考虑拱部效应的软弱围岩隧道掌子面稳定性控制研究

张维明

(中铁十六局集团第一工程有限公司 北京 101300)

1 引言

随着我国公路及铁路交通工程迅猛发展，在大断面隧道建设过程中常遇软弱围岩条件，围岩变形较大，掌子面剥落破坏现象时有发生，给隧道工作面的开挖带来安全隐患[1－3]。因此，深入研究大断面隧道掌子面空间变形特性，提出软弱围岩及掌子面超前支护的有效控制方法，对丰富隧道工程理论及推动大断面山岭隧道建设具有重要意义。

国内外众多专家学者对隧道破碎软弱围岩大变形问题展开了探讨，在软岩隧道变形机理研究方面，孙钧等[4]阐述了软弱围岩挤压型大变形非线性流变问题的研究方法；聂利超[5]分析了不同开挖方法下围岩变形特性；Laurits[6]研究软黏土在应力－渗流－温度耦合作用下的应变软化特性，构建了多场耦合下的应变软化模型；Sterpi等[7]以收敛约束法为基础，提出“结构软化”及“材料软化”模型分析方法；Callari[8]对隧道应变软化现象展开研究。在不良地质隧道稳定性控制研究方面，于天赐[9]以成兰铁路为工程背景，分析了隧道围岩大变形破坏原因；关宝树[10]对大量工程案例进行了研究，总结了预控位移、加强初支、防控沉降的围岩控制方法；董新平等[11－12]对软弱围岩超前加固方法中的超前管棚法进行研究。综上所述，局部取样分析岩石性质不能完全体现隧道围岩变形特性，还需考虑隧道宏观结构；围岩控制研究多以二维断面为主，需进一步开展掌子面预收敛变形研究工作。

本文以天庒高速清泉隧道为工程背景，基于新意法及非完全拱理论分析大断面隧道软弱围岩空间变形机理及影响范围，利用有限差分方法构建三维隧道模型，对多种工况进行模拟分析，研究不同加固方法对围岩空间变形的控制效果，根据计算结果提出符合现场实际要求的控制方案，通过与现场监测，验证支护方案的可靠性。

2 不完全拱效应的隧道围岩变形特性

2.1 新意法基本原理

“新意法”是意大利学者Lunardi教授及其团队以新奥法及大量工程应用为基础，在不断实践中探索出来的隧道围岩稳定性控制方法。“新意法”全称为“新意大利隧道施工法”(New Italian Tunnelling Method)，其不仅注重隧道临空面围岩与支护结构作用关系，还考虑到了掌子面与待成拱围岩之间的受力变形特点，从三维空间角度诠释了施工过程中围岩变形规律[13]，新意法基本原理如图1所示。

图1 新意法隧道围岩变形特征

新意法可分为三部分，一是“超前核心土”，超前核心土是隧道工作面前方一定范围内的待开挖土体，深度约为隧道最大跨度；二是“掌子面挤出变形”，隧道在开挖时由于应力重新分布，待成拱围岩挤压超前核心土，使掌子面凸出，最终呈现为螺旋状；三是“预收敛变形”，由于应力重分布导致待成拱围岩向隧道轮廓线内收敛。通过将隧道掌子面的破坏特征进行总结和统计，其破坏形式主要分为掌子面坍塌、掌子面岩块脱落以及掌子面围岩剥落。隧道掌子面的破坏特征如图2所示。

图2 隧道掌子面破坏形式

2.2 隧道围岩拱部效应

隧道工程从开挖到贯通是一个动态的过程，也是一个围岩应力不断调整的过程，当隧道轮廓线内的岩体被挖移后，轮廓线外围岩就会在原岩应力作用下向自由面挤压产生收敛变形。当工程地质条件较好时，隧道围岩可通过自身强度及应力调整达到新的平衡，但在施工过程中，多遇软弱破碎围岩条件，围岩难以自稳，则需施作支护结构控制围岩变形，所以正确认识围岩压力分布规律成为处理围岩－支护相互作用关系的关键。

