湖东东路隧道软弱地层开挖方法数值分析报告

福州市湖东东路隧道软弱地层开挖方法数值分析报告里程段落:南线K0+968~K1+028，北线K1+062~K1+122中国有色金属工业西安勘察设计研究院勘测一公司隧道监测项目组2017年3月

目录一、研究目的 页一、研究目的湖东东路隧道在进入V级、VI级围岩为主的地下暗挖段之后，由于围岩软弱、破碎及容易受到地下水影响，隧道施工遇到了很多问题。2016年8月初南线隧道暗埋段施工到K0+920时隧道发生了小规模塌方；2016年11月，南线K0+930前后段落发生严重侵限，隧道被迫进行了换拱工作；2017年1月，北线K1+040前后段落出现了侵限，进行了临时支撑加固。隧道发生事故，不仅会带来工期上的浪费，还带来了工程费用上的损失。本隧道发生事故，客观因素是因为隧道地质情况复杂，主管原因是由于施工技术上不足，要改变这种方法需要对现有的施工技术进行改进提升，需找更为合理的隧道开挖方法与辅助措施。数值模拟方法就是研究隧道施工方案、支护措施与其它辅助措施合理性的有效工具。数值模拟方法，是依照岩土工程计算中的地层结构法，依照弹塑性理论进行岩土工程施工模拟，并求解出施工过程中各部位岩土体及结构的应力应变变化的方法，能够在未施工之前进行工程设计方案的可行性分析、合理性分析及优化性分析。随着近些年计算机技术的飞速发展，各种计算机软件能够在考虑各种工程影响因素的条件下进行高速计算分析，为实际工程设计及施工提供有力的支撑。其中，MidasNX软件就是隧道工程中模拟隧道开挖施工的最常用的右线元软件。本报告的目的，就是以现有的工程资料基础，汇总当前的隧道施工主要问题及风险，对隧道采取CRD法施工、三台阶七部开挖法施工及采取水平旋喷桩辅助措施进行超前加固进行MidasNX有限元数值模拟，发现各种方法下的隧道围岩变形情况与支护结构的安全状态，选择该地层条件下最佳的施工方案，以期顺利达到工程建设目标。二、隧道状况2.1围岩状况湖东东路隧道当前南线施工至K0+968，北线施工至K1+062。南线围岩地层状况为残积砂质粘土、砂土状全风化花岗岩，极其的软弱，完全不具备自稳能力，隧道在普通台阶分布开挖法施工下容易出现大变形，带来侵限的事故灾害。且由于隧道开挖后形成了地下零水头面，且具有渗流通道，围岩中的孔隙水、裂隙水在水压作用下不断向隧道内渗透，使隧道刚开挖时围岩为潮湿块状，但一段时间后开始“出汗”，随后很快开始有积水，造成隧道底部积水，拱脚支撑作用弱化，并且给施工带来了很大的困难，其变化如下图1所示。北线隧道地质状况与南线类似，但是隧道开挖时围岩含水率低，要明显好于南线当前掌子面状况。图1隧道刚开挖（左）与短时间后积水（右）对比图根据我第三方的施工监测资料，该地层下隧道现有的开挖方法与辅助措施下，隧道围岩变形难以控制，监测数据表明，采取台阶分布开挖法的情况下，拱顶的最大沉降超过50cm，围岩具有塌方与侵限的潜在危险，必须要采取技术的改进或施工方案的调整。2.2施工风险南线隧道K0+970~K1+210段落设计文件划为为V级围岩，支护方案上设计了超前管棚、超前小导管及全断面注浆，设计采取CRD法开挖。北线隧道K0+980-k1+220段落设计文件划为为V级围岩，支护方案同样设计为超前管棚、超前小导管及全断面注浆，设计采取CRD法开挖。强风化花岗岩在开挖后表现为砂（石英）土（长石），类似于第四纪沉积物，而在未开挖时却与砂土有着本质的区别，这种区别与天然含水率密切相关。干燥状态下，开挖时极易滑塌；当含水率＞13%时，表现为蠕变；介于二者之间，表现为较好的稳定性[15]。强风化花岗岩表现为“松散的砂土”，处理方法很容易想到注浆加固。强风化花岗岩并不松散，渗透系数约为6×10-7cm/s，固体浆效果不明显。在广西平钟高速公路水冲隧道施工时，围岩状况就是全风化花岗岩，围岩保留了花岗岩的原岩结构，其实用手即可抓碎，采用超前导管注浆，二台阶开挖，在围岩变形较大快速变形时，采取临时仰拱及时封闭成环的办法仍未能阻止围岩变形，最终导致了隧道塌方（如图2所示）。