蔡 敏，徐 華，韓富慶，婁 健，楊明興

(1. 廣東云茂高速公路有限公司，廣東 廣州 510623；2. 西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031)

0 引言

隧道淺埋段受地表環(huán)境影響大，其覆蓋層通常軟弱富水，開挖時易發(fā)生涌水、突泥及坍塌冒頂?shù)鹊刭|(zhì)災害。采用高壓旋噴的方式對淺埋隧道進行地表預加固，能夠有效降低巖土體的滲透性，增強上覆圍巖體強度，對隧道上覆圍巖體的整體性有較大改善[1-2]，有效解決了隧道淺埋段修建時所遇到的難題。其在我國鐵路、公路以及地鐵中均有應用，如共玉高速公路通天河隧道[3]、呂梁環(huán)城高速公路梨樹塔隧道[4]、茶卡至格爾木高速公路脫土山隧道[5]、廈門翔安海底隧道[6-7]等，但高壓旋噴多用于地基處理，應用于隧道淺埋段地表預加固的案例還較少，隧道圍巖地表高壓旋噴預加固的加固機理、設計方法及加固效果等尚不明確，需要進行進一步的分析論證。

以廣東省云茂高速公路新屋隧道淺埋段軟弱圍巖加固為例，利用數(shù)值模擬分析地表高壓旋噴樁對軟弱圍巖的加固作用及形成的“土拱效應”；通過對加固后的地表沉降、孔隙水壓、拱頂下沉、邊墻收斂和圍巖接觸壓力等現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)的分析，論證了地表高壓旋噴對隧道淺埋段圍巖加固的可行性和效果，為加固設計和施工提供參考。

1 工程概況

新屋隧道為分離式隧道，隧道洞身穿越兩處淺埋段，淺埋段地層軟弱、埋深淺，其中第1段為左線隧道ZK84+579～ZK84+859，位于“U”形山谷處，且部分段落有露頂現(xiàn)象，第2段為右線隧道K84+606～K84+795，隧道上覆圍巖體最小厚度約5.0 m。兩處淺埋段地表匯水面積大，雨季為泄洪通道，部分區(qū)域發(fā)育有雨源性沖溝，圍巖為V級，淺埋段基巖為變質(zhì)砂巖。隧道上覆軟弱巖土體主要為耕植土、粉質(zhì)及淤泥粉質(zhì)黏土，洞身處圍巖體主要為強～中風化變質(zhì)砂巖。采用地表高壓旋噴對隧道淺埋段進行預加固，加固具體方案為：三角形布樁，旋噴直徑0.6 m，間距1.2 m，雙管旋噴施工，水灰比1∶1，注漿壓力20～24 MPa，氣流壓力0.7 MPa。豎向加固至中風化變質(zhì)砂巖層0.5 m，橫向加固至隧道輪廓線外3 m處，樁長范圍為6.5～18.0 m。

2 隧道淺埋段地表高壓旋噴加固作用分析

隧道地表高壓旋噴預加固的作用主要體現(xiàn)在對圍巖的整體性改善和受力模式改變[8-10]，開挖后隧道上部圍巖體形成“土拱效應”，保證圍巖的穩(wěn)定性。以高壓旋噴的方式對上覆軟弱圍巖體進行預加固，開挖后樁體與土體之間的摩擦效應、上覆圍巖體的變形以及應力分布狀態(tài)難以被直接觀察到，故以數(shù)值模擬的方式分析淺埋段開挖后圍巖的應力、位移以及樁體與土體之間的相互作用，進而闡明高壓旋噴樁對隧道淺埋段的整體加固作用。

2.1 數(shù)值模型建構(gòu)

