在高地應(yīng)力作用下近水平巖層隧道掌子面穩(wěn)定性分析及控制*

葉來賓，李夢可，蒲 松，張 睿，廖 杭，張 乾，方 勇

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2.四川川交路橋有限責(zé)任公司，四川 德陽 618300)

0 引言

隨著我國隧道工程的快速發(fā)展，出現(xiàn)越來越多的大埋深隧道。在深埋高地應(yīng)力條件下，隧道容易出現(xiàn)掌子面塌方、初支破壞等問題，而在水平層狀圍巖中掌子面的失穩(wěn)機理更為復(fù)雜，掌子面的失穩(wěn)對施工效率和安全造成了巨大影響。因此，研究隧道掌子面失穩(wěn)機理及相應(yīng)的優(yōu)化措施十分必要。

層狀圍巖的破壞特征及機理與一般圍巖不同。眾多學(xué)者[1-5]以層狀巖層隧道為背景，針對水平巖層隧道的初期支護參數(shù)進行分析，根據(jù)室內(nèi)試驗和現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果發(fā)現(xiàn)了層狀圍巖發(fā)生較大變形的幾種情況，分析層狀圍巖變形機理優(yōu)化支護方案和施工措施；張志強等[6]利用正交試驗的方法分析了影響節(jié)理巖體隧道穩(wěn)定性的因素，提出錨桿和接觸面的相互作用；楊修[7]通過分析隧道開挖-支護體系作用機理，歸納出工程中有效的抑制圍巖變形和失穩(wěn)坍塌的合理支護設(shè)計參數(shù)；孫冰等[8]針對爆炸應(yīng)力波在巖體中傳播問題，建立相似模型試驗開展爆炸應(yīng)力波在層狀節(jié)理巖體中衰減的試驗研究，得到爆炸應(yīng)力波在各個節(jié)理方向的傳播衰減規(guī)律。

數(shù)值模擬中，離散元軟件具有可以計算巖體延續(xù)變形問題的獨到優(yōu)勢，因此在掌子面失穩(wěn)計算問題中多有需要用到離散元軟件的地方。眾多學(xué)者[9-12]采用UDEC離散元軟件研究了層狀圍巖支護穩(wěn)定性，提出了多種整體優(yōu)化支護方案；李梓涵[13]通過模型試驗和UDEC數(shù)值模擬研究層狀裂隙圍巖的穩(wěn)定性，得到層狀裂隙圍巖的應(yīng)力傳播規(guī)律和失穩(wěn)判別方法；盧澤霖[14]利用數(shù)值模擬軟件建立不同層間黏結(jié)強度隧道頂板的力學(xué)模型，在水平層狀巖狀破壞機理的基礎(chǔ)上定量地給出了層間黏結(jié)強度的標準；周應(yīng)麟等[15]利用有限元程序?qū)Σ煌瑑A角巖層圍巖分析支護結(jié)構(gòu)受力特點，總結(jié)出不同產(chǎn)狀圍巖的受力特征及相應(yīng)二襯的最不利受力處；賈蓬等[16]、林崇德[17]、邵珠山等[18]利用離散元分析軟件，分析得到多種因素影響下的層狀巷道圍巖的變形破壞特征及破壞規(guī)律。

學(xué)者們對層狀圍巖隧道支護優(yōu)化研究諸多，但是對在高地應(yīng)力下的層狀圍巖隧道的情況研究較少。高地應(yīng)力隧道易產(chǎn)生巖爆，爆破振動對層狀圍巖變形影響較大。本文以大峽谷隧道為工程背景，針對現(xiàn)場高地應(yīng)力層狀圍巖掌子面失穩(wěn)及支護結(jié)構(gòu)破壞等問題，采用離散元分析軟件深入揭示掌子面失穩(wěn)演化規(guī)律，探究掌子面的失穩(wěn)機理，并對易發(fā)生塌方段落提出整體優(yōu)化控制措施，現(xiàn)場支護效果顯著。

1 工程背景

峨眉至漢源高速公路大峽谷隧道全長12.146 km。隧道主要穿越白云巖、板巖等，巖層近水平狀，面臨著高地應(yīng)力施工的風(fēng)險。隧道地質(zhì)縱剖面圖如圖1所示。

