隧道超前導(dǎo)管與超挖的相關(guān)性定量分析

薛煬皓，饒軍應(yīng)，梅世龍，萬桂軍，劉榮欣，寧朝陽

(1.貴州大學(xué)土木工程學(xué)院，貴州 貴陽 550025；2.貴州大學(xué)空間結(jié)構(gòu)研究中心，貴州 貴陽 550025；3.貴州大學(xué)建筑與城市規(guī)劃學(xué)院，貴州 貴陽 550025；4.中海建筑有限公司，廣東 深圳 518000)

1 概述

隨著我國交通強(qiáng)國戰(zhàn)略實(shí)施，西南區(qū)域交通系統(tǒng)不斷完善，橋隧工程建設(shè)遍地開花，工程所處地質(zhì)環(huán)境也愈加復(fù)雜。在圍巖較為破碎、裂隙較發(fā)育的地質(zhì)區(qū)，山嶺隧道鉆爆施工超挖現(xiàn)象嚴(yán)重，超挖不僅增加了出碴，而且回填超挖區(qū)域的混凝土消耗量升高，導(dǎo)致了工期延長、油耗增加、施工環(huán)境劣化等負(fù)面作用。從環(huán)保角度來看，超挖是十分不低碳的現(xiàn)象；從力學(xué)角度來看，超挖會(huì)改變圍巖力學(xué)特征，不利于圍巖穩(wěn)定。對(duì)參建各方來說，超挖是管理的難點(diǎn)，也是混凝土超耗的痛點(diǎn)。因此，研究超挖問題對(duì)企業(yè)經(jīng)濟(jì)效益、施工環(huán)境安全性及低碳高效綠色施工工藝都具有十分深遠(yuǎn)的意義和潛力。

國內(nèi)學(xué)者對(duì)超挖問題開展過系列研究：王明年[1- 4]發(fā)現(xiàn)隧道超欠挖的存在及其沿設(shè)計(jì)輪廓的不均勻分布造成的開挖輪廓的凹凸不平，會(huì)導(dǎo)致圍巖的局部應(yīng)力集中，提出了控制這種局部應(yīng)用力集中對(duì)隧道穩(wěn)定性影響的基本措施。以水平層狀紅砂巖隧道鉆爆施工為背景，運(yùn)用水平層狀圍巖控制爆破理論，黃金旺[5]提出了從提高鉆孔精度、控制裝藥參數(shù)、規(guī)范裝藥結(jié)構(gòu)和加強(qiáng)施工管理4方面來控制近水平層狀紅砂巖隧道的超欠挖。利用分形幾何定量描述隧道超欠挖斷面輪廓特征，肖云華[6]認(rèn)為圍巖超欠挖曲線的分形維數(shù)更能反映巖體結(jié)構(gòu)和洞軸線之間的關(guān)系?；诎鍘r自身的物理特性和工程特性，王云龍[7]研究了貴廣鐵路板巖隧道的超挖機(jī)理，對(duì)板巖隧道的塌方、超挖現(xiàn)象進(jìn)行力學(xué)分析，并總結(jié)了一些控制超欠挖的施工技術(shù)。楊波[8]分析了隧道鉆爆施工超欠挖的危害，并從管理角度分析了造成超欠挖的原因，建議采用光面爆破技術(shù)來控制超挖。孫亞朋[9]系統(tǒng)分析了超前小導(dǎo)管在開挖過程中的支護(hù)機(jī)理、注漿機(jī)理和不同注漿液配比的施工效果，并通過數(shù)值模擬的方法給出了加固效果較好的小導(dǎo)管技術(shù)參數(shù)。李河玉[10]通過研究小導(dǎo)管注漿的作用機(jī)理、不同配比下的加固效果，通過實(shí)際應(yīng)用分析，給出了各類地質(zhì)條件下的小導(dǎo)管注漿方案；佘健等[11]通過隧道最易發(fā)生超欠挖的部位進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，驗(yàn)證了超欠挖概率分布符合正態(tài)分布，研究表明Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級(jí)圍巖最易發(fā)生超欠挖的部位為拱肩；孫少銳等[12]詳細(xì)研究了隧洞圍巖的RMR分類和Q分類與超欠挖之間的關(guān)系及在同類巖體條件下不同開挖洞徑與隧洞超欠挖之間的關(guān)系，并建立了該關(guān)系的相關(guān)性，得出圍巖的RMR分類和Q分類與隧洞超欠挖呈線性關(guān)系和對(duì)數(shù)線性關(guān)系；以鉆爆法作為主要開挖手段時(shí)，劉冬等[13]通過分析實(shí)際施工中各個(gè)爆破關(guān)鍵步驟對(duì)超欠挖的影響，綜合考慮鉆孔精度、測(cè)量放線、爆破技術(shù)3方面，給出了類似地質(zhì)條件下的超欠挖控制手段；呂明[14]利用統(tǒng)計(jì)分析方法，揭示了圍巖超挖量與圍巖基本質(zhì)量指標(biāo)[BQ]值的相關(guān)性，并提出了修正的擬合方程。趙會(huì)彬[15]從超欠挖的數(shù)字特征和概型分布的角度，總結(jié)了各類圍巖條件下的超欠挖的分布情況，并給出相關(guān)建議。

