構造破碎帶隧道掌子面穩定性及加固效果分析

鄭明新，伍明文，胡國平，郭杰森，黃 鋼，楊繼凱

(1.華東交通大學 土木建筑學院，江西 南昌 330013；2.江西省巖土工程基礎設施安全與控制重點實驗室，江西 南昌 330013)

構造破碎帶圍巖一般是質軟、結構松散且破碎的圍巖，其工程特征主要表現為巖體結構面發育、巖石強度低、對工程擾動反應敏感與變形持續時間長。在構造破碎帶地層中進行隧道開挖及支護一旦控制不當，掌子面易發生失穩，易產生支護開裂、侵限現象，甚至引發掌子面局部或大范圍坍塌[1]，所以急需提出合適的加固支護方案以保證施工順利進行。

為尋求有效的隧道掌子面加固方案，相關學者進行了大量的研究并取得了一系列成果。馬國民等[2]對軟弱圍巖變形特征提出了鎖腳錨管+護拱+仰拱底部鋼管樁組合的掌子面后方位移控制支護加固方案，極大提升了隧道掌子面的穩定性。李喆[3]提出管棚預支護對隧道掌子面穩定性的分析，得出管棚預加固能有效提升掌子面穩定性。孫連勇等[4]對地鐵隧道穿越富水砂層中存在的涌砂等不穩定性問題所采取的深孔注漿加固措施，對隧道變形控制作用極佳。余德強等[5]探討淺埋隧道下穿高壓鐵塔時對隧道進行注漿的施工方法，該方法大大降低了施工土體的下沉、塌陷等工程風險。余永強等[6]對隧道施作超前小導管注漿進行預加固，得出其對控制隧道圍巖變形有較好的效果。

以往對隧道掌子面研究分析主要集中在軟弱圍巖下隧道掌子面的穩定性、支護加固分析等方面[7-11]，其研究內容范圍較大，不能準確地分析在不同特性的軟弱巖層下隧道掌子面的穩定性變化、圍巖變形情況以及支護加固后隧道掌子面在開挖過程的穩定性變化。盡管有許多學者和工程師對于這類問題相繼進行探究，但對地處構造破碎帶地層中的隧道掌子面穩定性研究較少。地處破碎帶的隧道掌子面主要由于巖體破碎、風化程度強、節理裂隙發育、富含地下水以及支護不當而導致掌子面局部或大范圍坍塌，故本文針對地處構造破碎帶的隧道掌子面的穩定性及加固效果進行分析，通過掌子面擠出變形、拱頂沉降變形、掌子面塑性應變以及現場監測數據來分析構造破碎帶隧道掌子面的穩定性及加固效果。

1 工程概況及隧道掌子面變形分析

1.1 工程概況

一隧道工程位于福建漳州，為上下行分離式雙向六車道，隧道左線起訖里程為ZK0+860—ZK3+237，長 2 377 m；右線起訖里程為YK0+890—YK3+235，長 2 345 m。最大埋深為165 m，隧道主洞凈高為10.27 m，凈寬為15.27 m。該區域地下水較豐富，對隧道影響較大。以隧道出口右洞YK2+660—YK2+628段作為研究對象。

當隧道開挖至構造破碎帶時，建設方根據實際地質條件，對設計和施工參數進行了相應的調整，對初期支護予以加強。采用28 cm 厚C25噴射混凝土，型鋼為20b 工字鋼拱架，縱向間距70 cm；沿隧道周邊環向布置D25中空注漿錨桿，長4.0 m，縱、環向間距100 cm×100 cm(環)；φ42×3.5 mm，長4 m，外插角10°～15°，縱向間距2 m的超前小導管。

為了確保施工進度，YK2+660—YK2+628段采用上下臺階法進行開挖。盡管加強了構造破碎帶YK2+654—YK2+634段的支護和襯砌結構參數，但施工中仍出現掌子面失穩坍塌現象。

