李術(shù)才，陳紅賓，張曉，龔英杰，李會(huì)良，丁萬(wàn)濤，王琦

(1.山東大學(xué) 巖土與結(jié)構(gòu)工程研究中心，山東 濟(jì)南，250061；2.山東大學(xué) 土建與水利學(xué)院，山東 濟(jì)南，250061；3.哈爾濱地鐵集團(tuán)有限公司，黑龍江 哈爾濱，150080)

地鐵隧道埋深較淺，圍巖整體性不足，易出現(xiàn)大變形沉降、掌子面擠出、拱頂坍塌等危害，影響施工進(jìn)程，因此，需要采取必要的超前支護(hù)措施，以保證隧道施工穩(wěn)定性[1]。小導(dǎo)管注漿作為地鐵隧道施工中較為成熟的超前支護(hù)措施，是淺埋暗挖法[2]“管超前、嚴(yán)注漿、短開(kāi)挖、強(qiáng)支護(hù)、快封閉、勤量測(cè)”施工原則的技術(shù)基礎(chǔ)，應(yīng)用十分廣泛，近些年來(lái)，許多專(zhuān)家對(duì)這一技術(shù)進(jìn)行了深入研究，提出了不少具有指導(dǎo)意義的理論與有價(jià)值的成果。朱正國(guó)等[3]針對(duì)隧道穿越干燥粉細(xì)砂地層遇到的流砂問(wèn)題，開(kāi)展密排小導(dǎo)管和深層咬合樁超前預(yù)加固現(xiàn)場(chǎng)對(duì)比試驗(yàn)，并通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)對(duì)固結(jié)體力學(xué)性質(zhì)進(jìn)行驗(yàn)證，得出深層咬合樁比密排小導(dǎo)管更能有效控制隧道開(kāi)挖過(guò)程中的流、涌砂現(xiàn)象的結(jié)論。李奎等[4]針對(duì)北京地鐵 5號(hào)線隧道穿河過(guò)橋遇到的富水粉砂地層，采用三維數(shù)值模擬方法對(duì)長(zhǎng)管棚方案和加密小導(dǎo)管方案進(jìn)行力學(xué)效果分析，結(jié)果表明小導(dǎo)管注漿在可注能力較強(qiáng)的富水地層中兼具錨桿和注漿的雙重功效，綜合支護(hù)效益最優(yōu)。曾祥國(guó)等[5]利用有限元軟件，對(duì)大跨度小凈距隧道小導(dǎo)管注漿效果進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，揭示了超前支護(hù)對(duì)隧道周邊變形的控制作用和對(duì)初期支護(hù)結(jié)構(gòu)承載的分擔(dān)作用。來(lái)弘鵬等[6]采用二重導(dǎo)管注漿對(duì)含水豐富的黃土地層進(jìn)行超前預(yù)加固，結(jié)果表明土體含水率明顯降低，圍巖強(qiáng)度極大提高，初支受力顯著改善。吳旭平等[7]采用數(shù)值模擬對(duì)粗圓礫土層交叉中隔壁(CRD)法施工隧道的變形特性進(jìn)行研究，結(jié)果表明小導(dǎo)管注漿可以明顯控制拱頂圍巖變形效應(yīng)。劉維等[8]采用數(shù)值方法得到富水全風(fēng)化巖層重疊隧道施工土層變形規(guī)律，提出采用超前注漿支護(hù)來(lái)控制富水地層重疊隧道施工時(shí)應(yīng)力釋放和地下水滲流共同作用引起的拱頂沉降。