散岩堆积体中特大断面公路隧道洞口段坡体稳定性研究

彭雪峰，张 航，钱志豪，王宗学

(1.四川公路桥梁建设集团有限公司，四川成都 610041； 2. 西南交通大学土木工程学院，四川成都 610031)

1 松散堆积体区隧道开挖问题

在西南区域的地貌中，大多山坡都是由残积层、风化岩石、坡积物、岩溶崩塌堆积等形成的堆积边坡。松散堆积体是岩石山坡经过物理、化学作用、形成的岩石碎块、岩屑，通过重力作用或冰川、雨水作用搬运至山坡上或山坡脚下的松散堆积物体，主要存在于第四系坡积层、崩积层、残积层、冰川堆积层等地层中，属于典型不良工程地质。

同样，在西部地区由于山地地形陡峻，很多隧道洞口段处于大型松散堆积体边坡上。松散堆积体对隧道开挖施工的影响较大，施工中往往出现部分洞口边坡滑动失稳或者强度不足、难以施工等工程技术难题。松散堆积体区隧道开挖问题已成为山区高速公路、铁路面临的重大隧道工程问题之一。

边坡稳定性分析发展到现在已经有100多年的历史，长期以来，在隧道设计和施工中多采用极限平衡理论去分析隧道洞门边坡的稳定性。冯树仁等[1]对边坡稳定性的三维极限平衡方法进行了探讨，提出了计算方法、程序和算例。尚岳全，孙红月等[2]提出了分析滑坡的变形趋势及影响因素的作用方式。汪卫明，徐明毅等[3]采用三维刚体对小湾水电站稳定安全度进行了分析，计算了边坡开挖成型后加固和不加固两种情况下的稳定安全系数。蒋楚生[4]对二郎山隧道坡体稳定性进行了计算分析，运用反算分析法确定了其最不利滑动面。刘小兵[5]采用瑞典条分法和简化毕肖普法进行土坡稳定分析，并以挂榜岭隧道和案山关隧道为实例，为确定洞口段工程措施提供了依据。

20世纪70年代以来，随着隧道断面越来越大，地质条件越来越复杂，同时计算机技术不断发展，数值模拟越来越多的应用于隧道的结构设计当中。邹启新等[6]对黄土高边坡稳定静力进行了二维有限元分析，又对邙山段隧洞进口高边坡静力有限元计算模型进行了建立，得出了黄土边坡的变形特征与应力特征变化规律。沈春勇等[7]对江西柘林水电站进水口边坡进行了三维有限元的计算分析，并与现场监测结果对比，结果基本一致。朱合华[8]以思小高速公路麻地河1号连拱隧道为例 ,建立了三维弹塑性有限元模型,动态模拟了隧道在施工过程中边坡的稳定性情况。陈敏林[9]应用三维非线性弹粘塑性有限元分析方法,模拟了水布垭工程导流隧洞的洞脸开挖方式和运行方式。徐卫亚等[10]10]应用FLAC3D对洞口边坡在各种工况下的变形状况和稳定性进行了分析。由于隧道洞口段边坡的稳定性与众多因素有关，如洞门的形式，开挖方式、地层岩性等，而传统的极限平衡计算方式对某些因素就显得无能为力了，所以数值模拟法将越来越多的应用于隧道洞口段的边坡稳定性研究中，同时随着数值模拟的不断发展，其结果也越来越精确。

目前，我国公路建设中对松散堆积体的研究较少，特别是当隧道处于厚层堆积体的情况下，采用哪种开挖方式以及怎样对边坡稳定性评价，都还缺少其判定标准和依据。本文在综合调研国内外隧道洞口段散岩堆积体边坡防护的基础上，基于火凤山隧道拥有小净距、超浅埋、偏压等特性，在开挖施工条件下会对边坡和围岩的稳定性造成影响。结合隧道断面大小及形状、考虑火凤山隧道洞口段围岩力学特征基础上，运用数值计算软件进行建模，以此分析散岩堆积体的预加固方式，以及对隧道和坡体稳定性产生的影响。

