陽(yáng)軍生，夏裕棟，方星樺，劉偉龍，王法嶺

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410075；2.中鐵十二局集團(tuán)有限公司，山西 太原，030024)

我國(guó)中西部地區(qū)地勢(shì)起伏較大、地質(zhì)構(gòu)造強(qiáng)烈、地質(zhì)環(huán)境復(fù)雜，區(qū)域內(nèi)廣泛分布炭質(zhì)板巖、頁(yè)巖、千枚巖等層狀變質(zhì)軟巖，其具有構(gòu)造層理及節(jié)理密集發(fā)育、巖體軟弱破碎、強(qiáng)度低、自穩(wěn)能力差、遇水易軟化崩解、各向異性力學(xué)性質(zhì)顯著等特征。當(dāng)隧道穿越該類地層時(shí)，由于開挖卸荷和施工擾動(dòng)作用，易引發(fā)支護(hù)結(jié)構(gòu)裂損、變形侵限、圍巖失穩(wěn)坍塌等問(wèn)題，給層狀軟巖隧道施工和設(shè)計(jì)帶來(lái)極大挑戰(zhàn)[1]。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在層狀巖體隧道變形破壞特征方面進(jìn)行了大量研究。郭健等[2]通過(guò)對(duì)香麗高速海巴洛隧道圍巖位移進(jìn)行監(jiān)測(cè)，發(fā)現(xiàn)圍巖大變形主要產(chǎn)生在上臺(tái)階開挖階段且圍巖變形呈不對(duì)稱分布。李曉紅等[3]基于共和隧道現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，分析了層狀巖體的破壞特征，指出圍巖變形破壞區(qū)沿垂直層理面方向而非沿最大主應(yīng)力方向分布。ZHANG等[4]結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬手段，發(fā)現(xiàn)影響薄層板巖隧道變形的主要因素是層理傾角、埋深、圍巖的吸水率和軟化系數(shù)。FANG等[5]基于一種FDM-DEM的建模方法，分析了敞開式TBM施工過(guò)程中層狀巖體的漸進(jìn)破壞過(guò)程。張立鑫等[6]通過(guò)在2種巖層間設(shè)置接觸面以模擬層理面，從而建立了三維有限元數(shù)值模型，研究了不同巖層傾角下的軟硬互層隧道變形規(guī)律。

在層狀軟巖隧道大變形的控制和治理方面，曹興松等[7]針對(duì)陡傾小交角層狀巖體隧道，提出采用非對(duì)稱非均長(zhǎng)布置的錨桿支護(hù)系統(tǒng)來(lái)控制圍巖的非對(duì)稱大變形；吳發(fā)展等[8]提出要增大初期支護(hù)的強(qiáng)度與剛度，采取以抗為主的強(qiáng)支護(hù)措施；趙勇等[9]針對(duì)該類隧道大變形特征，進(jìn)行不同支護(hù)參數(shù)的現(xiàn)場(chǎng)工程試驗(yàn)，提出支護(hù)系統(tǒng)的改進(jìn)措施；沙鵬等[10]針對(duì)新建蘭渝鐵路深埋隧道中出現(xiàn)的非線性大變形破壞現(xiàn)象，提出了以關(guān)鍵區(qū)域定向支護(hù)為核心的支護(hù)措施；資曉魚等[11]基于成蘭鐵路楊家坪隧道，提出采用“長(zhǎng)短組合”的錨桿布置體系來(lái)抑制圍巖塑性區(qū)的擴(kuò)展。

目前，針對(duì)節(jié)理化巖體隧道變形控制，現(xiàn)有研究主要集中于定向錨固和優(yōu)化支護(hù)參數(shù)等被動(dòng)支護(hù)措施，而通過(guò)地層預(yù)加固以改變圍巖自身特性的變形控制技術(shù)有待進(jìn)一步研究。本文依托某高速鐵路XHS隧道工程，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)、離散-連續(xù)耦合數(shù)值方法分析節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖地層圍巖大變形及破壞機(jī)理，提出采用地層預(yù)加固控制圍巖大變形，并通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)手段驗(yàn)證以地層預(yù)加固為主的變形控制技術(shù)的應(yīng)用效果。

