張傳智 侯羿騰 張輝傲 羅剛 袁彬 徐凡獻(xiàn)

隨著信息化和機械化隧道施工技術(shù)的突破和實施，深埋大斷面隧道Ⅲ級圍巖的創(chuàng)新工法值得深入探討與研究。文章依托鄭萬高鐵向家灣隧道工程，基于現(xiàn)場調(diào)查、隧道施工過程中圍巖地質(zhì)信息編錄和巖體力學(xué)參數(shù)測試，采用Flac3D軟件分析了不同開挖方式（全斷面與微臺階）及開挖進(jìn)尺條件下，圍巖的變形特征和破壞模式。結(jié)果表明，全斷面開挖法相比微臺階法更適用于深埋大斷面隧道Ⅲ級軟弱圍巖，拱頂圍巖變形較大，但不會出現(xiàn)塌方危險。在全斷面開挖工況下，圍巖變形量與開挖進(jìn)尺呈正相關(guān);同時全斷面法更可以有效減少對周圍巖體的擾動，有利于初期的支護(hù)和圍巖之間的協(xié)調(diào)變形。

深埋大斷面隧道; Ⅲ級圍巖; 開挖; 圍巖穩(wěn)定性; 數(shù)值模擬

U455.41+2?? A

[定稿日期]2021-03-08

[基金項目]國家自然科學(xué)基金（項目編號：41402266，41672283）;國家重點研發(fā)計劃（項目編號：2018YFC1505404-2）;四川省交通廳科技計劃（項目編號：2021YJ0033）

[作者簡介]張傳智（1993～），男，碩士，研究方向為巖土。

1 長大深埋隧道施工研究

隨著鐵路工程逐漸由中東部向西部山區(qū)轉(zhuǎn)移，長大深埋山嶺隧道越來越多，隧道工程設(shè)計和施工的要求也越來越高。當(dāng)隧道穿越軟弱破碎巖層、斷層破碎帶和膨脹性巖層，如果施工方法處理不當(dāng)，隧道拱頂會出現(xiàn)彎折內(nèi)鼓，破裂掉塊，甚至大面積塌方[1]。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者針對不同地質(zhì)條件及施工方法下的軟弱圍巖變形機理、控制技術(shù)及治理措施開展了大量的研究。張國茂[2]將圍巖穩(wěn)定性影響因素分為兩類：一類是地質(zhì)因素，另一類是人為因素。其中地質(zhì)因素中包括巖土體結(jié)構(gòu)特征、巖土體工程性質(zhì)、地質(zhì)構(gòu)造、圍巖的初始應(yīng)力狀態(tài)、地下水的作用等，人為因素包括設(shè)計參數(shù)、施工因素等。除了圍巖本身地質(zhì)條件、水文條件、初始應(yīng)力和力學(xué)特性，不同開挖方式對圍巖穩(wěn)定性影響十分顯著。如何選擇合理的開挖方式，盡可能保持巖體的初始狀態(tài)，從而提高圍巖的穩(wěn)定性是一個非常復(fù)雜的問題。夏潤禾等[3]對軟弱圍巖大斷面鐵路隧道臺階法的原理、適用范圍及工藝流程等進(jìn)行了詳細(xì)介紹。張民慶等[4]研究了臺階高度和長度對圍巖變形的影響。

在隧道實際施工中，如果開挖進(jìn)尺過短，會增加建設(shè)時間和成本;反之，則可能引起隧道掌子面和洞身變形過大。然而實際操作中，施工單位往往根據(jù)工程經(jīng)驗來確定開挖進(jìn)尺，表現(xiàn)出較大的隨意性和盲目性。目前，學(xué)者通過理論和數(shù)值計算方法提出了更合理的開挖進(jìn)尺。王志達(dá)等[5]基于普氏平衡拱理論和太沙基松散介質(zhì)理論，推導(dǎo)了用于均質(zhì)土和成層土隧道的開挖進(jìn)尺計算公式。黃鋒和朱合華[6]采用有限元數(shù)值模擬軟件分析了全斷面法不同開挖進(jìn)尺條件下的圍巖及地表位移響應(yīng)規(guī)律。

