軟弱圍巖隧道管棚水平旋噴組合預加固變形規律

賴金星，汪 珂，郭春霞，李鋒寧（.長安大學公路學院，陜西西安 70064；.西安建筑科技大學理學院，陜西西安 70055；.陜西省鐵路投資集團有限公司，陜西西安 70054）

軟弱圍巖隧道管棚水平旋噴組合預加固變形規律

賴金星1，汪 珂1，郭春霞2，李鋒寧3
（1.長安大學公路學院，陜西西安 710064；2.西安建筑科技大學理學院，陜西西安 710055；3.陜西省鐵路投資集團有限公司，陜西西安 710054）

摘要：為研究軟弱圍巖地層管棚水平旋噴樁組合結構的預加固效果，采用三維彈塑性有限元方法對比分析了單獨使用管棚、單獨使用旋噴樁、管棚與旋噴樁組合預加固及無加固4種工況下隧道結構體系的位移變化規律。結果表明：1）水平旋噴樁和管棚2種工法中，水平旋噴樁預加固工法控制拱頂下沉、拱腳收斂值和掌子面穩定性能力顯著；2）管棚預加固工法控制地表沉降的能力較強；3）管棚和旋噴樁組合結構控制拱頂沉降和拱腳收斂，掌子面水平位移性能突出，管棚水平旋噴樁組合結構使地表沉降減小91.3%，拱頂沉降減小76.2%，拱腳收斂減小76.3%，其地表最大沉降值為2.7 mm，拱頂最大沉降值為25 mm，拱腳最大收斂值為4 mm，最小收斂值為－9.4 mm，加固效果明顯。

關鍵詞：軟弱圍巖；隧道；水平旋噴樁；管棚；數值模擬；沉降變形規律

0　引言

旋噴注漿法是近十年來發展起來的一種地層加固新技術。隧道水平旋噴注漿超前支護技術就是沿隧道拱部外緣用水平布置的水泥旋噴樁相互搭接形成拱棚，在它的保護下開挖隧道，也稱為水平旋噴工法。根據需要還可在旋噴體中插入鋼管或芯材，即稱為加筋水平旋噴工法［1］。管棚法由于施工便捷、造價低，已被廣泛地應用于軟弱地層隧道預加固技術中［2］。

S.Coulter等［3－4］利用實驗手段研究了旋噴樁單樁強度、變形特性和水平旋噴樁控制地表下沉的效果；

Kill Song等［5］利用Midas軟件對比驗證了Design of Advance Reinforcement for Tunnel Face（DART）軟件隧道管棚預加固的計算結果；Seung Han Kim等［6］利用Midas軟件研究了旋噴樁預加固工法下掌子面的穩定性，證明了Midas計算輔助預加固系統的準確性。近年來，水平旋噴預加固技術的成功范例越來越多［7－8］。蔡凌燕［8］和張建華等［9］通過水平旋噴樁超前支護技術在廣州地鐵2號線新（港東）—磨（碟沙）區間段的運用，分析了水平旋噴樁的工藝原理和技術要求；吳波等［10］對水平旋噴樁預加固隧道圍巖的力學效果進行了研究。水平旋噴樁的施工工藝和理論研究均取得了很大的進展，但綜合分析加筋水平旋噴樁工法，管棚和旋噴樁分別施作和共同施作對軟弱圍巖隧道結構加固效果的系統研究卻不多見。

鑒于此，針對軟弱圍巖的工程地質情況，主要研究管棚配合水平旋噴樁預加固效果，這種工法與Trevi Jet Method相似，這種輔助預加固系統也叫Pipe Forepole Umbrella，Umbrella Arch Method［11］，Longspan Steel Pipe Forepoling Method［12］和Steel Pipe Canopy［13］，包括利用混凝土注漿形成的殼體和大直徑管棚多步注漿。不同的是，水平旋噴樁結合管棚的新型工法使用高壓旋噴成樁技術，在每一次旋噴成樁過程中嵌入鋼管，拱部旋噴樁咬合成殼，并在掌子面上臺階進行水平旋噴樁預加固，掌子面上臺階旋噴樁呈梅花形布置成復合地基。采用三維彈塑性有限元方法，以管棚配合水平旋噴樁預加固工法為研究對象，與無預加固、單獨使用管棚預加固和單獨使用水平旋噴樁預加固3種工法進行對比，研究管棚結構、水平旋噴樁結構、管棚水平旋噴樁組合結構對控制地表下沉、拱頂沉降、拱腳收斂、掌子面水平位移的作用，得出管棚水平旋噴樁組合結構較其他2種結構加固性能的提高程度，從而豐富加筋水平旋噴預加固技術的理論研究。

