軟弱破碎炭質板巖公路隧道施工全過程受力特征與控制技術研究

摘要：為了準確了解穿越炭質板巖隧道圍巖及初期支護的受力特性，選取了峨（眉）漢（源）高速金口河隧道的典型斷面進行測點布置，對隧道結構應力狀態進行監控分析，研究隧道施工過程中支護結構受力的變化規律及特征。結果表明：隧道錨桿軸力前期快速增長，拱腰、拱肩錨桿軸力穩定時間分別為18、34天，最大值分別為49.2、99.8 kN；圍巖接觸壓力整體均呈“增大—減小—再增大—穩定”的變化規律，大約56天達到穩定，但存在一定偏壓，呈現“上大下小”的分布特點；鋼拱架最大、最小軸力分別位于拱腰（40.47 kN）、拱頂（29.55 kN），最大、最小彎矩位于拱肩（4.61 kN·m）、拱腰（0.83 kN·m）?；谒淼朗┕な芰μ卣?，支護結構采取減小鋼拱架間距、增加錨桿長度、增加預留變形量等優化措施，有效地控制了圍巖大變形及偏壓荷載。

關鍵詞：公路隧道； 施工力學； 控制技術； 炭質板巖； 信息反饋

中國分類號：U455.49A

［定稿日期］2022-04-21

［作者簡介］周清學（1970—），男，本科，高級工程師，主要從事公路工程項目施工技術管理。

［通信作者］茍安迪（1999—），男，碩士，研究方向為隧道與地下工程設計理論。

0 引言

近年來，隨著我國西部地區交通基礎設施建設，隧道工程建設方案優先采用，且規模不斷擴大。但西部地區隧址區地質和水文條件復雜多變，特別是炭質板巖地層，隧道施工極易出現初期支護大變形、襯砌掉塊甚至坍塌、鋼拱架扭曲等災害，嚴重影響隧道工程穩定性，甚至危及施工人員的生命安全。

目前，不少學者已對炭質板巖隧道開展了一系列研究。其中，劉陽等［1］針對木寨嶺隧道的大變形問題，分析了炭質板巖大變形發生的影響因素，解釋了炭質板巖的塑變、板梁彎曲、剪切滑移、壓桿破壞等大變形機理。郭健等［2］通過對炭質板巖圍巖位移、初支內力和二襯內力的施工全過程進行監測，獲得了不同施工階段隧道大變形段襯砌受力特征。劉銀濤等［3］依托高黎貢山隧道建立數值模型，得出隧道開挖過程中圍巖及初期支護變形特征。武建廣等［4］提出了炭質板巖地層大斷面隧道變形控制施工技術。陳秋南等［5］研究了圓寶山隧道炭質板巖大變形段初期支護結構受力特性。張衛霞等［6］針對板巖地質隧道施工提出了預防圍巖失穩的措施和支護結構的優化措施。陳炳光等［7］依托峨漢高速豹貍崗隧道工程對二次襯砌的支護參數進行優化。李玉平等［8］針對大草山隧道穿越二疊系炭質板巖、斷層破碎帶等軟質巖提出了“放抗結合，長錨圍壓，固結成拱，強支跟進”的設計理念及“變松動圈為承載拱”的“圍壓拱”支護體系。張海太等［9］分析了富水炭質板巖地層隧道底部結構破損原因，提出了相應的防治措施。郭新新等［10］以渭武高速木寨嶺公路隧道為工程背景，通過典型大變形災害實錄和巖體特性等，分析高應力炭質板巖隧道的大變形特征及其機理。王明勝［11］以某隧道強風化炭質板巖段為研究背景，通過數值模擬和現場試驗2種方式，對三臺階法和超前導洞擴挖法2種方案的大變形控制效果進行對比分析。

綜上所述，隧址區復雜地質條件對隧道結構受力體系影響比較大，采用的施工工藝和支護方案等也不同。本文依托峨漢高速金口河隧道工程，通過現場監控量測大數據分析，研究了隧道施工全過程支護受力變化規律及特征，并提出了隧道施工偏壓荷載的控制措施。本文所得結論可以為軟巖大變形隧道結構設計施工提供借鑒與參考。

1 工程概況

峨漢高速金口河隧道位于四川省西南部樂山市峨邊彝族自治縣和金口河區交界處的中高山峽谷區，設計為雙線隧道，全長8 107 m，最大埋深1 310 m。圍巖主要由炭質板巖夾板巖灰巖、白云巖、砂巖等組成，工程地質性質差異較大，隧址區圍巖裂隙較發育，結構面結合程度差，巖體極破碎。V級圍巖占比48%，IV級圍巖占比47%，III級圍巖占比5%。地下水類型以松散孔隙水、基巖裂隙水為主，含水量一般，易呈點滴狀-線狀出水。