YK2+660—YK2+628段土體結構松散，基巖主要以燕山早期入侵花崗巖為主，局部為火山巖。該段地層巖性自上而下為全風化花崗巖、碎塊狀強風化花崗巖、中風化花崗巖及中部貫穿的構造破碎帶(如圖1所示)。YK2+660—YK2+628段洞內有明顯多股水流從洞頂流出，同時掌子面土體也發生大面積的坍塌，坍塌段地處構造破碎帶。坍塌段處巖芯呈碎塊狀強風化與粉狀全風化巖性為主。

圖1 隧道結構示意(單位：m)

1.2 掌子面變形破壞特征

當隧道掌子面初進構造破碎帶時，掌子面整體巖性發生劇烈變化，從柱狀中風化漸變為碎塊狀強風化，掌子面局部有少量水滲出，同時出現巖體掉塊現象。施工單位繼續采用上下臺階法對構造破碎帶進行幾個循環開挖后，掌子面巖土體以及掌子面拱頂上方急劇下沉，最終發生了掌子面坍塌，里程為出口右洞YK2+645，范圍為整個隧道掌子面。

導致隧道發生坍塌的原因在于地處富水構造破碎帶地區，巖性破碎，所以掌子面容易失穩。此外，施工單位采用上下臺階法爆破開挖施工擾動大，支護不到位也是導致掌子面發生坍塌的原因。

2 數值計算分析

鑒于該段巖性差，建設方擬采用先開挖上臺階通過破碎帶待其沉降穩定后再開挖下臺階，所以采用MIDAS/GTS軟件模擬YK2+660—YK2+628段上臺階開挖通過破碎帶。隧道上臺階中風化花崗巖(12 m)采用每3 m 一個開挖支護循環，共分4個開挖模擬步；構造破碎帶(20 m)采用每2 m一個開挖支護循環，共分10個開挖模擬步；整個模擬開挖步共14個。

2.1 計算模型與參數的確定

隧道、圍巖采用 Mohr-Coulomb屈服準則，圍巖及注漿體采用實體單元模擬，初期支護采用板單元模擬，錨桿與超前小導管采用植入式桁架模擬。模型計算范圍橫向為x取32 m；y向取50 m;z向前側取50.1 m，后側取56.5 m。整個模型底部為全部約束，頂部為自由邊界，其余各面均施加法向約束。圍巖與支護結構參數見表1。

表1 隧道圍巖及支護結構參數

模擬在原始加固方式下進行隧道開挖，隧道掌子面位移見圖2?？芍?，當開挖進破碎帶時掌子面位移迅速增加，接近破碎帶中部時掌子面中下部位移不收斂，仿真結果與現場相吻合。結合數值仿真與現場實際發現掌子面上臺階下側x方向位移不收斂是導致掌子面失穩的關鍵，所以后期掌子面支護加固區域主要集中在上臺階下側。

圖2 原始支護工況下隧道掌子面擠出位移

2.2 計算方案的選取

每個開挖循環加固措施分3種：①原始支護加固方式。②上臺階下半部分掌子面施作注漿加固，水泥漿(C20)水灰比為1∶1，注漿壓力為1～2 MPa。掌子面縱向注漿加固厚度為2 m或4 m。③上臺階下半部分掌子面表面施作C25混凝土噴射加固，加固厚度為0.05 m或0.10 m。

通過交叉對比,設計8種支護加固工況,見表2。每種工況均是在原始加固方式下再次對上臺階掌子面下側支護的過程。

表2 隧道加固工況

注：噴射混凝土0.05 m指對上臺階下側掌子面進行噴射混凝土加固，噴射混凝土厚為0.05 m；注漿2 m指對上臺階下側掌子面土體縱向進行注漿加固，加固厚度為2 m。其余等同。

