粉質(zhì)黏土隧道超前支護(hù)效應(yīng)試驗研究

李術(shù)才，陳紅賓，張曉，龔英杰，李會良，丁萬濤，王琦

(1.山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東 濟(jì)南，250061；2.山東大學(xué) 土建與水利學(xué)院，山東 濟(jì)南，250061；3.哈爾濱地鐵集團(tuán)有限公司，黑龍江 哈爾濱，150080)

地鐵隧道埋深較淺，圍巖整體性不足，易出現(xiàn)大變形沉降、掌子面擠出、拱頂坍塌等危害，影響施工進(jìn)程，因此，需要采取必要的超前支護(hù)措施，以保證隧道施工穩(wěn)定性[1]。小導(dǎo)管注漿作為地鐵隧道施工中較為成熟的超前支護(hù)措施，是淺埋暗挖法[2]“管超前、嚴(yán)注漿、短開挖、強(qiáng)支護(hù)、快封閉、勤量測”施工原則的技術(shù)基礎(chǔ)，應(yīng)用十分廣泛，近些年來，許多專家對這一技術(shù)進(jìn)行了深入研究，提出了不少具有指導(dǎo)意義的理論與有價值的成果。朱正國等[3]針對隧道穿越干燥粉細(xì)砂地層遇到的流砂問題，開展密排小導(dǎo)管和深層咬合樁超前預(yù)加固現(xiàn)場對比試驗，并通過室內(nèi)試驗對固結(jié)體力學(xué)性質(zhì)進(jìn)行驗證，得出深層咬合樁比密排小導(dǎo)管更能有效控制隧道開挖過程中的流、涌砂現(xiàn)象的結(jié)論。李奎等[4]針對北京地鐵 5號線隧道穿河過橋遇到的富水粉砂地層，采用三維數(shù)值模擬方法對長管棚方案和加密小導(dǎo)管方案進(jìn)行力學(xué)效果分析，結(jié)果表明小導(dǎo)管注漿在可注能力較強(qiáng)的富水地層中兼具錨桿和注漿的雙重功效，綜合支護(hù)效益最優(yōu)。曾祥國等[5]利用有限元軟件，對大跨度小凈距隧道小導(dǎo)管注漿效果進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，揭示了超前支護(hù)對隧道周邊變形的控制作用和對初期支護(hù)結(jié)構(gòu)承載的分擔(dān)作用。來弘鵬等[6]采用二重導(dǎo)管注漿對含水豐富的黃土地層進(jìn)行超前預(yù)加固，結(jié)果表明土體含水率明顯降低，圍巖強(qiáng)度極大提高，初支受力顯著改善。吳旭平等[7]采用數(shù)值模擬對粗圓礫土層交叉中隔壁(CRD)法施工隧道的變形特性進(jìn)行研究，結(jié)果表明小導(dǎo)管注漿可以明顯控制拱頂圍巖變形效應(yīng)。劉維等[8]采用數(shù)值方法得到富水全風(fēng)化巖層重疊隧道施工土層變形規(guī)律，提出采用超前注漿支護(hù)來控制富水地層重疊隧道施工時應(yīng)力釋放和地下水滲流共同作用引起的拱頂沉降。李立新等[9]基于滲流應(yīng)力耦合本構(gòu)方程和水力耦合理論，提出破碎巖體隧道注漿圈厚度的計算分析方法，討論了注漿圈厚度與滲透系數(shù)間的經(jīng)濟(jì)合理最優(yōu)值。許宏發(fā)等[10]基于莫爾庫侖強(qiáng)度準(zhǔn)則，建立了注漿前后破碎巖體強(qiáng)度增長理論，推導(dǎo)出單軸抗壓強(qiáng)度增長率、單軸抗拉強(qiáng)度增長率、內(nèi)摩擦因數(shù)增長率和內(nèi)聚力增長率之間的關(guān)系方程，得到單軸抗壓強(qiáng)度增長率約為單軸抗拉強(qiáng)度增長率的2～3倍，內(nèi)聚力增長率為摩擦因數(shù)增長率的 2～5倍的結(jié)論。王崢崢等[11]采用超前管棚+小導(dǎo)管注漿方法順利解決了隧道穿越斷層破碎帶時拱頂碎石坍塌及初期支護(hù)變形失效的問題。上述研究表明小導(dǎo)管注漿主要應(yīng)用于富水破碎圍巖中，其支護(hù)機(jī)理可以分為2方面：一方面，小導(dǎo)管施打到掌子面前方未開挖土體中，通過注漿與周邊圍巖成為整體，充分發(fā)揮圍巖自身承載力，形成具有縱向連續(xù)梁和橫向加固拱的主動支護(hù)結(jié)構(gòu)，改善支護(hù)體系被動受力分布狀態(tài)，增強(qiáng)隧道整體穩(wěn)定性；另一方面，通過高壓注漿提高了周邊巖土體物理力學(xué)參數(shù)，在未經(jīng)開挖的巖土體中形成剛度較大的加固區(qū)域，降低擾動圍巖荷載釋放程度，同時還還起到了防水的作用。通過這兩方面的作用，提高了巖土體的穩(wěn)定性，在隧道開挖時，可以減小塑性區(qū)區(qū)域，延緩塑性區(qū)出現(xiàn)的時間。但在粉質(zhì)黏土隧道施工中出現(xiàn)一系列問題，主要歸納為以下兩點：1)“管難超前”，即小導(dǎo)管無法施打到設(shè)計深度且耗時長，尾部易發(fā)生屈服，造成施工效率低下，嚴(yán)重影響施工進(jìn)度；2)“漿難嚴(yán)注”，開始注漿后，達(dá)到設(shè)計注漿壓力僅需數(shù)十秒，穩(wěn)壓數(shù)秒即發(fā)生孔口跑漿等現(xiàn)象，漿液無法注入。小導(dǎo)管注漿在粉質(zhì)黏土隧道的超前支護(hù)效應(yīng)究竟如何，尚無研究資料參考，為了解答以上問題，本文作者以哈爾濱地鐵1號線三期工程同哈區(qū)間為依托，對粉質(zhì)黏土隧道超前支護(hù)效應(yīng)進(jìn)行試驗研究。

