緩傾砂巖夾泥巖隧道巖爆段初期支護變形特征及控制技術研究
——以蒙華鐵路段家坪隧道為例

張帥軍， 李治國， 呂瑞虎,*， 王 華， 楊世武， 申志軍

(1. 中鐵隧道勘察設計研究院有限公司， 廣東 廣州 511455; 2. 蒙西華中鐵路股份有限公司， 北京 100073)

0 引言

黃土高原殘塬區，面窄、短，較為平整，殘塬周邊向塬侵蝕強烈，沖溝發育。地貌特點為“石山戴土帽”，溝壁基巖裸露；表覆第四系全新統沖積砂質新黃土、砂層及碎石類土，上更新統風積砂質新黃土、沖洪積砂質老黃土、黏質老黃土以及砂類土和碎石類土；下伏三疊系砂巖、泥巖等。三疊系砂泥巖多為緩傾近水平巖層，發育2～3組節理。

近年來在上述地質條件下修建了諸多鐵路、公路隧道，但其修建過程中出現的變形破壞現象卻未被徹底認知。特定的區域地質構造和地層巖性、巖體結構造就了洞周圍巖獨特的變形、破壞機制，進而造成蒙華鐵路段家坪800余m隧道(DK454+230～DK453+400)拱部及仰拱初期支護破壞嚴重，環向初期支護承載力明顯削弱，雖累計變形量較小，但已嚴重影響施工質量和進度，極大地威脅了施工及后期運營安全。文獻[1-2]闡述了高地應力條件下軟弱圍巖隧道初期支護的受力特性與可讓性支護原理，未討論初期支護破壞問題；文獻[3-6]論述了水平砂巖地質條件下圍巖變形機制與穩定性，分析了支護體系力學特性及變形破壞的原因，但未具體歸納和總結結構的變形特點，也未提出針對性的變形控制措施，鑒于實際圍巖巖性、巖體結構、區域地質構造等邊界條件的多樣性，其結論具有一定的局限性；文獻[7-8]主要討論與高地應力有關的地質問題及巖爆的判據、準則等，未涉及巖爆條件下初期支護變形破壞特征及其控制技術方面的內容。關于近水平硬質砂巖偶夾軟質泥巖、豎向節理發育的地質條件下巖爆的發生機制，初期支護變形特征及相應控制技術方面的研究亦鮮見諸其他文獻。

段家坪隧道圍巖為緩傾砂巖，垂直洞軸線方向的最大初始應力為12.69～14.46 MPa、巖石單軸飽和抗壓強度為57.7～87.6 MPa，強度應力比為4～7，處于高初始地應力狀態且豎向節理發育，具備巖爆發生的必要條件，現場表現多以弱巖爆為主。針對上述特定地質條件下隧道初期支護變形破壞特征及成因，通過室內試驗、超前地質預報、地應力測試等方法進行系統研究，提出針對性的變形控制技術方案，并對其實施效果進行驗證、評價，研究成果可為類似工程提供參考和借鑒。

1 工程概況

段家坪隧道位于陜西省宜川縣境內，全長10 722.98 m(進口里程DK446+664.2，出口里程DK457+387)，施工平面布置如圖1所示。隧道最大埋深約450 m(DK452+980)，走向為121°27′12″。段家坪隧道2#斜井長1 228 m，埋深約200 m；與線路平面(大里程)57°角交于DK454+200(變更調整后交點里程為DK454+230)，內輪廓斷面尺寸為6.5 m×6.8 m。2#斜井承擔正洞任務： 小里程方向承擔正洞長度為1 578 m，大里程方向承擔正洞長度為892 m。