地層參數(shù)參考ZK84+670典型斷面，圍巖級別為V級，隧道埋深、跨度及洞高分別為15，12.62，10.32 m，樁長為15.4～18.0 m(加固至中風化變質(zhì)砂巖層0.5 m)，樁徑0.6 m，樁間距1.2 m，三角形布樁。隧道周邊設置25 m長延伸區(qū)域，橫斷面尺寸為62.62 m× 55.32 m。隧道縱向總長為36 m，為弱化邊界效應，旋噴加固段設置于模型中部，加固段總長為18 m，加固區(qū)后方為已開挖支護段。本次模擬旨在研究高壓旋噴預加固隧道開挖后的受力模式，為減少其他加固因素對應力分析的干擾，僅考慮初期支護措施，采用三臺階法開挖，上臺階掘進至20 m，三臺階同時開挖，每循環(huán)進尺為1 m，每次開挖后激活初期支護結(jié)構(gòu)。通過加強樁周巖土體的強度來等效替代漿液對樁周土體的擠壓滲透作用。參考楊志全等[11]對高壓旋噴滲透充填作用影響范圍的研究，將樁周受到高壓旋噴擠壓滲透作用影響的1.2D范圍設置為加強圈。模擬時支護結(jié)構(gòu)與樁體采用彈性本構(gòu)模型，巖土體與加強圈土體采用摩爾庫倫模型，樁體與土體的接觸面采用庫倫剪切模型[12-14]。根據(jù)勘察資料，土層和巖層參數(shù)采用其加權(quán)平均值；“加強圈”參數(shù)通過加固后樁周土鉆孔取芯直剪試驗測得，旋噴樁體參數(shù)通過樁體取芯無側(cè)限抗壓試驗測得；初支相關參數(shù)通過設計資料進行折算獲得[15]；接觸面單元所需的法相剛度kn和切向剛度ks等參數(shù)參照《FLAC/FLAC3D基礎與工程實例》[12]確定。各材料具體參數(shù)見表1，數(shù)值模型如圖1所示。

表1 各材料計算參數(shù)Tab.1 Calculation parameters of each material

圖1 模型尺寸(單位:m)Fig.1 Model dimensions(unit:m)

2.2 計算結(jié)果分析

2.2.1 隧道加固橫斷面作用分析

掌子面附近因受開挖的影響，縱向應力較為復雜，為減小縱向應力對橫向應力分析的干擾，以模型縱向距離前邊界面23 m處一排旋噴樁及其周圍巖土體作為分析微段，在樁周受到高壓旋噴擠壓滲透影響范圍(0.6D～1.2D)的圍巖選取多個測點，監(jiān)測隧道開挖后圍巖的豎向和水平位移，測點分布如圖2所示。

圖2 各測點分布位置Fig.2 Distribution of different measuring points

樁土界面摩擦效應、圍巖橫斷面應力矢量、水平及豎向位移值如圖3～圖6所示。

圖3 樁土界面摩擦作用(單位:Pa)Fig.3 Friction of pile-soil interface(unit:Pa)

圖4 加固區(qū)圍巖橫斷面應力矢量(單位:Pa)Fig.4 Cross-sectional stress vector of surrounding rock in reinforcement area(unit:Pa)

圖5 各測點處圍巖豎向位移Fig.5 Vertical displacement of surrounding rock at each measuring point

圖6 各測點處圍巖水平位移Fig.6 Horizontal displacement of surrounding rock at each measuring point

參照賈海莉等[16]關于土拱效應形成因素的研究，高壓旋噴地表加固后隧道上覆圍巖體在暗挖過程中產(chǎn)生“土拱效應”應具備3大條件：(1)土顆粒間具有足夠的黏結(jié)力與摩擦力；(2)土體內(nèi)部產(chǎn)生不均勻位移；(3)存在支撐拱腳。

