不同長度注漿錨桿支護效果及圍巖變形曲線規律*

鄭 帥，姜諳男，申發義，苗 偉

(1. 大連海事大學 交通運輸工程學院，遼寧 大連 116026；2. 吉林省高速公路集團有限公司，長春 130000 )

公路隧道建設過程中，砂漿錨桿的應用可有效限制圍巖變形，達到加固巖體的目的.但是，當施工地質環境遭遇斷層破碎帶等軟弱地層時，普通砂漿錨桿常常面臨著力基礎弱、塌孔等問題.中空注漿錨桿的應用能夠有效解決這些問題，實現對軟弱地層中隧道施工的加固效果[1-2].然而，目前對注漿錨桿作用規律的研究較少，在實際應用過程中，注漿錨桿長度等參數的確定仍靠相似工程類比甚至人為經驗判斷，這些方式是不完善的.

注漿錨桿的作用機理與應用研究已有部分學者進行了相應探索.劉文娟[3]以圓形隧道開挖過程為例，對其圍巖塑性變形區域、圍巖潛在破裂面等進行了分析計算，同時對錨桿陣列布置、錨桿有效長度等進行了優化設計；王思琦[4]考慮不同注漿錨桿的種類，對其支護機理與作用效果進行了較為系統的論述；邵偉[5]以地鐵隧道為背景，建立了錨注加固后圍巖的力學計算模型，詳細闡述了錨注加固圈圍巖處于極限平衡狀態和彈性狀態兩種情況下隧道周邊圍巖應力分布規律、極限平衡區半徑、隧道周邊位移求法.關于注漿錨桿的研究日益豐富，但是當前研究多關注于對注漿錨桿作用機理的分析，尚未對施工過程形成指導.從實際工程出發，以循環開挖過程中隧道圍巖變形為首要指標，以單元安全度為輔助指標對不同長度注漿錨桿的應用效果進行評價選取，這對工程安全、快速進行是有益且必要的.

在已有研究結果基礎上，本文對甄峰嶺隧道軟弱圍巖區的注漿錨桿支護效果進行了評價與分析，基于反分析所得參數進行了隧道循環進尺開挖模擬，根據圍巖變形曲線及單元安全度評價結果，得出最佳支護長度為3 m的結論，并驗證了所述方案的可行性.

1 理論基礎

1.1 隧洞開挖時空效應理論

根據圍巖變形速率，巖石隧道變形一般可劃分為三個階段：急劇變形階段、穩定變形階段和流變階段，如圖1所示.其中，空間效應主要體現在AC段所代表的急劇變形階段(S1)與CD段所代表的穩定變形階段(S2)，主要形成原因是在隧道掘進過程中，由于開挖面的約束效應導致附近圍巖無法立即釋放其全部瞬時彈性位移；時間效應則是巖石流變性的體現，主要表現為圍巖隨時間而改變的性質[6]，主要發生于D點之后的流變階段(S3).

圖1 圍巖變形全過程曲線Fig.1 Total deformation curves of surrounding rock

對于軟弱圍巖而言，圖1中C點處變形速率的減小程度依賴于初期支護作用效果，在支護不利的情況下則可能出現圖1中虛線表示的變形破壞.錨固支護過程主要在初次支護時完成，即圖1中BC階段，時間效應影響甚微，因此，本文主要考慮空間效應對圍巖變形過程的影響.

中空注漿錨桿的應用能夠控制圍巖變形程度，不同長度注漿錨桿會形成不同的錨固與注漿加固范圍，進而改變空間效應作用下的圍巖變形特征曲線.反向應用這個關系，則可通過開挖過程中隧道圍巖空間變形曲線對比分析不同支護方案對變形規律的影響及其對最終穩定變形量的控制效果.

