散巖堆積體中特大斷面公路隧道洞口段坡體穩定性研究

彭雪峰，張 航，錢志豪，王宗學

(1.四川公路橋梁建設集團有限公司，四川成都 610041； 2. 西南交通大學土木工程學院，四川成都 610031)

1 松散堆積體區隧道開挖問題

在西南區域的地貌中，大多山坡都是由殘積層、風化巖石、坡積物、巖溶崩塌堆積等形成的堆積邊坡。松散堆積體是巖石山坡經過物理、化學作用、形成的巖石碎塊、巖屑，通過重力作用或冰川、雨水作用搬運至山坡上或山坡腳下的松散堆積物體，主要存在于第四系坡積層、崩積層、殘積層、冰川堆積層等地層中，屬于典型不良工程地質。

同樣，在西部地區由于山地地形陡峻，很多隧道洞口段處于大型松散堆積體邊坡上。松散堆積體對隧道開挖施工的影響較大，施工中往往出現部分洞口邊坡滑動失穩或者強度不足、難以施工等工程技術難題。松散堆積體區隧道開挖問題已成為山區高速公路、鐵路面臨的重大隧道工程問題之一。

邊坡穩定性分析發展到現在已經有100多年的歷史，長期以來，在隧道設計和施工中多采用極限平衡理論去分析隧道洞門邊坡的穩定性。馮樹仁等[1]對邊坡穩定性的三維極限平衡方法進行了探討，提出了計算方法、程序和算例。尚岳全，孫紅月等[2]提出了分析滑坡的變形趨勢及影響因素的作用方式。汪衛明，徐明毅等[3]采用三維剛體對小灣水電站穩定安全度進行了分析，計算了邊坡開挖成型后加固和不加固兩種情況下的穩定安全系數。蔣楚生[4]對二郎山隧道坡體穩定性進行了計算分析，運用反算分析法確定了其最不利滑動面。劉小兵[5]采用瑞典條分法和簡化畢肖普法進行土坡穩定分析，并以掛榜嶺隧道和案山關隧道為實例，為確定洞口段工程措施提供了依據。

20世紀70年代以來，隨著隧道斷面越來越大，地質條件越來越復雜，同時計算機技術不斷發展，數值模擬越來越多的應用于隧道的結構設計當中。鄒啟新等[6]對黃土高邊坡穩定靜力進行了二維有限元分析，又對邙山段隧洞進口高邊坡靜力有限元計算模型進行了建立，得出了黃土邊坡的變形特征與應力特征變化規律。沈春勇等[7]對江西柘林水電站進水口邊坡進行了三維有限元的計算分析，并與現場監測結果對比，結果基本一致。朱合華[8]以思小高速公路麻地河1號連拱隧道為例 ,建立了三維彈塑性有限元模型,動態模擬了隧道在施工過程中邊坡的穩定性情況。陳敏林[9]應用三維非線性彈粘塑性有限元分析方法,模擬了水布埡工程導流隧洞的洞臉開挖方式和運行方式。徐衛亞等[10]10]應用FLAC3D對洞口邊坡在各種工況下的變形狀況和穩定性進行了分析。由于隧道洞口段邊坡的穩定性與眾多因素有關，如洞門的形式，開挖方式、地層巖性等，而傳統的極限平衡計算方式對某些因素就顯得無能為力了，所以數值模擬法將越來越多的應用于隧道洞口段的邊坡穩定性研究中，同時隨著數值模擬的不斷發展，其結果也越來越精確。

目前，我國公路建設中對松散堆積體的研究較少，特別是當隧道處于厚層堆積體的情況下，采用哪種開挖方式以及怎樣對邊坡穩定性評價，都還缺少其判定標準和依據。本文在綜合調研國內外隧道洞口段散巖堆積體邊坡防護的基礎上，基于火鳳山隧道擁有小凈距、超淺埋、偏壓等特性，在開挖施工條件下會對邊坡和圍巖的穩定性造成影響。結合隧道斷面大小及形狀、考慮火鳳山隧道洞口段圍巖力學特征基礎上，運用數值計算軟件進行建模，以此分析散巖堆積體的預加固方式，以及對隧道和坡體穩定性產生的影響。