1　加固方案設計

1.1管棚超前支護方案

在隧道開挖輪廓線外側布設管棚，并進行小導管注漿，管棚長度15 m，直徑60.5 mm，厚度8 mm。注漿范圍為拱腰至拱頂150°范圍，注漿體前端厚度為600 mm，末端厚度為1 600 mm，管棚搭接長度為3 m。管棚布置見圖1。

1.2水平旋噴預加固方案

包括拱頂及周邊旋噴樁和掌子面上臺階旋噴樁（下臺階不進行加固）。拱頂周邊旋噴樁為43根，樁徑為600 mm，樁間距為0.4 m，長度為15 m，搭接長度為3 m，在隧道外側沿隧道開挖輪廓線環向布置。掌子面上臺階布設24根旋噴樁，樁徑為600 mm，樁間距為1.5 m，長度為15 m，在掌子面以梅花形布置。水平旋噴樁布置見圖2。

圖1　超前管棚3D布置Fig.1 3D model of layout of pipe roof

圖2　旋噴樁布置（單位：cm）Fig.2 Layout of horizontal jetgrouting piles（cm）

1.3水平旋噴與管棚組合結構預加固方案

在水平旋噴樁加固方案的基礎上，隧道開挖輪廓線外側施作拱頂及周邊水平旋噴樁時，在每根旋噴樁旋噴過程中嵌入60.5 mm、厚度為8 mm的鋼管，形成管棚與旋噴樁的組合結構。管棚水平旋噴樁組合結構布置見圖3。

圖3　管棚旋噴樁組合結構布置Fig.3 Combination of pipe roof and horizontal jetgrouting piles

2　數值模擬方案

2.1基本假定

圍巖滿足摩爾－庫侖屈服準則，噴射混凝土采用板單元模擬，管棚采用梁單元模擬，不考慮旋噴樁與土

體的滑移，上臺階水平旋噴樁采用復合地基模擬。考慮空間效應，采用三維模型進行模擬。

2.2參數選取

旋噴殼體和掌子面復合地基模量的選取采用均一化原理，即任一物理量對任一體積的積分等于該物理量對各體積的積分之和［14－15］。由于管棚旋噴樁組合結構多用于圍巖情況極其惡劣的地層中，故圍巖參數按Ⅴ級偏弱接近Ⅵ級圍巖選取［16］，且不考慮圍巖分層的影響。所得模型參數見表1。

表1　計算模型參數Table 1 Parameters of the model

2.3數值模擬方案

各預加固施工數值模型模擬施工步驟為：

1）掌子面前方15 m范圍內，施作預加固結構；

2）掌子面上臺階開挖，開挖進尺為3 m，如圖4所示，下臺階高度338 cm；

3）隧道上部施作噴射混凝土襯砌，厚度為30 cm；

4）考慮最不利情況，采用超短臺階開挖，臺階長度為3 m，下臺階無預加固措施，下臺階及仰拱開挖進尺3 m；

5）邊墻及仰拱施作噴射混凝土襯砌。

隧道界面尺寸見圖4，具體的網格劃分模型見圖5—8。

圖4　隧道幾何尺寸（單位：cm）Fig.4 Tunnel geometry（cm）

3　計算結果及分析

3.1地表沉降分析

選取右y＝0，9，18，27 m為隧道正上方4個地表沉降監測點，其數值為y坐標值。

圖5　地層模型（單位：m）Fig.5 Formation model（m）

圖6　管棚模型Fig.6 Pipe roof model

圖7　水平旋噴樁模型Fig.7 Horizontal jetgrouting pile model

圖8　管棚旋噴樁組合結構模型Fig.8 Model of composite structure of pipe roof and horizontal jetgrouting piles

無預加固工法地表沉降見圖9，管棚配合水平旋噴樁工法地表沉降見圖10。分析結果表明，管棚水平旋噴樁組合結構地表沉降最大值出現在y＝24～27 m，為無預加固（見圖9）的8.7%。其地表沉降特點為：在進行前4個開挖循環，即開挖y＝0～12 m時，地表沉降值逐漸增加，12～16 m開挖完成時，地表沉降達到第1個峰值；在開挖第5—7個循環，即開挖y＝12～21 m時，地表沉降值逐漸減小；在開挖第8和第9個循環，即開挖y＝21～27 m時，地表沉降值再次逐漸增加；開挖第9個循環，即開挖y＝24～27 m時，地表沉降達到第2個峰值。監測點的沉降特點表明，地表沉降值隨著y坐標逐漸減小，每個開挖循環中，下臺階開挖時，地表沉降均有減小的趨勢。

