富水砂层大直径深竖井开挖稳定性有限元分析

2024-03-13周巾森,肖明砾,谢红强,何江达,裴建良

四川水力发电 2024年1期

周巾森, 肖明砾, 谢红强, 何江达, 裴建良

(1.四川大学水力学与山区河流开发保护国家重点实验室,四川成都 610065;2.四川大学水利水电学院,四川成都 610065)

0 引言

近些年,随着中国经济发展和工程技术进步,水利工程中的竖井不断向超大尺寸、超大开挖深度、更加复杂的工程地质环境的方向发展[1-2]。这对竖井开挖过程中的受力和变形等力学响应的研究提出了更高的要求,研究开挖过程中结构的变形和应力规律以及地层变形规律,对帮助施工设计和保障施工安全具有重要意义[3]。

在竖井施工的结构和地层稳定性计算中,数值分析是常用的分析方法,已在多处工程中得到应用和验证,可以很好的对施工方案进行验算。孙强等[4]通过ANSYS软件模拟了软弱土层中竖井开挖过程,分析了开挖过程中土体的稳定性。李孟等[5]运用MIDAS有限元软件模拟盾构竖井施工过程,并与实测结果对比,重点分析了竖井地下连续墙的水平位移和受力特性。濮奇浩等[6]开展了复杂支护体系下某排风竖井施工全过程模拟,并评估了施工期间围护结构的安全性。孔科等[7]借助有限元方法对不同支护措施下竖井开挖进行了模拟,结果表明在软岩中竖井采用衬砌混凝土作为支护最佳。曾祥茜等[8]利用FLAC3D有限差分软件模拟了某临库竖井的开挖过程,分析了渗流-应力耦合作用和非耦合作用对竖井应力变形的不同影响。毛盘等[9]采用自主研发的有限元程序对某特深竖井开挖进行了仿真分析,得到了竖井的土压力分布特性。代鑫等[10]运用ABAQUS软件模拟了某水电站双竖井的施工过程,并分析了开挖过程中竖井结构的力学特性和土体的变形规律。

笔者针对某输水隧洞盾构接收竖井工程,通过MIDAS GTS NX有限元软件建立了三维有限元模型,模拟了盾构接收竖井的施工过程,分析了开挖过程中地下连续墙、地层应力变形规律,并与实测位移进行了对比,评价了该竖井施工的安全性。

1 工程概况

某输水隧洞的盾构接收井主体结构内径为15.40 m,地下连续墙外径为21.80 m、内径为18.80 m,开挖深度44.59 m,采用明挖逆作法施工,竖井整体设计图见图1。地下连续墙等盾构接收井主体结构为C35混凝土。为有效隔断地下水与竖井的联通,盾构接收井采用高压旋喷桩(MJS工法)封底,在盾构接收井底部形成连续的固结体。封底平面范围超出地下连续墙外边线2.00 m,竖向范围为竖井底面以下10.00 m。MJS工法具有设备尺寸小,成桩直径大的特点,可以有效节约施工时间,有利于现场施工组织[11]。盾构接收洞口同样采用高压旋喷桩加固措施,形成连续的块状固结体,实现加固止水作用。盾构接收洞口加固的高压旋喷桩桩间完全搭接,不留空隙,加固范围为长12.00 m、宽17.00 m、深19.00 m。

图1 竖井整体设计图

根据地质勘探资料,盾构接收井施工区域地层从上到下依次分为轻粉质粘土、重粉质壤土、轻粉质粘土、粉质粘土、重粉质壤土、中细砂。场地地下水水位高程为81.50 m,地下连续墙需要承受较大的水土压力。

2 三维有限元模型

为研究盾构接收井开挖引起的结构和地层变形,根据地勘资料,采用有限元软件MIDAS GTS NX建立三维有限元模型。模型尺寸选取为长120.00 m、宽120.00 m、深150.00 m,盾构接收井三维有限元模型见图2。地层、混凝土结构均采用8节点六面体等参单元进行网格划分,模型共划分出197 123个单元,96 635个节点。参照盾构接收井周围地质条件,对三维有限元模型进行了一定的简化和假设:地层为均匀连续介质,模型初始应力场仅为自重应力场;模型底面采用垂直和水平方向位移固定约束,四个侧面采用水平方向位移固定约束,顶面取为自由边界[12]。此次有限元分析采用水土分算,地下水位以上采用天然容重,地下水位以下采用浮容重,并在竖井混凝土结构上施加水荷载。

(a)整体模型 (b)盾构接收井模型

盾构接收井结构、土层等材料均服从线弹性假定。根据工程地质勘察获取的各土层物理力学指标建议值,主要土体及结构材料力学参数见表1。盾构接收井地下连续墙、冠梁、内墙等主体结构为C35混凝土,混凝土垫层标号为C15。

盾构接收井施工主要分为竖井开挖和主体结构施工两部分。结合实际工序,盾构接收井施工模拟计算步骤如下:①施加初始地应力,建立初始地应力场,位移清零;②高压旋喷桩封底施工;③地下连续墙施工;④高压旋喷桩端前加固施工;⑤地下连续墙内土体分层开挖,每层开挖深度4 m,共开挖12层;⑥盾构接收井内衬结构施工。

