蒙華鐵路風(fēng)積沙地層隧道圍巖穩(wěn)定性及預(yù)加固效果試驗(yàn)研究

王志杰, 王 李, 吳 凡, 王如磊, 劉 剛, 慕萬里, 李學(xué)廣, 王文軍

(1. 西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 四川 成都 610031；2. 中鐵十八局集團(tuán)第一工程有限公司， 河北 涿州 072750)

0 引言

風(fēng)積沙是沙被風(fēng)沙流搬移到?jīng)_積平原地區(qū)形成沙丘而產(chǎn)生的，屬第四紀(jì)風(fēng)積物，系指在風(fēng)成沙性質(zhì)上發(fā)育起來的土壤[1-2]。風(fēng)積沙主要位于我國(guó)的西北部，其具有結(jié)構(gòu)碎散、抗剪能力弱、自穩(wěn)能力差、在外力作用或擾動(dòng)下極易發(fā)生破壞等特點(diǎn)。近年來，隨著我國(guó)西部交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)，風(fēng)積沙隧道逐漸增多，這些風(fēng)積沙隧道在施工中時(shí)常出現(xiàn)洞周位移過大、漏沙及塌方等問題，給工程建設(shè)帶來極大的困難和風(fēng)險(xiǎn)。我國(guó)“北煤南運(yùn)”鐵路新通道——蒙華鐵路[3]在修建過程中也遇到了類似的難題。為了保證隧道的施工安全與進(jìn)度，針對(duì)風(fēng)積沙隧道圍巖失穩(wěn)特征及超前控制措施進(jìn)行研究顯得尤為重要。

考慮到風(fēng)積沙的特殊性，國(guó)內(nèi)學(xué)者已進(jìn)行了很多研究，但主要偏向于基本特性及工程應(yīng)用方面[4-9]，而對(duì)風(fēng)積沙地層隧道的相關(guān)研究還鮮有報(bào)道。但隨著我國(guó)交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的全面開展，研究也在逐漸增多，例如： 仇玉良等[10]采用三維數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)手段，對(duì)風(fēng)積沙地層大跨公路隧道的沉降發(fā)展規(guī)律等進(jìn)行了分析；劉玉杰[11]通過理論分析和數(shù)值模擬等方法，對(duì)風(fēng)積沙隧道的受力特性及破壞機(jī)制進(jìn)行了研究；董長(zhǎng)松等[12]采用數(shù)值模擬和監(jiān)控量測(cè)手段，對(duì)不同工法在風(fēng)積沙地層隧道中的控制效果進(jìn)行了對(duì)比分析；黃瑞等[13]針對(duì)風(fēng)積沙隧道地層坍塌風(fēng)險(xiǎn)大、初期支護(hù)變形速率高等特點(diǎn)，依托千松壩風(fēng)積沙隧道對(duì)設(shè)計(jì)和施工方案進(jìn)行了論述；王雪霽等[14]通過離散元軟件模擬風(fēng)積沙地層，對(duì)水平旋噴樁和豎直旋噴樁2種旋噴樁方法在風(fēng)積沙隧道中的加固作用進(jìn)行了分析；樊康佳[15]得出了基于地表豎直旋噴樁加固的淺埋風(fēng)積沙隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)受力特性。

綜上所述，國(guó)內(nèi)學(xué)者對(duì)風(fēng)積沙隧道的研究較少，且主要集中于施工工法比選及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力等方面，研究方法也較為單一，對(duì)于風(fēng)積沙地層隧道預(yù)加固控制效果更是尚無學(xué)者展開深入研究。本文以蒙華鐵路王家灣隧道為依托，采用理論分析、物理力學(xué)試驗(yàn)、數(shù)值模擬等方法對(duì)風(fēng)積沙地層隧道圍巖穩(wěn)定性特征[16-17]展開分析，并基于此綜合考慮不同預(yù)加固措施[18-19]，利用模型試驗(yàn)對(duì)風(fēng)積沙地層隧道預(yù)加固控制效果進(jìn)行研究，以期為進(jìn)一步充實(shí)風(fēng)積沙隧道設(shè)計(jì)理論提供參考。