1 工程背景

哈爾濱地鐵1號線三期工程同哈區(qū)間起訖里程為SK12+759.427～SK14+046.663，區(qū)間長為1 287.236 m，隧道埋深為12.208～12.280 m。該隧道所在地層自上而下依次為：以雜填土為主的全新統(tǒng)人工堆積層(Q4ml)，以粉質(zhì)黏土為主的上更新統(tǒng)哈爾濱組沖洪積層(Q32hral+pl)、中更新統(tǒng)上荒山組湖積層(Q22hl)，以粉質(zhì)黏土、粉細(xì)砂為主的中更新統(tǒng)下荒山組沖積層(Q21hlal)。隧道埋深及地質(zhì)剖面如圖1所示。隧道開挖區(qū)域主要集中在以粉質(zhì)黏土為主的中更新統(tǒng)上荒山組湖積層(Q22hl)內(nèi)，隧道地勘資料表明，該層土質(zhì)較均勻，壓縮性中等，屬V類圍巖，位于地下水上方，基本處于低滲硬塑狀態(tài)。土體物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 地層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Formation physico-mechanical parameters

隧道斷面為六心圓加仰拱型式，其斷面寬為6 240 mm，高為6 470 mm，掘進(jìn)方式采用上下臺階預(yù)留核心土。初期支護(hù)采用格柵鋼架+鋼筋網(wǎng)+混凝土噴層形式。超前支護(hù)采用小導(dǎo)管注漿方式，小導(dǎo)管布設(shè)在拱頂 120°范圍內(nèi)，外插角為5°～15°，相鄰 2排小導(dǎo)管水平投影搭接長度不小于1 m；注漿壓力為0.3～0.5 MPa，注漿材料視地下水情況選擇，有自由水時采用水泥-水玻璃雙液漿，無自由水時采用水泥單液漿。隧道支護(hù)方案如圖2所示。

