微樁鎖腳臺階法在淺埋大跨小凈距隧道中的應(yīng)用研究

劉立宏，趙曉勇

(中鐵第一勘察設(shè)計院集團有限公司，陜西 西安 710043)

隨著隧道建設(shè)技術(shù)的發(fā)展和交通運行需求的提高，單洞三車道乃至四車道隧道逐漸增多，隧道開挖斷面的跨度不斷增大，在場地條件限制下，有時還會面臨隧道埋深淺和小凈距等不利情況，為隧道安全施工帶來新的挑戰(zhàn)。隨著開挖斷面跨度增大，矢跨比減小，圍巖的應(yīng)力情況將變得更加復(fù)雜，結(jié)構(gòu)受力也更加不利，直接影響到支護結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定。因此針對淺埋大跨度隧道，選擇合適的開挖方式尤為重要[1-2]。隧道分部開挖法(CRD法、CD法、雙側(cè)壁導(dǎo)坑法)可通過化大為小，減小每次開挖跨度，保證結(jié)構(gòu)安全，但該類工法施工工序多、施工作業(yè)面小、臨時支護措施多，施工進(jìn)度較為緩慢。臺階法可克服上述缺點，但對淺埋大斷面小凈距隧道施工一般難以單獨使用，需要采取必要的輔助措施。目前已開展了相關(guān)研究，朱苦竹等針對淺埋軟巖大跨度隧道開挖的幾種工法進(jìn)行了數(shù)值模擬分析[3]，推薦應(yīng)用雙側(cè)壁導(dǎo)坑法；張聚文、傅鶴林對淺埋偏壓小凈距大跨度隧道開挖工法進(jìn)行了數(shù)值分析[4]，探究了不同圍巖條件下的工法適用性。胡志強對軟弱圍巖隧道應(yīng)用中管棚鎖腳施工技術(shù)進(jìn)行了介紹[5]；陶虎、于品清對黃土地區(qū)隧道鎖腳錨管的長度及角度選取進(jìn)行了數(shù)值模擬分析[6]；楊志剛等通過數(shù)值模擬進(jìn)行了鎖腳錨管的傾角優(yōu)化研究[7]；伍毅敏等通過數(shù)值模擬對鎖腳鋼管在不同圍巖、長度、直徑等方面的特性進(jìn)行了建模分析，研究主要針對鋼管的受力特性進(jìn)行分析[8]。既有的工程研究及應(yīng)用，主要針對于鎖腳錨管的長度、角度等方面的探討優(yōu)化[9-13]，受力分析也僅側(cè)重于針對鋼管本身通過桿體模型進(jìn)行分析，有一定局限性，未能完全發(fā)掘出強鎖腳的支撐潛力。

以往工程大多是在每一層臺階拱腳處施做鎖腳錨桿，以控制初期支護變形，但在大跨度破碎圍巖淺埋隧道中，鎖腳錨桿并不能有效地發(fā)揮鎖固效應(yīng)。鑒于此，本文依托龍池東路隧道，提出采用微樁鎖腳臺階法進(jìn)行施工，以大角度微型樁的理念進(jìn)行臺階鎖腳，最大化發(fā)揮強鎖腳的能力，限制支護結(jié)構(gòu)的變形，使得臺階法可有效的擴大應(yīng)用范圍，提高施工機械化水平，對于淺埋大跨小凈距隧道設(shè)計及施工具有積極意義。

1 微樁鎖腳臺階法

1.1 支護型式

臺階法有效實施的關(guān)鍵在于控制圍巖及支護結(jié)構(gòu)變形。以往臺階法與鎖腳錨桿相結(jié)合來控制變形，該工法多應(yīng)用于Ⅳ級以下圍巖，且開挖斷面跨度相對較小，在大跨度淺埋破碎圍巖中應(yīng)用效果一般。而導(dǎo)致該工法無法有效應(yīng)用的關(guān)鍵制約因素是臺階法施工時無法有效地穩(wěn)固拱腳，導(dǎo)致整體變形太大，進(jìn)而危及到結(jié)構(gòu)安全?？缍鹊脑龃螅瑖鷰r的弱化，使得鎖腳錨桿的效力已經(jīng)無法滿足設(shè)計使用要求。

