缓倾砂岩夹泥岩隧道岩爆段初期支护变形特征及控制技术研究——以蒙华铁路段家坪隧道为例

张帅军， 李治国， 吕瑞虎,*， 王 华， 杨世武， 申志军

(1. 中铁隧道勘察设计研究院有限公司， 广东 广州 511455; 2. 蒙西华中铁路股份有限公司， 北京 100073)

0 引言

黄土高原残塬区，面窄、短，较为平整，残塬周边向塬侵蚀强烈，冲沟发育。地貌特点为“石山戴土帽”，沟壁基岩裸露；表覆第四系全新统冲积砂质新黄土、砂层及碎石类土，上更新统风积砂质新黄土、冲洪积砂质老黄土、黏质老黄土以及砂类土和碎石类土；下伏三叠系砂岩、泥岩等。三叠系砂泥岩多为缓倾近水平岩层，发育2～3组节理。

近年来在上述地质条件下修建了诸多铁路、公路隧道，但其修建过程中出现的变形破坏现象却未被彻底认知。特定的区域地质构造和地层岩性、岩体结构造就了洞周围岩独特的变形、破坏机制，进而造成蒙华铁路段家坪800余m隧道(DK454+230～DK453+400)拱部及仰拱初期支护破坏严重，环向初期支护承载力明显削弱，虽累计变形量较小，但已严重影响施工质量和进度，极大地威胁了施工及后期运营安全。文献[1-2]阐述了高地应力条件下软弱围岩隧道初期支护的受力特性与可让性支护原理，未讨论初期支护破坏问题；文献[3-6]论述了水平砂岩地质条件下围岩变形机制与稳定性，分析了支护体系力学特性及变形破坏的原因，但未具体归纳和总结结构的变形特点，也未提出针对性的变形控制措施，鉴于实际围岩岩性、岩体结构、区域地质构造等边界条件的多样性，其结论具有一定的局限性；文献[7-8]主要讨论与高地应力有关的地质问题及岩爆的判据、准则等，未涉及岩爆条件下初期支护变形破坏特征及其控制技术方面的内容。关于近水平硬质砂岩偶夹软质泥岩、竖向节理发育的地质条件下岩爆的发生机制，初期支护变形特征及相应控制技术方面的研究亦鲜见诸其他文献。

段家坪隧道围岩为缓倾砂岩，垂直洞轴线方向的最大初始应力为12.69～14.46 MPa、岩石单轴饱和抗压强度为57.7～87.6 MPa，强度应力比为4～7，处于高初始地应力状态且竖向节理发育，具备岩爆发生的必要条件，现场表现多以弱岩爆为主。针对上述特定地质条件下隧道初期支护变形破坏特征及成因，通过室内试验、超前地质预报、地应力测试等方法进行系统研究，提出针对性的变形控制技术方案，并对其实施效果进行验证、评价，研究成果可为类似工程提供参考和借鉴。

1 工程概况

段家坪隧道位于陕西省宜川县境内，全长10 722.98 m(进口里程DK446+664.2，出口里程DK457+387)，施工平面布置如图1所示。隧道最大埋深约450 m(DK452+980)，走向为121°27′12″。段家坪隧道2#斜井长1 228 m，埋深约200 m；与线路平面(大里程)57°角交于DK454+200(变更调整后交点里程为DK454+230)，内轮廓断面尺寸为6.5 m×6.8 m。2#斜井承担正洞任务： 小里程方向承担正洞长度为1 578 m，大里程方向承担正洞长度为892 m。

