大斷面鐵路隧道塌方處理過程中初期支護結構安全評估

高洪濤

(滬昆鐵路客運專線湖南有限責任公司，湖南 長沙　410008)

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大斷面鐵路隧道塌方處理過程中初期支護結構安全評估

高洪濤

(滬昆鐵路客運專線湖南有限責任公司，湖南 長沙410008)

摘要：為評估隧道塌方處理過程中初期支護結構的安全穩定性，首先對某大斷面鐵路隧道Ⅳ級圍巖塌方處理方案進行描述，通過涌入隧道內的塌方量預估隧道上方坍塌空腔高度，并初步探測出塌體位于隧道上方的高度，加上混凝土填充高度，同時考慮一定的安全系數，計算松散體巖土柱作用于隧道初期支護結構上的垂直荷載強度；然后采用荷載-結構模型，運用ANSYS軟件對處理后的初期支護結構進行承載內力模擬，同時結合《鐵路隧道設計規范》對其進行安全性評估，為施工方案的確定提供理論依據和決策支持；最后在安全評估的基礎上，選擇合理的初期支護結構，確保后續隧道施工安全及結構穩定，同時給出塌方段施工安全措施。

關鍵詞：大斷面鐵路隧道；塌方處理；注漿；數值模擬；CRD工法

0引言

目前，我國高速鐵路隧道修建得愈來愈多，但由于地質條件復雜，影響因素眾多，隧道施工塌方時有發生，選擇正確的塌方處理方案是隧道安全施工的保障。目前國內對大斷面鐵路隧道的塌方論述主要集中在塌方原因及塌方處理的工藝工法等方面，如雷代洲[1]闡述了西安—南京鐵路桃花鋪二號隧道大斷面塌方段塌方原因及施工技術；胡玉林[2]對某鐵路隧道塌方原因、處理方案、監控量測等進行了論述。可以看出，國內對于隧道施工過程中塌方原因及處理的施工工藝、施工方法介紹眾多，然而針對特殊的塌方工程地質環境，在支護參數的選擇上還是常常依靠經驗，或依靠類似的成功個案進行選擇，很少有結合數值模擬方法計算并評估處理后的初期支護結構承載安全性。國內關于隧道結構承載計算的研究有很多，但主要應用于軟弱圍巖或大變形地段的結構安全性評估，其模擬計算因荷載模式的不同而有很大不同，如文獻[3-7]等。

本文采用傳統的結構力學荷載-結構模型，把支護結構與圍巖分開考慮，將支護結構視為承載主體，圍巖視為荷載的主要來源，支護結構與圍巖的相互作用是通過彈性地基梁對結構施加約束來體現的；然后，采用ANSYS軟件并運用結構力學方法求出超靜定體系的內力，評估承載結構——鋼拱架的安全性。本文依托某單洞雙線高速鐵路隧道塌方處理施工實例，探討采用ANSYS軟件運用結構力學原理模擬主要初期支護承載結構在塌方體松散自重應力作用下的安全性，并正確選擇合理的初期支護結構，確保了后續隧道的施工安全及結構穩定，并為施工方案的確定提供了理論依據和決策支持。

1塌方經過簡述

某鐵路隧道進口里程DK217+400，出口里程DK223+025.82，隧道全長5 625.82 m，為雙線隧道，最大埋深341 m，斷面最大開挖高度為12.0 m，最大開挖寬度為14.3 m。隧址區山坡植被茂密，荊棘叢生，基巖大部分裸露，覆蓋層較薄，隧道地質構造復雜，巖相變化較大，圍巖主要以泥質、砂質板巖為主，中厚層。隧道穿越區地下水的形成、徑流、排泄受地形地貌、巖性、構造、植被、降雨量等多種因素的控制和影響，水量隨季節性變化明顯。

