嚴健，何川，晏啟祥，蔚艷慶，嚴昆鵬

(1. 西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031；2. 西南交通大學 峨眉校區(qū)土木系，四川 峨眉 614202；3. 四川省交通運輸廳 公路規(guī)劃勘察設計研究院，四川 成都 610031;4. 攀枝花公路建設有限公司，四川 攀枝花 610000)

細砂卵礫石互層隧道支護體系與圍巖變形現場測試

嚴健1,2，何川1，晏啟祥1，蔚艷慶3，嚴昆鵬4

(1. 西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031；2. 西南交通大學 峨眉校區(qū)土木系，四川 峨眉 614202；3. 四川省交通運輸廳 公路規(guī)劃勘察設計研究院，四川 成都 610031;4. 攀枝花公路建設有限公司，四川 攀枝花 610000)

為避免細砂卵礫石互層隧道施工中發(fā)生隧道坍塌、砂涌和冒頂等事故，以在建的國道317線崗托隧道為工程依托，采用現場試驗和測試的方法，就超前支護措施適宜性，細砂卵礫石互層隧道地表沉降、洞周變形、圍巖深部位移，錨桿軸力、鋼拱架內力、圍巖-初期支護等支護體系特性進行研究，結果表明：細砂卵礫石互層隧道采用小導管注漿難度大，管棚間隙有砂涌，隧道變形大；采用大管棚配合水平旋噴樁進行超前支護，能有效控制砂涌，圍巖變形小。

隧道工程；細砂卵礫石互層；支護體系；圍巖變形；現場測試

常見的互層圍巖隧道主要是層面近水平狀的砂泥巖軟硬互層圍巖隧道，其地質特點主要是層理明顯，水平軟硬夾層分布，層厚不均強度差異大。目前，針對近水平狀軟硬互層圍巖隧道，眾多學者進行了大量的研究。杜文[1]通過蘭渝線四方山隧道平緩砂泥巖互層圍巖變形對支護的破壞現象, 分析了互層圍巖變形機理。楊斌等[2]以廣南高速公路文家埡隧道為分析對象，就近水平軟硬互層圍巖公路隧道初期支護內力進行了分析。細砂卵礫石是互層圍巖中一種較少見的互層形式，其廣泛分布于金沙江上游河段[3]，其典型細砂卵礫石互層圍巖開挖呈近似水平層狀出露。其研究主要集中在施工工法和控制措施、預加固技術等方面。王暉等[4-5]就富水砂層中的施工工法和控制措施進行了研究，肖昌軍等[6-12]就干燥粉細砂地層圍巖利用超前小導管注漿、水平旋噴技術、大管棚等預加固措施進行了研究。針對細砂和卵礫石共同構成的互層圍巖隧道，掌握圍巖變形規(guī)律和支護力學特性是重點，防止坍塌和控制漏砂是難點，因此，以在建的國道317線崗托隧道為工程依托進行的研究，將對我國正在開展的川藏高速公路和川藏鐵路相似地質條件下的隧道工程具有實際意義和參考價值。

1 工程概況

國道317 線(川藏公路北線)崗托隧道為單洞雙線隧道，全長852 m，設計高程3 041.08 m。隧址區(qū)位四川德格縣與西藏昌都地區(qū)江達縣交界處, 色曲河及金沙江左岸，地形巖性多樣，主要以陡緩相間的斜坡地形為主，在寬緩的剝蝕槽狀地形處多

分布有絹云石英片巖、板巖，在鰭脊陡坡、懸崖處分布著結晶灰?guī)r及變質砂巖。隧道出口處受到金沙江河谷以及青藏高原地質構造作用影響，圍巖構成復雜，主要是由沖洪積卵礫石土、粉細砂層、含卵礫石細砂等構成的第四系松散堆積層。開挖顯示粉細砂層與卵礫石層呈五花肉形狀間隔交錯分布(見圖1)。因此，隧道施工難度大，極易發(fā)生坍塌和砂涌等事故。

