隧道注漿堵水掌子面及圍巖穩(wěn)定性分析

溫郁斌

（山西昔榆高速公路有限公司，山西 晉中 030600）

0 引言

公路在穿越山區(qū)時多選用隧道，因此長大山嶺隧道也不斷增加。長大隧道由于埋深大、洞身長、地質條件復雜，會遇到軟弱破碎帶、斷層、高水壓力、突水突泥等復雜的地質災害問題。其中因掌子面涌水突泥而引發(fā)的掌子面穩(wěn)定性問題很多，特別是涌水嚴重影響隧道的安全施工和運營，也是隧道建成后病害的主要誘因，這使得隧道工程常表現出兩種極端現象：一種是對富水地層進行盲目的封堵而無法得到預期效果，造成浪費和施工困難，甚至發(fā)生不必要的事故；另一種是未探明地下水分布情況，盲目地對地下水進行排放。因此，分析合理的預加固技術和隧道在穿越大埋深高水壓地層時掌子面的穩(wěn)定性具有大的工程應用價值。本文利用有限差分軟件分析了初支、注漿加固和不同預加固條件下，富水軟弱圍巖掌子面穩(wěn)定性的因素；對隧道開挖產生涌水災害時掌子面前方水壓、掌子面的變形、掌子面塑性區(qū)變化規(guī)律、拱頂沉降以及初支內力進行了分析，注漿加固圍巖和堵水能夠起到優(yōu)化設計、保障結構安全等重要的作用，具有突出的工程應用價值。

1 模型

1.1 水壓影響

在分析水壓力對隧道施工的影響時，主要以地下水壓在富水隧道中的力學效應作為研究基礎，主要體現在三方面：一是水壓力為隧道襯砌荷載的重要組成之一，二是水壓力是導致掌子面垮塌的誘因之一，三是水流沖刷作用會增大裂隙寬度[1]。

隧道結構所承受地層壓力（水壓力、土壓力）的確定方法仍然是當今實際工程設計中的一個難題。水流的擴徑沖刷作用是指在地下水進入開挖空間的過程中，水流通道逐漸擴大造成局部圍巖破壞的過程，這與承壓水對底板巖體的破壞作用類似。突水量遞增的主要原因是滲水通道在水流沖刷下不斷擴大。對于巖石地層，地下水是通過原生分布的節(jié)理、裂縫等進入開挖空間的。

1.2 掌子面變形

在穿越富水隧道施工中，掌子面失穩(wěn)時通常表現為掌子面圍巖向隧道內隆起變形；斷層泥和破碎巖體隨著高水壓涌入隧道中，形成突水突泥；隧道周邊收斂位移、拱頂下沉速率變快、初期支護混凝土開裂、鋼拱架壓彎扭曲變形等。

1.3 開挖模擬

在富水軟弱圍巖條件下，采用80 km/h設計速度雙車道隧道，對隧道圍巖未加固處理情況與采用預注漿加固措施情況，全斷面開挖，掌子面的位移、掌子面塑性區(qū)、孔隙水水壓等掌子面穩(wěn)定性以及初支內力進行研究分析。

隧道埋深120 m，隧道頂部水深90 m，Ⅴ級圍巖，初期支護采用C25混凝土，拱墻區(qū)域采用I20a型鋼拱架，間距0.6 m；徑向采用4 m長的φ42小導管進行注漿加固，間距為50×100 cm；采用4.5 m的φ42超前小導管進行注漿加固，環(huán)向間距40 cm，水平夾角10°；采用φ108超前管棚注漿加固，管棚長度20 m，環(huán)向間距40 cm，水平夾角2°。I20a型鋼鋼拱架采用剛度等效的方法換算到計算模型的初期支護參數中；徑向φ42小導管采用剛度等效的方法換算到計算模型的徑向注漿圈參數中；φ42超前小導管采用剛度等效的方法換算到計算模型的超前注漿參數中，初期支護、徑向注漿以及超前注漿參數、圍巖物理參數[2]見表1所示。