李立新等[9]基于滲流應(yīng)力耦合本構(gòu)方程和水力耦合理論，提出破碎巖體隧道注漿圈厚度的計(jì)算分析方法，討論了注漿圈厚度與滲透系數(shù)間的經(jīng)濟(jì)合理最優(yōu)值。許宏發(fā)等[10]基于莫爾庫(kù)侖強(qiáng)度準(zhǔn)則，建立了注漿前后破碎巖體強(qiáng)度增長(zhǎng)理論，推導(dǎo)出單軸抗壓強(qiáng)度增長(zhǎng)率、單軸抗拉強(qiáng)度增長(zhǎng)率、內(nèi)摩擦因數(shù)增長(zhǎng)率和內(nèi)聚力增長(zhǎng)率之間的關(guān)系方程，得到單軸抗壓強(qiáng)度增長(zhǎng)率約為單軸抗拉強(qiáng)度增長(zhǎng)率的2～3倍，內(nèi)聚力增長(zhǎng)率為摩擦因數(shù)增長(zhǎng)率的 2～5倍的結(jié)論。王崢崢等[11]采用超前管棚+小導(dǎo)管注漿方法順利解決了隧道穿越斷層破碎帶時(shí)拱頂碎石坍塌及初期支護(hù)變形失效的問(wèn)題。上述研究表明小導(dǎo)管注漿主要應(yīng)用于富水破碎圍巖中，其支護(hù)機(jī)理可以分為2方面：一方面，小導(dǎo)管施打到掌子面前方未開(kāi)挖土體中，通過(guò)注漿與周邊圍巖成為整體，充分發(fā)揮圍巖自身承載力，形成具有縱向連續(xù)梁和橫向加固拱的主動(dòng)支護(hù)結(jié)構(gòu)，改善支護(hù)體系被動(dòng)受力分布狀態(tài)，增強(qiáng)隧道整體穩(wěn)定性；另一方面，通過(guò)高壓注漿提高了周邊巖土體物理力學(xué)參數(shù)，在未經(jīng)開(kāi)挖的巖土體中形成剛度較大的加固區(qū)域，降低擾動(dòng)圍巖荷載釋放程度，同時(shí)還還起到了防水的作用。通過(guò)這兩方面的作用，提高了巖土體的穩(wěn)定性，在隧道開(kāi)挖時(shí)，可以減小塑性區(qū)區(qū)域，延緩塑性區(qū)出現(xiàn)的時(shí)間。但在粉質(zhì)黏土隧道施工中出現(xiàn)一系列問(wèn)題，主要?dú)w納為以下兩點(diǎn)：1)“管難超前”，即小導(dǎo)管無(wú)法施打到設(shè)計(jì)深度且耗時(shí)長(zhǎng)，尾部易發(fā)生屈服，造成施工效率低下，嚴(yán)重影響施工進(jìn)度；2)“漿難嚴(yán)注”，開(kāi)始注漿后，達(dá)到設(shè)計(jì)注漿壓力僅需數(shù)十秒，穩(wěn)壓數(shù)秒即發(fā)生孔口跑漿等現(xiàn)象，漿液無(wú)法注入。小導(dǎo)管注漿在粉質(zhì)黏土隧道的超前支護(hù)效應(yīng)究竟如何，尚無(wú)研究資料參考，為了解答以上問(wèn)題，本文作者以哈爾濱地鐵1號(hào)線三期工程同哈區(qū)間為依托，對(duì)粉質(zhì)黏土隧道超前支護(hù)效應(yīng)進(jìn)行試驗(yàn)研究。

