2022, Vol. 39扩展功能
文章信息
- 黄班玛, 祁昌林, 段成龙
- HUANG Ban-ma, QI Chang-lin, DUAN Cheng-long
- 浅埋冻土隧道“抗滑桩+冠梁”塌方处治技术研究
- Study on "Anti-slide Pile + Crown Beam" Collapse Treatment Technology for Shallow Frozen Soil Tunnel
- 公路交通科技, 2022, 39(11): 132-142
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2022, 39(11): 132-142
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2022.11.017
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文章历史
- 收稿日期: 2022-05-11
2. 青海省交通建设管理有限公司, 青海 西宁 810001;
3. 中路高科交通检测检验认证有限公司, 北京 100088
2. Qinghai Transport Construction Management Co., Ltd., Xining Qinghai 810001, China;
3. China-Road Transportation Verification & Inspection Hi-Tech Co., Ltd., Beijing 100088, China
塌方处治一直以来都是隧道施工中的重点与难点，尤其在浅埋隧道或隧道洞口段的施工中。浅埋层多为土层，一旦发生坍塌，围岩原本较差的结构性、稳定性将会进一步恶化，引起再次塌方或其他病害，加剧风险控制的难度。因此，采取合理高效的防治措施，是隧道按期施工及生命财产安全的重要保障。
近年来，国内众多学者对浅埋隧道的塌方成因及防治措施进行了大量研究，并在理论和实践中取得了一系列的成果。钱文[1]针对潘松隧道的软弱围岩塌方问题，分析得出围岩破碎、水害、承载拱效应弱是病害发生的主要原因，提出了“先固后挖，循序渐进”的施工原则，并相对采取了地表回填、注浆地表深孔桩及径向钢花管、管棚支护等治理手段，效果较好。刘家奇等[2]针对曼勒1号隧道浅埋段的塌方冒顶问题，通过采取现场调查与有限元模拟等方法，分析得出隧道开挖导致地下水活化是病害产生的主要原因之一，提出了地表砌石、引流、大管棚+小导管支护、围岩注浆等治理手段，取得了良好效果。王东升等[3]以九宫山4号隧道浅埋偏压段塌方处治工程为研究背景，分析了浅埋偏压段塌方冒顶的原因及力学机理，针对塌方原因提出了加固围岩的处治方案，并通过现场监测数据评价塌方段治理效果。茶增云等[4]研究浅埋富水全风化花岗岩公路隧道施工灾害问题，得到了隧道致灾原因。杨晓华等[5]分析隧道发生塌方冒顶的主要原因，提出了采用小导管注浆加固围岩、洞内与地表共同治理的综合处治措施。李文韬等[6]对浅埋偏压隧道塌方冒顶提出相应的治理方案和预防措施。于群群等[7]认为在山岭隧道中，洞口段塌方、滑坡多是由于偏压、层状围岩结构面及水的作用引起的，并采用塌坑回填、引流、增强衬砌支护、抗滑桩等措施进行了处治。李志强等[8]针对黏土层浅埋隧道塌方问题，系统地提出了双侧壁导坑法工艺，并运用层次分析法，将开挖过程中的地质因素与工程因素相结合，建立了隧道塌方风险评估方法。张毅等[9]以李家坪隧道进口端为依托，通过数值模拟的方法探究了适用于控制膨胀土浅埋隧道塌方的施工工法，发现超前管棚支护为抑制围岩塌方的关键工序，CD法开挖在膨胀土浅埋隧道中较为合理。张成平等[10]、陈军[11]、王超林等[12]也对城区地铁隧道塌方进行了成因分析与控制措施，成因包括地层条件、施工情况与外界扰动等，措施包括科学截排地表水、超前支护、设治格栅网架支撑，拱法和临时回填砂浆等。
综上所述，经过长期的研究，浅埋隧道的塌方成因机制及防治技术都有了很大的进展，但由于不同隧道的施工特点及变形控制理念的不同，无法形成具有普遍适用的应对标准。为此，以高海拔冻土地区的景阳岭公路隧道依托，针对隧道浅埋段坍塌进行研究，对“抗滑桩+冠梁”围护结构用于控制严寒高海拔地区浅埋隧道塌方病害进行分析，并通过现场试验与数值模拟的方法，验证方案的可行性及可靠性，为类似工程提供借鉴。
1 依托工程概况 1.1 工程概况青海省重点建设项目扁都口至门源段高速公路工程景阳岭隧道是全线的控制性工程，其左右线设计为分离式隧道，净空11 m×5 m，设计长度为2 370 m。隧址地处祁连山区域，气温日较差11.6~17.5 ℃，出口段为浅埋多年冻土段(海拔3 798 m，阳坡地形)，长度约400 m，最大埋深23 m。
