穿越松散堆积体围岩加固与隧道施工技术

杨建周



穿越松散堆积体围岩加固与隧道施工技术

杨建周

(呼张铁路客运专线有限责任公司，内蒙古 呼和浩特 010050)

为解决穿越松散堆积体隧道安全快速施工问题，需要采用有效的地层加固措施。依托某穿越松散堆积体隧道，配制一种针对该地层的新型膏状注浆材料，在室内松散堆积体大直径试件力学性能试验基础上，通过数值方法进行地层加固与大断面隧道施工数值模拟，提出隧道拱部120°范围内超前小导管地层预加固，然后采用台阶法施工的技术措施。研究结果表明：采用上述膏状注浆材料加固松散体地层，浆液能够有效充填块石之间的孔隙，使地层中的块石胶结，形成结石体，地层得到良好加固，隧道施工围岩变形稳定，达到了安全高效的目标。

松散堆积体；超前加固；膏状注浆材料；台阶法

松散堆积体由块石与充填其间的土体组成，是一种空间结构复杂的非均匀、不连续的岩土介质，土、石相物理力学性质差异大，其工程特性与常规地层材料具有明显差异[1]。在松散堆积体地层进行隧道施工易引起坍塌、冒顶与掌子面失稳等，施工风险极大。目前，国内外针对松散堆积体地层隧道施工已经有一些成功的经验，如秦岭终南山隧道、兰渝线仓圆隧道、雅康高速公路二郎山隧道和国道17线雀儿山隧道等，在面临此类隧道穿越松散堆积体地层的稳定性问题时，多采用超前注浆加固的方式以保证施工的安全及快速进行[2−7]。对于不良地层处理，膏浆注浆材料有了成功应用[8]，而既有的注浆加固条件下松散堆积体隧道开挖稳定性分析中，学者们往往将松散地层等效处理为宏观均质材料，并进行数值模拟[9−10]，但在地层及注浆加固体的力学参数选取上难免存在随意性、主观性偏大的问题，其计算结果难以准确反映隧道的力学及变形规律。因此，有必要精确获取堆积体地层加固前后的力学参数，进行施工工法的优化研究，探索一种安全、高效、经济的大断面隧道穿越松散堆积体的施工方法。基于上述目标，本文依托某穿越松散堆积体的隧道工程，配制一种针对该地层的新型膏状注浆材料，基于室内大型三轴剪切试验，获取堆积体原状土及加浆固化土的力学参数，通过有限差分数值软件FLAC3D进行数值计算[11]，对隧道穿越松散堆积体围岩加固前后的稳定性进行分析，对施工工法进行优化研究，并对优化方案进行现场实施 验证。

1 工程及地质概况

某高速公路隧道为分离式隧道，全长2 790 m。隧道设计为双向4车道，开挖断面跨度12.50 m，高度10.05 m，断面面积103.83 m2，隧道衬砌断面设计如图1所示。隧道于出口段纵向约180 m范围内穿越由第4系泥石流和坡残物所形成的松散堆积体，下伏基岩主要为二迭系上统玄武岩组玄武岩，隧道埋深约24 m，堆积体厚度约25~40 m。左线K106+890横断面地层剖面及隧道埋深如图2所示。

图1 隧道衬砌断面设计图

图2 地层横断面及隧道位置

在掌子面开挖至K106+910，K106+900，K106 +890和K106+880时设置4个采集点，分别采集4组40 kg未扰动的堆积体原状土样，将各组土样充分混合后进行室内筛分。筛分结果及土石堆积体级配情况如表1及图2所示。

表1 堆积体原状土粒径

图3 堆积体原状土粒径级配曲线

从表1及粒径级配曲线可知，4个采集点的土石混合体粒径分布范围较大，介于0.1~100 mm之间，且分布不均匀，粒径级配不均匀系数u介于27~88.5之间，曲率系数c介于0.23~1.17之间。各组原状土样中，粒径小于0.075 mm的颗粒(细粒组)质量百分数介于1%~4%之间，粒径小于2 mm的颗粒质量百分数介于35%~50%之间，粒径大于 60 mm 的颗粒(巨粒组)质量百分数介于5%~18%之间。除第2组细粒组及砂粒含量较多外，其余3组含量约65%的颗粒均属于粗砾石、卵石及块石，因此，该堆积体地层块石含量较高，地层密实度较差，孔隙率较大，开挖易引起掌子面坍塌，必须对地层采取注浆加固措施，从而保证作业安全和施工 进度。