图1 段家坪隧道施工平面布置Fig. 1 Construction plan of Duanjiaping Tunnel

段家坪隧道洞身围岩以三叠系上统厚层砂岩、粉砂岩夹薄层泥岩为主，岩层产状272°∠2°，砂岩、粉砂岩节理裂隙较发育—很发育。优势节理裂隙主要有2组，产状分别为190°∠90°和78°∠89°，经地表调查测量，节理间距为25～50 cm，一般为密闭节理，地表局部地段节理呈张开状，岩体较破碎，泥岩为软弱夹层，呈薄层状，竖向节理裂隙很发育。砂岩、粉砂岩呈灰白色，弱风化，中厚层—厚层层状构造，层厚10～100 cm，节理裂隙较发育—发育，岩体较完整，呈大块状结构。泥岩呈灰黑色，弱风化，薄层状构造，层厚小于10 cm，岩体破碎，呈碎石状镶嵌结构，在拱部、边墙局部及底板底部偶夹少量薄层泥岩。隧道典型断面地质素描见图2。

综合钻孔水位测量及物探测井结果，地下水位埋深为9.6～153.6 m，主要接受大气降水的补给，水量受降雨和构造密集程度影响。岩爆段地下水主要为第四系孔隙潜水和基岩裂隙水，水量较少，开挖揭露主要为点状水滴出，未成线。

图2 隧道典型断面地质素描图Fig. 2 Geology sketch of typical tunnel cross-section

2 隧道附近高地应力分析

2.1 高地应力来源分析

段家坪隧道隧址区由北向南区域构造依次为如意背斜、吉县断裂、铜川—韩城隆起、韩城断裂带、汾渭地堑，见图3。经调查和隧道开挖分析，隧址区位于如意背斜北翼。段家坪隧道高地应力初期支护破坏段落可能位于与隧道小角度相交的某小型向斜影响范围内，见图4和图5，据此推断受韩城活动断裂挤压及压扭性力作用产生的水平构造应力是该隧道高地应力的主要来源[9]。

(a) 平面图

(b) 纵断面图

图4小型向斜构造与斜井及正洞平面方位关系

Fig. 4 Plane relationship among small synclinal structure, inclined shaft and main tunnel

图5 斜井掌子面围岩小型向斜构造

Fig. 5 Small synclinal structure of surrounding rock on face of inclined shaft

2.2 地应力测试

段家坪隧道水平构造应力导致初期支护变形破坏段落里程为DK454+230～DK453+400，长830 m，埋深为150～350 m。为探究构造地应力大小与初期支护变形破坏特征之间的深层关系，为后续研究提供基础数据，分别在段家坪隧道2#斜井小里程方向DK453+830、2#斜井大里程方向DK454+330、1#斜井大里程方向DK452+650处各施作1个竖向地应力测试钻孔，共计3个测孔，采用水压致裂法进行地应力测量。DK453+830处地应力测试揭露的岩芯见图6。通过计算得到每个测孔在钻孔深度范围内的5段地应力测值及2段地应力方向[10]，3个测孔的数据见表1。其中，垂直洞轴线方向的最大初始应力为12.69～14.46 MPa，岩石单轴饱和抗压强度为57.7～87.6 MPa；受韩城活动断裂挤压及压扭性力作用产生的小型向斜是最大水平主应力明显大于垂直主应力的主因。

图6 DK453+830处地应力测试岩芯照片Fig. 6 Test core samples at DK453+830

2.3 隧址区初始地应力状态判定

洞周围岩属于坚硬岩—较硬岩，根据表1数据计算的强度应力比均在4～7；另外，地应力测试钻孔揭露岩芯时有饼化现象，根据GB/T 50218—2014《工程岩体分级标准》[11]判断段家坪隧道钻孔附近洞周围岩处于高初始地应力状态。

现场测量隧道走向约为121°，地应力测量得到最大水平主应力SH方向约为N79°E，最大水平主应力方向与隧道轴线夹角约为42°，夹角较大，易发生岩爆[7]。段家坪隧道与区域构造平面位置关系见图7。