國外學(xué)者們也對(duì)超挖問題展開了相關(guān)研究，Ganesan Gowtham[16]在考慮地質(zhì)構(gòu)造破碎且結(jié)構(gòu)面不連續(xù)情況下，通過分析傳統(tǒng)施工試驗(yàn)和模擬半自動(dòng)鑿巖機(jī)仿真，發(fā)現(xiàn)2.1%和1.3%的超挖是由于人工鉆孔不準(zhǔn)確導(dǎo)致，并總結(jié)了部分不同地質(zhì)構(gòu)造存在超挖的可能性。G.M.Foder[17]通過分析鉆爆施工隧道超挖問題，提出了技術(shù)超挖與地質(zhì)超挖的概念和一種估算超挖量的方法，認(rèn)為技術(shù)超挖主要與鉆爆設(shè)計(jì)和施工有關(guān)，而地質(zhì)超挖是指受巖體特征影響的超挖?？紤]初支的情況下，Chen[18]建立了圍巖損傷模型，通過對(duì)比長短連貫等高炮眼(LSACB)模式和傳統(tǒng)成孔(TCB)模式現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，討論了LSACB模式中的巖石損傷演化，表明LSACB比TCB能更好地控制超挖，并給出了一些控制超挖的建議。

從既有研究成果來看，學(xué)者們分別對(duì)小導(dǎo)管加固圍巖、爆破擾動(dòng)、支護(hù)條件等進(jìn)行了相關(guān)研究，但在隧道鉆爆施工超挖現(xiàn)象的研究中并未涉及小導(dǎo)管因素，更無超前導(dǎo)管與超挖的相關(guān)性理論或定量分析。超前小導(dǎo)管注漿技術(shù)原理為：利用注漿壓力“劈裂”圍巖，同時(shí)利用注漿液的膠結(jié)能力將圍巖裂隙填充，并隨后通過漿液的“粘合”能力將巖體緊密連接，形成整體性較好“漿液-巖體”的復(fù)合結(jié)構(gòu)，優(yōu)化圍巖穩(wěn)定性。但是，當(dāng)采用超前小導(dǎo)管注漿技術(shù)時(shí)，鉆孔作業(yè)不可避免地對(duì)圍巖造成一定的擾動(dòng)，尤其在破碎圍巖的情況下，機(jī)械鉆頭作業(yè)易造成裂隙擴(kuò)張，隨著鉆孔數(shù)量增多，孔洞之裂隙逐漸貫通，但注漿效果不能百分之百將裂隙填充，尤其是注漿液對(duì)于微小裂隙的加固能力十分有限，后續(xù)的爆破開挖極易導(dǎo)致這些注漿加固不理想的位置受到爆破應(yīng)力波擾動(dòng)[16]而形成超挖區(qū)域(簡稱為“超挖區(qū)”)。超挖的產(chǎn)生不僅不利于圍巖穩(wěn)定，隨之還會(huì)導(dǎo)致出渣量增加、混凝土超耗，增加工程成本，高碳低效，故定量探明超挖現(xiàn)象的因素十分必要。

本文以超前小導(dǎo)管構(gòu)造特點(diǎn)為出發(fā)點(diǎn)，利用彈性力學(xué)分析孔口受力特點(diǎn)，探明小導(dǎo)管孔洞圍巖應(yīng)力與形變狀態(tài)，成果可為類似工程的施工提供理論指導(dǎo)。