1 工程背景

哈爾濱地鐵1號(hào)線三期工程同哈區(qū)間起訖里程為SK12+759.427～SK14+046.663，區(qū)間長(zhǎng)為1 287.236 m，隧道埋深為12.208～12.280 m。該隧道所在地層自上而下依次為：以雜填土為主的全新統(tǒng)人工堆積層(Q4ml)，以粉質(zhì)黏土為主的上更新統(tǒng)哈爾濱組沖洪積層(Q32hral+pl)、中更新統(tǒng)上荒山組湖積層(Q22hl)，以粉質(zhì)黏土、粉細(xì)砂為主的中更新統(tǒng)下荒山組沖積層(Q21hlal)。隧道埋深及地質(zhì)剖面如圖1所示。隧道開(kāi)挖區(qū)域主要集中在以粉質(zhì)黏土為主的中更新統(tǒng)上荒山組湖積層(Q22hl)內(nèi)，隧道地勘資料表明，該層土質(zhì)較均勻，壓縮性中等，屬V類(lèi)圍巖，位于地下水上方，基本處于低滲硬塑狀態(tài)。土體物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 地層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Formation physico-mechanical parameters

隧道斷面為六心圓加仰拱型式，其斷面寬為6 240 mm，高為6 470 mm，掘進(jìn)方式采用上下臺(tái)階預(yù)留核心土。初期支護(hù)采用格柵鋼架+鋼筋網(wǎng)+混凝土噴層形式。超前支護(hù)采用小導(dǎo)管注漿方式，小導(dǎo)管布設(shè)在拱頂 120°范圍內(nèi)，外插角為5°～15°，相鄰 2排小導(dǎo)管水平投影搭接長(zhǎng)度不小于1 m；注漿壓力為0.3～0.5 MPa，注漿材料視地下水情況選擇，有自由水時(shí)采用水泥-水玻璃雙液漿，無(wú)自由水時(shí)采用水泥單液漿。隧道支護(hù)方案如圖2所示。

圖2 隧道支護(hù)方案Fig.2 Tunnel supporting scheme

2 小導(dǎo)管注漿對(duì)土體加固特性分析

針對(duì)小導(dǎo)管注漿超前支護(hù)在粉質(zhì)黏土隧道存在“管難超前”、“漿難嚴(yán)注”的問(wèn)題，隨機(jī)選擇區(qū)間SK13+996～SK14+032的典型斷面關(guān)鍵位置處(如圖3所示)小導(dǎo)管進(jìn)行研究，從左側(cè)到右側(cè)依次編號(hào)為XZ-1～12，通過(guò)分析漿液擴(kuò)散范圍、注漿土體力學(xué)參數(shù)、小導(dǎo)管施打效果等指標(biāo)[12]，研究小導(dǎo)管注漿對(duì)粉質(zhì)黏土的加固特性。試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置Fig.3 Arrangement of testing points

2.1 漿液擴(kuò)散參數(shù)研究

為明確漿液在粉質(zhì)黏土中的擴(kuò)散范圍，采用原始設(shè)計(jì)方案對(duì)土體進(jìn)行穩(wěn)壓注漿，待漿液凝固后揭露周?chē)馏w查看漿液擴(kuò)散情況，對(duì)選定小導(dǎo)管試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)，見(jiàn)表2。

表2 漿液擴(kuò)散參數(shù)統(tǒng)計(jì)Table 2 Statistics of slurry diffusion parameters

平均值計(jì)算公式為

離散率計(jì)算公式為

式中：為試驗(yàn)數(shù)據(jù)平均值；Vx為試驗(yàn)數(shù)據(jù)離散率；n為試驗(yàn)次數(shù)。

由表2可知：穩(wěn)壓注漿數(shù)十秒隨即出現(xiàn)孔口跑漿現(xiàn)象，導(dǎo)致注漿結(jié)束。漿液初凝后揭露小導(dǎo)管周?chē)馏w，發(fā)現(xiàn)漿液擴(kuò)散范圍極不均勻(圖4)，管頭附近較大，平均值為 0.2 m；溢漿孔附近較小，平均值僅為0.049 m?？梢钥闯鰸{液擴(kuò)散范圍離散率較大，說(shuō)明土體較為致密且滲透性差，減弱了漿液對(duì)土體的充填作用，導(dǎo)致無(wú)法起到從根本上改變土體物理化學(xué)狀態(tài)。當(dāng)前注漿量略大于小導(dǎo)管容積，說(shuō)明土體中漿液注入量過(guò)少，明顯削弱了漿液對(duì)土體的劈裂作用，使得其對(duì)周?chē)馏w產(chǎn)生的附加壓應(yīng)力不足以克服地層最小主應(yīng)力，導(dǎo)致無(wú)法形成有效厚度的漿脈骨架來(lái)提高地層的承載能力[12]。

