基于均勻試驗的MJS加固江堤參數敏感性分析

孫 陽,蒙鄒蕾,王翀霄,姚 森

(1.河海大學 港口海岸與近海工程學院,南京 210098;2.南通河海大學海洋與近海工程研究院,南通 223003;3.中鐵大橋局集團有限公司,武漢 430000)

MJS工法樁(Metro Jet System)是在高壓旋噴樁的基礎上創新形成的工藝,可實現360°全方位成樁,與土體凝結成強度較高的柱形樁體,對周圍環境擾動極小且能夠適應水下施工,因此得到了迅速推廣[1]。在數值模擬方面,LUO等[2]、XIONG等[3]、陳仁朋等[4]、王巖[5]、周朋[6]均對MJS工法水平樁加固隧道周圍土體進行了研究,研究表明MJS工法樁能夠有效提高地基承載力,降低了盾構開挖過程中對既有隧道和周圍地層的影響,并且具有良好的抗震性能。宋玉芹等[7]以上海越江隧道穿越高架樁基為例,采用數值模擬的方法,探討了MJS樁不同樁徑對樁基和地表沉降的影響。趙云建[8]采用FLAC3D有限元軟件模擬了盾構下穿高速鐵路過程中,不同注漿置換率的水平旋噴樁加固對地表沉降的影響?，F有研究只能考慮單一因素的影響,未開展MJS樁加固效果的多參數關聯性分析。研究各因素間的交互效應、敏感程度及關聯機制,常見的試驗設計方法有正交試驗、中心組合試驗(CCD)、Box-Behnken試驗(BBD)和均勻試驗。對于多因素共同作用的復雜問題,變形機理模糊、影響因素復雜,均勻試驗法是解決該類問題的有效手段,對于指導工程設計和施工具有重要的工程應用價值及理論意義。

在江堤穩定性計算方面,數值分析方法包括有限元單元法[9]、邊界單元法[10]和離散單元法[11]。其中,有限單元法被大多數數值分析軟件所采用,有限元軟件中計算江堤安全系數的方法為強度折減法[12]。梁一星[13]和趙翔[14]基于流固耦合有限元模型,采用強度折減法計算江堤安全系數,與經典畢肖普法計算結果對比,證明了有限元強度折減法應用于江堤穩定性分析是可行的。隨著計算技術的發展,人們也更傾向于使用這一方法計算江堤穩定性問題,尤其用于復雜形態和涉及復雜施工的江堤工程問題。

本文以南京市建寧西路過江通道大直徑盾構切削江堤抗滑樁實際工程為例,基于三維有限元模型,考察盾尾注漿壓力、支護壓力、MJS加固長度、加固寬度和加固高度等參數在合理范圍內變化時江堤的安全系數變化和最大位移變化。運用均勻性原理對影響江堤加固效果的多參數關聯機制進行定量評價,以確定各影響因素之間的主次關系,為盾構穿越堤防加固設計方案的進一步優化提供決策依據。

1 工程概述

南京市建寧西路過江通道一期工程位于長江大橋和揚子江隧道之間,建寧西路過江通道擬采用兩臺泥水盾構機分別施工兩條隧道(圖1),由北岸工作井向江南始發掘進,隧道外徑為14.5 m,內徑為13.3 m,管片厚度0.6 m,兩隧道凈距為17～18 m。南岸堤防處被切筋混凝土抗滑樁樁徑900 mm,樁間距1.5 m。盾構施工前采用MJS豎直樁對長江南岸堤防和岸坡加固。在區域③內對堤身進行整體加固。

圖1 堤防岸坡加固平面圖(單位：m)Fig.1 Plan of reinforcement of the bank slope

2 計算方法及參數選取

2.1 土體參數選取

項目區盾構段洞身深度內以流塑狀淤泥質粉質黏土及飽和粉細砂、礫砂、圓礫、泥巖、角礫巖、泥質粉砂巖、白云巖為主。堤身為③4淤泥質粉質黏土呈流塑狀、易蠕動的松軟結構;②2層粉砂層呈潮濕的松散結構,為液化土層,均屬于不良工程地質層。具體的土體參數見表1。

表1 土體參數Tab.1 Parameters of soil and rock

2.2 盾構施工參數

本文研究內容涉及的盾構施工參數主要包括支護壓力和注漿壓力。支護壓力對開挖面的穩定性的影響至關重要,保證開挖面的穩定是控制表面沉降的關鍵,在開挖面支護壓力欠壓狀態下推進,會造成開挖面前方土體大范圍沉降;在開挖面支護壓力超壓狀態下頂進,會引起開挖面前方土體隆起,因而支護壓力需要單獨計算,避免以沉降數值為因變量進行相關分析時誤認為越大的支護壓力越好。注漿壓力沿盾尾注漿環向分布,其對隧道上方土體沉降影響較大,且有明確的取值范圍。因此,將影響可能顯著的注漿壓力作為試驗因素之一展開均勻試驗。