2 力學(xué)模型構(gòu)建

在鉆爆隧道施工實(shí)踐中，超前小導(dǎo)管完成注漿后，進(jìn)行掌子面開挖時(shí)易發(fā)生超挖，超挖常發(fā)生在布設(shè)超前小導(dǎo)管的鋼拱架附近，超挖特征表現(xiàn)為從鋼拱架沿超前小導(dǎo)管向圍巖內(nèi)部延伸，超前小導(dǎo)管搭接區(qū)裸露，反之，在未布設(shè)超前小導(dǎo)管的鋼拱位置基本不發(fā)生超挖。從力學(xué)角度來看，小導(dǎo)管鉆孔會(huì)導(dǎo)致原本就破碎的巖體穩(wěn)定性進(jìn)一步降低，在注漿效果不佳時(shí)注漿加固區(qū)的圍巖強(qiáng)度不能得到補(bǔ)強(qiáng)，從而導(dǎo)致鉆孔形成的孔洞周圍產(chǎn)生應(yīng)力集中，同時(shí)相鄰孔洞間產(chǎn)生應(yīng)力連續(xù)區(qū)，當(dāng)掌子面開挖擾動(dòng)影響到超挖區(qū)時(shí)，在爆破影響下該區(qū)域巖體因穩(wěn)定性不足而受產(chǎn)生塌落，進(jìn)而形成超挖。

2.1 小導(dǎo)管結(jié)構(gòu)

小導(dǎo)管結(jié)構(gòu)分為預(yù)留止?jié){段、注漿段、尖頭和尾端注漿口，如圖1所示。小導(dǎo)管預(yù)留止?jié){段的注漿對(duì)巖體補(bǔ)強(qiáng)效果最弱，當(dāng)巖體較為破碎但裂隙緊密貼合或巖體裂隙填充物密實(shí)、封閉裂隙時(shí)，注漿壓力劈裂效果不理想，小導(dǎo)管注漿效果較差且難以考察補(bǔ)強(qiáng)效果，因而施工中不易察覺，該位置最易發(fā)生超挖，即為超挖區(qū)，如圖1—2所示。

圖1 小導(dǎo)管結(jié)構(gòu)圖

考慮拱頂導(dǎo)管縱斷面結(jié)構(gòu)，預(yù)留注漿段孔洞圍巖不能有效注漿補(bǔ)強(qiáng)，故而小導(dǎo)管下方隧道開挖后預(yù)留止?jié){段鄰近圍巖失去支撐力而塌落，小導(dǎo)管和隧道都屬于縱向長度量級(jí)遠(yuǎn)大于橫斷面的細(xì)長結(jié)構(gòu)，為便于分析，將模型做如下簡化：圍巖本身是破碎的，但本文使用有限元進(jìn)行分析，通過降低圍巖參數(shù)模擬破碎圍巖，故而將圍巖視為連續(xù)介質(zhì)體?，F(xiàn)作如下假設(shè)：

(1)假定均質(zhì)地層隧道長度比斷面尺寸大得多，故該問題可看成平面應(yīng)變問題。

(2)假定隧道所覆地層為均質(zhì)、線彈性體。

(3)因隧道埋深比隧道孔徑大得多，視該問題為無限平面中單連通域問題，并將無限平面受到的水平應(yīng)力視為均布力，小導(dǎo)管孔洞同理。

(4)掌子面與超挖段間尚無支護(hù)，故不考慮既有支護(hù)，即隧道內(nèi)邊界為自由邊界。

2.2 計(jì)算模型

由彈性力學(xué)知，λ=μ/(1-μ)≠1(λ為側(cè)壓系數(shù))時(shí)圓孔處于不均勻應(yīng)力場(chǎng)中，圓孔邊界應(yīng)力分量如下[19]：

(1)

式中，q=γh，γ—重度，kg/m3；h—隧道中心埋深，m；ρ—任一點(diǎn)到孔洞圓心的距離，m；a—孔洞半徑，m。

尾端注漿孔口靠近拱頂位置(簡稱“ZJK”斷面)，如圖2所示，由于小導(dǎo)管直徑遠(yuǎn)小于隧道直徑，截取小導(dǎo)管5倍孔徑范圍進(jìn)行受力分析：由邊界條件知，隧道邊界上σρ=0MPa，小導(dǎo)管截面受力為水平單向受壓；預(yù)留止?jié){段與注漿段邊界(簡稱“BC”斷面)處，如圖2所示，由于小導(dǎo)管外插角將孔截面抬高l0sinα，且小導(dǎo)管鉆孔較小，使得此處為平板雙向受壓，水平方向壓力q1為隧道的切向應(yīng)力σrθMPa，豎直方向壓力q2為隧道的徑向距離為l0sinα的徑向應(yīng)力σρMPa。