本文以鄭萬高鐵向家灣隧道為工程實例，采用FLAC3D模擬軟件分析了全斷面和微臺階開挖工況下Ⅲ級軟弱圍巖的變形特征和破壞模式，以及開挖進(jìn)尺對圍巖穩(wěn)定性的影響。該研究對指導(dǎo)軟弱圍巖隧道安全施工具有實際意義。

2 向家灣隧道地質(zhì)概況

向家灣隧道是鄭萬（鄭州—萬州）高速鐵路控制性隧道之一，全長4 563.24 m，最大埋深約1 025 m，隧道采用30 ‰單面上坡，走向240°（圖1）。開挖方式為全工序大型機械化和信息化配套全斷面法和微臺階法。

隧道穿越地層以緩傾角砂巖、灰?guī)r、碳質(zhì)頁巖為主，層面產(chǎn)狀200°～230°∠5°～12°（圖2）。

試驗段（D2K582+726D2K582+770）埋深610 m，圍巖受節(jié)理切割，完整性較差，飽和抗壓強度界于46～58 MPa，完整性系數(shù)界于0.81～0.88。施工過程中圍巖無水滲漏，按照BQ法，地下水影響修正系數(shù)K1取0.1?？刂菩越Y(jié)構(gòu)面主要為巖層面，走向與洞軸線夾角α為130°>60°，傾角β為10°，且?guī)r層面傾向與掘進(jìn)方向同向，軟弱面產(chǎn)狀影響修正系數(shù)K2取0.2。試驗區(qū)垂直隧道洞身的最大主應(yīng)力為4.95 MPa，Rc/σmax約為10，初始應(yīng)力狀態(tài)影響修正系數(shù)K3取0.5。圍巖BQ評分值為352～369（表1），原分級為Ⅲ級軟巖，亞分級為Ⅲ2級[7]。3 室內(nèi)試驗

為了分析向家灣隧道Ⅲ級圍巖的破壞特征，并為數(shù)值模擬提供準(zhǔn)確的強度參數(shù)參考。在隧道試驗段Ⅲ級圍巖（D2K582+726 - D2K582+770）內(nèi)采集灰?guī)r，將其加工成50 mm，高100 mm的標(biāo)準(zhǔn)試樣（圖3），分別進(jìn)行點荷載和單軸抗壓實驗。

在點荷載試驗中，對于均一、完整且無明顯裂隙的試樣，當(dāng)荷載超過點荷載強度，巖石瞬間開裂，表現(xiàn)為脆性張拉破壞，破裂面整體較平直見圖4（a）。對于含有細(xì)小裂隙、無貫通性結(jié)構(gòu)面的試樣，當(dāng)荷載超過點荷載強度，先于試塊兩端產(chǎn)生張拉破壞。裂縫在擴(kuò)展過程中遇到微小裂隙，將發(fā)生剪切滑移，產(chǎn)生不通過加載點的破壞面見圖4（b）。對含軟弱結(jié)構(gòu)面的試樣，垂直于結(jié)構(gòu)面均勻增大荷載加載，試件表面首先產(chǎn)生層裂剝落。在剝落多層之后，巖塊變薄，加載點間距變小，巖塊沿荷載方向瞬間張拉破壞見圖4（c）。

在飽和單軸壓縮試驗中，試樣均發(fā)生脆性破壞。與點荷載試驗類似，當(dāng)試樣均一無微小裂隙，破壞模式為剪切破壞;當(dāng)試樣含有微小裂隙，破壞模式為張拉和剪切的復(fù)合;當(dāng)試樣含有軟弱結(jié)構(gòu)面，破壞模式為沿著結(jié)構(gòu)面的張拉破壞（圖5）。