1 工程背景

蒙西至華中地區(qū)鐵路煤運(yùn)通道是國(guó)家“十二五”規(guī)劃綱要中的重大交通基礎(chǔ)設(shè)施。王家灣隧道作為蒙華鐵路重點(diǎn)控制工程，隧道進(jìn)口里程為DK266+945，出口里程為DK274+233，隧道全長(zhǎng)7 288 m，為單洞雙線隧道，最大埋深220 m。隧址區(qū)地表水主要為大氣降水及基巖裂隙水滲出形成地表徑流，地下水主要為第四系孔隙潛水及基巖裂隙水。王家灣隧道地處鄂爾多斯盆地伊陜斜坡區(qū)，地層從新至老依次為： 第四系全新統(tǒng)沖洪積Q4砂質(zhì)新黃土、上更新統(tǒng)風(fēng)積Q3砂質(zhì)新黃土、黏質(zhì)老黃土、中更新統(tǒng)沖洪積Q2黏質(zhì)老黃土、細(xì)砂、白堊系下統(tǒng)絡(luò)河組砂巖，整體上為黃土和風(fēng)積沙不良地質(zhì)。其中，DK270+380～+735段整體穿越風(fēng)積沙地段，施工工法為三臺(tái)階臨時(shí)仰拱法，初期支護(hù)與水平旋噴樁預(yù)留變形量為15～20 cm； 水平旋噴樁長(zhǎng)度為15 m，樁徑為60 cm，樁間距為40 cm，每個(gè)循環(huán)搭接3 m，如圖1所示。為提高水平旋噴樁的抗剪強(qiáng)度，在水平旋噴樁內(nèi)插入φ89 mm鋼管，鋼管環(huán)向間距為80 cm，長(zhǎng)度為15 m。

圖1 水平旋噴樁設(shè)計(jì)圖

2 風(fēng)積沙地層隧道失穩(wěn)機(jī)制分析

2.1 風(fēng)積沙物理力學(xué)試驗(yàn)

為進(jìn)一步探究風(fēng)積沙地層隧道失穩(wěn)機(jī)制，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)地勘資料并在蒙華鐵路王家灣隧道進(jìn)行實(shí)地取樣，依據(jù)《鐵路工程土工試驗(yàn)規(guī)程》進(jìn)行不同含水率及不同密實(shí)度下風(fēng)積沙的室內(nèi)物理力學(xué)試驗(yàn)。因風(fēng)積沙圍巖強(qiáng)度主要與其密實(shí)度和含水率相關(guān)，故采用三軸試驗(yàn)等方法測(cè)定試樣在不同含水率及密度下的黏聚力及內(nèi)摩擦角，試驗(yàn)結(jié)果如圖2和圖3所示。

(a) 黏聚力變化規(guī)律 (b) 內(nèi)摩擦角變化規(guī)律

圖2相對(duì)密度對(duì)不同參數(shù)的影響

Fig. 2 Effect of relative density on different parameters

(a) 黏聚力變化規(guī)律 (b) 內(nèi)摩擦角變化規(guī)律

圖3不同含水率對(duì)參數(shù)的影響

Fig. 3 Effect of water content on different parameters

由圖2和圖3可知，當(dāng)含水率為0%時(shí)，相對(duì)密度對(duì)黏聚力的影響可以忽略； 含水率越高，相對(duì)密度對(duì)黏聚力的影響越明顯； 當(dāng)含水率為18%左右，黏聚力在相對(duì)密度為0.5時(shí)可達(dá)到最低。一般情況下相對(duì)密度對(duì)內(nèi)摩擦角的影響不大，但當(dāng)含水率為23%時(shí)，內(nèi)摩擦角的波動(dòng)范圍增大。在不同密實(shí)度下，風(fēng)積沙黏聚力隨含水率的增大而出現(xiàn)波動(dòng)現(xiàn)象，但大致呈增大趨勢(shì)； 黏聚力在含水率約為12%和23%時(shí)可達(dá)到極大值，但當(dāng)含水率為0時(shí)，風(fēng)積沙幾乎不具黏聚力。同樣在不同密實(shí)度下，含水率為7%～18%時(shí)，風(fēng)積沙試樣的內(nèi)摩擦角可達(dá)到極大值； 含水率超過18%后，內(nèi)摩擦角開始降低。當(dāng)含水率為7%～14%時(shí)，風(fēng)積沙抗剪能力可達(dá)到極值。綜上，含水率的變化對(duì)風(fēng)積沙黏聚力和內(nèi)摩擦角均有明顯影響，含水率與黏聚力對(duì)應(yīng)關(guān)系存在“雙峰”性，且含水率對(duì)黏聚力的影響更大。因此，為提高風(fēng)積沙的抗剪變形能力，應(yīng)盡可能控制風(fēng)積沙地層的含水率，降低地下水的影響。