結(jié)合數(shù)值模擬中摩阻力分布規(guī)律及位移數(shù)據(jù)，由圖3可知，高壓旋噴加固地層后，由于高壓漿液的擠壓滲透作用，使得加固區(qū)土層具有足夠的黏結(jié)力與摩擦力，上覆圍巖體的自重應力可通過摩阻力傳遞至邊樁處，摩擦應力具有明顯的拱形分布特征，如圖3標注區(qū)域，圍巖應力通過樁體的作用逐步傳遞到邊樁處，邊樁底部應力較為集中，如圖4所示，滿足土拱形成條件(1)；由圖5可知，隧道施工后，上臺階上部圍巖產(chǎn)生沉降，這部分沉降帶動兩側(cè)圍巖沉降，且拱頂沉降大于兩側(cè)邊墻沉降，隧道上覆圍巖體產(chǎn)生了不均勻沉降，滿足土拱形成條件(2)；邊墻處旋噴樁加固至基巖層，邊樁處圍巖豎向位移較小，穩(wěn)定的基巖層作為支撐拱腳發(fā)揮承力作用，滿足土拱形成條件(3)。

除此之外，由圖5、圖6可知，圍巖豎向位移最大值發(fā)生在拱頂中心線處，僅為5.3 cm，且圍巖水平位移值、豎向位移值均在較小范圍內(nèi)，表明高壓旋噴樁對圍巖整體改善作用明顯，圍巖強度有較大提升。

綜上所述，經(jīng)地表高壓旋噴加固后，圍巖整體性及強度有較大提升，隧道上覆巖土體的變形及受力特征符合土拱形成條件，最終形成穩(wěn)定土拱，增強了圍巖的自穩(wěn)能力。

2.2.2 隧道縱斷面加固作用分析

高壓旋噴樁在隧道縱向的加固作用主要體現(xiàn)在掌子面附近上臺階樁體的支擋作用。為明確高壓旋噴對隧道縱斷面應力狀態(tài)的改善作用，在隧道上臺階掌子面中心處設置監(jiān)測點位，開展隧道開挖及初支施作數(shù)值模擬，上臺階開挖后開始進行掌子面中心點位移監(jiān)測，記錄上臺階開挖支護以及中下臺階開挖支護過程中掌子面累積塑性擠出位移變化，待位移穩(wěn)定后結(jié)束計算，以監(jiān)測點收斂穩(wěn)定位移作為最終位移值。

模型監(jiān)測位置和掌子面塑性擠出位移發(fā)展如圖7、圖8所示，從上臺階開挖支護開始(第1步)到下臺階開挖支護完成期間以及監(jiān)測點位移穩(wěn)定后，單個循環(huán)掌子面沿隧道向外塑性擠出位移穩(wěn)定值僅為2.5 mm，表明樁體很好地限制了上臺階掌子面塑性擠出位移。

圖7 掌子面位移監(jiān)測點Fig.7 Monitoring point of tunnel face displacement

圖8 掌子面塑性擠出位移Fig.8 Plastic extrusion displacement of tunnel face

3 加固后現(xiàn)場監(jiān)測研究

3.1 現(xiàn)場監(jiān)測方案

為驗證隧道淺埋段地表高壓旋噴預加固的加固作用和效果，地表施工完成后，在洞內(nèi)開挖至淺埋段ZK84+670斷面開展現(xiàn)場監(jiān)測，監(jiān)測項目包括：地表沉降、圍巖-初支接觸壓力、拱頂下沉及邊墻收斂、掌子面塑性擠出位移及孔隙水壓等，儀器布置及安裝情況如圖9～圖12所示。地表沉降計、土壓力盒及孔隙水壓力計均在初支施作前和過程中安裝，并持續(xù)監(jiān)測至數(shù)據(jù)穩(wěn)定；上臺階開挖后，通過全站儀等儀器對上臺階掌子面變形、拱頂下沉及邊墻收斂進行監(jiān)測。

圖9 監(jiān)測斷面儀器布置Fig.9 Layout of monitoring section instruments

圖10 孔隙水壓計布設示意圖Fig.10 Schematic diagram of layout of pore water pressure gauges

圖11 地表沉降計安裝Fig.11 Installation of surface settlement gauge

圖12 土壓力盒安裝Fig.12 Installation of earth pressure box

各監(jiān)測項目所采用儀器、測點位置、測量周期[17-19]見表2。

表2 隧道現(xiàn)場監(jiān)控量測項目及布置情況Tab.2 Tunnel on-site monitoring items and layout

3.2 現(xiàn)場監(jiān)測分析

3.2.1 地表沉降分析

新屋隧道淺埋段加固后開挖至ZK84+670斷面，對該斷面地表沉降進行了為期60 d的監(jiān)測，監(jiān)測間隔為1 d，地表沉降量隨時間變化曲線如圖13所示。