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

段家坪隧道洞身圍巖以三疊系上統厚層砂巖、粉砂巖夾薄層泥巖為主，巖層產狀272°∠2°，砂巖、粉砂巖節理裂隙較發育—很發育。優勢節理裂隙主要有2組，產狀分別為190°∠90°和78°∠89°，經地表調查測量，節理間距為25～50 cm，一般為密閉節理，地表局部地段節理呈張開狀，巖體較破碎，泥巖為軟弱夾層，呈薄層狀，豎向節理裂隙很發育。砂巖、粉砂巖呈灰白色，弱風化，中厚層—厚層層狀構造，層厚10～100 cm，節理裂隙較發育—發育，巖體較完整，呈大塊狀結構。泥巖呈灰黑色，弱風化，薄層狀構造，層厚小于10 cm，巖體破碎，呈碎石狀鑲嵌結構，在拱部、邊墻局部及底板底部偶夾少量薄層泥巖。隧道典型斷面地質素描見圖2。

綜合鉆孔水位測量及物探測井結果，地下水位埋深為9.6～153.6 m，主要接受大氣降水的補給，水量受降雨和構造密集程度影響。巖爆段地下水主要為第四系孔隙潛水和基巖裂隙水，水量較少，開挖揭露主要為點狀水滴出，未成線。

圖2 隧道典型斷面地質素描圖Fig. 2 Geology sketch of typical tunnel cross-section

2 隧道附近高地應力分析

2.1 高地應力來源分析

段家坪隧道隧址區由北向南區域構造依次為如意背斜、吉縣斷裂、銅川—韓城隆起、韓城斷裂帶、汾渭地塹，見圖3。經調查和隧道開挖分析，隧址區位于如意背斜北翼。段家坪隧道高地應力初期支護破壞段落可能位于與隧道小角度相交的某小型向斜影響范圍內，見圖4和圖5，據此推斷受韓城活動斷裂擠壓及壓扭性力作用產生的水平構造應力是該隧道高地應力的主要來源[9]。

(a) 平面圖

(b) 縱斷面圖

圖4小型向斜構造與斜井及正洞平面方位關系

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

圖5 斜井掌子面圍巖小型向斜構造

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

2.2 地應力測試

段家坪隧道水平構造應力導致初期支護變形破壞段落里程為DK454+230～DK453+400，長830 m，埋深為150～350 m。為探究構造地應力大小與初期支護變形破壞特征之間的深層關系，為后續研究提供基礎數據，分別在段家坪隧道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處各施作1個豎向地應力測試鉆孔，共計3個測孔，采用水壓致裂法進行地應力測量。DK453+830處地應力測試揭露的巖芯見圖6。通過計算得到每個測孔在鉆孔深度范圍內的5段地應力測值及2段地應力方向[10]，3個測孔的數據見表1。其中，垂直洞軸線方向的最大初始應力為12.69～14.46 MPa，巖石單軸飽和抗壓強度為57.7～87.6 MPa；受韓城活動斷裂擠壓及壓扭性力作用產生的小型向斜是最大水平主應力明顯大于垂直主應力的主因。

圖6 DK453+830處地應力測試巖芯照片Fig. 6 Test core samples at DK453+830

2.3 隧址區初始地應力狀態判定

洞周圍巖屬于堅硬巖—較硬巖，根據表1數據計算的強度應力比均在4～7；另外，地應力測試鉆孔揭露巖芯時有餅化現象，根據GB/T 50218—2014《工程巖體分級標準》[11]判斷段家坪隧道鉆孔附近洞周圍巖處于高初始地應力狀態。

現場測量隧道走向約為121°，地應力測量得到最大水平主應力SH方向約為N79°E，最大水平主應力方向與隧道軸線夾角約為42°，夾角較大，易發生巖爆[7]。段家坪隧道與區域構造平面位置關系見圖7。