2.3 計算結果分析

1)掌子面擠出變形

隧道開挖方向參見圖1，開挖超過起始開挖斷面時為正。不同支護工況下每一個開挖步中掌子面最大的擠出位移見圖3。

圖3 掌子面最大擠出位移

由圖3可知，支護工況1—工況8掌子面擠出最大位移逐漸減小，掌子面上臺階下側噴射混凝土相比掌子面施作注漿支護加固效果更不佳，不利于后期開挖過程中隧道掌子面的穩定性，可見注漿能明顯提升掌子面整體的穩定性。不同支護工況下掌子面最大擠出位移，工況2比工況1降低了31.72%，工況3比工況2減少了48.4 mm，工況6比工況3降低了48.32%；說明通過增加噴射混凝土或注漿土層厚度能提升支護效果，同時噴射混凝土加固效果明顯低于注漿支護。工況7比工況6降低了4.92%，工況8比工況6降低了5.02%。通過以上數據對比分析可知，工況8是掌子面擠出位移最小的支護加固方法，其掌子面擠出位移與工況6、工況7相近，但仍從加固效果、經濟、施工效益上考慮工況6加固方案最佳。對比不同支護工況與開挖階段下掌子面最大擠出位移均為掌子面距起始開挖斷面20 m(里程YK2+640)的位置。

圖4 YK2+640斷面測點7上不同位置處掌子面的擠出位移

YK2+640斷面測點7上不同位置處掌子面的擠出位移見圖4?？芍?，工況1—工況8掌子面擠出位移相繼減小，掌子面注漿支護效果優于噴射混凝土加固。工況3比工況2掌子面最大擠出位移減小64.78%，其值為47.1 mm，極大提升掌子面的穩定性；同理注漿加固厚度的大小也影響支護效果，工況6比工況3位移值減少22.65%，為5.8 mm，可見4 m注漿加固效果相比2 m加固效果更好；工況1，2掌子面最大擠出位置距拱底為3 m左右，與現場實際情況一致，然而工況3—工況8可知，掌子面位移最大擠出位置由3 m變為5 m 并且擠出位移比工況1,2更小，變形更穩定。

綜上所述，鑒于工況6—工況8位移值相差不大，支護效果相近，考慮到施工方案可行性及加固成本，工況6最適合本次加固。

2)隧道拱頂沉降

構造破碎帶拱頂沉降能很好反映隧道及其掌子面穩定性變化情況,YK2+640斷面的拱頂(測點1)沉降變化曲線見圖5。

圖5 YK2+640斷面測點1沉降變化曲線

由圖5可知：①在隧道開挖未到達該位置時，YK2+640斷面拱頂就己經開始發生沉降。支護工況1沉降最大達7.1 mm，工況8沉降最小為1.0 mm。隨著開挖的進行，不同支護工況下的拱頂沉降持續增加同時沉降速率也不斷增大。②當開挖至YK2+640斷面時，在不同支護工況下最大沉降為26.67 mm，最小為4.62 mm；當開挖掌子面靠近研究斷面時，工況1,2增速最大，工況6，7，8增速最小，其余工況次之，可見對上臺階下側掌子面進行注漿加固效果優于噴射混凝土，能有效提升掌子面整體的穩定性。當開挖至YK2+640斷面時，工況3拱頂下沉9.89 mm,工況6下沉5.36 mm比工況3降低43.37%，可見掌子面注漿厚度4 m更優于2 m 的加固效果。③當開挖斷面超過YK2+640斷面時，在所有支護工況下的拱頂測點1沉降速率均逐漸變小，當開挖面通過構造破碎帶時沉降趨于穩定。

3)掌子面塑性應變

通過掌子面塑性應變的大小、分布及貫通情況可判別在不同支護工況及不同開挖階段下掌子面的穩定性變化情況。

掌子面最大塑性應變變化曲線見圖6?？芍孩佼?開挖斷面距起始面距離為6 m(構造破碎帶與中風化花崗巖交界處)時掌子面塑性應變值發生突變，在同種工況下最大，可見剛進破碎帶應提前做好支護加固工作。②在開挖破碎帶土體時，掌子面最大塑性應變值遞增，當到達YK2+640斷面時最大，隨后在靠近中風化巖體時遞減逐漸趨于0，符合施工現場實際狀況。③對掌子面注漿加固比對掌子面噴射混凝土更有利于掌子面的穩定。在注漿加固支護工況下，YK2+640斷面掌子面塑性應變值工況6比工況3降低11.9%，可見，對掌子面上臺階下側注漿加固厚度為4 m 加固效果優于厚度為2 m；工況7比工況6減少8.29%，工況8比工況6降低8.84%，可知3種工況下值相差不明顯，綜合考慮工況6支護效果最佳。