圖2 隧道支護(hù)方案Fig.2 Tunnel supporting scheme

2 小導(dǎo)管注漿對土體加固特性分析

針對小導(dǎo)管注漿超前支護(hù)在粉質(zhì)黏土隧道存在“管難超前”、“漿難嚴(yán)注”的問題，隨機(jī)選擇區(qū)間SK13+996～SK14+032的典型斷面關(guān)鍵位置處(如圖3所示)小導(dǎo)管進(jìn)行研究，從左側(cè)到右側(cè)依次編號為XZ-1～12，通過分析漿液擴(kuò)散范圍、注漿土體力學(xué)參數(shù)、小導(dǎo)管施打效果等指標(biāo)[12]，研究小導(dǎo)管注漿對粉質(zhì)黏土的加固特性。試驗測點布置如圖3所示。

圖3 試驗測點布置Fig.3 Arrangement of testing points

2.1 漿液擴(kuò)散參數(shù)研究

為明確漿液在粉質(zhì)黏土中的擴(kuò)散范圍，采用原始設(shè)計方案對土體進(jìn)行穩(wěn)壓注漿，待漿液凝固后揭露周圍土體查看漿液擴(kuò)散情況，對選定小導(dǎo)管試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計，見表2。

表2 漿液擴(kuò)散參數(shù)統(tǒng)計Table 2 Statistics of slurry diffusion parameters

平均值計算公式為

離散率計算公式為

式中：為試驗數(shù)據(jù)平均值；Vx為試驗數(shù)據(jù)離散率；n為試驗次數(shù)。

由表2可知：穩(wěn)壓注漿數(shù)十秒隨即出現(xiàn)孔口跑漿現(xiàn)象，導(dǎo)致注漿結(jié)束。漿液初凝后揭露小導(dǎo)管周圍土體，發(fā)現(xiàn)漿液擴(kuò)散范圍極不均勻(圖4)，管頭附近較大，平均值為 0.2 m；溢漿孔附近較小，平均值僅為0.049 m。可以看出漿液擴(kuò)散范圍離散率較大，說明土體較為致密且滲透性差，減弱了漿液對土體的充填作用，導(dǎo)致無法起到從根本上改變土體物理化學(xué)狀態(tài)。當(dāng)前注漿量略大于小導(dǎo)管容積，說明土體中漿液注入量過少，明顯削弱了漿液對土體的劈裂作用，使得其對周圍土體產(chǎn)生的附加壓應(yīng)力不足以克服地層最小主應(yīng)力，導(dǎo)致無法形成有效厚度的漿脈骨架來提高地層的承載能力[12]。

圖4 漿液擴(kuò)散范圍Fig.4 Slurry diffusion range

2.2 注漿土力學(xué)性質(zhì)研究

為量化漿液對土體的影響范圍及其力學(xué)參數(shù)的提高效果，以部分關(guān)鍵測點處小導(dǎo)管管頭溢漿孔為原點，依次按照0(溢漿孔)，0.2，0.4和0.6 m的徑向距離對小導(dǎo)管周圍土體取樣進(jìn)行室內(nèi)常規(guī)試驗，分析其力學(xué)參數(shù)與粉質(zhì)黏土的性質(zhì)差異，結(jié)果如圖5所示。

由圖5可知：漿液對土體力學(xué)參數(shù)的改善效果在小導(dǎo)管溢漿孔附近較為明顯；隨著遠(yuǎn)離溢漿孔，其改善效果迅速降低，距溢漿孔0.2 m處的注漿土力學(xué)參數(shù)比漿液擴(kuò)散范圍外的粉質(zhì)黏土力學(xué)參數(shù)提高率僅為10%～20%；當(dāng)距離超過0.4 m后，注漿土力學(xué)參數(shù)基本無變化，說明小導(dǎo)管注漿加固范圍在0.2～0.4 m時，與漿液擴(kuò)散范圍基本吻合。