表1 段家坪隧道工程岩体强度应力比评估表

注：SH为最大水平主应力；Sh为最小水平主应力；SV为垂直主应力；σmax为垂直洞轴线方向的最大初始应力[8]；Rc为岩石单轴饱和抗压强度，由室内试验测试得出。

图7 段家坪隧道与区域构造平面位置关系示意图

Fig. 7 Sketch of relationship between Duanjiaping Tunnel and regional structures

3 初期支护变形破坏特征及成因分析

3.1 初期支护变形特征

初期支护变形以拱部及仰拱竖向位移为主，净空收敛变形较小。

3.1.1 拱顶下沉

1)初期支护距掌子面10～20 m时，拱顶下沉日变形量相比日常较大，为1～2 cm。2)同一测点突变持续时间较短，一般仅1 d。突变后沉降速率一般不大于5 mm/d，之后逐渐趋稳直至稳定。3)拱顶下沉突变与初期支护封闭成环不存在必然联系。4)初期支护开裂段拱顶下沉最大累计值受工法影响较大。二台阶法最大累计值基本在5 cm以内，三台阶法最大累计值约为7 cm，全断面法最大累计值为8～9 cm。5)支护参数调整段拱顶下沉最大累计值未超过10 cm，其他试验段拱顶下沉累计值均未超过6 cm。具体见图8。

3.1.2 净空变化

净空变化无突变发生，日变形量均在5 mm以内。最大累计值未超过35 mm，据此推断边墙稳定，未对初期支护整体稳定性产生不良影响。

图8 高地应力段落隧道掘进方向拱顶下沉累计值空间分布Fig. 8 Spatial distribution of accumulative values of crown subsidence along tunneling direction at high geostress section

3.2 初期支护变形破坏形态及成因分析

初期支护变形破坏主要发生在拱部、仰拱部位，边墙净空收敛变化较小，个别地段边墙时有环向未贯通裂缝出现，且面朝掌子面右侧的边墙裂缝数量及宽度明显多于左侧边墙。

3.2.1 拱部及仰拱初期支护混凝土脱壳、开裂成因

在最大水平构造应力垂直于隧道洞轴分量的作用下，拱部及仰拱水平砂岩层间发生剥离，岩层内产生裂纹，紧贴初期支护的岩层会最先折断，同时竖向节理面张开并纵向错动，水平构造应力释放的能量随即作用在处于剪压受力状态的初期支护混凝土上，加速了混凝土的破坏；拱部及仰拱初期支护混凝土同时承受最大水平构造应力平行于隧道洞轴的分量和垂直于隧道洞轴的分量，易发生沿张开的竖向节理走向的剪压破坏，破坏部位主要位于隧道中线附近1.5 m范围内，见图9和图10；拱部及仰拱初期支护混凝土破坏后，初期支护承载力严重削弱，将进一步加速围岩的破坏。因此，拱部及仰拱初期支护混凝土的脱壳、开裂与初期支护背后围岩的层间剥离、断裂，节理面张开及纵向错动紧密相关，周边围岩在初期支护破坏前已开始初步碎裂，当初期支护受力后，两者的破坏将互为不利条件致使对方破坏加剧，并最终在构造应力基本释放完成后趋于稳定。

(a) 掌子面竖向节理分布示意图

(b) 拱部混凝土开裂掉块纵向形态

(a) 拱部混凝土开裂掉块环向形态

(b) 仰拱初期支护混凝土破坏形态

另外，现场发现仰拱初期支护的变形与破坏一般比对应的拱部初期支护破坏严重，原因有2点： 1)仰拱初期支护背后的填充在重力作用下一般较拱部初期支护密实，地应力直接作用于仰拱初期支护； 2)下台阶与仰拱一起开挖施作，仰拱初期支护施作完成后随即进行虚碴回填，不易觉察仰拱初期支护破坏，现场也未采取任何处理措施。

3.2.2 仰拱填充表面裂缝成因

仰拱填充后持续释放的应力在其表面沿大体平行于最大水平主应力方向形成剪切裂缝[12]，见图11。

3.2.3 拱部及仰拱初期支护格栅钢架主筋失稳机制

拱部及仰拱初期支护格栅钢架主筋失稳表现为朝向洞内临空面突起，并侧向扭曲，见图12和图13。究其原因： 1)初期支护混凝土脱壳、开裂后严重削弱对格栅钢架主筋的裹握力，使其在环向受压和纵向拉动共同作用下发生偏心受压屈曲； 2)洞周竖向节理发育，在最大水平构造应力平行于隧道洞轴分量作用下节理面持续扩展延伸并错动，格栅钢架主筋受剪切作用发生侧移破坏。