圖2 超挖剖面圖

由基爾斯解答可知小導(dǎo)管孔洞應(yīng)力分量：

(2)

ZJK斷面隧道開挖后，小導(dǎo)管孔洞受力為qi=σθiMPa，如圖3(b)(i為孔洞編號(hào)，如圖4所示)。

2.3 預(yù)留止?jié){段與注漿段邊界(即“BC”斷面)

由圖1和圖3(c)可知，孔洞到隧道中心距離為ρbc，且BC斷面σρ、σφ與外插角有關(guān)，即ρbc=a+l0sinα?？锥雌桨迨軌簽閝1i=σφiMPa，q2i=σρiMPa。根據(jù)(1)式有：

圖3 小導(dǎo)管受力圖

(3)

(4)

3 算例與分析

以貴州省榕江縣平永鎮(zhèn)格遼隧道為例，該隧道全段為V級(jí)圍巖，以硅質(zhì)絹云母板巖為主，其余為碎石土，堅(jiān)硬且較破碎，呈現(xiàn)鑲嵌碎裂結(jié)構(gòu)，采用初期支護(hù)+二次襯砌的復(fù)合襯砌形式，初期支護(hù)采用噴錨支護(hù)，由工字鋼拱架、超前小導(dǎo)管、超前錨桿、徑向錨桿、鋼筋網(wǎng)及C30噴射混凝土組成。鋼拱架間距0.5m/榀，每3榀布設(shè)一道超前小導(dǎo)管。

超挖特征為：小導(dǎo)管注漿后，后續(xù)施工極易造成拱頂范圍內(nèi)圍巖塌落，未設(shè)置小導(dǎo)管位置的超挖量較小或不發(fā)生超挖，布設(shè)小導(dǎo)管位置的超挖區(qū)從原開挖邊界向圍巖內(nèi)部延伸至小導(dǎo)管上方的搭接區(qū)域?？梢钥闯?，此類圍巖注漿效果較差，注漿區(qū)域補(bǔ)強(qiáng)效果不理想，故而本文從最不利情況下(即超挖區(qū)域未加固情況下)對(duì)小導(dǎo)管鄰近圍巖應(yīng)力進(jìn)行受力分析。

由式(1)可知，小導(dǎo)管孔洞與隧道邊界之間的距離是影響小導(dǎo)管孔洞徑向應(yīng)力的主要因素，由于小導(dǎo)管與隧道距離較近，故而暫不考慮小導(dǎo)管孔洞徑向應(yīng)力集中效應(yīng)，切應(yīng)力也不予考慮[11]。

3.1 切向應(yīng)力分析

埋深100m，重度20kN/m3，隧道半徑為5m，圍巖泊松比為0.3，小導(dǎo)管半徑為50mm，小導(dǎo)管全長為4m，環(huán)向間距為0.52m，預(yù)留止?jié){段長度l0為1m，小導(dǎo)管與隧道開挖邊界距離為125mm，小導(dǎo)管外插角為15°，小導(dǎo)管采用上半圓布置方式，如圖4所示。

圖4 小導(dǎo)管布設(shè)示意圖

將算例參數(shù)帶入式(4)，可得各小導(dǎo)管孔洞邊界應(yīng)力值，如圖5所示。ZJK斷面小導(dǎo)管孔洞應(yīng)力分布情況為：1#孔洞沿隧道輪廓至16#孔洞的環(huán)向應(yīng)力集中位置位于小導(dǎo)管孔洞θ=0°和θ=90°，因此該位置的圍巖極易受施工的擾動(dòng)而發(fā)生破壞。

