软弱围岩隧道管棚水平旋喷组合预加固变形规律

赖金星，汪 珂，郭春霞，李锋宁（.长安大学公路学院，陕西西安 70064；.西安建筑科技大学理学院，陕西西安 70055；.陕西省铁路投资集团有限公司，陕西西安 70054）

软弱围岩隧道管棚水平旋喷组合预加固变形规律

赖金星1，汪 珂1，郭春霞2，李锋宁3
（1.长安大学公路学院，陕西西安 710064；2.西安建筑科技大学理学院，陕西西安 710055；3.陕西省铁路投资集团有限公司，陕西西安 710054）

摘要：为研究软弱围岩地层管棚水平旋喷桩组合结构的预加固效果，采用三维弹塑性有限元方法对比分析了单独使用管棚、单独使用旋喷桩、管棚与旋喷桩组合预加固及无加固4种工况下隧道结构体系的位移变化规律。结果表明：1）水平旋喷桩和管棚2种工法中，水平旋喷桩预加固工法控制拱顶下沉、拱脚收敛值和掌子面稳定性能力显著；2）管棚预加固工法控制地表沉降的能力较强；3）管棚和旋喷桩组合结构控制拱顶沉降和拱脚收敛，掌子面水平位移性能突出，管棚水平旋喷桩组合结构使地表沉降减小91.3%，拱顶沉降减小76.2%，拱脚收敛减小76.3%，其地表最大沉降值为2.7 mm，拱顶最大沉降值为25 mm，拱脚最大收敛值为4 mm，最小收敛值为－9.4 mm，加固效果明显。

关键词：软弱围岩；隧道；水平旋喷桩；管棚；数值模拟；沉降变形规律

0　引言

旋喷注浆法是近十年来发展起来的一种地层加固新技术。隧道水平旋喷注浆超前支护技术就是沿隧道拱部外缘用水平布置的水泥旋喷桩相互搭接形成拱棚，在它的保护下开挖隧道，也称为水平旋喷工法。根据需要还可在旋喷体中插入钢管或芯材，即称为加筋水平旋喷工法［1］。管棚法由于施工便捷、造价低，已被广泛地应用于软弱地层隧道预加固技术中［2］。

S.Coulter等［3－4］利用实验手段研究了旋喷桩单桩强度、变形特性和水平旋喷桩控制地表下沉的效果；

Kill Song等［5］利用Midas软件对比验证了Design of Advance Reinforcement for Tunnel Face（DART）软件隧道管棚预加固的计算结果；Seung Han Kim等［6］利用Midas软件研究了旋喷桩预加固工法下掌子面的稳定性，证明了Midas计算辅助预加固系统的准确性。近年来，水平旋喷预加固技术的成功范例越来越多［7－8］。蔡凌燕［8］和张建华等［9］通过水平旋喷桩超前支护技术在广州地铁2号线新（港东）—磨（碟沙）区间段的运用，分析了水平旋喷桩的工艺原理和技术要求；吴波等［10］对水平旋喷桩预加固隧道围岩的力学效果进行了研究。水平旋喷桩的施工工艺和理论研究均取得了很大的进展，但综合分析加筋水平旋喷桩工法，管棚和旋喷桩分别施作和共同施作对软弱围岩隧道结构加固效果的系统研究却不多见。

鉴于此，针对软弱围岩的工程地质情况，主要研究管棚配合水平旋喷桩预加固效果，这种工法与Trevi Jet Method相似，这种辅助预加固系统也叫Pipe Forepole Umbrella，Umbrella Arch Method［11］，Longspan Steel Pipe Forepoling Method［12］和Steel Pipe Canopy［13］，包括利用混凝土注浆形成的壳体和大直径管棚多步注浆。不同的是，水平旋喷桩结合管棚的新型工法使用高压旋喷成桩技术，在每一次旋喷成桩过程中嵌入钢管，拱部旋喷桩咬合成壳，并在掌子面上台阶进行水平旋喷桩预加固，掌子面上台阶旋喷桩呈梅花形布置成复合地基。采用三维弹塑性有限元方法，以管棚配合水平旋喷桩预加固工法为研究对象，与无预加固、单独使用管棚预加固和单独使用水平旋喷桩预加固3种工法进行对比，研究管棚结构、水平旋喷桩结构、管棚水平旋喷桩组合结构对控制地表下沉、拱顶沉降、拱脚收敛、掌子面水平位移的作用，得出管棚水平旋喷桩组合结构较其他2种结构加固性能的提高程度，从而丰富加筋水平旋喷预加固技术的理论研究。

