復雜工況下高地應力軟巖隧道變形特征與影響機制

付大喜，李世鑫，翁效林

(1.河南省交通規劃設計研究院股份有限公司，河南 鄭州 450000；2.長安大學 公路學院，陜西 西安 710064)

隨著我國隧道工程建設的不斷發展，長大深埋公路隧道已經是我國今后隧道及地下工程發展的主要方向.軟巖是指在膠結程度差，受構造切割面及風化影響嚴重或因斷裂、節理裂隙發育而削弱的松、散、軟、弱巖層，其承載能力極低[1].隨著隧道埋深的增加，水平方向上構造地應力分布極不均勻且復雜，極易產生高地應力區，隧道開挖后將擾動初始應力場使圍巖應力重分布，當圍巖應力不斷增大且得不到釋放時，應力將高度集中在拱腳等狹窄位置或支護薄弱處，當超過圍巖抗壓強度時，必然造成圍巖嚴重損傷.對于軟巖斷面之間將互相擠壓、拉裂、蠕動，產生塑性大變形，對于硬巖則產生巖爆現象.為減緩軟巖塑性區的發展，襯砌將承受圍巖形變壓力，使鋼架扭曲、襯砌裂損、錨桿拉斷、掌子面坍塌，變形速度快且持續時間長，嚴重影響隧道施工安全與進度[2-4].對于高地應力軟巖隧道，確保隧道快速安全施工、充分發揮圍巖自穩能力和降低圍巖松弛是當前研究中的關鍵問題.

針對深埋軟巖隧道施工過程中出現的圍巖失穩塌方以及襯砌病害，來弘鵬[5]基于先加載后開洞不同應力場下公路隧道模型試驗，再現不同初始地應力場條件下圍巖應力分布特征及襯砌結構受力特點，試驗表明：不同應力場下洞周應力松弛程度不同，應力場的改變對襯砌切向應力具有較大影響.Zeng等[6]通過數值反演和理論分析確定了羊渠河礦深部軟巖的應力場分布及變形特征，并根據羊渠河礦巷道錨索-鋼架支護系統作用機理提出預應力錨網交互支護的技術方案，并通過現場監測驗證了該支護方案的合理性和可靠性.關寶樹[7]根據軟巖隧道變形的基本規律，針對目前國內研究現狀并從變形控制的基本要求出發, 系統總結了國內外通過超前支護控制先行位移、通過掌子面補強控制擠出位移、通過腳部補強控制腳部下沉以及加強初期支護來控制隧道開挖后變形的基本對策.李冠鵬[8]以普氏理論、比爾鮑曼理論為基礎，對超前小導管支護體系的力學特性進行研究，并數值模擬了不同環向注漿范圍、不同管徑和長度的小導管對拱頂沉降和掌子面擠出位移的控制效果，結果表明：隨著注漿圈范圍及管徑的增大，位移控制效果減緩，應合理布設超前小導管.劉宇鵬[9]基于應變軟化的彈塑性解建立隧道長短錨桿聯合支護力學模型，論證了高地應力軟巖隧道對錨桿加長的必要性，建議對于深埋軟巖隧道應采取長短錨桿聯合支護的策略，與每延米相同用量的短錨桿相比聯合支護能夠有效降低隧道洞壁處位移.王志杰[10]以大梁隧道為例，研究了高地應力條件下不同開挖工法引起的洞周變形和襯砌結構受力特性，研究結果表明：三臺階臨時仰拱法和三臺階七步開挖法都能夠有效控制洞周位移，但七步開挖多次擾動圍巖且支護結構閉環較慢，所以，應根據現場地質條件靈活及時轉換工法.