表1 段家坪隧道工程巖體強度應力比評估表

注：SH為最大水平主應力；Sh為最小水平主應力；SV為垂直主應力；σmax為垂直洞軸線方向的最大初始應力[8]；Rc為巖石單軸飽和抗壓強度，由室內試驗測試得出。

圖7 段家坪隧道與區域構造平面位置關系示意圖

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

3 初期支護變形破壞特征及成因分析

3.1 初期支護變形特征

初期支護變形以拱部及仰拱豎向位移為主，凈空收斂變形較小。

3.1.1 拱頂下沉

1)初期支護距掌子面10～20 m時，拱頂下沉日變形量相比日常較大，為1～2 cm。2)同一測點突變持續時間較短，一般僅1 d。突變后沉降速率一般不大于5 mm/d，之后逐漸趨穩直至穩定。3)拱頂下沉突變與初期支護封閉成環不存在必然聯系。4)初期支護開裂段拱頂下沉最大累計值受工法影響較大。二臺階法最大累計值基本在5 cm以內，三臺階法最大累計值約為7 cm，全斷面法最大累計值為8～9 cm。5)支護參數調整段拱頂下沉最大累計值未超過10 cm，其他試驗段拱頂下沉累計值均未超過6 cm。具體見圖8。

3.1.2 凈空變化

凈空變化無突變發生，日變形量均在5 mm以內。最大累計值未超過35 mm，據此推斷邊墻穩定，未對初期支護整體穩定性產生不良影響。

圖8 高地應力段落隧道掘進方向拱頂下沉累計值空間分布Fig. 8 Spatial distribution of accumulative values of crown subsidence along tunneling direction at high geostress section

3.2 初期支護變形破壞形態及成因分析

初期支護變形破壞主要發生在拱部、仰拱部位，邊墻凈空收斂變化較小，個別地段邊墻時有環向未貫通裂縫出現，且面朝掌子面右側的邊墻裂縫數量及寬度明顯多于左側邊墻。

3.2.1 拱部及仰拱初期支護混凝土脫殼、開裂成因

在最大水平構造應力垂直于隧道洞軸分量的作用下，拱部及仰拱水平砂巖層間發生剝離，巖層內產生裂紋，緊貼初期支護的巖層會最先折斷，同時豎向節理面張開并縱向錯動，水平構造應力釋放的能量隨即作用在處于剪壓受力狀態的初期支護混凝土上，加速了混凝土的破壞；拱部及仰拱初期支護混凝土同時承受最大水平構造應力平行于隧道洞軸的分量和垂直于隧道洞軸的分量，易發生沿張開的豎向節理走向的剪壓破壞，破壞部位主要位于隧道中線附近1.5 m范圍內，見圖9和圖10；拱部及仰拱初期支護混凝土破壞后，初期支護承載力嚴重削弱，將進一步加速圍巖的破壞。因此，拱部及仰拱初期支護混凝土的脫殼、開裂與初期支護背后圍巖的層間剝離、斷裂，節理面張開及縱向錯動緊密相關，周邊圍巖在初期支護破壞前已開始初步碎裂，當初期支護受力后，兩者的破壞將互為不利條件致使對方破壞加劇，并最終在構造應力基本釋放完成后趨于穩定。

(a) 掌子面豎向節理分布示意圖

(b) 拱部混凝土開裂掉塊縱向形態

(a) 拱部混凝土開裂掉塊環向形態

(b) 仰拱初期支護混凝土破壞形態

另外，現場發現仰拱初期支護的變形與破壞一般比對應的拱部初期支護破壞嚴重，原因有2點： 1)仰拱初期支護背后的填充在重力作用下一般較拱部初期支護密實，地應力直接作用于仰拱初期支護； 2)下臺階與仰拱一起開挖施作，仰拱初期支護施作完成后隨即進行虛碴回填，不易覺察仰拱初期支護破壞，現場也未采取任何處理措施。

3.2.2 仰拱填充表面裂縫成因

仰拱填充后持續釋放的應力在其表面沿大體平行于最大水平主應力方向形成剪切裂縫[12]，見圖11。

3.2.3 拱部及仰拱初期支護格柵鋼架主筋失穩機制

拱部及仰拱初期支護格柵鋼架主筋失穩表現為朝向洞內臨空面突起，并側向扭曲，見圖12和圖13。究其原因： 1)初期支護混凝土脫殼、開裂后嚴重削弱對格柵鋼架主筋的裹握力，使其在環向受壓和縱向拉動共同作用下發生偏心受壓屈曲； 2)洞周豎向節理發育，在最大水平構造應力平行于隧道洞軸分量作用下節理面持續擴展延伸并錯動，格柵鋼架主筋受剪切作用發生側移破壞。