隧道开挖后围岩压力通过调整形成类似水流通过桥墩的应力状态，即隧道轮廓线外形成应力增大区，这种效应称之为拱效应，如图3所示。当围岩自承能力较强，断面开挖后围岩处于弹性状态，那么拱部效应贴近轮廓线，称为“自然拱部效应”；若断面开挖后围岩处于弹塑性状态，轮廓线周围将产生塑性区，拱部效应则会向围岩深部转移而偏离轮廓线，称为“转移拱部效应”；由于围岩松散破碎，隧道掌子面出现滑移，此状态的拱部效应则很难形成，这种情况则称为“无拱部效应”。在软弱围岩隧道施工过程中，围岩多为无拱效应，根据新意法理论，为保障隧道掌子面能够安全掘进，应在掌子面前采取预加固或预支护措施来增强掌子面－超前核心土体系的强度，促使拱效应在轮廓线附近形成。

图3 拱部效应示意

3 清泉隧道围岩力学特性

3.1 工程概况

清泉隧道位于甘肃省天水市清水县红堡镇清泉村境内，穿行于牛头河左岸山体，为双洞短隧道。隧道左线进口桩号ZK134＋993，出口桩号ZK135＋283，隧道长690 m。右线进口桩号YK135＋002.7，出口桩号YK135＋270，隧道长267.3 m。隧道最大埋深190 m。隧道进口处表层为花岗岩及砂岩，大部分基岩裸露并且风化严重，节理发育并且岩层间软弱夹层较多，洞口段地形条件较差，隧道中段岩体破碎，为较软岩，自稳能力差，对围岩稳定不利。

通过现场勘察调研发现，清泉隧道右洞掌子面在施工过程中出现较大挤出变形，由于未采取及时控制措施，导致掌子面发生局部剥落和坍塌失稳。综合考虑多方面因素，清泉隧道掌子面失稳原因可总结为以下几个方面:

(1)隧道地质条件较差，围岩节理发育、风化严重和地应力较大等因素是致使掌子面失稳的根本原因。

(2)隧道围岩自稳能力差，断面开挖后围岩处于无拱效应状态，围岩产生滑移破坏，导致掌子面发生坍塌。

(3)施工过程中重点考虑了隧道的径向支护，忽略了沿隧道轴向对掌子面及超前核心土的预加固及预约束，是导致掌子面发生剥落坍塌失稳的直接原因。

3.2 围岩参数获取

为进一步研究清泉隧道掌子面变形失稳特征及控制措施，现场钻取围岩岩样，将岩样密封送至实验室进行加工打磨，制成50 mm×100 mm的标准试件，利用长春朝阳生产的TAW2000型电液伺服刚性试验压力机开展力学参数测定试验。

在地下工程施工过程中，由于岩层中节理裂隙的存在，室内试验获得的岩石参数难以真实反应工程中岩体特性，为获取合理的围岩参数，本文将Hoke-Brown强度准则和E.Hoke提出的GSI围岩评级系统相结合，对围岩参数进行弱化折减，其中GSI指标是对岩体强度进行折减的重要参数。

隧道软岩段围岩性质为强风化砂岩，室内围岩试样单轴抗压强度σci＝21.5 MPa，根据现场地质勘探调查结果，分析计算获得Hoke-Brown强度参数，如表1所示，其中GSIp为峰值地质强度指标，GSIr为残余地质强度指标，m、s为Hoke-Brown常数。

表1 清泉隧道围岩力学参数

4 隧道掌子面稳定性分析及控制

4.1 新意法预支护计算

清泉隧道施工过程每1.2 m为一个循环，初期支护采用锚杆＋喷射混凝土＋钢拱架支护方式，其中锚杆直径为22 mm，长度为2.5 m，间距为1.8 m×1.8 m，钢拱架型号为 20a工字钢，混凝土标号为C30，但掌子面－超前核心土体系并无预支护。根据新意法原理，为控制掌子面稳定性，促使拱效应在临近隧道轮廓线附近形成，采用玻璃纤维锚杆对工作面进行预加固，利用超前管棚支护方式对待开挖围岩进行预约束。

假设施工过程中超前核心土为剪切破坏，并且遵循Mohr-Coulomb强度准则，破坏面与水平夹角为π/4＋φ/2，根据材料力学计算方法可得:

式中，Kbol为加固超前核心土抗拉刚度(N/m)；Gbol为剪切模量(Pa)；Mbol为剪切刚度(N/m)；Ebol为弹性模量(Pa)；v为泊松比；φ为岩体内摩擦角(°)；A1为截面惯性矩(m4)；A2为受剪截面面积(m4)。

假设锚杆加固位置为梅花形等距布设，则锚杆间距S为:

式中，Pv为围岩垂直压力(Pa)；φ′为加固超前围岩内摩擦角(°)；δX为掌子面允许挤出变形量(m)；Lbol为锚杆加固长度(m)，一般为1.5倍隧道跨度；Φ为锚杆直径(m)；Q为锚杆端头常数。