匯總實驗數(shù)據(jù)（表2），向家灣隧道試驗段灰?guī)r（P1q）的飽和點荷載強度為3.8～5.0 MPa，飽和單軸抗壓強度介于30～60 MPa范圍內(nèi)，滿足Rc=21.88Is0.74（50）的函數(shù)關(guān)系，相關(guān)系數(shù)為0.9716，屬于較硬巖。

4 數(shù)值模擬

本文采用FLAC3D分別對微臺階法和全斷面法條件下，Ⅲ級圍巖的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)和破壞方式進(jìn)行模擬分析?；诖笮蜋C械化配套條件的微臺階法和全斷面法有利于縮短工期、降低勞動力強度和提高經(jīng)濟(jì)效益，值得深入探索其適用性及實施原則。

4.1 模型建立

選擇向家灣隧道D2K582+726.0～ D2K582+770區(qū)段灰?guī)r（Ⅲ級圍巖）作為模擬對象，構(gòu)建三維地質(zhì)模型（圖6）。X方向為隧道掘進(jìn)方向，長度44 m;Y方向垂直于掘進(jìn)方向，長度96 m;Z方向與重力方向相反，長度700 m。計算模型的前后左右施加法向約束，底部施加豎向約束，上表面為自由表面。根據(jù)前期勘察報告和室內(nèi)試驗結(jié)果，巖體力學(xué)參數(shù)如表3所示。拱頂位置布置1個監(jiān)測點，兩側(cè)的拱墻布置4個監(jiān)測點（圖6）。

4.2 開挖方法模擬結(jié)果分析

4.2.1 全斷面開挖

對全斷面法的不同開挖進(jìn)尺工況（3 m、4 m和5 m）進(jìn)行數(shù)值模擬，得到隧道不同斷面圍巖的位移云圖和塑性區(qū)（圖7～圖10）。

由圖7可知，全斷面法開挖5 m時，距掌子面5 m處洞身收斂為3.2 mm;開挖4 m時，距掌子面4 m處洞身收斂為1.1 mm;開挖3 m時，離掌子面越遠(yuǎn)，洞身收斂越大，且洞身水平收斂最大值僅為2.5 mm。

由圖8可知，全斷面法開挖3 m時，離掌子面越遠(yuǎn)，拱頂沉降越大，且此時拱頂沉降最大值僅為8.1 mm;開挖4 m時，距掌子面4 m處拱頂沉降僅為12.5 mm;在開挖進(jìn)尺5 m，距掌子面5 m處拱頂沉降僅為22.3 mm。

由圖9可知，全斷面法開挖3 m時，掌子面位移最大值僅為8.3 mm;開挖4 m時，掌子面處位移最大值僅為0.5 mm;開挖5 m時，掌子面位移最大值僅為2.3 mm。

結(jié)合隧道不同斷面圍巖的位移云圖（圖7～圖9）以及相應(yīng)的圍巖塑性區(qū)云圖可得：全斷面法開挖3 m時，拱頂處于穩(wěn)定狀態(tài);開挖4 m時，此時拱頂處于較穩(wěn)定狀態(tài);全斷面法開挖5 m時，拱頂處于欠穩(wěn)定狀態(tài)，如果不及時進(jìn)行支護(hù)，在節(jié)理裂隙的切割和巖體自重作用下，可能會發(fā)生頂部掉塊現(xiàn)象，但是不會出現(xiàn)整體垮塌破壞。

4.2.2 微臺階法開挖

對微臺階法的不同開挖進(jìn)尺工況（3 m、4 m和5 m）進(jìn)行數(shù)值模擬，得到隧道不同斷面圍巖的位移云圖（圖11～圖14）。

由圖11（a）、圖12（a）和圖13（a）可知，微臺階法開挖5 m時，距掌子面5 m處變形最大，洞身收斂僅為3.8 mm，拱頂沉降僅為21.2 mm，掌子面位移最大值僅為4.8 mm。結(jié)合圍巖塑性區(qū)分布見圖14（a），說明拱頂處于較穩(wěn)定狀態(tài)。

