梁锚结构加固浅埋隧道洞口软弱地层的承载特性研究*

裴俊豪，谭 强，刘 宁，黄义雄，陈 坤

（1.贵州大学土木工程学院，贵州 贵阳 550025；2.中交一公局集团第四工程有限公司，北京 100024）

0 引言

隧道进出洞施工是隧道建设中的重点。隧道洞口具有埋深浅、上覆围岩软弱破碎、强度低与稳定性差等特点，在洞口施工时，极易发生滑坡、塌方与冒顶等安全事故。不对称荷载、降雨和进出洞方法选取不当，是安全事故触发的主要因素[1]。因此，开展软弱地层浅埋隧道进出洞方案研究具有一定工程意义。

注浆加固技术是提高围岩稳定性的有效方法[2]，贾建波等[3]提出采用改性脉醛树脂材料进行注浆堵水的施工方法；刘永超等[4]进行6 种注浆材料堵漏试验并做对比研究，总结不同材料的堵漏效果及堵漏机理。

注浆加固往往配合超前支护使用，余俊等[5]建立松散地层中隧道进洞段管棚注浆加固后的隧道开挖3 维有限元计算模型，研究不同管棚注浆加固参数对隧道开挖稳定性的影响；王立川等[6]详细介绍富水软弱地层中多次隧道进洞失败的案例，最终提出采用桩（P）-梁（B）-拱（A）组合加固体系的隧道进洞施工方案。

目前，隧道进出洞方法多采用地表注浆、护拱配合超前注浆大管棚与抗滑桩配合混凝土格梁结构辅助进出洞，其核心思路为加固软弱围岩，提高围岩自身稳定性。但上述方法注浆效果受地下水影响且注浆后围岩处于隐蔽状态，注浆效果评价只能依靠经验定性研究。护拱配合超前注浆大管棚，其支护效果难以满足软弱地层位移控制要求；抗滑桩配合混凝土格梁等大型框架结构，其施工周期较长，工程造价较高。

综上，本文提出“混凝土框架梁-扩大头锚杆”新型加固结构体系，形成新的软弱地层浅埋隧道进洞方法，该方法具有隧道位移控制良好、施工周期较短、造价较低的特点，研究结果可为类似工程施工提供参考。

1 工程背景

处于软弱地层中的浅埋隧道极易发生塌方[7-9]，例如沪昆客运专线油坊坪隧道在修建过程中，受地质构造与地下水协同影响发生垮塌[10]；宝天高速某黄土隧道受偏压地形与降雨影响，外加设计偏于不安全，诱发塌方事故[11]。软弱地层中的隧道洞口修建是整个隧道工程的难点，分析隧道洞口软弱围岩常规加固方案的优缺点，基于软弱围岩常规加固方案的结构受力特征，进一步研究高效的浅埋隧道洞口软弱地层加固方法，对实际隧道工程的安全进出洞具有现实意义。

2 软弱地层新型加固结构体系

2.1 隧道洞口软弱围岩常规加固方案

传统围岩加固方案如图1所示，加固方案及优缺点如下所示：

图1 传统围岩加固方案Fig.1 Traditional reinforcement scheme of surrounding rock

1）地表注浆：对软弱地层进行地表注浆，仅加强松散土体之间的黏结力，软弱地层自身稳定性提升有限，隐蔽土层注浆效果较难检验，常作为软弱地层组合加固措施中的1 种。

2）护拱配合超前注浆大管棚：该方法具有施工周期短，造价低的特点，对条件较差的地层具有良好的沉降控制效果，但对极为软弱地层的加固效果并不能完全满足隧道安全进出洞要求。

3）抗滑桩配合混凝土格梁结构：该结构形成的框架能很好地控制软弱地层沉降，适用于隧道洞口地层极为破碎软弱的情况，但由于其结构复杂、施工周期长、造价高，一般仅在最不利的情况才会使用该加固结构进出洞。

2.2 梁锚结构加固隧道洞口软弱围岩方案

为解决上述传统加固方案缺陷，基于扩大头锚杆[12]与路基边坡锚索框架梁2 种结构，形成“混凝土框架梁-扩大头锚杆”加固软弱地层隧道洞口的加固方案。与传统洞口软弱围岩加固方案相比，同样起到稳定岩层与联合节理裂隙的作用，同时“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构还可以作为传力结构。