圖1 隧道地質(zhì)縱剖面Fig.1 Geological longitudinal section of tunnel

2 高地應(yīng)力水平層狀圍巖失穩(wěn)特征

2.1 地應(yīng)力評價

根據(jù)大峽谷隧道實際施工情況，采用空心包體應(yīng)力解除法進行地應(yīng)力測試，地應(yīng)力測試鉆孔位置選定隧道右線右邊墻處，遠離掘進掌子面，避免隧道開挖(爆破)和出渣的不利影響，選擇測點位置為K77+5右?guī)停貞?yīng)力水平評價為極高應(yīng)力。

在高地應(yīng)力隧道開挖時，應(yīng)加強綜合采用超前地質(zhì)預(yù)報、注漿加固和超前支護等措施，降低隧道開挖風(fēng)險。

2.2 掌子面塌方形態(tài)

隧道K77+262～K77+270段，圍巖為微風(fēng)化粉砂巖、石英砂巖，圍巖級別為Ⅳ級。在出渣過程中，掌子面左側(cè)發(fā)生大面積坍塌，造成左側(cè)超前支護全部破壞，由左側(cè)起拱線至拱頂形成一處塌腔，塌腔長約8.0 m，寬約3.5 m，高約4.5 m。具體塌方形態(tài)如圖2所示。

圖2 順層滑移型塌方Fig.2 Bedding sliding collapse

隧道K77+937～K77+950段，圍巖為微風(fēng)化白云巖，圍巖級別為Ⅲ級。在噴射混凝土后，初期支護混凝土與鋼拱架剝離，拱頂?shù)魤K嚴重，20 min后，掌子面拱頂發(fā)生大面積坍塌，形成長約13 m，寬約10 m，高約4.5 m的塌腔。具體塌方形態(tài)如圖3所示。

圖3 高應(yīng)力擠壓離層塌方Fig.3 High stress extrusion separation collapse

在近水平巖層段，由于層間結(jié)合性差，施工期間的擾動易造成拱頂圍巖局部塌落現(xiàn)象，如圖4所示。此類現(xiàn)象在近水平巖層段發(fā)生次數(shù)較多，且塌落過程持續(xù)時間較長，若不及時采取措施加固圍巖，可能演化為大型塌方。

圖4 塊狀局部塌落Fig.4 Massive local collapse

2.3 支護結(jié)構(gòu)破壞

如圖5所示，在施作超前錨桿和下一循環(huán)進尺結(jié)束后，出現(xiàn)超前支護末端垮落或承受圍巖壓力過大而彎折的現(xiàn)象，掌子面拱頂部位圍巖出現(xiàn)順層脫落，導(dǎo)致超前支護效果的失效，不能有效控制拱頂圍巖位移和抑制松動圈向圍巖深部的發(fā)展。

圖5 超前支護的失效Fig.5 Failure of advance support

如圖6所示，較高的水平構(gòu)造應(yīng)力對初期支護結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯的水平擠壓作用，導(dǎo)致拱頂出現(xiàn)大范圍縱向開裂和順層偏壓現(xiàn)象。

圖6 拱頂初支開裂掉塊和鋼架彎折現(xiàn)象Fig.6 Cracking,block falling and bending of steel frame in initial support of vault

3 掌子面塌方失穩(wěn)的演化過程

3.1 模型建立

結(jié)合現(xiàn)場設(shè)計資料，利用離散元軟件3DEC研究掌子面圍巖失穩(wěn)的破壞機理，選取段落圍巖主要呈近水平中-薄層結(jié)構(gòu)，Ⅳ級圍巖。

模型尺寸為長50 m，寬12 m，高44 m，隧道橫截面跨度10.8 m，高度7.15 m，塊體單元采用摩爾庫倫模型，簡化的層理面和優(yōu)勢結(jié)構(gòu)面采用摩爾庫倫滑移模型。模型的四周采用位移邊界約束，如圖7所示。

圖7 隧道掌子面及模型建立Fig.7 Tunnel face and model establishment

3.2 計算參數(shù)的選取

數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線在斜率、峰值和變化趨勢上都比較近似。數(shù)值模擬和室內(nèi)試驗數(shù)據(jù)對如圖8所示。

圖8 室內(nèi)試驗與數(shù)值模擬應(yīng)力應(yīng)變曲線對比Fig.8 Comparison of stress-strain curves between laboratory test and numerical simulation

因此，數(shù)值模擬中的計算參數(shù)根據(jù)室內(nèi)試驗得到的結(jié)果，具體如表1所示。

表1 塊體單元力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of block element

3.3 掌子面失穩(wěn)過程

根據(jù)現(xiàn)場施工情況，模擬采用全斷面開挖，1次進尺3 m，由圖7的計算模型和表1的計算參數(shù)可知，對隧道開挖后圍巖發(fā)生漸進失穩(wěn)破壞的過程分別從圍巖位移、塑性區(qū)、剪切滑移區(qū)和掌子面巖體變形情況進行分析。