隧址区属冰碛台地貌单元，其间发育有狭窄冲沟，切割强烈。山体坡度平缓，地表发育有草皮，局部冻土草地沼泽发育并有积水。隧址区高程3 600~3 798 m，相对高差约200 m。隧道出口段地层从地表往下依次为：1 m左右的腐殖质土，5~8 m厚的多年冻土(其特征为高温多年饱冰冻土层及多年冻土退化后形成密集分且布形态、大小规模不一的水(泥)囊状体)，2~3 m厚的富水砂砾层(常流水)、由松散到较为致密的沉积黏土层。隧道洞身处于多年冻土层、富水砂砾层和松散的沉积黏土层中，属Ⅵ级围岩。
1.2 塌方过程及成因景阳岭隧道采用暗挖台阶法施工，2020年7月初YK54+756—YK54+709(47 m)发生不同程度初支侵限(最大侵限处拱顶侵限30 cm)，后进行换拱处理，掌子面停止掘进。7月16日，隧道右幅出口掌子面(YK54+709)发生塌方冒顶，冒顶桩号为YK54+706—YK54+713，冒顶处覆土深度为6.5 m，地表塌陷尺寸7 m×4.5 m。冒顶第1次发生后进行了回填处理，并对洞顶塌陷周边做了环形截水沟及彩条布遮盖，后准备待冬季来临时再进行掌子面开挖及冒顶处理。2020年9月3日上午7时，原冒顶部位在没有开挖的情况下再次发生塌方冒顶。冒顶发生后进行了回填、注浆及前方初支侵限段局部换拱处理，期间掌子面一直有股状水流出，现场实测掌子面涌水量为350 m/d。
在隧道施工塌方前的1个月，即2020年6月18日，在当时的掌子面YK54+721进行了超前地质预报探测。结果显示，围岩为多年冻土，全~强风化泥岩夹薄层砂岩，泥质结构，围岩整体破碎，完整性差，整体地下水发育，以渗滴状、线流状出水为主，多为冻结层上部的水，因隧道开挖冻土融化，局部易产生突泥、涌水现象。综合判定YK54+721—YK54+701范围内围岩级别为VI级，属于软弱围岩。而地勘报告同样显示，此段落围岩主要为饱冰、富冰冻土。岩性为三叠系上统全~强风化泥岩夹薄层砂岩，泥质结构，层状构造，岩芯呈土柱状、短柱状，手掰易碎，属VI级围岩。根据测温多年冻土平均地温为-0.4 ℃。冻土类型为高温高含冰量极不稳定多年冻土，上限2.5~3.0 m，为季节性活动层。围岩埋深浅，稳定性差，洞室开挖将致多年冻土融化，洞顶极易坍塌，外理不当会出现大的坍塌，侧壁经常出现小塌。现场塌方段落及岩体情况如图 1所示。
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| 图 1 病害发生段地质纵断面 Fig. 1 Geological profile of disease occurrence section |
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结合地勘报告、超前地质预报结果及现场的实际情况，对景阳岭隧道施工塌方的原因分析如下：
(1) YK54+721—YK54+701段围岩主要以全~强风化泥岩夹薄层砂岩为主，泥质结构，围岩整体破碎。隧道埋深浅，自稳能力差。
(2) 隧道围岩的稳定性在一定程度上也受到各施工工序的影响，岩体冻土层在开挖扰动的影响下融化，以渗滴状、线流状出流，引起局部产生突泥、涌水，进一步恶化了围岩环境。
2 处治方案设计 2.1 抗滑桩+冠梁方案通过上述分析可知，景阳岭隧道YK54+721—YK54+701段围岩整体破碎，自稳能力差，开挖时有水害影响，引起原设计支护形式被破坏。因此，结合实际工况(塌方段进行合理延伸处理)，对景阳岭隧道YK54+699.5—YK54+711.9塌方段进行处治。
(1) 未开挖到塌方段内时，原设计SⅥ-2方案在仰拱封闭后，无侵限现象，表明衬砌设计参数合理，不做变更，衬砌结构设计图如图 2所示。
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| 图 2 SⅥ-2衬砌结构设计图 Fig. 2 Design drawing of SVI-2 lining structure |
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(2) YK54+699.5—YK54+711.9段内，针对软弱围岩的变形控制不足及施工出水问题，将暗挖变更为明挖法施工，来降低因施工而导致冻水融化的影响，并在SⅥ-2型衬砌类型的基础上，增加“抗滑桩+冠梁”围护结构。结构设计如图 3所示。
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| 图 3 抗滑桩+冠梁围护结构设计图(单位：m) Fig. 3 Design drawing of anti-slide pile + crown beam retaining structure (unit: m) |
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2.2 数值模拟分析