7號小導(dǎo)管周邊注漿土的力學(xué)參數(shù)提高率最高，內(nèi)摩擦角為 11.34%、黏聚力為 25.82%、壓縮模量為82.56%；11號小導(dǎo)管周邊注漿土體的力學(xué)參數(shù)提高率最低，內(nèi)摩擦角為 2.88%，黏聚力為 4.68%，壓縮模量為37.45%。說明漿液在有限的擴(kuò)散范圍內(nèi)與土體混合不夠充分，存在明顯的方向性，其力學(xué)參數(shù)不存在質(zhì)的提高，改良效果較差，無法從根本上改變土體物理力學(xué)性質(zhì)，形成有效強(qiáng)度的加固區(qū)域，與傳統(tǒng)破碎巖土體注漿后力學(xué)參數(shù)數(shù)十倍提高相比[13-14]，其加固效果微小，甚至可以忽略。

2.3 小導(dǎo)管施打?qū)Τ爸ёo(hù)作用影響分析

為揭示小導(dǎo)管施打?qū)Τ爸ёo(hù)作用的影響，在試驗區(qū)間隨機(jī)選取5個斷面，統(tǒng)計小導(dǎo)管施打時間及最終施打長度(施打結(jié)束的標(biāo)準(zhǔn)：現(xiàn)有施工條件下小導(dǎo)管無法打入或管尾屈服)。結(jié)果如圖6所示。

圖5 注漿土力學(xué)參數(shù)與漿液擴(kuò)散距離關(guān)系曲線Fig.5 Relationship curves between grouting soil mechanical parameters and slurry diffusion distance

由圖6可知：小導(dǎo)管最終施打長度不超過2.2 m，而超前支護(hù)設(shè)計方案中要求小導(dǎo)管每隔兩榀格柵鋼架施作1環(huán)，相鄰2排小導(dǎo)管的水平投影搭接長度不小于1 m，可知小導(dǎo)管有效施打長度至少要超過2.6 m，但現(xiàn)場試驗結(jié)果表明有將近1/3設(shè)計長度的小導(dǎo)管直到管尾屈服也無法打入土體(圖7)，而表2統(tǒng)計結(jié)果也表明漿液在土體中擴(kuò)散范圍較小，僅為0.2～0.4 m，這就導(dǎo)致相鄰小導(dǎo)管在縱向上有效搭接長度不足或不搭接，相鄰小導(dǎo)管注漿加固體在橫向上有效貫通厚度不足或不貫通，造成圍巖荷載在搭接區(qū)域易出現(xiàn)壓力釋放奇點，出現(xiàn)三角壓密區(qū)土體“掉塊”現(xiàn)象，造成塑性區(qū)進(jìn)一步擴(kuò)大，反而不利于隧道整體穩(wěn)定。

圖6 小導(dǎo)管施打長度與施打時間統(tǒng)計Fig.6 Small pipe striking statistics for time and length

圖7 小導(dǎo)管施打效果Fig.7 Installing effect of small pipe

通過上述研究，初步得出小導(dǎo)管注漿在粉質(zhì)黏土隧道擴(kuò)散范圍較小且不均勻、注漿土體力學(xué)參數(shù)略有改善但不存在質(zhì)的提高、小導(dǎo)管施打效果不佳的結(jié)論。但考慮到超前支護(hù)結(jié)構(gòu)深入圍巖內(nèi)部，且與初支結(jié)構(gòu)剛性連接，構(gòu)成“圍巖—超前支護(hù)—初期支護(hù)”三位一體的支護(hù)聯(lián)合承載體系[15]。因此，僅通過上文超前支護(hù)構(gòu)件對土體力學(xué)性能的直接改善作用去評價超前支護(hù)作用效果是不客觀的，必須考慮超前支護(hù)與圍巖、初支間的承載耦合作用機(jī)制。