1)基于圍巖位移分析

如圖9(a)～圖9(b)所示，掌子面開挖后隧道圍巖的位移逐漸向深部發(fā)展，拱頂和底部最先出現(xiàn)層間分離和塊體的松動。隧道開挖后拱頂上方最先出現(xiàn)層間分離，并伴隨著少量的掉塊，如圖9(a)所示，層間離縫由于水平層狀巖體縱向各向異性導(dǎo)致。淺層巖梁最先出現(xiàn)裂隙和塊體掉落產(chǎn)生受拉破壞，形成塌腔。拱部圍巖已基本形成穩(wěn)定的塌落拱，塌腔高度為3～4 m，寬度為4～5 m。

2)基于圍巖塑性區(qū)分析

如圖10(a)～圖10(b)所示，隨著開挖步數(shù)的增加，圍巖塑性區(qū)逐漸向深部發(fā)展，隧道底部塑性區(qū)擴展最快。隧道底部中間部位主要表現(xiàn)為拉伸破壞，破壞深度約為2.5 m；邊墻腳處主要為剪切破壞，并斜向下發(fā)展，深度約2 m；拱肩位置主要為剪切破壞，且基本呈45°不斷向圍巖深部擴展，深度約2.5 m；拱頂?shù)乃苄詤^(qū)發(fā)展為高4 m左右，寬度5 m左右的近似三角形破壞區(qū)，該破壞區(qū)的范圍近似為掌子面開挖拱頂失穩(wěn)塌方形成的塌腔范圍。

圖10 掌子面開挖后圍巖塑性區(qū)范圍Fig.10 Range of surrounding rock plastic zone after tunnel face excavation

3)基于剪切滑移區(qū)分析

隨著計算步數(shù)的增加，拱頂?shù)膶娱g錯動離縫迅速向深部發(fā)展，從最先的水平層間錯動逐漸出現(xiàn)層間斜向裂紋擴展滑移如圖11(a)～圖11(c)所示，在計算1 500步后層間水平剪切位移發(fā)展減緩，斜向剪切裂紋擴展加劇。掌子面拱頂上方水平層理最先出現(xiàn)錯動離層，剪切滑移區(qū)裂隙貫通發(fā)展為高4 m左右，寬度5 m左右范圍的塌腔。

圖11 掌子面圍巖剪切滑移區(qū)Fig.11 Shear slip zone of surrounding rock in tunnel face

4)掌子面巖體變形情況

如圖12(a)～圖12(b)所示，隧道剛開挖完后，圍巖拱頂和拱底的塊體變形速率較大，掌子面拱頂塊體呈斜向下45°變形發(fā)展，掌子面中部和底部塊體呈平行于隧道軸向變形發(fā)展，掌子面拱頂處的塊體變形速率較大，剪切滑移區(qū)最終影響深度在掌子面前方3～4 m范圍內(nèi)。

圖12 掌子面巖體剪切滑移區(qū)和塊體變形速率矢量圖Fig.12 Vector diagram of shear slip zone and block deformation rate of rock mass in tunnel face

3.4 失穩(wěn)形態(tài)分析

1)圍巖的失穩(wěn)破壞

掌子面開挖后圍巖最終的總體位移云圖如圖13(a)～圖13(b)所示。拱頂水平巖層出現(xiàn)了明顯的分層垮落破壞，層間錯動掉塊明顯。拱頂圍巖的變形受層間結(jié)構(gòu)面的影響，表現(xiàn)為不連續(xù)性，洞頂圍巖變形超過5 cm的區(qū)域為高3～4 m，寬6～7 m，其破壞形態(tài)與現(xiàn)場掌子面開挖后圍巖失穩(wěn)坍塌形態(tài)相似，破壞機理基本為拱頂水平巖層的層間錯動引起的巖梁的破斷和優(yōu)勢結(jié)構(gòu)面的貫通，最終導(dǎo)致掌子面拱頂圍巖的失穩(wěn)垮塌。

圖13 掌子面開挖后圍巖失穩(wěn)位移云圖Fig.13 Nephogram of surrounding rock instability displacement after tunnel face excavation