圖4 漿液擴(kuò)散范圍Fig.4 Slurry diffusion range

2.2 注漿土力學(xué)性質(zhì)研究

為量化漿液對(duì)土體的影響范圍及其力學(xué)參數(shù)的提高效果，以部分關(guān)鍵測(cè)點(diǎn)處小導(dǎo)管管頭溢漿孔為原點(diǎn)，依次按照0(溢漿孔)，0.2，0.4和0.6 m的徑向距離對(duì)小導(dǎo)管周?chē)馏w取樣進(jìn)行室內(nèi)常規(guī)試驗(yàn)，分析其力學(xué)參數(shù)與粉質(zhì)黏土的性質(zhì)差異，結(jié)果如圖5所示。

由圖5可知：漿液對(duì)土體力學(xué)參數(shù)的改善效果在小導(dǎo)管溢漿孔附近較為明顯；隨著遠(yuǎn)離溢漿孔，其改善效果迅速降低，距溢漿孔0.2 m處的注漿土力學(xué)參數(shù)比漿液擴(kuò)散范圍外的粉質(zhì)黏土力學(xué)參數(shù)提高率僅為10%～20%；當(dāng)距離超過(guò)0.4 m后，注漿土力學(xué)參數(shù)基本無(wú)變化，說(shuō)明小導(dǎo)管注漿加固范圍在0.2～0.4 m時(shí)，與漿液擴(kuò)散范圍基本吻合。

7號(hào)小導(dǎo)管周邊注漿土的力學(xué)參數(shù)提高率最高，內(nèi)摩擦角為 11.34%、黏聚力為 25.82%、壓縮模量為82.56%；11號(hào)小導(dǎo)管周邊注漿土體的力學(xué)參數(shù)提高率最低，內(nèi)摩擦角為 2.88%，黏聚力為 4.68%，壓縮模量為37.45%。說(shuō)明漿液在有限的擴(kuò)散范圍內(nèi)與土體混合不夠充分，存在明顯的方向性，其力學(xué)參數(shù)不存在質(zhì)的提高，改良效果較差，無(wú)法從根本上改變土體物理力學(xué)性質(zhì)，形成有效強(qiáng)度的加固區(qū)域，與傳統(tǒng)破碎巖土體注漿后力學(xué)參數(shù)數(shù)十倍提高相比[13-14]，其加固效果微小，甚至可以忽略。

2.3 小導(dǎo)管施打?qū)Τ爸ёo(hù)作用影響分析

為揭示小導(dǎo)管施打?qū)Τ爸ёo(hù)作用的影響，在試驗(yàn)區(qū)間隨機(jī)選取5個(gè)斷面，統(tǒng)計(jì)小導(dǎo)管施打時(shí)間及最終施打長(zhǎng)度(施打結(jié)束的標(biāo)準(zhǔn)：現(xiàn)有施工條件下小導(dǎo)管無(wú)法打入或管尾屈服)。結(jié)果如圖6所示。

圖5 注漿土力學(xué)參數(shù)與漿液擴(kuò)散距離關(guān)系曲線Fig.5 Relationship curves between grouting soil mechanical parameters and slurry diffusion distance