2.2 風(fēng)積沙隧道失穩(wěn)變形特征

風(fēng)積沙作為一種典型的砂性土，是由顆粒組成的材料，在隧道工程中所呈現(xiàn)出的變形特征等與其細(xì)觀結(jié)構(gòu)密切相關(guān)。風(fēng)積沙圍巖在力學(xué)形態(tài)上是一種呈松散形態(tài)的散粒土質(zhì)圍巖，不能承受拉應(yīng)力，但能承受一定的剪應(yīng)力和壓應(yīng)力，黏聚力極低甚至不存在，自穩(wěn)能力差。通常情況下，圍巖整體強(qiáng)度較低，但單個(gè)顆粒強(qiáng)度很高，故在風(fēng)積沙圍巖中容易出現(xiàn)短期塌落拱效應(yīng)，在塌落拱效應(yīng)下可形成短期承載結(jié)構(gòu)。在隧道施工過程中，圍巖隨時(shí)可能在外界擾動(dòng)下發(fā)生失穩(wěn)破壞，如圖4所示。風(fēng)積沙地層隧道結(jié)構(gòu)失穩(wěn)破壞往往具有突發(fā)性，前期無特別明顯的征兆，一旦出現(xiàn)大的變形就難以控制。在有的風(fēng)積沙隧道中，當(dāng)圍巖出現(xiàn)破壞后，往往會(huì)表現(xiàn)出持續(xù)掉塊或塌方現(xiàn)象，且會(huì)誘發(fā)下一階段大規(guī)模的變形破壞。地下水大量存在或局部含水率變化，圍巖則會(huì)變得松散，導(dǎo)致圍巖受力復(fù)雜且抗力急劇下降； 同時(shí)，隧道初期支護(hù)承受巨大的應(yīng)力，致使噴射混凝土突然開裂，拱架彎曲變形過大而失去承載能力，并伴隨著拱頂大變形、水平位移不收斂等情況。

(a) 掌子面失穩(wěn)

(b) 初期支護(hù)變形

2.3 失穩(wěn)過程計(jì)算分析

利用有限差分軟件FLAC3D，計(jì)算分析風(fēng)積沙地層隧道在動(dòng)態(tài)開挖過程中的最大主應(yīng)力分布和圍巖塑性區(qū)演變規(guī)律。依據(jù)《蒙華浩三段施工隧參》進(jìn)行建模計(jì)算，隧道跨度為11.76 m，高度為11.64 m，隧道埋深取60 m。根據(jù)圣維南原理，為降低邊界效應(yīng)，模型的邊界取開挖洞徑的3～5倍，計(jì)算模型如圖5所示。在不采取任何支護(hù)的情況下，采用三臺(tái)階開挖，每個(gè)循環(huán)進(jìn)尺1 m(與實(shí)際工程相同)。地層初始地應(yīng)力為自重應(yīng)力，未考慮構(gòu)造應(yīng)力，圍巖設(shè)置為Mohr-Coulomb 彈塑性，材料參數(shù)根據(jù)室內(nèi)物理力學(xué)試驗(yàn)獲得，具體見表1。

圖5 計(jì)算模型

圍巖黏聚力c/MPa內(nèi)摩擦角φ/(°)彈性模量E/GPa泊松比μ容重γ/(kN/m3)風(fēng)積沙0.01270.0210.417.5

通過控制開挖順序來模擬隧道應(yīng)力釋放過程，提取圍巖最大主應(yīng)力分布和圍巖塑性區(qū)分布，結(jié)果如圖6和圖7所示。

(a) 上臺(tái)階開挖

(b) 中臺(tái)階開挖

(c) 1個(gè)循環(huán)進(jìn)尺

(d) 2個(gè)循環(huán)進(jìn)尺

(a) 上臺(tái)階開挖

(c) 1個(gè)循環(huán)進(jìn)尺

最大主應(yīng)力的變化方向能反映圍巖破壞面的方向。由圖6可知，當(dāng)上臺(tái)階開挖完成后，最大主應(yīng)力極值主要出現(xiàn)在隧道拱頂和仰拱位置。隨著掌子面的不斷推進(jìn)，最大主應(yīng)力值不斷增大，最大主應(yīng)力極大值以拱腳為起始點(diǎn)，豎直向上轉(zhuǎn)移，同時(shí)向拱腰外側(cè)圍巖擴(kuò)散。而仰拱處基本沒有變化，拱腳受力狀態(tài)在不斷調(diào)整過程中變得復(fù)雜，因此在現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)采取施加鎖腳錨桿等方法來抑制隧道的破壞趨勢(shì)。當(dāng)完成2個(gè)循環(huán)進(jìn)尺左右時(shí)，地層需要更多的圍巖承受上覆荷載，最大主應(yīng)力極大值由豎直方向突然轉(zhuǎn)向兩側(cè)移動(dòng)，并最終發(fā)展至地表。

