隧道注浆堵水掌子面及围岩稳定性分析
时间：2023-07-01 14:10:03 来源：雅意学习网 本文已影响 人 
温郁斌
（山西昔榆高速公路有限公司，山西 晋中 030600）
公路在穿越山区时多选用隧道，因此长大山岭隧道也不断增加。长大隧道由于埋深大、洞身长、地质条件复杂，会遇到软弱破碎带、断层、高水压力、突水突泥等复杂的地质灾害问题。其中因掌子面涌水突泥而引发的掌子面稳定性问题很多，特别是涌水严重影响隧道的安全施工和运营，也是隧道建成后病害的主要诱因，这使得隧道工程常表现出两种极端现象：一种是对富水地层进行盲目的封堵而无法得到预期效果，造成浪费和施工困难，甚至发生不必要的事故；
另一种是未探明地下水分布情况，盲目地对地下水进行排放。因此，分析合理的预加固技术和隧道在穿越大埋深高水压地层时掌子面的稳定性具有大的工程应用价值。本文利用有限差分软件分析了初支、注浆加固和不同预加固条件下，富水软弱围岩掌子面稳定性的因素；
对隧道开挖产生涌水灾害时掌子面前方水压、掌子面的变形、掌子面塑性区变化规律、拱顶沉降以及初支内力进行了分析，注浆加固围岩和堵水能够起到优化设计、保障结构安全等重要的作用，具有突出的工程应用价值。
1.1 水压影响
在分析水压力对隧道施工的影响时，主要以地下水压在富水隧道中的力学效应作为研究基础，主要体现在三方面：一是水压力为隧道衬砌荷载的重要组成之一，二是水压力是导致掌子面垮塌的诱因之一，三是水流冲刷作用会增大裂隙宽度[1]。
隧道结构所承受地层压力（水压力、土压力）的确定方法仍然是当今实际工程设计中的一个难题。水流的扩径冲刷作用是指在地下水进入开挖空间的过程中，水流通道逐渐扩大造成局部围岩破坏的过程，这与承压水对底板岩体的破坏作用类似。突水量递增的主要原因是渗水通道在水流冲刷下不断扩大。对于岩石地层，地下水是通过原生分布的节理、裂缝等进入开挖空间的。
1.2 掌子面变形
在穿越富水隧道施工中，掌子面失稳时通常表现为掌子面围岩向隧道内隆起变形；
断层泥和破碎岩体随着高水压涌入隧道中，形成突水突泥；
隧道周边收敛位移、拱顶下沉速率变快、初期支护混凝土开裂、钢拱架压弯扭曲变形等。
1.3 开挖模拟
在富水软弱围岩条件下，采用80 km/h设计速度双车道隧道，对隧道围岩未加固处理情况与采用预注浆加固措施情况，全断面开挖，掌子面的位移、掌子面塑性区、孔隙水水压等掌子面稳定性以及初支内力进行研究分析。
隧道埋深120 m，隧道顶部水深90 m，Ⅴ级围岩，初期支护采用C25混凝土，拱墙区域采用I20a型钢拱架，间距0.6 m；
径向采用4 m长的φ42小导管进行注浆加固，间距为50×100 cm；
采用4.5 m的φ42超前小导管进行注浆加固，环向间距40 cm，水平夹角10°；
采用φ108超前管棚注浆加固，管棚长度20 m，环向间距40 cm，水平夹角2°。I20a型钢钢拱架采用刚度等效的方法换算到计算模型的初期支护参数中；
径向φ42小导管采用刚度等效的方法换算到计算模型的径向注浆圈参数中；
φ42超前小导管采用刚度等效的方法换算到计算模型的超前注浆参数中，初期支护、径向注浆以及超前注浆参数、围岩物理参数[2]见表1所示。
表1 围岩及初支物理力学参数表
蹄形断面为研究对象，隧道净空半径6.19 m，喷射混凝土厚0.26 m。计算时取隧道轴线方向为Y轴，水平面内垂直隧道轴线方向为X轴，竖直向上为Z轴。计算范围：X轴为80 m（-40 m≤x≤40 m），Y轴为 80 m(-80 m≤y≤0 m)，Z轴为 65 m(-30 m≤z≤35 m)。边界条件为模型前、后、左、右底面用位移边界约束，顶面采用力学边界约束；
渗流分析中，模型表面均为渗透边界，隧道开挖面均采用排水边界[3]。
隧道模型开挖过程模拟真实的隧道施工，每2 m一个循环进行开挖。初期支护滞后掌子面开挖一个开挖循环。径向注浆圈厚度为4 m，纵向跟随初期支护，掌子面后方2 m；