由圖6可知：小導(dǎo)管最終施打長(zhǎng)度不超過(guò)2.2 m，而超前支護(hù)設(shè)計(jì)方案中要求小導(dǎo)管每隔兩榀格柵鋼架施作1環(huán)，相鄰2排小導(dǎo)管的水平投影搭接長(zhǎng)度不小于1 m，可知小導(dǎo)管有效施打長(zhǎng)度至少要超過(guò)2.6 m，但現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果表明有將近1/3設(shè)計(jì)長(zhǎng)度的小導(dǎo)管直到管尾屈服也無(wú)法打入土體(圖7)，而表2統(tǒng)計(jì)結(jié)果也表明漿液在土體中擴(kuò)散范圍較小，僅為0.2～0.4 m，這就導(dǎo)致相鄰小導(dǎo)管在縱向上有效搭接長(zhǎng)度不足或不搭接，相鄰小導(dǎo)管注漿加固體在橫向上有效貫通厚度不足或不貫通，造成圍巖荷載在搭接區(qū)域易出現(xiàn)壓力釋放奇點(diǎn)，出現(xiàn)三角壓密區(qū)土體“掉塊”現(xiàn)象，造成塑性區(qū)進(jìn)一步擴(kuò)大，反而不利于隧道整體穩(wěn)定。

圖6 小導(dǎo)管施打長(zhǎng)度與施打時(shí)間統(tǒng)計(jì)Fig.6 Small pipe striking statistics for time and length

圖7 小導(dǎo)管施打效果Fig.7 Installing effect of small pipe

通過(guò)上述研究，初步得出小導(dǎo)管注漿在粉質(zhì)黏土隧道擴(kuò)散范圍較小且不均勻、注漿土體力學(xué)參數(shù)略有改善但不存在質(zhì)的提高、小導(dǎo)管施打效果不佳的結(jié)論。但考慮到超前支護(hù)結(jié)構(gòu)深入圍巖內(nèi)部，且與初支結(jié)構(gòu)剛性連接，構(gòu)成“圍巖—超前支護(hù)—初期支護(hù)”三位一體的支護(hù)聯(lián)合承載體系[15]。因此，僅通過(guò)上文超前支護(hù)構(gòu)件對(duì)土體力學(xué)性能的直接改善作用去評(píng)價(jià)超前支護(hù)作用效果是不客觀的，必須考慮超前支護(hù)與圍巖、初支間的承載耦合作用機(jī)制。

3 支護(hù)結(jié)構(gòu)承載力學(xué)效應(yīng)研究

為明確超前支護(hù)在支護(hù)體系中的力學(xué)承載效應(yīng)，選擇試驗(yàn)區(qū)間典型斷面設(shè)計(jì)保留或取消超前支護(hù)對(duì)比工況，分別在拱頂(與隧道軸線相交)、拱肩(與隧道軸線成 45°)、拱腰(與隧道軸線成 90°)設(shè)置關(guān)鍵監(jiān)測(cè)點(diǎn)(圖3)，通過(guò)分析隧道開(kāi)挖過(guò)程中圍巖壓力分布差異及荷載釋放規(guī)律和支護(hù)過(guò)程中初支構(gòu)件承載能力等，研究超前支護(hù)對(duì)圍巖荷載是否有明顯的調(diào)控分擔(dān)作用、與初期支護(hù)形成的聯(lián)合承載體系是否有明顯的力學(xué)承載效應(yīng)。

3.1 圍巖壓力特征分析

各斷面圍巖壓力分布如圖8所示。圍巖壓力分布基本呈現(xiàn)“上下小中間大”特點(diǎn)，除個(gè)別儀器損壞導(dǎo)致無(wú)法讀數(shù)，局部存在差異。拱頂部位除斷面SK14+017無(wú)讀數(shù)外，其余 5個(gè)斷面圍巖壓力均在0.16～0.20 MPa之間，數(shù)值在土柱理論公式計(jì)算誤差范圍內(nèi)。拱肩部位圍巖壓力分布差異性較大，其中斷面SK14+029左拱肩壓力最大，達(dá)到0.42 MPa，右拱肩壓力僅為0.15 MPa，斷面SK14+011左拱肩壓力最小，僅為 0.14 MPa，其余斷面拱肩壓力均在 0.27～0.32 MPa之間。拱腰部位壓力分布較為均勻，沒(méi)有出現(xiàn)異常讀數(shù)，6個(gè)斷面壓力均在0.12～0.16 MPa之間?？梢钥闯觯焊鲾嗝鎳鷰r壓力縱向分布形式大體相同，說(shuō)明圍巖荷載釋放程度基本一致，超前支護(hù)在縱向空間上未形成有效強(qiáng)度的連續(xù)梁支護(hù)效應(yīng)；而各斷面圍巖壓力橫向分布存在明顯大小差異，說(shuō)明不均勻分布的圍巖壓力并未得到改善，超前支護(hù)在橫向空間上未形成有效強(qiáng)度的連續(xù)拱支護(hù)效應(yīng)[16]。