3.2.4 边墙净空收敛变化较小，初期支护混凝土环向裂缝成因

如前所述，最大水平构造应力平行于隧道洞轴分量和垂直于隧道洞轴分量共同引起拱部及仰拱初期支护的变形破坏，其中最大水平构造应力垂直于隧道洞轴的分量也是净空收敛变化的主因，由于作用在两侧边墙的垂直于隧道洞轴的分量基本相当，因此，左右边墙绝对位移相差不大，净空收敛变化较小。

图11高地应力段仰拱填充表面典型裂缝平面图

Fig. 11 Typical fracture plan of filling surface of inverted arch in high geostress section

图12 仰拱初期支护环向格栅钢架主筋侧向扭曲

Fig. 12 Lateral deformation of main reinforcement of grid steel frame of inverted arch primary support

右边墙初期支护混凝土裂缝相对于左侧较多，且较宽，成因如下： 在区域水平构造应力作用下[13]，左边墙裂缝主要由左边墙附近松动圈内围岩竖向节理面闭合及微错动双重趋势引起，右边墙裂缝主要由右边墙附近松动圈内围岩竖向节理面张开及错动双重趋势引起，见图13。

4 支护结构变形破坏控制技术

段家坪隧道高地应力段(DK454+230～+160)原设计施工参数见表2，从应用效果来看，初期支护开裂掉块的现象较严重。

(a) 断面图

(b) 平视图

格栅钢架范围格栅型号格栅间距/m喷混凝土厚度/cm径向锚杆(管)部位间距(环×纵)/(m×m)型号长度/m衬砌厚度/cm拱墙仰拱配筋超前小导管备注全环H1301.220(全环)拱部180°1.0×1.2ϕ22螺纹钢54045有有超前小导管4榀/环

隧道支护结构变形破坏控制技术方案主要有2种[14]： 1)主动增强支护技术方案，主要采取增强支护参数，提高初期支护的强度和刚度，调整开挖工法等措施； 2)被动适度应力释放技术方案，主要包括初期支护背后增设缓冲层和初期支护加装阻尼器，即允许围岩适量变形，释放地应力，减小支护抗力，同时又能约束围岩松弛和过度变形，控制初期支护变形，保持结构稳定。

上述2种支护方案均在本工程中得以应用，初期支护监测断面内测点布设见图14，监测结果见表3。

4.1 支护参数调整

DK454+160～DK453+605段支护参数根据地质情况及围岩量测结果进行多次调整(见表4)后，大部分情况为短期稳定，之后支护结构距离掌子面10～20 m时即出现开裂，与原设计段落相比该段变形大，开裂严重，开裂部位距掌子面距离相同(见表3)，未能有效控制初期支护开裂，说明不宜单纯采用调整支护参数措施来控制以水平构造应力为主因的初期支护变形破坏。

图14 缓冲层试验段测点布设示意图

Fig. 14 Sketch of monitoring points layout in buffer layer test section

表3 初期支护变形、开裂情况统计Table 3 Statistics of deformation and cracking of primary support

注： 1)表中变形与应力监测数据均为各支护措施段的最大值，其他数据为大概率事件数据。2)拱顶仅在缓冲层段出现上升，应与以水平应力为主的高初始地应力作用下初期支护的整体抬升有关。

表4 段家坪隧道支护参数调整Table 4 Supporting parameter adjustment of Duanjiaping Tunnel

4.2 初期支护背后增设缓冲层

DK453+595～+560段初期支护背后拱墙增设缓冲层，见图15和图16。

图15 拱部初期支护背后缓冲层敷设效果Fig. 15 Effect of buffer layer laying behind primary support of arch

