裴俊豪，譚 強，劉 寧，黃義雄，陳 坤

（1.貴州大學土木工程學院，貴州 貴陽 550025；2.中交一公局集團第四工程有限公司，北京 100024）

0 引言

隧道進出洞施工是隧道建設中的重點。隧道洞口具有埋深淺、上覆圍巖軟弱破碎、強度低與穩(wěn)定性差等特點，在洞口施工時，極易發(fā)生滑坡、塌方與冒頂等安全事故。不對稱荷載、降雨和進出洞方法選取不當，是安全事故觸發(fā)的主要因素[1]。因此，開展軟弱地層淺埋隧道進出洞方案研究具有一定工程意義。

注漿加固技術是提高圍巖穩(wěn)定性的有效方法[2]，賈建波等[3]提出采用改性脈醛樹脂材料進行注漿堵水的施工方法；劉永超等[4]進行6 種注漿材料堵漏試驗并做對比研究，總結不同材料的堵漏效果及堵漏機理。

注漿加固往往配合超前支護使用，余俊等[5]建立松散地層中隧道進洞段管棚注漿加固后的隧道開挖3 維有限元計算模型，研究不同管棚注漿加固參數對隧道開挖穩(wěn)定性的影響；王立川等[6]詳細介紹富水軟弱地層中多次隧道進洞失敗的案例，最終提出采用樁（P）-梁（B）-拱（A）組合加固體系的隧道進洞施工方案。

目前，隧道進出洞方法多采用地表注漿、護拱配合超前注漿大管棚與抗滑樁配合混凝土格梁結構輔助進出洞，其核心思路為加固軟弱圍巖，提高圍巖自身穩(wěn)定性。但上述方法注漿效果受地下水影響且注漿后圍巖處于隱蔽狀態(tài)，注漿效果評價只能依靠經驗定性研究。護拱配合超前注漿大管棚，其支護效果難以滿足軟弱地層位移控制要求；抗滑樁配合混凝土格梁等大型框架結構，其施工周期較長，工程造價較高。

綜上，本文提出“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”新型加固結構體系，形成新的軟弱地層淺埋隧道進洞方法，該方法具有隧道位移控制良好、施工周期較短、造價較低的特點，研究結果可為類似工程施工提供參考。

1 工程背景

處于軟弱地層中的淺埋隧道極易發(fā)生塌方[7-9]，例如滬昆客運專線油坊坪隧道在修建過程中，受地質構造與地下水協(xié)同影響發(fā)生垮塌[10]；寶天高速某黃土隧道受偏壓地形與降雨影響，外加設計偏于不安全，誘發(fā)塌方事故[11]。軟弱地層中的隧道洞口修建是整個隧道工程的難點，分析隧道洞口軟弱圍巖常規(guī)加固方案的優(yōu)缺點，基于軟弱圍巖常規(guī)加固方案的結構受力特征，進一步研究高效的淺埋隧道洞口軟弱地層加固方法，對實際隧道工程的安全進出洞具有現實意義。

2 軟弱地層新型加固結構體系

2.1 隧道洞口軟弱圍巖常規(guī)加固方案

傳統(tǒng)圍巖加固方案如圖1所示，加固方案及優(yōu)缺點如下所示：

圖1 傳統(tǒng)圍巖加固方案Fig.1 Traditional reinforcement scheme of surrounding rock

1）地表注漿：對軟弱地層進行地表注漿，僅加強松散土體之間的黏結力，軟弱地層自身穩(wěn)定性提升有限，隱蔽土層注漿效果較難檢驗，常作為軟弱地層組合加固措施中的1 種。

2）護拱配合超前注漿大管棚：該方法具有施工周期短，造價低的特點，對條件較差的地層具有良好的沉降控制效果，但對極為軟弱地層的加固效果并不能完全滿足隧道安全進出洞要求。

3）抗滑樁配合混凝土格梁結構：該結構形成的框架能很好地控制軟弱地層沉降，適用于隧道洞口地層極為破碎軟弱的情況，但由于其結構復雜、施工周期長、造價高，一般僅在最不利的情況才會使用該加固結構進出洞。

2.2 梁錨結構加固隧道洞口軟弱圍巖方案

為解決上述傳統(tǒng)加固方案缺陷，基于擴大頭錨桿[12]與路基邊坡錨索框架梁2 種結構，形成“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”加固軟弱地層隧道洞口的加固方案。與傳統(tǒng)洞口軟弱圍巖加固方案相比，同樣起到穩(wěn)定巖層與聯(lián)合節(jié)理裂隙的作用，同時“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構還可以作為傳力結構。