隧道設計采用三臺階預留核心土環(huán)形開挖法。采用雙層超前小導管支護，施工進尺為 2 m，施工方法和支護結構如圖2所示。

單位：m圖1 K425+517斷面地質剖面圖Fig.1 Geological section of K425+517

表1 隧道支護體系參數明細表Table 1 List of parameters of supporting system mm

圖2 施工方法和支護結構示意圖Fig.2 Construction method and the supporting structure diagram

2014年7月～9月，掌子面掘進離出口67 m附近時，掌子面圍巖以細砂卵礫石互層出露，其中細砂層厚1.2～2.5 m，干燥、致密，無粘結性，空隙率小，自穩(wěn)能力極差，顆粒粒徑主要集中在0.075～0.35 mm區(qū)間，顆粒較均勻，顆粒級配差，天然含水率僅為2%～5%，呈密實狀態(tài)，黏聚力低。卵礫石土結構呈稍密～密實狀，含卵礫石細砂結構松散～稍密。根據設計采用雙層小導管超前支護，在施工中出現了注漿困難，注漿效果差、易爆管等問題；采用普通大管棚出現了管棚變形大，抗彎強度差 ，路面沉降量大等問題。雖然有管棚作用，但隧道開挖后掌子面立即出現砂涌，拱頂砂層呈現漏斗形擴散，短時間內形成堆積體，無阻擋封閉時間，直接對初期支護拱架造成破壞，且在初期支護背后形成大空腔，導致隧道K425+452～466出現了砂涌、塌方冒頂事故共3處。上述問題給工程建設和正常通行的甘白路帶來很大的困難和風險。

2 超前支護措施適宜性分析

因崗托隧道出口端工程環(huán)境特殊，出口段洞頂為正常通行的甘孜—白玉路，其交通功能重要，設計采用的超前支護措施和支護參數必須滿足地表沉降和洞周位移的要求。同時，為隧道安全通過該段圍巖并合理發(fā)揮初期支護作用，針對施工中出現的隧道變形、砂涌、冒頂等事故，現場試驗研究了超前支護措施和參數，并就其應用方案進行了比較歸納(見表2)?，F就崗托隧道雙層小導管超前支護、普通管棚支護措施、大管棚配合水平旋噴樁措施及其適宜性進行對比分析。

表2 崗托隧道超前支護措施應用情況表Table 2 Pre-reinforcement scheme of Gangtuo tunnel table

2.1 雙層小導管超前支護

崗托隧道設計采用雙層小導管超前支護，超前小導管能起到超前預支護和注漿導管作用，達到超前加固圍巖和止水目的，適合于在軟弱、松散地層中施工。φ42 mm 無縫鋼管現場加工，小導管前段管壁每隔15～20 cm 交錯鉆眼用以注漿，眼孔直徑在8 mm左右。小導管沿隧道開挖輪廓外縱向向前傾斜安設，打入時外插角分別為緩傾角10°～14°，陡傾角30°～40°。小導管上下兩層交錯布置，按拱部120°范圍布置，環(huán)向間距為40 cm，雙層每環(huán)63根，前端外露300 mm。根據圍巖條件進行漿液種類選擇，常見的有超細水泥及1∶1 水泥漿，水泥～水玻璃雙液漿以及化學漿液，注漿壓力一般在0.6 MPa。根據崗托隧道圍巖無地下水發(fā)育的特點，選用1∶1 水泥漿進行注漿，并現場配合鋼拱架使用。

2.2 管棚支護

管棚支護主要起加固圍巖，擴散和傳遞圍巖壓力，減少隧道開挖釋放應力的作用。對控制塌方和抑制地表沉降效果明顯。長管棚主要適用于軟弱砂礫地層或軟巖破碎帶地層，隧道進出口位置和穿越重要建構筑物等特殊地段。