目前，關于高地應力軟巖隧道大變形控制理論及施工技術研究取得了豐富的成果，但軟巖隧道大變形受地質情況、施工工藝等因素影響較大，且前期研究多從地質強度、施工工法或支護方式的角度來探討單個施工因素的變化對隧道開挖的影響，缺乏對其組合工況下變形機理的綜合分析.因此，本文依托象君山隧道為工程背景，基于Hoek-Brown屈服準則確定巖石力學參數，系統分析了不同巖體強度下采用不同的開挖工法對隧道開挖變形及應力分布的影響規律，并進行支護時機優化探討，提出抑制隧道大變形控制措施，為實際工程隧道快速施工和技術安全穩定控制提供技術參考及理論研究.

1 工程背景

在建象君山隧道是欒盧高速關鍵控制性工程，位于伏牛山山脈北麓，全長5 508 m，屬于分離式隧道，隧道最大埋深為390 m，跨越兩個斷層破裂帶.根據地質勘測報告與實地觀察，圍巖多為風化片巖，以Ⅲ、Ⅳ級圍巖為主，Ⅴ級圍巖主要集中在兩個地質斷層帶附近，隧址區地質條件復雜，巖性較為軟弱，Ⅴ級圍巖巖層主要為灰白色強風化片巖，變晶結構，片構造，主要礦物成分為石英、長石等，局部含少量云母，圍巖破碎，裂隙發育，部分地段受斷層破裂帶等軟弱結構面控制，施工時處理不當有股狀流水或滴水現象，甚至可能產生突泥和塌方.設計施工時，隧道Ⅴ級圍巖土質較差段施工時按CRD法或者環形預留核心土法進行開挖，襯砌按新奧法原理進行設計，嚴格遵守“管超前，嚴注漿，短進尺，少擾動，強支護，快加固，早成環，勤量測”的原則.為確保本工程順利進行，需深入對深埋軟巖隧道開挖圍巖穩定性及其內部應力與變形演變規律展開系統性研究，并為工程預加固和支護措施提供建議.

2 三維隧道動態開挖分析

2.1 Hoek-Brown常數及廣義H-B準則

Hoek-Brown強度準則是霍克等人在參考Griffith經典強度理論的基礎上，通過大量巖石三軸試驗提出的巖體非線性破壞經驗準則，其綜合考慮了巖體結構面和應力狀態等對巖體強度的影響，系統解釋了拉應力區、低應力區和最小主應力對巖石強度的影響機理，對各向異性巖體或深埋破碎巖體均適用，其強度估算的普遍公式為[11]

(1)

式中：σ1，σ3為巖體破壞時的最大主應力和最小主應力；σci為組成巖體完整巖塊的單軸抗壓強度；mb為巖體的Hoek-Brown參數，取值為0.000 000 1～25；s為與巖體質量有關的常數，取值為0～1；α為有關巖體結構的參數.

mb、s和α與巖體結構面情況相關且相互獨立，可由巖體地質強度指標GSI值和擾動程度D求得.對于嚴重擾動巖體D取1，施工無擾動時D取0.其判別公式為

(2)

(3)

(4)

式中：mi為完整巖塊的Hoek-Brown常數；GSI為地質強度指標[12-13].

考慮爆破開挖及應力松弛對巖體影響，巖體變形模量的估算可采用如下的公式.

當σci<100 MPa時

(5)

當σci>100 MPa時

(6)

為了更好地探討巖體地質強度參數對隧道洞身位移的變化影響規律，取GSI分別為30，50，70，90，對應圍巖等級為Ⅴ、Ⅳ、Ⅲ、Ⅱ級，并結合霍克布朗屈服準則及《公路隧道設計規范》采用軟件RocLab估算的巖石力學強度參數如表1所示[14-16].