圖5 ZJK斷面小導(dǎo)管孔洞環(huán)向應(yīng)力

根據(jù)計(jì)算結(jié)果圖6可知，ZJK斷面頂拱處小導(dǎo)管孔洞應(yīng)力值和隧道邊界應(yīng)力值分別為1.71、0.57MPa，差值為1.14MPa。沿拱頂至拱腰路徑，環(huán)向應(yīng)力差值逐步增大至10.27MPa。對(duì)比ZJK斷面和BC斷面的應(yīng)力分布情況，BC斷面1#孔位置隧道邊界和小導(dǎo)管孔洞邊界應(yīng)力值均大于ZJK斷面，且應(yīng)力值都隨拱頂向拱腰路徑增加，應(yīng)力曲線特征為：1#孔處，ZJK斷面應(yīng)力小于BC斷面應(yīng)力，但16#孔處ZJK斷面應(yīng)力大于BC斷面應(yīng)力，ZJK斷面應(yīng)力增加趨勢(shì)更為明顯。這是因?yàn)椋築C斷面小導(dǎo)管孔洞與隧道邊界距離增加，隧道環(huán)向應(yīng)力變小，因此孔洞受到的外力變小，導(dǎo)致小導(dǎo)管孔洞切應(yīng)力變小。實(shí)際施工中，每個(gè)孔洞會(huì)一定程度上產(chǎn)生應(yīng)力集中，大量的孔洞會(huì)使得巖體產(chǎn)生應(yīng)力連續(xù)區(qū)，從而當(dāng)施工擾動(dòng)作用于應(yīng)力集中區(qū)時(shí)，該區(qū)內(nèi)巖體是最容易受到擾動(dòng)而破壞的關(guān)鍵區(qū)域。

圖6 隧道邊界與孔洞環(huán)向應(yīng)力(小導(dǎo)管孔洞θ=90°)

3.2 外插角對(duì)應(yīng)力集中的影響

根據(jù)式(4)，考慮不同外插角下孔洞的應(yīng)力集中情況。拱頂處，不同外插角對(duì)孔洞應(yīng)力集中的影響較小，θ=90°處小導(dǎo)管孔洞應(yīng)力均為壓應(yīng)力，θ=0°處孔洞應(yīng)力均為拉應(yīng)力，且應(yīng)力絕對(duì)值沿拱頂向拱腰路徑方向增大，外插角越大則應(yīng)力集中程度越大，反之，拱腰處的外插角越大，應(yīng)力集中程度越小。這是由于隧道開挖使圍巖應(yīng)力重分布，環(huán)向應(yīng)力隨拱頂向拱腰路徑逐步增加，同時(shí)外插角的增加導(dǎo)致BC斷面孔洞與隧道邊界之間的距離隨之增加，隧道的環(huán)向應(yīng)力變小，故而外插角較小的孔洞環(huán)向應(yīng)力較大。因此，實(shí)際工程中，可通過盡量選擇較大的外插角布設(shè)方案來減小BC斷面小導(dǎo)管孔洞應(yīng)力集中程度，從而間接控制超挖。

4 數(shù)值仿真分析與驗(yàn)證

4.1 模型建立

實(shí)際工況中，分析破碎圍巖不能依賴彈性模型，因此在數(shù)值模擬中為模擬真實(shí)工況下由小導(dǎo)管孔洞應(yīng)力集中導(dǎo)致的圍巖應(yīng)力重分布，引入Mohr-Coulomb彈塑性模型理論。分別建立50m×50m×30m的3維彈塑性A模型和B模型，A模型為預(yù)留止?jié){段未能補(bǔ)強(qiáng)周圍巖體(簡稱為“A#”)，B模型為預(yù)留止?jié){段成功補(bǔ)強(qiáng)周圍巖體(簡稱為“B#”)，模型上方施加1.5MPa均布?jí)毫σ阅M深埋隧道，小導(dǎo)管采用圖4方式布設(shè)。由于隧道橫截面對(duì)稱且受對(duì)稱荷載，故以隧道和圍巖的半截面進(jìn)行。其次，采用“生死”單元來實(shí)現(xiàn)隧道開挖、襯砌和小導(dǎo)管激活，小導(dǎo)管采用beam梁單元并通過embed內(nèi)置單元法打入巖體，同時(shí)B模型完成注漿。圍巖、注漿加固區(qū)及小導(dǎo)管參數(shù)分別見表1、2。

滲水系數(shù)應(yīng)作為常規(guī)試驗(yàn)進(jìn)行檢測(cè)，滲水系數(shù)標(biāo)準(zhǔn)為不大于300 mL/min，檢測(cè)頻率為每車道1點(diǎn)/200m。