“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構加固原理為：

1）隧道進出洞前，將“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構施工完畢，地表填土與黏土等地層自我承載能力極弱，擴大頭錨桿錨固長度應大于該類地層厚度；

2）隧道掘進時產生上覆土層松動壓力，利用土層與錨固體間的摩擦力與端承反力，將隧道上覆土層松動壓力傳遞至擴大頭錨桿，如圖2所示；

圖2 “混凝土框架梁-擴大頭錨桿”加固原理示意Fig.2 Reinforcement principle of“concr ete frame beam and bit expanded anchor rods”

3）擴大頭錨桿與地表框架梁連接，將上覆土層松動壓力傳遞至地表框架梁，地表框架梁橫向端部位于穩(wěn)定土層，因此，由開挖引起的隧道上覆土層松動壓力進一步傳遞至框架梁橫向端部下的穩(wěn)定土層，從而分散隧道進出洞開挖引起的上覆土層松動壓力，減小隧道拱頂沉降?；炷量蚣芰?擴大頭錨桿結構橫截面與俯視圖如圖3～4 所示。

圖3 “混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構橫截面Fig.3 Cr oss section of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods”

圖4 “混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構俯視圖Fig.4 Top view of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods” structure

2.3 創(chuàng)新點與關鍵技術

1）對錨索框架梁結構進行改進，形成“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構，進行隧道洞口軟弱地層加固，從而將邊坡錨索框架梁橫向受力體系轉化為豎向受力體系。

2）“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構將開挖引起的松動土壓力分散至隧道兩側未受擾動土層，可有效控制隧道進出洞產生的沉降位移。

3）“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構相對于隧道進出洞常規(guī)圍巖加固方案，在有效控制軟弱圍巖變形的同時，簡化施作工序，降低建造周期與造價。

3 數值仿真模擬

建立隧道-圍巖-混凝土框架梁-擴大頭錨桿3維數值模型，隧道上覆土層厚度9.5 m，圍巖豎向長30 m，橫向30 m，縱向20 m，隧道整體模型尺寸如圖5所示。將沒有“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構的隧道掘進模型作為對比模型，尺寸和巖性與3 維模型一致。

圖5 隧道-圍巖-混凝土框架梁-擴大頭錨桿3 維模型Fig.5 Three-dimensional model of tunnel，surrounding rock，concrete frame beam and bit expanded anchor rods

3.1 模型參數

在模型計算中，各土層采用莫爾-庫倫本構模型，混凝土材料采用線彈性模型，擴大頭錨桿采用1 維梁單元模型，擴大頭錨固體采用線彈性模型。除擴大頭錨桿，其余部件與部件之間均采用綁定約束固定，錨固體與土體接觸面采用面與面接觸，錨桿內置于土層部件。材料力學參數見表1，各地層參數取自軟弱破碎地層中隧道工程出洞段的地勘資料。

表1 材料力學參數Table 1 Mechanical parameters of mater ials

3.2 隧道掘進

在數值模擬分析過程中，擴大頭錨桿與混凝土框架梁已在地應力平衡分析中安裝至整個模型，隧道掘進過程視為非連續(xù)過程，即通過結構部件的單元“激活”與“失效”來實現剛度和載荷的傳遞，1 環(huán)土體被失效（掘進）后，激活（支護）該環(huán)初期支護，然后失效（掘進）下一環(huán)土體，重復上述操作，直至完成整個隧道掘進。

3.3 計算結果與分析

隧道模型模擬掘進完成后，提取初期支護部件拱頂網格節(jié)點沉降位移以及左右邊墻中部網格節(jié)點橫向位移的差值（隧道邊墻收斂值），對2 種加固方案的初期支護位移進行對比分析。

1）隧道拱頂沉降

2 種加固方案的初期支護沉降位移云圖如圖6所示。由圖6可知，在“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構加固下，隧道拱頂沉降位移遠小于對比模型的隧道拱頂沉降位移。由于峰值拱頂沉降位于隧道后半段，提取隧道拱頂沿縱向的10 m段沉降位移，如圖7所示。采用加固結構后的隧道最大拱頂沉降值為10.0 mm，而沒有加固狀態(tài)下的隧道最大拱頂沉降值為31.9 mm，結構加固后，隧道拱頂沉降位移下降68.7%。