隧道最大開挖跨度為12.6 m，初期支護厚度為24 cm，主要采用噴錨支護、鋼筋網和鋼拱架，錨桿長3.0 m，鋼筋網由8 mm鋼筋構成，鋼筋間距為20 cm（環向）×20 cm（軸向），鋼拱架由I18型鋼制成，間距80 cm。二次襯砌厚度為45 cm的C30鋼筋混凝土，隧道橫斷面如圖1所示。隧道V級、IV級圍巖較差段采用環形開挖留核心土法施工， V級圍巖大變形段采用單側壁導坑法施工，IV級圍巖常規段采用上下臺階分部開挖法施工。

2 破碎圍巖隧道施工監測方案

2.1 碳質板巖隧道大變形情況

金口河隧道ZK65+290～ZK65+720段最大埋深為1 310 m，該段圍巖為V級圍巖，采用環形開挖留核心土法施工，地層以炭質板巖為主，巖體褶皺、擠壓破碎嚴重，整體穩定性差，隧道施工工程中多次出現大變形情況，主要表現為初期支護侵限、鋼拱架扭曲、混凝土開裂剝落等病害，如圖2所示。該段圍巖變形較大，最大拱頂沉降為76 mm，拱頂沉降速率最大值為13.2 mm/d，最大水平收斂量108 mm，收斂速率最大值為17.9 mm/d。

2.2 軟弱破碎圍巖隧道施工受力監測

為了深入研究穿越炭質板巖地層大變形段隧道結構受力特性，選取隧道左線ZK65+507、ZK65+549這2個典型斷面作為研究對象，對隧道施工中圍巖壓力、鋼拱架應力、錨桿軸力進行現場監測與分析。其中ZK65+507監測斷面縱向位置示意如圖3所示。

隧道典型監測斷面測點布置如圖4所示，布設A、B、C、D、E、F共6個監測點位，分別對應隧道的左拱腰、左拱肩、拱頂、右拱肩、右拱腰、仰拱，其中錨桿監測點又分別按1～3進行編號。

錨桿軸力監測主要是為了分析錨桿受力特征，判斷圍巖穩定情況。采用振弦式智能錨桿軸力計對錨桿軸力進行監測，每個監測斷面設置4個測點，每個測點設置1根長3" m的錨桿，每根錨桿設置3個軸力計。

圍巖與初期支護接觸壓力監測主要是判斷圍巖的穩定性及圍巖的應力分布狀態，判斷斷面隧道施工方法的合理性。采用振弦式智能土壓計監測，每個監測斷面設置6個測點，每個測點設置1個土壓計。

工程結構周清學，" 茍安迪，" 何平， 等： 軟弱破碎炭質板巖公路隧道施工全過程受力特征與控制技術研究

鋼拱架應力監測是為了分析鋼拱架受力變化特征，判斷初期支護受力的合理性。采用鋼筋測力計監測，每個監測斷面設置6個測點，每個測點在內側和外側各布設1個鋼筋測力計。

3 隧道支護結構受力特性分析

限于篇幅，根據現場監測情況，僅對ZK65+507斷面進行支護結構受力特性分析。

3.1 錨桿軸力監測結果分析與反饋

金口河隧道ZK65+507斷面右拱肩和右拱腰錨桿軸力時程曲線如圖5、圖6所示，正值代表受拉狀態。

從圖5可知，隧道右拱肩錨桿上D1～D3 3個錨桿軸力計均為受拉狀態，整體變化規律基本一致，錨桿軸力由0逐漸增大，增長速率隨時間的增加不斷減小，該階段表明錨桿應力在不斷調整，有效限制了隧道圍巖變形。最終軸力均趨于穩定，穩定后錨桿軸力D1gt;D3gt;D2，軸力峰值為99.8 kN，隧道施工過程中圍巖趨于穩定最長時間為D1點34天。