表1 基于GSI分類系統和H-B準則確定的圍巖力學參數表

2.2 有限元彈塑性模型

為了更好地反應空間效應，采用有限元軟件Midas GTS對不同巖石強度參數下隧道施工變形展布規律展開系統性數值分析研究[17-18].隧道圍巖按均質彈塑性材料考慮，采用Mohr-Coulomb屈服準則，用實體單元模擬.Ⅴ級軟弱破碎圍巖帶開挖前需進行超前支護，超前小導管和超前注漿對圍巖的加固效果通過將洞周圍巖彈性模量提高42%～56%，粘聚力提高35%～51%，內摩擦角提升2.3～3.4°來等效模擬[19]，注漿加固范圍為拱頂及上拱腰環向120°區域.3 mφ22系統錨桿采用植入式桁架并視為線彈性材料.初期支護采用板單元模擬，厚度為30 cm，其強度通過將18號型鋼拱架和鋼筋網的彈性模量等效到噴射混凝土的襯砌彈性模量中計算.支護力學參數如表2所示.

表2 支護力學參數

象君山深埋隧道ZK55+845～ZK55+915段平均埋深200 m，為簡化計算，取上部隧道埋深50 m建模，其他埋深通過在上部邊界施加均布荷載q=γh=5 MPa等效土體自重，水平構造地應力通過側壓力系數K來實現，K取1.2.考慮到模型開挖邊界效應，模型隧道底面距土體底部邊界為4倍洞徑，左右邊界至隧道中心線約為3.5倍洞徑，縱向方向取50 m的開挖長度，建立模型尺寸為100 m×50 m×100 m.邊界約束條件為：模型前后、左右和底部邊界施加垂直于圍巖面的法向約束的位移邊界，頂面為自由邊界.

圖1 分離式隧道內輪廓圖

為了深入考慮開不同挖工法對巖體變形機制的影響，對三臺階法、CRD法、環形預留核心土法及三臺階臨時仰拱法進行有限元模擬開挖(開挖循環進尺為1 m)，并對巖體力學性質與變形狀態進行動態分析.

各開挖工法模型洞室網格細部劃分如圖2所示.

圖2 各開挖工法模型洞室網格細部劃分示意圖

2.2.1 圍巖變形分析

圖3為不同巖石強度參數下采用四種開挖工法對隧道開挖結束后中間斷面洞周沉降和收斂變形的影響.根據結果所示，對于圍巖破碎、節理發育的軟弱巖體，采用CRD法或三臺階臨時仰拱法開挖時隧道拱腳收斂位移約為三臺階或環形預留核心土開挖時拱腳位移的2%～3%，墻腰水平收斂位移約為后者的9%～14%，拱頂沉降也隨開挖工法的改變有緩慢下降的趨勢.當GSI為50時，巖石強度相對良好，此時采用CRD法及三臺階臨時仰拱法對變形的控制效果雖然不如較差圍巖時表現突出，但均明顯優于三臺階與環形預留核心土開挖.當GSI為50和GSI為70時，對于穩定巖體，無論采用何種開挖工法都能很好地控制變形，且洞周變形已經趨于穩定.因此當圍巖強度較差時，優先采用CRD法或環形預留核心土法進行開挖，對大變形有良好控制效果，當圍巖具有一定強度時，由于不同開挖工法對圍巖變形控制效果區別不大，且圍巖有不錯的自承能力，因此，可以采用三臺階法或全斷面法開挖，成環較快，工期較短，節約造價.

圖3 不同巖體強度下各工法洞周位移變化

可以明顯看出，對于穩定性差的軟巖(GSI=30)，采用三臺階或預留核心土法開挖時，由于沒有臨時支撐抵抗圍巖向臨空面擠壓變形的壓力，且圍巖自身承載力不足，開挖斷面支護后，在圍壓作用下，支護結構腳部將產生向下的位移，圍巖松弛區域擴大且洞周產生大變形，變形以拱腳處最為突出.因此必須加強軟弱圍巖開挖時對拱腳的補強，提高基底承載力，腳部圍巖補強以減少接地應力(加肋鋼支撐)為目的或提高拱腳承載力(打入腳部錨桿或水平錨管等)為目的，而對于穩定性好、強度高的圍巖拱腳變形量相對拱頂沉降量較小[7].而三臺階臨時仰拱法以及CRD法通過分割隧道面并設置臨時支撐使隧道暫時形成早期閉合構造，有效地減少了拱腰與拱腳變形，但是在斷面成環及拆除臨時支撐時這兩種方法將產生較大變形量，施工過程中因根據圍巖變形情況進行小心作業.