掌子面推进过程中，预支护区域将不断减小，为保证掌子面的稳定性，需在支护区域完全被开挖之前进行下一支护循环，此时两个加固循环的最小搭接长度为:

式中，L1为最小搭接长度(m)；D为隧道开挖高度(m)。

通过计算获得支护参数，如图4所示。本文利用有限差分方法模拟清泉隧道施工及掌子加固，模型尺寸及边界条件如图5所示，侧压力系数为0.5。

图4 掌子面－超前核心土预支护

图5 清泉隧道模型

掌子面挤出变形计算结果如图6所示，当工作面不施加支护时，掌子面最大挤出变形为121.4 mm，出现在工作面中心；当对掌子面进行预约束支护时，掌子面最大挤出变形为81.1 mm；当对掌子面进行预加固支护时，掌子面最大挤出变形为39.6 mm，通过对比可知，掌子面经过预加固或预约束后挤出变形量明显减小。

图6 不同支护条件下掌子面挤出变形曲线

隧道围岩收敛变形计算结果如图7所示，从图中可知，隧道收敛变形可分为三区域，第一区域为预收敛阶段，该区域影响范围约为1.2倍隧道跨度；第二区域为加速收敛阶段，该区域影响范围约为1倍隧道跨度；第三区域为缓速收敛区，影响范围约为1.5～2倍隧道跨度，通过缓速区域后隧道变形趋于稳定。

图7 不同支护条件下围岩收敛曲线

图7曲线显示临近掌子面处的收敛变形明显大于深部位置，并且在掌子面位置处变形发生骤降，这说明超前核心土在掌子面处发生了剪切破坏，致使上方土体变形较大，通过对比发现，对掌子面进行预支护后围岩整体收敛变形减小。通过上述分析可知，对掌子面－超前核心土进行预支护能够有效控制掌子面围岩收敛变形，保障施工安全。

4.2 现场监测分析

现场采用预加固和预约束联合加固的方式，支护方式及支护参数同上文所述。采用Horn-X2高精度激光测距仪和全站仪对隧道断面及围岩进行观测，在隧道断面上利用十字分布法布置观测点，实时记录掌子面挤出变形并记录最大数据值，掌子面挤出变形如图8a所示。

图8 现场监测数据

采用定制的CX-3D多段数显测斜仪实施监测掌子面收敛变形，埋设传感器时先沿隧道轮廓线向掌子面内部垂直钻孔，钻孔深度为4倍隧道跨度，传感器长度定制为2倍隧道跨度，将传感器埋设到钻孔底部，当断面向前掘进2倍隧道跨度时传感器开始采集围岩沉降数据，围岩收敛变形结果如图8b所示。从图中可以看到，在掌子面位置处无支护收敛曲线发生断裂，这是由于此时掌子面发生坍塌破坏，围边变形突然增大，致使监测数据出现空缺，当采用预支护措施后，围岩收敛变形整体减小，隧道整体结构稳定性增强。

通过与数值计算结果对比发现，无支护时隧道断面挤出变形监测曲线及围岩收敛变形曲线均和数值计算结果接近，其中现场监测掌子面最大挤出变形量为128.1 mm，数值计算结果为121.4 mm，围岩最大收敛变形量为116.1 mm，数值计算结果为118.7，说明有限差分法能够合理分析掌子面稳定性，为工程实践提供可靠指导。通过对比还可以看到，针对隧道掌子面施作预约束和预加固联合支护手段，其控制效果十分明显，工作面挤出变形得到有效的控制，隧道围岩整体变形控制在规定要求范围内，现场未出现支护结构破坏现象，验证了掌子面预支护方案的可靠性。

5 结论

(1)若隧道地质环境恶劣，掌子面围岩软弱破碎，其自稳能力差，隧道断面开挖后围岩易产生滑移破坏，处于无拱效应状态，隧道掌子面－超前核心土体系在无支护前提下极易发生破坏。

(2)软弱破碎围岩纵剖面收敛变形曲线可分为预收敛变形、加速收敛变形、缓速收敛变形三部分，影响范围分别为1.2倍、1倍和1.5～2倍隧道跨度。

(3)超前核心土预加固和预约束措施不仅能够有效控制掌子面－超前核心土体系稳定性，还能改善开挖后围岩的收敛变形，为整体隧道结构提供约束作用。