表1 圍巖及初支物理力學參數表

蹄形斷面為研究對象，隧道凈空半徑6.19 m，噴射混凝土厚0.26 m。計算時取隧道軸線方向為Y軸，水平面內垂直隧道軸線方向為X軸，豎直向上為Z軸。計算范圍：X軸為80 m（-40 m≤x≤40 m），Y軸為 80 m(-80 m≤y≤0 m)，Z軸為 65 m(-30 m≤z≤35 m)。邊界條件為模型前、后、左、右底面用位移邊界約束，頂面采用力學邊界約束；滲流分析中，模型表面均為滲透邊界，隧道開挖面均采用排水邊界[3]。

隧道模型開挖過程模擬真實的隧道施工，每2 m一個循環(huán)進行開挖。初期支護滯后掌子面開挖一個開挖循環(huán)。徑向注漿圈厚度為4 m，縱向跟隨初期支護，掌子面后方2 m；超前注漿加固厚度1.5 m，縱向長度4 m（始終保持掌子面前方2 m的加固范圍）；大管棚長度20 m，保持2 m的長度在掌子面的前方。

2 圍巖未加固處理穩(wěn)定性分析

2.1 未加固處理圍巖掌子面位移變化規(guī)律分析

在隧道開挖過程中，圍巖變形主要集中在掌子面及洞室拱頂和仰拱處，掌子面的縱向變形較大，隨著掌子面的推進，其縱向變形基本維持在16 cm左右，見圖1，這主要是由于軟弱圍巖存在著高地應力和高水壓所引起；對于拱頂和仰拱的豎向變形，隨著掌子面的推進，不同位置的豎向變形大小不同，隧道施工過程中最大拱頂下沉量見圖2。

圖1 隧道施工中掌子面縱向位移變化曲線

圖2 隧道施工中最大拱頂下沉變化曲線

從圖2可以看出，拱頂沉降一開始就增大至12.5 cm左右，之后緩慢增大并趨向于穩(wěn)定，最終下沉量約16.5 cm。這主要是由于提取的是最大拱頂沉降，隧道開挖拱頂就立即發(fā)生巨大變形，隨著隧道開挖之前開挖并已支護部分的變形趨于穩(wěn)定，下沉量變化速率大幅下降。

從圖1和圖2可以看出，在未注漿加固及預加固措施的條件下，隧道開挖受到地應力高水壓軟弱圍巖的影響，掌子面、洞室拱頂及仰拱的變形很大，極易引發(fā)坍塌及大變形，因此僅采用襯砌支護難以維持隧道的安全穩(wěn)定，有必要采用措施加固圍巖。

2.2 未加固處理圍巖孔隙水壓變化規(guī)律分析

隧道開挖過程中，無注漿和預加固時掌子面附近較大范圍內出現低水壓區(qū)，并且掌子面斜上方也出現大范圍的低水壓區(qū)域，距離掌子面前方約12～14 m外出現高水壓聚集，最大水壓到達1.6 MPa，有水壓存在的掌子面變形量會比無水狀態(tài)下大。隧道開挖后掌子面的涌水量見圖3。

圖3 掌子面涌水量變化曲線圖

一般來說，掌子面涌水量在100 L/min時，可作為穩(wěn)定和坍塌的判斷基準，在500 L/min以上幾乎都是坍塌。由圖3可見，在未注漿加固條件下，掌子面流量最大值達到150 L/min，最后基本維持在120 L/min，單純考慮流量，此時掌子面此處可視為發(fā)生坍塌。

2.3 未加固處理圍巖塑性區(qū)分布規(guī)律分析

圖4給出了開挖過程中塑性區(qū)分布情況，從圖中可以看出，隧道開挖過程中，除了剛開挖進洞部分外，圍巖塑性區(qū)主要以圓筒狀分布于洞室周邊，范圍7～8 m，掌子面前方塑性區(qū)范圍約為10 m，隨著掌子面的向前推進，洞室周邊圍巖逐漸穩(wěn)定，模型表現為過去塑性區(qū)變化，而掌子面前方區(qū)域內及未支護段的圍巖表現為現時塑性區(qū)變化，說明該區(qū)域圍巖正在發(fā)生較大的變形和破壞，掌子面前方絕大部分區(qū)域內圍巖主要發(fā)生剪切破壞，掌子面表面特別是掌子面中心區(qū)域發(fā)生受拉破壞，隧道開挖引起圍巖擾動范圍主要集中在掌子面前方區(qū)域內及未支護段，應主要對上述范圍的圍巖采取預加固措施進行支護和加強。