在翻轉課堂的實踐中，教師的角色不僅僅是課程內容的傳授者，更多則轉變?yōu)閷W習過程的引導者，學生則由原來被動的接受者，轉變?yōu)榉e極主動的參與者[3]。

孔口管采用φ108 mm 的熱軋鋼管制作，按拱部120°范圍布置。環(huán)向間距為40 cm，雙層每環(huán)32根，端部外露300 mm，沿隧道開挖輪廓外縱向向前傾斜安設，套拱內焊接鋼架。

2.3 長大管棚配合水平旋噴樁

在崗托隧道出口處，長大管棚支護部分方按設計進行，根據現場圍巖情況，適當變更管棚長度。將原甘白路臨時改線后在原甘白路正下方，管棚外側60 cm范圍內、拱部開挖輪廓線120°范圍內先施做2個循環(huán)的水平旋噴樁，通過后，將洞口上方線路改回原甘白路下方后。然后再在洞內開挖面前方沿隧道輪廓在拱部開挖輪廓線80°范圍內施工正向水平旋噴樁，樁長15 m，樁徑60 cm，樁間距35 cm，咬合20 cm，注漿壓力35～50 MPa，從而使拱部在砂層圍巖中形成55～70 cm 厚的水泥土墻拱形帷幕。

水平旋噴樁從內而外對細砂層和卵礫石層分別具有硬化、攪拌、壓縮和滲透的作用，其不僅具有梁效應，同時沿著地層縫隙滲透擴散的水泥漿液還能填充縫隙，從而起到改良土體、防沙涌、抗塌方的作用。水平旋噴樁與大管棚共同作用后使大管棚的抗彎能力得到增強，并彌補了管棚間的縫隙，最終保證了隧道掘進時整個掌子面的穩(wěn)定。

圖3 大管棚配合水平旋噴樁支護示意圖Fig.3 Drawing of pipe shed with rotary horizontal jet grouting pile

2.4 3 種方案應用效果對比分析

就該工程實際應用3種超前支護方案的應用結果進行對比分析，結果見表3。

上述支護措施均需要進行注漿使地層形成固結，且具有一定的承載能力。但從表2 可以看出，在采取雙層小導管支護時，施工進展緩慢，多次調整注漿參數但注漿量卻極小，支護效果非常差。當注漿壓力達到0.8 MPa后，小導管爆管，從而無法形成加固體，更無法解決漏砂、砂涌等問題。

采用大管棚時的加固范圍可控，但管棚變形大，抗彎強度差，管棚對于細砂層支護效果差，管間隙有砂涌現象。采用水平旋噴樁能彌補砂卵石層斷裂砂涌的情況，有效控制漏砂及砂涌，同時配合大管棚工作，形成具有一定承載力的預支護拱，支護效果較好，并能保證洞頂甘白路的正常通行，現結合現場監(jiān)控量測數據對該工法進行進一步研究。

表3 3種方案應用效果對比Table 3 Contrast of three schemes

考慮崗托隧道埋深小于洞跨的3倍且隧道出口正上方甘白路交通安全，必須進行地表下沉量測[13]?，F場根據圖4所示進行其他測點布置，圖4中字母代表意義如下：B為隧道變形即拱頂下沉和水平收斂監(jiān)測點；M為沿軸向布置有4個軸力測點的錨桿布置點；T為埋設于圍巖與初支之間的土壓力盒測點；D為多點位移計測點；G為測鋼拱架內力的鋼筋計布置測點；C為二襯混凝土結構應變計測點?，F場布設的測點用字母后所附數字進行編號。

(a)隧道變形監(jiān)測點布置；(b)混凝土應變計測點布置圖4 選測斷面各量測點現場布置示意圖Fig.4 Decoration of measuring points on site

3 現場測試結果及分析

3.1 地表下沉

經現場監(jiān)測數據分析，出口處3個監(jiān)測斷面地表最終變形值如表4所示。地表沉降觀測點從左往右編號為1～7，則K425+465斷面地表沉降位移曲線和最終沉降值分布如圖5(a)和5(b)所示。