2 数值模拟

以曾家岩二标段火凤山隧道为对象，采用数值模拟分析手段，应用FLAC3D有限差分软件，对隧道洞口段坡体的合理预加固手段进行研究。将分别对自重应力下、坡体不支护开挖、地表注浆加固以及地表注浆+底部抗滑桩支护四种工况下边坡稳定性进行分析。通过对比各种工况下的围岩剪力、围岩位移以及剪应变增量、边坡稳定系数，提出适用于该地层条件下的隧道洞口段坡体处理技术。

2.1 边坡计算模型

根据火凤山隧道纵断面地质资料，建立三维网格模型，山体范围延隧道纵向取60 m，横向宽度为隧道中心线向边侧取70 m，底部取到隧道底部以下35 m处，顶部至自然坡面。管棚和小导管的模拟采用提高加固区参数的形式来模拟，依据管棚和小导管的打入角度以及浆液扩散半径，加固区厚度设置为1 m。模型的边界条件设置为左、右、后三个边界面限制垂直于平面方向的位移，底面限制垂直于平面和平行于平面方向的位移，前边界面隧道开挖处采用自由界面，周围喷射的混凝土采用shell单元模拟，上边界面坡体采用种草护坡，也采用shell单元进行模拟。隧道围岩特性按弹塑性材料，采用Mohr—Coulomb准则，围岩采用实体单元，锚杆使用cable单元，喷射混凝土层和钢筋网根据抗压强度等效准则合并使用shell单元，钢拱架使用beam单元。计算模型如图1所示，地表注浆模型如图2所示，抗滑桩模型如图3所示。

图1 数值计算模型

图2 地表注浆模型

图3 抗滑桩模型

地表注浆在地表隧道洞口上方25 m的范围内布设，注浆小导管φ42 mm，布设间距为1.5 m×1.5 m，长度为6 m，采用梅花型布置。喷射混凝土平均厚度8 cm，配合20 cm×20 cm的φ8 mm钢筋网。抗滑桩为2.5 m×2.5 m的方形桩，布置在坡脚处，长度为10 m，间距为5 m。地表注浆小导管采用Cable单元模拟，抗滑桩采用实体单元模拟，喷射混凝土采用Shell单元模拟。

2.2 计算参数选取

具体计算参数如表1所示。

表1 计算材料力学参数

隧道围岩按弹塑性体考虑，其参数主要依据火凤山隧道地层土工试验物理力学参数。数值计算中土层参数取值还要通过经验类比进行确定。对于设计中管棚法及小导管锚杆超前加固，根据以往的经验资料，拟对加固区采用提高围岩材料参数的方法来进行模拟。

3 计算结果及分析

本节对自重应力下、坡体不支护开挖、地表注浆加固以及地表注浆+底部抗滑桩支护四种工况下边坡稳定性进行分析。通过对比各种工况下的围岩剪力、边坡稳定系数，提出适用于该地层条件下的隧道洞口段坡体处理技术。

3.1 围岩位移分析

边坡在自重应力作用下，从图4可以看出，坡体整体向下发生沉降，其中距左线隧道20 m处沉降较大，最大值达32.17 m，在两洞开挖断面之间也存在较大沉降，最大可达11.40 m，可能出现冒顶现象。坡面沉降范围大致在0.22 m到1.6 m间，变形较大，开挖断面上部沉降范围大致为0.23 m到2.01 m。从图5可以看出，坡体最大水平位移发生在最低坡体处，最大可达1.32 m，变形较大整个坡体存在向右运动趋势。综合垂直位移和水平位移分析，边坡存在潜在滑动面，可能由坡顶发生拉裂局部变形增大，大致与坡脚处贯通形成整体滑动破坏，开挖断面极其危险，有冒顶的迹象。

