粉质黏土隧道超前支护效应试验研究

李术才，陈红宾，张晓，龚英杰，李会良，丁万涛，王琦

(1.山东大学 岩土与结构工程研究中心，山东 济南，250061；2.山东大学 土建与水利学院，山东 济南，250061；3.哈尔滨地铁集团有限公司，黑龙江 哈尔滨，150080)

地铁隧道埋深较浅，围岩整体性不足，易出现大变形沉降、掌子面挤出、拱顶坍塌等危害，影响施工进程，因此，需要采取必要的超前支护措施，以保证隧道施工稳定性[1]。小导管注浆作为地铁隧道施工中较为成熟的超前支护措施，是浅埋暗挖法[2]“管超前、严注浆、短开挖、强支护、快封闭、勤量测”施工原则的技术基础，应用十分广泛，近些年来，许多专家对这一技术进行了深入研究，提出了不少具有指导意义的理论与有价值的成果。朱正国等[3]针对隧道穿越干燥粉细砂地层遇到的流砂问题，开展密排小导管和深层咬合桩超前预加固现场对比试验，并通过室内试验对固结体力学性质进行验证，得出深层咬合桩比密排小导管更能有效控制隧道开挖过程中的流、涌砂现象的结论。李奎等[4]针对北京地铁 5号线隧道穿河过桥遇到的富水粉砂地层，采用三维数值模拟方法对长管棚方案和加密小导管方案进行力学效果分析，结果表明小导管注浆在可注能力较强的富水地层中兼具锚杆和注浆的双重功效，综合支护效益最优。曾祥国等[5]利用有限元软件，对大跨度小净距隧道小导管注浆效果进行了数值模拟分析，揭示了超前支护对隧道周边变形的控制作用和对初期支护结构承载的分担作用。来弘鹏等[6]采用二重导管注浆对含水丰富的黄土地层进行超前预加固，结果表明土体含水率明显降低，围岩强度极大提高，初支受力显著改善。吴旭平等[7]采用数值模拟对粗圆砾土层交叉中隔壁(CRD)法施工隧道的变形特性进行研究，结果表明小导管注浆可以明显控制拱顶围岩变形效应。刘维等[8]采用数值方法得到富水全风化岩层重叠隧道施工土层变形规律，提出采用超前注浆支护来控制富水地层重叠隧道施工时应力释放和地下水渗流共同作用引起的拱顶沉降。李立新等[9]基于渗流应力耦合本构方程和水力耦合理论，提出破碎岩体隧道注浆圈厚度的计算分析方法，讨论了注浆圈厚度与渗透系数间的经济合理最优值。许宏发等[10]基于莫尔库仑强度准则，建立了注浆前后破碎岩体强度增长理论，推导出单轴抗压强度增长率、单轴抗拉强度增长率、内摩擦因数增长率和内聚力增长率之间的关系方程，得到单轴抗压强度增长率约为单轴抗拉强度增长率的2～3倍，内聚力增长率为摩擦因数增长率的 2～5倍的结论。王峥峥等[11]采用超前管棚+小导管注浆方法顺利解决了隧道穿越断层破碎带时拱顶碎石坍塌及初期支护变形失效的问题。上述研究表明小导管注浆主要应用于富水破碎围岩中，其支护机理可以分为2方面：一方面，小导管施打到掌子面前方未开挖土体中，通过注浆与周边围岩成为整体，充分发挥围岩自身承载力，形成具有纵向连续梁和横向加固拱的主动支护结构，改善支护体系被动受力分布状态，增强隧道整体稳定性；另一方面，通过高压注浆提高了周边岩土体物理力学参数，在未经开挖的岩土体中形成刚度较大的加固区域，降低扰动围岩荷载释放程度，同时还还起到了防水的作用。通过这两方面的作用，提高了岩土体的稳定性，在隧道开挖时，可以减小塑性区区域，延缓塑性区出现的时间。但在粉质黏土隧道施工中出现一系列问题，主要归纳为以下两点：1)“管难超前”，即小导管无法施打到设计深度且耗时长，尾部易发生屈服，造成施工效率低下，严重影响施工进度；2)“浆难严注”，开始注浆后，达到设计注浆压力仅需数十秒，稳压数秒即发生孔口跑浆等现象，浆液无法注入。小导管注浆在粉质黏土隧道的超前支护效应究竟如何，尚无研究资料参考，为了解答以上问题，本文作者以哈尔滨地铁1号线三期工程同哈区间为依托，对粉质黏土隧道超前支护效应进行试验研究。