圖9　無預加固工法地表沉降Fig.9 Ground surface settlement in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

圖10　管棚配合水平旋噴樁工法地表沉降Fig.10 Ground surface settlement in the case of horizontal jetgrouting pile method

水平旋噴樁工法地表沉降見圖11。地表最大沉降值出現在第9步開挖，即21～24 m開挖，為無預加固（見圖9）的75.9%。與管棚水平旋噴樁組合結構相比，地表沉降值增加67.2%。地表沉降值隨開挖步逐漸增加，并在y＝24～27 m時沉降值達到峰值。

圖11　水平旋噴樁工法地表沉降Fig.11 Ground surface settlement in the case of pipe roof method

管棚工法地表沉降見圖12。拱頂沉降變化趨勢與無預加固（見圖9）基本相似，拱頂最大沉降值出現在第9步開挖，為無預加固的56.6%，較管棚配合水平旋噴樁預加固工法增加47.9%。與前2種工法相比較，開挖y＝0～12 m和y＝18～24 m時，地表沉降明顯增加，進行y＝12～15 m開挖時，地表沉降變化微弱。

圖12　管棚工法地表沉降Fig.12 Ground surface settlement in the case of no advance reinforcement

3.2拱頂旋噴樁沉降分析

選取拱頂y＝0，1.5，3，4.5，6，7.5，9，10.5，12，

13.5，15，16.5，18，19.5，21，22.5，24，25.5，27 m各節點為研究對象。

無預加固工法拱頂沉降見圖13，管棚配合水平旋噴樁工法拱頂沉降見圖14。由圖14可以看出，管棚配合水平旋噴樁預加固工法中拱頂沉降量最小，大約為無預加固工法（見圖13）拱頂沉降的23.8%。其拱頂沉降特點為：在旋噴樁重合的3 m范圍內，拱頂沉降明顯減小，在y＝15 m處各開挖步的沉降值變化微弱；第2組旋噴樁施作后，進行y＝12～21 m開挖時，掌子面前方旋噴樁發生明顯的向上翹曲變形。所有的開挖循環中，水平旋噴樁向上翹曲的峰值發生在y＝15～18 m開挖；在各開挖循環完成時，該開挖范圍的拱頂變形由向上翹曲變為向下撓曲；各開挖循環上臺階開挖與下臺階開挖相比，拱頂旋噴樁的沉降值變化不大；開挖第2組旋噴樁預加固范圍y＝15～27 m時，第1組水平旋噴樁加固范圍y＝0～15 m的拱頂沉降變化微弱。

圖13　無預加固工法拱頂沉降Fig.13 Crown settlement in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

圖14　管棚配合水平旋噴樁工法拱頂沉降Fig.14 Crown settlement in the case of horizontal jetgrouting pile method

水平旋噴樁工法拱頂沉降見圖15。水平旋噴樁預加固工法的拱頂最大沉降值為無預加固工法（見圖13）的55.2%，較管棚配合水平旋噴樁預加固工法增加31.4%。與管棚配合水平旋噴樁工法相比，其不同點為：y＝15～27 m開挖范圍，對第1組旋噴樁加固范圍拱頂沉降產生較大影響；未出現在旋噴樁重合3 m，y＝12～15 m處急劇減小的現象；拱頂旋噴樁沉降值隨開挖循環的推進逐漸增加；在開挖第2組旋噴樁加固范圍過程中，未出現掌子面前方旋噴樁向上翹曲變形的現象。

圖15　水平旋噴樁工法拱頂沉降Fig.15 Crown settlement in the case of pipe roof method

管棚工法拱頂沉降見圖16。管棚預加固工法的拱頂沉降趨勢與無預加固工法（見圖13）基本相似，拱頂最大沉降值為無預加固工法的80.9%，較管棚配合水平旋噴樁預加固工法增加57.1%。與前2種工法相比，其不同點為：管棚預加固工法的拱頂沉降值隨著每一開挖循環的進行，開挖范圍拱頂沉降嚴重，拱頂沉降曲線呈階梯形發展趨勢。與管棚配合水平旋噴樁預加固工法相似，第2組管棚加固范圍的開挖對第1組管棚加固范圍的拱頂沉降影響較小。