1.2 單元安全度方法

周輝等[7]最早提出了屈服接近度(yield approach index，YAI)的概念，其可廣義地表述為：描述一點的現時狀態與相對最安全狀態參量的比值，YAI∈[0，1]，彌補了傳統強度理論無法定量評價仍處于彈性階段巖體的應力危險程度的劣勢.基于Mohr-Coulomb屈服準則的YAI評價數學表達式為

f(σπ，τπ，θσ)=

(1)

式中：I1為第一主應力不變量；J2為第二偏應力不變量；φ為內摩擦角；θσ為應力羅德角.各參量表達式為

I1=σ1+σ2+σ3

(2)

(3)

(4)

式中：σ1為最大主應力；σ2為中間主應力；σ3為最小主應力.

Zhang等[8]在此基礎上基于彈塑性應變軟化模型提出了破壞接近度FAI的概念，進一步實現了對塑性階段損傷程度的綜合評價，其數學表達式為

(5)

式中：ω為YAI的相補參數，ω=1-YAI；FD為破壞度，其數學表達式為

(6)

本文引入破壞接近度指標，以定量評價不同支護條件下隧道圍巖的破壞程度.考慮圍巖的抗拉強度明顯遠小于抗剪強度，因此，為了同時考慮可能出現的拉剪破壞，得出了單元安全度評價方法[9].

在彈性階段，為了統一整體評價結果的度量方向，將破壞接近度概念重新定義為：空間應力狀態點相應的最穩定參考點沿最不利路徑到屈服面的距離與該點在相同羅德角方向上到屈服面的距離之比.單元安全度ZSI數學表達式為

(7)

式中，σt為最大拉應力.

(8)

單元安全度體系同時考慮了各階段可能出現的拉伸與剪切破壞情況，并對原評價體系指標進行了整理，改進后ZSI∈(-∞，0)代表塑性破壞狀態；ZSI∈[0，1)代表塑性屈服狀態；ZSI∈[1，+∞)代表彈性狀態，且各區段評價結果的度量方向一致，評價值越大代表圍巖穩定性越好.

2 數值模擬

2.1 工程背景

甄峰嶺隧道位于吉林省延吉市，隧道分左、右兩幅，右幅長5 561 m，為先行洞；左幅長5 497 m，為后行洞；兩洞掌子面在軸向上差距約100 m.先行洞施工過程中遭遇計劃外軟巖區，初襯結構產生大幅變形，造成了區域性影響，拱頂最大變形量為259.21 mm.圖2為變形段臨時支護.變形區域原設計圍巖級別為Ⅳ級，初、二襯之間預留變形量為70 mm，當前變形量遠超出容許范圍，已造成施工停滯.勘測確定已施工區域松動圈范圍約為1.9 m，TSP201地質超前預報與掌子面勘查結果表明，先行洞前方30～50 m范圍內圍巖性質仍處于較差狀態，且后行洞將于3周后開挖至該地質區域，因此，對當前圍巖環境下隧道施工支護方案進行加固設計勢在必行.

圖2 變形段臨時支護Fig.2 Temporary supporting for deformation section

本文所述隧道凈寬10.69 m，兩幅隧道間距32～40 m，已達到3倍洞徑寬度，因此，認為兩洞相互影響可忽略不計，在建模過程中進行單洞建模研究.據本工程地質勘查結果，事故區域底板埋深約200 m，上部140 m深為強風化玄武巖，下部為中風化英云閃長質片麻巖.目標區段隧道完全位于下部地層中，其附近無斷裂帶或明顯地質夾層，但圍巖整體較破碎，為鑲嵌碎裂結構與裂隙塊狀結構組合形態.圍巖裂隙和氣孔發育互為貫通，雨季時施工區域地下水較為充沛，但很快沿裂隙、氣孔排泄，當前施工環境較為干燥，未見明顯滲水，因此，模擬過程中未考慮滲流作用.

原設計方案中錨固支護采用2.5 m長φ22早強水泥砂漿錨桿，橫、縱間距均為1.2 m，呈梅花狀布設，斷面布設范圍為起拱線以上區域；初襯采用I16型鋼鋼架間距為1.2 m，φ8單層鋼筋網間距為25 cm×25 cm，厚22 cm的C25噴射混凝土；二襯采用40 cm厚C30模注混凝土；仰拱采用C30模注鋼筋混凝土.