圖4 開挖過程中圍巖塑性區(qū)分布圖

2.4 未加固處理襯砌支護結構內力變化規(guī)律分析

施工過程中，初期支護滯后一個進尺，考慮到模型的邊界效應，故選取模型y=12 m位置的初期支護作為監(jiān)控斷面進行分析，即第7步開挖時，施作10～12 m位置的初期支護，取從第7步開挖到第23步開挖過程中的12 m位置初支內力，每兩步提取支護內力，得到的部分初支內力見圖5。

從圖5可以看出，在第7步開挖，剛施作 10～12 m處初期支護時，初支所受彎矩比較小，隧道開挖導致圍巖應力重分布，并沒有完全地作用到初期支護上，此時襯砌拱頂、仰拱位置內側受拉，墻腳和邊墻內側受拉，墻腳和仰拱的彎矩較大，墻腳彎矩最大。第7步開挖之后，隨著隧道的開挖，y=12 m位置的初支受力逐漸增大，拱頂、仰拱、墻腳和邊墻處的彎矩均較大，最大負彎矩仍是墻腳，最大正彎矩是仰拱，因此支護需要提高墻腳位置的抗彎剛度。初期支護的軸力最大處為邊墻，墻腳和仰拱位置的軸力也相對較小，這主要是由于豎直應力比水平應力大，同時存在較高水位，容易對支護結構仰拱和墻腳處造成破壞，由于水的存在也很容易發(fā)生坍塌。

圖5 y=12 m處初期支護內力圖

對y=12 m時隧道襯砌墻腳初期支護彎矩和初期支護軸力、隧道的仰拱和拱頂初期支護彎矩及初期支護軸力進行分析。隧道開挖過程中，墻腳和仰拱處初期支護受力慢慢增大最后逐漸趨向一個恒定值，同理對拱頂和邊墻也一樣，隧道開挖擾動導致圍巖應力重分布，初期支護抵抗圍巖向隧道內部的變形而產生內力，臨近位置的隧道開挖對圍巖的影響較明顯，因此襯砌受力逐漸增大，隨著掌子面逐漸遠離監(jiān)控斷面，該處圍巖受掌子面開挖的影響越來越小，圍巖應力重分布最終穩(wěn)定，襯砌內力變化也逐漸穩(wěn)定。

3 對圍巖注漿加固后穩(wěn)定性分析

3.1 徑向注漿、管棚小導管預注漿加固圍巖掌子面位移變化規(guī)律分析

在注漿加固、管棚小導管預注漿加固條件下，隧道開挖過程中，掌子面附近洞周圍巖的變形及掌子面擠出變形見圖6、圖7。對隧道開挖圍巖豎向變形和開挖掌子面最大位移進行分析，在徑向注漿、小導管預注漿加固條件下隧道開挖時，圍巖變形主要集中在掌子面及洞室拱頂和仰拱處，掌子面的縱向變形較大，隨著掌子面的推進，縱向變形基本維持不變，相比未注漿加固的變形量有很大減小，但還是較大；拱頂和仰拱的豎向變形，隨著掌子面的推進，不同位置的豎向變形大小不同。