2)支護結(jié)構(gòu)的失效

如圖14(a)～圖14(b)所示，超前支護在水平巖層發(fā)生錯動的位置產(chǎn)生剪切破壞，無法保持拱頂圍巖的完整性和抑制層間裂隙的發(fā)展垮落。拱頂發(fā)生破壞位置的超前支護軸向位移最大，達到4.49 cm，圖中拱頂最大變形已達到18 cm，這時初支結(jié)構(gòu)早已發(fā)生破壞，失去對圍巖約束。

圖14 初支及超前支護的失效Fig.14 Failure of initial support and advance support

4 掌子面優(yōu)化控制措施

根據(jù)現(xiàn)場掌子面實際的塌方實例、工程地質(zhì)情況以及支護結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)，可以得到坍塌段巖層近水平狀，受到高地應(yīng)力影響，自穩(wěn)性較差，開挖擾動后，巖層易逐層剝落。

大峽谷掌子面塌方總體施工處治措施：1)對于臨近塌腔前6 m處施工臨時護拱，護拱采用I18@80cm鋼架；2)臨時支護完成后，分次清除塌腔體，每次清除塌腔體控制在2.0 m；3)坍塌體清理后立即對塌腔表面噴射15 cm厚度的C25混凝土進行封閉；4)拆除損壞的鋼架并進行開挖輪廓擴挖，確保足夠的預(yù)留變形量，利用直徑100 mm的PE管將塌腔內(nèi)水引排至邊墻，后期引排至中央排水溝；5)塌腔段采用雙層鋼拱架支護結(jié)構(gòu)，并加強超前支護；6)采用泵送C20混凝土及壓砂對塌腔進行回填，C20混凝土厚度為3 m，壓砂充填厚度1 m，泵送管預(yù)埋不同長度，分多次完成混凝土泵送；7)施工過程中全程監(jiān)測初期支護狀態(tài)，一旦發(fā)生圍巖收斂、拱頂下沉突變立即停止施工。如圖15所示。

圖15 典型塌方斷面處治措施Fig.15 Treatment measures for typical collapse section

如圖16～17所示，采用整體優(yōu)化控制措施后，通過現(xiàn)場監(jiān)測，得到K77+951斷面AC測線收斂位移最大，穩(wěn)定值為2.5 cm，AB和BC測線收斂值分別為1.3，1.4 cm；K77+976斷面AC測線收斂位移最大，穩(wěn)定值為4.3 cm，AB和BC測線收斂值分別為1.4，3.3 cm，現(xiàn)場洞周圍巖最大收斂量不超過5 cm，支護結(jié)構(gòu)受力良好，圍巖穩(wěn)定，整體優(yōu)化控制措施效果十分顯著。

圖16 K77+951洞周收斂位移Fig.16 Convergence displacement around K77+951 tunnel

圖17 K77+976洞周收斂位移Fig.17 Convergence displacement around K77+976 tunnel

5 結(jié)論

1)高地應(yīng)力水平巖層隧道掌子面失穩(wěn)時導(dǎo)致超前支護末端垮落或承受圍巖壓力過大彎折而失效，拱頂受到高地應(yīng)力擠壓作用出現(xiàn)連續(xù)縱向開裂，初支在順層偏壓作用下表現(xiàn)出明顯非對稱性破壞。

2)水平巖層層間結(jié)合性差，隧道持續(xù)開挖導(dǎo)致層理底部最先拉伸破壞，伴隨著層理內(nèi)部裂隙擴展并向深部延伸，最終拱頂出現(xiàn)明顯的分層垮落，形成高4 m左右，寬5 m左右的近似三角形破壞區(qū)。

3)隧道剛開挖完后，圍巖拱頂和拱底的塊體變形速率較大，掌子面拱頂塊體呈斜向下45°變形發(fā)展，掌子面中部和底部塊體呈平行于隧道軸向變形發(fā)展，剪切滑移區(qū)最終影響深度在掌子面前方3～4 m范圍內(nèi)。原支護方案變形過大無法滿足安全要求。

4)現(xiàn)場掌子面塌方及支護結(jié)構(gòu)破壞是由高地應(yīng)力、節(jié)理面、支護強度不足等多種因素導(dǎo)致的，首先，應(yīng)加強超前地質(zhì)預(yù)報；然后，施加較強的超前支護措施控制變形；其次采用臺階法開挖；最后，開挖完畢后掌子面噴砼封閉，并施加強度較大的初期支護，控制圍壓變形和塑性區(qū)擴展。優(yōu)化后支護效果明顯。