2.3 MJS加固參數選取

為了優化MJS的加固效果,考慮注漿壓力、加固長度L、寬度B以及高度h作為試驗因素,如圖2所示,均勻設計試驗影響因素的取值范圍如表2所示。均勻設計法的主要思想是將試驗點均勻地布散在平面格子上,并且保證每個水平每個因子的試驗機會都是相等的。均勻試驗可通過均勻表Ul(lm)進行試驗設計,本試驗選取U15(157)均勻設計表[15],通過使用表選取1、2、4、6列完成試驗設計,如表3所示。

表2 江堤穩定性影響因素的取值范圍Tab.2 Value range of factors affecting slope stability

2-a 俯視圖 2-b 右視圖圖2 MJS加固參數示意圖Fig.2 MJS reinforcement parameters

3 三維數值模擬

3.1 模型建立和計算結果

本文采用 PLAXIS軟件進行完全流固耦合計算,模型尺寸為200 m×150 m×80 m(盾構掘進方向×垂直盾構方向×高度),土體本構模型為摩爾庫倫彈塑性模型[16-17],基本參數采用表1中的數值。盾構機外環面以及抗滑樁采用板單元模擬,最終襯砌采用實體單元模擬,堤身旋噴灌漿加固區域采用實體單元模擬。假設抗滑樁單排直線布設,根據等效原則簡化為一定厚度的抗滑樁墻。MJS加固區根據等效剛度原則,通過計算高壓旋噴樁對原有土體的置換率,從而得到整個加固區內復合加固土的參數。板單元設置相應的正向界面或負向界面,模擬結構與土體或是與其他實體單元的相互作用。

數值模擬中14.5 m大直徑泥水盾構的管片長度為2 m,盾構機長度為7環管片長度(14 m)。模擬計算時以一個管片長度為幾何模型片段,將隧道劃分為若干個2 m長的片段,盾構機最后一個環寬為尾部空隙注漿段,盾構每次向前推進2 m,同時安裝完成盾尾后一個環寬的最終襯砌,三維模型圖如圖3所示。

圖3 三維計算模型Fig.3 3D calculation model

江堤岸坡穩定的安全系數的計算采用有限元強度折減法,該方法定義了一個強度折減系數FS,即江堤內巖土體在外部不變的荷載下所提供的抗剪強度最大值τf與在江堤內由外荷載產生的實際剪應力τ的比值

(1)

強度折減法通過對土體的抗剪強度指標c和φ進行不斷折減,最終得到江堤失穩時的c′和φ′,江堤失穩時的抗剪強度指標與原抗剪強度指標的比值即為安全系數。

(2)

(3)

3.2 數值模擬計算結果

將試驗點代入三維模型中,如圖4所示,隨著盾構推進,沉降由盾構面逐漸傳遞至坡面,由于抗滑樁和MJS加固區域的存在,盾構產生的擾動難以傳遞至坡頂,各試驗所得的最大沉降位置均位于坡面距堤腳約1/3處。

圖4 隧道軸線縱剖面沉降云圖Fig.4 Longitudinal section of tunnel axis

如圖5所示,由于抗滑樁與MJS加固區域的存在,危險滑動面起始于抗滑樁下方,在滑動面頂部1 m范圍內,其方向與抗滑樁方向一致,隨后逐漸變化為圓弧面,最后終止于坡腳。

圖5 江堤位移云圖Fig.5 Displacement cloud of river embankment

由于各試驗計算所得的最大沉降位置與危險滑弧的形態基本一致,故針對最大沉降量和安全系數展開各參數敏感性分析。計算得到盾構掘進過程中江堤表面最大沉降和加固后的安全系數,如表4所示。

表4 均勻設計試驗計算結果UzmaxTab.4 Uniform design test calculation results of Uzmax

3.2 MJS加固參數敏感性分析

以注漿壓力、加固長度L、寬度B以及高度h為自變量,江堤表面最大沉降、江堤穩定性安全系數為因變量,采用Pearson相關系數r對自變量與因變量的線性相關程度進行分析,并進一步計算顯著性系數sig.尋找影響水平較高的變量[18]。

3.2.1 以最大沉降量為因變量的參數敏感性分析

相關性系數和顯著性系數計算結果如表5。

表5 各變量間的相關性系數和顯著性系數Tab.5 Correlation coefficient and significance coefficient among variables

通過Pearson′s相關系數,可以得到坡體的最大沉降與注漿壓力(r=-0.334)、MJS加固長度(r=-0.542)、MJS加固寬度(r=-0.075)和MJS加固高度(r=-0.061)成負相關,即最大沉降隨著這3個變量的增大而減小,這結果與實際是相符的。顯著性系數越小,相關性越顯著。本模型中影響因素的顯著水平排序為：加固長度(sig.=0.037)>注漿壓力(sig.=0.224)>加固寬度(sig.=0.790)>加固高度(sig.=0.828)。通常認為sig.<0.05時,為顯著影響因子,在本次試驗模型中,僅加固長度達到了高顯著水平。

3.2.2 以安全系數為因變量的參數敏感性分析

相關性系數和顯著性系數計算結果如表6所示。

表6 各變量間的相關性系數和顯著性系數Tab.6 Correlation coefficient and significance coefficient among variables