2 堆积体力学参数获取

2.1 大三轴剪切试验方案

2.1.1 试验材料

试验土样采用上述堆积体原状土。为探究注浆加固后的堆积体力学参数，利用自行研发配制的CPGM型膏状注浆材料进行土样加固处理。CPGM型膏状注浆材料的部分性能参数如表2所示。

表2 CPGM型膏状注浆材料性能参数

2.1.2 试验仪器及参数

采用TAJ−2000型大型动、静三轴剪切仪，试样直径=300 mm，高度=600 mm。试验围岩设置为300，600和900 kPa，轴向压力加载速率设置为1.5 mm/min，当残余应力逐渐稳定或竖向位移达到轴向应变极限值时停止剪切，轴向应变极限值一般取试样高度的 15%~20%，本试验中取100 mm。

2.1.3 试验步骤

在压力室试样底座上安装橡皮膜及成型筒，分五层逐层装样并捣实，对于注浆加固土，应按照现场小导管注浆试验所得到的注浆量设计浆液比例，本文按照原状土试样质量的8%添加浆液，分层混合均匀后，静置7 d以模拟施工中浆液与围岩的固结过程。制样结束后，安装压力室并注水施加围压，并对试样施加轴向荷载。

2.2 试验结果分析

固化前后堆积体试样的应力−应变关系如图4所示。

图4 堆积体试样应力-应变曲线

由图4可知，加固前后的堆积体原状土样在不同围压条件下存在相似的非线性应力−应变关系，主应力差随轴向应变的增大而增大。各组相同围压下，注浆加固试样的主应力差峰值明显高于原状土样，且加固前后峰值差值随围压增大而增大，说明注浆加固后的堆积体强度得到有效提升。加固前后堆积体土样的莫尔应力圆和抗剪强度包络线如图5(a)和5(b)所示，各自的抗剪强度指标如表3所示。

表3 堆积体试样抗剪强度指标

3 堆积体隧道稳定性分析

为探究隧道穿越松散堆积体的施工稳定性，基于FLAC3D有限差分软件[11]，对有、无超前注浆加固的2种工况进行数值计算。

(a) 原状土莫尔包络线；(b) 加固土莫尔包络线

3.1 数值模型及参数

以隧道出口段K106+910~K106+870为原型建立数值模型。计算模型尺寸为100 m(长)×40 m(宽)×80 m(高)。模型划分为堆积体碎石土层与强风化玄武岩层两种地层，其中堆积体地层厚度为40 m。隧道埋深25 m，根据相关设计资料，采用三台阶+预留核心土法进行施工，开挖进尺模拟为1.0 m。隧道掌子面前方4 m、拱顶环向120°范围内为超前小导管注浆加固区，加固区厚度为1.5 m。地层、二衬与加固圈均采用实体单元模拟，初期支护采用壳单元模拟，实体单元均采用M-C本构模型。加固前后的堆积体地层抗剪强度按照室内试验结果取值，其余各项参数根据相似案例及地勘资料取值，各地层及支护结构物理力学参数如表4所示。其中，模型单元总数为11 436，节点总数为11 457，模型顶面为自由面，模型侧面采用水平约束，底面采用水平、垂直全约束。网格划分后的有限差分数值模型如图6所示。

表4 各相材料物理力学参数

图6 有限差分数值计算模型

3.2 计算结果分析

以K106+890为代表性断面，超前注浆加固前后的初期支护各部位变形值如表5所示。

表5 隧道围岩变形计算值

由计算结果可知，在无超前注浆加固的工况下进行开挖时，围岩的最大沉降变形发生在拱顶，最大沉降为52.7 mm；围岩最大隆起变形发生在隧道底部中心部位，最大隆起变形为29.3 mm；围岩水平收敛主要发生在边墙位置，水平收敛的最大值35.8 mm；其中拱顶沉降值已超出相关标准所规定的50 mm限值[12]，施工过程中失稳风险较大。超前注浆加固后，隧道竖向、水平变形均符合相关规范的控制标准，隧道拱顶及其两侧拱腰的沉降变形显著降低，降幅均在25%以上；隧道底部隆起变形与水平收敛也有所减小，但降幅较小。

提取代表性断面有无加固情况下的竖向位移等值线云图(图7)。由图7可以看出，与无超前加固情况下相比，加固后的堆积体隧道拱部竖向位移等值线分布较稀疏，说明拱部沉降变形向围岩深部的变化速率有所减小，且数值的等值线范围显著收缩。上述结果均说明隧道拱部的超前加固可以有效控制松散堆积体隧道围岩的拱部变形及周边沉降，但对于隧道底部隆起与边墙水平收敛的控制效果不明显。

