìn)不斷增加，當(dāng)掌子面為0～8.0 m時(shí)，撓度變化較快；在隧道開挖后期(8.0～10.8 m)，撓度基本趨于穩(wěn)定。

2)測(cè)點(diǎn)撓度的理論分析結(jié)果、實(shí)測(cè)結(jié)果與有限元分析結(jié)果存在偏差。在隧道開挖前期(0～5.0 m)，測(cè)點(diǎn)撓度的有限元模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合程度較高。在隧道開挖完成階段，該點(diǎn)撓度的有限元模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果發(fā)生較大偏差，實(shí)測(cè)結(jié)果為-3.9 mm，數(shù)值模擬結(jié)果為-3.7 mm，理論分析結(jié)果為-4.0 mm。數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果相對(duì)誤差約5.1%，與理論分析結(jié)果相對(duì)誤差約7.5%，理論結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果相對(duì)誤差為2.5%，在可接受范圍內(nèi)，說明理論分析模型具有一定的可靠性。

3.3 計(jì)算結(jié)果與分析

根據(jù)表2，對(duì)雙層預(yù)支護(hù)體系撓曲變形隨掌子面推進(jìn)的變化狀況進(jìn)行分析。體系撓度曲線如圖7所示，其中，不同的曲線代表掌子面處于相應(yīng)位置時(shí)整個(gè)預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形，如1 m代表掌子面處于距隧道起點(diǎn)1 m位置時(shí)整個(gè)預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)的撓曲變形狀況。

圖7 預(yù)支護(hù)體系在不同掌子面位置的撓度Fig.7 Deflections of pre-support system at different tunnel face positions

由圖7可知：

1)隨著掌子面的推進(jìn)，上、下層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)的撓度均呈現(xiàn)增大狀態(tài)；當(dāng)隧道開挖完成時(shí)，上層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)撓度最大值約為3.9 mm，滿足綜合管廊內(nèi)部管線沉降的嚴(yán)格控制要求。

2)隨著掌子面不斷推進(jìn)，上、下層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)撓度最大位置逐漸向前推進(jìn)，最終穩(wěn)定在隧道中心(5.4 m)處。

3)預(yù)支護(hù)體系撓度變化的速率在隧道開挖中期(掌子面位于3～7 m)較顯著。開挖前期與后期改變較小，經(jīng)分析認(rèn)為端部約束承擔(dān)了此階段大部分荷載增量。

4 參數(shù)分析

在雙層預(yù)支護(hù)理論分析模型的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究中間土體彈簧剛度、水平旋噴樁直徑和管棚直徑等參數(shù)對(duì)預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)撓度變形的影響。取隧道開挖完成工況，計(jì)算不同參數(shù)下預(yù)支護(hù)體系的撓度。

4.1 中間土體彈簧剛度

彈簧剛度依次取2.00×104，5.00×104，1.00×105，5.00×105和3.00×106kN/m 共5 個(gè)值，其他參數(shù)不變，所得預(yù)支護(hù)體系撓度隨彈簧剛度變化如圖8所示。由圖8可知：

1)預(yù)支護(hù)體系通過中間土體彈簧達(dá)到協(xié)同變形的效果，表現(xiàn)為隨著彈簧剛度增加，上層撓度逐漸減少，下層撓度逐漸增加；隨著彈簧剛度逐漸增加，上層結(jié)構(gòu)撓度最大值由-7.4 mm逐漸減小為-4.2 mm；下層結(jié)構(gòu)撓度最大值由-3.8 mm 逐漸增加為-4.2 mm。

2)中間土體彈簧剛度存在合理取值范圍，為5.00×105～3.00×106kN/m；當(dāng)?shù)鼗鶑椈蓜偠扔?.00×104kN/m 變化到3.00×106kN/m 時(shí)，上層結(jié)構(gòu)撓度的減小幅度逐漸趨近于0。

4.2 水平旋噴樁直徑

水平旋噴樁直徑依次取300，600，900 和1 200 mm，其余參數(shù)不變，所得預(yù)支護(hù)體系撓度隨旋噴樁直徑變化如圖9所示。由圖9可知：

1)水平旋噴樁對(duì)雙層預(yù)支護(hù)體系的撓曲變形影響顯著。當(dāng)水平旋噴樁直徑由300 mm逐漸增大為1 200 mm時(shí)，上層結(jié)構(gòu)的撓度最大值由-8.2 mm逐漸降低為-1.7 mm，下層結(jié)構(gòu)的撓度最大值由-8.1 mm 逐漸降低為-1.5 mm，分別減小79.3%和81.5%。

2)水平旋噴樁直徑存在合理取值范圍。當(dāng)旋噴樁直徑由300 mm 增加到600 mm 時(shí)，上、下層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)撓度分別降低48%和49%；當(dāng)旋噴樁直徑由900 mm增加為1 200 mm時(shí)，上、下層預(yù)支護(hù)撓度僅分別降低10%和11%。

圖8 預(yù)支護(hù)體系撓度隨彈簧剛度變化圖Fig.8 Deflection of pre-support system varies with spring stiffness

4.3 管棚直徑

管棚直徑依次取108，133，159 和219 mm，其他參數(shù)不變，預(yù)支護(hù)體系撓度隨管棚直徑變化如圖10所示。由圖10可知：

1)隨著管棚直徑增加，預(yù)支護(hù)體系撓度逐漸減??；上層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)撓度最大值由-4.4 mm逐漸減小為-4.2 mm，下層預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)撓度最大值由-4.3 mm逐漸減小為-4.0 mm。

2)管棚直徑的增加對(duì)預(yù)支護(hù)體系撓度變形影響有限；當(dāng)管棚直徑由108 mm變化到219 mm時(shí)，上、下層預(yù)支護(hù)體系撓度減小量均約為0.2 mm，撓度未呈現(xiàn)大幅度變化。

圖9 預(yù)支護(hù)體系撓度隨旋噴樁直徑變化情況Fig.9 Deflection of pre-support system varies with diameter of jet grouting pile

圖10 預(yù)支護(hù)體系撓度隨管棚直徑變化情況Fig.10 Deflection of pre-support system varies with diameter of pipe shed

5 結(jié)論

1)將管棚和水平旋噴樁等預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)等效為梁?jiǎn)卧?，土體視作彈簧單元，支撐預(yù)支護(hù)結(jié)構(gòu)兩端的連續(xù)墻采用彈性支座模擬，采用不同的梁?jiǎn)卧獎(jiǎng)偠饶M施工階段抗彎剛度的變化，建立隧道雙層預(yù)支護(hù)體系的力學(xué)分析模型，得到耦合撓曲微分方程組理論解，以確定預(yù)支護(hù)體系的變形狀況。

2)在下層預(yù)支護(hù)的最大撓度方面，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果相對(duì)誤差約5.1%，與理論分析結(jié)果相對(duì)誤差約7.5%，理論結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果相對(duì)誤差為2.5%，均在可接受范圍內(nèi)，認(rèn)為建立的分析模型具有一定的可靠性。

3)中間土體彈簧通過變形，達(dá)到協(xié)調(diào)上、下層預(yù)支護(hù)體系撓曲變形的效果，彈簧剛度對(duì)體系的協(xié)同作用效果影響較大，旋噴樁直徑對(duì)預(yù)支護(hù)體系撓曲變形有較大的影響，管棚直徑的影響較小。綜合考慮管廊保護(hù)與隧道安全施工，應(yīng)重視對(duì)水平旋噴樁直徑、中間土體加固強(qiáng)度等參數(shù)的控制。