图4 竖向位移

图5 水平位移

坡体在不支护的情况下进行开挖，采用三台阶七步法开挖，选取了当开挖完成20 m时，整个坡体竖向位移云图如图6所示，水平位移云图如图7所示，位移矢量云图如图8所示。

图6 竖向位移云图

图7 水平位移云图

图8 位移矢量云图

由图6当隧道开挖完成20 m时，开挖导致隧道拱顶处的竖向位移最大，左线隧道最大可达34.1 cm，右线隧道最大可达35.4 cm，隧道拱底隆起，最大可达10.8 cm。隧道开挖部分上部整体下沉，隧道地表沉降最大可达39.5 cm，位移很大，开挖容易造成坍塌。由图8水平位移可知，坡体整体向右移动，隧道开挖导致坡体水平位移较大，隧道内水平位移最大值出现在右洞的右拱脚处，最大可达10.1 cm，地表的水平位移较大，有一定的滑坡迹象。由图8位移矢量云图可知，整个坡体沿坡面向右滑动，且距隧道左线开挖断面左侧20 m处竖向位移较大，可达39.5 cm，随着隧道的向前开挖推进，该位置的位移沉降越大，越有可能出现冒顶情况，因此隧道施工前必须先对洞前边坡进行预加固。

坡体在地表注浆加固进行开挖，采用三台阶七步法开挖，选取了当开挖完成20 m时，整个坡体竖向位移云图、水平位移云图分布和不支护开挖几乎一致，但数值有所降低，位移矢量云图如图9所示。

图9 位移矢量云图

当隧道开挖完成20 m时，开挖导致隧道拱顶处的竖向位移最大，左线隧道最大可达11.2 cm，右线隧道最大可达9.3 cm，隧道拱底隆起，最大可达4.4 cm。隧道开挖部分上部整体下沉，隧道地表沉降最大可达7.6 cm，位移在预留变形量之内，开挖相对较安全。根据水平位移图可知，坡体整体向右移动，隧道开挖导致坡体水平位移较大，隧道内向左移动的水平位移最大值出现在右洞的右拱脚处，最大可达4.71 cm，隧道内向右移动的水平位移最大值出现在左洞的右拱腰处，最大可达4.14 cm，距离左洞开挖断面左侧20 m处的地表的水平位移较大，可达2.3 cm，可能会出现冒顶现象。由图9位移矢量云图可知，整个坡体沿坡面向右滑动，且距隧道左线开挖断面左侧20 m处竖向位移较大，可达2.3 cm。因此隧道施工前采用地表注浆对洞前边坡进行预加固，减小隧道开挖造成的坡体沉降及滑动，增加了坡体的整体稳定性。

采用三台阶七步法开挖，采用地表注浆+底部抗滑桩，支护选取了当开挖完成20 m时，整个坡体竖向位移云图、水平位移云图分布和不支护开挖同样类似，位移矢量云图如图10所示。

图10 位移矢量云图

当隧道开挖完成20 m时，开挖导致隧道拱顶处的竖向位移最大，左线隧道最大可达5.8 cm，右线隧道最大可达5.7 cm，隧道拱底隆起，最大可达4.4 cm。隧道开挖部分上部整体下沉，隧道地表沉降最大可达5.2 cm，位移在预留变形量之内，开挖相对较安全。从水平位移来看，坡体整体向右移动，隧道开挖导致坡体水平位移较大，隧道内向左移动的水平位移最大值出现在右洞的右拱脚处，最大可达1.51 cm，隧道内向右移动的水平位移最大值出现在左洞的右拱腰处，最大可达1.72 cm，距离左洞开挖断面左侧20 m处的地表的水平位移为1.7 cm，位移较小。由图10位移矢量云图可知，整个坡体沿坡面向右滑动，但位移不大，较安全。因此隧道施工前采用地表注浆+抗滑桩对洞前边坡进行预加固，边坡的位移有明显的较小，隧道施工较为安全。