3 数值模拟结果分析

3.1 地下连续墙变形及应力分析

由于开挖层数较多,选取开挖至第3、6、9、12层作为典型工况进行分析。通过对盾构接收井开挖过程的模拟计算,对地下连续墙非进洞侧、左右侧和进洞侧的水平位移计算结果进行分析,其中左右侧变形相差不大,按平均变形考虑。主要分析了各开挖工况下地下连续墙水平位移沿埋深方向的分布规律,开挖过程中地下连续墙不同部位的位移随埋深的变化见图3,图中地下连续墙向竖井内侧变形的水平位移值为负,向竖井外侧变形的水平位移值为正。从图3可以看出,随着竖井开挖深度的增加,地下连续墙的变形不断增加;随着埋深的增加,地下连续墙水平位移值逐渐减小,从向竖井内侧变形转为向外侧变形,在高压旋喷桩封底加固上端附近发生方向改变;向竖井内侧最大变形出现在地下连续墙顶部,向竖井外侧最大变形出现在地下连续墙底部。从地下连续墙顶部向底部,非进洞侧水平位移逐渐由-2.45 mm变化为0.83 mm,左右侧水平位移逐渐由-2.62 mm变化为0.97 mm,进洞侧水平位移逐渐由-2.79 mm变化为1.19 mm。

(a)非进洞侧

三个部位的水平位移均在高压旋喷桩封底加固上端附近发生方向改变,这主要是因为地下连续墙和加固土体的模量均远大于地层模量,高压旋喷桩封底加固土体对地下连续墙形成支点作用。当上方的地下连续墙向内侧位移时,下方的地下连续墙向外位移。地下连续墙进洞侧位移在埋深约44 m处向内位移出现骤降,这是端前加固区对地层的加固效果。

从图中可以看出,地下连续墙最大拉应力和最大压应力均随着竖井开挖不断增大;在开挖结束时,最大拉应力与最大压应力分别为1.13 MPa和6.09 MPa。混凝土抗压强度远大于抗拉强度,因此主要评价地下连续墙是否会产生受拉破坏。地下连续墙材料为C35混凝土,抗拉设计值为1.57 MPa。在竖井开挖过程中,地下连续墙最大拉应力均未超过C35抗拉强度设计值,不会发生拉破坏,围护结构安全。地下连续墙应力极值随开挖过程的变化见图4。

(a)最大拉应力

在第12层竖井开挖完成后,开挖完成后地下连续墙拉应力云图见图5,左图为地下连续墙进洞侧,右图为地下连续墙非进洞侧。从图5可以看出,地下连续墙与高压旋喷桩封底加固、端前加固接触的上缘出现拉应力;地下连续墙与端前加固接触的上部出现椭圆形的拉应力分布,最大拉应力为1.13 MPa;地下连续墙与封底加固的上部出现条带状的拉应力分布,拉应力极值为1.10 MPa,出现在地下连续墙左右两侧。

图5 开挖完成后地下连续墙拉应力云图

3.2 地表沉降分析

盾构接收井处竖井开挖会导致周围土体应力场的改变,受土体开挖卸荷作用和地下连续墙侧限约束作用的联合影响,地下连续墙以及背后一定区域内的土体会产生向上位移,表现为地表隆起。地表隆起随点位与竖井间距的变化曲线见图6。

图6 地表隆起随点位与竖井间距的变化曲线

地表隆起随点位与竖井间距的变化曲线见图6,地表隆起量随竖井开挖深度的增加而增大。总体而言,前6步开挖引起的隆起量更为显著。地表隆起整体表现为随点位与竖井间距的增加而减小,最大隆起位置为竖井边缘,在竖井开挖完成时,隆起达到最大,约为39.5 mm。这与马永锋等[13]研究的竖井开挖地表隆起结果类似。

3.3 竖井开挖地层变形分析

盾构接收井开挖过程中地层竖向位移云图见图7。从图中可以看出,开挖卸荷导致盾构接收井周围土体出现隆起;同时随着开挖深度的增加,隆起区域不断扩大,隆起值逐渐增大;最大隆起出现在第12次开挖(即竖井开挖完成)后,量值为41.6 mm,位于MJS加固土体底部。这主要是因为基坑开挖竖向卸荷后,坑底土体向上回弹,围护结构在坑底土体带动下向上位移,并带动周围土体一并向上位移。

(a)第3层开挖

4 地下连续墙水平位移监测及分析

根据盾构接收井施工监测资料,2021年7月5日—8月7日盾构接收井开挖施工完毕。笔者对比了地下连续墙顶部水平位移的监测数据与数值模拟结果,地下连续墙顶部水平位移随时间变化情况见图8。从图中可以看出,在竖井开挖过程中,地下连续墙顶部向内的水平位移不断增大,在开挖后期位移波动明显;其中,进洞侧水平位移最大,左右侧次之,非进洞侧最小;数值模拟结果呈现逐渐递增的规律,前3层开挖的位移递增速率小于后9层开挖的位移递增速率。数值模拟结果与监测位移在随开挖过程的变化趋势上较为吻合,表明笔者分析可以较好模拟盾构接收井开挖过程中地下连续墙的水平位移变化规律。计算值相较实测值稍小,这主要是数值模拟中未考虑竖井周边施工机具、临时建筑、堆载等对土体、结构的影响。总体而言,地下连续墙顶部的最大水平位移量值约为3.0～4.5 mm,量值较小,说明竖井在施工过程中的稳定性较好。