超前支護(hù)主要布設(shè)在隧道拱部120°范圍，因此，采用拱頂圍巖壓力變化規(guī)律來(lái)表征超前支護(hù)對(duì)圍巖加固作用的時(shí)空效應(yīng)。由圖9可知：前5 d，圍巖壓力迅速增加，約占終值的 60%，變化速率由初值 0.025 MPa/d左右迅速降低到0.008 MPa/d，說(shuō)明圍巖變形荷載完成初步釋放；第6～15天，圍巖壓力緩慢增加，變化速率逐漸降低到0附近，表明圍巖松動(dòng)范圍內(nèi)的變形荷載釋放基本完成；15 d后，圍巖壓力達(dá)到終值。不同超前支護(hù)形式的圍巖壓力終值及變化速率數(shù)值大小基本沒(méi)有差異，無(wú)法體現(xiàn)出超前支護(hù)對(duì)圍巖壓力的改善作用，說(shuō)明此時(shí)的超前支護(hù)不具有約束圍巖內(nèi)部變形的時(shí)間效應(yīng)；不同超前支護(hù)形式的圍巖壓力及變化速率隨時(shí)間的增長(zhǎng)趨勢(shì)基本一致，無(wú)法體現(xiàn)出超前支護(hù)對(duì)圍巖壓力的調(diào)控作用，說(shuō)明此時(shí)的超前支護(hù)不具有延緩圍巖荷載釋放的時(shí)間效應(yīng)。

通過(guò)圍巖壓力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可以看出：隧道開(kāi)挖后圍巖變形釋放的荷載對(duì)現(xiàn)有形式的超前支護(hù)顯然是一種過(guò)載壓力，直接導(dǎo)致其破壞，徹底喪失其本就微小的支護(hù)承載力。

圖8 圍巖壓力分布Fig.8 Rock pressure distribution

3.2 格柵鋼架應(yīng)力特征分析

各斷面格柵鋼架應(yīng)力分布如圖10所示。從圖10可以看出：鋼架應(yīng)力分布基本呈現(xiàn)“上大下小”特點(diǎn)，各監(jiān)測(cè)斷面格柵鋼架應(yīng)力以壓力為主，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)SK13+998斷面拱頂部位，最大應(yīng)力出現(xiàn)SK13+998斷面拱頂部位，為114 MPa，為HRB400鋼材屈服強(qiáng)度的28.5%左右；最小應(yīng)力出現(xiàn)在SK14+026斷面拱肩部位，為21 MPa，僅為HRB400鋼材的屈服強(qiáng)度5.3%左右。6個(gè)斷面的鋼架應(yīng)力最大值僅為 HRB400鋼筋屈服強(qiáng)度的1/3，可見(jiàn)格柵鋼架有足夠的強(qiáng)度儲(chǔ)備和較高的安全系數(shù)。