微樁鎖腳臺階法是在每個臺階拱腳處斜向外側(cè)施打鋼管并注漿形成鋼管樁，通過與鋼架有效連接從而保證初支結(jié)構(gòu)穩(wěn)定。通過螺栓將鋼板牢固連接在鋼架內(nèi)外側(cè)翼緣上，鋼板中部開孔并焊接內(nèi)側(cè)車絲的較大直徑鋼套筒，鉆機通過鋼套筒導(dǎo)向，進(jìn)行鎖腳微樁打孔，清孔后，將鋼管通過鋼套筒置入鉆孔，鋼管須全身設(shè)置注漿孔，鋼管端部外側(cè)車絲，并與鋼套筒有效焊接，然后加壓注漿充滿鉆孔及鋼管，充填密實周邊巖體，形成鋼管樁。注漿時應(yīng)保證有效的擴散半徑和砂漿強度，待形成強度后再進(jìn)行開挖下部。當(dāng)初支結(jié)構(gòu)將荷載傳遞到鎖腳微樁時，樁身發(fā)生變形，樁端與鋼套筒發(fā)生相對變形，端頭范圍的內(nèi)外部車絲相互咬合，變形越發(fā)展，連接越緊密，微樁的自鎖效應(yīng)越顯著，以保證初支結(jié)構(gòu)與鎖腳微樁的有效連接，見圖1。

圖1 微樁鎖腳臺階法示意圖Fig.1 The diagram of step method of micro-pile locking foot

1.2 力學(xué)作用機制

針對穩(wěn)固拱腳的加強，以往工程采用鎖腳錨管(桿)來增加鎖腳強度，使得結(jié)構(gòu)變形得以有效控制。以往鎖腳錨管(桿)直徑較小，鉆孔孔徑比錨管稍大，主要靠自身鋼管結(jié)構(gòu)來承受荷載，其長細(xì)比較大，整體受力模式為純桿體式受力，較為單薄，受壓、受彎、受剪承載力相對較小，不強調(diào)注漿擴散半徑要求，對周邊圍巖加固效果相對較弱。當(dāng)錨管長度較短，圍巖塑性區(qū)較大時，將整體發(fā)生位移變形，不能有效鎖腳。這種鎖腳形式未能完全發(fā)掘出強鎖腳的支撐潛力，進(jìn)而制約了臺階法的進(jìn)一步發(fā)展。

鎖腳微樁整體直徑更大，長細(xì)比較小，自身剛度更強，受力模式為鋼管樁的形式，相當(dāng)于在鉆孔內(nèi)插入鋼管，輔以注漿，形成鋼管混凝土樁效應(yīng)。微樁承載力由鋼管及注漿樁體共同發(fā)揮，其受壓受彎受剪承載能力可得到極大地提高。同時對注漿擴散半徑提出了控制要求，確保注漿后的圍巖達(dá)到一定強度，對周邊圍巖的加固效果更加顯著。樁體可有效地抵抗圍巖塑性區(qū)的擴展，保證初支結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定。

在上臺階開挖后，初支結(jié)構(gòu)坐落在基巖上，結(jié)構(gòu)整體保持穩(wěn)定，隨著下臺階的開挖，兩側(cè)拱腳逐漸臨空，初支結(jié)構(gòu)不再穩(wěn)定，而在拱腳部位施做鎖腳微樁，將上臺階初支結(jié)構(gòu)牢牢固定，初支結(jié)構(gòu)就承擔(dān)了上臺階開挖后的全部圍巖松弛荷載，形成一個穩(wěn)定的兩鉸拱結(jié)構(gòu)[10]，如圖2(a)，荷載通過拱形結(jié)構(gòu)傳遞到拱腳的鎖腳微樁，使得上臺階初支結(jié)構(gòu)在下臺階開挖時依然保持穩(wěn)定。假設(shè)均布荷載為q，拱的跨度為l，高度為f。建立如圖2(b)坐標(biāo)系，設(shè)拱軸上任一點與水平夾角為θ，初支拱對應(yīng)的的弧度角為2φ0，半徑為r，拱軸上任一點切線傾角為φ，則初支拱軸線上任一點的坐標(biāo)為(rcosθ,rsinθ)。

圖2 拱形結(jié)構(gòu)Fig.2 The diagram of arch construction

可得拱軸上各點的彎矩M、軸力N、剪力Q值：

(1)