由圖7可知，塑性區(qū)首先均勻分布于隧道周圍，拱頂少部分出現(xiàn)張拉破壞，并迅速向上發(fā)展； 隨著中臺(tái)階的開挖，張拉破壞區(qū)增大，隧道在橫向和縱向均發(fā)生剪切破壞； 當(dāng)下臺(tái)階開挖完成1個(gè)循環(huán)進(jìn)尺后，隧道上部塑性區(qū)發(fā)生突變，急劇增長(zhǎng)，此時(shí)整個(gè)掌子面前方也布滿剪切塑性區(qū)； 隨著隧道完成2個(gè)循環(huán)進(jìn)尺，隧道破壞至地表?？梢钥闯?，在無任何預(yù)加固的情況下，風(fēng)積沙隧道圍巖極易失穩(wěn)破壞，必須采用適當(dāng)?shù)募庸檀胧?同時(shí)，建議及時(shí)施作風(fēng)積沙地層隧道的初期支護(hù)，加強(qiáng)對(duì)隧道拱頂沉降和拱腳位移的監(jiān)測(cè)，嚴(yán)格控制塑性區(qū)發(fā)展，從而避免隧道的急劇劣化。

3 失穩(wěn)機(jī)制驗(yàn)證及預(yù)加固模型試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)裝置及材料

本次試驗(yàn)在隧道-地層復(fù)合模型臺(tái)架上進(jìn)行，其凈空為300 cm×120 cm×180 cm(長(zhǎng)×寬×高)，隧道斷面尺寸為23.5 cm(跨度)×23 cm(高度)，臺(tái)架前后分別采用加勁肋為模型槽提供約束，充分保證整個(gè)試驗(yàn)過程處于平面應(yīng)變狀態(tài)。安裝透明有機(jī)玻璃板以便于觀察整個(gè)試驗(yàn)開挖過程及圍巖穩(wěn)定狀態(tài)。

(a) 試驗(yàn)臺(tái)架正視圖

(b) 試驗(yàn)臺(tái)架側(cè)視圖

(c) 試驗(yàn)臺(tái)架實(shí)物圖

3.1.1 圍巖的模擬

表2 主要參數(shù)相似比

表3風(fēng)積沙圍巖原型和模型的物理參數(shù)對(duì)比

Table 3 Comparison of physical parameters between prototype and model of surrounding rock of aeolian sand

參數(shù)原型模型相似比c/MPa0.010.000 250φ/(°)25～29261E/GPa0.0210.00150μ0.40.41γ/(kN/m3)17.517.51

(a) 圍巖材料攪拌

(b) 圍巖預(yù)埋

3.1.2 旋噴樁加固區(qū)及鋼管的模擬

水平旋噴樁可改善風(fēng)積沙圍巖碎散特性，有效提高其黏聚力和強(qiáng)度，為準(zhǔn)確模擬水平旋噴樁的加固效果，在現(xiàn)場(chǎng)采用鉆芯法對(duì)水平旋噴樁強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)定，如圖10(a)所示。試驗(yàn)中先對(duì)加固區(qū)的圍巖進(jìn)行配置再預(yù)埋可降低對(duì)其的擾動(dòng),如圖10(b)所示。加固區(qū)布置于隧道上半斷面，厚度為3 cm(對(duì)應(yīng)原型1.5 m)； 鋼管采用長(zhǎng)度為60 cm，外徑為5 mm，內(nèi)徑為4 mm的銅管模擬，并且控制等效剛度EI相似。加固區(qū)物理力學(xué)參數(shù)以及對(duì)應(yīng)的原型值見表4，配比見表5。

表4旋噴樁加固區(qū)原型和模型的物理參數(shù)對(duì)比

Table 4 Comparison of physical parameters between prototype and model of reinforcement area of rotary jet grouting pile

參數(shù)原型模型相似比c/MPa8001650φ/(°)35351E/GPa3 500～4 2008050μ0.320.321γ/(kN/m3)20～23211

表5 加固區(qū)相似材料配合比(質(zhì)量百分比)

(a) 旋噴樁強(qiáng)度測(cè)試

(b) 加固區(qū)預(yù)埋

3.2 試驗(yàn)內(nèi)容

整個(gè)試驗(yàn)包括3個(gè)工況(見表6)，工況1作為對(duì)風(fēng)積沙地層隧道圍巖穩(wěn)定性以及失穩(wěn)機(jī)制的驗(yàn)證，工況2和工況3則可對(duì)水平旋噴樁及鋼管預(yù)加固效果進(jìn)行分析。試驗(yàn)中每個(gè)工況均采用與現(xiàn)場(chǎng)一致的三臺(tái)階法，每個(gè)循環(huán)進(jìn)尺為2 cm(對(duì)應(yīng)原型1 m)，其中支護(hù)段和未支護(hù)段各30 cm； 支護(hù)段噴射混凝土厚度為0.5 cm(對(duì)應(yīng)原型25 cm)，鋼拱架間距2 m(對(duì)應(yīng)原型1 m)，未支護(hù)段不施作任何支護(hù)。具體開挖步驟如圖11所示。