2.2.2 圍巖主應力狀態分析

分析不同地質強度指標GSI下的圍巖主應力變化趨勢，如圖4所示，當巖體地質強度較差(GSI=30)時，采用三臺階法開挖將產生較大的壓應力，不利于圍巖穩定，洞周也將產生較大變形量，結合圖3，其拱腳收斂達到101.3 cm，墻腰收斂達到61.44 cm；隨著圍巖強度的提高，采用三臺階法開挖對圍巖應力的控制效果趨于穩定，此時沉降與收斂變形量也顯著減少.采用三臺階臨時仰拱法、CRD法及環形預留核心土法開挖后，圍巖最大主應力和最小主應力值隨巖體強度的增加變化不大，相對于強度較高圍巖此時對Ⅴ級軟巖也有明顯的應力控制效果.因此采用三臺階法開挖方式對地質強度要求較高，對于深埋Ⅴ級軟巖隧道，不宜采用三臺階法施工，此時無論是圍巖應力或者洞周變形均不能得到有效的控制，若應力過大超過圍巖抗壓強度，巖體將產生塑性松弛區域且喪失穩定.

圖4 各工法圍巖主應力隨巖體強度變化趨勢

考慮實際工程Ⅴ級破碎軟巖圍巖施工變形大，技術要求高，因此，對GSI=30時軟弱圍巖模擬結果作主要分析.根據圣維南原理，提取模型中間斷面圍巖最大主應力和最小主應力值，根據表3，結果表明采用CRD法開挖對圍巖最大主應力的控制效果相對于三臺階法和環形預留核心土法提升了39.9%和3.7%，最小主應力的控制效果提升了49.7%和29.3%.采用三臺階臨時仰拱法開挖對最大主應力的控制效果相對于三臺階法和環形預留核心土法提升了39.8%和3.6%，最小主應力的控制效果約提升了57.8%和40.5%.

表3 中間斷面圍巖主應力狀態

根據各監測點主應力提取結果，由圖5可知，無論采取哪種工法開挖，相對于其他監測點，拱腳都是壓應力值較大處，尤其是三臺階法施工在拱腳處最容易發生圍巖流變現象，拱腰也由于臺階開挖產生狹窄三角區導致應力分布較大，其拱頂及拱腰應力值則相對較小.環形預留核心土法、CRD法和三臺階臨時仰拱法對各監測點應力整體控制效果顯著優于三臺階法；由于中隔墻和臨時仰拱的存在，CRD法拱頂的應力值較大而對拱腰應力值控制效果最好，三臺階臨時仰拱法在拱腰位置處應力值較大，但其對拱腳應力的控制效果在四種開挖工法中最優.因此，在施工過程中，采取不同的開挖工法時，應加強對其相應位置應力集中處進行補強增強其承載能力，可以通過打入鎖腳錨桿或在拱腳和臨時支撐處圍巖內補強注漿進行加固.

圖5 圍巖各監測點主應力提取結果

2.2.3 圍巖塑性區分布分析

分析不同工法對Ⅴ級軟巖狀態下塑性區范圍的控制效果，由圍巖塑性區結果圖6可知，三臺階法產生的塑性范圍最大，主要集中在兩拱腰、拱底與拱腳，在拱腳與拱底產生嚴重破壞區，在這個位置處需加強支護.CRD法和三臺階臨時仰拱法能夠有效減小塑性區范圍，且在拱腳處，CRD法開挖有對拱腳變形控制效果最為良好，三臺階臨時仰拱法也有減弱此區域內圍巖塑性延展的趨勢.開挖結束后，三臺階、三臺階臨時仰拱和預留核心土開挖法的塑性區厚度和向巖體深部擴展趨勢有向注漿加固區域緩慢減小的趨勢，拱頂區域內塑性變形最小，說明超前注漿加固能夠有效地控制巖體產生塑性流變；而CRD法開挖由于中隔壁的存在，明顯抑制住了拱腳和拱頂鋼支撐處的塑性區發展，拱頂的塑性區厚度相對于拱腰有所增大，但整體來說洞周變形遠小于其他工法開挖.