1　加固方案设计

1.1管棚超前支护方案

在隧道开挖轮廓线外侧布设管棚，并进行小导管注浆，管棚长度15 m，直径60.5 mm，厚度8 mm。注浆范围为拱腰至拱顶150°范围，注浆体前端厚度为600 mm，末端厚度为1 600 mm，管棚搭接长度为3 m。管棚布置见图1。

1.2水平旋喷预加固方案

包括拱顶及周边旋喷桩和掌子面上台阶旋喷桩（下台阶不进行加固）。拱顶周边旋喷桩为43根，桩径为600 mm，桩间距为0.4 m，长度为15 m，搭接长度为3 m，在隧道外侧沿隧道开挖轮廓线环向布置。掌子面上台阶布设24根旋喷桩，桩径为600 mm，桩间距为1.5 m，长度为15 m，在掌子面以梅花形布置。水平旋喷桩布置见图2。

图1　超前管棚3D布置Fig.1 3D model of layout of pipe roof

图2　旋喷桩布置（单位：cm）Fig.2 Layout of horizontal jetgrouting piles（cm）

1.3水平旋喷与管棚组合结构预加固方案

在水平旋喷桩加固方案的基础上，隧道开挖轮廓线外侧施作拱顶及周边水平旋喷桩时，在每根旋喷桩旋喷过程中嵌入60.5 mm、厚度为8 mm的钢管，形成管棚与旋喷桩的组合结构。管棚水平旋喷桩组合结构布置见图3。

图3　管棚旋喷桩组合结构布置Fig.3 Combination of pipe roof and horizontal jetgrouting piles

2　数值模拟方案

2.1基本假定

围岩满足摩尔－库仑屈服准则，喷射混凝土采用板单元模拟，管棚采用梁单元模拟，不考虑旋喷桩与土

体的滑移，上台阶水平旋喷桩采用复合地基模拟。考虑空间效应，采用三维模型进行模拟。

2.2参数选取

旋喷壳体和掌子面复合地基模量的选取采用均一化原理，即任一物理量对任一体积的积分等于该物理量对各体积的积分之和［14－15］。由于管棚旋喷桩组合结构多用于围岩情况极其恶劣的地层中，故围岩参数按Ⅴ级偏弱接近Ⅵ级围岩选取［16］，且不考虑围岩分层的影响。所得模型参数见表1。

表1　计算模型参数Table 1 Parameters of the model

2.3数值模拟方案

各预加固施工数值模型模拟施工步骤为：

1）掌子面前方15 m范围内，施作预加固结构；

2）掌子面上台阶开挖，开挖进尺为3 m，如图4所示，下台阶高度338 cm；

3）隧道上部施作喷射混凝土衬砌，厚度为30 cm；

4）考虑最不利情况，采用超短台阶开挖，台阶长度为3 m，下台阶无预加固措施，下台阶及仰拱开挖进尺3 m；

5）边墙及仰拱施作喷射混凝土衬砌。

隧道界面尺寸见图4，具体的网格划分模型见图5—8。

图4　隧道几何尺寸（单位：cm）Fig.4 Tunnel geometry（cm）

3　计算结果及分析

3.1地表沉降分析

选取右y＝0，9，18，27 m为隧道正上方4个地表沉降监测点，其数值为y坐标值。

图5　地层模型（单位：m）Fig.5 Formation model（m）

图6　管棚模型Fig.6 Pipe roof model

图7　水平旋喷桩模型Fig.7 Horizontal jetgrouting pile model

图8　管棚旋喷桩组合结构模型Fig.8 Model of composite structure of pipe roof and horizontal jetgrouting piles

无预加固工法地表沉降见图9，管棚配合水平旋喷桩工法地表沉降见图10。分析结果表明，管棚水平旋喷桩组合结构地表沉降最大值出现在y＝24～27 m，为无预加固（见图9）的8.7%。其地表沉降特点为：在进行前4个开挖循环，即开挖y＝0～12 m时，地表沉降值逐渐增加，12～16 m开挖完成时，地表沉降达到第1个峰值；在开挖第5—7个循环，即开挖y＝12～21 m时，地表沉降值逐渐减小；在开挖第8和第9个循环，即开挖y＝21～27 m时，地表沉降值再次逐渐增加；开挖第9个循环，即开挖y＝24～27 m时，地表沉降达到第2个峰值。监测点的沉降特点表明，地表沉降值随着y坐标逐渐减小，每个开挖循环中，下台阶开挖时，地表沉降均有减小的趋势。