由圖11（b）、圖12（b）和圖13（b）可知，微臺階法開挖4 m時，距掌子面4 m處變形最大，洞身收斂僅為3.5 mm，拱頂沉降僅為23.3 mm，掌子面位移最大值僅為5.5 mm。結(jié)合圍巖塑性區(qū)分布見圖14（b），說明拱頂處于較穩(wěn)定狀態(tài)。

由圖11（c）、圖12（c）和圖13（c）可知，微臺階法開挖3m時，洞身收斂最大值僅為2.2 mm，拱頂沉降最大值僅為8.5 mm，掌子面位移最大值僅為6.2 mm。結(jié)合圍巖塑性區(qū)分布見圖14（c），說明拱頂處于穩(wěn)定狀態(tài)。

根據(jù)不同開挖進(jìn)尺條件下全斷面法與微臺階法的數(shù)值模擬結(jié)果，得到圍巖各方向位移量（表4、圖15）。

分析和對比表4和圖15，得到如下結(jié)論：

（1）對于向家灣隧道Ⅲ級圍巖，拱頂位移>掌子面位移>邊墻位移;

（2）圍巖位移隨著開挖進(jìn)尺增大而增大;

（3）開挖進(jìn)尺為3 m時，全斷面法和微臺階法造成圍巖位移差異極小;開挖進(jìn)尺為4 m和5 m時，全斷面法圍巖位移大于微臺階法圍巖位移，圍巖穩(wěn)定性降低;

（4） 微臺階法預(yù)留了底部核心土，有效減少了隧道圍巖頂?shù)撞孔冃危捎?次擾動，邊墻和掌子面變形大于全斷面法的情況;

（5）全斷面施工更有利于初期支護(hù)和圍巖之間的協(xié)調(diào)變形，但需要加強對拱頂?shù)谋O(jiān)測并及時支護(hù)。

5 現(xiàn)場調(diào)查

在向家灣隧道試驗段（D2K582+726 - D2K582+770）實際施工中，使用了全斷面工法開挖Ⅲ級圍巖，開挖進(jìn)尺為5 m。掌子面、拱頂、拱肩、拱腳和仰拱均處于穩(wěn)定狀態(tài)（圖16），未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象。

根據(jù)向家灣隧道邊墻、掌子面、拱頂?shù)膶崪y位移數(shù)據(jù)（表5和圖17），與數(shù)值模擬結(jié)果較為一致。說明5 m開挖進(jìn)尺能夠保證圍巖穩(wěn)定性。

6 結(jié)論

本文通過野外調(diào)查、室內(nèi)試驗、理論分析和數(shù)值模擬，對不同開挖方式和不同進(jìn)尺條件下，隧道圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行了研究。得出以下結(jié)論：

（1） 向家灣隧道試驗段（D2K582+726 - D2K582+770）埋深610 m，開挖斷面147 m2，灰?guī)r飽和抗壓強度界于46～58 MPa，完整性系數(shù)界于0.81～0.88，圍巖BQ評分值為352～369，原分級為Ⅲ級軟巖，亞分級為Ⅲ2級。

（2） 全斷面法和微臺階法條件下，均為圍巖拱頂變形量最大;圍巖變形量與開挖進(jìn)尺呈正相關(guān)，即開挖進(jìn)尺越大，圍巖變形越大。

（3） 微臺階法預(yù)留了底部核心土，有效減少了隧道圍巖頂?shù)撞孔冃危捎诙螖_動，邊墻和掌子面變形大于全斷面法的情況。全斷面法有效減少對周圍巖體的擾動，有利于初期的支護(hù)和圍巖之間的協(xié)調(diào)變形。

（4） 基于大型機械化信息化配套施工技術(shù)，全斷面開挖適用于Ⅲ級圍巖大斷面隧道建設(shè)。但需進(jìn)行試驗確定最優(yōu)開挖方法，開展地質(zhì)綜合預(yù)測預(yù)報，并提高信息化監(jiān)測的頻率和精度。

參考文獻(xiàn)

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