圖6 Ⅴ級圍巖塑性區分布圖

3 軟巖隧道支護時機優化

3.1 軟巖隧道支護原理

軟巖隧道支護理論允許其塑性圈的產生，何滿潮認為軟弱圍巖即將出現松動破壞區時即為最佳支護時機，假設隧道開挖后使圍巖向臨空區運動各種力 的合力為PT，軟巖隧道支護原理可表示為[20]

PT=PD+PR+PS

(7)

由上式可以看出使圍巖變形的合力PT是由三部分力分擔.第一部分PD在隧道開挖后將通過巖石形變釋放一部分彈塑性能，第二部分PR由圍巖自身承載，承載能力取決于圍巖強度及支護時機，但第三部分PS由工程支護承擔，現行支護理論研究應找到PD與PR合力最大點，由PD與PR隨時間變化曲線知，TS時機進行支護即為圍巖自承力與變形能轉換的工程力合力的峰值.由于工程中難以確定最佳支護時機，因此，可在最佳支護時間段[TS1～TS2]內進行支護.

圖7 最佳支護時機Ts及最佳支護時段[TS1～TS2]示意圖

3.2 基于LDF的開挖時間效應分析

設置八個工況，通過改變每個循環進尺荷載釋放系數LDF來研究Ⅴ級軟巖隧道(側壓力系數取1.2)開挖時合理的支護時機(表4).荷載釋放系數通過定義相鄰施工階段圍巖開挖已釋放荷載占總開挖荷載的百分比來模擬實際過程隧道開挖的時間效應和應力釋放過程，適當調整荷載釋放系數可以把當前開挖產生的應力適當分配給下一步激活的模擬單元(如支護、襯砌等).

表4 隧道開挖后圍巖荷載釋放系數LDF設置

如圖8所示，隨著開挖階段荷載釋放比例的增大，即支護時間的延遲，洞周圍巖變形值總體呈增大趨勢，當開挖階段荷載釋放10%時，拱頂沉降及拱腰收斂變形都為最小值，此時進行支護也能夠充分釋放圍巖形變能，即為最佳支護時機.當開挖階段釋放20%～30%時，拱頂沉降緩慢增加，而拱腰收斂及拱腳收斂變形平穩，與立即支護的圍巖變形量基本相同，但與立即支護相比，此時，段內進行支護可以減少隧道后期變形時施加在支護結構上的荷載，對圍巖穩定變形亦能產生良好控制效果.當開挖后釋放荷載比例大于30%時，拱腰與拱腳收斂位移速度加快，說明支護不及時，大大降低了初期支護的控制效果.因此，對于軟巖隧道實際工程施工中，合理支護時機應在開挖后荷載釋放10%～30%時間段內，堅持“抗放結合”的原則，避免支護太早，不能充分發揮圍巖自承能力，同時也不能支護太晚，造成圍巖坍塌.對于應力值較高的深埋隧道，施工過程T時刻的荷載釋放比例應根據圍巖松動壓力理論公式[21]及現場T時刻的監測應力值共同確定[22].