表1 圍巖與注漿加固區(qū)參數(shù)

表2 小導(dǎo)管參數(shù)

模擬開挖步驟如下：

(1)建立50m×50m×30m的3維模型，并進(jìn)行地應(yīng)力平衡。

(2)開挖隧道，利用生死單元激活襯砌，捕捉Mises應(yīng)力。

(3)運(yùn)用圣維南原理，取出局部模型，施加捕捉的Mises應(yīng)力為邊界條件。

(4)對(duì)局部模型進(jìn)行鉆孔作業(yè)。

(5)激活小導(dǎo)管embed內(nèi)置單元，并進(jìn)行注漿形成加固區(qū)。

(6)開挖掌子面。

4.2 模擬施工分析

A#工況中，掌子面開挖后，預(yù)留止?jié){段范圍內(nèi)小導(dǎo)管孔洞應(yīng)力重新分布，致使沿導(dǎo)管環(huán)向布設(shè)范圍形成應(yīng)力連續(xù)區(qū)，甚至在隧道邊界出現(xiàn)拉應(yīng)力，反之，B#工況中預(yù)留止?jié){段圍巖雖然有應(yīng)力集中，但應(yīng)力集中程度較A#工況而言較小，并且受力比較均勻。A#工況中小導(dǎo)管孔洞導(dǎo)致的應(yīng)力連續(xù)區(qū)應(yīng)力集中程度較深，在后續(xù)施工中該應(yīng)力連續(xù)區(qū)易受施工擾動(dòng)(爆破震動(dòng)[20]、機(jī)械開挖、人工開挖等)和其他因素(地質(zhì)構(gòu)造等)影響，各種擾動(dòng)存在加劇孔洞之間裂隙的貫通的可能性。以ZJK斷面圓心為原點(diǎn)，R為隧道半徑，拱頂為轉(zhuǎn)角θ=0°建立極坐標(biāo)系，如圖4所示，進(jìn)行圍巖受力分析(注：由于隧道邊界σρ=0MPa，為分析該鄰近區(qū)域的應(yīng)力分布，故而取邊界處單元的應(yīng)力平均值為σρ，閾值參數(shù)為75%)。

結(jié)果表明，拱頂處σρA#=-0.17MPa，σρB#=-0.03MPa,都表現(xiàn)為開挖邊界向隧道中心的收斂，σρA#和σρB#在拱頂至拱腰范圍內(nèi)，應(yīng)力曲線整體大小較為接近。拱頂處σφA#=-1.40MPa，σφB#=-2.62MPa,都表現(xiàn)為對(duì)圍巖的擠壓作用，在拱頂至拱腰范圍內(nèi)σφDB#約為σφA#的2～3倍，其原因?yàn)椋侯A(yù)留止?jié){段達(dá)到理想注漿后注漿加固區(qū)力學(xué)性能增強(qiáng)，結(jié)構(gòu)性更好，能使得圍巖應(yīng)力分布更加均勻，提高了圍巖穩(wěn)定性和極限強(qiáng)度。但由于建模局限性，拱頂處因?qū)ΨQ條件影響，因此拱頂處只做定性分析，對(duì)數(shù)值大小的準(zhǔn)確性不予考慮。

從應(yīng)力曲線整體形態(tài)分析，B#工況應(yīng)力分布較為平滑，而A#工況應(yīng)力曲線有“鋸齒狀”特點(diǎn)，這是由于小導(dǎo)管孔洞造成的應(yīng)力集中而導(dǎo)致的，并且等效塑性應(yīng)變分布。特征也體現(xiàn)出預(yù)留止?jié){段未補(bǔ)強(qiáng)圍巖時(shí)會(huì)進(jìn)一步導(dǎo)致圍巖塑性應(yīng)變范圍增加，其原因?yàn)椋盒?dǎo)管成孔后，孔洞橫斷面可視為平面應(yīng)變模型，根據(jù)彈塑性力學(xué)理論，孔洞成孔后若圍巖壓力超過特定值便會(huì)形成塑性圈，塑性圈內(nèi)巖體可認(rèn)為因破壞而失去大部分的工作能力，致使隧道超挖區(qū)內(nèi)整體圍巖強(qiáng)度降低，形成拱頂塌落或力平衡臨界狀態(tài)，在掌子面開挖后，超挖區(qū)內(nèi)圍巖應(yīng)力再次重分布，并隨隧道開挖臨空面而產(chǎn)生形變，此外，整個(gè)施工過程都伴隨施工擾動(dòng)產(chǎn)生，進(jìn)一步加大了超挖的可能性。