隧道DK217+860～+920設計為Ⅳ級圍巖，實際施工中采用臺階法開挖，上臺階高約5.5 m，下臺階高約5.0 m，仰拱滯后下臺階約60 m。初期支護為Ⅰ20型鋼全環支護。開挖面位于里程DK217+916時，揭露出的圍巖為泥質砂巖，薄層狀，并發育有多組較大裂隙，裂隙水沿裂隙縫流出，呈渾濁流淌狀態，圍巖整體性破碎。在支護過程中拱頂突然出現掉塊并逐漸增多，工作面上渾濁裂隙水量增多，噴混凝土無法封閉工作面，施工人員及機械立即撤離工作面，約2 h后，掌子面拱頂上方的塊石攜帶水流坍塌而下，致使塌方體完全充填了前方約16 m的隧道空間，2 d后塌腔上方仍有掉塊掉落的響聲。塌方段圍巖為泥質板巖、砂質板巖，弱風化，中厚層狀，巖質較硬，呈塊石及碎石狀，鑲嵌結構。塌體將隧道開挖工作面全部淹埋，并危及相鄰已施工完的初期支護結構，DK217+890～+900初期支護型鋼拱架在拱腰部分出現折疊彎曲，噴混凝土出現剝落及開張性裂縫。根據里程推測，塌方體約2 000 m3，隧道拱頂上方至少出現10～20 m高的空腔。塌方體剖面位置示意如圖1所示，塌方體現場如圖2所示。發生塌方事故時，由于塌穴附近沒有人員作業，所以沒有發生人身傷亡事故。

圖1　塌方體剖面位置示意圖

圖2　塌方現場

2塌方處理

該處隧道拱頂埋深超過了50 m，且地表無異常，故塌方處理以洞內治理加固為主。

2.1整體治理方案

1)掌子面進行反壓回填至上臺階高度，于DK217+900處設置C20混凝土封堵墻兼做管棚導向墻，封堵墻厚度2.5 m，封堵墻與周邊圍巖間設置φ22 mm砂漿錨桿。錨桿環向間距1.0 m，長2.5 m，嵌入基巖深度不小于1.5 m，伸入封堵墻1.0 m。封堵墻內預留混凝土泵送管、觀測管及φ100 mm PVC排水管。對隧道上方塌腔采用泵送C25混凝土回填，混凝土厚度不小于3.0 m，并吹砂不小于2.0 m厚，空腔內預留2根φ100 mm PVC排水管，并引排至側溝，排水管管頭采用紗布包裹。

2)在拆除DK217+890～+900段已變形破壞的初期支護結構前，對拱部約125°范圍內增加徑向鋼花管注漿加固。徑向鋼花管采用φ42 mm無縫鋼管制作，長4.5 m,梅花形布置，間距1.0 m×0.8 m(環向×縱向)。注漿采用水泥凈漿，注漿壓力0.1～0.2 MPa，注漿量為加固體積的5%，根據注漿效果調整注漿壓力。拆換已施作的上臺階初期支護時，采用“逐榀更換，逐榀加強”的方法施工，保證施工工序的緊湊、及時、連續。拆換時，除進行嚴格的施工監測外，還應加強對未拆換部位初期支護的保護，必要時可采取設置臨時豎撐、橫撐等措施對初期支護體系進行臨時支撐。

3)DK217+890～+916段開挖按Ⅴ級C型復合式襯砌斷面開挖,全環采用I22b型鋼鋼架加強支護，鋼架間距0.5 m/榀；DK217+900處拱部采用φ108 mm管棚超前支護，環向間距0.4 m，每環38根，每根長暫定30 m，管棚鉆孔兼做地質探孔，施工中根據大管棚鉆孔揭示溶洞情況調整管棚長度，管棚嵌入基巖長度不小于3.0 m，管棚內設置鋼筋籠。其余段落拱部采用φ42 mm小導管超前支護，環向間距0.4 m，每環38根，每根長4.5 m。采用CRD法開挖。

4)DK217+900～+916段開挖后，再增加徑向鋼花管注漿，注漿參數同換拱段。

2.2管棚注漿方案[8]

超前大管棚注漿加固縱向長度20 m，徑向加固范圍為隧道頂部開挖輪廓線外2.5～3 m，漿液擴散半徑1.3 m，孔間距20 cm，注漿終壓1～2 MPa，注漿速度10～100 L/min，采用前進式分段注漿(結合全孔一次性)，注漿段長3～5 m，管棚注漿孔數量38個/循環。施工中可根據鉆孔揭示的地質情況，對注漿范圍進行合理優化。

注漿材料以普通水泥-水玻璃雙液漿為主，W∶C(水灰質量比)為(0.8～1)∶1，C∶S(體積比)為1∶1；輔助普通硅酸鹽水泥單液漿W∶C(水灰質量比)為(0.8～1)∶1。現場注漿施工中，應根據情況進行漿液種類和配比的選擇調整。

