滇西南地区软岩隧道大变形特征及控制措施研究

千绍玉,陈浩然,张 浩,梁 斌

(1.中铁十五局集团第三工程有限公司,四川 成都 610097;2.河南科技大学 土木工程学院,河南 洛阳 471000)

我国滇西南地区岩溶地貌分布广泛,雨季持续时间长且降雨量丰富,高速铁路隧道修建过程中难免会遭遇富水、软弱围岩、岩溶等情况[1-3]。由于地质条件复杂,当隧道穿越富水软弱围岩地带时,极易发生透水、坍塌等各种突发地质灾害[4-6],影响隧道的施工安全和质量,因此针对软弱围岩、富水等地质条件下的隧道大变形机理及处治措施的研究尤为必要。

当前,学者们在软岩大变形控制方面取得了较多研究成果。袁青等[7]依托某隧道工程,对富水浅埋隧道软岩大变形的特征进行了研究,针对该隧道大变形的力学破坏模式提出了“中管棚+小导管”的控制措施。王志杰等[8]以某实际工程为依托,对隧道大变形段掌子面围岩的力学性能进行研究,从地质条件、隧道施工等方面分析了大变形形成的原因并提出相应的处治措施。胡涛涛等[9]针对隧道穿越高地应力富水软弱围岩区域时发生的围岩大变形破坏现象,通过有限元模拟对不同含水量下隧道施工方法进行了分析,并提出相应的处治措施。汪波等[10]在不同支护强度下,对隧道开挖过程中围岩的变形规律进行分析,并对高地应力隧道围岩支护模式进行探讨,以木寨岭隧道大变形段为依托,进行相应支护模式的现场试验,制定合理的大变形控制措施。周航等[11]以某深埋软岩隧道工程为背景对围岩大变形进行分析,探讨大变形产生的原因,并对围岩大变形机理进行了研究。

目前,学者对软弱围岩大变形的研究多集中于高地应力、围岩偏压等原因引起的围岩大变形方面,针对隧道穿越软弱围岩地带时围岩大变形的研究相对较少。本文以中老铁路玉磨段巴罗二号隧道为工程背景,基于理论分析和有限元模拟的方法,对隧道穿越软弱围岩地带、隧道围岩和支护结构的变形特征进行分析,提出长管棚超前支护结合相应排水措施,以及对初支结构进行加固的综合控制方案,对软岩大变形进行控制,并通过现场监测数据对该方案的效果进行验证。

1 工程概况

中老铁路玉磨段位于我国云南省南部地区,是我国“一带一路”的一项重要工程,其中巴罗二号隧道为玉磨铁路的重要控制性工程,隧道所处地区岩溶地貌分布广泛,隧道洞身穿越软弱围岩地带,围岩以砂泥岩为主,围岩节理裂隙发育,整体性较差且易破碎。该区域雨季时间持续较长,降雨量丰富,隧道顶部附近有两条冲沟交汇,地下水易于富集、运移,地表水下渗,在掌子面开挖过程中经常遭遇地下水呈线状及雨淋状流出,依据施工现场围岩现状,最终围岩等级确定为V级围岩。由于隧道围岩稳定性差,又受到地下水影响,隧道产生不同程度的透水和围岩大变形现象,经常出现喷混结构开裂、初支支护破坏等灾害,因此对富水围岩大变形控制措施的研究较为重要。

图1 隧道破坏现场

2 围岩变形机理

2.1 围岩变形因素

隧道围岩自稳能力差,受地下水软化作用的影响,围岩抗压、抗剪能力及弹性模量减小、泊松比增大,围岩土体在低地应力条件下即可进入屈服状态,从而产生塑性变形甚至破坏。当地下水渗出量较大时,隧道两侧围岩上的切向推力不断增大,进而加剧围岩向临空面方向的变形,最终使隧道围岩产生破坏。

2.2 围岩变形机理

依据隧道围岩变形破坏原因及施工现场情况调查,建立简化的计算模型。弹性变形阶段隧道围岩的径向应力σr和切向应力σθ表示为

σr=σv-(R0/r)2σv

(1)

σθ=σv+(R0/r)2σv

(2)

(3)

式中:σv为原始地应力;R0为隧道半径;r为计算点围岩实际半径;Rb为围岩抗压强度;φ为围岩内摩擦角。围岩抗压强度与初始地应力比值小于2时,围岩变形由弹性变形变为塑性变形。

均质地层条件下,围岩塑性半径Rp理论公式为

(4)