1 工程概況

某高速鐵路XHS隧道位于湖南湘西，全長(zhǎng)5 930.49 m，為設(shè)計(jì)速度為350 km/h的單洞雙線隧道，隧道最大埋深約為383 m[12]。隧道進(jìn)口DK26+200—DK26+657穿越F1(花垣—張家界斷裂帶)斷層、F2斷層及其斷層影響帶，洞身主要穿越寒武系下統(tǒng)牛蹄塘組炭質(zhì)頁(yè)巖地層，局部夾斷層泥及角礫巖，薄層狀構(gòu)造，層理傾角為20°～30°。圍巖構(gòu)造裂隙發(fā)育，巖體破碎，呈鑲嵌碎裂結(jié)構(gòu)，炭質(zhì)頁(yè)巖礦物成分主要為綠泥石、云母、石英、長(zhǎng)石和黃鐵礦。地下水主要為構(gòu)造裂隙水，弱發(fā)育。圖1所示為XHS隧道部分區(qū)段地質(zhì)縱斷面。圖2所示為XHS隧道揭露炭質(zhì)頁(yè)巖。

圖1 XHS隧道地質(zhì)縱斷面[12]Fig.1 Geological longitudinal section of XHS tunnel

圖2 XHS隧道揭露炭質(zhì)頁(yè)巖Fig.2 Exposed carbonaceous shale in XHS tunnel

XHS隧道DK26+200—DK26+657段隧道支護(hù)設(shè)計(jì)為復(fù)合式襯砌，初期支護(hù)采用噴錨支護(hù)，輔助措施采用直徑為89 mm的超前長(zhǎng)管棚(套打直徑為42 mm的超前小導(dǎo)管)，二次襯砌為模筑鋼筋混凝土[12]。該區(qū)段隧道支護(hù)設(shè)計(jì)襯砌類型包括Ⅴc、Ⅴc2、Ⅴd2這3種，其中Ⅴd2型襯砌為雙層初期支護(hù)復(fù)合式襯砌，各襯砌類型支護(hù)參數(shù)見表1[12]，Ⅴc型襯砌斷面如圖3所示。

表1 各襯砌類型支護(hù)參數(shù)[12]Table 1 Support parameters for each lining type[12]

圖3 Vc型襯砌斷面設(shè)計(jì)圖Fig.3 Section design of Vc lining type

XHS隧道于2017年11月開工，隧道設(shè)置2座輔助坑道，按6個(gè)作業(yè)面分別組織對(duì)向施工。受復(fù)雜地質(zhì)影響，進(jìn)口施工段頻繁出現(xiàn)圍巖大變形現(xiàn)象，施工效率低，截至2021年1月28日，4年內(nèi)進(jìn)口端僅施工300 m左右。

隧道DK26+200—DK26+657段穿越節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖地層，圍巖構(gòu)造裂隙發(fā)育、巖體破碎，施工中出現(xiàn)顯著圍巖大變形現(xiàn)象。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)，隧道拱頂沉降量均超過(guò)1 000 mm，上臺(tái)階及中臺(tái)階水平收斂量均超過(guò)800 mm，拱頂沉降量累計(jì)最大值達(dá)到1 397 mm，水平收斂量累計(jì)最大值達(dá)到918.7 mm，如圖4所示。該段圍巖變形量較大，且因薄層狀構(gòu)造和層理傾角作用而呈現(xiàn)非對(duì)稱特征，如圖5(a)所示。初期支護(hù)封閉成環(huán)后圍巖變形仍持續(xù)增大，鋼拱架屈曲變形等破壞頻繁發(fā)生，給施工帶來(lái)極大困難，如圖5(b)所示。

圖4 XHS隧道大變形段典型斷面圍巖累計(jì)變形量Fig.4 Accumulated deformation of surrounding rock in typical section of large deformation section of XHS tunnel