表6 工況表

3.3 量測(cè)系統(tǒng)

本試驗(yàn)所有監(jiān)測(cè)點(diǎn)均設(shè)置在未支護(hù)段，主要包括拱頂沉降位移計(jì)，左右邊墻各預(yù)埋1個(gè)地中位移計(jì)作為水平收斂監(jiān)測(cè)斷面，目標(biāo)斷面前方設(shè)置掌子面擠出位移計(jì)，在未支護(hù)段3分點(diǎn)處設(shè)置圍巖應(yīng)力監(jiān)測(cè)斷面(斷面-Y)，如圖12所示。

(a) 開挖步驟

(b) 開挖過程

(a) 壓力盒布置

(b) 位移計(jì)布置(單位： cm)

D為隧道直徑； W-1、W-2、…、W-6為位移桿編號(hào)。

圖12量測(cè)系統(tǒng)

Fig. 12 Monitoring system

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 失穩(wěn)機(jī)制驗(yàn)證

通過對(duì)試驗(yàn)過程的觀察與記錄，得到失穩(wěn)破壞過程如圖13所示。

(a) 掌子面剝落

(b) 拱頂塌落

(c) 洞口封堵

(d) 地表沉陷

根據(jù)破壞現(xiàn)象可將風(fēng)積沙地層隧道圍巖破壞發(fā)展規(guī)律大致概括為3個(gè)階段。

1)隧道每一步開挖都會(huì)引起小塊風(fēng)積沙從兩邊側(cè)墻掉落，這是由于隧道沿軸向和徑向發(fā)生了壓裂破壞。掌子面出現(xiàn)局部失穩(wěn)現(xiàn)象，有少量風(fēng)積沙擠出，且脫落主要發(fā)生在掌子面上半部分圍巖(見圖13(a))。

2)拱頂至拱腰范圍內(nèi)出現(xiàn)拉裂與剪切破壞，風(fēng)積沙抗拉和抗剪能力極弱，拱頂臨空面出現(xiàn)圍巖剝落現(xiàn)象，塌方物不斷增多。剝落圍巖大多來自于隧道中間位置，塌方范圍主要向上延伸，塌方寬度增加較少，這與數(shù)值模擬結(jié)果相同(見圖13(b))。

3)隧道拱頂破壞區(qū)繼續(xù)向地表擴(kuò)展，部分圍巖喪失承載能力，屬于剪切滑移破壞。隨后瞬間影響至地表，發(fā)生大體積失穩(wěn)，隧道內(nèi)發(fā)生涌沙現(xiàn)象，洞口被風(fēng)積沙封堵(見圖13(c))。

通過以上分析可知，如果不采取一定的加固措施，隧道在穿越風(fēng)積沙時(shí)將產(chǎn)生掌子面擠出、拱頂塌落、完全失穩(wěn)等現(xiàn)象，從而影響隧道的開挖施工。

4.2 預(yù)加固效果分析

4.2.1 位移分析

選取未支護(hù)段中間為隧道位移監(jiān)測(cè)斷面，從開挖至未支護(hù)段開始計(jì)時(shí)，繪制各測(cè)點(diǎn)位移時(shí)程曲線如圖14所示，并記錄破壞狀態(tài)。