圖6 掌子面最大塑性應變變化曲線

3 隧道洞內監測數據分析

3.1 掌子面擠出變形分析

隧道開挖至YK2+645時掌子面發生坍塌，在坍塌土體運出后隨即對該位置掌子面中軸線等距布設7個測點，參見圖1。采用高精度全站儀進行測量，初測日期為2月7日。鑒于掌子面坍塌，停止了開挖，對掌子面施作了簡單的噴射混凝土加固，2月10日掌子面采用工況6方式進行注漿支護。

掌子面擠出變形監測曲線見圖7?？芍?，測點1—測點7擠出變形分別為-1.99，-43.20，-80.40，-120.70，-132.00，-84.80，-9.19 mm，測點5擠出變形最大。8—10日，由于未對掌子面進行加固，所以測點2至測點6掌子面擠出位移出現大幅度下降，變化速率增大，其中測點5擠出變形最大達105.6 mm，平均增速為35.2 mm/d；10日對掌子面加固后，每個測點沉降速率明顯降低，10—13日測點4擠出變形增幅最大，為18.4 mm，增速為4.6 mm/d，可見工況6極大地提高了掌子面整體的穩定性，同時該支護工況可為今后同類工程提供很好的借鑒。

圖7 掌子面擠出變形監測曲線

3.2 拱頂沉降監測分析

為了更好地驗證支護后隧道掌子面變形情況，選取YK2+660,YK2+650,YK2+645斷面的3個拱頂測點進行監測。在2月7日以前，YK2+650與YK2+656斷面上臺階的初期支護已施作完成。不同監測斷面的拱頂沉降曲線見圖8，其中2月7日的累計沉降視為0，以后每天的變形依次累加。

圖8 不同監測斷面的拱頂沉降曲線

由圖8可知，測點越靠近掌子面，在相同時間段內，拱頂沉降越大，拱頂沉降曲線的斜率越大，沉降速率越大；10日以前掌子面未施作支護加固措施，7—10日YK2+645斷面拱頂下沉16.5 mm比YK2+650斷面增加44.73%，同時比YK2+656斷面上升117.10%。10日對掌子面采用工況6支護后，YK2+645斷面10—13日拱頂下沉7.5 mm比7—10日減少54.54%(9.0 mm)，提升了掌子面整體的穩定性，為后期順利開挖構造破碎帶提供了借鑒。

4 結論

1)該工程在開挖上臺階施工時，盡管采取了超前小導管注漿加固等預防坍塌措施，但地處構造破碎帶，掌子面地層軟弱、破碎，擠出位移過大及富含地下水，導致掌子面圍巖土體屈服，是誘發本工程掌子面失穩的主要原因。

2)構造破碎帶上臺階施工開挖時，中下部掌子面為最容易失穩部位；隨著開挖距離的不斷增大，掌子面擠出位移、拱頂沉降及掌子面塑性應變值逐漸增大，同時掌子面未加固時，掌子面上臺階中下部擠出位移最大，掌子面隨即進入短期不穩定狀態。為防止掌子面再次失穩導致坍塌事故，須對掌子面上臺階中下部進行加固；通過對掌子面在原始加固的基礎上再對上臺階下側縱向厚4 m的土體進行注漿加固后，可提升破碎帶掌子面的整體穩定性，降低了掌子面的擠出位移、拱頂沉降及掌子面的塑性應變。

3)綜合考慮不同支護措施對構造破碎帶掌子面整體穩定性的影響、支護加固效果、施工作業需要及工程經濟效益，本工程宜采用在原始支護基礎上，對上臺階掌子面下部進行縱向注漿加固，加固厚度為4 m。該支護工況簡單經濟，合理可行，同時對構造破碎帶隧道開挖支護可提供一定的參考。