式中:p0为计算点地应力,pi为支护结构抗力。

由式(4)可得,Rp与R0呈线性关系,当Rp受地下水渗流作用减小时,围岩塑性区半径随之增大。

3 隧道模型建立

3.1 模型参数

为进一步分析隧道围岩变形特征及围岩变形量,对巴罗二号隧道施工阶段进行模拟。根据地质勘探报告及相关规范,隧道围岩参数及支护结构各项参数如表1和表2所示。

表1 砂泥岩参数

表2 支护结构参数

3.2 模型及边界条件

为了有效控制隧道开挖过程中的围岩变形量,依据实际工况,提出以长管棚超前支护结合排水和初支加固的综合措施,对围岩变形进行控制。通过有限元软件MIDAS GTS NX建立采取加固措施前后两种工况下的隧道模型,加固前工况模型支护结构仅采用喷混结构进行模拟,由于隧道埋深较大,依据圣维南原理,水平向和竖向边界均取3倍隧道洞径,距隧道中心均为50 m,隧道沿纵向开挖长度为40 m,隧道模型共划分67 392个实体单元,隧道模型如图2所示。

图2 隧道模型

4 结果分析

4.1 围岩位移

采取加固措施前后两种工况下,隧道围岩竖向位移分布云图如图3所示,隧道围岩水平方向位移云图如图4所示。由图3和图4可以看出,两种工况下围岩的竖向位移均小于水平位移,并且围岩竖向沉降最大值全部出现在隧道拱顶位置。加固前隧道模型模拟结果中,围岩竖向沉降最大值为31.42 mm,出现在拱顶处;水平方向最大收敛值为41.76 mm,出现在隧道左侧拱腰位置处。加固后隧道模型模拟结果中,围岩竖向沉降最大值为17.32 mm,水平方向收敛最大值为28.12 mm,均出现在左侧拱腰处。两种工况下,隧道围岩变形呈现出水平收敛大于竖向沉降的特点。加固前后隧道模型模拟结果对比发现,隧道围岩变形量明显降低,围岩竖向沉降量减少44.87%,水平位移量减少32.66%,证明综合加固措施能够有效增强围岩稳定性。

(a)加固前

(b)加固后图4 围岩水平位移

4.2 围岩塑性区分布

隧道围岩受开挖扰动影响,会出现一定范围的塑性区,加固前后两种工况下围岩塑性区分布如图5所示。由图5(a)可知,加固前工况下,围岩塑性区主要出现在隧道两侧拱腰及拱脚处,塑性区范围较广,表明隧道两侧围岩极易发生塑性破坏。由图5(b)可知,加固后围岩塑性区范围明显减小。加固前塑性应变最大值为3.031×10-2,加固后塑性应变最大值为2.155×10-2,表明在综合措施加固后隧道围岩稳定性提升明显。

(a)加固前

(b)加固后图5 围岩塑性区

4.3 初支左侧拱腰水平应力

加固前后围岩水平位移最大值位于隧道左侧拱腰位置,因此提取隧道衬砌左侧拱腰位置水平应力值进行分析。加固前后两种工况下,隧道初支左侧拱腰水平应力如图6所示。加固前工况下当隧道左侧拱腰水平应力随着开挖步序的推进迅速增加至8 MPa左右,随着开挖不断推进,左侧拱腰水平应力继续增加至9 MPa左右后再次小幅下降,最终稳定在8 MPa左右,且左侧拱腰处主要承受压应力。加固后工况下隧道左侧拱腰水平应力由拉应力变为压应力,然后迅速增加至5 MPa左右,随着开挖进度的不断推进,应力值逐渐下降,并且隧道初支从承受压应力逐渐变为承受拉应力,应力值逐渐稳定在3 MPa左右,由图6可以看出,采取综合加固措施后,隧道初支左侧拱腰水平应力值下降明显。

图6 初支左侧拱腰水平应力

5 综合处治措施

5.1 现场排水措施

依据施工现场实际状况,针对掌子面施工过程中出现的线状及淋雨状出水问题,采用引排水措施。

(1)在密集淋雨状出水部位采用注浆汇水方式排水,在出水密集部位使用φ42小导管径向注浆汇水后,在隧道中心部位设φ100环向盲管将地下水引排至中心水沟,φ42小导管每根长1.5 m,环×纵为1.0 m×1.0 m,梅花形布置。注水泥浆水玻璃双液浆,水灰比为1：0.8,注浆压力控制在0.2～0.5 MPa,注浆量按加固体积的10%控制。φ100环向盲管伸入围岩不小于2 m,于初支面上凿槽埋设,端头包裹无纺布作为反滤层。