圖8 洞周位移隨開挖后荷載釋放比例變化趨勢圖

4 不同水平應力下圍巖位移特征

對不同水平構造地應力下軟巖隧道的拱頂沉降及水平收斂變形展開研究.開挖工法采用CRD法.水平構造地應力的改變通過改變側壓力系數來實現，側壓力系數分別取0.5、0.8、1.2、1.5、2.由圖9(a)所示，當K為0.5時，在第42個施工步到第44個施工步拱腰水平位移有從向內收斂迅速向外擴張的趨勢，是因為此時目標斷面開挖完全斷面成環后，需要拆除中隔壁和臨時仰拱，圍巖荷載釋放增大，由于水平地應力僅為垂直地應力的一半，在失去了臨時支撐對變形抑制和應力承載作用時，隧道圍巖水平應力不足以抵抗垂直地應力作用下隧道向下沉降變形的趨勢，洞身側壁將在水平方向發生回彈變形，圍巖主要以下沉變形為主，施工時在斷面變形穩定后應分批拆除臨時支撐，防止圍巖變形速度過快.當K為0.8、1.2、1.5、2時，拱腰在水平應力作用下向內收斂，在斷面開挖完畢后收斂速度最快，且收斂位移量隨著側壓力系數的增加不斷增大.

圖9 洞周局部位移隨側壓力變化趨勢圖

洞周拱頂沉降隨側壓力系數的增加整體呈增大趨勢，但這種趨勢僅發生在洞周拱頂局部范圍內，由圖10可知，拱頂垂直方向上遠離洞室圍巖區域的豎向沉降隨水平地應力的增大不斷減少，而拱肩兩側以上圍巖區域豎向沉降隨水平地應力增大而不斷增大，這是由于水平向應力不斷擠壓圍巖土體，在隧道開挖面頂端產生土拱效應.隧道開挖后由于應力釋放，在土拱底部發生擠壓變形，隨著側壓力系數的增加，擠壓變形也越來越大，拱頂范圍內圍巖局部發生松弛，此位置處豎向沉降量也隨之增大；而在拱頂遠離開挖面位置處，由于受開挖擾動較小，且豎向變形是水平應力和垂直應力共同作用的結果，水平應力向內擠壓不斷抵抗巖體向下豎向變形的趨勢，其沉降量將隨水平地應力的增加不斷減小，而圍巖兩側豎向沉降量則隨水平地應力的增加不斷增大，當水平地應力為垂直地應力的兩倍時，在拱頂以上區域圍巖擠壓隆起.

圖10 巖體沉降量隨側壓力系數變化趨勢

5 結論

(1)針對不同的地質強度指標下的圍巖，提出四種開挖工法，對其洞周沉降變形及圍巖應力、塑性區變化展開規律性研究.研究結果表明：當圍巖地質強度較弱時，采用三臺階臨時仰拱法和CRD法能夠有效地控制圍巖開挖時洞周變形，拱腳收斂位移約為其他工法開挖時拱腳位移的2%～3%，墻腰水平收斂位移約為后者的9%～14%，拱頂沉降也有下降的趨勢；

(2)無論采用哪種工法，拱腳位置都是壓應力值較大處，三臺階法施工在拱腳處最容易發生圍巖流變現象；CRD法對拱腰應力控制效果最好，而在拱頂臨時支撐處產生應力集中；三臺階臨時仰拱法在拱腰位置處應力值較大，但其對拱腳應力的控制效果最優；

(3)隨著開挖階段荷載釋放比例的增大，洞周圍巖變形整體呈增大趨勢，開挖后釋放20%～30%時，拱頂沉降緩慢增加，拱腰、拱腳收斂變形平穩，工程中合理支護時間段應在開挖后荷載釋放10%～30%內；

(4)當K為0.8、1.2、1.5、2時，拱腰在水平應力作用下向內收斂，且收斂位移量隨著側壓力系數的增加不斷增大；當K為0.5時，拱腰水平位移由從向內收斂迅速向外擴張.隧道拱頂局部范圍內由于水平應力的擠壓，拱頂沉降隨側壓力系數共同增大，而拱頂上方遠離隧洞的圍巖豎向沉降隨水平地應力的增大不斷減少；

(5)針對高地應力軟巖隧道變形規律的研究采用數值模擬的方法且圍巖參數、地質強度指標與實際情況有所偏差，為更準確地探究不同條件下的巖體變形機制，應進一步根據現場監測數據進行系統分析，并與理論研究相結合，為深埋軟巖隧道施工提供技術參考.