圖13 地表沉降-時間曲線Fig.13 Surface settlement-time curve

隨著隧道開挖，拱頂上方地表沉降先迅速增加后逐漸趨于穩(wěn)定。在開挖30 d左右，沉降速率基本穩(wěn)定，接近0.2 mm/d，最終沉降值穩(wěn)定在56 mm，數(shù)值模擬中心位置14號點模擬沉降值為53 mm(見圖5)，較理論值誤差為5.3%，模擬值與實測值基本一致，且沉降值均小于《公路隧道施工技術(shù)規(guī)范》(JTG F60—2009)[20]中對淺埋隧道地表沉降的規(guī)定。這表明在隧道淺埋軟弱圍巖段采用高壓旋噴進行地表預加固，可有效控制地表沉降量。

3.2.2 圍巖初支接觸壓力分析

隧道開挖后，對拱頂、左右邊墻、左右拱腰進行了近3個月的初支與圍巖接觸壓力監(jiān)測，相關監(jiān)測數(shù)據(jù)結(jié)果如圖14所示。

圖14 初支與圍巖接觸壓力-時間曲線Fig.14 Curves of contact pressure between initial support and surrounding rock vs. time

由圖14可知，圍巖壓力穩(wěn)定在12～40 kPa之間，拱頂、左右拱腰、左右邊墻最終圍巖壓力值分別為12，18，20，40，30 kPa，各測點壓力隨時間推移而減小，表明圍巖的自承能力不斷發(fā)揮，與“新奧法”所認為的壓力變化趨勢是一致的，表明地表高壓旋噴預加固改善了圍巖整體性及強度，提高了圍巖穩(wěn)定性，地表預加固設計參數(shù)、施工工藝及施工措施是合理的。根據(jù)《公路隧道設計規(guī)范 第二冊 交通工程與附屬設施》(JTG D70/2—2014)[21]，該斷面圍巖壓力計算值約為160 kPa左右，現(xiàn)場監(jiān)測圍巖壓力明顯小于計算值，表明高壓旋噴有效地改善了圍巖整體性，樁與樁間土形成的土拱效應提高了圍巖自承能力，且圍巖壓力通過樁側(cè)摩阻力傳遞到周邊圍巖和邊墻下部基巖，保證了隧道開挖過程中圍巖的穩(wěn)定性。

3.2.3 拱頂下沉及邊墻收斂分析

隧道上臺階開挖后，對拱頂下沉及左右邊墻收斂進行了為期100 d的洞內(nèi)量測，拱頂下沉及邊墻收斂隨時間變化曲線如圖15所示。

由圖15可知，拱頂下沉、左右邊墻收斂在30 d左右達到穩(wěn)定，此時掌子面已開挖經(jīng)過量測斷面約30 m。拱頂下沉最終穩(wěn)定在4.6 cm，圖5中數(shù)值計算測點5的拱頂下沉值為5.0 cm，測量值與理論值誤差為8.3%；左右邊墻收斂最終穩(wěn)定在2.8 cm，圖6中數(shù)值計算測點3，7的數(shù)值模擬值為2.5，2.7 cm，較理論誤差為10.7%，6.8%，拱頂下沉與邊墻收斂數(shù)值的模擬值與實測值基本一致。邊墻收斂值小于一般暗挖隧道平均值，表明隧道邊墻兩側(cè)的高壓旋噴樁有效限制了左右兩側(cè)圍巖大變形，減小了邊墻收斂。同時，隧道拱頂下沉與地表沉降曲線變化趨勢基本一致，且拱頂下沉數(shù)值較小，表明隧道拱頂圍巖整體性及強度得到了明顯提升，印證了土拱效應的存在。