表4 地表最終變形值Table 4 Final deformation of surface

4和5號點位于拱頂上方位置。從圖9中可以看出：在隧道拱頂附近沉降較大，遠離隧道逐漸變小。初期斷面地表下沉速率較小，在K425+445斷面剛開始施作管棚而沒有實施水平旋噴樁時，開挖導致拱部及工作面漏砂，繼而導致工作面失穩(wěn)，出現塌方現象。同時，該斷面隧道上部受車輛通行影響亦使斷面地表沉降速率發(fā)生變化。考慮該處沒有實施水平旋噴樁，在該掌子面前方發(fā)生砂涌和隧道變形超限后，現場立即停止掌子面開挖并利用現場條件采取相關控制措施，首先，向掌子面打鋼管并噴射水泥漿從而臨時封閉掌子面。與此同時，采取反壓回填緊急預案，除核心土外，利用棄碴回填掌子面，反壓回填至上臺階拱腳上0.8 m 處。

在K425+445斷面采用大管棚配合水平旋噴樁支護后變形速率降低，但因后期對冒頂的處理中采用澆筑混凝土、降雨、下導開挖和仰拱拱架接退等，導致了地表沉降進一步增大，最終導致地表沉降變形相對較大。

(a)地表下沉降累計曲線圖；(b)各測點地表下沉細累計圖5 K425+465各測點地表下沉累計圖Fig.5 Cumulative settlement of surface ground at K425+465

3.2 洞周位移

通過對布設在崗托隧道出口段81 m范圍內的12個斷面進行監(jiān)測，隧道拱頂下沉、水平收斂數據見表4，位移收斂累計及速率曲線如圖6～7所示。

對比大管棚配合水平旋噴樁支護實施前后K425+432～K425+476.5共12個斷面拱頂沉降監(jiān)測結果顯示，共7個斷面拱頂沉降值超過隧道預留變形量值，后期采用支護措施3進行處理后，有8個斷面隧道拱頂最終沉降值和水平位移收斂值在隧道預留變形量值30 cm的控制范圍內。分析認為，細砂卵礫石互層圍巖隧道變形超限和塌方事故的主要原因是卵礫石層變形超限后發(fā)生斷裂，細砂層不具有抗拉能力且易從斷裂的卵礫石層及管間隙漏砂，小導管注漿無法實現預期地層固結的效果，因此，采用大管棚配合水平旋噴樁能使拱頂沉降得到控制，顯示出其良好的支護效果。

單位：cm(a)K425+465量測斷面水平收斂速率曲線(b)K425+465量測斷面水平收斂時間曲線圖6 隧道水平位移收斂累計及速率曲線Fig.6 Tunnel horizontal cumulative settlement and settlement rate curves

單位：cm(a)K425+465量測斷面拱頂下沉速率時間曲線(b)K425+465量測斷面拱頂下沉時間曲線圖7 隧道拱頂下沉累計及下沉速率曲線圖Fig.7 Tunnel vault cumulative settlement and settlement rate curves

從表5和圖6～7還可以看出，即使采用大管棚配合水平旋噴樁支護，12個斷面中依然還有3個斷面拱頂最終沉降值超限，說明該圍巖隧道砂層涌出后地層出現了多個縫隙和空腔，建議今后類似隧道設計時應對預留變形量多加以考慮，同時，利用水平旋噴樁，使水泥漿液沿著地層縫隙滲透擴散填充縫隙和空腔，起到固結圍巖的良好效果。