图1广西平钟高速公路水冲隧道地表坍塌当前的施工方法任然是以台阶法为主，如若不能及时采取有效的超前加固方法及围岩变形控制方法，隧道在施工仍有很大的可能发生塌方及由于大变形导致的侵限事故。2.3应对方案我监控量测方认为，解决目前的施工困境需要从两方面入手：第一，必须采取有效的围岩变形控制措施，优化隧道开挖方案。我国城市交通建设中，已经应用浅埋暗挖法修建了大量的城市公路、地铁隧道，并且充分的建设经验表明，在控制围岩变形方面，常用到的隧道开挖方法中，CRD法＞CD法＞三台阶七部开挖法＞台阶分布开挖法，但是在施工工期与造价方面，台阶分布开挖法＞三台阶七部开挖法＞CD法＞CRD法，选择哪种方法既要考虑施工中的适用性，又要考虑建设的经济性。在保证安全的前提下，尽量达到经济最优。第二，有效的辅助措施必不可少。对于本工程所面临的全风化花岗岩而言，固体浆效果不明显，但通过高压高速流体的微观作用，高压水平旋喷后的柱体呈圆形断面且与围岩密贴，却可以达到很好的超前加固效果。因此我方认为，采取水平旋喷桩加固隧道的方案可以考虑使用，本报告中也将予以论证。三、隧道开挖数值模拟3.1模拟工况设计南线隧道的围岩含水量较高，表现为蠕变，地下水浸湿后表现为流塑状，几乎没有强度，且当前断面埋深较大，因此考虑采取水平旋喷桩进行加固，并比较CRD法与三台阶七部开挖法，模拟工况如下表1所示。表3-1数值模拟工况设计工况号工况内容工况1台阶分布开挖法，水平旋喷桩加固后开挖工况2三台阶七部开挖法，一般超前小导管超前加固工况3CRD开挖法，一般超前小导管超前加固其中，由于左右线隧道在该研究段落本身线间距较大，而且左右具有较长距离，北线隧道开挖后，二次衬砌已经施工完成，围岩应力重分布已经完成，对南线隧道影响微弱。北线隧道先行，也在段时间内不会受到南线隧道的影响，因此本次研究均采取单线隧道的研究方案进行数值分析。（2）模型简化为简化模型，将旋喷桩拱简化成厚度为60cm的实体拱壳结构。将锚杆粘聚力进行等效换算，将钢格栅刚度折算给喷射混凝土，将初支简化成曲面壳体结构。围岩满足莫尔-库伦屈服条件，不考虑旋喷桩与土体的滑移，采用复合地基进行模拟。喷射混凝土采用板单元模拟。旋喷壳体、掌子面注浆、初支型钢及锚杆模量的选取则采用均一化原理，即任一物理量对任一体积的积分等于该物理量对各体积的积分之和。超前小导管加固中，将超前小导管加固地层简化为一种实体单元，后期通过改变属性来实现其效果的模拟，其计算参数同样采取复合地基法。旋喷桩变形模量换算按照复合土体的压缩模量可按下式进行计算：(1)(2)(3)式中，Esp为复合地基压缩模量；m为面积置换率，在等边三角形布桩中ds=1.05s，s为桩间距；Ep为旋喷桩桩体压缩模量；Es为桩间土的压缩模量。（2）初期支护弹性模量换算初期支护中型钢拱架，根据均一化原理，将钢架的弹性模量折算到喷射混凝土衬砌的弹性模量，以简化计算。计算方法见下式：(5)式中：E为折算后的喷混凝土弹性模量（MPa）；E0为喷射混凝土弹性模量（MPa）；Sg为钢拱架截面积（m2）；Eg为型钢弹性模量（MPa）；Sc为喷射混凝土建面积（m2）。（3）锚杆粘聚力等效换算锚杆的作用通过提高围岩粘聚力和内摩擦角来体现，因摩擦系数变化不大，仅考虑粘聚力c的改变(6)式中：c0为未加锚杆时围岩的粘聚力；T为锚杆最大抗剪强度；Am为锚杆的横截面积；a和b分别为锚杆的纵向、横向间距；η为经验系数，可用。各项数值模拟参数得到的最终表格如下：表3-2计算模型参数材料名称弹性模量（E/MPa）泊松比（u）容重（γkN/m3）粘聚力C（kPa）摩擦角φ（°）本构模型其它杂填土（①）50.2817812摩尔库伦淤泥质土（④）70.36171911摩尔库伦砂质粘土（⑥）120.34182010摩尔库伦强风化花岗岩700.3223.53232摩尔库伦初期支护180000.224弹性厚度30cm二次衬砌200000.2025.5弹性厚度50cm强风化花岗岩1000.3219.110030摩尔库伦上台阶复合地基5000.32050036弹性旋喷壳体84000.3223000036弹性钢管2100000.378.5--弹性超前小导管支护224000.2823弹性厚度0.6m3.2水平旋喷桩加固模拟水平旋喷桩（HorizontalJetGrouting）主要适用于砂类土、粘性土、泥页岩及小直径的砂砾层和破碎带等软弱地层。