圖6 2 種加固方案初期支護沉降位移云圖Fig.6 Nephogram for settlement displacement of initial support under two reinforcement schemes

圖7 拱頂沿縱向10 m 沉降位移對比Fig.7 Comparison of vault settlement displacement at 10 m along longitudinal dir ection

2）隧道邊墻收斂

圖8為初期支護邊墻水平位移云圖，在“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構加固下，隧道邊墻收斂值小于對比模型的隧道邊墻收斂值。提取沿隧道縱向10 m段的隧道邊墻收斂值（正值為擴大）進行對比，如圖9所示。采用加固結構后隧道邊墻收斂最大值為90.8 mm，而沒有采用加固結構的隧道邊墻收斂最大值為107.0 mm，地層加固后，隧道邊墻收斂最大值減少15.1%。

圖8 2 種加固方案下初期支護水平位移云圖Fig.8 Nephogram for hor izontal displacement of initialsupport under two reinforcement schemes

圖9 隧道邊墻收斂值對比Fig.9 Comparison on conver gence of tunnel side wall

3）初期支護的等效應力

圖10為初期支護等效應力云圖。在“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構加固作用下，初期支護峰值等效應力小于對比模型的初期支護峰值等效應力。加固結構作用下初期支護最大等效應力值為17.9 MPa，而未采用加固結構的初期支護最大等效應力值為20.5 MPa，結構加固后，初期支護最大等效應力值下降12.7%，結構應力滿足要求。

圖10 2 種加固方案下初期支護應力云圖Fig.10 Nephogram of initial support stress under two reinforcement schemes

4）“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構的等效應力

圖11為“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構的等效應力云圖，隧道輪廓線以外，框架梁與擴大頭錨桿的等效應力值逐漸減小，趨于穩(wěn)定；在隧道輪廓線以內，框架梁與擴大頭錨桿的等效應力向靠近隧道中線方向不斷增大，最大等效應力值為0.28 MPa，最小等效應力值為2.5 ×10-4MPa，結構應力滿足要求。

圖11 “混凝土框架梁-擴大頭錨桿”等效應力云圖Fig.11 Nephogram for equivalent stress of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods”

4 隧道拱頂沉降規(guī)律與圍巖松動壓力計算

4.1 隧道拱頂沉降控制規(guī)律

擴大頭錨桿承受與土體接觸產生向下的摩擦力，其錨固體端部承受向下的松動土壓力。整個擴大頭錨桿結構為軟弱地層提供向上的支承反力，主要起到分散加固區(qū)圍巖松動壓力的作用[12]。隨著擴大頭錨桿端部錨固體面積的不斷增加，擴大頭錨桿提供給土層的支承反力也不斷增加，錨固區(qū)圍巖松動壓力進一步分散到隧道兩側未受擾動土體。處理為平面模型，如圖12所示。松動土壓力傳力路徑如圖13所示。

圖12 “混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構加固模型Fig.12 Reinforcement model of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods” structure

圖13 “混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構加固模型傳力路徑Fig.13 Force transmission path of reinforcement model of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods” structure

因此，引入加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數k=l/L，l為擴大頭錨固體橫截面總長度，L 為加固區(qū)橫截面長度?；谇拔亩鄠€模型，僅改變錨固體總長度，記錄隧道拱頂最大沉降位移，如表2所示。由表2可知，當地層軟弱破碎時，加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數k＞0.4，隧道拱頂最大沉降位移不再減少，即擴大頭錨固體總長度繼續(xù)增加，不再進一步分散加固區(qū)圍巖松動壓力，可以近似認為0≤k≤0.40。當k=0 時，表示無錨固狀態(tài)，此時產生的隧道拱頂最大沉降位移由隧道頂部上覆圍巖松動壓力P3造成；當k=0.40 時，表示加固區(qū)土體幾乎被完全錨固，加固區(qū)圍巖松動壓力P1被“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構分散至隧道兩側，隧道產生的拱頂最大沉降位移近似由未加固區(qū)圍巖松動壓力P2造成；當0＜k＜0.40 時，將加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數與隧道拱頂最大沉降位移進行線性擬合，如圖14所示，隨加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數不斷增大，隧道拱頂最大沉降位移不斷減少，直至隧道拱頂最大沉降位移近似完全由未加固區(qū)圍巖松動壓力造成。

表2 加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數與拱頂最大沉降位移Table 2 Dispersion coefficient of loosening pressure of surr ounding rock in reinforcement area and maximum settlement displacement of vault