圖5 圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)變形破壞Fig.5 Deformation damage of the surrounding rock and supporting structure

在XHS隧道大變形段施工期間，雖然采取了一系列措施，如增設(shè)鋼拱架鎖腳錨管及縱向連接、設(shè)置雙層初期支護(hù)、增加臨時(shí)仰拱和豎向支撐等強(qiáng)支護(hù)措施，并采用增大仰拱深度、優(yōu)化隧道開挖輪廓的方式來(lái)改善結(jié)構(gòu)受力，但在施工中均未有效解決圍巖大變形問(wèn)題。

2 節(jié)理化圍巖變形破壞數(shù)值分析

為探究炭質(zhì)頁(yè)巖圍巖變形破壞機(jī)理，基于PFC/FLAC離散-連續(xù)耦合程序建立節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖地層隧道開挖施工數(shù)值模型，即在模型核心區(qū)域范圍內(nèi)通過(guò)PFC離散元塊體(RBlock)模擬圍巖，其他區(qū)域采用FLAC有限差分網(wǎng)格進(jìn)行模擬[13]，從而分析節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖地層隧道開挖施工破壞機(jī)理。

2.1 離散-連續(xù)耦合分析模型建立

在PFC/FLAC耦合分析中，連續(xù)域與離散域通過(guò)二者之間的接觸邊界實(shí)現(xiàn)耦合，即需要在連續(xù)域?qū)嶓w單元和離散域顆粒之間創(chuàng)建PFC耦合墻。在計(jì)算過(guò)程中，顆粒作用在墻體上的接觸力和接觸力矩將通過(guò)墻體傳遞給實(shí)體單元，實(shí)體單元節(jié)點(diǎn)的位置和速度信息也將通過(guò)墻體傳遞給離散域顆粒，從而實(shí)現(xiàn)離散域和連續(xù)域的耦合分析[14]。

DK26+347斷面埋深約50 m，上覆巖體主要為炭質(zhì)頁(yè)巖，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)顯示該斷面拱頂沉降量為342.1 mm，水平收斂量為275.3 mm，非對(duì)稱大變形特征較明顯。綜合考慮炭質(zhì)頁(yè)巖地層圍巖大變形特征和計(jì)算效率，以DK26+347處大變形斷面為典型斷面，采用PFC/FLAC離散-連續(xù)耦合程序建立1個(gè)長(zhǎng)×寬為100 m×100 m的二維模型，左右邊界及上下邊界距離隧道中心均為50 m，埋深為50 m，隧道真實(shí)埋深荷載以等效荷載代替，如圖6所示。隧道周圍長(zhǎng)×寬為45 m×45 m的核心區(qū)域采用PFC離散元塊體(RBlock)模擬，核心區(qū)域外采用FLAC連續(xù)介質(zhì)單元模擬。在整個(gè)核心區(qū)域中生成控制邊長(zhǎng)為0.2 m的隨機(jī)六面體塊體，并生成間距為0.4 m、傾角為25°的貫通層理切割塊體，模擬實(shí)際工程中炭質(zhì)頁(yè)巖地層的層理分布形態(tài)。為了較好地呈現(xiàn)節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖的非對(duì)稱破壞特征，模擬中未考慮支護(hù)結(jié)構(gòu)的作用。模型頂部邊界為自由邊界并施加應(yīng)力以模擬上覆巖層自重，左右邊界約束水平方向位移，底部邊界設(shè)置固定約束。

圖6 XHS隧道離散-連續(xù)耦合計(jì)算模型Fig.6 Discrete-continuous coupled calculation model of XHS tunnel

2.2 計(jì)算參數(shù)選取

本研究采用PFC/FLAC離散-連續(xù)耦合程序，需要設(shè)置連續(xù)介質(zhì)單元的宏觀力學(xué)參數(shù)以及離散塊體接觸的細(xì)觀力學(xué)參數(shù)，其中，連續(xù)介質(zhì)單元采用摩爾-庫(kù)侖本構(gòu)模型，具體參數(shù)如表2所示。離散塊體細(xì)觀接觸采用無(wú)軟化的軟黏結(jié)本構(gòu)模型，細(xì)觀接觸參數(shù)通過(guò)工程類比法[15]確定，具體參數(shù)如表3所示。