2 數值模擬

以曾家巖二標段火鳳山隧道為對象，采用數值模擬分析手段，應用FLAC3D有限差分軟件，對隧道洞口段坡體的合理預加固手段進行研究。將分別對自重應力下、坡體不支護開挖、地表注漿加固以及地表注漿+底部抗滑樁支護四種工況下邊坡穩定性進行分析。通過對比各種工況下的圍巖剪力、圍巖位移以及剪應變增量、邊坡穩定系數，提出適用于該地層條件下的隧道洞口段坡體處理技術。

2.1 邊坡計算模型

根據火鳳山隧道縱斷面地質資料，建立三維網格模型，山體范圍延隧道縱向取60 m，橫向寬度為隧道中心線向邊側取70 m，底部取到隧道底部以下35 m處，頂部至自然坡面。管棚和小導管的模擬采用提高加固區參數的形式來模擬，依據管棚和小導管的打入角度以及漿液擴散半徑，加固區厚度設置為1 m。模型的邊界條件設置為左、右、后三個邊界面限制垂直于平面方向的位移，底面限制垂直于平面和平行于平面方向的位移，前邊界面隧道開挖處采用自由界面，周圍噴射的混凝土采用shell單元模擬，上邊界面坡體采用種草護坡，也采用shell單元進行模擬。隧道圍巖特性按彈塑性材料，采用Mohr—Coulomb準則，圍巖采用實體單元，錨桿使用cable單元，噴射混凝土層和鋼筋網根據抗壓強度等效準則合并使用shell單元，鋼拱架使用beam單元。計算模型如圖1所示，地表注漿模型如圖2所示，抗滑樁模型如圖3所示。

圖1 數值計算模型

圖2 地表注漿模型

圖3 抗滑樁模型

地表注漿在地表隧道洞口上方25 m的范圍內布設，注漿小導管φ42 mm，布設間距為1.5 m×1.5 m，長度為6 m，采用梅花型布置。噴射混凝土平均厚度8 cm，配合20 cm×20 cm的φ8 mm鋼筋網。抗滑樁為2.5 m×2.5 m的方形樁，布置在坡腳處，長度為10 m，間距為5 m。地表注漿小導管采用Cable單元模擬，抗滑樁采用實體單元模擬，噴射混凝土采用Shell單元模擬。

2.2 計算參數選取

具體計算參數如表1所示。

表1 計算材料力學參數

隧道圍巖按彈塑性體考慮，其參數主要依據火鳳山隧道地層土工試驗物理力學參數。數值計算中土層參數取值還要通過經驗類比進行確定。對于設計中管棚法及小導管錨桿超前加固，根據以往的經驗資料，擬對加固區采用提高圍巖材料參數的方法來進行模擬。

3 計算結果及分析

本節對自重應力下、坡體不支護開挖、地表注漿加固以及地表注漿+底部抗滑樁支護四種工況下邊坡穩定性進行分析。通過對比各種工況下的圍巖剪力、邊坡穩定系數，提出適用于該地層條件下的隧道洞口段坡體處理技術。

3.1 圍巖位移分析

邊坡在自重應力作用下，從圖4可以看出，坡體整體向下發生沉降，其中距左線隧道20 m處沉降較大，最大值達32.17 m，在兩洞開挖斷面之間也存在較大沉降，最大可達11.40 m，可能出現冒頂現象。坡面沉降范圍大致在0.22 m到1.6 m間，變形較大，開挖斷面上部沉降范圍大致為0.23 m到2.01 m。從圖5可以看出，坡體最大水平位移發生在最低坡體處，最大可達1.32 m，變形較大整個坡體存在向右運動趨勢。綜合垂直位移和水平位移分析，邊坡存在潛在滑動面，可能由坡頂發生拉裂局部變形增大，大致與坡腳處貫通形成整體滑動破壞，開挖斷面極其危險，有冒頂的跡象。