“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构加固原理为：

1）隧道进出洞前，将“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构施工完毕，地表填土与黏土等地层自我承载能力极弱，扩大头锚杆锚固长度应大于该类地层厚度；

2）隧道掘进时产生上覆土层松动压力，利用土层与锚固体间的摩擦力与端承反力，将隧道上覆土层松动压力传递至扩大头锚杆，如图2所示；

图2 “混凝土框架梁-扩大头锚杆”加固原理示意Fig.2 Reinforcement principle of“concr ete frame beam and bit expanded anchor rods”

3）扩大头锚杆与地表框架梁连接，将上覆土层松动压力传递至地表框架梁，地表框架梁横向端部位于稳定土层，因此，由开挖引起的隧道上覆土层松动压力进一步传递至框架梁横向端部下的稳定土层，从而分散隧道进出洞开挖引起的上覆土层松动压力，减小隧道拱顶沉降。混凝土框架梁-扩大头锚杆结构横截面与俯视图如图3～4 所示。

图3 “混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构横截面Fig.3 Cr oss section of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods”

图4 “混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构俯视图Fig.4 Top view of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods” structure

2.3 创新点与关键技术

1）对锚索框架梁结构进行改进，形成“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构，进行隧道洞口软弱地层加固，从而将边坡锚索框架梁横向受力体系转化为竖向受力体系。

2）“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构将开挖引起的松动土压力分散至隧道两侧未受扰动土层，可有效控制隧道进出洞产生的沉降位移。

3）“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构相对于隧道进出洞常规围岩加固方案，在有效控制软弱围岩变形的同时，简化施作工序，降低建造周期与造价。

3 数值仿真模拟

建立隧道-围岩-混凝土框架梁-扩大头锚杆3维数值模型，隧道上覆土层厚度9.5 m，围岩竖向长30 m，横向30 m，纵向20 m，隧道整体模型尺寸如图5所示。将没有“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构的隧道掘进模型作为对比模型，尺寸和岩性与3 维模型一致。

图5 隧道-围岩-混凝土框架梁-扩大头锚杆3 维模型Fig.5 Three-dimensional model of tunnel，surrounding rock，concrete frame beam and bit expanded anchor rods

3.1 模型参数

在模型计算中，各土层采用莫尔-库伦本构模型，混凝土材料采用线弹性模型，扩大头锚杆采用1 维梁单元模型，扩大头锚固体采用线弹性模型。除扩大头锚杆，其余部件与部件之间均采用绑定约束固定，锚固体与土体接触面采用面与面接触，锚杆内置于土层部件。材料力学参数见表1，各地层参数取自软弱破碎地层中隧道工程出洞段的地勘资料。

表1 材料力学参数Table 1 Mechanical parameters of mater ials

3.2 隧道掘进

在数值模拟分析过程中，扩大头锚杆与混凝土框架梁已在地应力平衡分析中安装至整个模型，隧道掘进过程视为非连续过程，即通过结构部件的单元“激活”与“失效”来实现刚度和载荷的传递，1 环土体被失效（掘进）后，激活（支护）该环初期支护，然后失效（掘进）下一环土体，重复上述操作，直至完成整个隧道掘进。

3.3 计算结果与分析

隧道模型模拟掘进完成后，提取初期支护部件拱顶网格节点沉降位移以及左右边墙中部网格节点横向位移的差值（隧道边墙收敛值），对2 种加固方案的初期支护位移进行对比分析。

1）隧道拱顶沉降

2 种加固方案的初期支护沉降位移云图如图6所示。由图6可知，在“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构加固下，隧道拱顶沉降位移远小于对比模型的隧道拱顶沉降位移。由于峰值拱顶沉降位于隧道后半段，提取隧道拱顶沿纵向的10 m段沉降位移，如图7所示。采用加固结构后的隧道最大拱顶沉降值为10.0 mm，而没有加固状态下的隧道最大拱顶沉降值为31.9 mm，结构加固后，隧道拱顶沉降位移下降68.7%。

图6 2 种加固方案初期支护沉降位移云图Fig.6 Nephogram for settlement displacement of initial support under two reinforcement schemes

