穿越松散堆積體圍巖加固與隧道施工技術研究

閆 偉

中交三公局二公司

1 引言

松散堆積體的組成部分是塊石以及土體，具有空間結構復雜、非均勻和不連續的特點。由于土和石相在物理力學方面存在十分顯著的差異，工程特性和常規地層材料也同樣如此。如果在施工過程中不采取加固措施，容易導致掌子面失穩、冒頂和坍塌等事故的發生。目前，國內外對此類問題的解決，已經具備了成熟的經驗。主要措施為注入漿料。但傳統加固技術尚存在一些不足，因此，對此項課題進行研究，具有十分重要的意義。

2 工程概況

某高速公路隧道屬于分離式隧道，總長度為2.79km，開挖斷面的跨度為13.1m，高度為9.89m，面積為105.8m2。松散堆積體位于隧道出口段附近，其組成部分是四系泥石流和坡殘物，而下伏基巖主要由玄武巖組成，隧道埋深23.8m，堆積體平均厚度為37m。

施工單位以掌子面為基準點，在開挖階段設置了多個采集點，通過這種方式，對未發生變化的堆積體原狀土進行采集，采集數量為40kg/組，然后將這些土樣相互混合，通過室內篩分的方式，確定土石堆積體級配情況，如表1所示。

表1 堆積體原狀土粒徑

通過觀察上表數據可知，4個采集點的土石混合體粒徑具有非常廣闊的分布范圍，最大值為100mm，最小值僅為0.1mm，且分布并不均勻，粒徑級配不均與系數介于28～89之間，曲率系數為0.22.1.18之間，在各組土樣中，粒徑不超過0.075mm的顆粒占比最小，僅為4%左右，而粒徑大于0.075mm，但小于2mm的顆粒質量占比最多，高達50%左右。粒徑超過60mm的顆粒，其占比為18%左右。在對比四組土樣后得知，除第二組樣土和砂粒外，其他幾組的顆粒主要以粗礫石、卵石和塊石為主，因此可得出結論：該堆積體地層塊石含量較高，地層密實程度低，孔隙率大，如果不采取加固措施，容易導致掌子面坍塌，因此，需要采取注漿加固的措施，從而使作業安全和施工進度得到保障[1]。

3 獲取堆積體力學參數

3.1 試驗材料

上述堆積原狀土是本次試驗所采用的土樣，為對注漿加固后的堆積力學參數進行探究，試驗機構利用膏狀注漿材料對土樣進行加固處理。

3.2 試驗儀器和參數

本次試驗所采用的儀器為三軸剪切儀，試樣直徑為30cm，高度為60cm。試驗圍巖設置分為不同的等級，主要包括300kPa、600kPa 以及900kPa，軸向壓力加載速度為每分鐘1.5mm，在殘余應力逐漸穩定后，剪切方能停止，在選擇試樣軸向應變極限值時，通常以試樣高度的15%～20%為主，本次試驗將100mm作為主要選擇[2]。

3.3 試驗步驟

首先將橡皮膜和成型筒安裝到壓力室試樣底座上，裝樣層數為5層，然后進行搗實處理，同時，將現場小導管注漿試驗結果作為依據，對漿液比例進行配置。本文添加漿液的量為原狀土試樣質量的8%，在分層混合后，放置7天，通過這種方式，對施工過程中漿液和圍巖固結過程進行模擬。在制樣完成后，需要對試樣進行軸向荷載施加處理。

3.4 試驗結果分析

固化前后堆積體試樣的應力和應變關系如下所述。

第一，堆積體原狀土樣：在加固前后，堆積體原狀土樣的應力-應變關系較為相似，具體表現為，軸向應變與主應力差存在密切的關聯，前者會隨著后者的加大而增加。

第二，在圍壓不變的情況下，原狀土樣的主應力差峰值小于注漿加固試樣，并且，圍壓與加固前后峰值之間存在密切的關聯。這表明堆積體強度會在注漿后得到提升。

第三，原狀土的內聚力為57.5kPa，摩擦角為32°；加固土的內聚力為98.3kPa，摩擦角為37°，由此可見，加固土相較于原狀土，具有抗剪強度上的優勢[3]。

4 堆積體隧道穩定性分析和優化建議

為確定堆積體隧道穩定性對施工的影響，本文利用有效差

分軟件，計算兩種不同工況下的數值，這里所說的工況主要是指進行超前注漿加固的工況和沒有超前注漿加固的工況。

4.1 數值模型和參數

本文將隧道出口端作為建立數值模型的依據，所建立的模型，其長度為100m，寬度為40m，高度為80m。模型地層被劃分為兩種類型，一種是堆積體碎石土層，另一種是風化玄武巖層，其中，前者的厚度為40m。隧道埋深為24.98m，施工單位借鑒歷史施工經驗，將施工過程中將三臺階+預留核心土法作為施工方式，開挖進尺的尺寸為0.98cm。注漿加固區的厚度為150cm。在實際處理過程中，地層、二襯和加固圈均為實體單元，通過這種方式模擬施工情況。而初期支護所采用的單元為殼單元，實體單元以M-C本構模型為主。此外，在進行加固前后堆積體地層抗剪強度取值時，其依據為室內試驗結果，剩余參數由研究人員通過地質勘探和查閱資料獲取，各地層和支護結構的力學參數如下所述。