表3 離散塊體細(xì)觀接觸參數(shù)Table 3 Microscopic contact parameters for discrete blocks

2.3 圍巖非對(duì)稱破壞機(jī)理分析

2.3.1 圍巖變形特征

隧道開挖后圍巖總變形量分布特征如圖7所示。由圖7可知，隧道開挖后整體變形均較大，且拱部變形破壞最顯著。圍巖變形最大值為250.0 mm，發(fā)生在左拱肩位置，兩側(cè)邊墻和仰拱位置變形較小，圍巖變形量雖與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)略有不同，但整體表現(xiàn)為拱頂沉降量顯著大于水平收斂量，與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)所得圍巖變形規(guī)律一致。受層狀炭質(zhì)頁(yè)巖各向異性力學(xué)行為影響，圍巖呈現(xiàn)出拱頂沉降量“左大右小”的非對(duì)稱變形特性，圍巖變形主要集中在強(qiáng)度最弱的層理法線方向，平行層理方向變形相對(duì)較小，表現(xiàn)為左拱肩部位變形量大于右拱肩部位變形量，右仰拱部位變形量大于左仰拱部位變形量。

圖7 圍巖總變形量分布特征Fig.7 Characteristics of the distribution of the total deformation of the surrounding rock

通過(guò)在隧道拱頂、左拱肩、右拱肩位置分別布置3個(gè)拱頂沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)，在隧道左邊墻、右邊墻位置分別布置2個(gè)周邊收斂量監(jiān)測(cè)點(diǎn)，對(duì)圍巖變形進(jìn)行監(jiān)測(cè)。監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，XHS隧道圍巖變形量較大，且拱頂沉降量從大到小依次為左測(cè)點(diǎn)、中測(cè)點(diǎn)、右測(cè)點(diǎn)，拱頂左、中、右測(cè)點(diǎn)沉降量分別為245.5、212.9和160.0 mm，水平收斂量為159.1 mm，拱頂沉降量均大于水平收斂量，且左拱肩變形量遠(yuǎn)大于右拱肩變形量，呈現(xiàn)了圍巖非對(duì)稱大變形特征。數(shù)值模擬所得圍巖變形規(guī)律與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際圍巖變形特征相符，說(shuō)明數(shù)值模擬計(jì)算參數(shù)選取較為合理。

2.3.2 圍巖破壞特征

圖8所示為隧道施工過(guò)程中顆粒接觸力演化特征。由圖8可知，隧道上臺(tái)階開挖后拱腳部位顆粒接觸力顯著增大，隨著施工工序推進(jìn)，受施工擾動(dòng)作用，深部圍巖接觸力也顯著增大。顆粒間接觸力的演化可反映巖體內(nèi)部應(yīng)力變化規(guī)律。當(dāng)顆粒間的接觸力超過(guò)黏結(jié)強(qiáng)度時(shí)接觸會(huì)出現(xiàn)破壞，這在宏觀上體現(xiàn)為應(yīng)力超過(guò)圍巖強(qiáng)度時(shí)圍巖出現(xiàn)破壞并進(jìn)入卸荷狀態(tài)(圖中黑色虛線標(biāo)記范圍為卸荷區(qū)域)。由圖8可知，上臺(tái)階開挖后，拱部上方和右拱腳下方淺部圍巖接觸力顯著下降，圍巖進(jìn)入初始卸荷狀態(tài)。隨著中臺(tái)階、下臺(tái)階開挖，卸荷范圍不斷向其他部位擴(kuò)展，最大卸荷深度由3.2 m分別增大為6.1 m、8.1 m，且垂直層理方向的左拱肩和右仰拱部位卸荷深度相對(duì)較大，圍巖卸荷區(qū)域呈現(xiàn)出明顯的非對(duì)稱分布特征，且具有動(dòng)態(tài)發(fā)育特點(diǎn)，隧道開挖完成后，總體卸荷區(qū)域顯著增大。