图7 围岩加固前后竖向位移等值线云图

提取代表性断面有无加固情况下的围岩塑性区，如图8所示，可以看出未进行超前注浆加固时，围岩中的剪切破坏区较发育且闭合成环，隧道底部存在拉裂破坏区，隧道底部局部发生拉裂-剪切复合破坏；超前注浆加固后，隧道拱部围岩不会发生剪切破坏，且隧道拱部两侧围岩的塑性区范围显著减小，但隧道边墙及隧道底部围岩的塑性破坏状况并未发生较大变化。

图8 围岩加固前后塑性区

上述结果表明，松散堆积体隧道超前注浆加固可以显著改善拱部围岩的受力情况，并有效控制隧道拱部支护结构的沉降变形，但对于隧道底部隆起与边墙水平收敛变形，超前注浆加固的控制效果不明显。

3.3 超前注浆参数优化

既有研究表明，超前支护中小导管的布置长度、布置角度、注浆压力、浆液扩散性能等指标对注浆加固区的范围影响显著，而数值模拟研究中，常采用注浆加固区厚度来反映上述超前加固参数所带来的影响[13]。因此，本文取注浆加固区厚度为1，1.5，2和2.5 m4种工况进行模拟分析，代表性断面的拱顶沉降随纵向开挖深度的关系曲线如图9所示。

计算结果表明，各加固圈厚度下的拱顶沉降-开挖进尺关系相似，拱顶沉降随纵向开挖深度增加并趋于稳定，且拱顶沉降的最大值随注浆加固圈厚度的增加而降低。当注浆加固圈厚度为1 m，拱顶沉降的最大值为46.3 mm，与控制限值相比安全余量较小；随着注浆加固圈厚度增加至1.5 m，拱顶沉降最大值的降幅有所增大，最大值降低至38.4 mm。但同时可以看出，当注浆加固圈厚度继续增加时，厚度对拱顶沉降值影响的显著程度呈下降趋势，若一味地增加注浆加固圈厚度，会降低各工序间的衔接效率，并造成注浆材料的浪费。因此，应在保证开挖稳定性的前提下尽量减少工程成本，将注浆加固圈厚度设计为1.5~2.0 m范围内，可以保证隧道穿越松散堆积体地层的安全、快速施工。

图9 不同注浆加固圈厚度的拱顶沉降曲线

4 优化工法实践

4.1 优化施工方案

跟据上述数值计算结果，以该隧道出口段K106+860~ K106+830为试验段，采用三台阶+预留核心土法进行施工(图10)，并对超前加固材料、加固范围及台阶步长等参数进行了合理优化。优化后的具体施工流程如下。

1) 超前支护，支护范围为拱部环向120°，超前小导管采用4.5 m的Φ42×4 mm热轧无缝钢管，小导管打设范围为拱部120°，环向间距为 30 cm，纵向搭接长度为1.5 m，打设上仰角控制在 5°~15°范围内。超前注浆材料采用自制的膏状注浆材料，浆液水灰比为1:1，添加剂采用水玻璃、减水剂以及高分子聚合物。终止注浆压力控制为1.5~2.0 MPa，浆液扩散半径设计为1.0 m。

2) 上台阶弧形导坑开挖，开挖进尺为0.8~1.0 m，并及时施作拱部初期支护及锁腰锚杆。

3) 上台阶核心土开挖，核心土长度控制为0.5~1.0 m。

4) 中台阶开挖，开挖进尺为0.8~1.0 m，台阶长度为8m，并及时施作边墙初期支护及锁脚锚杆。

5) 下台阶开挖，开挖进尺为0.8~1.0 m，台阶长度为8 m，并及时施作隧底初期支护。

6) 初期支护完全闭合后，及时施作仰拱及二次衬砌，二次衬砌与掌子面距离不得超过50 m。

图10 隧道施工步序

4.2 超前注浆加固效果分析

4.2.1 注浆情况统计对比

将试验断面YK106+859.1，YK106+857.9和YK106+856.7与采用原超前注浆方案的断面YK106+862.7，YK106+861.5和YK106+860.3进行对比，采用优化方案前后的注浆情况统计如表6 所示。

