富水山嶺隧道開挖工法對圍巖穩定性的影響研究

郝 洪 興

(中鐵十一局集團 第四工程有限公司， 湖北 武漢 430200)

當山嶺隧道穿越富水斷層或富水區時，隧址區圍巖往往會受到地下水往復運移及長期浸泡的影響，引起巖體強度及完整性的顯著下降。尤其是對于易產生水巖作用的泥巖、粉砂質泥巖等軟巖地質條件，圍巖穩定性較差，工程問題較為突出[1-4]。目前針對富水軟巖隧道的研究主要集中于注漿堵漏，應力-滲流耦合、支護結構選型[5-6]等。楊果岳等[7]采用數值模擬手段研究了隧道開挖時滲流參數與圍巖狀態的相互關系。黃震[8]通過流固耦合理論，采用試驗及數值模擬手段得到了富水圍巖的突水機理和滲流演化特征。范建國等[9]對富水巖溶公路隧道的支護結構受力特性進行分析，并采用現場實測與數值計算結果進行了對比驗證。徐凡獻[10]以鄭萬高鐵向家灣隧道作為研究對象，采用UDEC離散元模擬了全斷面開挖施工對隧道穩定性的影響。崔慶龍等[11]對比分析了臺階法、CD法和環形開挖預留核心土模擬施工狀態下對軟弱圍巖的影響。薛大全[12]通過數值模擬研究了CD法和CRD法對偏壓松散圍巖開挖造成的施工力學特性差異，并給出合理的支護建議。實際上，對于富水山嶺隧道，除了必要的防排水設計及構造措施外，巖體前期浸水引起的強度衰減以及相應的開挖工法在目前的設計中缺乏相關可供參考的依據和標準，這對于施工安全保障和工程經濟性優化有著重要的影響[13-16]。

因此，針對以上問題，本文以某富水山嶺隧道為工程依托，基于現場圍巖特征參數及設計情況，采用數值模擬手段深入研究了全斷面開挖、上下臺階法開挖以及CD法開挖三種工況條件下圍巖變形，拱頂沉降及應力分布特征等研究，通過對比分析拱頂、左右邊墻、拱底等特征位置的位移及受力情況，總結了不同工法對于隧道開挖穩定性的影響，為相似工程的修建提供一些理論支撐及參考。

1 工程概況

某在建隧道位于云南省大理市境內為單洞鐵路隧道，全長小于3 km，最大埋深73 m，隧道凈寬為16.75 m，洞內縱坡1.7%，初期支護設計為25 cm。其中DK448+288—DK448+472段穿越富水段巖層，地層巖性主要為侏羅系上統粉砂巖有泥巖夾層。層理發育且有少量砂泥巖互層分布。隧址區雨量充沛，洞身段地表出現了較多沖溝，地下水則以基巖裂隙水及孔隙潛水為主,大氣降雨補給通道順暢, 巖層透水性及富水性不均一。隧道臨近位置坡角處有一平形向河流，巖體地下水位部分區段較高，圍巖長期受地下水運移的擾動。針對圍巖特征參數，現場鉆心取樣并開展了相應飽水條件下的巖體強度室內試驗，測得巖體的基本物理力學參數見表1。

表1 材料物理力學特征值

2 施工方案及模型建立

2.1 數值模型建立

為了充分考慮水巖作用對隧道開挖的穩定性影響，選取大埋深、地下水位較高且開挖前巖體長期浸水的區段作為研究對象。為了對比研究水巖作用前后隧道在結構受力方面存在的差異，通過有限元計算軟件建立了不同圍巖參數、不同工法條件下的隧道開挖模型與支護模型。本文以初期支護結構作為主要研究對象。隧道寬16.75 m，高13.69 m。計算模型中隧道圍巖為Ⅴ級，隧道埋深51 m。為了消除邊界效應，數值模型兩側寬度取3.5倍洞徑約56 m，下部邊界范圍內圍巖厚度設置為31.5 m，模型沿隧道開挖方向取15 m，單元長度為0.5 m。

圍巖及支護結構均采用四邊形平面應變單元，計算單元采用Solid 45。模型共計5 184個單元和7 188個節點。采用彈塑性本構模型，假定圍巖及支護材料符合摩爾-庫侖破壞準則，模型中參數取值見表1。計算前，模型的前后左右邊界及底部邊界進行固定約束，僅上部巖土體為自由無約束狀態。為了更好的對比隧道開挖前后圍巖穩定性及支護結構受力特性差異，共設置了9個監測點(A-G)，分別位于隧道的拱頂(A)、左右邊墻(C、D)、拱底(B)、拱頂上部3.6 m(E), 拱頂上部7.2 m(F)和拱頂上部17.5 m(G)，如圖1所示。

圖1 隧道變形及上部沉降監測點布置

2.2 開挖方法

開挖工況主要設置全斷面法、兩臺階法和CD法三種方式。其中全斷面法主要為將洞室一次開挖成形，然后施作支護的施工方法(①—②)。兩臺階法為將開挖斷面大致分為上下兩部分分部開挖，并且采取開挖后即施作支護襯砌的一種由上而下的開挖支護方式(①—④)。CD法為左右分布開挖方式。左側斷面開挖后及時施作初期支護及中部臨時支撐，待變形穩定后再開挖右側圍巖(①—⑤)。三種施工方法的數值模型及開挖示意圖見圖2。