图16 边墙初期支护背后缓冲层敷设效果

Fig. 16 Effect of buffer layer laying behind primary support of sidewall

本段采用台阶法施工，其中上台阶长度为8 m，高度为6.5 m；下台阶与仰拱同时开挖，同时施作初期支护，施工参数如下。

1)支护参数。拱墙采用H180格栅钢架，间距0.75 m/榀，喷射C25混凝土，厚度为25 cm；仰拱采用H230格栅钢架，间距0.75 m/榀，喷射C25混凝土，厚度为30 cm； 拱部120°增设φ42超前小导管，壁厚3.5 mm，长4 m，环向间距40 cm，按3榀/环打设；全环采用φ6×φ8(纵×环)双层钢筋网片，间距25 cm×25 cm。

2)缓冲层采用土工布+高密度海绵，厚度为5～10 cm。缓冲层段在水平构造地应力作用下，为围岩变形破坏提供了空间，为初期支护混凝土强度提高争取了时间，初期支护承受经前期释放后剩余的高地应力时强度、刚度较大，因此其钢筋应力及混凝土应力明显大于其他试验段(见表3)，但都在设计值30%以内，初期支护未开裂。建议： 若围岩属于硬岩、极硬岩，且具备岩爆发生条件，现场宜采用缓冲层来保护初期支护免遭破坏。

4.3 采用锚杆+加筋底板

DK453+524～+452段采用锚杆+加筋底板施工[15-16]，见图17。

本段采用台阶法施工，其中上台阶长度为8 m，高度为6.5 m；下台阶与仰拱同时开挖，同时施作初期支护，施工参数如下。

(a) 锚杆施作现场

(b) 锚杆施作完成

1)拱墙采用H180格栅钢架(DK453+524～+488段)和H230格栅钢架(DK453+488～+452段)，间距0.75 m/榀，喷射混凝土厚度为25 cm；仰拱采用H230格栅钢架，间距0.75 m/榀，喷射混凝土厚度为30 cm；全环采用φ6×φ8(纵×环)双层钢筋网片，间距25 cm×25 cm；在隧道底部设置C25喷射混凝土加筋底板，厚度为100 cm。

2)加筋底板配筋。主筋φ25@250，分布筋φ16@250，箍筋φ8@250×250；在拱部120°范围及仰拱加筋底板部位打设φ25涨壳式中空锚杆，长6 m，间距0.8 m×0.8 m(环×纵)；拱脚以上2.5 m范围打设中空锚杆3根，长3 m，间距1.0 m×1.0 m(环×纵)。

锚杆+加筋底板组合支护型式使水平构造应力作用对象由单一的初期支护扩展为锚杆、加筋底板、格栅钢架和围岩等组成的组合结构，围岩压力及初期支护内力实际已成为组合结构的内力，其数值介于缓冲层与阻尼器试验段之间(见表3)，初期支护得到一定的保护。锚杆+加筋底板组合支护能充分发挥围岩的自承能力与加筋底板的反压效应，能在较短的时间内使水平构造应力调整到位；但也存在不足，即受机械设备和施工场地所限，锚杆只能在立拱喷浆完成后施作，耗时较长，且间距较密时会对围岩造成扰动破坏，在锚杆发挥作用前围岩压力主要由强度不高的混凝土承担。因此，锚杆+加筋底板段也是在拱部发生普遍开裂，该支护型式受外界因素影响较大，可在条件具备的情况下采用。

4.4 初期支护加装阻尼器

DK453+560～+524段与DK453+452～+385段采用加装阻尼器施工技术[17]。其中，DK453+560～+524段采用钢筋型阻尼器，见图18(a)；DK453+452～+385段采用钢板型阻尼器，见图18(b)。