圖6 徑向注漿、小導管預注漿加固掌子面情況（單位：m）

圖7 徑向注漿、管棚小導管預注漿加固掌子面情況（單位：m）

對隧道施工中最大拱頂下沉量進行分析，拱頂沉降一開始就增大至9 cm左右，之后緩慢增大并趨向于穩(wěn)定，這主要是由于提取的是最大拱頂沉降，隧道開挖拱頂就立即發(fā)生巨大變形，隨著隧道開挖之前開挖并已支護部分的變形趨于穩(wěn)定，最終下沉量約10.7 cm。與未采取注漿加固措施時的16.5 cm相比，注漿加固后下沉量大幅下降。主要是因隧道徑向注漿和超前小導管加固后，使圍巖的彈性模量、黏聚力大幅提高，圍巖的承載能力加強，進而徑向位移減小。

對隧道掌子面縱向位移和隧道施工中最大拱頂下沉量進行分析，在注漿加固、小導管預加固后，掌子面、洞室拱頂及仰拱的變形有很大的減小，但由于隧道開挖受到地應力高水壓軟弱圍巖的影響，變形量仍較大，特別是掌子面縱向位移與未注漿時相比，減小較小，主要因為隧道徑向注漿加固后洞室徑向周邊圍巖的彈性模量、黏聚力大幅提高，但是孔隙率和滲透系數大大降低[4]，使水大部分沿著掌子面縱向滲入隧道，從而可能發(fā)生坍塌及大變形，因此僅采用襯砌支護難以維持隧道的安全穩(wěn)定，要進一步采取注漿加固 和預加固措施。

基于前面研究，采用徑向注漿和超前小導管注漿加固基礎上增加20 m長超前管棚注漿。徑向注漿、管棚小導管預注漿加固條件下與徑向注漿和小導管預注漿加固條件下彎矩和軸力都有降低，主要是因管棚超前加固區(qū)的承載作用[5]，而降低了圍巖總應力。對小導管預注漿和管棚小導管預注漿取拱頂、邊墻、墻腳和仰拱等處的彎矩和軸力分析，采用管棚小導管預注漿時彎矩和軸力更小，取典型位置的內力對比見表2。

表2 小導管預注漿和管棚小導管預注漿支護典型位置內力表

從表2可以看出，初支內力（特別是軸力）有很大的減小，但是隨著掌子面的向前推進，徑向注漿加固和超前注漿的空間效應會越來越小，因此初支的軸力會增加很大，所以單從初支此時的內力來決定開挖方法不合適；掌子面最大位移為10.2 cm，比未注漿加固和徑向注漿加固、小導管與注漿加固條件下減少很多，并且得到了很好的控制，掌子面流量在80 L/min左右，掌子面基本能維持穩(wěn)定。

3.2 徑向注漿、管棚小導管預加固圍巖孔隙水壓變化規(guī)律分析

在注漿加固、管棚小導管預注漿加固后，隧道開挖過程中，洞周圍巖孔隙水壓分布見圖8。隧道開挖過程中，由于采用了徑向注漿加固和超前小導管注漿，使加固區(qū)域孔隙率和滲透系數都減小，導致低水壓區(qū)主要集中在掌子面的正前方，而斜上方范圍較小，距離掌子面前方約8 m外出現高水壓聚集，最大水壓達到1.56 MPa，由于水壓的存在，掌子面變形量會比沒水狀態(tài)下大。

圖8 掌子面周邊孔隙水壓分布圖

3.3 徑向注漿、小導管、管棚預加固圍巖塑性區(qū)分布規(guī)律分析

從圖9可以看出，隧道開挖過程中，除了剛開挖進洞部分外，圍巖塑性區(qū)主要以圓筒狀分布于洞室周邊，范圍6～7 m，掌子面前方塑性區(qū)范圍約為12 m，塑性區(qū)與未注漿加固、未預加固時的塑性區(qū)變化原因和過程相同，不同之處是洞室周邊塑性區(qū)范圍減小，但掌子面前方塑性區(qū)范圍并沒有減小，是因為徑向注漿、小導管預加固后，加固區(qū)域孔隙率和滲透系數都減小，掌子面前方滲水量有所加大，應進一步采取其他預加固措施。

圖9 隧道開挖過程中圍巖塑性區(qū)分布圖

3.4 徑向注漿、管棚小導管預加固圍巖支護結構內力變化規(guī)律分析

施工過程中，初期支護滯后一個進尺，考慮模型的邊界效應，故選模型y=12 m位置的初期支護為監(jiān)控斷面進行分析，第7步到第23步開挖過程中部分初支內力見圖10。