不同支护方法开挖工况位移对比如表2所示，从位移来看，在自重应力作用下或不支护进行隧道开挖，竖向位移与水平位移较大边坡存在潜在滑动面，可能由坡顶发生拉裂局部变形增大，导致与坡脚处贯通形成整体滑动破坏，开挖断面极其危险，有冒顶的迹象。增加预加固支护之后，对沉降和水平位移都有很好的控制，提高了坡体的稳定性。

表2 不同工况下的最大位移对比 cm

3.2 边坡安全系数分析

边坡稳定性评价的关键是规定合理的安全系数，根据数值模拟计算，采用强度折减法，如果求得的最小安全系数小于或等于规范规定的安全系数，那么所研究的边坡不稳定。采用 FLAC3D软件自带的有限元强度折减法对在坡体自重应力下、未支护开挖、地表注浆加固以及地表注浆+抗滑桩加固四种工况下的岩体状态进行计算，求得边坡稳定性安全系数。边坡稳定性安全系数与预加固方式的关系见表3。

由表3可以看出，在自重应力作用下，计算出的边坡安全系数为1.16，边坡稳定性安全系数不满足GB 50330-2013《建筑边坡工程技术规范》[11]中规定一级边坡(其安全系数为1.35)。对未支护开挖进行安全系数计算，随着开挖深度的增加，边坡稳定性安全系数不断减小，说明开挖深度对边坡影响较大，开挖20 m时其安全系数为1.15，小于GB 50330-2013《建筑边坡工程技术规范》中规定一级边坡(其安全系数为1.35)，坡体不安全，且在雨水、地震等不利作用下更容易发生灾害，加上施工扰动，极易滑坡。因此施工前必须对洞口段岩堆体边坡进行加固，建议采取地表注浆与边坡处设置抗滑桩对整个坡体进行加固处理。同时也应加强坡体后沿的排水，减少渗入坡体水流量而加剧坡体滑动，也应防止外力作用下在隧道施工开挖过程中边坡发生破坏而影响洞口正常施工及其稳定安全。采用地表注浆预加固后对开挖进行了安全系数计算，其安全系数为1.28，说明地表注浆对坡体的安全系数有一定程度的提高，但是未达到一级边坡系数要求。采用地表注浆与抗滑桩同时加固，采用强度折减法，计算出的边坡稳定性安全系数为1.58，满足一级边坡安全要求。因此建议火凤山隧道洞口处采用地表注浆+抗滑桩进行预加固。

表3 不同工况下的边坡稳定性安全系数

4 结论

本文以曾家岩火凤山隧道为工程背景，采用FLAC3D有限元计算软件，对隧道洞口段边坡建立了三维弹塑性数值模型，并进行了隧道开挖过程中边坡力学特性的计算和分析。从计算结果中可以得到：

(1)针对曾家岩火凤山隧道的复杂地质条件，建立了三维模型，利用FLAC3D软件，对自重应力下、坡体不支护开挖、地表注浆加固以及地表注浆+底部抗滑桩支护四种工况下，三台阶七步法开挖的施工过程进行了三维动态数值模拟。

(2)从位移来看，在自重应力作用下或不支护进行隧道开挖，竖向位移与水平位移较大边坡存在潜在滑动面，可能由坡顶发生拉裂局部变形增大，导致与坡脚处贯通形成整体滑动破坏，开挖断面极其危险，有冒顶的迹象。增加预加固支护之后，对沉降和水平位移都有很好的控制，提高了坡体的稳定性。

(3)对边坡进行稳定性分析，随着开挖深度的增加，边坡稳定性安全系数不断减小，说明开挖深度对边坡影响较大，四种工况下边坡稳定性系数分别为1.16、1.15、1.28、1.58，只有地表注浆+抗滑桩满足GB 50330-2013《建筑边坡工程技术规范》中规定一级边坡要求，故建议火凤山隧道洞口处采用地表注浆+抗滑桩进行预加固。