圖9 拱頂部圍巖壓力實(shí)測(cè)曲線Fig.9 Monitored vault rock pressure curves on site

圖10 格柵鋼架應(yīng)力分布Fig.10 Grid steel frame stress distribution

圖11所示為拱頂處格柵鋼架應(yīng)力實(shí)測(cè)曲線。由圖11可知：前5 d，格柵鋼架應(yīng)力急劇增加，基本與圍巖壓力同步激增，其變化速率最大值也達(dá)到 18 MPa/d，顯示格柵鋼架在一開(kāi)始就迅速發(fā)揮關(guān)鍵性的支護(hù)作用，體現(xiàn)其在初期支護(hù)中的骨架作用[17]；第6～15天，鋼架應(yīng)力緩慢增加直至達(dá)到穩(wěn)定值，應(yīng)力變化速率迅速降低到0附近，表明以格柵鋼架作為承載骨架的初期支護(hù)與圍巖壓力達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡；15 d后鋼架應(yīng)力基本達(dá)到穩(wěn)定，與圍巖壓力實(shí)測(cè)曲線基本吻合。對(duì)比不同超前支護(hù)形式的格柵鋼架應(yīng)力及變化速率曲線增長(zhǎng)規(guī)律，可以看出超前支護(hù)對(duì)格柵鋼架應(yīng)力的“主動(dòng)”調(diào)控作用是不明顯的，二者未形成有效地聯(lián)合承載支護(hù)體系。

圖11 拱頂處格柵鋼架應(yīng)力實(shí)測(cè)曲線Fig.11 Monitored vault grid steel frame stress curves on site

4 隧道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

變形作為隧道結(jié)構(gòu)是否達(dá)到穩(wěn)定的重要判別指標(biāo)，為全面研究小導(dǎo)管注漿在粉質(zhì)黏土隧道中的超前支護(hù)效應(yīng)，有必要對(duì)試驗(yàn)區(qū)間SK13+996～SK14+032典型斷面的變形進(jìn)行監(jiān)測(cè)，定量研究超前支護(hù)存在與否對(duì)隧道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的作用。

4.1 凈空收斂

各斷面收斂實(shí)測(cè)值見(jiàn)表3。除斷面 SK14+011收斂速率接近規(guī)范[18]規(guī)定的圍巖基本穩(wěn)定判別標(biāo)準(zhǔn) 0.2 mm/d外，其余斷面凈空收斂總量與收斂速率已經(jīng)基本穩(wěn)定。凈空收斂及收斂速率如圖12所示。

表3 凈空收斂實(shí)測(cè)值Table 3 Measured value of clearance convergence

由圖12可知：在前5 d，凈空收斂迅速增加，約為總量的70%，收斂速率在此期間也達(dá)到最大后逐漸減小，說(shuō)明初期支護(hù)較好的控制了圍巖前期變形，有效的防止了圍巖松動(dòng)范圍的進(jìn)一步擴(kuò)展；第5～20天，凈空收斂緩慢增大，約為總量的95%，說(shuō)明地層應(yīng)力重分布基本完成，隧道結(jié)構(gòu)達(dá)已經(jīng)基本穩(wěn)定。分析收斂實(shí)測(cè)曲線趨勢(shì)，可以看出2種工況的總量及速率基本同步，沒(méi)有明顯的時(shí)差效應(yīng)，且隧道收斂最大值出現(xiàn)在斷面SK14+017，為10.73 mm，僅為規(guī)范規(guī)定值的1/3左右，說(shuō)明超前支護(hù)存在與否，隧道結(jié)構(gòu)都能夠在短時(shí)間內(nèi)達(dá)到穩(wěn)定。

4.2 沉降位移

地表沉降主要受巖土體力學(xué)性質(zhì)的影響，其最終沉降量及沉降速率能夠表征圍巖變形特征，因此，采用地表沉降數(shù)據(jù)進(jìn)行時(shí)間歷程分析最為客觀。各斷面沉降實(shí)測(cè)值見(jiàn)表4。2種工況的地表及拱頂沉降差異不明顯，最終沉降速率小于規(guī)范[18]規(guī)定的圍巖基本穩(wěn)定判別標(biāo)準(zhǔn)0.2 mm/d時(shí)，基本達(dá)到穩(wěn)定值。