為了實現加固目的，計劃將水泥砂漿錨桿變更為φ42鋼花管中空注漿錨桿，管壁厚3.5 mm，由距尾端100 cm位置開始每隔10 cm環向設置4個注漿溢漿孔，直徑為10 mm，相鄰兩環間以梅花狀布置.錨桿體外表面全長為標準大螺距螺紋結構，并在錨頭位置設有倒刺，用以在初始錨桿插入時增加固定效果.斷面布設范圍延伸至圖3所示的起拱線以下縱向塑料盲溝處，采用雙液注漿形式，水灰比為1∶0.7，水泥漿與水玻璃及氯化鈣溶液配比采用1∶0.025∶0.002，注漿壓力控制值為1 MPa.為了探討注漿錨桿的應用效果，計算過程中將注漿錨桿長度作為唯一變量，其余支護結構保持不變.

圖3 隧道支護結構示意圖Fig.3 Schematic diagram of tunnel supporting structure

2.2 數值模型建立

為充分體現隧道空間效應與工程實際中各支護結構效用，同時盡量避免邊界效應影響，建模尺寸選取為80 m×250 m×100 m(X×Y×Z).其中，X(-40，40)為與隧道軸線垂直的水平方向，Y(0，250)為隧道軸線方向，Z(-40，60)為豎直方向，模擬開挖方向由Y=0 m斷面沿Y軸正向開挖.Y=0 m、Y=250 m兩端面處縱向高度分別為Z=40 m、Z=60 m，而模型Y方向兩邊界真實埋深分別為190、210 m，超出模型部分以等效重力加載的形式實現.

對隧道周圍1倍洞徑范圍進行網格加密，劃分結果如圖4a所示，模型四周及底部邊界采用法向約束.采用循環進尺開挖方式進行隧道開挖模擬，各施工結構參照設計要求：左側下臺階距掌子面5 m，右側下臺階距掌子面10 m；仰拱距上臺階掌子面40 m；二襯落后仰拱20 m；初襯、錨桿支護結構跟緊掌子面，遵循“短開挖，快支護”原則.整體開挖進尺為2 m，認為各施工結構同時向前推進.模擬開挖初始各結構位置關系如圖4b所示(單位：m).

圖4 數值計算模型Fig.4 Numerical calculation model

2.3 計算參數獲取

鑒于研究區域已出現較大圍巖變形，工程初期勘察所得圍巖力學性質的參數已無法滿足實際需求，因此，采用參數反分析的方法獲取該區域圍巖真實參數[10].

在正交設計過程中，同時考慮Ⅳ、Ⅴ兩級圍巖參數范圍，取值區間參照《公路隧道設計規范》，對彈性模量E、泊松比μ、粘聚力C、內摩擦角φ四個參數分別在兩個巖級內進行4參數、4水平正交設計，共獲得32組正交樣本.通過前述數值模型，計算不同圍巖參數下隧道位移情況，并基于高斯過程(GP)建立圍巖參數與開挖位移之間的映射關系.根據現場實測位移，借助差異進化算法(DE)求解圍巖真實參數，所述參數反分析過程通過課題組已有的GP-DE計算程序[11]實現.反分析所得結果如表1所示.

表1 結構參數Tab.1 Structural parameters

鋼拱架作用效果通過彈性模量等效的形式在初襯支護參數中體現，錨桿采用cable單元，注漿效果通過注漿區域參數強化的方式實現[12]，各支護結構具體計算參數如表1所示.

3 結果分析

3.1 位移曲線分析

采用本文計算模型與開挖工法，綜合考慮目標區域松動圈范圍與工程狀態，注漿錨桿應用長度分別控制在2、3、4 m進行循環進尺開挖，記錄不同條件開挖情況下拱頂沉降、拱腰收斂、拱底隆起位移值.