1 工程背景

哈尔滨地铁1号线三期工程同哈区间起讫里程为SK12+759.427～SK14+046.663，区间长为1 287.236 m，隧道埋深为12.208～12.280 m。该隧道所在地层自上而下依次为：以杂填土为主的全新统人工堆积层(Q4ml)，以粉质黏土为主的上更新统哈尔滨组冲洪积层(Q32hral+pl)、中更新统上荒山组湖积层(Q22hl)，以粉质黏土、粉细砂为主的中更新统下荒山组冲积层(Q21hlal)。隧道埋深及地质剖面如图1所示。隧道开挖区域主要集中在以粉质黏土为主的中更新统上荒山组湖积层(Q22hl)内，隧道地勘资料表明，该层土质较均匀，压缩性中等，属V类围岩，位于地下水上方，基本处于低渗硬塑状态。土体物理力学参数见表1。

表1 地层物理力学参数Table 1 Formation physico-mechanical parameters

隧道断面为六心圆加仰拱型式，其断面宽为6 240 mm，高为6 470 mm，掘进方式采用上下台阶预留核心土。初期支护采用格栅钢架+钢筋网+混凝土喷层形式。超前支护采用小导管注浆方式，小导管布设在拱顶 120°范围内，外插角为5°～15°，相邻 2排小导管水平投影搭接长度不小于1 m；注浆压力为0.3～0.5 MPa，注浆材料视地下水情况选择，有自由水时采用水泥-水玻璃双液浆，无自由水时采用水泥单液浆。隧道支护方案如图2所示。

图2 隧道支护方案Fig.2 Tunnel supporting scheme

2 小导管注浆对土体加固特性分析

针对小导管注浆超前支护在粉质黏土隧道存在“管难超前”、“浆难严注”的问题，随机选择区间SK13+996～SK14+032的典型断面关键位置处(如图3所示)小导管进行研究，从左侧到右侧依次编号为XZ-1～12，通过分析浆液扩散范围、注浆土体力学参数、小导管施打效果等指标[12]，研究小导管注浆对粉质黏土的加固特性。试验测点布置如图3所示。

图3 试验测点布置Fig.3 Arrangement of testing points

2.1 浆液扩散参数研究

为明确浆液在粉质黏土中的扩散范围，采用原始设计方案对土体进行稳压注浆，待浆液凝固后揭露周围土体查看浆液扩散情况，对选定小导管试验数据统计，见表2。

表2 浆液扩散参数统计Table 2 Statistics of slurry diffusion parameters

平均值计算公式为

离散率计算公式为

式中：为试验数据平均值；Vx为试验数据离散率；n为试验次数。

由表2可知：稳压注浆数十秒随即出现孔口跑浆现象，导致注浆结束。浆液初凝后揭露小导管周围土体，发现浆液扩散范围极不均匀(图4)，管头附近较大，平均值为 0.2 m；溢浆孔附近较小，平均值仅为0.049 m。可以看出浆液扩散范围离散率较大，说明土体较为致密且渗透性差，减弱了浆液对土体的充填作用，导致无法起到从根本上改变土体物理化学状态。当前注浆量略大于小导管容积，说明土体中浆液注入量过少，明显削弱了浆液对土体的劈裂作用，使得其对周围土体产生的附加压应力不足以克服地层最小主应力，导致无法形成有效厚度的浆脉骨架来提高地层的承载能力[12]。

图4 浆液扩散范围Fig.4 Slurry diffusion range

2.2 注浆土力学性质研究

为量化浆液对土体的影响范围及其力学参数的提高效果，以部分关键测点处小导管管头溢浆孔为原点，依次按照0(溢浆孔)，0.2，0.4和0.6 m的径向距离对小导管周围土体取样进行室内常规试验，分析其力学参数与粉质黏土的性质差异，结果如图5所示。