由圖14(a)可知，在不采取任何預(yù)加固時(shí)，隧道不能開挖至目標(biāo)斷面，先行掌子面距支護(hù)界限大約10 cm(0.5D)時(shí)開始發(fā)生破壞，在短時(shí)間內(nèi)發(fā)生大面積的坍塌，各測(cè)點(diǎn)位移發(fā)生跳躍式激增，且隨著時(shí)間的推移，隧道破壞影響至地表最終形成一個(gè)“漏斗”形的大洞。其中拱頂沉降最為顯著，達(dá)到11.25 mm，而最大沉降速率可達(dá)8.23 mm/min； 掌子面正中間的擠出量為6.54 mm，拱頂沉降大約是掌子面位移的1.48倍。當(dāng)隧道開始劣化破壞時(shí)，其水平收斂值在增大一段時(shí)間后便趨于穩(wěn)定，且極值為7.64 mm。這是因?yàn)榇竺娣e坍塌致使大量風(fēng)積沙涌入隧道影響水平位移計(jì)的正常工作，在接下來的研究中應(yīng)進(jìn)一步優(yōu)化。由圖14(b)可知，工況2能到達(dá)目標(biāo)斷面，但在開挖過程中隧道拱頂、拱腰及掌子面位置均有不同程度的圍巖塌落現(xiàn)象，將塌落物清理后可繼續(xù)推進(jìn)，其水平收斂值為6.75 mm，掌子面位移為2.74 mm；當(dāng)未支護(hù)段開挖大約5 cm(0.2D)時(shí)隧道發(fā)生明顯位移變化，其中拱頂沉降所受影響最大，最大位移可達(dá)6.03 mm，最大位移速率為0.65 mm/min；到達(dá)目標(biāo)斷面后隧道洞周位移在經(jīng)過一定程度的增長(zhǎng)后可趨于收斂。由圖14(c)可知，工況3能夠順利完成預(yù)定開挖距離，洞周圍巖未出現(xiàn)剝落現(xiàn)象，但掌子面會(huì)出現(xiàn)一定程度的擠出掉塊，水平收斂值為3.71 mm，掌子面位移為2.49 mm；當(dāng)未支護(hù)段開挖大約8 cm(0.35D)時(shí)隧道各個(gè)測(cè)點(diǎn)位移開始變化，拱頂和掌子面變化最為顯著，最大位移和最大位移速率分別為2.49 mm和0.31 mm/min，均出現(xiàn)在掌子面。試驗(yàn)結(jié)果說明水平旋噴樁和鋼管組合能夠有效控制拱頂沉降和水平收斂，但由于風(fēng)積沙的松散性容易導(dǎo)致掌子面出現(xiàn)少量剝落，故建議還應(yīng)對(duì)掌子面增加其他適當(dāng)?shù)募庸檀胧９绊敵两底兓缬谒绞諗亢驼谱用嫖灰?，在進(jìn)行實(shí)際監(jiān)控量測(cè)時(shí)可優(yōu)先考慮將其作為施工反饋的重要指標(biāo)。

(a) 工況1

(b) 工況2

(c) 工況3

工況1各測(cè)點(diǎn)位移值和最大位移速率在所有工況中均為最大，通過得到其他2個(gè)工況試驗(yàn)結(jié)果占工況1試驗(yàn)結(jié)果的比例，可更加直觀地分析預(yù)加固效果，如圖15和圖16所示。

圖15 最大位移量相對(duì)占比

圖16 最大位移速率相對(duì)占比

工況1拱頂沉降最大值為11.25 mm，最大沉降速率為8.23 mm/min，在采用水平旋噴樁加固(工況2)后分別降低46%和94%，增設(shè)鋼管(工況3)后分別降低81%和98%。工況1水平收斂最大值為7.64 mm，最大位移速率為0.91 mm/min，水平旋噴樁加固后分別降低12%和31%，增設(shè)鋼管后分別降低52%和42%。工況1掌子面位移最大值為6.54 mm，最大位移速率為2.47 mm/min，水平旋噴柱加固后可分別降低58%和85%，增設(shè)鋼管后可分別降低71%和90%。可以看出，水平旋噴樁與鋼管組合的加固方式對(duì)位移的控制為拱頂沉降>掌子面擠出>水平收斂； 對(duì)最大位移速率的抑制作用同樣是拱頂沉降>掌子面擠出>水平收斂，說明該加固方式針對(duì)風(fēng)積沙隧道失穩(wěn)特點(diǎn)具有顯著的控制效果。

4.2.2 拱頂圍巖應(yīng)力分析

拱頂圍巖應(yīng)力釋放規(guī)律最能反映隧道圍巖穩(wěn)定性，拱頂圍巖應(yīng)力變化趨勢(shì)如圖17所示。由圖17可知，測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)3在工況1中變化均為最大，測(cè)點(diǎn)1土壓力變化量為-13.24 kPa，測(cè)點(diǎn)3變化量為-9.21 kPa，說明風(fēng)積沙隧道開挖對(duì)拱頂影響最大。工況1中，2個(gè)測(cè)點(diǎn)在掌子面剛從支護(hù)段開挖便發(fā)生一定的下降，風(fēng)積沙的弱抗剪性導(dǎo)致應(yīng)力縱向影響范圍擴(kuò)大，故風(fēng)積沙隧道應(yīng)及早采取加固措施，提前控制圍巖應(yīng)力釋放，確保施工安全。當(dāng)隧道掌子面進(jìn)入未支護(hù)段后，工況1中拱頂?shù)貞?yīng)力持續(xù)下降，因?yàn)榇藭r(shí)未支護(hù)段圍巖失去支撐，處于完全臨空狀態(tài)，風(fēng)積沙地層逐漸松散即將發(fā)生剪切破壞。對(duì)于工況2，測(cè)點(diǎn)1土壓力變化量為-6.69 kPa，測(cè)點(diǎn)3變化量為-7.45 kPa，拱頂應(yīng)力處于不斷平衡的狀態(tài)，但在到達(dá)未支護(hù)段前還是會(huì)出現(xiàn)下降趨勢(shì)。對(duì)于工況3，測(cè)點(diǎn)1土壓力變化量為-3.55 kPa，測(cè)點(diǎn)3變化量為-3.98 kPa，整體變化量相對(duì)其他工況最低。工況2進(jìn)入未支護(hù)段后在一定的時(shí)間內(nèi)土壓力還會(huì)出現(xiàn)跳躍式降低，而工況3則下降較為平穩(wěn)。綜上所述，水平旋噴樁與鋼管的組合對(duì)于未支護(hù)段拱頂圍巖應(yīng)力的控制效果更好，能充分調(diào)動(dòng)和發(fā)揮圍巖的自承能力，抑制風(fēng)積沙地層的破壞發(fā)展。