同样也是强化花岗岩等富水软岩隧道开挖一种安全、高效的辅助施工新方法。按照最初的设计文件，水平旋喷桩的设计分布与安装示意图分别如图3-1,3-2所示。图3-1旋喷桩布置图3-2旋喷桩纵向布置隧道模型的建立按照设计文件及地质纵断面图中进行，建好的模型如图3-3所示。建好模型后，进行数值分析，考虑隧道在工况1与工况2下的两种模拟结果对比。图3-3建好的模型图无旋喷桩加固工况中，拱顶沉降主要发生在上台阶环形开挖阶段。说明在隧道上台阶环形开挖过程中，隧道上部围岩应力已经基本释放。隧道拱顶沉降的峰值发生自y=0m处，在y=0~3m范围内，拱顶沉降呈线性减小；在y=3~15m范围内拱顶沉降逐渐趋近于旋喷桩加固工况下的沉降值。隧道拱顶沉降在y=15m处基本近似于旋喷桩加固工况下的沉降值。说明在在隧道开挖过程中，对掌子面前方15m之外的围岩扰动基本可以忽略，故旋喷桩长度选取15m。计算完成后，隧道拱顶沉降图如图3-4所示。注：“-0”为无旋喷桩加固工况，“-1”为旋喷桩加固工况图3-4纵向拱顶沉降对比图旋喷桩加固工况中，拱顶水平旋喷桩壳体的沉降值主要发生在隧道上台阶环形开挖开挖阶段，并且在4开挖进尺及掌子面前方3m范围内呈线性递减趋势，掌子面前方6~8m范围微弱隆起。说明拱顶270°范围水平旋喷桩构成的壳体强度达到承压要求，可以控制上部围岩的沉降。两种工况的拱顶围岩沉降值变化明显，从拱顶沉降曲线（图3）可以看出，进行旋喷桩加固后，拱顶沉降明显得到改善，各节点的沉降值平均减小63.45%。旋喷桩加固后，掌子面形成复合地基，在整个开挖过程中产生的Y轴负方向位移（掌子面纵向位移）明显小于未加固的掌子面位移。取掌子面中轴线上各节点为研究对象，结果显示（图3-5），无旋喷桩加固工况中，隧道开挖的三个阶段掌子面沿纵向位移值变化明显。在进行隧道核心开挖和隧道仰拱开挖时掌子面最大位移值分别达到16cm和36.9cm。其位移的峰值均发生在隧道上台阶某处。隧道上台阶加固形成的复合地基可以明显改善掌子面的稳定性，而未加固的下台阶掌子面稳定性明显较差。进行旋喷桩加固后，各节点的纵向位移值平均减小69.6%。图3-5掌子面中线节点位移该数值模拟结果结果表明，与无旋喷桩加固工况相比，当进行旋喷桩加固时，隧道拱顶的最终沉降值减少63.45%，掌子面的最终纵向位移值减少69.6%，掌子面的塑形应变区范围也明显减小。水平旋喷预加固措施能够有效地控制变形，加固效果十分明显。3.3三台阶七部开挖法施工模拟三台阶七部开挖法是在软弱地层常用到的开挖方法，通过减小开挖面、多步平行推进的方案，能够有效减小地层扰动，实现顺利施工，现场发现，北线隧道具有三台阶七部开挖法的可行性。北线隧道地层主要有杂填土、淤泥质土、砂质粘土与强风化花岗岩组成，以这四个地层参数为依据，结合隧道施工的过程与其他设计参数，制作隧道施工模型如图3-6所示。图3-6划分好模型透视图每个施工开挖台阶为3m，划分为20个开挖工序，数值模拟后，从截取第上台阶第18个开挖工序阶段计算云图进行过程定性分析如下图3-7（a）纵向沉降图与3-7（b）横向沉降图所示。从图中可以明显看到，施工开始阶段地层位移很大，施工进洞之后在掌子面附近，最先开挖部分拱顶沉降与底部隆起效应都不是很大，随着开挖的进展，仰拱闭合前后沉降达到最大值，初支闭合后变形稳定，符合三台阶七部开挖法中围岩变形逐步发展，应力逐步释放的规律。横断面图中可以看到很明显的沉降槽，这是台阶法施工中不可避免的。图3-7（a）过程中的纵向沉降云图图3-7（b）过程中的横向沉降云图隧道施工过程中，通过对围岩与地表的沉降观察可以评估隧道的施工控制质量及安全状态，以隧道未开挖前的上台阶第19步为例，得到隧道在纵向的地表最沉降曲线与隧道内的拱顶沉降曲线如下图所示。