由图5可知：浆液对土体力学参数的改善效果在小导管溢浆孔附近较为明显；随着远离溢浆孔，其改善效果迅速降低，距溢浆孔0.2 m处的注浆土力学参数比浆液扩散范围外的粉质黏土力学参数提高率仅为10%～20%；当距离超过0.4 m后，注浆土力学参数基本无变化，说明小导管注浆加固范围在0.2～0.4 m时，与浆液扩散范围基本吻合。

7号小导管周边注浆土的力学参数提高率最高，内摩擦角为 11.34%、黏聚力为 25.82%、压缩模量为82.56%；11号小导管周边注浆土体的力学参数提高率最低，内摩擦角为 2.88%，黏聚力为 4.68%，压缩模量为37.45%。说明浆液在有限的扩散范围内与土体混合不够充分，存在明显的方向性，其力学参数不存在质的提高，改良效果较差，无法从根本上改变土体物理力学性质，形成有效强度的加固区域，与传统破碎岩土体注浆后力学参数数十倍提高相比[13-14]，其加固效果微小，甚至可以忽略。

2.3 小导管施打对超前支护作用影响分析

为揭示小导管施打对超前支护作用的影响，在试验区间随机选取5个断面，统计小导管施打时间及最终施打长度(施打结束的标准：现有施工条件下小导管无法打入或管尾屈服)。结果如图6所示。

图5 注浆土力学参数与浆液扩散距离关系曲线Fig.5 Relationship curves between grouting soil mechanical parameters and slurry diffusion distance

由图6可知：小导管最终施打长度不超过2.2 m，而超前支护设计方案中要求小导管每隔两榀格栅钢架施作1环，相邻2排小导管的水平投影搭接长度不小于1 m，可知小导管有效施打长度至少要超过2.6 m，但现场试验结果表明有将近1/3设计长度的小导管直到管尾屈服也无法打入土体(图7)，而表2统计结果也表明浆液在土体中扩散范围较小，仅为0.2～0.4 m，这就导致相邻小导管在纵向上有效搭接长度不足或不搭接，相邻小导管注浆加固体在横向上有效贯通厚度不足或不贯通，造成围岩荷载在搭接区域易出现压力释放奇点，出现三角压密区土体“掉块”现象，造成塑性区进一步扩大，反而不利于隧道整体稳定。

图6 小导管施打长度与施打时间统计Fig.6 Small pipe striking statistics for time and length

图7 小导管施打效果Fig.7 Installing effect of small pipe

通过上述研究，初步得出小导管注浆在粉质黏土隧道扩散范围较小且不均匀、注浆土体力学参数略有改善但不存在质的提高、小导管施打效果不佳的结论。但考虑到超前支护结构深入围岩内部，且与初支结构刚性连接，构成“围岩—超前支护—初期支护”三位一体的支护联合承载体系[15]。因此，仅通过上文超前支护构件对土体力学性能的直接改善作用去评价超前支护作用效果是不客观的，必须考虑超前支护与围岩、初支间的承载耦合作用机制。

3 支护结构承载力学效应研究

为明确超前支护在支护体系中的力学承载效应，选择试验区间典型断面设计保留或取消超前支护对比工况，分别在拱顶(与隧道轴线相交)、拱肩(与隧道轴线成 45°)、拱腰(与隧道轴线成 90°)设置关键监测点(图3)，通过分析隧道开挖过程中围岩压力分布差异及荷载释放规律和支护过程中初支构件承载能力等，研究超前支护对围岩荷载是否有明显的调控分担作用、与初期支护形成的联合承载体系是否有明显的力学承载效应。