式中：M0、Q0為相應(yīng)簡支梁的彎矩與剪力，x1為水平力，y為截面豎坐標(biāo)值。下斷面開挖后，上部荷載通過初支結(jié)構(gòu)傳遞到拱腳，進(jìn)而傳遞到鎖腳微樁處?？傻霉澳_的彎矩Mj、軸力Nj、剪力Qj值：

(2)

設(shè)鎖腳微樁與水平夾角為α，軸力Nj與水平夾角為β。鎖腳微樁端頭處荷載即為拱腳處荷載，通過坐標(biāo)轉(zhuǎn)換，將拱腳處荷載Nj、Qj轉(zhuǎn)換為沿著樁身方向N1的和垂直向Q1，可得：

(3)

然后對鎖腳按照微樁進(jìn)行受力情況分析。微樁受到剪力Q1和彎矩Mj作用時，可按照樁的受彎承載力進(jìn)行分析；微樁受到軸力N1作用時，可按照樁的軸向極限承載力進(jìn)行分析。為保證鎖腳微樁可以有效地發(fā)揮強鎖腳效應(yīng)，樁體強度應(yīng)足夠大，在受到軸力及剪力的情況下，按照《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中關(guān)于承載力的規(guī)定判斷，單根樁的極限承載力Nmax主要由軸向極限承載力控制：

Nmax=πDLqsik+qpkπ(D/2)2

(4)

式中：D為微樁鉆孔直徑，L為微樁長度，qsik為樁側(cè)極限側(cè)阻力，qpk為樁端極限阻力。

實際施工后，微樁根部因為注漿而形成一個直徑超過樁徑的不規(guī)則體，其端承效應(yīng)將更加明顯，樁身為不規(guī)則凹凸體，側(cè)摩阻力更大。

那么，鎖腳微樁受力即為N1與總Nmax的比較。當(dāng)N1<總Nmax時，樁體穩(wěn)定，側(cè)摩阻力及端承阻力共同抵抗初支結(jié)構(gòu)傳遞來的荷載，從而保證整個初支結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性。當(dāng)N1>總Nmax時，樁體失穩(wěn)破壞，即鎖腳構(gòu)造無法提供足夠的抗力來抵抗初支結(jié)構(gòu)傳遞的荷載，從而導(dǎo)致初支結(jié)構(gòu)的整體失穩(wěn)變形，這種情況的發(fā)生主要有三種情況：一種是荷載足夠大，超過了微樁的極限承載力；一種是微樁自身結(jié)構(gòu)較弱；另一種是樁身在圍巖塑性區(qū)內(nèi)，隨著圍巖共同變形。這些情況均需要加強微樁強度，增大樁徑或樁長，保證承載力要求。

1.3 應(yīng)用范圍

對于中小跨度隧道，圍巖為裂隙較發(fā)育的破碎硬質(zhì)巖體時，通過鎖腳錨桿(管)可以起到較好的支護效果。

對于極破碎圍巖、軟質(zhì)巖體、土體中的淺埋大跨隧道，由于支護結(jié)構(gòu)整體承受荷載較大，拱腳圍巖受力后塑性區(qū)范圍較廣，整體變形隨之?dāng)U展，對支護結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性要求更高，采用微樁的支護效果更加顯著。

2 微樁鎖腳臺階法數(shù)值分析

2.1 工程概況

結(jié)合蘇州何山路西延工程項目龍池東路隧道進(jìn)行分析。龍池東路隧道橫斷面為雙向六車道，隧道Ⅳ級圍巖占比74%，Ⅴ級圍巖占比26%，周邊受到制約因素較多，左右線凈距6 m，隧道長約130 m，洞頂最大埋深約16 m。隧道進(jìn)出口段洞身表層圍巖以黏土、粉質(zhì)黏土為主，縱向長度約為20～50 m；向洞內(nèi)延伸至全強風(fēng)化花崗巖為主，節(jié)理裂隙發(fā)育，巖質(zhì)較硬。隧道屬于超淺埋超小凈距大跨度破碎圍巖短隧道。