圖8 施工過(guò)程中顆粒接觸力演化特征Fig.8 Characterization of particle contact force evolution during construction

在隧道開挖后的應(yīng)力釋放過(guò)程中，部分顆粒間的接觸黏結(jié)區(qū)域會(huì)在切向接觸力和法向接觸力超過(guò)黏結(jié)強(qiáng)度時(shí)發(fā)生剪切破壞或張拉破壞。當(dāng)一組塊體與周圍塊體之間的接觸區(qū)域全部斷裂破壞時(shí)，該塊體會(huì)更新為新的碎片，即視為松動(dòng)塊體，見圖9。圖9中，綠色代表未松動(dòng)塊體，其余顏色代表松動(dòng)塊體。隨著施工步序的推進(jìn)，圍巖松動(dòng)區(qū)范圍逐漸增大。根據(jù)層狀巖體破壞理論[16]，隧道開挖后，巖體破壞模式包括彎折破壞和滑移破壞2種。上臺(tái)階開挖后，由于隧道層理面法線方向首先出現(xiàn)彎折破壞，隧道拱頂和左拱肩部位出現(xiàn)少量松動(dòng)塊體，其他部位未見松動(dòng)現(xiàn)象，松動(dòng)區(qū)域最大深度范圍為2.8 m，位于拱頂位置。隨著中臺(tái)階施工，隧道右側(cè)開始沿層理面發(fā)生滑移破壞，隧道松動(dòng)塊體數(shù)量開始迅速增加，且主要集中在隧道拱部，隧道兩側(cè)邊墻部位不發(fā)育，最大松動(dòng)區(qū)深度出現(xiàn)在拱頂，達(dá)到9.4 m。隨著下臺(tái)階進(jìn)一步開挖，隧道右側(cè)滑移破壞程度進(jìn)一步加大，圍巖松動(dòng)區(qū)進(jìn)一步向深部圍巖擴(kuò)展并全環(huán)分布貫通，形成了較大的圍巖松動(dòng)圈，松動(dòng)圈最大深度達(dá)到12.7 m。在圍巖松動(dòng)區(qū)漸進(jìn)累積擴(kuò)展過(guò)程中，上、中臺(tái)階開挖后松動(dòng)區(qū)明顯呈對(duì)稱發(fā)育分布，下臺(tái)階開挖后雖由于右側(cè)滑移破壞導(dǎo)致松動(dòng)區(qū)最深處位于拱頂右側(cè)，但松動(dòng)圈整體依然呈現(xiàn)出沿層理法線方向兩端較沿層理方向發(fā)育明顯的特征，松動(dòng)區(qū)整體呈非對(duì)稱發(fā)育分布。

圖9 圍巖松動(dòng)區(qū)演化過(guò)程Fig.9 Evolutionary process of the surrounding rock loosening zone

隧道開挖的數(shù)值模擬結(jié)果表明，在節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖無(wú)支護(hù)狀態(tài)下，受節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖各向異性力學(xué)特性影響，圍巖變形總體表現(xiàn)為拱部最大、邊墻次之、隧底最小，呈現(xiàn)出明顯的非對(duì)稱大變形模式。隧道開挖后，應(yīng)力集中區(qū)域不斷向隧道全環(huán)擴(kuò)展，并逐漸向深部圍巖轉(zhuǎn)移，而后部分圍巖進(jìn)入卸荷狀態(tài)并形成松動(dòng)區(qū)，松動(dòng)區(qū)呈非對(duì)稱發(fā)育分布，當(dāng)卸荷達(dá)到一定程度時(shí)圍巖出現(xiàn)松弛解體，最終在宏觀上表現(xiàn)為圍巖非對(duì)稱大變形。

3 地層預(yù)加固控制效果分析

針對(duì)XHS隧道采用強(qiáng)支護(hù)措施后圍巖變形控制效果不佳的情況，結(jié)合已有工程實(shí)際[17]，根據(jù)巖土控制變形原則[18]，提出采取地層預(yù)加固的圍巖控制方案，通過(guò)離散-連續(xù)耦合數(shù)值計(jì)算方法進(jìn)行分析驗(yàn)證。