表6 试验段注浆情况统计

由表6可知，由于松散堆积体地层孔隙率较高，密实度较差，地层中易形成浆液流窜通道，因此原注浆方案注浆量难以得到有效控制且偏大，且注浆压力不易达到设计要求，难以形成有效的注浆加固圈，超前注浆与开挖工序间的衔接时间较长；而采用膏状注浆材料后，超前注浆的注浆量可以得到有效控制并较接近设计注浆扩散半径的注浆量，注浆压力可以达到设计的终止压力，注浆结束3 h左右，观测掌子面可知，拱部围岩已在预期范围内出现加固圈，且土石间形成良好胶结，围岩已具备短时间内施工开挖的条件。

4.2.2 注浆情况统计对比

为进一步体现超前注浆加固效果，在试验段中选取2个监测断面，在监测断面的拱顶布置测点，监测该断面的拱顶沉降，监测断面的里程为YK106+857.9和YK106+859.1。此外，还选取采用水泥单液浆的断面YK106+860.8作为对比断面，通过对比监测断面与其初期支护结构的拱顶沉降来评价超前注浆加固的效果。测试频率为：第1周每日1次，第2周2日1次，第3~4周每周2次，测试周期为初期支护施作后至二次衬砌施作前。

拱顶沉降监测结果如图11所示，其中断面1，2和3选取点的位置分别为YK106+857.9，YK106+ 859.1和YK106+860.8(对比断面)。由图可知，对比断面拱顶最大沉降为51.20 mm，在开挖18 d后沉降趋于稳定；监测断面2拱顶最大沉降34.8 mm，在掌子面开挖14 d后沉降趋于稳定；监测断面3拱顶最大沉降为37.8 mm，在掌子面开挖14 d后沉降趋于稳定。监测结果表明，采用超前注浆优化方案加固的断面变形能够更快地趋于收敛，且最终的变形量均小于50 mm，满足相关规范的控制要求。

图11 拱顶沉降监测对比曲线

5 结论

1) 依托某穿越松散堆积体隧道，基于自配置的新型膏状注浆材料，通过室内大型三轴剪切试验获取了堆积体原状土及加浆固化土的力学参数。

2) 建立隧道穿越松散堆积体的三维数值模型，对松散堆积体围岩的超前注浆加固效果进行分析。结果表明，超前注浆加固可以有效改善隧道拱部松散堆积体的受力情况，隧道支护结构的变形均可以控制在安全范围内。但超前注浆加固对于隧道底部及边墙的隆起及收敛变形控制效果不显著。

3) 对松散堆积体围岩的超前注浆工艺进行了优化计算，结果表明，当注浆加固圈厚度取值介于1.5~2.0 m之间，可以在保证隧道开挖的安全、快速施工同时减少工程材料的浪费。

4) 根据数值计算结果，提出隧道拱部120°范围采用内超前小导管地层预加固，结合三台阶法+预留核心土法的松散堆积体地层大断面隧道施工优化方案。现场试验段施工结果表明，松散堆积体地层加固效果理想，各工序衔接效率显著提升，隧道各项变形监测值均满足安全要求。

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(编辑 蒋学东)

Mesoscopic characteristics of deformation and failure on surrounding rocks of tunnel through loose deposits

YANG Jianzhou

(Limited Liability Company of Hu Zhang Rail Line for Passenger Traffic, Hohhot 010050, China)

In order to solve the problem of safe and fast construction of tunnel passing through loose accumulation body, effective stratum reinforcement measure is needed. A new paste grouting material was prepared for a tunnel passing through loose accumulation body. Based on the mechanical properties test of large diameter specimen of loose accumulation body, the numerical simulation of stratum reinforcement and large cross-section tunnel construction was carried out by numerical method. The technical measures of pre-reinforcement of small conduit stratum in advance within 120 degrees of tunnel arch were put forward, and then the bench cut method was used for construction. The research shows that the paste grouting material can effectively reinforce unconsolidated strata by means of the gaps between rocks filled with seriflux and stone body from cemented discrete rocks. The deformation of surrounding rock in tunnel construction is stable, and the goal of safety and efficiency is achieved.

loose deposits; leading reinforcement; paste grouting material; bench method

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.05.021

TU443

A

1672 − 7029(2019)05 − 1266 − 08

2019−01−18

国家自然科学基金资助项目(51608539)；中国博士后科学基金资助项目( 2016M592451，2017T100610)

杨建周(1966−)：男，河北张家口人，高级工程师，从事工程建设管理研究；E−mail：xbsgcby@126.com