在接近拱腰處(14#孔與16#孔之間)，A#和B#應(yīng)力曲線由負(fù)值急劇變化為正值，應(yīng)力正峰值分別為σρA#=0.37MPa、σφA#=0.33MPa、σρB#=0.34MPa、σφB#=0.36MPa，并在達(dá)到正峰值后應(yīng)力值再次減小為負(fù)值，同時(shí)A#、B#徑向位移在峰值處收斂停止。峰值處σρA#和σρB#表現(xiàn)為隧道邊界向圍巖內(nèi)部擴(kuò)張趨勢(shì)，同時(shí)A#、B#徑向?yàn)槲灰朴稍镜?14.36mm上升到-5.49mm，通過算例分析(圖6)可知，隨著隧道的開挖，拱頂受圍巖應(yīng)力自重作用下產(chǎn)生沉降，兩幫外移，拱腰附近孔洞σφ接近到最大值，因此孔洞在成孔后已經(jīng)發(fā)生塑性破壞而失去工作能力，圍巖自穩(wěn)能力開始工作，促使拱腰處圍巖受到不同方向的應(yīng)力作用，形成應(yīng)力抵消區(qū)，導(dǎo)致拱腰處圍巖收斂減小而產(chǎn)生局部拉應(yīng)力來抵消環(huán)向壓應(yīng)力，故而導(dǎo)致了曲線突變區(qū)產(chǎn)生。

由上述可以看出：A#工況和B#工況在徑向應(yīng)力值方面整體差異不大且徑向位移幾乎重合，但A#應(yīng)力曲線具有“鋸齒狀”的特征，即孔洞應(yīng)力集中的體現(xiàn)；B#工況超挖區(qū)受到注漿加固后，圍巖能夠較好地工作，環(huán)向應(yīng)力值較大，應(yīng)力分布更加均勻，塑性應(yīng)變區(qū)域較小，反之，A#工況環(huán)向應(yīng)力值小，圍巖不能均勻分擔(dān)應(yīng)力，塑性應(yīng)變區(qū)域較大；實(shí)際施工中，塑性應(yīng)變區(qū)域?yàn)槿菀装l(fā)生塌落和易受施工擾動(dòng)而產(chǎn)生超挖的區(qū)域，即為“超挖區(qū)”，“超挖區(qū)”主要分布于小導(dǎo)管預(yù)留止?jié){段與隧道輪廓之間的巖體；拱腰處應(yīng)力值和位移值較大，A#和B#工況都應(yīng)注意此區(qū)域的施工，如：采取鉆爆法開挖時(shí)，盡量將炸藥孔原理拱腰，或較少炸藥威力。

5 結(jié)論

(1)圍巖鉆孔后，小導(dǎo)管孔洞的徑向應(yīng)力σρ和環(huán)向應(yīng)力σφ的應(yīng)力曲線出現(xiàn)“鋸齒狀”，孔洞之間產(chǎn)生應(yīng)力連續(xù)區(qū)，并形成連續(xù)的塑性應(yīng)變區(qū)，在隨后的擾動(dòng)和其他因素影響下，孔洞之間存在裂隙的貫通的可能性。拱腰處，拱頂受自重作用產(chǎn)生沉降，兩幫外移，導(dǎo)致圍巖受到不同方向拉應(yīng)力作用，形成應(yīng)力突變區(qū)，導(dǎo)致拱腰處圍巖收斂減小，在實(shí)際施工中，該位置為最易發(fā)生塑性破壞，應(yīng)提前調(diào)整施工方案控制對(duì)該位置的擾動(dòng)。

(2)小導(dǎo)管外插角在拱頂處對(duì)圍巖應(yīng)力影響較小，但拱腰處較為明顯，因此增大外插角能夠一定程度上降低預(yù)留止?jié){段的應(yīng)力值，降低發(fā)生超挖的可能性。

(3)研究的不足：導(dǎo)致隧道超挖因素較多，從本文來看，小導(dǎo)管鉆孔的應(yīng)力集中程度的量級(jí)較小，還應(yīng)綜合考慮地質(zhì)條件、爆破擾動(dòng)、開挖方法等。