3.1 模型建立與參數(shù)選取

由上述炭質(zhì)頁(yè)巖隧道變形破壞特征可知，隧道變形以及松動(dòng)區(qū)發(fā)育范圍主要集中在隧道拱部位置，因此，考慮將地層預(yù)加固范圍設(shè)置在隧道起拱線以上環(huán)向180°范圍內(nèi)。在離散-連續(xù)耦合模型的基礎(chǔ)上，設(shè)置隧道上半斷面為加固區(qū)，加固圈厚度取8.0 m(見圖10)，按三臺(tái)階法開挖方式，對(duì)隧道開挖施工圍巖變形破壞情況進(jìn)行分析，其中，連續(xù)介質(zhì)單元模擬時(shí)服從摩爾-庫(kù)侖破壞準(zhǔn)則，具體參數(shù)如表2所示，未加固區(qū)及加固區(qū)細(xì)觀接觸參數(shù)如表4所示。

表4 未加固區(qū)及加固區(qū)細(xì)觀接觸參數(shù)Table 4 Unreinforced area and reinforced area microscopic contact parameters

3.2 控制效果分析

3.2.1 圍巖變形特征

實(shí)施地層預(yù)加固后隧道開挖圍巖總變形量分布特征如圖11所示。實(shí)施地層預(yù)加固后，隧道開挖后整體變形顯著減小，圍巖變形最大值降為80.0 mm，發(fā)生在拱頂部位，拱頂沉降 “左大右小”的現(xiàn)象明顯減少，圍巖非對(duì)稱變形得到一定控制。

圖11 地層預(yù)加固后圍巖總變形量分布特征Fig.11 Characteristics of the distribution of the total deformation field of the surrounding rock after pre-reinforcement of strata

地層預(yù)加固前后圍巖累計(jì)變形對(duì)比如表5所示。實(shí)施地層預(yù)加固后，隧道開挖拱頂沉降量雖仍呈現(xiàn)出左測(cè)點(diǎn)沉降量、中測(cè)點(diǎn)沉降量、右測(cè)點(diǎn)沉降量逐漸減小的非對(duì)稱模式，但相應(yīng)測(cè)點(diǎn)變形量分別為73.5、68.0和55.7 mm，相較于未實(shí)施地層預(yù)加固時(shí)的變形量降幅依次為70.1%、68.1%、65.2%；同時(shí)，水平收斂量為54.0 mm，降幅為66.1%?？梢姡扇〉貙宇A(yù)加固措施后，圍巖力學(xué)性能明顯提高，圍巖變形量較加固前減小65%以上，圍巖變形控制效果顯著。

表5 XHS隧道地層預(yù)加固前、后圍巖累計(jì)變形對(duì)比Table 5 Comparison of cumulative deformation of surrounding rock after pre-reinforcement of XHS tunnel strata

3.2.2 圍巖破壞特征

圖12所示為隧道實(shí)施地層預(yù)加固后顆粒接觸力演化特征。實(shí)施地層預(yù)加固后，上臺(tái)階開挖后并沒(méi)有明顯出現(xiàn)卸荷區(qū)域，隨著中臺(tái)階、下臺(tái)階開挖，卸荷區(qū)域最大深度依次為3.5 m和5.1 m。隧道開挖完成后卸荷范圍明顯小于未實(shí)施地層預(yù)加固時(shí)的卸荷范圍，且垂直層理方向的左拱肩和右仰拱部位卸荷深度顯著減小，圍巖卸荷范圍非對(duì)稱形態(tài)明顯減弱，表明地層預(yù)加固可有效維持顆粒的接觸狀態(tài)，抑制了卸荷區(qū)域的持續(xù)擴(kuò)展。

圖12 地層預(yù)加固后顆粒接觸力演化特征Fig.12 Characterization of particle contact force evolution after stratigraphic pre-reinforcement