(a) 測(cè)點(diǎn)1

(b) 測(cè)點(diǎn)3

4.2.3 側(cè)向圍巖應(yīng)力分析

側(cè)向圍巖應(yīng)力變化趨勢(shì)如圖18所示。由圖18可知，總體上隨著掌子面的推進(jìn)各測(cè)點(diǎn)側(cè)向圍巖壓力數(shù)值同樣不斷降低。工況1中，測(cè)點(diǎn)7土壓力在開挖13 cm后開始發(fā)生顯著下降，最終變化量為-12.11 kPa，測(cè)點(diǎn)9的變化則發(fā)生在開挖20 cm后，最終變化量為-2.94 kPa。對(duì)于工況2，測(cè)點(diǎn)7土壓力變化量為-7.62 kPa，測(cè)點(diǎn)9變化量為-2.81 kPa，因?yàn)榧庸虆^(qū)只設(shè)置在隧道上半斷面且缺少鋼管的支撐作用，所以控制效果相對(duì)差一點(diǎn)。在工況3中，測(cè)點(diǎn)7土壓力變化量為-5.21 kPa，測(cè)點(diǎn)9變化量為-1.67 kPa，相對(duì)前2個(gè)工況有明顯降低。綜上所述，雖然該預(yù)加固方式能夠降低側(cè)向圍巖壓力的變化，但整個(gè)過程其圍巖應(yīng)力變化速率很大，建議在實(shí)際工程中設(shè)置鎖腳錨桿并配合注漿進(jìn)行加強(qiáng)控制。

(a) 測(cè)點(diǎn)7

(b) 測(cè)點(diǎn)9

4.2.4 側(cè)面豎向圍巖應(yīng)力分析

側(cè)面豎向圍巖應(yīng)力變化趨勢(shì)如圖19所示。工況1中，測(cè)點(diǎn)4土壓力變化量為-5.04 kPa，隧道在整個(gè)支護(hù)段開挖過程中該測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)變化平穩(wěn)，當(dāng)快靠近監(jiān)測(cè)斷面時(shí)才發(fā)生變化； 測(cè)點(diǎn)6最終變化量為-2.33 kPa，雖然變化明顯但變化范圍小。工況2中，測(cè)點(diǎn)4土壓力變化量為-4.44 kPa，測(cè)點(diǎn)6變化量為-1.29 kPa。工況3中，測(cè)點(diǎn)4土壓力變化量為-3.69 kPa，測(cè)點(diǎn)6變化量為-0.83 kPa，2種工況下數(shù)據(jù)變化趨勢(shì)相同，可以看出不同預(yù)加固方式對(duì)側(cè)面豎向圍巖的加固效果并不顯著。工況3中，隧道開挖面離開監(jiān)測(cè)斷面后測(cè)點(diǎn)6才出現(xiàn)明顯的下降，當(dāng)隧道進(jìn)入未支護(hù)段后，還能保持應(yīng)力的穩(wěn)定性，甚至在工況3中還出現(xiàn)了一定的上升，此過程中應(yīng)力不斷平衡調(diào)整。

(a) 測(cè)點(diǎn)4

(b) 測(cè)點(diǎn)6

綜上所述，采用水平旋噴樁和鋼管組合的加固方式(工況3)能夠有效地控制風(fēng)積沙隧道開挖過程中圍巖應(yīng)力的釋放，極大地提高隧道自身的穩(wěn)定性，保證隧道的順利開挖。