圖16　管棚工法拱頂沉降Fig.16 Crown settlement in the case of no advance reinforcement

3.3拱腳收斂

選取拱腳y＝0，1.5，3，4.5，6，7.5，9，10.5，12，13.5，15，16.5，18，19.5，21，22.5，24，25.5，27 m各節點為研究對象。

無預加固工法拱腳收斂見圖17，管棚配合水平旋噴樁工法拱腳收斂見圖18。管棚配合水平旋噴樁預加固工法中拱腳收斂的絕對值較小，為無預加固工法（見圖17）的23.7%。其拱腳收斂值變化特點為：隨著開挖循環的推進，拱腳收斂值向負值發展。在旋噴樁重合的3 m，y＝13～15 m各施工階段的拱腳收斂值較小。開挖過程中，第1組水平旋噴樁預加固范圍下的拱腳收斂絕對值較大，并隨y坐標明顯減小；第2組水平旋噴樁加固范圍下的拱腳收斂值較小，且隨y坐標變化微弱。

圖17　無預加固工法拱腳收斂Fig.17 Arch spring convergence in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

圖18　管棚配合水平旋噴樁工法拱腳收斂Fig.18 Arch spring convergence in the case of horizontal jetgrouting pile method

水平旋噴樁工法拱腳收斂見圖19。水平旋噴樁預加固工法拱腳收斂的絕對值為無預加固工法（見圖17）的52.8%，較管棚配合水平旋噴樁預加固工法增加29.1%。其拱腳收斂值變化特點為：隨著開挖循環的推進，拱腳收斂值向負值發展。開挖過程中，第1組水平旋噴樁預加固范圍的拱腳收斂絕對值大于第2組水平旋噴樁加固范圍的拱腳收斂絕對值。全長度范圍的拱腳收斂絕對值隨y坐標呈減小趨勢，且在y＝15 m處突變。

圖19　水平旋噴樁工法拱腳收斂Fig.19 Arch spring convergence in the case of pipe roof method

管棚工法拱腳收斂見圖20。由于掌子面上臺階未進行水平旋噴樁預加固，管棚預加固工法的拱腳收斂值變化趨勢與無預加固工法（見圖17）相似。圖中虛線突變的現象說明了拱腳收斂值在所屬掌子面進行開挖時驟然增加，在后來開挖中逐漸減小，直至向負值發展，其最大收斂值發生在開挖第9個循環的y＝27 m處。

圖20　管棚工法拱腳收斂Fig.20 Arch spring convergence in the case of no advance reinforcement

3.4掌子面穩定性分析

各工法的水平位移見圖21—24。取第2個循環開挖，即y＝3～6 m開挖完成時，掌子面水平方向位移

為研究對象。掌子面旋噴樁使掌子面上臺階水平方向位移明顯減小，且有效控制了前方掌子面的穩定性。管棚配合旋噴樁和水平旋噴樁工法中，掌子面上臺階的水平位移約為1.7～21 mm，位移的峰值均發生在掌子面下臺階某點處。管棚加固和無加固工法中，掌子面整體位移較大，且影響到掌子面前方較大范圍，水平位移的峰值大約為6.6 mm，出現在掌子面中心處。

圖21　管棚配合旋噴樁工法水平位移Fig.21 Tunnel face horizontal displacement in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

圖22　旋噴樁工法水平位移Fig.22 Tunnel face horizontal displacement in the case of horizontal jetgrouting pile method

圖23　管棚加固工法水平位移Fig.23 Tunnel face horizontal displacement in the case of pipe roof method

3.5圍巖塑性應變分析

各工法的塑性應變見圖25—28。取第2個循環開挖，即y＝3～6 m開挖完成時，隧道圍巖塑性位移為研究對象。管棚配合旋噴樁工法和旋噴樁工法中，塑性應變主要出現在上下臺階分界處。管棚加固和無加固工法中，圍巖塑性應變主要出現在拱頂一定范圍。前2種工法的塑性應變值大約為后2種工法的1／5，說明拱頂水平旋噴樁對控制拱頂塑性變形的效果顯著。

圖24　無加固工法水平位移Fig.24 Tunnel face horizontal displacement in the case of no advance reinforcement

圖25　管棚配合旋噴樁工法塑性應變Fig.25 Rock plastic strain in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