龍池東路隧道開挖寬度15.7 m，開挖高度11.5 m。原設(shè)計采用CD法，中隔壁臨時支撐采用I22b工字鋼，掛網(wǎng)噴砼25 cm，并在中隔壁拱頂處設(shè)置7根4 m長?42超前注漿小導(dǎo)管，每側(cè)分臺階開挖，每臺階拱腳設(shè)置2根3.5 m長?42鎖腳錨管。調(diào)整為三臺階開挖后，在上臺階、中臺階每處拱腳設(shè)置4根4.5 m長?76@5管樁，水泥漿水灰比W/C=1∶1，水泥采用42.5級普通硅酸鹽水泥，建議注漿壓力不小于1.5 MPa。要求注漿擴散半徑不小于15 cm，管樁水泥砂漿抗壓強度不小于M15。套筒為?108@6鋼管，鉆孔直徑采用90 mm。微樁與豎直線夾角采用30°～60°，方便機械打設(shè)。

2.2 數(shù)值模型

采用Midas GTS NX軟件通過地層結(jié)構(gòu)法分別對CD法與微樁鎖腳臺階法進(jìn)行數(shù)值模擬分析。巖土體采用修正的摩爾庫倫彈塑性本構(gòu)模型，隧道初期支護、臨時支護采用梁單元，系統(tǒng)錨桿采用植入式術(shù)架，鎖腳微樁采用梁單元。

大多情況下，數(shù)值建模分析時采用植入式術(shù)架來模擬錨桿(管)，模擬桿體受力，其受力特性以抗拉壓為主；而鎖腳微樁的樁效應(yīng)較為明顯，采用梁單元進(jìn)行模擬分析，可有效反映出樁體效應(yīng)，較好地模擬出微樁良好的抗壓、抗剪、抗彎特性。

邊界條件：模型兩側(cè)施加水平位移約束；模型底部施加豎向位移約束。根據(jù)工程經(jīng)驗及圣維南原理，模型豎向頂部取至地面，底部取至隧道以下3～5倍隧道高度處，隧道水平兩側(cè)各取3～5倍隧道寬度。選取NK2+110附近斷面，最終建立的有限元模型如圖3所示。

圖3 數(shù)值模型Fig.3 The numerical model

2.3 參數(shù)選取

由地質(zhì)縱斷面知，Ⅳ級圍巖所對應(yīng)的地表全強風(fēng)化的花崗巖厚度約為1 m，下部為中風(fēng)化的花崗巖，巖體節(jié)理裂隙發(fā)育，較為破碎，為簡化計算，可全部看作是Ⅳ級圍巖。結(jié)合地勘報告，同時參考《公路隧道設(shè)計規(guī)范第一冊 土建工程》和《公路隧道設(shè)計細(xì)則》，圍巖的計算參數(shù)及襯砌結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1和表2所示。

表1 圍巖計算參數(shù)Tab.1 Calculation parameters of surrounding rock

表2 結(jié)構(gòu)計算參數(shù)Tab.2 Calculation parameters of structure

2.4 數(shù)值結(jié)果

通過數(shù)值模擬計算，可以得到CD法和微樁鎖腳臺階法施工時的初期支護軸力圖、初期支護彎矩圖、隧道圍巖豎向位移圖、鎖腳軸力圖、鎖腳微樁彎矩圖，見圖4—圖8。

圖4 初期支護軸力圖(單位：kN)Fig.4 The axial diagram of initial support

圖5 初期支護彎矩圖(單位：kN·m)Fig.5 The moment diagram of initial support

圖6 隧道圍巖豎向位移(單位：mm)Fig.6 The vertical displacement of tunnel surrounding rock

圖7 鎖腳軸力圖(單位：kN)Fig.7 The axis diagram of locking foot

圖8 微樁鎖腳臺階法鎖腳微樁彎矩圖(單位：kN·m)Fig.8 The moment diagram of step method of micro-pile locking foot

對計算結(jié)果進(jìn)行整理分析，匯總結(jié)果如表3所示。

表3 模擬分析結(jié)果匯總表Tab.3 Summary of simulation results

由建模分析計算結(jié)果可知，初期支護最大軸力位于拱腰及中夾巖側(cè)墻處，最大彎矩分布在拱腳處，最大剪力位于側(cè)墻處，兩種工法計算的應(yīng)力分布趨勢及數(shù)值大小均比較接近。兩種工法的結(jié)構(gòu)變形趨勢及量值也基本接近，采用微樁的臺階法變形整體較CD法稍小。初期支護強度安全系數(shù)及變形量均滿足要求。建模計算的鎖腳微樁彎矩極小，主要集中在微樁端部范圍，可忽略不計，微樁軸力最大為119.16 kN，小于計算承載力，微樁受力整體較小。