圖13所示為隧道實(shí)施地層預(yù)加固后施工中圍巖松動(dòng)區(qū)演化過(guò)程。圖13中，綠色代表未松動(dòng)塊體，其余顏色代表松動(dòng)塊體。地層預(yù)加固前后各工序卸荷區(qū)域和松動(dòng)區(qū)的最大深度對(duì)比如表6所示。

表6 地層預(yù)加固前后卸荷區(qū)域和松動(dòng)區(qū)最大深度對(duì)比Table 6 Comparison of the maximum depth of unloading area and loosened area before and after stratigraphic pre-reinforcement

圖13 地層預(yù)加固后圍巖松動(dòng)區(qū)演化過(guò)程Fig.13 Evolutionary process of the surrounding rock loosening zone after stratigraphic pre-reinforcement

隨著施工的進(jìn)行，相較于地層預(yù)加固前，各施工工序下預(yù)加固地層卸荷區(qū)域最大深度和最大松動(dòng)區(qū)深度均減小，下臺(tái)階開挖后圍巖松動(dòng)范圍顯著減小，且松動(dòng)區(qū)非對(duì)稱發(fā)育分布形態(tài)明顯減少，表明地層預(yù)加固后，圍巖力學(xué)性質(zhì)明顯改善，穩(wěn)定性顯著增強(qiáng)，抑制了圍巖松動(dòng)圈的持續(xù)擴(kuò)展。因此，采取地層預(yù)加固方法可望有效解決XHS隧道圍巖大變形控制難題。

4 工程應(yīng)用

數(shù)值分析結(jié)果表明采取地層預(yù)加固可以有效控制節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖地層圍巖大變形，因此，選取XHS隧道進(jìn)口DK26+270—DK26+290里程段進(jìn)行洞內(nèi)超前帷幕注漿加固現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，并通過(guò)鉆孔檢查、開挖揭露、施工變形監(jiān)測(cè)等方法對(duì)其加固效果進(jìn)行檢驗(yàn)，探究地層預(yù)加固對(duì)軟弱炭質(zhì)頁(yè)巖隧道圍巖變形實(shí)際控制效果。

4.1 地層預(yù)加固措施

4.1.1 洞內(nèi)帷幕注漿加固

利用隧道已開挖上臺(tái)階進(jìn)行洞內(nèi)超前帷幕注漿，重點(diǎn)加固隧道上半斷面，加固范圍為開挖輪廓線外8 m。注漿孔設(shè)計(jì)見表7，帷幕注漿加固設(shè)計(jì)見圖14。

表7 注漿孔設(shè)計(jì)Table 7 Design of grouting hole

圖14 帷幕注漿終孔注漿斷面Fig.14 Final hole grouting section of curtain grouting

根據(jù)鉆孔出水量，合理選擇普通水泥單液漿和普通水泥-水玻璃雙液漿，注漿材料的配比及適用條件見表8。超前帷幕注漿按照“由外到內(nèi)，由下至上，同一圈孔間隔施工”的原則，實(shí)施約束-擠密注漿。其中，每圈將奇數(shù)孔作為先序孔先注漿，偶數(shù)孔作為后序孔后注漿。

表8 注漿材料配比參數(shù)Table 8 Proportional parameters of grouting material

4.1.2 超前管棚加固

XHS隧道炭質(zhì)頁(yè)巖軟弱破碎，為防止開挖過(guò)程中掉塊、塌方，試驗(yàn)段在隧道拱部140°范圍內(nèi)施作超前管棚。超前管棚采用直徑為89 mm的熱軋無(wú)縫鋼管及鋼花管，長(zhǎng)度為10 m，環(huán)向間距為40 cm，外插角不大于12°。

4.1.3 三臺(tái)階臨時(shí)仰拱開挖

試驗(yàn)段采用Ⅴd2型復(fù)合式襯砌，通過(guò)三臺(tái)階臨時(shí)仰拱法開挖，臨時(shí)仰拱采用I25b型鋼，噴射30 cm厚C25混凝土進(jìn)行封閉。