为了探讨变更后的支护设计方案是否满足承载力的要求，对景阳岭隧道原塌方断面YK54+709采用MIDAS GTX NX软件进行力学分析，有限元模型如图 4所示。为了减少边界条件和模型尺寸对数值模拟结果的干扰，模型左右采用水平约束，底部采用全约束，模拟范围取洞径的3~5倍[13-15]，该隧道施工方案优化断面洞径为14.5 m，故模拟范围可为43.5~72.5 m，根据现场地质条件情况，取模拟范围为70 m。上部取至山顶表面，研究段落隧道埋深8 m(见图 1)，地面倾斜6.22%，其中0~6 m范围内为第四系上更新统(Q3fgl+ql)粉土、角砾、圆砾和卵石，6~8 m范围内为富冰-饱冰多年冻土(岩性主要为粉质黏土)。洞身下部深度为50 m，主要岩体为全强风化泥岩。
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| 图 4 平面有限元模型 Fig. 4 Plane finite element model |
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2.2.1 模型材料物理参数
通过现场地质勘探以及相关规范，得到在变更后的围岩和各支护材料的物理力学参数(表 1)所列，采用Mohr-Coulomb强度准则对岩土体进行分析。
| 围岩及结构 | 变形模量/ GPa |
泊松 比 |
黏聚力/ MPa |
内摩擦角/ (°) |
重度/ (kN·m-3) |
| 第四系上更新统 | 0.007 6 | 0.35 | 0.021 | 27 | 17.5 |
| 冻土(粉质黏土)[16] | 0.102 | 0.28 | 1.148 | 22.9 | 19 |
| 全强风化泥岩[17] | 0.02 | 0.38 | 0.002 5 | 16.9 | 21 |
| C30混凝土 | 30 | 0.2 | — | — | 23.9 |
| C35混凝土 | 31.5 | 0.3 | — | — | 25 |
| C40混凝土 | 32.5 | 0.2 | — | — | 25 |
| I22b钢拱架 | 206 | 0.3 | — | — | 78.5 |
| 钢支撑 | 210 | 0.3 | — | — | 79 |
| 混凝土支撑 | 33.95 | 0.2 | — | — | 25 |
| 抗滑桩 | 34.25 | 0.2 | — | — | 25 |
| 冠梁 | 34.16 | 0.2 | — | — | 25 |
其中，混凝土里的钢筋采用等刚度法进行弹模换算，不再单独模拟。计算公式[18]为：
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(1) |
式中, E为计算后钢筋弹性模量；E0为原混凝土的弹性模量；Sg为钢拱架截面积；Eg为钢材弹性模量；Sc为混凝土截面积。
2.2.2 计算结果分析景阳岭隧道塌方段采用明挖法施工，将冠梁以上的土体卸载后施作围护结构，待结构稳定后开挖至隧底，施作仰拱工字钢，再施作下、上台阶钢架形成闭环，挂钢筋网喷射混凝土。这一阶段完成后，架设栅格拱架，施工初期支护，待强度达标后，对拱顶进行分层回填，并在洞内施作保温板、防水板、二次衬砌等，共模拟18个施工步，得到相应结构的受力变形，其分析过程与主要结论如下：
(1) 在开挖至预定监测点后，开始对维护结构进行为期9 d的冠梁及冠梁以下10 m的桩身监测，内容包括隧中偏移和沉降监测，具体监测方案如图 5所示。
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| 图 5 围护结构监测方案(单位: m) Fig. 5 Enclosure structure monitoring scheme(unit: m) |
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现取最近处YK54+708断面监测数据进行分析。
由图 6可以看出，冠梁与桩身的变形总体上都随着时间推移呈现出逐渐稳定和收敛的趋势，表明在施工过程中，围护结构逐渐趋于稳定，并对围岩变形有着较好的加固效果。现将截止监测时间内YK54+708断面冠梁与桩身实测累计值汇入表 2。
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| 图 6 YK54+708断面监测数据 Fig. 6 Monitoring data of YK54+708 section |
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| 位移 | 监测点 | |||
| 冠梁左侧 | 冠梁右侧 | 桩身左侧 | 桩身右侧 | |
| 偏移 | 0.03 | 0.043 | 0.086 | 0.108 |