3 支護(hù)結(jié)構(gòu)承載力學(xué)效應(yīng)研究

為明確超前支護(hù)在支護(hù)體系中的力學(xué)承載效應(yīng)，選擇試驗區(qū)間典型斷面設(shè)計保留或取消超前支護(hù)對比工況，分別在拱頂(與隧道軸線相交)、拱肩(與隧道軸線成 45°)、拱腰(與隧道軸線成 90°)設(shè)置關(guān)鍵監(jiān)測點(圖3)，通過分析隧道開挖過程中圍巖壓力分布差異及荷載釋放規(guī)律和支護(hù)過程中初支構(gòu)件承載能力等，研究超前支護(hù)對圍巖荷載是否有明顯的調(diào)控分擔(dān)作用、與初期支護(hù)形成的聯(lián)合承載體系是否有明顯的力學(xué)承載效應(yīng)。

3.1 圍巖壓力特征分析

各斷面圍巖壓力分布如圖8所示。圍巖壓力分布基本呈現(xiàn)“上下小中間大”特點，除個別儀器損壞導(dǎo)致無法讀數(shù)，局部存在差異。拱頂部位除斷面SK14+017無讀數(shù)外，其余 5個斷面圍巖壓力均在0.16～0.20 MPa之間，數(shù)值在土柱理論公式計算誤差范圍內(nèi)。拱肩部位圍巖壓力分布差異性較大，其中斷面SK14+029左拱肩壓力最大，達(dá)到0.42 MPa，右拱肩壓力僅為0.15 MPa，斷面SK14+011左拱肩壓力最小，僅為 0.14 MPa，其余斷面拱肩壓力均在 0.27～0.32 MPa之間。拱腰部位壓力分布較為均勻，沒有出現(xiàn)異常讀數(shù)，6個斷面壓力均在0.12～0.16 MPa之間。可以看出：各斷面圍巖壓力縱向分布形式大體相同，說明圍巖荷載釋放程度基本一致，超前支護(hù)在縱向空間上未形成有效強(qiáng)度的連續(xù)梁支護(hù)效應(yīng)；而各斷面圍巖壓力橫向分布存在明顯大小差異，說明不均勻分布的圍巖壓力并未得到改善，超前支護(hù)在橫向空間上未形成有效強(qiáng)度的連續(xù)拱支護(hù)效應(yīng)[16]。

超前支護(hù)主要布設(shè)在隧道拱部120°范圍，因此，采用拱頂圍巖壓力變化規(guī)律來表征超前支護(hù)對圍巖加固作用的時空效應(yīng)。由圖9可知：前5 d，圍巖壓力迅速增加，約占終值的 60%，變化速率由初值 0.025 MPa/d左右迅速降低到0.008 MPa/d，說明圍巖變形荷載完成初步釋放；第6～15天，圍巖壓力緩慢增加，變化速率逐漸降低到0附近，表明圍巖松動范圍內(nèi)的變形荷載釋放基本完成；15 d后，圍巖壓力達(dá)到終值。不同超前支護(hù)形式的圍巖壓力終值及變化速率數(shù)值大小基本沒有差異，無法體現(xiàn)出超前支護(hù)對圍巖壓力的改善作用，說明此時的超前支護(hù)不具有約束圍巖內(nèi)部變形的時間效應(yīng)；不同超前支護(hù)形式的圍巖壓力及變化速率隨時間的增長趨勢基本一致，無法體現(xiàn)出超前支護(hù)對圍巖壓力的調(diào)控作用，說明此時的超前支護(hù)不具有延緩圍巖荷載釋放的時間效應(yīng)。

通過圍巖壓力監(jiān)測數(shù)據(jù)可以看出：隧道開挖后圍巖變形釋放的荷載對現(xiàn)有形式的超前支護(hù)顯然是一種過載壓力，直接導(dǎo)致其破壞，徹底喪失其本就微小的支護(hù)承載力。