圖14 加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數與隧道拱頂最大沉降位移線性擬合Fig.14 Linear fitting between dispersion coefficient of loosening pressure of surrounding rock in reinforcement area and maximum settlement displacement of tunnel vault

4.2 淺埋隧道圍巖松動壓力計算

圖14中擬合曲線的擬合優(yōu)度為R2=0.835 37，表示加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數與隧道拱頂最大沉降位移具有較好的線性關系。假設隧道初期支護結構為彈性結構，初期支護結構的拱頂沉降與受力具有線性關系，因此，隧道所受圍巖松動壓力與加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數k必然存在線性關系。進一步提出，當采用“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構加固軟弱地層中淺埋隧道時，隧道所受圍巖松動壓力如式（1）所示：

式中：P為采用“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構時，隧道結構所受圍巖松動壓力，單位Pa；P3為沒有采用“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構時，加固區(qū)與未加固區(qū)土體的圍巖松動壓力和，Pa；P1為未采用“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構時加固區(qū)圍巖松動壓力，Pa；k為加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數，當k=0 時，隧道承受上覆圍巖所有松動壓力，當k=0.4 時，隧道僅承受上覆未加固區(qū)圍巖松動壓力，當0＜k＜0.4 時，即隨錨固面積增大，隧道結構所受上覆圍巖松動土壓力線性減少。

圍巖松動壓力分散系數與隧道所受土壓力線性擬合如圖15所示?？紤]到“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構并不能完全將加固區(qū)圍巖松動壓力分散至隧道兩側，引入圍巖強度系數0.5≤φ≤1，隧道所受圍巖松動壓力如式（2）所示：

圖15 圍巖松動壓力分散系數與隧道所受土壓力線性擬合Fig.15 Linear fitting between dispersion coefficient of loosening pressure of surrounding rock and earth pressure on tunnel

當加固區(qū)圍巖情況較好時，φ=1，加固區(qū)圍巖松動壓力完全被“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構分散至隧道兩側未擾動土體；當加固區(qū)圍巖情況較差時，φ=0.5，加固區(qū)圍巖松動壓力僅有1/2 被“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構分散至隧道兩側未擾動土體。

采用“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構加固軟弱地層時，隧道常處于淺埋地層，受開挖影響，擾動傳遞至地表而不能形成“自然拱”，淺埋隧道圍巖松動壓力計算如式（3）～（4）所示[13]：

式中：n 為加固區(qū)土層層數；m為未加固區(qū)土層層數；γi為加固區(qū)第i層土密度，kg/m3；hi為加固區(qū)第i層土高度，m；γj為未加固區(qū)第j層土密度，kg/m3；hj為未加固區(qū)第j層土高度，m；h 為隧道上覆圍巖厚度，m；hq為坍方平均高度，m；g 為重力加速度，9.8 N/kg；θ為隧道上覆巖體兩側摩擦角，（°）；B為隧道開挖寬度，m；λ為側壓力系數。

λ如式（5）～（6）所示：

式中：φ0為似摩擦角，（°）。

hq如式（7）所示：

式中：S 是圍巖級別；ω為寬度影響系數，ω=1 +i（B-5），i以B=5 為基準，當B＜5 時，取i=0.2，B＞5時，取i=0.1。

P1如式（8）所示：

將式（3）～（8）代入式（2），得到采用“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構時，隧道結構所受上覆圍巖松動壓力P。

5 結論

1）采用“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”新型結構加固軟弱地層，當加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數k=0.4時，拱頂沉降與邊墻位移控制效果顯著，相較于對比模型，拱頂沉降最大值下降68.7%，邊墻擴大位移最大值下降15.1%，初期支護最大等效應力下降12.7%。

2）采用“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構加固軟弱地層淺埋隧道洞口，加固區(qū)圍巖松動壓力分散系數與隧道拱頂沉降呈線性關系。當k=0.4 時，繼續(xù)增大錨固體區(qū)域面積，隧道拱頂沉降不再減少，此時加固區(qū)軟弱圍巖松動壓力幾乎被“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構分散至隧道兩側未受擾動區(qū)土層。

3）基于隧道拱頂沉降值與圍巖松動壓力分散系數k的線性關系，假設初期支護為彈性結構，認為初期支護所受松動土壓力與圍巖松動壓力分散系數k也具有線性關系。從而提出在采用“混凝土框架梁-擴大頭錨桿”結構時作用于初期支護的松動土壓力計算式。