图9　无预加固工法地表沉降Fig.9 Ground surface settlement in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

图10　管棚配合水平旋喷桩工法地表沉降Fig.10 Ground surface settlement in the case of horizontal jetgrouting pile method

水平旋喷桩工法地表沉降见图11。地表最大沉降值出现在第9步开挖，即21～24 m开挖，为无预加固（见图9）的75.9%。与管棚水平旋喷桩组合结构相比，地表沉降值增加67.2%。地表沉降值随开挖步逐渐增加，并在y＝24～27 m时沉降值达到峰值。

图11　水平旋喷桩工法地表沉降Fig.11 Ground surface settlement in the case of pipe roof method

管棚工法地表沉降见图12。拱顶沉降变化趋势与无预加固（见图9）基本相似，拱顶最大沉降值出现在第9步开挖，为无预加固的56.6%，较管棚配合水平旋喷桩预加固工法增加47.9%。与前2种工法相比较，开挖y＝0～12 m和y＝18～24 m时，地表沉降明显增加，进行y＝12～15 m开挖时，地表沉降变化微弱。

图12　管棚工法地表沉降Fig.12 Ground surface settlement in the case of no advance reinforcement

3.2拱顶旋喷桩沉降分析

选取拱顶y＝0，1.5，3，4.5，6，7.5，9，10.5，12，

13.5，15，16.5，18，19.5，21，22.5，24，25.5，27 m各节点为研究对象。

无预加固工法拱顶沉降见图13，管棚配合水平旋喷桩工法拱顶沉降见图14。由图14可以看出，管棚配合水平旋喷桩预加固工法中拱顶沉降量最小，大约为无预加固工法（见图13）拱顶沉降的23.8%。其拱顶沉降特点为：在旋喷桩重合的3 m范围内，拱顶沉降明显减小，在y＝15 m处各开挖步的沉降值变化微弱；第2组旋喷桩施作后，进行y＝12～21 m开挖时，掌子面前方旋喷桩发生明显的向上翘曲变形。所有的开挖循环中，水平旋喷桩向上翘曲的峰值发生在y＝15～18 m开挖；在各开挖循环完成时，该开挖范围的拱顶变形由向上翘曲变为向下挠曲；各开挖循环上台阶开挖与下台阶开挖相比，拱顶旋喷桩的沉降值变化不大；开挖第2组旋喷桩预加固范围y＝15～27 m时，第1组水平旋喷桩加固范围y＝0～15 m的拱顶沉降变化微弱。

图13　无预加固工法拱顶沉降Fig.13 Crown settlement in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

图14　管棚配合水平旋喷桩工法拱顶沉降Fig.14 Crown settlement in the case of horizontal jetgrouting pile method

水平旋喷桩工法拱顶沉降见图15。水平旋喷桩预加固工法的拱顶最大沉降值为无预加固工法（见图13）的55.2%，较管棚配合水平旋喷桩预加固工法增加31.4%。与管棚配合水平旋喷桩工法相比，其不同点为：y＝15～27 m开挖范围，对第1组旋喷桩加固范围拱顶沉降产生较大影响；未出现在旋喷桩重合3 m，y＝12～15 m处急剧减小的现象；拱顶旋喷桩沉降值随开挖循环的推进逐渐增加；在开挖第2组旋喷桩加固范围过程中，未出现掌子面前方旋喷桩向上翘曲变形的现象。

图15　水平旋喷桩工法拱顶沉降Fig.15 Crown settlement in the case of pipe roof method

管棚工法拱顶沉降见图16。管棚预加固工法的拱顶沉降趋势与无预加固工法（见图13）基本相似，拱顶最大沉降值为无预加固工法的80.9%，较管棚配合水平旋喷桩预加固工法增加57.1%。与前2种工法相比，其不同点为：管棚预加固工法的拱顶沉降值随着每一开挖循环的进行，开挖范围拱顶沉降严重，拱顶沉降曲线呈阶梯形发展趋势。与管棚配合水平旋喷桩预加固工法相似，第2组管棚加固范围的开挖对第1组管棚加固范围的拱顶沉降影响较小。