圖8 圍巖壓力分布Fig.8 Rock pressure distribution

3.2 格柵鋼架應(yīng)力特征分析

各斷面格柵鋼架應(yīng)力分布如圖10所示。從圖10可以看出：鋼架應(yīng)力分布基本呈現(xiàn)“上大下小”特點，各監(jiān)測斷面格柵鋼架應(yīng)力以壓力為主，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)SK13+998斷面拱頂部位，最大應(yīng)力出現(xiàn)SK13+998斷面拱頂部位，為114 MPa，為HRB400鋼材屈服強(qiáng)度的28.5%左右；最小應(yīng)力出現(xiàn)在SK14+026斷面拱肩部位，為21 MPa，僅為HRB400鋼材的屈服強(qiáng)度5.3%左右。6個斷面的鋼架應(yīng)力最大值僅為 HRB400鋼筋屈服強(qiáng)度的1/3，可見格柵鋼架有足夠的強(qiáng)度儲備和較高的安全系數(shù)。

圖9 拱頂部圍巖壓力實測曲線Fig.9 Monitored vault rock pressure curves on site

圖10 格柵鋼架應(yīng)力分布Fig.10 Grid steel frame stress distribution

圖11所示為拱頂處格柵鋼架應(yīng)力實測曲線。由圖11可知：前5 d，格柵鋼架應(yīng)力急劇增加，基本與圍巖壓力同步激增，其變化速率最大值也達(dá)到 18 MPa/d，顯示格柵鋼架在一開始就迅速發(fā)揮關(guān)鍵性的支護(hù)作用，體現(xiàn)其在初期支護(hù)中的骨架作用[17]；第6～15天，鋼架應(yīng)力緩慢增加直至達(dá)到穩(wěn)定值，應(yīng)力變化速率迅速降低到0附近，表明以格柵鋼架作為承載骨架的初期支護(hù)與圍巖壓力達(dá)到動態(tài)平衡；15 d后鋼架應(yīng)力基本達(dá)到穩(wěn)定，與圍巖壓力實測曲線基本吻合。對比不同超前支護(hù)形式的格柵鋼架應(yīng)力及變化速率曲線增長規(guī)律，可以看出超前支護(hù)對格柵鋼架應(yīng)力的“主動”調(diào)控作用是不明顯的，二者未形成有效地聯(lián)合承載支護(hù)體系。

圖11 拱頂處格柵鋼架應(yīng)力實測曲線Fig.11 Monitored vault grid steel frame stress curves on site

4 隧道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

變形作為隧道結(jié)構(gòu)是否達(dá)到穩(wěn)定的重要判別指標(biāo)，為全面研究小導(dǎo)管注漿在粉質(zhì)黏土隧道中的超前支護(hù)效應(yīng)，有必要對試驗區(qū)間SK13+996～SK14+032典型斷面的變形進(jìn)行監(jiān)測，定量研究超前支護(hù)存在與否對隧道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的作用。

4.1 凈空收斂

各斷面收斂實測值見表3。除斷面 SK14+011收斂速率接近規(guī)范[18]規(guī)定的圍巖基本穩(wěn)定判別標(biāo)準(zhǔn) 0.2 mm/d外，其余斷面凈空收斂總量與收斂速率已經(jīng)基本穩(wěn)定。凈空收斂及收斂速率如圖12所示。

表3 凈空收斂實測值Table 3 Measured value of clearance convergence

由圖12可知：在前5 d，凈空收斂迅速增加，約為總量的70%，收斂速率在此期間也達(dá)到最大后逐漸減小，說明初期支護(hù)較好的控制了圍巖前期變形，有效的防止了圍巖松動范圍的進(jìn)一步擴(kuò)展；第5～20天，凈空收斂緩慢增大，約為總量的95%，說明地層應(yīng)力重分布基本完成，隧道結(jié)構(gòu)達(dá)已經(jīng)基本穩(wěn)定。分析收斂實測曲線趨勢，可以看出2種工況的總量及速率基本同步，沒有明顯的時差效應(yīng)，且隧道收斂最大值出現(xiàn)在斷面SK14+017，為10.73 mm，僅為規(guī)范規(guī)定值的1/3左右，說明超前支護(hù)存在與否，隧道結(jié)構(gòu)都能夠在短時間內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定。