| 沉降 | 0.071 | 0.055 | 0.098 | 0.071 |
采用软件进行模拟时，同样也还原了施工过程。在基坑开挖完成后，自仰拱底部往上施工主体结构至初期支护完成，模拟过程如图 7所示。
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| 图 7 施工过程模拟 Fig. 7 Construction process simulation |
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现将模拟YK54+708断面冠梁与桩身计算值绘制成位移-时间曲线，如图 8所示。
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| 图 8 YK54+708断面模拟计算数据 Fig. 8 Simulation calculation data of YK54+708 section |
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同时，将YK54+708断面冠梁与桩身计算累计值即汇入表 3。
| 位移 | 监测点 | |||
| 冠梁左侧 | 冠梁右侧 | 桩身左侧 | 桩身右侧 | |
| 偏移 | — | — | 0.023 | 0.025 |
| 沉降 | 0.038 | 0.039 | 0.033 | 0.034 |
对比图 6与图 8、表 2与表 3中数据可以看出，模拟计算值与实际测量值相接近，表明模拟结果是合理的，具有对实际工程的参考性。而冠梁偏移数据的缺失是因为冠梁在实际工程的布置是沿着隧道的掘进方向，在平面模拟中不能表达，但并不影响数值模拟的结果及准确性。
(2) 图 9为拱顶回填后隧道围岩位移。可以看出，原隧道塌方轮廓段内(图 3(b))的围岩变形约为0.117 m，桩身两侧最大围岩变形量为0.309 m，围岩变形量均不大，这表明变更后的施工方案能有效抑制软弱围岩大变形，适用于高寒条件下浅埋段围岩塌方问题。
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| 图 9 围岩位移云图(单位: m) Fig. 9 Nephogram of displacement of surrounding rock(unit: m) |
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(3) 图 10为拱顶回填后初期支护结构位移。可以看出，结构顶部最大沉降量为0.008 9 m，拱腰处收敛为0.003 m，拱脚处收敛为0.003 1 m。相比于只采用SⅥ-2支护时，未出现初支结构大位移的情况，且结构变形也控制在20 cm的预留变形量内，均符合设计规范的要求，表明变更后的支护形式能够保证隧道结构稳定性。
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| 图 10 初期支护结构位移云图(单位: m) Fig. 10 Nephograms of displacement of primary support structure(unit: m) |
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(4) 图 11为初期支护结构的应力云图。可以看出，结构受到的最大拉应力位于拱顶，为1.61 MPa；最大压应力位于拱腰处，为2.75 MPa；而结构整体采用C30混凝土模筑，其标准抗拉强度为2.01 MPa，抗压强度为20.1 MPa，计算值皆小于标准值，表明结构符合要求，未被破坏。同时也证明了在SⅥ-2型支护参数不变的情况下，增设围护结构的施工方法可以有效治理支护变形破坏。
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| 图 11 初期支护结构应力云图(单位: kN/m2) Fig. 11 Nephograms of stress of primary support structure (unit: kN/m2) |
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3 工程处治效果 3.1 变更方案的现场施工
(1) 塌方洞口回填
将隧道内塌方处反压回填，再将地表内塌方口回填夯实。
(2) 洞顶卸载开挖
洞口边仰坡开挖前，在基坑边坡破土线3~5 m处施作环向截水沟。截水沟施工完成后，进行洞顶卸载作业：在YK54+710—YK54+702段，边、仰坡按照1∶1进行刷坡，严格按照从上往下的原则挖至距隧道拱顶0.75~1.25 m标高位置，同时保证开挖后两侧有2 m的作业空间，边开挖边采用20 cm×20 cm、直径8 mm的钢筋网、10 cm厚的C30混凝土进行喷护。