4.2.5 預(yù)加固影響范圍分析

洞周不同距離的測(cè)點(diǎn)壓力變化值可反映預(yù)加固的影響范圍，如圖20所示。距離隧道越遠(yuǎn)，測(cè)點(diǎn)變化量總體呈現(xiàn)出降低的趨勢(shì)。在工況1中，當(dāng)測(cè)點(diǎn)距離隧道0.2D時(shí)，洞周圍巖應(yīng)力變化值均較大； 在工況2中，各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力變化值呈現(xiàn)出波動(dòng)狀態(tài)，說明工況2的加固控制范圍小于工況3； 對(duì)于隧道拱頂，在工況3中，不同距離測(cè)點(diǎn)變化值基本變化不大，因?yàn)樗叫龂姌杜c鋼管組合不僅能改善圍巖性質(zhì)，還能提高加固體的剛度，提升圍巖的承載能力，對(duì)上部遠(yuǎn)離洞周的圍巖穩(wěn)定性也能起到很好的控制作用，且控制范圍至少為1D。對(duì)于側(cè)向圍巖應(yīng)力，測(cè)點(diǎn)距離洞周大約0.2D時(shí)，工況3中測(cè)點(diǎn)應(yīng)力變化量較小。當(dāng)測(cè)點(diǎn)距離洞周大約1D左右時(shí)，3種工況下側(cè)向應(yīng)力變化值基本相同，說明預(yù)加固影響區(qū)具有一定的范圍(在1D以內(nèi))。對(duì)于隧道側(cè)面豎向應(yīng)力，不同工況變化趨勢(shì)相似，說明預(yù)加固對(duì)側(cè)面豎向圍巖的控制作用并不明顯，該部位對(duì)隧道穩(wěn)定性影響相對(duì)較小。在實(shí)際工程中應(yīng)加強(qiáng)對(duì)風(fēng)積沙隧道洞周地質(zhì)情況的勘察，優(yōu)化預(yù)加固參數(shù)。

圖20 洞周測(cè)點(diǎn)應(yīng)力變化示意圖

Fig. 20 Sketch of stress variation at measurement points around tunnel

5 結(jié)論與討論

1)含水率越高，相對(duì)密度對(duì)風(fēng)積沙黏聚力的影響越明顯，當(dāng)含水率為18%左右，相對(duì)密度為0.5時(shí)黏聚力可達(dá)到最低。在不同密實(shí)度下，黏聚力在含水率大約為12%和23%時(shí)可達(dá)到極值； 含水率為7%～18%時(shí)，內(nèi)摩擦角可達(dá)到極大值。

2)風(fēng)積沙地層隧道失穩(wěn)具有突發(fā)性，一旦發(fā)生明顯破壞就難以控制。破壞過程中各測(cè)點(diǎn)位移會(huì)發(fā)生跳躍式激增，其中拱頂位移最為明顯。開挖過程主要會(huì)經(jīng)歷“掌子面局部破壞—拱頂持續(xù)塌方—大體積失穩(wěn)”3個(gè)基本過程。

3)風(fēng)積沙地層隧道在不采取預(yù)加固的情況下進(jìn)行施工，極易發(fā)生圍巖失穩(wěn)，必須根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)條件進(jìn)行有效的預(yù)加固。同時(shí)，除了對(duì)隧道周邊預(yù)加固外，還應(yīng)對(duì)掌子面進(jìn)行適當(dāng)加固，充分保障風(fēng)積沙地層隧道施工安全性。

4)水平旋噴樁和鋼管組合能有效限制圍巖的變形和位移，控制效果為拱頂沉降>掌子面擠出>水平收斂，其中拱頂沉降和最大沉降速率相對(duì)于毛洞開挖工況可分別降低81%和98%。拱頂沉降變化要早于水平收斂和掌子面位移，在實(shí)際工程中進(jìn)行監(jiān)控量測(cè)時(shí)可優(yōu)先考慮將其作為施工反饋的重要指標(biāo)。

5)水平旋噴樁與鋼管的組合對(duì)洞周圍巖應(yīng)力釋放的控制效果最好，特別是對(duì)于拱頂圍巖應(yīng)力最為顯著，能夠極大地提升圍巖的穩(wěn)定性。預(yù)加固影響區(qū)具有一定的范圍(拱頂至少1D，兩側(cè)在1D以內(nèi))，總體上水平旋噴樁的加固控制范圍小于水平旋噴樁與鋼管的組合。

6)對(duì)于圍巖應(yīng)力在風(fēng)積沙地層隧道開挖過程中的變化規(guī)律，本文只分析了橫向斷面，并沒有對(duì)隧道縱向進(jìn)行分析，且沒對(duì)預(yù)加固控制影響范圍作更加細(xì)致的探究，今后將繼續(xù)對(duì)風(fēng)積沙隧道施工力學(xué)作進(jìn)一步研究。