超前注浆加固厚度1.5 m，纵向长度4 m（始终保持掌子面前方2 m的加固范围）；
大管棚长度20 m，保持2 m的长度在掌子面的前方。
2.1 未加固处理围岩掌子面位移变化规律分析
在隧道开挖过程中，围岩变形主要集中在掌子面及洞室拱顶和仰拱处，掌子面的纵向变形较大，随着掌子面的推进，其纵向变形基本维持在16 cm左右，见图1，这主要是由于软弱围岩存在着高地应力和高水压所引起；
对于拱顶和仰拱的竖向变形，随着掌子面的推进，不同位置的竖向变形大小不同，隧道施工过程中最大拱顶下沉量见图2。
图1 隧道施工中掌子面纵向位移变化曲线
图2 隧道施工中最大拱顶下沉变化曲线
从图2可以看出，拱顶沉降一开始就增大至12.5 cm左右，之后缓慢增大并趋向于稳定，最终下沉量约16.5 cm。这主要是由于提取的是最大拱顶沉降，隧道开挖拱顶就立即发生巨大变形，随着隧道开挖之前开挖并已支护部分的变形趋于稳定，下沉量变化速率大幅下降。
从图1和图2可以看出，在未注浆加固及预加固措施的条件下，隧道开挖受到地应力高水压软弱围岩的影响，掌子面、洞室拱顶及仰拱的变形很大，极易引发坍塌及大变形，因此仅采用衬砌支护难以维持隧道的安全稳定，有必要采用措施加固围岩。
2.2 未加固处理围岩孔隙水压变化规律分析
隧道开挖过程中，无注浆和预加固时掌子面附近较大范围内出现低水压区，并且掌子面斜上方也出现大范围的低水压区域，距离掌子面前方约12～14 m外出现高水压聚集，最大水压到达1.6 MPa，有水压存在的掌子面变形量会比无水状态下大。隧道开挖后掌子面的涌水量见图3。
图3 掌子面涌水量变化曲线图
一般来说，掌子面涌水量在100 L/min时，可作为稳定和坍塌的判断基准，在500 L/min以上几乎都是坍塌。由图3可见，在未注浆加固条件下，掌子面流量最大值达到150 L/min，最后基本维持在120 L/min，单纯考虑流量，此时掌子面此处可视为发生坍塌。
2.3 未加固处理围岩塑性区分布规律分析
图4给出了开挖过程中塑性区分布情况，从图中可以看出，隧道开挖过程中，除了刚开挖进洞部分外，围岩塑性区主要以圆筒状分布于洞室周边，范围7～8 m，掌子面前方塑性区范围约为10 m，随着掌子面的向前推进，洞室周边围岩逐渐稳定，模型表现为过去塑性区变化，而掌子面前方区域内及未支护段的围岩表现为现时塑性区变化，说明该区域围岩正在发生较大的变形和破坏，掌子面前方绝大部分区域内围岩主要发生剪切破坏，掌子面表面特别是掌子面中心区域发生受拉破坏，隧道开挖引起围岩扰动范围主要集中在掌子面前方区域内及未支护段，应主要对上述范围的围岩采取预加固措施进行支护和加强。
图4 开挖过程中围岩塑性区分布图
2.4 未加固处理衬砌支护结构内力变化规律分析
施工过程中，初期支护滞后一个进尺，考虑到模型的边界效应，故选取模型y=12 m位置的初期支护作为监控断面进行分析，即第7步开挖时，施作10～12 m位置的初期支护，取从第7步开挖到第23步开挖过程中的12 m位置初支内力，每两步提取支护内力，得到的部分初支内力见图5。
从图5可以看出，在第7步开挖，刚施作 10～12 m处初期支护时，初支所受弯矩比较小，隧道开挖导致围岩应力重分布，并没有完全地作用到初期支护上，此时衬砌拱顶、仰拱位置内侧受拉，墙脚和边墙内侧受拉，墙脚和仰拱的弯矩较大，墙脚弯矩最大。第7步开挖之后，随着隧道的开挖，y=12 m位置的初支受力逐渐增大，拱顶、仰拱、墙脚和边墙处的弯矩均较大，最大负弯矩仍是墙脚，最大正弯矩是仰拱，因此支护需要提高墙脚位置的抗弯刚度。初期支护的轴力最大处为边墙，墙脚和仰拱位置的轴力也相对较小，这主要是由于竖直应力比水平应力大，同时存在较高水位，容易对支护结构仰拱和墙脚处造成破坏，由于水的存在也很容易发生坍塌。
图5 y=12 m处初期支护内力图