图16　管棚工法拱顶沉降Fig.16 Crown settlement in the case of no advance reinforcement

3.3拱脚收敛

选取拱脚y＝0，1.5，3，4.5，6，7.5，9，10.5，12，13.5，15，16.5，18，19.5，21，22.5，24，25.5，27 m各节点为研究对象。

无预加固工法拱脚收敛见图17，管棚配合水平旋喷桩工法拱脚收敛见图18。管棚配合水平旋喷桩预加固工法中拱脚收敛的绝对值较小，为无预加固工法（见图17）的23.7%。其拱脚收敛值变化特点为：随着开挖循环的推进，拱脚收敛值向负值发展。在旋喷桩重合的3 m，y＝13～15 m各施工阶段的拱脚收敛值较小。开挖过程中，第1组水平旋喷桩预加固范围下的拱脚收敛绝对值较大，并随y坐标明显减小；第2组水平旋喷桩加固范围下的拱脚收敛值较小，且随y坐标变化微弱。

图17　无预加固工法拱脚收敛Fig.17 Arch spring convergence in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

图18　管棚配合水平旋喷桩工法拱脚收敛Fig.18 Arch spring convergence in the case of horizontal jetgrouting pile method

水平旋喷桩工法拱脚收敛见图19。水平旋喷桩预加固工法拱脚收敛的绝对值为无预加固工法（见图17）的52.8%，较管棚配合水平旋喷桩预加固工法增加29.1%。其拱脚收敛值变化特点为：随着开挖循环的推进，拱脚收敛值向负值发展。开挖过程中，第1组水平旋喷桩预加固范围的拱脚收敛绝对值大于第2组水平旋喷桩加固范围的拱脚收敛绝对值。全长度范围的拱脚收敛绝对值随y坐标呈减小趋势，且在y＝15 m处突变。

图19　水平旋喷桩工法拱脚收敛Fig.19 Arch spring convergence in the case of pipe roof method

管棚工法拱脚收敛见图20。由于掌子面上台阶未进行水平旋喷桩预加固，管棚预加固工法的拱脚收敛值变化趋势与无预加固工法（见图17）相似。图中虚线突变的现象说明了拱脚收敛值在所属掌子面进行开挖时骤然增加，在后来开挖中逐渐减小，直至向负值发展，其最大收敛值发生在开挖第9个循环的y＝27 m处。

图20　管棚工法拱脚收敛Fig.20 Arch spring convergence in the case of no advance reinforcement

3.4掌子面稳定性分析

各工法的水平位移见图21—24。取第2个循环开挖，即y＝3～6 m开挖完成时，掌子面水平方向位移

为研究对象。掌子面旋喷桩使掌子面上台阶水平方向位移明显减小，且有效控制了前方掌子面的稳定性。管棚配合旋喷桩和水平旋喷桩工法中，掌子面上台阶的水平位移约为1.7～21 mm，位移的峰值均发生在掌子面下台阶某点处。管棚加固和无加固工法中，掌子面整体位移较大，且影响到掌子面前方较大范围，水平位移的峰值大约为6.6 mm，出现在掌子面中心处。

图21　管棚配合旋喷桩工法水平位移Fig.21 Tunnel face horizontal displacement in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

图22　旋喷桩工法水平位移Fig.22 Tunnel face horizontal displacement in the case of horizontal jetgrouting pile method

图23　管棚加固工法水平位移Fig.23 Tunnel face horizontal displacement in the case of pipe roof method

3.5围岩塑性应变分析

各工法的塑性应变见图25—28。取第2个循环开挖，即y＝3～6 m开挖完成时，隧道围岩塑性位移为研究对象。管棚配合旋喷桩工法和旋喷桩工法中，塑性应变主要出现在上下台阶分界处。管棚加固和无加固工法中，围岩塑性应变主要出现在拱顶一定范围。前2种工法的塑性应变值大约为后2种工法的1／5，说明拱顶水平旋喷桩对控制拱顶塑性变形的效果显著。

图24　无加固工法水平位移Fig.24 Tunnel face horizontal displacement in the case of no advance reinforcement

图25　管棚配合旋喷桩工法塑性应变Fig.25 Rock plastic strain in the case of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting pile method