3.2.4 孔隙水壓力分析

對加固區(qū)隧道周邊不同部位圍巖采用地表鉆孔的方式安裝孔隙水壓計(見圖10)，進行了60 d的孔隙水壓力監(jiān)測，孔隙水壓力監(jiān)測曲線如圖16所示。

圖16 孔隙水壓力監(jiān)測曲線Fig.16 Pore water pressure monitoring curves

由圖16可知，拱頂、右拱腰、右拱腰上部孔隙水壓穩(wěn)定值為4.5，5.1，15.5 kPa，加固區(qū)外側(cè)測點由于受到地表降水影響，使該區(qū)域孔隙水壓力變化幅度較大，且孔隙水壓力(50～70 kPa)遠大于加固區(qū)內(nèi)監(jiān)測值。地表高壓旋噴加固區(qū)內(nèi)孔隙水壓相較于未加固區(qū)降幅為70%～90%。這表明高壓水泥漿液通過擠壓、滲透和充填作用有效減小了樁間土的孔隙，大大降低了樁間土的滲透性，圍巖整體性得到改善，使得整個加固區(qū)形成了低滲透性的樁土復合區(qū)域，地下水向加固區(qū)內(nèi)的滲流受到阻滯，大大降低了隧道淺埋段軟弱圍巖開挖施工中的涌水突泥風險。

3.2.5 掌子面位移分析

隧道上臺階開挖后，利用全站儀對掌子面上臺階中心點進行位移觀測，觀測至下一個循環(huán)斷面開挖。上臺階中心點掌子面現(xiàn)場觀測位移值為2.8 mm，圖8中數(shù)值模擬掌子面上臺階中心點位移值為2.4 mm，兩者基本一致，可認為掌子面在整個開挖循環(huán)中處于穩(wěn)定狀態(tài)，表明在高壓旋噴樁加固作用下，掌子面前方巖土體強度及穩(wěn)定性得到較大提升，高壓旋噴樁的存在，很好地限制了開挖過程中掌子面的塑性擠出變形，有效地防止了上臺階圍巖溜坍，確保了隧道開挖安全。

4 結(jié)論

通過數(shù)值模擬分析了地表高壓旋噴對軟弱圍巖的加固作用及形成的“土拱效應”，結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測分析，論證了地表高壓旋噴對隧道淺埋段軟弱圍巖的加固作用和效果，得出的主要結(jié)論如下：

(1)數(shù)值模擬結(jié)果表明，高壓旋噴提高了土體的黏聚力，增強了圍巖的整體性和自穩(wěn)能力，滿足土拱形成的3大條件，通過樁土相互作用在隧道開挖后樁土復合體形成了“土拱效應”。加固后隧道地表沉降、拱頂下沉和圍巖接觸壓力最大值分別為5.6，4.6 cm和40 kPa，與數(shù)值模擬基本吻合，且均小于規(guī)范要求數(shù)值。開挖過程中圍巖穩(wěn)定性較好，未出現(xiàn)大變形和塌方等地質(zhì)災害，印證了“土拱效應”的存在，保障了新屋隧道淺埋軟弱圍巖段的施工安全。

(2)現(xiàn)場監(jiān)測表明，加固后隧道拱頂、右拱腰、右拱腰上部孔隙水壓力穩(wěn)定值為4.5，5.1，15.5 kPa，遠小于加固區(qū)外側(cè)孔隙水壓力(50～70 kPa)，降幅為70%～90%；表明高壓水泥漿液通過擠壓、滲透和充填作用，使整個加固區(qū)形成了低滲透性的樁土復合體。

(3)依據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測及數(shù)值模擬，隧道邊墻收斂最大值分別為2.8 cm和2.7 cm，表明隧道邊墻兩側(cè)多排高壓旋噴樁有效地限制了左右兩側(cè)圍巖大變形，減小了邊墻收斂。掌子面上臺階中心點現(xiàn)場觀測位移值僅為2.8 mm，掌子面前方高壓旋噴樁的支擋作用很好地限制了掌子面的塑性擠出，有效地防止了上臺階圍巖溜坍。