从图中可以发现，相比较洞内拱顶沉降而言，地表沉降的变化整体要缓和很多，在隧道最开始开挖时，沉降最大，为30.00mm，在掌子面处最大地表沉降为8.52mm，隧道开挖后地表沉降随着开挖工序缓慢增大。在拱顶沉降方面，其发展形态、速率明显大于地表沉降，且在隧道初始开挖后变化迅速，掌子面未开挖时前方土体由于施工扰动作用已经有沉降发生。在距离掌子面27m处，及仰拱闭合后，沉降开始进入缓慢发展阶段。初始开挖时，掌子面最大沉降值为50.12mm，刚开挖时，上台阶拱顶的沉降值为8.2mm，推测认为，隧道正常施工掌子面稳定后的沉降值在30~40mm之间。图3-8隧道纵向沉降与拱顶沉降变形曲线对隧道纵向收敛变形分析得到曲线如图3-9所示，隧道刚开始开挖时，最大收敛值为17.56mm，掌子面开挖时，收敛变形并未表现出明显的增大，为负值，在中台阶与下台阶开挖之后，收敛变形急剧增大，在仰拱闭合后，大概距离掌子面21m处，收敛变形基本稳定，在9mm左右。图3-8隧道纵向沉降与拱顶沉降变形曲线围岩的塑性区变化也能在一定程度上反映围岩的稳定性变化，对隧道开挖中间阶段（上台阶第17部开挖）的围岩塑性区变化进行分析得到图3-9所示的围岩塑性区分布图。从图中可以发现，隧道顶部超前小导管加固地层几乎在隧道施工完成后都进入了塑性状态，承担了明显的荷载，但是支护周边围岩并没有明显的塑性区发展趋势，围岩整体稳定，强度破坏程度很小。上部分由于淤泥质粘土本身强度很低，受地层应力变化局部已经开始进入塑性。中台阶与下台阶拱脚位置，由于在早起直接承受了大部分围岩荷载，因此都在其周围形成了一定的塑性发展区。在仰拱闭合后，拱脚进入稳定阶段，拱脚处塑性区并不会对隧道整体的稳定性造成影响。图3-9施工中间阶段围岩塑性区分布图3.4CRD法开挖模拟CRD法是浅埋暗挖法施工软弱地层隧道中经常使用到的方法，由于其将整个大断面隧道划分为小断面，将大跨度划分为小跨度，并且每一步都有零时的支护与封闭成环措施，对于控制围岩变形效果很好。本次施工模拟采取与三台阶七部开挖法同样的地层状况，但是采取CRD法进行开挖，开挖每次进尺3m，分20段完成整体施工，模型图如3-10所示。图3-10CRD法开挖，模型示意图施工过程中，先进行超前支护的施做，然后按照上图中的开挖顺序逐步进行施工，开挖后进行相应初期支护的单元激活，在断面完成后一段时间进行中隔壁的拆除。同样，选取CRD施工中的一个具有代表性的中间阶段变形状况来进行分析，实际中选取了第CRD第一开挖部分第18次开挖阶段作为分析阶段，所得到的沉降云图分布如图3-11（a）与3-11（b）所示。图3-11（a）开挖过程中的纵向沉降云图图3-11（b）开挖过程中的横向沉降云图从图中可以看出，CRD法施工对沉降具有很好的控制作用，上下台阶施工期间，产生的围岩变形均非常小，但是在隧道后期拆除中隔壁之后，变形开始急剧增加，并且沉降槽延伸到地表，该现象一方面说明中隔墙在隧道支护约束围岩变形方面有明显的作用，另一方面也说明了拆除中隔墙是一个要小心慎重的过程，必须密切关注围岩变形情况，并及时施做二次衬砌。对隧道顶部地表沉降与隧道内纵向地表沉降进行观察得到沉降曲线如图3-12所示。从图中可以看到，在地表沉降方面，地表最大沉降值为13.27mm，相比三台阶七部开挖法减小了近60%，洞内最大沉降值为23.83mm，相比台阶法施工减小了50%以上，且从沉降曲线山上，可以明显发现在距离掌子面18m处，隧道地表沉降与洞内拱顶沉降都开始进入一个快速增大的阶段，洞内拱顶沉降由于缺乏支撑，变形迅速，但是地层整体变形相比台阶法施工已经减小了很多。在CRD法开挖过程中，隧道的变形变化缓和，中隔壁对围岩变形发挥了很好的约束作用，说明该施工方法变形效果控制最好，且最为安全。图3-12隧道纵向沉降与拱顶沉降变形曲线围岩塑性区变化如图3-13所示，可以看出，塑性变化最大的区域与台阶法类似，都是出现在超前支护部分，而CRD法施工种，塑性区的分布小且较为缓和，拱脚均未出现明显的塑性区集中部位，只有两段仰拱底部中间部位出现了两片塑性区，范围较小，且出现在该部位可以明显被仰拱约束，不足以对隧道稳