表5 洞周最終變形值Table 5 Final deformation of tunnel

對于變形速率的判定主要根據《公路隧道施工技術細則》[14]，即位移變形速率分別在大于1.0 mm/d時，在0.2～1.0 mm/d時，在小于0.2 mm/d時，其變形可判定為變形急劇增長階段、變形緩慢增長階段和變形基本穩(wěn)定階段。在開挖初期，崗托隧道拱頂下沉和周邊水平收斂變化速率均較大，隨著細砂層細砂涌盡，或未擾動砂層因水平旋噴樁體得到加固穩(wěn)定后，圍巖應力釋放得以暫時平衡，后期隨著管棚支護抗力的增加其變化速率減小。由此可見，對于細砂卵礫石互層隧道，采用大管棚配合水平旋噴樁的斷面，洞周圍巖的急劇變形期縮短，后期變形基本穩(wěn)定，但個別斷面因受地層和仰拱開挖、拱架接腿影響，洞周最終變形值依然相對較大。

3.3 圍巖深部位移

選取典型斷面K425+470進行圍巖深部位移現場測試，其最終地中位移分布如圖8所示。

從以上的最終位移分布圖看出：因細砂卵礫石互層圍巖穩(wěn)定性較差，加之儀器設置距開挖面較近，受開挖擾動和圍巖應力釋放影響，使圍巖深部位移較大。根據現場埋設記錄和開挖圍巖出露顯示：埋設段在卵礫層中的多點位移計位移值較大，而埋設在干燥細砂層中的多點位移計顯示其位移較小，且呈正負分布。分析認為：卵礫石層約束了干燥細砂層的移動，當地層間力超過砂層與卵礫石層之間最大抗剪強度后，卵礫石層斷裂，干燥細砂層出現斷崖式塌落，這與拱頂沉降數據和現場情況相吻合。

單位：0.1 mm圖8 圍巖深部位移最終地中位移分布圖Fig.8 Final displacement distribution of deep surrounding rock

3.4 錨桿軸力

圖9為K425+465監(jiān)測斷面右拱腰處錨桿軸力隨時間變化分析圖。圖10為K425+465斷面錨桿最終軸力分布圖。

圖9 監(jiān)測斷面錨桿軸力(右拱腰)隨時間變化曲線圖Fig.9 Time-history curve of anchor axial force of monitoring section(Right hance)

單位：kN圖10 監(jiān)測斷面錨桿軸力最終分布圖Fig.10 Final distribution of anchor axial force of monitoring section

由圖9可以看出：錨桿軸力經歷了由施做初期的急劇變化到斷面封閉之后逐漸趨于穩(wěn)定的過程。就圖10中軸力最終分布來看，錨桿受力均較小，但錨桿軸力的峰值位于錨桿長度的1/5處(左拱肩16.5 kN)。根據中性點理論[15-16]，軸力峰值應位于錨桿長度1/3～1/2處，這與該理論不相符。由此可見，在細砂卵礫石互層圍巖隧道開挖后，主要系統(tǒng)錨桿的力學性質不能有效發(fā)揮，而是靠圍巖中卵礫石層與管棚配合水平旋噴樁的初期支護來平衡，在干燥細砂層，系統(tǒng)錨桿施工效果不明顯，錨桿軸力小，甚至不發(fā)生作用；而在卵礫石層中軸力較大。因此，在細砂卵礫石互層圍巖中可采用局部增減或長短結合的成組錨桿進行支護。

3.5 鋼拱架內力

圖11是出口端K425+465斷面鋼拱架應力分布圖。其中虛線表示鋼拱架外翼緣應力，實線表示鋼拱架內翼緣應力。

單位：MPa圖11 鋼拱架應力分布圖Fig.11 Distribution of stress arch bridge

根據圖11可以看出，分布較均勻的壓應力是鋼拱架的主要應力，拱肩部應力分布較大，值在256～267 MPa范圍，邊墻、拱腳部位應力分布較小，位于隧道頂部處的應力值最大，為280 MPa，該最大值遠小于《GB50017—2003鋼結構設計規(guī)范》[15]中規(guī)定Q235鋼材的受拉受壓極限強度值375 MPa，表明隧道采用的支護鋼拱架在互層圍巖條件下仍具有一定的安全儲備。進一步分析認為：采用支護措施3后，水平旋噴樁使細砂卵礫石互層圍巖具有一定的自穩(wěn)能力和承載能力，同時，水平旋噴樁與大管棚和鋼拱架相互協(xié)調、共同承擔了外部荷載，雖受地表行車荷載影響，結構也不會因強度不足而失穩(wěn)破壞。