注漿順序按“由外及內、由上到下、間隔跳孔”的原則進行，以達到控域注漿、擠密加固的目的。

2.3開挖支護方案

注漿加固處理后采用CRD法開挖。首先，進行隧道右側1、2部臺階法開挖支護，先施作超前支護，采用φ42 mm小導管預注漿，長4.0 m，間距0.5 m，每步開挖高度3.5～4.0 m，開挖長度為每循環0.5 m，開挖后立即施工封閉的初期支護及臨時支撐，1、2部縱向滯后約5 m，錨桿φ22 mm，長3.5 m，噴射混凝土厚30 cm，分2～3次完成，Ⅰ22型鋼拱架間距0.5 m/榀，拱架之間采用φ22 mm的鋼筋縱向連接，1、2部成環支護后形成右隧道支護整體；然后，再采用類似方法施工滯后2部下臺階約5 m的隧道左側3、4部；最后，開挖支護同樣滯后5 m左右的隧道底部仰拱，在全隧道斷面范圍內形成封閉的網格狀支護體系(含臨時中隔墻支護)。開挖方法如圖3所示。

為了解塌體加固后初期支護結構能否承載及其安全度大小，采用ANSYS數值分析軟件對塌方段初期支護結構進行計算。

3塌方段初期支護安全度計算

3.1模型選取

選用傳統的結構力學模型，將支護結構與圍巖分開考慮，視支護結構為承載主體，圍巖視為荷載來源及支護結構的彈性支撐，支護結構與圍巖的相互作用是通過彈性地基梁對結構施加約束來體現的，然后運用結構力學方法求出超靜定體系的內力。此模型應特別適用于模擬隧道支護結構上方松動圍巖壓力的情況，同時，結合ANSYS常用于小變形的平面應變模式，來計算初期支護的型鋼結構內力應該較為準確。

模型上方的荷載(隧道上方松散體圍巖)是通過預加一定的垂直作用力來實現的。假設隧道結構模型仰拱部分均布地基彈簧(只承受壓應力)，模擬隧道結構與圍巖間相互作用，彈性系數由地層彈性抗力系數K值確定；同時，假定初期支護結構為小變形的平面應變模式，計算時忽略初期支護結構自重應力。

在隧道塌方處理過程中，型鋼拱架支護前，需要對坍塌體進行大管棚注漿加固及超前小導管支護等(提高初期支護結構承載系數，減少坍塌體坍落拱高度等)，但模擬計算均未考慮以上因素，只是視坍塌體直接作用于型鋼拱架上，實際初期支護承載要比模擬計算結果更安全一些。如果模擬計算型鋼拱架能承載，則結構的安全是有保障的。

選取的荷載結構模型如圖4所示。

圖4　荷載結構模型

3.2主要取值參數

3.2.1初期支護結構頂部垂直荷載及側向水平荷載

對于隧道結構承載計算來說，其頂部作用力的計算非常關鍵。

首先計算塌腔高度，充填隧道空間的塌方體積約2 000 m3，且經觀察發現塌方體在隧道左側拱部形成一個長約16 m、寬約6 m的塌穴，涌出的石碴松散系數按1.2計算，則可計算出塌方體的最大高度約為2 000/1.2/(16×6)=17 m。其次，可按普氏平衡拱理論計算松散體坍落拱高度，普氏理論認為塌方發生后會在一定時間內趨于穩定，且會在隧道上方形成拋物線的平衡拱，平衡拱高度

h= b /fm。

(1)

式中：b為平衡拱的半跨度，m；fm為巖石堅固性系數，土層fm=tan φ,巖石fm=R/10；φ為土的摩擦角；R為巖石抗壓極限強度，MPa，取值考慮巖石層理、裂隙的影響。

當隧道側壁穩定、拱部塌方時，平衡拱寬度就是開挖寬度，即b=bt；當側壁不穩定時，平衡拱寬度

b=bt+Ht·tan (45°-φ/2)。

(2)

式中：Ht為隧道凈高，m；bt為隧道凈寬之半，m。

塌方時隧道側壁穩定，僅拱部塌方，故平衡拱寬度就是開挖寬度，約為14 m，平衡拱的半跨度b取值為7 m；塌方體為松散土石體，按《工程地質手冊》其內摩擦角取值為35～42°，且由于地下水的浸濕作用，需要再降低2～3°。按式(1)計算，可得出塌方體高度至少約為10.8 m。

也就是說，按理論計算，隧道上方至少存在約11 m的空間。

在現場對塌腔進行混凝土灌注填充時，通過混凝土灌注管施工角度及長度，已經基本上探測出隧道上方剩余塌體高度在5～7 m，加上混凝土預計灌注高度及吹砂厚度約5 m，則隧道上方的巖土柱至少達到了12 m，再加上一定的保險系數(混凝土比重大于松散巖)，按17 m計算處理后初期支護承載其上方巖土柱高度荷載是合理的。