圖26　旋噴樁工法塑性應變Fig.26 Rock plastic strain in the case of horizontal jetgrouting pile method

圖27　管棚加固工法塑性應變Fig.27 Rock plastic strain in the case of pipe roof method

圖28　無加固工法塑性應變Fig.28 Rock plastic strain in the case of no advance reinforcement method

4　結論與討論

管棚配合旋噴樁預加固工法能有效地控制拱頂沉降，掌子面水平位移和拱腳收斂，是軟弱圍巖地區隧道開挖預加固的有效方法。管棚水平旋噴樁組合結構使地表沉降減小91.3%，拱頂沉降減小76.2%，拱腳收斂減小76.3%。單獨使用水平旋噴樁預加固工法使地表沉降減小24.1%，拱頂沉降減小44.8%，拱腳收斂值減小47.2%。單獨使用管棚工法使地表沉降減小43.4%，拱頂沉降減小19.1%。水平旋噴樁和管棚加固工法中，水平旋噴樁能控制拱頂下沉，拱腳收斂值性能顯著。管棚單獨使用時控制地表下沉作用明顯，對控制拱頂沉降值貢獻較小。管棚配合旋噴樁后，地表下沉、拱頂沉降、拱腳收斂值的改善得到了事半功倍的效果。掌子面水平旋噴樁對控制掌子面及前方圍巖穩定性作用明顯，拱頂旋噴樁對改善隧道拱頂塑性應變貢獻顯著。管棚旋噴樁形成的組合結構控制地表下沉和拱頂沉降，掌子面穩定，拱腳收斂性能突出，其地表最大沉降值為2.7 mm，拱頂最大沉降量為25 mm，拱腳最大收斂值為4 mm，最小收斂值為－9.4 mm，加固性能得到明顯提升。

通過數值模擬實驗，在現有研究成果的基礎上，系統地研究了管棚和旋噴樁分別作用與聯合作用的加固效果，可為后續研究提供基礎資料。針對管棚配合水平旋噴樁加固效果的研究，僅通過數值模擬手段進行分析，其結果具有一定的指導意義，但尚存在不足之處，應結合實驗和現場量測手段對數值模擬結果進行進一步研究。

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Deformation Law of Composite Structure of Pipe Roof and Horizontal JetGrouting Pile Reinforcement in Tunneling in Weak Strata

LAI Jinxing1，WANG Ke1，GUO Chunxia2，LI Fengning3
（1.School of Highway，Chang’an University，Xi’an 710064，Shaanxi，China；
2.School of Science，Xi’an University of Architecture and Technology，Xi’an 710055，Shaanxi，China；
3.Shaanxi Provincal Railway Investment Group Co.，Ltd.，Xi’an 710054，Shaanxi，China）

Abstract：The deformation law of tunnel structures in 4 cases，i.e.，application of only pipe roof，application of only horizontal jetgrouting piles，application of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting piles and application of no advance reinforcement，are studied by means of threedimensional elasticplastic finite element method，so as to investigate the effect of the pipe roof coupled with horizontal jetgrouting piles on the deformation of tunnel in weak strata.Conclusions drawn are as follows：1）The horizontal jetgrouting pile method is superior in controlling crown settlement，arch spring convergence and face displacement，while the pipe roof method is superior in controlling the ground surface settlement。2）The combination method of pipe roof and horizontal jetgrouting piles results in outstanding control of crown settlement，arch spring convergence and tunnel face horizontal displacement：the ground surface settlement is reduced by 91.3%，the crown settlement is reduced by 76.2%，and the arch spring convergence is reduced by 76.3%；the maximum ground surface settlement is 2.7 mm，the maximum crown settlement is 25 mm，the maximum arch spring convergence is 4 mm and the minimum arch spring convergence is－9.4 mm.

Key words：weak stratum；tunnel；horizontal jetgrouting pile；pipe roof；numerical simulation；settlement deformation rule

作者簡介：賴金星（1973—），男，廣東龍川人，2008年畢業于長安大學，隧道工程專業，博士，副教授，從事隧道與地下工程方面的教學與科研工作。

基金項目：陜西省工業科技攻關項目（2015GY185）；交通運輸部西部交通建設科技項目（200731800018）

收稿日期：2015－01－15；修回日期：2015－04－16

中圖分類號：U 455

文獻標志碼：A

文章編號：1672－741X（2015）05－0404－09

DOI：10.3973／j.issn.1672－741X.2015.05.003