(3) 围护结构施作
洞顶开挖后，形成作业平台，开始施作抗滑桩+冠梁围护结构，围护桩采用旋挖桩工艺，遇到填石施工困难时采用冲孔桩工艺。围护桩采用间隔施工，施工时遇到砂层或淤泥质软弱土层等易塌孔时应加设钢护筒，钢护筒超过软弱土层不小于1.0 m，施工时注意清理孔底，确保桩深满足设计要求。按照钻孔成孔-清孔-钢筋笼施工-浇注混凝土-检查验收-做好基坑周围的排水流程组织施工。
围护桩达到设计强度后，破除围护桩桩头至设计标高，并保留好围护桩的钢筋，使其与冠梁钢筋进行有效连接，然后对回填体进行复压，满足地基承载要求，然后施工冠梁。
(4) 基坑开挖与回填
基坑开挖必须在抗滑桩+冠梁围护结构达到设计强度后方可进行。基坑明挖时，充分利用时空效应的作用，必须分段、分区、分层、对称进行，不得超挖。每层开挖深度不大于2 m，做好基坑内排水，并分层做好锚喷金属网的防护。基坑开挖4 m后施作横向钢支撑，并按照自上而下的顺序开挖至隧道仰拱底部，施作仰拱工字钢，再施作下、上台阶钢架形成闭环，挂钢筋网喷射混凝土。这一阶段完成以后，架设栅格拱架，施工初期支护，待强度达标后，对拱顶进行分层回填，并在洞内施作保温板，防水板、二次衬砌等结构。
3.2 变更效果评价隧道顶部回填后，在2021年4月26日至5月2日对初期支护结构进行了沉降、收敛的周期性监测，监测点布置如图 12所示，监测桩号包括YK54+710，YK54+705，YK54+700这3处，现取离原塌方断面YK54+709的最近监测点YK54+710断面监测数据进行分析。
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| 图 12 监测点布置 Fig. 12 Layout of monitoring points |
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YK54+710断面拱顶沉降监测数据与周边收敛监测数据见表 4、表 5。
| 日期 | 累计变化值 | ||
| 沉降1 | 沉降2 | 沉降3 | |
| 2021-4-26 | 4.4 | 5.6 | 4.0 |
| 2021-4-27 | 4.5 | 5.7 | 4.1 |
| 2021-4-28 | 4.6 | 5.7 | 4.2 |
| 2021-4-29 | 4.6 | 5.8 | 4.2 |
| 2021-4-30 | 4.7 | 5.9 | 4.3 |
| 2021-5-1 | 4.8 | 5.9 | 4.4 |
| 2021-5-2 | 4.8 | 5.9 | 4.5 |
| 日期 | 累计变化值 | |
| 收敛1 | 收敛2 | |
| 2021-04-26 | 3.9 | 3.9 |
| 2021-04-27 | 4.0 | 4.0 |
| 2021-04-28 | 4.1 | 4.1 |
| 2021-04-29 | 4.2 | 4.2 |
| 2021-04-30 | 4.2 | 4.3 |
| 2021-05-1 | 4.3 | 4.3 |
| 2021-05-2 | 4.3 | 4.3 |
可以看出，在监测时间段内，沉降1，2，3的累计最大变化值分别为4.8，5.9，4.5 mm；周期内累计变化值为0.4，0.3，0.5 mm；周期内最大变化速率为0.1，0.1，0.1 mm/d。
收敛1、收敛2累计最大变化值均为4.3 mm；周期内累计变化值均别为0.4 mm；周期内最大变化速率均为0.1 mm/d。
在设计时，为保证初期支护结构基本稳定和后续施工，对结构的位移变化提出了明确要求：(1)拱顶沉降变化需满足U＜U0/3，其中U为实测位移值，U0为设计极限位移值(SⅥ-2型为20 cm)。(2)周边收敛变化需满足收敛值μ＜40 mm。(3)位移变化速率需满足变化速率＜0.2 mm/d。
通过代入实测数据可以发现，变更方案后的隧道结构无论沉降变形或收敛变形都满足正常施工的要求，表明在实际工程中同样能达到较好的治理效果。
3.3 抗滑桩长度与截面形状优化为了研究抗滑桩长度与截面形状对处置效果的影响，结合地质条件、塌方情况、施工能力、时间成本、材料成本、人力成本等情况，对抗滑桩的桩长与截面形状进行优化。
探究抗滑桩桩长优化(即缩短桩长后不影响加固效果)时，选取原冠梁以下10 m左侧桩身作为数据采集点，把桩长设为变量后，模拟基坑开挖的全过程(每层开挖2 m直至隧底，如图 13所示)，并以开挖过程中的测点总位移进行效果评价，具体过程如下：
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| 图 13 开挖全过程模拟 Fig. 13 Whole process simulation of excavation |