4.2 沉降位移

地表沉降主要受巖土體力學(xué)性質(zhì)的影響，其最終沉降量及沉降速率能夠表征圍巖變形特征，因此，采用地表沉降數(shù)據(jù)進(jìn)行時間歷程分析最為客觀。各斷面沉降實測值見表4。2種工況的地表及拱頂沉降差異不明顯，最終沉降速率小于規(guī)范[18]規(guī)定的圍巖基本穩(wěn)定判別標(biāo)準(zhǔn)0.2 mm/d時，基本達(dá)到穩(wěn)定值。

圖12 凈空收斂實測曲線Fig.12 Monitored clearance convergence curves on site

表4 沉降實測值Table 4 Measured values of settlement

圖13所示為地表沉降實測曲線。由圖13可知：地表沉降總量曲線呈“階梯型”，具有“增加—平緩—增加—穩(wěn)定”的趨勢。前3 d，地表沉降增加較快，第4～5天，地表沉降增加略有減緩，約占總量25%左右，說明圍巖內(nèi)部變形得到有效遏制，松動范圍得到有效控制，支護(hù)結(jié)構(gòu)作為圍巖壓力的承載體已經(jīng)開始發(fā)揮支護(hù)作用；第5～15天，地表沉降增加最快，約占總量70%，說明地層與支護(hù)結(jié)構(gòu)間的相互作用應(yīng)力動態(tài)調(diào)整，逐漸達(dá)到新的平衡狀態(tài)，從側(cè)面也說明土層自身穩(wěn)定性較好，對隧道開挖引起的變形具有一定的抵抗性；15 d后，地表沉降基本不再增加，隧道結(jié)構(gòu)在很短的時間內(nèi)達(dá)到新的穩(wěn)定狀態(tài)。另一方面，通過沉降速率曲線“降低—增加—降低—穩(wěn)定”的趨勢，也可以看出不同工況的地表的沉降速率變化規(guī)律基本同步，超前支護(hù)對地表沉降速率在時間歷程上不存在調(diào)整控制作用。

圖13 地表沉降實測曲線Fig.13 Monitored ground settlement curves on site

5 結(jié)論

1)漿液擴(kuò)散范圍小且極不均勻，存在明顯的方向性，注漿土體力學(xué)參數(shù)不存在質(zhì)的提高，導(dǎo)致無法形成有效厚度及強(qiáng)度的縱向加固層(梁)與橫向加固圈(拱)。小導(dǎo)管施打長度不足導(dǎo)致相鄰小導(dǎo)管之間在縱向上有效搭接長度不足或不搭接，易出現(xiàn)三角壓密區(qū)土體“掉塊”現(xiàn)象，不利于隧道縱向整體穩(wěn)定。

2)圍巖壓力縱向分布大體相同而橫向分布存在明顯差異，說明圍巖荷載釋放程度基本一致、不均勻分布的圍巖壓力并未得到改善，超前支護(hù)縱梁橫拱的空間支護(hù)效應(yīng)在粉質(zhì)黏土隧道是不存在；不同超前支護(hù)形式的圍巖壓力及其變化速率增長規(guī)律基本一致，說明圍巖內(nèi)部變形未得到有效約束、荷載釋放未得到有效延緩，超前支護(hù)縱梁橫拱的時間支護(hù)效應(yīng)在粉質(zhì)黏土隧道中不存在。

3)格柵鋼架最大應(yīng)力僅為其屈服強(qiáng)度30%左右，有足夠的強(qiáng)度儲備保證隧道較高的安全系數(shù)。不同超前支護(hù)形式下格柵鋼架應(yīng)力及其增長速率規(guī)律基本一致，說明超前支護(hù)對格柵鋼架應(yīng)力的“主動”調(diào)控作用不明顯，二者未形成有效地聯(lián)合承載支護(hù)體系。

4)在不同超前支護(hù)形式下，隧道收斂及沉降變化規(guī)律基本同步，達(dá)到穩(wěn)定值僅需15 d左右，且隧道拱腰收斂穩(wěn)定值僅為規(guī)范規(guī)定值的1/3左右，地表沉降值僅為規(guī)范值的1/2左右，說明超前支護(hù)存在與否對隧道穩(wěn)定性不存在影響。