圖2 不同施工工法開挖數值模型示意圖

3 結果分析及討論

3.1 位移分析

對比不同開挖工法條件下隧道洞周變形量可以看出，拱頂位置一般為沉降量最大處，洞底隆起變形量次之，但是不同工況條件下變形量大小有所差異，但變形趨勢具有一定的相似性。其中，在完全飽水條件下(見圖3)，全斷面開挖時拱頂最大沉降量為6.10 mm，拱底隆起5.87 mm；臺階法開挖時拱頂最大沉降量為6.30 mm，拱底隆起5.61 mm，CD法開挖時拱頂最大沉降量為5.66 mm，拱底隆起4.59 mm。通過對比分析可以得到，CD法開挖隧道時對洞周變形和位移控制相對較好，而全斷面法和臺階法施工造成的洞周變形比較相近。從邊墻位置處的變形可以得出，全斷面法、兩臺接法和CD法施工時左右邊墻的變形量均較為接近，其中兩臺階法的邊墻豎向位移最小。

圖3 飽水巖體不同開挖工法條件下洞周變形對比

然而，當圍巖在天然狀態下進行開挖時(見圖4)，洞周變形量出現了明顯的降低，其中邊墻變形量平均降低了48%，相對拱頂、底變形受工法影響較小。在全斷面工法條件下，拱頂位移量降幅為49.1%，拱底隆起量降幅為51.8%；在臺階法條件下，拱頂位移量降幅為49.2%，拱底隆起量降幅為49.7%；在CD法條件下，拱頂位移量降幅為48.6%，拱底隆起量降幅為47.5%。通過分析可以得出，降幅越大，表明施工工法對圍巖條件的要求越高。因此，在富水條件下采用CD法進行隧道開挖，對于拱頂沉降和拱底隆起的控制相對更為有效。

3.2 應力分析

由圖5可以得出，不同工法以及不同圍巖條件下開挖隧道引起的豎向應力分布有較大差異。首先，在天然條件下，全斷面開挖會引起拱頂和拱底較大的豎向應力，應力大小約為0.25 MPa～0.50 MPa,分布范圍上下延伸較大，邊墻處則相對較小。臺階法開挖時，上臺階拱頂兩側豎向壓應力較小，而拉應力較為集中，特別是在拱頂處應力有進一步增大的趨勢。CD法開挖時，洞周豎向應力集中現象不明顯，僅僅兩側邊墻處的豎向應力較大約為3.50 MPa～3.60 MPa。但臨時支撐的連接處出現了應力集中,拱底處受到的影響較小。與圍巖飽水條件下的隧道開挖相比，豎向應力分布趨勢比較接近，但豎向應力大小減少了約3%～12%。其中兩臺階法和全斷面法應力變化率較小，CD施工法引起的應力變化率較大，表明在支護體系能夠充分發揮支擋作用的前提下，CD法施工可以使得初期支護更好的承受開挖后產生的圍巖壓力，特別是在圍巖飽水，力學強度降低的情況下。對于控制隧道的整體變形效果較好。

圖4 天然巖體不同開挖工法條件下洞周變形對比

圖5 飽水與天然巖體在不同開挖工法條件下豎向應力對比

3.3 沉降分析

為了進一步評價不同工法及圍巖條件下隧道開挖對于上部沉降的影響，通過將拱頂上部3個監測點的豎向位移進行統計分析，結果見圖6、圖7。研究結果表明，不同施工方法引起的上部沉降量大小有所差異，但均滿足隨著與拱頂位置的距離逐漸增大，施工引起的沉降效果逐漸減弱的特征。在天然條件下，三種工法引起的上部沉降量數值上比較接近。兩臺階法引起的拱頂10 m范圍內的沉降量最大，約為2.58 mm。CD法施工引起的最大沉降量略小于其他兩種工法，其差值約為兩臺階法引起沉降量的5.4%。隨著距離地面越近，CD法施工與臺階法施工引起的沉降量差異逐步攀升至9.1%，引起的沉降量約為1.2 mm。而在飽水圍巖條件下的隧道開挖時，拱頂上部沉降量明顯增大，臺階法施工引起的最大沉降約為5.23 mm，CD法施工引起的最大沉降約為4.77 mm，全斷面法引起的沉降僅次于臺階法施工。然而CD法施工和臺階法施工引起的沉降量差異隨遠離拱頂方向由8.8%增加至12%。表明在富水圍巖條件下，CD法施工對于控制拱頂上部沉降的效果更好，相比于天然圍巖條件下，優勢也更為突出。

圖6 天然巖體不同開挖工法條件下豎向沉降對比

圖7 飽水巖體不同開挖工法條件下豎向沉降對比

4 結 論

本文基于天然和飽水巖體力學強度試驗結果，采用有限元模擬手段，針對全斷面法、臺階法和CD法三種施工工法進行隧道開挖后的圍巖穩定性展開研究，對比分析了不同工法、不同圍巖參數條件下隧道開挖后的洞周變形、應力分布及沉降特征，得到如下結論：

(1) 考慮了水巖效應的隧道開挖引起的變形較大。在三種工法條件下開挖隧道時，拱頂沉降及拱底隆起問題較為突出。臺階法開挖引起最大拱頂沉降量為6.30 mm，全斷面開挖引起最大拱底隆起為5.87 mm；而CD法對于拱頂沉降和拱底隆起的控制相對更為有效。

(2) 對比分析天然及富水條件下的隧道開挖應力分布特征得出，不同工法條件下豎向應力分布趨勢及規律比較接近，但豎向應力大小減少了約3%～12%。CD法在富水軟弱圍巖中起到的支護作用更強，可有效控制隧道整體變形。

(3) 圍巖飽水條件下開挖引起的隧道上部沉降量也較大。在天然條件下，三種工法引起的上部沉降量數值上比較接近；在富水條件下，CD法施工和臺階法施工引起的沉降量差異隨遠離拱頂方向距離的增大由8.8%增加至12%。因此，CD法施工對于控制上部沉降較另外兩工法更為有效。