图7 拱顶沿纵向10 m 沉降位移对比Fig.7 Comparison of vault settlement displacement at 10 m along longitudinal dir ection

2）隧道边墙收敛

图8为初期支护边墙水平位移云图，在“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构加固下，隧道边墙收敛值小于对比模型的隧道边墙收敛值。提取沿隧道纵向10 m段的隧道边墙收敛值（正值为扩大）进行对比，如图9所示。采用加固结构后隧道边墙收敛最大值为90.8 mm，而没有采用加固结构的隧道边墙收敛最大值为107.0 mm，地层加固后，隧道边墙收敛最大值减少15.1%。

图8 2 种加固方案下初期支护水平位移云图Fig.8 Nephogram for hor izontal displacement of initialsupport under two reinforcement schemes

图9 隧道边墙收敛值对比Fig.9 Comparison on conver gence of tunnel side wall

3）初期支护的等效应力

图10为初期支护等效应力云图。在“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构加固作用下，初期支护峰值等效应力小于对比模型的初期支护峰值等效应力。加固结构作用下初期支护最大等效应力值为17.9 MPa，而未采用加固结构的初期支护最大等效应力值为20.5 MPa，结构加固后，初期支护最大等效应力值下降12.7%，结构应力满足要求。

图10 2 种加固方案下初期支护应力云图Fig.10 Nephogram of initial support stress under two reinforcement schemes

4）“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构的等效应力

图11为“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构的等效应力云图，隧道轮廓线以外，框架梁与扩大头锚杆的等效应力值逐渐减小，趋于稳定；在隧道轮廓线以内，框架梁与扩大头锚杆的等效应力向靠近隧道中线方向不断增大，最大等效应力值为0.28 MPa，最小等效应力值为2.5 ×10-4MPa，结构应力满足要求。

图11 “混凝土框架梁-扩大头锚杆”等效应力云图Fig.11 Nephogram for equivalent stress of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods”

4 隧道拱顶沉降规律与围岩松动压力计算

4.1 隧道拱顶沉降控制规律

扩大头锚杆承受与土体接触产生向下的摩擦力，其锚固体端部承受向下的松动土压力。整个扩大头锚杆结构为软弱地层提供向上的支承反力，主要起到分散加固区围岩松动压力的作用[12]。随着扩大头锚杆端部锚固体面积的不断增加，扩大头锚杆提供给土层的支承反力也不断增加，锚固区围岩松动压力进一步分散到隧道两侧未受扰动土体。处理为平面模型，如图12所示。松动土压力传力路径如图13所示。

图12 “混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构加固模型Fig.12 Reinforcement model of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods” structure

图13 “混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构加固模型传力路径Fig.13 Force transmission path of reinforcement model of“concrete frame beam and bit expanded anchor rods” structure

因此，引入加固区围岩松动压力分散系数k=l/L，l为扩大头锚固体横截面总长度，L 为加固区横截面长度。基于前文多个模型，仅改变锚固体总长度，记录隧道拱顶最大沉降位移，如表2所示。由表2可知，当地层软弱破碎时，加固区围岩松动压力分散系数k＞0.4，隧道拱顶最大沉降位移不再减少，即扩大头锚固体总长度继续增加，不再进一步分散加固区围岩松动压力，可以近似认为0≤k≤0.40。当k=0 时，表示无锚固状态，此时产生的隧道拱顶最大沉降位移由隧道顶部上覆围岩松动压力P3造成；当k=0.40 时，表示加固区土体几乎被完全锚固，加固区围岩松动压力P1被“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构分散至隧道两侧，隧道产生的拱顶最大沉降位移近似由未加固区围岩松动压力P2造成；当0＜k＜0.40 时，将加固区围岩松动压力分散系数与隧道拱顶最大沉降位移进行线性拟合，如图14所示，随加固区围岩松动压力分散系数不断增大，隧道拱顶最大沉降位移不断减少，直至隧道拱顶最大沉降位移近似完全由未加固区围岩松动压力造成。

表2 加固区围岩松动压力分散系数与拱顶最大沉降位移Table 2 Dispersion coefficient of loosening pressure of surr ounding rock in reinforcement area and maximum settlement displacement of vault