图26　旋喷桩工法塑性应变Fig.26 Rock plastic strain in the case of horizontal jetgrouting pile method

图27　管棚加固工法塑性应变Fig.27 Rock plastic strain in the case of pipe roof method

图28　无加固工法塑性应变Fig.28 Rock plastic strain in the case of no advance reinforcement method

4　结论与讨论

管棚配合旋喷桩预加固工法能有效地控制拱顶沉降，掌子面水平位移和拱脚收敛，是软弱围岩地区隧道开挖预加固的有效方法。管棚水平旋喷桩组合结构使地表沉降减小91.3%，拱顶沉降减小76.2%，拱脚收敛减小76.3%。单独使用水平旋喷桩预加固工法使地表沉降减小24.1%，拱顶沉降减小44.8%，拱脚收敛值减小47.2%。单独使用管棚工法使地表沉降减小43.4%，拱顶沉降减小19.1%。水平旋喷桩和管棚加固工法中，水平旋喷桩能控制拱顶下沉，拱脚收敛值性能显著。管棚单独使用时控制地表下沉作用明显，对控制拱顶沉降值贡献较小。管棚配合旋喷桩后，地表下沉、拱顶沉降、拱脚收敛值的改善得到了事半功倍的效果。掌子面水平旋喷桩对控制掌子面及前方围岩稳定性作用明显，拱顶旋喷桩对改善隧道拱顶塑性应变贡献显著。管棚旋喷桩形成的组合结构控制地表下沉和拱顶沉降，掌子面稳定，拱脚收敛性能突出，其地表最大沉降值为2.7 mm，拱顶最大沉降量为25 mm，拱脚最大收敛值为4 mm，最小收敛值为－9.4 mm，加固性能得到明显提升。

通过数值模拟实验，在现有研究成果的基础上，系统地研究了管棚和旋喷桩分别作用与联合作用的加固效果，可为后续研究提供基础资料。针对管棚配合水平旋喷桩加固效果的研究，仅通过数值模拟手段进行分析，其结果具有一定的指导意义，但尚存在不足之处，应结合实验和现场量测手段对数值模拟结果进行进一步研究。

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Deformation Law of Composite Structure of Pipe Roof and Horizontal JetGrouting Pile Reinforcement in Tunneling in Weak Strata

LAI Jinxing1，WANG Ke1，GUO Chunxia2，LI Fengning3
（1.School of Highway，Chang’an University，Xi’an 710064，Shaanxi，China；
2.School of Science，Xi’an University of Architecture and Technology，Xi’an 710055，Shaanxi，China；
3.Shaanxi Provincal Railway Investment Group Co.，Ltd.，Xi’an 710054，Shaanxi，China）

Abstract：The deformation law of tunnel structures in 4 cases，i.e.，application of only pipe roof，application of only horizontal jetgrouting piles，application of pipe roof coupled with horizontal jetgrouting piles and application of no advance reinforcement，are studied by means of threedimensional elasticplastic finite element method，so as to investigate the effect of the pipe roof coupled with horizontal jetgrouting piles on the deformation of tunnel in weak strata.Conclusions drawn are as follows：1）The horizontal jetgrouting pile method is superior in controlling crown settlement，arch spring convergence and face displacement，while the pipe roof method is superior in controlling the ground surface settlement。2）The combination method of pipe roof and horizontal jetgrouting piles results in outstanding control of crown settlement，arch spring convergence and tunnel face horizontal displacement：the ground surface settlement is reduced by 91.3%，the crown settlement is reduced by 76.2%，and the arch spring convergence is reduced by 76.3%；the maximum ground surface settlement is 2.7 mm，the maximum crown settlement is 25 mm，the maximum arch spring convergence is 4 mm and the minimum arch spring convergence is－9.4 mm.

Key words：weak stratum；tunnel；horizontal jetgrouting pile；pipe roof；numerical simulation；settlement deformation rule

作者简介：赖金星（1973—），男，广东龙川人，2008年毕业于长安大学，隧道工程专业，博士，副教授，从事隧道与地下工程方面的教学与科研工作。

基金项目：陕西省工业科技攻关项目（2015GY185）；交通运输部西部交通建设科技项目（200731800018）

收稿日期：2015－01－15；修回日期：2015－04－16

中图分类号：U 455

文献标志码：A

文章编号：1672－741X（2015）05－0404－09

DOI：10.3973／j.issn.1672－741X.2015.05.003