圖10 隧道開挖過程中y=12 m處初期支護內力圖

從圖10可以看出，徑向注漿加固和管棚小導管超前注漿加固后隧道開挖過程中，支護結構彎矩軸力圖大致相似。在第7步開挖，剛施作10～12 m處初期支護時，初支所受彎矩比較小，因隧道開挖導致圍巖應力重分布，并沒完全作用到初期支護上，此時襯砌拱頂、仰拱位置內側受拉，墻腳和邊墻內側受拉，墻腳和仰拱的彎矩較大，墻腳彎矩最大。第7步開挖之后，隨著隧道的開挖y=12 m位置的初支受力逐漸增大，拱頂、仰拱、墻腳和邊墻處的彎矩均較大，最大負彎矩仍是墻腳，最大正彎矩是仰拱，因此支護需要提高墻腳位置的抗彎剛度。初期支護的軸力最大處為邊墻，墻腳和仰拱位置的軸力也相對較小。

對隧道墻腳初期支護彎矩和初期支護軸力進行分析，徑向注漿加固和管棚小導管超前注漿加固后隧道開挖過程中，墻腳處初期支護受力慢慢增大最后逐漸趨向一個恒定值，同理對于拱頂、仰拱和邊墻也一樣，初期支護受力慢慢增大最后逐漸趨向一個恒定值，襯砌內力變化與未注漿加固與未預加固時的襯砌內力變化原因與變化過程規(guī)律相同。

注漿加固與預加固后同未注漿加固與未預加固相比，拱頂、邊墻、墻腳和仰拱等處的彎矩和軸力都有很大的減小，取典型位置的內力對比見表3。分析表3，徑向注漿加固和小導管預注漿加固條件下（彎矩和軸力）與未注漿加固相比都有很大程度的降低，彎矩降低很大，相差百分比約為30%～60%，其中墻腳處彎矩減小量最大，軸力降低幅度比彎矩降低幅度略大，其中降低最多的是拱頂和邊墻，降低量約為30%～70%，主要是因超前注漿加固區(qū)的承載作用，從而降低了圍巖總應力。

表3 未注漿加固和徑向注漿、小導管預注漿支護典型位置內力表

4 結語

對富水軟弱圍巖隧道開挖，采用有限差分軟件建立三維模型進行分析，分別分析了在初期支護無排水和無注漿加固、初期支護徑向注漿和管棚小導管預注漿加固情況下的隧道開挖圍巖和掌子面穩(wěn)定性，得出主要結論：

a）隧道開挖過程中，某個位置的初期支護所受的內力（彎矩和軸力）和變形會隨著掌子面遠離該位置先增大最后逐漸趨向一個恒定值。

b）初期支護、無排水和無注漿加固開挖方法，得到的彎矩和軸力都相當大，掌子面縱向位移和拱頂沉降均很大，并且涌水量達到150 L/min，很容易引起涌水和坍塌，初支內力過大不安全，該方法不可行。

c）初期支護、徑向注漿和小導管預注漿加固開挖方法，得到的彎矩和軸力大大減小，掌子面縱向位移和拱頂沉降也有很大的減小，但掌子面縱向位移仍然較大，出現大變形，該方法不安全。

d）因徑向注漿使大量的水從掌子面附近滲入隧道，在掌子面前方及其周邊存在較大塑性區(qū)，使掌子面位移仍然較大。采用初期支護、徑向注漿、管棚和小導管預注漿加固方法進行隧道開挖，達到穩(wěn)定后，初支的最大彎矩和最大軸力減小很多，內力驗算安全，掌子面縱向位移和拱頂沉降減小很多，掌子面縱向位移僅10 cm左右，變形得到了有效控制，掌子面流量有80 L/min左右，掌子面基本能維持穩(wěn)定，主因是管棚超前加固區(qū)的承載作用降低了圍巖總應力，該方法必要且可行。