3.2.4 邊墻凈空收斂變化較小，初期支護混凝土環向裂縫成因

如前所述，最大水平構造應力平行于隧道洞軸分量和垂直于隧道洞軸分量共同引起拱部及仰拱初期支護的變形破壞，其中最大水平構造應力垂直于隧道洞軸的分量也是凈空收斂變化的主因，由于作用在兩側邊墻的垂直于隧道洞軸的分量基本相當，因此，左右邊墻絕對位移相差不大，凈空收斂變化較小。

圖11高地應力段仰拱填充表面典型裂縫平面圖

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

圖12 仰拱初期支護環向格柵鋼架主筋側向扭曲

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

右邊墻初期支護混凝土裂縫相對于左側較多，且較寬，成因如下： 在區域水平構造應力作用下[13]，左邊墻裂縫主要由左邊墻附近松動圈內圍巖豎向節理面閉合及微錯動雙重趨勢引起，右邊墻裂縫主要由右邊墻附近松動圈內圍巖豎向節理面張開及錯動雙重趨勢引起，見圖13。

4 支護結構變形破壞控制技術

段家坪隧道高地應力段(DK454+230～+160)原設計施工參數見表2，從應用效果來看，初期支護開裂掉塊的現象較嚴重。

(a) 斷面圖

(b) 平視圖

格柵鋼架范圍格柵型號格柵間距/m噴混凝土厚度/cm徑向錨桿(管)部位間距(環×縱)/(m×m)型號長度/m襯砌厚度/cm拱墻仰拱配筋超前小導管備注全環H1301.220(全環)拱部180°1.0×1.2?22螺紋鋼54045有有超前小導管4榀/環

隧道支護結構變形破壞控制技術方案主要有2種[14]： 1)主動增強支護技術方案，主要采取增強支護參數，提高初期支護的強度和剛度，調整開挖工法等措施； 2)被動適度應力釋放技術方案，主要包括初期支護背后增設緩沖層和初期支護加裝阻尼器，即允許圍巖適量變形，釋放地應力，減小支護抗力，同時又能約束圍巖松弛和過度變形，控制初期支護變形，保持結構穩定。

上述2種支護方案均在本工程中得以應用，初期支護監測斷面內測點布設見圖14，監測結果見表3。

4.1 支護參數調整

DK454+160～DK453+605段支護參數根據地質情況及圍巖量測結果進行多次調整(見表4)后，大部分情況為短期穩定，之后支護結構距離掌子面10～20 m時即出現開裂，與原設計段落相比該段變形大，開裂嚴重，開裂部位距掌子面距離相同(見表3)，未能有效控制初期支護開裂，說明不宜單純采用調整支護參數措施來控制以水平構造應力為主因的初期支護變形破壞。

圖14 緩沖層試驗段測點布設示意圖

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

表3 初期支護變形、開裂情況統計Table 3 Statistics of deformation and cracking of primary support

注： 1)表中變形與應力監測數據均為各支護措施段的最大值，其他數據為大概率事件數據。2)拱頂僅在緩沖層段出現上升，應與以水平應力為主的高初始地應力作用下初期支護的整體抬升有關。

表4 段家坪隧道支護參數調整Table 4 Supporting parameter adjustment of Duanjiaping Tunnel

4.2 初期支護背后增設緩沖層

DK453+595～+560段初期支護背后拱墻增設緩沖層，見圖15和圖16。

圖15 拱部初期支護背后緩沖層敷設效果Fig. 15 Effect of buffer layer laying behind primary support of arch