圖12 凈空收斂實(shí)測(cè)曲線Fig.12 Monitored clearance convergence curves on site

表4 沉降實(shí)測(cè)值Table 4 Measured values of settlement

圖13所示為地表沉降實(shí)測(cè)曲線。由圖13可知：地表沉降總量曲線呈“階梯型”，具有“增加—平緩—增加—穩(wěn)定”的趨勢(shì)。前3 d，地表沉降增加較快，第4～5天，地表沉降增加略有減緩，約占總量25%左右，說(shuō)明圍巖內(nèi)部變形得到有效遏制，松動(dòng)范圍得到有效控制，支護(hù)結(jié)構(gòu)作為圍巖壓力的承載體已經(jīng)開(kāi)始發(fā)揮支護(hù)作用；第5～15天，地表沉降增加最快，約占總量70%，說(shuō)明地層與支護(hù)結(jié)構(gòu)間的相互作用應(yīng)力動(dòng)態(tài)調(diào)整，逐漸達(dá)到新的平衡狀態(tài)，從側(cè)面也說(shuō)明土層自身穩(wěn)定性較好，對(duì)隧道開(kāi)挖引起的變形具有一定的抵抗性；15 d后，地表沉降基本不再增加，隧道結(jié)構(gòu)在很短的時(shí)間內(nèi)達(dá)到新的穩(wěn)定狀態(tài)。另一方面，通過(guò)沉降速率曲線“降低—增加—降低—穩(wěn)定”的趨勢(shì)，也可以看出不同工況的地表的沉降速率變化規(guī)律基本同步，超前支護(hù)對(duì)地表沉降速率在時(shí)間歷程上不存在調(diào)整控制作用。

圖13 地表沉降實(shí)測(cè)曲線Fig.13 Monitored ground settlement curves on site

5 結(jié)論

1)漿液擴(kuò)散范圍小且極不均勻，存在明顯的方向性，注漿土體力學(xué)參數(shù)不存在質(zhì)的提高，導(dǎo)致無(wú)法形成有效厚度及強(qiáng)度的縱向加固層(梁)與橫向加固圈(拱)。小導(dǎo)管施打長(zhǎng)度不足導(dǎo)致相鄰小導(dǎo)管之間在縱向上有效搭接長(zhǎng)度不足或不搭接，易出現(xiàn)三角壓密區(qū)土體“掉塊”現(xiàn)象，不利于隧道縱向整體穩(wěn)定。

2)圍巖壓力縱向分布大體相同而橫向分布存在明顯差異，說(shuō)明圍巖荷載釋放程度基本一致、不均勻分布的圍巖壓力并未得到改善，超前支護(hù)縱梁橫拱的空間支護(hù)效應(yīng)在粉質(zhì)黏土隧道是不存在；不同超前支護(hù)形式的圍巖壓力及其變化速率增長(zhǎng)規(guī)律基本一致，說(shuō)明圍巖內(nèi)部變形未得到有效約束、荷載釋放未得到有效延緩，超前支護(hù)縱梁橫拱的時(shí)間支護(hù)效應(yīng)在粉質(zhì)黏土隧道中不存在。

3)格柵鋼架最大應(yīng)力僅為其屈服強(qiáng)度30%左右，有足夠的強(qiáng)度儲(chǔ)備保證隧道較高的安全系數(shù)。不同超前支護(hù)形式下格柵鋼架應(yīng)力及其增長(zhǎng)速率規(guī)律基本一致，說(shuō)明超前支護(hù)對(duì)格柵鋼架應(yīng)力的“主動(dòng)”調(diào)控作用不明顯，二者未形成有效地聯(lián)合承載支護(hù)體系。

4)在不同超前支護(hù)形式下，隧道收斂及沉降變化規(guī)律基本同步，達(dá)到穩(wěn)定值僅需15 d左右，且隧道拱腰收斂穩(wěn)定值僅為規(guī)范規(guī)定值的1/3左右，地表沉降值僅為規(guī)范值的1/2左右，說(shuō)明超前支護(hù)存在與否對(duì)隧道穩(wěn)定性不存在影響。