3 工程應(yīng)用對比分析

3.1 理論分析

模擬斷面位于Ⅳ級淺埋破碎圍巖段落，隧道斷面全部開挖跨度約15.7 m，開挖高度11.5 m，圍巖重度取γ=23 kN/m3，上臺階開挖跨度約13.7 m，開挖高度約3.9 m，拱部半徑8.13 m，斷面覆土厚度約16 m，鎖腳微樁長度4.5 m，鉆孔直徑90 mm，其余相關(guān)計算參數(shù)取自地勘報告及《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》。根據(jù)《公路隧道設(shè)計規(guī)范》中松散荷載理論計算出斷面的均布荷載q=250.8 kN/m2，拱腳水平荷載e=196.8 kN/m2。根據(jù)本文公式(2)，則拱腳處荷載Nj=997.4 kN，Qj=322.7 kN。根據(jù)本文公式(3)，將拱腳處荷載Nj、Qj轉(zhuǎn)換為沿著樁身方向N1=-814 kN，垂直向Q1=660 kN。根據(jù)本文公式(4)，則單根樁的極限承載力Nmax=216.1 kN，一處拱腳布設(shè)4根微樁，則拱腳微樁總的承載力N=864.4 kN>N1=-814 kN，微樁側(cè)摩阻力及端承阻力可承受初支結(jié)構(gòu)傳遞來的荷載，初支結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定。

3.2 監(jiān)測分析

在龍池東路隧道采用微樁鎖腳臺階法施工段落，選取計算斷面附近的兩個監(jiān)測斷面，NK2+095與NK2+115，監(jiān)控量測測點布置情況如圖9所示。將其變形監(jiān)測數(shù)據(jù)做出時態(tài)曲線，如圖10—圖11所示。通過監(jiān)測數(shù)據(jù)的分析，施工開挖后，初支結(jié)構(gòu)沉降及收斂均經(jīng)過快速變形-緩慢變形-趨于穩(wěn)定這三個階段，NK2+095斷面拱頂沉降基本維持在4 mm左右，水平收斂基本維持在3 mm左右；NK2+115斷面拱頂沉降基本維持在4.5 mm左右，水平收斂基本維持在3 mm左右，均滿足要求。

圖9 監(jiān)控量測測點布置圖Fig.9 Layout diagram of monitoring measuring points

圖10 NK2+095監(jiān)控量測時態(tài)曲線Fig.10 NK2+095 monitoring measurement temporal curve

圖11 NK2+115監(jiān)控量測時態(tài)曲線Fig.11 NK2+115 monitoring measurement temporal curve

在開挖過程中，由于爆破的擾動，節(jié)理裂隙的存在，施工機械影響，地下水等影響因素，實測的數(shù)據(jù)偏大一點；而在數(shù)值模擬過程中，對于這些因素都無法準(zhǔn)確地模擬表達(dá)，只是簡單的將圍巖視為理想的彈塑體，忽略掉了其他的影響因素，因而模擬結(jié)果偏小于實測數(shù)值。實際監(jiān)控變形值與模擬計算結(jié)果比較吻合，數(shù)量級相同，兩者趨勢一致，現(xiàn)場微樁鎖腳臺階法施工效果良好。

4 結(jié)論

1)簡述了微樁鎖腳臺階法的設(shè)計原理，在大跨度小凈距超淺埋破碎圍巖隧道中應(yīng)用，可以減少臨時支護措施，減少對圍巖擾動次數(shù)，增大作業(yè)空間，提高施工機械化效率，縮短工期。

2)在極破碎圍巖、軟質(zhì)巖體、土體中的淺埋大跨度隧道，采用微樁鎖腳的支護效果更為顯著。

3)對鎖腳微樁受力機理進(jìn)行理論分析，樁體受力較以往桿體受力，承載力得到大幅提升，保證了初支結(jié)構(gòu)穩(wěn)定。

4)通過數(shù)值模擬、理論分析和現(xiàn)場監(jiān)控量測對工程應(yīng)用進(jìn)行了對比分析，結(jié)果表明微樁鎖腳臺階法應(yīng)用效果良好，效益明顯。