图14 加固区围岩松动压力分散系数与隧道拱顶最大沉降位移线性拟合Fig.14 Linear fitting between dispersion coefficient of loosening pressure of surrounding rock in reinforcement area and maximum settlement displacement of tunnel vault

4.2 浅埋隧道围岩松动压力计算

图14中拟合曲线的拟合优度为R2=0.835 37，表示加固区围岩松动压力分散系数与隧道拱顶最大沉降位移具有较好的线性关系。假设隧道初期支护结构为弹性结构，初期支护结构的拱顶沉降与受力具有线性关系，因此，隧道所受围岩松动压力与加固区围岩松动压力分散系数k必然存在线性关系。进一步提出，当采用“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构加固软弱地层中浅埋隧道时，隧道所受围岩松动压力如式（1）所示：

式中：P为采用“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构时，隧道结构所受围岩松动压力，单位Pa；P3为没有采用“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构时，加固区与未加固区土体的围岩松动压力和，Pa；P1为未采用“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构时加固区围岩松动压力，Pa；k为加固区围岩松动压力分散系数，当k=0 时，隧道承受上覆围岩所有松动压力，当k=0.4 时，隧道仅承受上覆未加固区围岩松动压力，当0＜k＜0.4 时，即随锚固面积增大，隧道结构所受上覆围岩松动土压力线性减少。

围岩松动压力分散系数与隧道所受土压力线性拟合如图15所示。考虑到“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构并不能完全将加固区围岩松动压力分散至隧道两侧，引入围岩强度系数0.5≤φ≤1，隧道所受围岩松动压力如式（2）所示：

图15 围岩松动压力分散系数与隧道所受土压力线性拟合Fig.15 Linear fitting between dispersion coefficient of loosening pressure of surrounding rock and earth pressure on tunnel

当加固区围岩情况较好时，φ=1，加固区围岩松动压力完全被“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构分散至隧道两侧未扰动土体；当加固区围岩情况较差时，φ=0.5，加固区围岩松动压力仅有1/2 被“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构分散至隧道两侧未扰动土体。

采用“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构加固软弱地层时，隧道常处于浅埋地层，受开挖影响，扰动传递至地表而不能形成“自然拱”，浅埋隧道围岩松动压力计算如式（3）～（4）所示[13]：

式中：n 为加固区土层层数；m为未加固区土层层数；γi为加固区第i层土密度，kg/m3；hi为加固区第i层土高度，m；γj为未加固区第j层土密度，kg/m3；hj为未加固区第j层土高度，m；h 为隧道上覆围岩厚度，m；hq为坍方平均高度，m；g 为重力加速度，9.8 N/kg；θ为隧道上覆岩体两侧摩擦角，（°）；B为隧道开挖宽度，m；λ为侧压力系数。

λ如式（5）～（6）所示：

式中：φ0为似摩擦角，（°）。

hq如式（7）所示：

式中：S 是围岩级别；ω为宽度影响系数，ω=1 +i（B-5），i以B=5 为基准，当B＜5 时，取i=0.2，B＞5时，取i=0.1。

P1如式（8）所示：

将式（3）～（8）代入式（2），得到采用“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构时，隧道结构所受上覆围岩松动压力P。

5 结论

1）采用“混凝土框架梁-扩大头锚杆”新型结构加固软弱地层，当加固区围岩松动压力分散系数k=0.4时，拱顶沉降与边墙位移控制效果显著，相较于对比模型，拱顶沉降最大值下降68.7%，边墙扩大位移最大值下降15.1%，初期支护最大等效应力下降12.7%。

2）采用“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构加固软弱地层浅埋隧道洞口，加固区围岩松动压力分散系数与隧道拱顶沉降呈线性关系。当k=0.4 时，继续增大锚固体区域面积，隧道拱顶沉降不再减少，此时加固区软弱围岩松动压力几乎被“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构分散至隧道两侧未受扰动区土层。

3）基于隧道拱顶沉降值与围岩松动压力分散系数k的线性关系，假设初期支护为弹性结构，认为初期支护所受松动土压力与围岩松动压力分散系数k也具有线性关系。从而提出在采用“混凝土框架梁-扩大头锚杆”结构时作用于初期支护的松动土压力计算式。