圖16 邊墻初期支護背后緩沖層敷設效果

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

本段采用臺階法施工，其中上臺階長度為8 m，高度為6.5 m；下臺階與仰拱同時開挖，同時施作初期支護，施工參數如下。

1)支護參數。拱墻采用H180格柵鋼架，間距0.75 m/榀，噴射C25混凝土，厚度為25 cm；仰拱采用H230格柵鋼架，間距0.75 m/榀，噴射C25混凝土，厚度為30 cm； 拱部120°增設φ42超前小導管，壁厚3.5 mm，長4 m，環向間距40 cm，按3榀/環打設；全環采用φ6×φ8(縱×環)雙層鋼筋網片，間距25 cm×25 cm。

2)緩沖層采用土工布+高密度海綿，厚度為5～10 cm。緩沖層段在水平構造地應力作用下，為圍巖變形破壞提供了空間，為初期支護混凝土強度提高爭取了時間，初期支護承受經前期釋放后剩余的高地應力時強度、剛度較大，因此其鋼筋應力及混凝土應力明顯大于其他試驗段(見表3)，但都在設計值30%以內，初期支護未開裂。建議： 若圍巖屬于硬巖、極硬巖，且具備巖爆發生條件，現場宜采用緩沖層來保護初期支護免遭破壞。

4.3 采用錨桿+加筋底板

DK453+524～+452段采用錨桿+加筋底板施工[15-16]，見圖17。

本段采用臺階法施工，其中上臺階長度為8 m，高度為6.5 m；下臺階與仰拱同時開挖，同時施作初期支護，施工參數如下。

(a) 錨桿施作現場

(b) 錨桿施作完成

1)拱墻采用H180格柵鋼架(DK453+524～+488段)和H230格柵鋼架(DK453+488～+452段)，間距0.75 m/榀，噴射混凝土厚度為25 cm；仰拱采用H230格柵鋼架，間距0.75 m/榀，噴射混凝土厚度為30 cm；全環采用φ6×φ8(縱×環)雙層鋼筋網片，間距25 cm×25 cm；在隧道底部設置C25噴射混凝土加筋底板，厚度為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°范圍及仰拱加筋底板部位打設φ25漲殼式中空錨桿，長6 m，間距0.8 m×0.8 m(環×縱)；拱腳以上2.5 m范圍打設中空錨桿3根，長3 m，間距1.0 m×1.0 m(環×縱)。

錨桿+加筋底板組合支護型式使水平構造應力作用對象由單一的初期支護擴展為錨桿、加筋底板、格柵鋼架和圍巖等組成的組合結構，圍巖壓力及初期支護內力實際已成為組合結構的內力，其數值介于緩沖層與阻尼器試驗段之間(見表3)，初期支護得到一定的保護。錨桿+加筋底板組合支護能充分發揮圍巖的自承能力與加筋底板的反壓效應，能在較短的時間內使水平構造應力調整到位；但也存在不足，即受機械設備和施工場地所限，錨桿只能在立拱噴漿完成后施作，耗時較長，且間距較密時會對圍巖造成擾動破壞，在錨桿發揮作用前圍巖壓力主要由強度不高的混凝土承擔。因此，錨桿+加筋底板段也是在拱部發生普遍開裂，該支護型式受外界因素影響較大，可在條件具備的情況下采用。

4.4 初期支護加裝阻尼器

DK453+560～+524段與DK453+452～+385段采用加裝阻尼器施工技術[17]。其中，DK453+560～+524段采用鋼筋型阻尼器，見圖18(a)；DK453+452～+385段采用鋼板型阻尼器，見圖18(b)。

(a)鋼筋型阻尼器

(b)鋼板型阻尼器

本段采用臺階法施工，其中上臺階長度為8 m，高度為6.5 m；下臺階與仰拱同時開挖，同時施作初期支護，施工參數如下。

1)拱墻采用H180格柵鋼架，間距0.75 m/榀，噴射混凝土厚度為25 cm；仰拱采用H230格柵鋼架，間距0.75 m/榀，噴射混凝土厚度為30 cm；全環采用φ6×φ8(縱×環)雙層鋼筋網片，間距25 cm×25 cm；隧道拱頂和仰拱初期支護鋼架中心設置縱向阻尼器。