為了更清晰直觀地反映圍巖各監測位置隨開挖進尺的變形過程，采用圍巖位移增量的表示方法，用某一開挖進尺狀態下的位移值減去前一開挖進尺狀態下的位移值，得到該開挖進尺下的位移增量.圖5為不同長度注漿錨桿應用效果對比.

圖5 不同長度注漿錨桿應用效果對比Fig.5 Comparison of application effect for grouting anchors with different lengths

圖5中，左幅曲線為監測斷面在不同開挖進尺狀態下拱頂沉降、洞周收斂、拱底隆起三項位移監測值；柱狀圖分別表示掌子面越過監測斷面20、40、60 m時不同注漿錨桿支護下變形量相對于普通錨桿支護變形量的差值.對計算所得數據結果從以下兩個方面進行總結：

1) 注漿錨桿支護效果

2 m注漿錨桿的應用相對于常規普通錨桿穩固作用效果明顯；3 m注漿錨桿相較于2 m注漿錨桿效果有進一步提升，穩定洞周收斂減少了18.6 mm，拱頂沉降減少了5.55 mm；4 m注漿錨桿相較于3 m注漿錨桿加固效果提升不明顯.

縱向對比圖5c、e中柱狀圖，注漿錨桿對拱頂沉降、洞周收斂的控制主要為掌子面距監測斷面2倍洞徑之前的過程，掌子面越過監測斷面4倍洞徑后，各同類柱狀圖高差變化不明顯，即控制效果趨于平穩.結合圖5d、f，發現注漿錨桿控制效果明顯區段為頂沉降、洞周收斂急速變形區，增量曲線線型基本一致，說明其控制效果主要為位移值大小，對整體變形過程規律影響較小.

注漿錨桿長度的增加對不同監測點位位移增量的影響規律不一，圖5d洞周收斂差值變化最明顯，拱頂沉降差值約有4 mm的少量下降，拱底隆起差值幾乎無變化.

拱底、洞周位移增量在掌子面越過監測斷面4倍洞徑后逐漸趨于穩定；拱頂位移增量最終平緩值為1～2 mm，即仍存在一定的持續變形，圖5f中，開挖96 m后，注漿錨桿條件下穩定差值有顯著減小，認為注漿錨桿對開挖后期拱頂的變形情況具有抑制效果.

2) 圍巖變形曲線變化規律

針對各監測項變化速度，縱向對比圖5b、d、f三個結果，隨著隧道逐漸向前開挖，監測斷面位置最先出現的變形是拱頂沉降，為掌子面距監測斷面約10 m位置處(1倍洞徑)；當掌子面推進至監測斷面前2 m區域時，拱頂沉降增長明顯，約達到了5 mm，此時拱底約有2 mm下沉；由于注漿錨桿支護施加時機是掌子面開挖后初襯施做過程中，因此，在圍巖變形曲線結果中，其對開挖前變形特征幾乎無影響.當掌子面越過監測斷面2 m后，拱頂沉降、洞周收斂、拱底隆起呈爆發式增長，其中洞周收斂前期始終處于穩定狀態，此時增長最為劇烈，連續兩次增長值分別為24.59、48.78 mm；注漿錨桿的應用可將此處增長值降低約60%，3 m長注漿錨桿支護條件下，此時洞周收斂增長值分別為10.76、18.09 mm.注漿錨桿支護能夠有效降低圍巖變形值，但并未改變變形曲線整體波動規律.

針對各監測項穩定時間，拱底隆起與洞周收斂變化差值在掌子面開挖至70 m(越過監測斷面3倍洞徑)時變化曲線斜率急劇下降，而后逐漸趨于平緩，80 m(4倍洞徑)后達到完全穩定狀態；拱頂沉降增量曲線下降較快，開挖長度為55 m(1.5倍洞徑)時即基本趨于穩定，但其穩定值不同于其他兩項，并不完全是0.注漿錨桿的應用使得拱頂、洞周兩處變形穩定時間略有提前，其中拱頂處位移在開挖距離達到2倍洞徑后即逐漸趨于穩定，且其增量曲線最終穩定值明顯下降，接近于0.