对y=12 m时隧道衬砌墙脚初期支护弯矩和初期支护轴力、隧道的仰拱和拱顶初期支护弯矩及初期支护轴力进行分析。隧道开挖过程中，墙脚和仰拱处初期支护受力慢慢增大最后逐渐趋向一个恒定值，同理对拱顶和边墙也一样，隧道开挖扰动导致围岩应力重分布，初期支护抵抗围岩向隧道内部的变形而产生内力，临近位置的隧道开挖对围岩的影响较明显，因此衬砌受力逐渐增大，随着掌子面逐渐远离监控断面，该处围岩受掌子面开挖的影响越来越小，围岩应力重分布最终稳定，衬砌内力变化也逐渐稳定。
3.1 径向注浆、管棚小导管预注浆加固围岩掌子面位移变化规律分析
在注浆加固、管棚小导管预注浆加固条件下，隧道开挖过程中，掌子面附近洞周围岩的变形及掌子面挤出变形见图6、图7。对隧道开挖围岩竖向变形和开挖掌子面最大位移进行分析，在径向注浆、小导管预注浆加固条件下隧道开挖时，围岩变形主要集中在掌子面及洞室拱顶和仰拱处，掌子面的纵向变形较大，随着掌子面的推进，纵向变形基本维持不变，相比未注浆加固的变形量有很大减小，但还是较大；
拱顶和仰拱的竖向变形，随着掌子面的推进，不同位置的竖向变形大小不同。
图6 径向注浆、小导管预注浆加固掌子面情况（单位：m）
图7 径向注浆、管棚小导管预注浆加固掌子面情况（单位：m）
对隧道施工中最大拱顶下沉量进行分析，拱顶沉降一开始就增大至9 cm左右，之后缓慢增大并趋向于稳定，这主要是由于提取的是最大拱顶沉降，隧道开挖拱顶就立即发生巨大变形，随着隧道开挖之前开挖并已支护部分的变形趋于稳定，最终下沉量约10.7 cm。与未采取注浆加固措施时的16.5 cm相比，注浆加固后下沉量大幅下降。主要是因隧道径向注浆和超前小导管加固后，使围岩的弹性模量、黏聚力大幅提高，围岩的承载能力加强，进而径向位移减小。
对隧道掌子面纵向位移和隧道施工中最大拱顶下沉量进行分析，在注浆加固、小导管预加固后，掌子面、洞室拱顶及仰拱的变形有很大的减小，但由于隧道开挖受到地应力高水压软弱围岩的影响，变形量仍较大，特别是掌子面纵向位移与未注浆时相比，减小较小，主要因为隧道径向注浆加固后洞室径向周边围岩的弹性模量、黏聚力大幅提高，但是孔隙率和渗透系数大大降低[4]，使水大部分沿着掌子面纵向渗入隧道，从而可能发生坍塌及大变形，因此仅采用衬砌支护难以维持隧道的安全稳定，要进一步采取注浆加固 和预加固措施。
基于前面研究，采用径向注浆和超前小导管注浆加固基础上增加20 m长超前管棚注浆。径向注浆、管棚小导管预注浆加固条件下与径向注浆和小导管预注浆加固条件下弯矩和轴力都有降低，主要是因管棚超前加固区的承载作用[5]，而降低了围岩总应力。对小导管预注浆和管棚小导管预注浆取拱顶、边墙、墙脚和仰拱等处的弯矩和轴力分析，采用管棚小导管预注浆时弯矩和轴力更小，取典型位置的内力对比见表2。
表2 小导管预注浆和管棚小导管预注浆支护典型位置内力表
从表2可以看出，初支内力（特别是轴力）有很大的减小，但是随着掌子面的向前推进，径向注浆加固和超前注浆的空间效应会越来越小，因此初支的轴力会增加很大，所以单从初支此时的内力来决定开挖方法不合适；
掌子面最大位移为10.2 cm，比未注浆加固和径向注浆加固、小导管与注浆加固条件下减少很多，并且得到了很好的控制，掌子面流量在80 L/min左右，掌子面基本能维持稳定。
3.2 径向注浆、管棚小导管预加固围岩孔隙水压变化规律分析
在注浆加固、管棚小导管预注浆加固后，隧道开挖过程中，洞周围岩孔隙水压分布见图8。隧道开挖过程中，由于采用了径向注浆加固和超前小导管注浆，使加固区域孔隙率和渗透系数都减小，导致低水压区主要集中在掌子面的正前方，而斜上方范围较小，距离掌子面前方约8 m外出现高水压聚集，最大水压达到1.56 MPa，由于水压的存在，掌子面变形量会比没水状态下大。
图8 掌子面周边孔隙水压分布图
3.3 径向注浆、小导管、管棚预加固围岩塑性区分布规律分析