圖4 豎向位移

圖5 水平位移

坡體在不支護的情況下進行開挖，采用三臺階七步法開挖，選取了當開挖完成20 m時，整個坡體豎向位移云圖如圖6所示，水平位移云圖如圖7所示，位移矢量云圖如圖8所示。

圖6 豎向位移云圖

圖7 水平位移云圖

圖8 位移矢量云圖

由圖6當隧道開挖完成20 m時，開挖導致隧道拱頂處的豎向位移最大，左線隧道最大可達34.1 cm，右線隧道最大可達35.4 cm，隧道拱底隆起，最大可達10.8 cm。隧道開挖部分上部整體下沉，隧道地表沉降最大可達39.5 cm，位移很大，開挖容易造成坍塌。由圖8水平位移可知，坡體整體向右移動，隧道開挖導致坡體水平位移較大，隧道內水平位移最大值出現在右洞的右拱腳處，最大可達10.1 cm，地表的水平位移較大，有一定的滑坡跡象。由圖8位移矢量云圖可知，整個坡體沿坡面向右滑動，且距隧道左線開挖斷面左側20 m處豎向位移較大，可達39.5 cm，隨著隧道的向前開挖推進，該位置的位移沉降越大，越有可能出現冒頂情況，因此隧道施工前必須先對洞前邊坡進行預加固。

坡體在地表注漿加固進行開挖，采用三臺階七步法開挖，選取了當開挖完成20 m時，整個坡體豎向位移云圖、水平位移云圖分布和不支護開挖幾乎一致，但數值有所降低，位移矢量云圖如圖9所示。

圖9 位移矢量云圖

當隧道開挖完成20 m時，開挖導致隧道拱頂處的豎向位移最大，左線隧道最大可達11.2 cm，右線隧道最大可達9.3 cm，隧道拱底隆起，最大可達4.4 cm。隧道開挖部分上部整體下沉，隧道地表沉降最大可達7.6 cm，位移在預留變形量之內，開挖相對較安全。根據水平位移圖可知，坡體整體向右移動，隧道開挖導致坡體水平位移較大，隧道內向左移動的水平位移最大值出現在右洞的右拱腳處，最大可達4.71 cm，隧道內向右移動的水平位移最大值出現在左洞的右拱腰處，最大可達4.14 cm，距離左洞開挖斷面左側20 m處的地表的水平位移較大，可達2.3 cm，可能會出現冒頂現象。由圖9位移矢量云圖可知，整個坡體沿坡面向右滑動，且距隧道左線開挖斷面左側20 m處豎向位移較大，可達2.3 cm。因此隧道施工前采用地表注漿對洞前邊坡進行預加固，減小隧道開挖造成的坡體沉降及滑動，增加了坡體的整體穩定性。

采用三臺階七步法開挖，采用地表注漿+底部抗滑樁，支護選取了當開挖完成20 m時，整個坡體豎向位移云圖、水平位移云圖分布和不支護開挖同樣類似，位移矢量云圖如圖10所示。

圖10 位移矢量云圖

當隧道開挖完成20 m時，開挖導致隧道拱頂處的豎向位移最大，左線隧道最大可達5.8 cm，右線隧道最大可達5.7 cm，隧道拱底隆起，最大可達4.4 cm。隧道開挖部分上部整體下沉，隧道地表沉降最大可達5.2 cm，位移在預留變形量之內，開挖相對較安全。從水平位移來看，坡體整體向右移動，隧道開挖導致坡體水平位移較大，隧道內向左移動的水平位移最大值出現在右洞的右拱腳處，最大可達1.51 cm，隧道內向右移動的水平位移最大值出現在左洞的右拱腰處，最大可達1.72 cm，距離左洞開挖斷面左側20 m處的地表的水平位移為1.7 cm，位移較小。由圖10位移矢量云圖可知，整個坡體沿坡面向右滑動，但位移不大，較安全。因此隧道施工前采用地表注漿+抗滑樁對洞前邊坡進行預加固，邊坡的位移有明顯的較小，隧道施工較為安全。