(a)钢筋型阻尼器

(b)钢板型阻尼器

本段采用台阶法施工，其中上台阶长度为8 m，高度为6.5 m；下台阶与仰拱同时开挖，同时施作初期支护，施工参数如下。

1)拱墙采用H180格栅钢架，间距0.75 m/榀，喷射混凝土厚度为25 cm；仰拱采用H230格栅钢架，间距0.75 m/榀，喷射混凝土厚度为30 cm；全环采用φ6×φ8(纵×环)双层钢筋网片，间距25 cm×25 cm；隧道拱顶和仰拱初期支护钢架中心设置纵向阻尼器。

钢板型阻尼器选取参数为： 竖板厚度为8 mm，高度为30 cm，间距为10～15 cm，可提供8.0～12.0 MPa限阻峰值、1.0～1.5 MPa恒阻值和20 cm恒阻变形量。

钢筋型阻尼器采用主筋和辅助筋焊接成钢筋网片，代替钢板型阻尼器中的竖向限阻钢板，主筋采用φ22 mm的 HRB400螺纹钢筋，主筋辅助筋采用φ10 mm的 HPB235光圆钢筋，高度为25 cm，间距为10～15 cm，可提供8.0～12.0 MPa限阻峰值。钢筋型阻尼器其他构造同钢板型阻尼器。

2)拱墙衬砌厚度为45 cm，仰拱衬砌厚度为50 cm，矢跨比调整为1∶6，根据监测数据分析确定衬砌配筋参数。

阻尼器试验段的开裂部位均位于拱部，主要集中于阻尼器附近，阻尼器内的钢板扭曲严重，见图19。实践证明，钢板型阻尼器控制变形效果优于钢筋型阻尼器。阻尼器使环向初期支护未完全封闭，在拱顶形成塑性铰，水平构造应力在拱顶塑性铰部位沿环向与纵向集中释放，有效保护除拱顶塑性铰外的其余初期支护，因此，初期支护变形较大，仅次于调整支护参数段；此外，内力较大，仅次于缓冲层(见表3)，但开裂控制效果较好，在本工程高地应力段应用效果较好。

(a)钢筋型阻尼器

(b)钢板型阻尼器

综上所述，各试验段的累计变形值都在变形允许值以内；各试验段拱架钢筋应力都在设计值30%以内，初期支护混凝土则出现局部应力集中，个别部位混凝土应力超过了设计值和极限值，混凝土局部破坏，综合判断结构整体基本安全。竖向节理发育的水平砂岩夹泥岩地层的构造应力空间影响范围基本相同，调整支护参数、增设缓冲层、采用锚杆+加筋底板和加装阻尼器试验段均在距离掌子面100 m左右趋于稳定，基于不同支护型式的作用机制不同，水平构造应力释放的剧烈程度有所差异。

5 结论与讨论

5.1 结论

1)段家坪隧道处于高初始地应力状态，最大水平主应力与隧道轴线夹角偏大，且大于垂直主应力。

2)拱部及仰拱初期支护混凝土发生剪压破坏；拱部及仰拱格栅钢架主筋在环向受压和纵向拉动共同作用下发生偏心受压屈曲。

3)在水平构造应力作用下，左边墙裂缝由左边墙附近松动圈内围岩竖向节理面挤压与微错动双重趋势引起；右边墙裂缝由右边墙附近松动圈内围岩竖向节理面张开与错动双重趋势引起。

4)对于以水平构造应力为主的竖向节理发育的硬质围岩隧道，二台阶法对围岩扰动适度，使构造应力释放相对柔缓，宜优先选用。

5.2 讨论

1)若围岩属于硬岩、极硬岩，现场宜采用缓冲层作为地应力释放空间，可明显减少对初期支护结构的破坏，但应预留注浆孔，在变形稳定后及时注浆填充。

2)锚杆+加筋底板的组合支护型式，减小了围岩压力及初期支护内力，但工序复杂，耗时长，也会对围岩造成扰动破坏，在锚杆发挥作用前围岩压力仍由未达设计强度的混凝土承担。

3)阻尼器可有效控制初期支护开裂。钢板型阻尼器控制变形效果优于钢筋型阻尼器。深入开展阻尼器在初始高地应力下较硬、较软岩隧道中的应用研究具有重要的现实意义。