按Py=γH(γ取值為25 kN/m3)計算塌方處理后的隧道初期支護結構頂部垂直荷載約為25×17=425 kN/m2=0.425 MPa。

本次計算取松散砂石側壓力系數約為0.5。

3.2.2其他參數取值[9]

根據設計規范可知，隧道Ⅳ級圍巖彈性抗力系數約為300 MPa/m。塌方體圍巖及材料力學參數如表1所示。

表1圍巖及材料物理力學參數

Table 1Physico-mechanical parameters of surrounding rocks and materials

類別 彈性抗力系數/(MPa/m)容重/(kN/m3)彈性模量/GPa泊松比塌方體300250.0080.38Ⅰ22b型鋼拱架782000.3

經過計算，得到塌方體加固后再施工的初期支護結構承載情況，如表2所示。

表2　荷載計算表

3.3隧道成環支護后承載內力計算

對周圍土體施加約束，限制水平和豎直方向的位移，以重力加速度的方式施加重力荷載。開挖過程分為6部分，采用Ekill命令殺死開挖區域的單元，實現土體開挖和荷載釋放。最后一步拆除臨時支護，拆除臨時支護的同時將隧道洞周上部分節點的荷載全部釋放，仰拱處釋放70%作為初期支護的最終受力狀態。

由計算結果可知：開挖完成且拆除臨時支撐后，初期支護的軸力增大，且先開挖側(右側)的軸力大于后開挖側的軸力(左側)，最高可達到492.439 kN，如圖5所示。初期支護彎矩如圖6所示，拱頂和仰拱處產生了最大的正彎矩，為349.995 kN·m，拱角處產生了最大的負彎矩，為-140.629 kN·m。

提取拱頂位置單元的彎矩和軸力，彎矩M=349.995 kN·m，外側受拉、內側受壓，軸力N=492.439 kN，受壓。

圖5　塌方段臨時支護拆除后初期支護軸力圖(單位：kN)

Fig.5Axial force diagram of primary support structure of collapse section after removing temporary support (kN)

圖6　塌方段臨時支護拆除后初期支護彎矩圖(單位：kN·m)

Fig.6Bending moment diagram of primary support structure of collapse section after removing temporary support (kN·m)

結構屬于偏心受壓受力形式。按等效抗彎剛度和等效抗拉剛度原則，綜合EI=5.38×104kN·m2，EA=5.81×106kN，根據彎曲應力計算公式和拉壓應力計算公式，分別得到等效應變：

彎曲最大壓應變ε1=Mh/(2EI)=7.156×10-4；

受壓最大壓應變ε2=N/(EA)=0.85×10-4；

總最大壓應變ε總=ε1+ε2=8.006×10-4；

型鋼的最大正應力(受壓在外側邊緣)σs=ε總×Es=8.006×10-4×210×103=168.162 MPa。

計算(由圖5和圖6)結果表明：在拱頂近0.425 MPa垂直荷載的作用下，于Ⅰ22b型鋼拱架拱頂處產生了最大壓應力，應力值達到了168.126 MPa。

依據《鐵路隧道設計規范》，對于采用HRB335(20MnSi) 鋼材制作而成的型鋼拱架，其強度規定如表3所示。

表3TB 10003—2005《鐵路隧道設計規范》中HRB335(20MnSi)強度值

Table 3Strength values of HRB335 (20MnSi) specified in TB 10003—2005 Code for Design of Railway TunnelMPa

抗拉強度標準值抗拉強度與抗壓強度設計值容許應力(主要荷載附加荷載)335268230

根據以上分析，塌方段初期支護結構最終承載了168 MPa的應力，塌方段初期支護型鋼拱架應力小于容許應力230 MPa即可認為是安全的。在初期支護型鋼容許工作應力范圍內，證明塌方段在經過注漿等措施加固后，采用Ⅰ22b型鋼拱架結構是安全的。

采用Q235型鋼，其屈服強度為σy=235 MPa，因此結構安全系數K=σy/σs=1.40，結構是安全的。

4施工安全措施

4.1重型型鋼拱架

塌方段隧道應采用預支護、預加固的方法，分區分塊先護后挖。采取承重式的支護結構，加大型鋼拱架承載支護強度與剛度，以儲備開挖支護好后跨度由小跨變大跨的支護能力。

盡管塌方段采用的Ⅰ22b型鋼拱架能滿足支護要求，但安全富余度仍不是很高，建議在今后類似工程處理中采用H175型鋼拱架，以確保結構及運營安全。

4.2鎖腳支護

塌方段隧道由于拱頂圍巖壓力較大，有較大的松馳地壓，從而使得拱頂下沉位移遠大于水平位移。因此，開挖支護時應加強拱腳支護，控制下沉，避免發生破壞而再次引起塌方。措施是采用長4 m、φ42 mm注漿錨管進行鎖腳錨固支護，必要時在錨管內置φ22 mm鋼筋。