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(1) 对现场开挖过程的模拟
(2) 桩长变量的选取
按一般经验来说，抗滑桩在软岩滑床中的锚固长度为设计长度的1/3，即6.67 m，而原设计中桩的锚固长度为8.55 m。因此，便可将多出长度进行划分，设为变量，如图 14所示。
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| 图 14 桩长变量示意图 Fig. 14 Pile length variable diagram |
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(3) 计算结果的对比
将不同桩长的模拟结果进行对比，见表 6。
| 开挖过程 | 总位移 | ||||
| 锚固 6.27 m |
锚固 6.67 m |
锚固 7.30 m |
锚固 7.93 m |
锚固 8.55 m |
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| 开挖1 | 0.096 7 | 0.096 2 | 0.095 7 | 0.095 3 | 0.094 7 |
| 开挖2 | 0.116 6 | 0.116 2 | 0.115 6 | 0.115 1 | 0.114 5 |
| 开挖3 | 0.131 2 | 0.131 2 | 0.131 3 | 0.131 3 | 0.1311 |
| 开挖4 | 0.141 9 | 0.142 2 | 0.142 6 | 0.143 2 | 0.144 0 |
| 开挖5 | 0.148 9 | 0.149 3 | 0.150 3 | 0.151 3 | 0.152 6 |
| 开挖完成 | 0.150 0 | 0.150 1 | 0.151 3 | 0.153 2 | 0.155 7 |
| 平均位移 | 0.130 883 | 0.130 867 | 0.131 133 | 0.131 567 | 0.132 1 |
可以看出，当开挖过程到4，即基坑开挖到8 m及以下时，桩身越长位移越大，加固效果越差。当锚固长度在经验取值范围内时，其平均位移最低，而当超过范围时，平均位移随着桩长的增加而增加，这表明出相较于原设计8.55 m，经验取值长度6.67 m更加合理。
在保证桩间距不变的情况下进行等截面积换算，原设计直径1 m的圆桩可改换成宽约0.785 m、长1 m的矩型桩。同样选取原冠梁以下10 m左侧桩身作为观测点，模拟开挖全过程中桩体总位移，并对圆桩与矩型桩的模拟结果进行对比，开挖总位移数据见表 7。
| 开挖过程 | 总位移 | |
| 矩形截面 | 圆形截面 | |
| 开挖1 | 0.094 7 | 0.094 7 |
| 开挖2 | 0.114 5 | 0.114 5 |
| 开挖3 | 0.131 1 | 0.131 1 |
| 开挖4 | 0.143 9 | 0.144 0 |
| 开挖5 | 0.152 4 | 0.152 6 |
| 开挖完成 | 0.155 0 | 0.155 7 |
可以看出，矩形截面相较于圆形截面加固效果略有提升，但总体上却没有呈现出较大优势，甚至在实际工程中可能对加固效果都没有影响。然而，随着开挖深度的增加，矩形截面的优势越来越明显，表明在深基坑开挖时矩型桩更有优势。因此，在圆桩与矩型桩建设成本相同的情况下，可以优先考虑矩型桩；而在圆桩成本低于甚至略低于矩型桩时，也可优先选择圆桩。而针对本次工程，塌方时滑面不确定且圆桩、矩型桩性能相似，所以选用圆桩是合理的。
4 结论(1) 结合超前地质预报及现场调查，得出隧道塌方产生的主要原因为围岩软弱与施工放热引起冻土消融导致的围岩劣化，提出了隧道采用明挖法施工及抗滑桩+冠梁围护结构的处治方案。
(2) 数值模拟结果表明：①在增设围护结构后，周围土体的变形得到了有效控制，最大变形量仅为0.309 m。②变更施工方法后，YK54+709断面初期支护顶部最大沉降量约为0.008 9 m，拱腰处收敛约为0.003 m，拱脚处收敛为0.003 1 m，均满足设计规范要求。③初期支护结构受到的最大拉应力位于拱顶，为1.61 MPa；最大压应力位于拱腰处，为2.75 MPa。计算值皆小于极限标准值，结构稳定性好，未被破坏, 验证了抗滑桩+冠梁围护结构处治方案的可行性。
(3) 对变更后的初期支护结构位移进行监测，数据显示无论沉降变形还是收敛变形都满足正常施工的要求，表明抗滑桩+冠梁方案在实际工程能解决浅埋冻土隧道的施工塌方冒顶及支护变形较大的问题。
(4) 对工程进行优化探讨后得出，按经验取值(即桩长缩短1.88 m)性价比更高，圆桩比矩型桩效果更好。
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