不同支護方法開挖工況位移對比如表2所示，從位移來看，在自重應力作用下或不支護進行隧道開挖，豎向位移與水平位移較大邊坡存在潛在滑動面，可能由坡頂發生拉裂局部變形增大，導致與坡腳處貫通形成整體滑動破壞，開挖斷面極其危險，有冒頂的跡象。增加預加固支護之后，對沉降和水平位移都有很好的控制，提高了坡體的穩定性。

表2 不同工況下的最大位移對比 cm

3.2 邊坡安全系數分析

邊坡穩定性評價的關鍵是規定合理的安全系數，根據數值模擬計算，采用強度折減法，如果求得的最小安全系數小于或等于規范規定的安全系數，那么所研究的邊坡不穩定。采用 FLAC3D軟件自帶的有限元強度折減法對在坡體自重應力下、未支護開挖、地表注漿加固以及地表注漿+抗滑樁加固四種工況下的巖體狀態進行計算，求得邊坡穩定性安全系數。邊坡穩定性安全系數與預加固方式的關系見表3。

由表3可以看出，在自重應力作用下，計算出的邊坡安全系數為1.16，邊坡穩定性安全系數不滿足GB 50330-2013《建筑邊坡工程技術規范》[11]中規定一級邊坡(其安全系數為1.35)。對未支護開挖進行安全系數計算，隨著開挖深度的增加，邊坡穩定性安全系數不斷減小，說明開挖深度對邊坡影響較大，開挖20 m時其安全系數為1.15，小于GB 50330-2013《建筑邊坡工程技術規范》中規定一級邊坡(其安全系數為1.35)，坡體不安全，且在雨水、地震等不利作用下更容易發生災害，加上施工擾動，極易滑坡。因此施工前必須對洞口段巖堆體邊坡進行加固，建議采取地表注漿與邊坡處設置抗滑樁對整個坡體進行加固處理。同時也應加強坡體后沿的排水，減少滲入坡體水流量而加劇坡體滑動，也應防止外力作用下在隧道施工開挖過程中邊坡發生破壞而影響洞口正常施工及其穩定安全。采用地表注漿預加固后對開挖進行了安全系數計算，其安全系數為1.28，說明地表注漿對坡體的安全系數有一定程度的提高，但是未達到一級邊坡系數要求。采用地表注漿與抗滑樁同時加固，采用強度折減法，計算出的邊坡穩定性安全系數為1.58，滿足一級邊坡安全要求。因此建議火鳳山隧道洞口處采用地表注漿+抗滑樁進行預加固。

表3 不同工況下的邊坡穩定性安全系數

4 結論

本文以曾家巖火鳳山隧道為工程背景，采用FLAC3D有限元計算軟件，對隧道洞口段邊坡建立了三維彈塑性數值模型，并進行了隧道開挖過程中邊坡力學特性的計算和分析。從計算結果中可以得到：

(1)針對曾家巖火鳳山隧道的復雜地質條件，建立了三維模型，利用FLAC3D軟件，對自重應力下、坡體不支護開挖、地表注漿加固以及地表注漿+底部抗滑樁支護四種工況下，三臺階七步法開挖的施工過程進行了三維動態數值模擬。

(2)從位移來看，在自重應力作用下或不支護進行隧道開挖，豎向位移與水平位移較大邊坡存在潛在滑動面，可能由坡頂發生拉裂局部變形增大，導致與坡腳處貫通形成整體滑動破壞，開挖斷面極其危險，有冒頂的跡象。增加預加固支護之后，對沉降和水平位移都有很好的控制，提高了坡體的穩定性。

(3)對邊坡進行穩定性分析，隨著開挖深度的增加，邊坡穩定性安全系數不斷減小，說明開挖深度對邊坡影響較大，四種工況下邊坡穩定性系數分別為1.16、1.15、1.28、1.58，只有地表注漿+抗滑樁滿足GB 50330-2013《建筑邊坡工程技術規范》中規定一級邊坡要求，故建議火鳳山隧道洞口處采用地表注漿+抗滑樁進行預加固。