3.1 围岩压力特征分析

各断面围岩压力分布如图8所示。围岩压力分布基本呈现“上下小中间大”特点，除个别仪器损坏导致无法读数，局部存在差异。拱顶部位除断面SK14+017无读数外，其余 5个断面围岩压力均在0.16～0.20 MPa之间，数值在土柱理论公式计算误差范围内。拱肩部位围岩压力分布差异性较大，其中断面SK14+029左拱肩压力最大，达到0.42 MPa，右拱肩压力仅为0.15 MPa，断面SK14+011左拱肩压力最小，仅为 0.14 MPa，其余断面拱肩压力均在 0.27～0.32 MPa之间。拱腰部位压力分布较为均匀，没有出现异常读数，6个断面压力均在0.12～0.16 MPa之间。可以看出：各断面围岩压力纵向分布形式大体相同，说明围岩荷载释放程度基本一致，超前支护在纵向空间上未形成有效强度的连续梁支护效应；而各断面围岩压力横向分布存在明显大小差异，说明不均匀分布的围岩压力并未得到改善，超前支护在横向空间上未形成有效强度的连续拱支护效应[16]。

超前支护主要布设在隧道拱部120°范围，因此，采用拱顶围岩压力变化规律来表征超前支护对围岩加固作用的时空效应。由图9可知：前5 d，围岩压力迅速增加，约占终值的 60%，变化速率由初值 0.025 MPa/d左右迅速降低到0.008 MPa/d，说明围岩变形荷载完成初步释放；第6～15天，围岩压力缓慢增加，变化速率逐渐降低到0附近，表明围岩松动范围内的变形荷载释放基本完成；15 d后，围岩压力达到终值。不同超前支护形式的围岩压力终值及变化速率数值大小基本没有差异，无法体现出超前支护对围岩压力的改善作用，说明此时的超前支护不具有约束围岩内部变形的时间效应；不同超前支护形式的围岩压力及变化速率随时间的增长趋势基本一致，无法体现出超前支护对围岩压力的调控作用，说明此时的超前支护不具有延缓围岩荷载释放的时间效应。

通过围岩压力监测数据可以看出：隧道开挖后围岩变形释放的荷载对现有形式的超前支护显然是一种过载压力，直接导致其破坏，彻底丧失其本就微小的支护承载力。

图8 围岩压力分布Fig.8 Rock pressure distribution

3.2 格栅钢架应力特征分析

各断面格栅钢架应力分布如图10所示。从图10可以看出：钢架应力分布基本呈现“上大下小”特点，各监测断面格栅钢架应力以压力为主，最大压应力出现SK13+998断面拱顶部位，最大应力出现SK13+998断面拱顶部位，为114 MPa，为HRB400钢材屈服强度的28.5%左右；最小应力出现在SK14+026断面拱肩部位，为21 MPa，仅为HRB400钢材的屈服强度5.3%左右。6个断面的钢架应力最大值仅为 HRB400钢筋屈服强度的1/3，可见格栅钢架有足够的强度储备和较高的安全系数。

图9 拱顶部围岩压力实测曲线Fig.9 Monitored vault rock pressure curves on site

图10 格栅钢架应力分布Fig.10 Grid steel frame stress distribution

图11所示为拱顶处格栅钢架应力实测曲线。由图11可知：前5 d，格栅钢架应力急剧增加，基本与围岩压力同步激增，其变化速率最大值也达到 18 MPa/d，显示格栅钢架在一开始就迅速发挥关键性的支护作用，体现其在初期支护中的骨架作用[17]；第6～15天，钢架应力缓慢增加直至达到稳定值，应力变化速率迅速降低到0附近，表明以格栅钢架作为承载骨架的初期支护与围岩压力达到动态平衡；15 d后钢架应力基本达到稳定，与围岩压力实测曲线基本吻合。对比不同超前支护形式的格栅钢架应力及变化速率曲线增长规律，可以看出超前支护对格栅钢架应力的“主动”调控作用是不明显的，二者未形成有效地联合承载支护体系。

图11 拱顶处格栅钢架应力实测曲线Fig.11 Monitored vault grid steel frame stress curves on site

4 隧道结构稳定性分析

变形作为隧道结构是否达到稳定的重要判别指标，为全面研究小导管注浆在粉质黏土隧道中的超前支护效应，有必要对试验区间SK13+996～SK14+032典型断面的变形进行监测，定量研究超前支护存在与否对隧道结构稳定性的作用。