4.3網噴混凝土支護

噴混凝土強度由C20提高到C25，鋼筋網φ8 mm，網格100 mm×100 mm～150 mm×150 mm。必要時采用噴射鋼纖維混凝土，混凝土中鋼纖維摻入量為55～65 kg/m3。

4.4開挖方法

采用機械或人工開挖，需要爆破時則采用弱爆破，盡量減小圍巖松動圈范圍。采用CRD工法施工時，每部盡量及時封閉成環。整體初期支護閉合成環時間控制在15 d內，支護閉合環與工作面距離控制在20 m。每步循環進尺與鋼支撐間距基本一致。

4.5二次襯砌

塌方段初期支護成環且沉降穩定后，進行中隔墻初期支護拆除，一次拆除長度不超過3 m；拆除6 m后立即施作二次襯砌，一次二次襯砌長度不超過6 m，確保二次襯砌提前承受荷載。

拆模時混凝土強度不得低于8 MPa，養護時間不低于14 d。

4.6監控量測

進行初期支護結構位移監測時要注意安全，量測頻率為1～2次/d，成環支護后可視圍巖穩定情況適當降低頻率，直至二次襯砌完成后可結束量測。

5結論與體會

通過采取長管棚及超前預注漿加固支護、分部分塊CRD法施工、二次襯砌及時緊跟等方法已順利通過塌方段。塌方體處理效果明顯，保證了結構及施工作業的安全，避免了次生事故的發生，加固后的塌方體穩定，二次襯砌結構安全可靠。

1)首先，塌方段圍巖為奧陶系淺變質砂質板巖，節理裂隙發育，當局部出現圍巖失穩破壞時，會造成在較長地段發生牽引型連續坍塌，這是此次塌方的基本原因；其次，由于基巖裂隙水發育，軟化及降低了結構面強度，加大了圍巖容重，是本次塌方的直接誘因；第三，隧道拱頂上方松散巖土荷載完全作用于初期支護結構，較大的自重應力使得隧道結構發生破壞，從而引起了較大的塌方，是引起塌方的間接原因。

2)在拱頂近0.425 MPa垂直荷載的作用下，隧道Ⅰ22b初期支護結構能承載的最大拉應力達到了205 MPa，該值在Ⅰ22b型鋼的容許工作應力(230 MPa)以內，結構是安全的，但安全富余度顯得不足，有待加強。建議在今后類似工程中采用H175型鋼進行初期支護。

3)以上計算或分析僅僅考慮的是初期支護承載，實際上二次襯砌施工后亦能承載一部分初期支護結構傳遞的松散塌方體圍巖壓力，通過注漿加固隧頂上方松散體亦能減少再次坍落拱高度，長管棚亦能承載一部分垂直荷載，這些措施能從總體上減小圍巖壓力，提高塌方段結構的承載能力。

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Safety Evaluation of Primary Support Structure during Collapse Treating of Large Cross-section Railway Tunnel

GAO Hongtao

(Hunan Co.,Ltd.of Shanghai-Kunming Passenger-dedicated Railway,Changsha 410008,Hunan,China)

Abstract:The treating scheme of collapse of surrounding rock of Grade Ⅳ of a large cross-section railway tunnel is described.The distance between collapse cavity and the tunnel is predicted and detected according to collapse volume;and the vertical stress on the primary support structure of the tunnel induced by rock and soil is calculated.The bearing internal force of the primary support structure of the tunnel is simulated by means of ANSYS software and load-structure model;and the safety evaluation of the primary support structure of the tunnel is made according to Code for Design of Railway Tunnel.Finally,rational primary support structure is adopted and safe construction technologies for collapse section are provided.

Keywords:large cross-section railway tunnel;collapse treatment;grouting;numerical simulation;CRD method

收稿日期：2016-04-19;修回日期:2016-05-23

作者簡介：高洪濤(1974—)，男，陜西西安人，2007年畢業于西安科技大學,土木工程專業，本科，高級工程師，現從事鐵路土木工程技術管理工作。E-mail:sxghth10@126.com。

DOI:10.3973/j.issn.1672-741X.2016.06.016

中圖分類號：U 455

文獻標志碼：B

文章編號：1672-741X(2016)06-0756-06