3.6 圍巖與初支接觸壓力

圖12為圍巖與初支的接觸壓力分布圖。最大圍巖壓力最終量值為3.421 MPa左右，最小值0.293 MPa左右，可見與初支接觸的細砂層、卵礫石層，作用在初期支護上的接觸壓力最終量值均較大，且分布不均，分析認為除地質原因外，因隧道上方有既有線甘白路，上方車輛通行對接觸壓力產生影響，尤其是接近甘白路的左拱肩位置，現場實測接觸壓力值較大。由于圍巖急劇變形和層間松弛所引起的圍巖壓力變化較大，因此施工中在保證安全穩(wěn)定的前提下，應盡量避免關閉既有線交通運行，以減少不必要的附加荷載影響。

單位：100 KPa圖12 圍巖與初支接觸壓力分布圖Fig.12 Contact pressure’s distribution between wall rock and primary support

4 結論

1)細砂卵礫石互層圍巖是一種特殊的近水平狀互層圍巖，采用大管棚配合水平旋噴樁進行超前支護具有效好的適宜性，能擠壓、固結細砂和卵礫石層并形成預支護拱，可有效防止坍塌及控制漏砂。

2)采用淺埋暗挖法施工，細砂卵礫石互層隧道地表沉降值和洞周變形值均較大，地表沉降速率因砂涌常發(fā)生突變，當地層間力超過砂層與卵礫石層之間最大抗剪強度后，卵礫石層斷裂，干燥細砂層出現斷崖式塌落。

3) 水平旋噴樁與大管棚共同承擔外部荷載，因此鋼拱架內力較小，而錨桿與圍巖間的黏結力差異明顯，在干燥細砂層錨桿軸力小，甚至不發(fā)生作用，而在卵礫石細層中軸力較大，因此，應采用局部增減或長短結合的成組錨桿進行支護。

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The filed-testing on surrounding rock deformation and supporting system in inter-bedded strata sand-gravel tunnel

YAN Jian1,2，HE Chuan1， YAN Qixiang1，WEI Yanqing3, YAN Kunpeng4

(1. MOE Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China；2. Department of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Emei 614202,China；3. Sichuan Province Transportation Department Highway Planning,Survey,Design and Research Institute，Chengdu 610031, China；4. Panzhihua Highway Construction Co, Ltd , Panzhihua 610000, China)

In order to avoid the occurrence of accident such as collapse, sand flow, roof caving , this paper presents a study of the GangTuo tunnel in the 317 national highway. Field experiments analysis and field measurement are presented in this paper to investigate the suitability of pre-reinforcement, the variation laws of surface subsidence ,tunnel deformations and the final displacement distribution of deep surrounding rock, axis forces of anchors, contact pressures between surrounding rock and primary support, and the internal forces in arch frames. The results show that for the inter-bedded strata sand-gravel tunnel , the small ductules grouting is difficult, the pre-grouted pipe shed could induce large deformation and the sand flow will take place in the pipe shed clearance. The sand flow and the large deformation can be controlled effectively by means of the pipe shed with rotary horizontal jet grouting pile.

tunnel engineering；inter-bedded strata sand-gravel；supporting system; surrounding rock deformation；field measurement

2016-02-14

國家自然科學基金資助項目(U1134208，U1361210，51378434)； 國家科技支撐計劃項目(2013BAB10B04)；西南交通大學峨眉校區(qū)基金資助項目(SWJTU10101B10096019)

嚴健(1979-)，男，四川西昌人，博士研究生，從事高海拔高寒地區(qū)隧道施工及結構防凍研究；E-mail:sharefuture33@163.com

TU45

A

1672-7029(2016)12-2455-08