从图9可以看出，隧道开挖过程中，除了刚开挖进洞部分外，围岩塑性区主要以圆筒状分布于洞室周边，范围6～7 m，掌子面前方塑性区范围约为12 m，塑性区与未注浆加固、未预加固时的塑性区变化原因和过程相同，不同之处是洞室周边塑性区范围减小，但掌子面前方塑性区范围并没有减小，是因为径向注浆、小导管预加固后，加固区域孔隙率和渗透系数都减小，掌子面前方渗水量有所加大，应进一步采取其他预加固措施。
图9 隧道开挖过程中围岩塑性区分布图
3.4 径向注浆、管棚小导管预加固围岩支护结构内力变化规律分析
施工过程中，初期支护滞后一个进尺，考虑模型的边界效应，故选模型y=12 m位置的初期支护为监控断面进行分析，第7步到第23步开挖过程中部分初支内力见图10。
图10 隧道开挖过程中y=12 m处初期支护内力图
从图10可以看出，径向注浆加固和管棚小导管超前注浆加固后隧道开挖过程中，支护结构弯矩轴力图大致相似。在第7步开挖，刚施作10～12 m处初期支护时，初支所受弯矩比较小，因隧道开挖导致围岩应力重分布，并没完全作用到初期支护上，此时衬砌拱顶、仰拱位置内侧受拉，墙脚和边墙内侧受拉，墙脚和仰拱的弯矩较大，墙脚弯矩最大。第7步开挖之后，随着隧道的开挖y=12 m位置的初支受力逐渐增大，拱顶、仰拱、墙脚和边墙处的弯矩均较大，最大负弯矩仍是墙脚，最大正弯矩是仰拱，因此支护需要提高墙脚位置的抗弯刚度。初期支护的轴力最大处为边墙，墙脚和仰拱位置的轴力也相对较小。
对隧道墙脚初期支护弯矩和初期支护轴力进行分析，径向注浆加固和管棚小导管超前注浆加固后隧道开挖过程中，墙脚处初期支护受力慢慢增大最后逐渐趋向一个恒定值，同理对于拱顶、仰拱和边墙也一样，初期支护受力慢慢增大最后逐渐趋向一个恒定值，衬砌内力变化与未注浆加固与未预加固时的衬砌内力变化原因与变化过程规律相同。
注浆加固与预加固后同未注浆加固与未预加固相比，拱顶、边墙、墙脚和仰拱等处的弯矩和轴力都有很大的减小，取典型位置的内力对比见表3。分析表3，径向注浆加固和小导管预注浆加固条件下（弯矩和轴力）与未注浆加固相比都有很大程度的降低，弯矩降低很大，相差百分比约为30%～60%，其中墙脚处弯矩减小量最大，轴力降低幅度比弯矩降低幅度略大，其中降低最多的是拱顶和边墙，降低量约为30%～70%，主要是因超前注浆加固区的承载作用，从而降低了围岩总应力。
表3 未注浆加固和径向注浆、小导管预注浆支护典型位置内力表
对富水软弱围岩隧道开挖，采用有限差分软件建立三维模型进行分析，分别分析了在初期支护无排水和无注浆加固、初期支护径向注浆和管棚小导管预注浆加固情况下的隧道开挖围岩和掌子面稳定性，得出主要结论：
a）隧道开挖过程中，某个位置的初期支护所受的内力（弯矩和轴力）和变形会随着掌子面远离该位置先增大最后逐渐趋向一个恒定值。
b）初期支护、无排水和无注浆加固开挖方法，得到的弯矩和轴力都相当大，掌子面纵向位移和拱顶沉降均很大，并且涌水量达到150 L/min，很容易引起涌水和坍塌，初支内力过大不安全，该方法不可行。
c）初期支护、径向注浆和小导管预注浆加固开挖方法，得到的弯矩和轴力大大减小，掌子面纵向位移和拱顶沉降也有很大的减小，但掌子面纵向位移仍然较大，出现大变形，该方法不安全。
d）因径向注浆使大量的水从掌子面附近渗入隧道，在掌子面前方及其周边存在较大塑性区，使掌子面位移仍然较大。采用初期支护、径向注浆、管棚和小导管预注浆加固方法进行隧道开挖，达到稳定后，初支的最大弯矩和最大轴力减小很多，内力验算安全，掌子面纵向位移和拱顶沉降减小很多，掌子面纵向位移仅10 cm左右，变形得到了有效控制，掌子面流量有80 L/min左右，掌子面基本能维持稳定，主因是管棚超前加固区的承载作用降低了围岩总应力，该方法必要且可行。
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