4.1 净空收敛

各断面收敛实测值见表3。除断面 SK14+011收敛速率接近规范[18]规定的围岩基本稳定判别标准 0.2 mm/d外，其余断面净空收敛总量与收敛速率已经基本稳定。净空收敛及收敛速率如图12所示。

表3 净空收敛实测值Table 3 Measured value of clearance convergence

由图12可知：在前5 d，净空收敛迅速增加，约为总量的70%，收敛速率在此期间也达到最大后逐渐减小，说明初期支护较好的控制了围岩前期变形，有效的防止了围岩松动范围的进一步扩展；第5～20天，净空收敛缓慢增大，约为总量的95%，说明地层应力重分布基本完成，隧道结构达已经基本稳定。分析收敛实测曲线趋势，可以看出2种工况的总量及速率基本同步，没有明显的时差效应，且隧道收敛最大值出现在断面SK14+017，为10.73 mm，仅为规范规定值的1/3左右，说明超前支护存在与否，隧道结构都能够在短时间内达到稳定。

4.2 沉降位移

地表沉降主要受岩土体力学性质的影响，其最终沉降量及沉降速率能够表征围岩变形特征，因此，采用地表沉降数据进行时间历程分析最为客观。各断面沉降实测值见表4。2种工况的地表及拱顶沉降差异不明显，最终沉降速率小于规范[18]规定的围岩基本稳定判别标准0.2 mm/d时，基本达到稳定值。

图12 净空收敛实测曲线Fig.12 Monitored clearance convergence curves on site

表4 沉降实测值Table 4 Measured values of settlement

图13所示为地表沉降实测曲线。由图13可知：地表沉降总量曲线呈“阶梯型”，具有“增加—平缓—增加—稳定”的趋势。前3 d，地表沉降增加较快，第4～5天，地表沉降增加略有减缓，约占总量25%左右，说明围岩内部变形得到有效遏制，松动范围得到有效控制，支护结构作为围岩压力的承载体已经开始发挥支护作用；第5～15天，地表沉降增加最快，约占总量70%，说明地层与支护结构间的相互作用应力动态调整，逐渐达到新的平衡状态，从侧面也说明土层自身稳定性较好，对隧道开挖引起的变形具有一定的抵抗性；15 d后，地表沉降基本不再增加，隧道结构在很短的时间内达到新的稳定状态。另一方面，通过沉降速率曲线“降低—增加—降低—稳定”的趋势，也可以看出不同工况的地表的沉降速率变化规律基本同步，超前支护对地表沉降速率在时间历程上不存在调整控制作用。

图13 地表沉降实测曲线Fig.13 Monitored ground settlement curves on site

5 结论

1)浆液扩散范围小且极不均匀，存在明显的方向性，注浆土体力学参数不存在质的提高，导致无法形成有效厚度及强度的纵向加固层(梁)与横向加固圈(拱)。小导管施打长度不足导致相邻小导管之间在纵向上有效搭接长度不足或不搭接，易出现三角压密区土体“掉块”现象，不利于隧道纵向整体稳定。

2)围岩压力纵向分布大体相同而横向分布存在明显差异，说明围岩荷载释放程度基本一致、不均匀分布的围岩压力并未得到改善，超前支护纵梁横拱的空间支护效应在粉质黏土隧道是不存在；不同超前支护形式的围岩压力及其变化速率增长规律基本一致，说明围岩内部变形未得到有效约束、荷载释放未得到有效延缓，超前支护纵梁横拱的时间支护效应在粉质黏土隧道中不存在。

3)格栅钢架最大应力仅为其屈服强度30%左右，有足够的强度储备保证隧道较高的安全系数。不同超前支护形式下格栅钢架应力及其增长速率规律基本一致，说明超前支护对格栅钢架应力的“主动”调控作用不明显，二者未形成有效地联合承载支护体系。

4)在不同超前支护形式下，隧道收敛及沉降变化规律基本同步，达到稳定值仅需15 d左右，且隧道拱腰收敛稳定值仅为规范规定值的1/3左右，地表沉降值仅为规范值的1/2左右，说明超前支护存在与否对隧道稳定性不存在影响。