如表6所示,注漿壓力(sig.=1.000)、加固長度(sig.=0.695)、加固寬度(sig.=0.555)和加固高度(sig.=0.429)的顯著性系數均很大,在沒有相關性顯著因素的影響下,它們的顯著水平仍十分低,表明這4個因素在試驗范圍內的變化對于安全系數的影響是微小的。

4 MJS加固參數優化

4.1 優化試驗計算方案

由于均勻試驗中僅加固長度L達到了高顯著水平,因此僅對MJS加固長度L進行進一步的優化設計。同時增加支護壓力Pt為變量,避免不同支護壓力影響下L表現出不同的影響規律。追加試驗計算方案如表7所示。

表7 優化試驗計算方案Tab.7 Optimal test calculation scheme

4.2 加固長度影響分析

不同支護壓力下最大沉降量隨加固長度的變化如圖6所示,沉降均為盾構機推進124 m時的數值。在試驗范圍內,隨著L和Pt的增大,沉降越來越小,但是減小幅度不同。當Pt不變時,相比原始加固長度(L=35.6 m),L增大2～4 m的變化幅度較為明顯,在合理支護壓力選取的情況下,兼顧經濟性原則,一般不宜選取太長的加固長度,因此建議選取37.6 m或39.6 m的長度,有利于進一步控制沉降大小。

圖6 不同支護壓力下最大沉降量隨加固長度的變化Fig.6 Variation of the maximum settlement with reinforcement length under different support pressures

4.3 支護壓力影響分析

如圖6所示,隨著Pt的增大,擬合曲線的間距明顯縮小,表明增大Pt時,最大沉降量減小的幅度越來越小,表明適當增大支護壓力能夠增強位移控制效果。圖7為改變支護壓力對沉降的影響云圖,選取盾構推進100 m時的沉降為最終沉降,此時沉降已逐漸趨于穩定,變化不大。當支護壓力為Pt和1.2Pt時,坡體和堤面的沉降為20～30 mm,而當1.4Pt時,坡體和表面沉降均有異常增大,為30～40 mm。

7-a 1.2 Pt,盾構推進124 m,Uz=79.55 mm 7-b 1.4 Pt,盾構推進124 m,Uz=74.51 mm

同時,支護壓力對土體側向位移影響顯著。圖8為改變支護壓力對土體y向位移的影響。選取盾構推進84 m時的沉降云圖,此時開挖面正好處于江堤中心,離MJS加固區域還有一段距離,能夠清晰對比開挖面上的y向變形。當支護壓力取0.8Pt(欠壓)時,y向最大位移出現在開挖面上,此時支護壓力明顯不足,導致開挖面變形較大。隨著支護壓力增大,開挖面變形逐漸減小,y向最大位移轉移到盾尾后的管片附近土體。當支護壓力大于1.2Pt時,開挖面y向最大位移不超過20 mm。1.4Pt相比1.2Pt,最大y向位移明顯減小,但是堤面和坡體內的部分位移增大。

8-a 0.8 Pt,盾構推進84 m,Uy=-60.03 mm 8-b Pt,盾構推進84 m,Uy=-51.85 mm

就變化數值來看,支護壓力對y向最大位移的影響更顯著,Pt相較0.8Pt,沉降的變化幅度為6.0%,而y向位移的變化幅度約為沉降的2倍。綜合支護壓力對側向位移和沉降的影響,建議支護壓力取值在1.2Pt上下浮動。數值模擬結果表明,增大支護壓力能夠控制最大沉降,同時支護壓力對隧道附近土體變形的影響十分顯著,支護壓力不足容易引起開挖面變形過大,容易導致開挖面朝盾構前進方向的變形,從而引發上部土體的變形。因此,盾構穿越江堤的過程中為保證工程項目施工過程土體的安全和穩定,不能盲目增大支護壓力來控制最大沉降,而要根據工程的實際情況在施工中選取適當的支護壓力。

5 結論

(1)MJS加固體的長、寬和高越大,對坡體的保護范圍也就越大,因此沉降隨著加固范圍的增大而減小。計算表明,對坡體最大沉降影響因素的顯著水平排序為：加固長度>注漿壓力>加固寬度>加固高度,即增大加固長度的位移控制效果最好。此外,MJS加固長度、加固寬度和加固高度在試驗范圍內對安全系數的影響是微小的。

(2)增大MJS加固長度時,沉降逐漸減小,施工中可以通過增大加固長度對沉降進行控制,同時應考慮施工作業范圍,兼顧經濟性原則,建議一般不宜選取太長的加固長度。

(3)盾構施工的支護壓力是控制土體沉降與變形的關鍵因素之一,其中支護壓力對土體側向變形的影響尤為顯著,因此合理的支護壓力對于控制沉降非常重要,支護壓力大小的確定應綜合考慮其對土體整體沉降和局部變形的影響,避免支護壓力不足導致沉降量過大,或支護壓力過大引起開挖面及其上部土體變形。