(2)在线状出水部位采用设管引排方式排水,根据出水量情况,设φ100环向盲管(1～2根)直接引排至中心水沟,φ100环向盲管于初支面上凿槽埋设,伸入围岩不小于0.5 m,端头包裹无纺布作为反滤层。

5.2 长管棚超前支护

采用长管棚注浆的方式对掌子面前方软弱围岩进行加固(见图7),保证施工过程中隧道围岩的稳定性及施工的安全性。长管棚采用φ89×8 mm的热轧无缝钢管,钢管沿环向排列,间距为40 cm,管棚入土长度为30 m。管棚安装完成后采用水泥浆液进行注浆,依据施工现场试验确定合适的浆液配合比和注浆压力,采用“先两侧后中间、由稀到浓”的顺序进行注浆。通过长管棚注浆超前支护措施,对隧道周围围岩进行加固,形成厚度为2 m的保护层。

5.3 支护结构加固措施

(1)隧道采用台阶法开挖,上台阶部分开挖完成后,建立上台阶处的初期支护结构。在安设初期支护结构拱架过程中,第一拱架沿其轴向每间隔1 m用纵向钢筋连接,在第一拱架两侧拱脚上方30 m处设双排锁脚锚管,打设角度为30°,采用φ42注浆小导管进行注浆加固,最后钻设径向锚杆后复喷混凝土至设计厚度。

(2)下台阶左侧部分开挖完成后,建立下台阶左侧处的初期支护结构。在安设拱墙钢架时,用纵向32#槽钢进行支垫以增加拱墙钢架底脚的受力面积,在拱墙钢架两侧拱脚上方30 m处,设双排下台阶锁脚锚杆,打设角度为30°,拱墙钢架完全稳定后采用φ42注浆小导管进行注浆,并复喷混凝土至设计厚度。

(3)下台阶右侧部分开挖完成后,建立下台阶右侧部分的初期支护结构,完成后采用与下台阶左侧相同的加固方式,对下台阶右侧部分初期支护结构进行加固。

(4)施工过程中,必须严格控制隧道开挖进尺,隧道围岩上台阶开挖进尺为1榀钢架间距,下台阶开挖进尺须小于2榀钢架间距。

5.4 现场应用效果

采用综合加固措施后,取巴罗二号隧道大变形段(里程D1K446+210～234)监测数据进行统计,结果如图8所示。该段隧道拱顶沉降与拱腰收敛变形规律基本一致,拱顶沉降和拱腰收敛最大值均出现在里程D1K446+227处,分别为19.6 mm和17.3 mm,均处于安全范围内。

(a)监测点位置

(b)监测数据图8 D1K446+210～234段监测数据

综上所述,巴罗二号隧道大变形段采用综合处治措施后,不仅提高了隧道施工的安全稳定性,有效地解决了围岩变形突发的失稳状况,通过加固支护结构,使初期支护抵抗围岩变形的能力得到提升,提高了支护结构稳定性及隧道施工安全性。

6 结论

本文依托巴罗二号隧道工程,采用理论分析和有限元模拟相结合的方法,对围岩变形机理进行分析,通过与施工现场实际工况相结合,提出了长管棚超前支护、引排水措施、初支结构加固的综合控制措施,得出以下结论:

(1)软岩隧道穿越岩溶破碎带,受地质条件及施工扰动的影响,隧道开挖过程中围岩产生较大的沉降及收敛,造成支护结构受力不均,当隧道支护结构受载能力达到极限时产生大变形破坏。

(2)有限元模拟结果显示,在加固前工况下,隧道围岩变形呈现水平收敛大于拱顶沉降,左侧拱腰水平收敛高于右侧拱腰的特点;围岩塑性区集中分布在隧道两侧拱腰和拱脚位置,且范围较大,表明在隧道开挖过程中两侧拱腰和拱脚位置产生大变形破坏的风险较大。

(3)由有限元模拟加固后工况结果可知,隧道位移变形量降幅明显,围岩竖向沉降量值减少44.87%,围岩水平位移量减少32.66%,围岩塑性区范围明显减小,左侧拱腰水平应力明显下降,说明综合控制措施能够明显提升隧道围岩及支护结构的稳定性。

(4)结合现场监测数据,在采用综合控制措施后,围岩变形量得到明显控制,隧道拱顶沉降量和拱腰收敛量分别为19.6 mm和17.3 mm,均处于安全范围内,说明采用长管棚超前支护、引排水措施、初支结构加固的综合控制措施能够控制富水砂泥岩隧道围岩的大变形,并且效果显著,能够为类似隧道工程提供借鉴和指导。