4.2 實(shí)施效果

帷幕注漿完成后，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)鉆孔進(jìn)行孔內(nèi)成像檢查，結(jié)果表明成孔效果較好，孔壁較為圓順，無(wú)涌水涌泥、坍孔現(xiàn)象(見圖15)，說(shuō)明注漿效果良好。

圖15 孔內(nèi)成像效果Fig.15 Intra-hole imaging effect

注漿完成后開挖揭露掌子面漿脈分布如圖16所示。由圖16可見，揭露掌子面圍巖漿脈清晰、密實(shí)，呈樹根狀分布，圍巖節(jié)理裂隙均被漿液填充飽滿，巖體和漿液之間膠結(jié)緊密，圍巖膠結(jié)體呈堅(jiān)硬狀，掌子面無(wú)滲水、溜塌、掉塊現(xiàn)象，表明帷幕注漿效果良好，顯著提高了圍巖穩(wěn)定性，降低了地層滲透性。

圖16 注漿漿脈分布Fig.16 Distribution of grouting slurry vein

XHS隧道帷幕注漿加固段隧道施工累計(jì)變形量如圖17所示。

圖17 帷幕注漿加固段圍巖累計(jì)變形量Fig.17 Cumulative deformation of the curtain grouting reinforced section of the surrounding rock

相較于大變形段，帷幕注漿加固段圍巖變形量處于預(yù)留變形量(200 mm)范圍之內(nèi)，其中拱頂沉降量最大值為195.5 mm，水平收斂量最大值為139.3 mm。結(jié)果表明，采用超前帷幕注漿加固可有效控制圍巖變形，顯著提高節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖地層穩(wěn)定性。

選取帷幕注漿加固段DK26+273、DK26+285這2個(gè)典型斷面，分析注漿加固后圍巖變形特征，圍巖變形時(shí)程曲線如圖18所示。

圖18 注漿后圍巖變形時(shí)程曲線Fig.18 Time-history curves of surrounding rock deformation after grouting

由圖18可知：拱頂沉降量和水平收斂量均呈現(xiàn)出“快速增大—加速增大—穩(wěn)定增大”的趨勢(shì)，且在施工擾動(dòng)作用下圍巖變形量未出現(xiàn)明顯上升現(xiàn)象，拱頂沉降量、水平收斂量累計(jì)值均在200 mm內(nèi)，表明圍巖變形得到有效控制，注漿加固效果明顯。

地層預(yù)加固能有效控制節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖的圍巖穩(wěn)定性，在后續(xù)施工中得到了持續(xù)應(yīng)用。自XHS隧道采用地層預(yù)加固并輔以管棚超前支護(hù)、三臺(tái)階臨時(shí)仰拱法開挖的控制措施后，圍巖大變形得到了有效控制，現(xiàn)場(chǎng)施工效率恢復(fù)正常，保證了隧道的順利貫通。

5 結(jié)論

1) XHS隧道節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖地層呈現(xiàn)出圍巖變形量大、變形速率快、拱部沉降量大于水平收斂量等特征。該地層在三臺(tái)階開挖過(guò)程中，圍巖卸荷范圍不斷向全環(huán)動(dòng)態(tài)擴(kuò)展，松動(dòng)區(qū)逐漸由淺部圍巖向深部圍巖轉(zhuǎn)移，呈現(xiàn)出非對(duì)稱破壞特征，最終導(dǎo)致圍巖大變形。

2) 采取地層預(yù)加固后，圍巖變形量和松動(dòng)區(qū)范圍顯著減小，圍巖非對(duì)稱破壞得到了有效控制，說(shuō)明該方法能有效地控制節(jié)理化炭質(zhì)頁(yè)巖圍巖大變形。

3) 采用以地層預(yù)加固為主，管棚超前支護(hù)、三臺(tái)階臨時(shí)仰拱法開挖為輔的控制措施后，圍巖拱部沉降量和水平收斂量顯著減小，圍巖變形控制效果顯著，施工效果良好，可為類似地層大斷面隧道施工提供參考。