3.2 安全性評價與方案選取

施工掌子面越過監測斷面4倍洞徑距離后，監測斷面各處位移完全趨于穩定狀態.在此工況下，采用單元安全度方法計算評價監測斷面安全狀態，結果如圖6所示.注漿錨桿的應用效果主要表現于對塑性破壞區范圍的控制，對塑性屈服區影響不大；3 m長注漿錨桿支護條件下破壞區域相對于普通錨桿支護明顯減小，2 m長注漿錨桿應用效果介于兩者之間，4 m長注漿錨桿應用效果與3 m長注漿錨桿幾乎相同.結合圖5，3 m長注漿錨桿可有效實現對位移的控制，綜合安全施工、施工成本與效率等方面考慮，采用3 m長注漿錨桿作為最終的加固方案，同時配合其他支護架構的加強調整.

3.3 方案驗證

綜上所述，選取注漿錨桿長度為3 m，其他結構加固具體為：初襯厚度增加至26 cm；鋼筋網間距縮小至20 cm×20 cm，型鋼鋼架間距縮小至60 cm；仰拱中增加120a型鋼鋼架，間距為60 cm.同時，仰拱與二襯施做進度整體向掌子面方向前移10 m，以實現“短開挖，早閉環”的施工理念.

模擬計算開挖過程，監測斷面變形曲線與安全性評價結果如圖7所示.綜合考慮現場實際狀態，同時參照《公路隧道設計規范》，確定目標工程在當前區段埋深條件下允許相對收斂值為0.7%.由圖7可知，預施工方案拱頂預計相對變形為0.39%，拱腰相對收斂為0.14%，滿足安全控制要求；拱腰處塑性屈服、破壞區收縮明顯，相應的彈性區域擴張，隧道圍巖環境整體穩定性提高.

為了驗證計算結果的準確性與方案的可行性，對采用本文支護方案的隧道實際施工區段安全監測結果進行統計整理，如圖8所示.由于隧道施工過程中安全控制主要關注拱頂沉降、拱腰收斂兩項位移指標，因此，實測曲線未包含拱頂隆起變形的記錄.其中，拱頂沉降通過水準儀測量，參考點選取為已二襯位置，洞周收斂通過收斂儀測量.

結果表明，圖8所示實際監測曲線與圖7中預施工方案圍巖變形曲線基本一致，說明本文方案能夠有效實現對隧道開挖過程中圍巖變形的控制，實現安全施工的目的.相較于4 m注漿錨桿，本文方案可顯著節約施工成本，同時在一定程度上提高了施工效率.

圖6 不同支護方案開挖穩定性對比Fig.6 Comparison of excavation stability for different supporting schemes

圖7 預施工方案評價Fig.7 Evaluation of pre-construction scheme

4 結 論

本文通過分析得出以下結論：

1) 注漿錨桿的作用效果主要體現在對急速變形階段變形量的控制，其對洞周收斂的控制效果最顯著，對拱頂沉降控制較弱；在不考慮其他支護結構變化的條件下，對拱底隆起作用效果不明顯.

2) 在本文所依托工程背景工況下，從安全控制角度將注漿錨桿長度設置為3 m最優，并在文中給出了能夠保證隧道穩定的支護參數組.

圖8 工程數據統計Fig.8 Statistics of engineering data

3) 注漿錨桿的應用可有效控制洞周各處位移，但其對隧道空間變形曲線形態未見明顯影響，不同注漿范圍條件下隧道變形特征較為一致，即當掌子面越過監測斷面3倍洞徑后空間效應逐漸消失.

4) 洞周各處位移增量較劇烈區域為監測斷面開挖后1倍洞徑范圍內，應在此段時間內對相應位置加強安全監測.

注漿錨桿的應用實現了錨固與注漿加固兩種加固效果，本文研究將二者視為一個整體對不同長度注漿錨桿的應用效果進行了探索分析，但兩者對最終加固效果的貢獻比例及其間的相互作用關系還有待于進一步探究.