第一，堆積體碎石土層的密度為2120kg/m3；彈性模量為75.8MPa；泊松比為0.3；內摩擦角為32°；黏聚力為57.6MPa。

第二，強化玄武巖層的密度為2320kg/m3；彈性模量為2000MPa；泊松比為0.2；內摩擦角為45°；黏聚力為298.9MPa。

第三，超前注漿加固區的密度為2220kg/m3；彈性模量為121.8MPa；泊松比為0.24；內摩擦角為36°；黏聚力為98.3MPa。

第四，初期支護的密度為2280kg/m3；彈性模量為28×103MPa；泊松比為0.2。

第五，二次襯砌的密度為2280kg/m3；彈性模量為36×103MPa；泊松比為0.2。

4.2 計算結果分析

試驗區域超前注漿加固前后的初期支護各部位變形值如下所述：

第一，超前加固前的拱頂變形值為-52.5mm；左拱腰變形值為-33.6mm；右拱腰變形值為-32.1mm；隧道底部變形值為29.1mm；水平收斂變形值為35.5mm。

第二，超前加固后的拱頂變形值為-38.5mm；左拱腰變形值為-24.6mm；右拱腰變形值為-24.1mm；隧道底部變形值為27.9mm；水平收斂變形值為32.9mm。

基于計算結果得知，在超前加固前后，拱頂的沉降變形程度最大，最高值為52.5mm；而最大隆起則位于隧道底部，其變形值為29.1mm；邊墻位置是圍巖水平收斂的發生位置，其最大值為35.5mm。其中，拱頂的變形值已經與有關標準不符，如果不采取加固措施，容易誘發安全事故。在注漿加固處理后，無論是沉降值還是隆起值均低于加固前，且與有關標準相符，平均降幅為25%左右[4]。

選擇具有代表性的未加固情況下的圍巖塑性區，在研究后發現，在未超前注漿加固之前，圍巖中的剪切破壞區發育較為成熟，甚至會閉合，導致隧道底部在拉裂的作用下受損。但在注漿加固后，隧道拱部的圍巖就不會被破壞，且拱部兩側的塑性區范圍也會不斷減少，但邊墻和底部圍巖的塑性破壞情況卻并未得到有效改善。總之，超前加固注漿方法的應用，有利于拱部圍巖受力情況的改善，同時，還能使隧道拱部支護結構沉降變形得到控制，但在解決底部隆起和邊收斂變形問題時，這種加固方式的效果并不顯著。

4.3 優化建議

4.3.1 優化后的施工方案

將上文計算結果作為依據，將隧道出口段作為試驗地點，利用三臺階+預留核心土法進行施工，并在此基礎上優化材料、范圍和步長，具體施工流程如下。

第一，超前支護。在施工過程中，試驗人員對熱軋無縫鋼管進行了利用，其長度為4.5m，將其作為超前小導管設置到拱部120°的范圍內，其中，環向間距為0.3m，縱向搭接長度為1.48m。超前注漿材料為試驗單位自主研制的注漿材料，其水灰比為1:1，添加劑主要以高分子聚合物為主。

第二，上臺階弧形導坑開挖。開挖的深度為100cm左右，在開挖的同時進行支護和設置錨桿。

第三，在開挖臺階核心土時，將開挖長度控制在100cm之內。

第四，待初期支護閉合后，及時進行仰拱和二次襯砌，其中后者與掌子面之間的距離為48m。

4.3.2 超前注漿加固效果

統計結果表明，優化方案與傳統注漿加固方案相比，具有更高的可行性，且效果極為顯著。具體表現為傳統注漿加固方案容易受到松散堆積體地層的影響，究其原因，主要是地層孔隙率偏高，密實性不足，在注漿后漿液容易流失，因此，傳統注漿加固方案的漿液使用量難以確定，控制難度高，且注漿壓力與設計要求存在差距，不具備注漿加固圈形成的條件。而優化方案所采用的注漿材料為膏狀注漿材料，不僅有利于注漿量的控制，同時還能使注漿壓力與要求相符，在注漿3h后，圍巖已經具備開挖的條件。

5 結論

綜上所述，在社會經濟快速發展的背景下，我國交通工程建設數量不斷增加，其中，部分隧道施工需要穿越松散堆積體圍巖，導致施工難度增加。想要確保隧道施工的有序進行，需要采取有效地圍巖加固技術，提高圍巖的強度，以此來保證圍巖的強度符合設計要求。但在研究后發現，傳統注漿加固技術雖然可以起到加固作用，但在解決底部隆起和邊收斂變形問題時，卻無法取得良好的效果。而某研究機構自主研發的膏狀注漿材料，可以改善傳統注漿加固方式的不足，建議施工單位予以關注。