鋼板型阻尼器選取參數為： 豎板厚度為8 mm，高度為30 cm，間距為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恒阻變形量。

鋼筋型阻尼器采用主筋和輔助筋焊接成鋼筋網片，代替鋼板型阻尼器中的豎向限阻鋼板，主筋采用φ22 mm的 HRB400螺紋鋼筋，主筋輔助筋采用φ10 mm的 HPB235光圓鋼筋，高度為25 cm，間距為10～15 cm，可提供8.0～12.0 MPa限阻峰值。鋼筋型阻尼器其他構造同鋼板型阻尼器。

2)拱墻襯砌厚度為45 cm，仰拱襯砌厚度為50 cm，矢跨比調整為1∶6，根據監測數據分析確定襯砌配筋參數。

阻尼器試驗段的開裂部位均位于拱部，主要集中于阻尼器附近，阻尼器內的鋼板扭曲嚴重，見圖19。實踐證明，鋼板型阻尼器控制變形效果優于鋼筋型阻尼器。阻尼器使環向初期支護未完全封閉，在拱頂形成塑性鉸，水平構造應力在拱頂塑性鉸部位沿環向與縱向集中釋放，有效保護除拱頂塑性鉸外的其余初期支護，因此，初期支護變形較大，僅次于調整支護參數段；此外，內力較大，僅次于緩沖層(見表3)，但開裂控制效果較好，在本工程高地應力段應用效果較好。

(a)鋼筋型阻尼器

(b)鋼板型阻尼器

綜上所述，各試驗段的累計變形值都在變形允許值以內；各試驗段拱架鋼筋應力都在設計值30%以內，初期支護混凝土則出現局部應力集中，個別部位混凝土應力超過了設計值和極限值，混凝土局部破壞，綜合判斷結構整體基本安全。豎向節理發育的水平砂巖夾泥巖地層的構造應力空間影響范圍基本相同，調整支護參數、增設緩沖層、采用錨桿+加筋底板和加裝阻尼器試驗段均在距離掌子面100 m左右趨于穩定，基于不同支護型式的作用機制不同，水平構造應力釋放的劇烈程度有所差異。

5 結論與討論

5.1 結論

1)段家坪隧道處于高初始地應力狀態，最大水平主應力與隧道軸線夾角偏大，且大于垂直主應力。

2)拱部及仰拱初期支護混凝土發生剪壓破壞；拱部及仰拱格柵鋼架主筋在環向受壓和縱向拉動共同作用下發生偏心受壓屈曲。

3)在水平構造應力作用下，左邊墻裂縫由左邊墻附近松動圈內圍巖豎向節理面擠壓與微錯動雙重趨勢引起；右邊墻裂縫由右邊墻附近松動圈內圍巖豎向節理面張開與錯動雙重趨勢引起。

4)對于以水平構造應力為主的豎向節理發育的硬質圍巖隧道，二臺階法對圍巖擾動適度，使構造應力釋放相對柔緩，宜優先選用。

5.2 討論

1)若圍巖屬于硬巖、極硬巖，現場宜采用緩沖層作為地應力釋放空間，可明顯減少對初期支護結構的破壞，但應預留注漿孔，在變形穩定后及時注漿填充。

2)錨桿+加筋底板的組合支護型式，減小了圍巖壓力及初期支護內力，但工序復雜，耗時長，也會對圍巖造成擾動破壞，在錨桿發揮作用前圍巖壓力仍由未達設計強度的混凝土承擔。

3)阻尼器可有效控制初期支護開裂。鋼板型阻尼器控制變形效果優于鋼筋型阻尼器。深入開展阻尼器在初始高地應力下較硬、較軟巖隧道中的應用研究具有重要的現實意義。