從圖6可知，隧道右拱腰錨桿上E1～E3 3個錨桿軸力計均為受拉狀態，錨桿軸力逐漸增大，軸力峰值為49.2 kN。E1與E3軸力計增長速率隨時間增加不斷減小，而E2軸力時程曲線在上升階段出現3次波動性變化，說明錨桿軸力隨時間的變化與下臺階開挖密切相關，下臺階開挖時對圍巖有多次擾動，錨桿與圍巖之間相互作用。該階段應力調整的過程比較明顯，錨桿有效限制了隧道圍巖變形。錨桿軸力均在第18天左右趨于穩定，說明隧道支護結構受力穩定，穩定后錨桿軸力E2gt;E1gt;E3。

根據隧道監控量測斷面錨桿軸力時程曲線可以繪制錨桿軸力分布圖，如圖7所示。

從圖7可知，隧道左右側對稱位置的錨桿軸力表現出明顯的不對稱性，在同一側拱肩處軸力普遍大于拱腰處，說明ZK65+507斷面豎向荷載占據主導地位。同時，同一監測點處錨桿軸力最大值出現位置并不固定，左拱肩、右拱肩、右拱腰分別出現在B3、D1、E2處，最大值分別為51.2、94.3、43.4 kN。左拱腰錨桿軸力值較小，說明該處錨桿未能有效錨固，沒有發揮其最大作用；其余錨桿均為受拉狀態，錨桿與圍巖耦合情況良好，增強了圍巖穩定性。

3.2 隧道圍巖壓力監測結果分析與反饋

金口河隧道ZK65+507斷面圍巖與初期支護接觸壓力時程曲線如圖8所示，正值代表受壓狀態。

從圖8可知，隧道拱頂、左拱肩和右拱肩圍巖壓力變化趨勢相似，整體呈先上升，后下降，再上升至逐漸穩定的趨勢，在監測初期隨隧道施工開挖波動較大。3個部位在下臺階開挖時均出現峰值，峰值最大為右拱肩處的0.39 MPa，隨著下臺階的開挖，圍巖壓力短期內有所降低，可能是由于下臺階開挖導致已有的初支懸空，與圍巖貼合不緊密。而后再次上升，說明圍巖與支護結構體系重新調整。仰拱和二襯施作后，圍巖壓力開始逐漸緩慢上升，表明初支閉合成環后形成一個整體的受力體系，有利于充分發揮初期支護的支護作用，最終在56天后達到穩定狀態，最大圍巖壓力為0.49 MPa，穩定后ZK65+507斷面圍巖與初期支護接觸壓力分布如圖9所示。

從圖9可知，隧道ZK65+507斷面圍巖壓力存在一定程度的偏壓，右側圍巖壓力較大，可能是由于地形引起，并且具有明顯的“上大下小”的分布特點，兩側拱肩往往會出現最大值，最大值為0.49 MPa，最小圍巖壓力位于左拱腰處，約0.10 MPa。

3.3 鋼拱架內力監測結果及分析

對金口河隧道ZK65+507斷面監測所得鋼拱架內外側的應力數值進行處理，并計算得到初期支護鋼拱架軸力值和彎矩值，結果如圖10所示。

根據圖10（a）可知，ZK65+507斷面鋼拱架為全截面受壓，拱腰處的軸力最大，其次為拱肩，拱頂處的軸力最小。軸力最大值約40.47 kN，最小值約29.55 kN。根據圖10（b）可知，拱頂、拱腰處受正彎矩作用（內側受拉），拱肩處則受負彎矩作用；拱肩部位的彎矩達到最大數值4.61 kN·m，其次為拱頂，而拱腰處最小。由此判斷ZK65+507斷面整體受力存在一定偏壓，與錨桿軸力及圍巖壓力受力情況相符，且所有測點鋼拱架應力均遠小于抗壓強度設計值215 MPa，說明結構相對安全，鋼材強度沒有得到充分發揮。

4 隧道結構受力偏壓控制措施

針對金口河隧道開挖過程中出現的受力偏壓情況，現結合炭質板巖隧道變形特征、支護結構受力特征，可以采取部分措施控制偏壓荷載，改進后的隧道設計橫斷面如圖11所示。

（1）對未施工的鋼架間距進行加密，將原設計80 cm鋼架間距調整至60 cm。

（2）適當增加初期支護預留變形量，由10 cm調整至15 cm，充分釋放圍巖壓力。

（3）及時支護、及時封閉成環，減少圍巖裸露時間。

（4）增加錨桿長度，由3 m調整至4 m，加固塑性區圍巖，控制圍巖變形。

通過上述措施，金口河隧道圍巖大變形及結構受力偏壓情況得到有效控制，隧道施工期間的安全性得到保障。

5 結論

通過對金口河隧道炭質板巖段進行監控監測分析，得出幾點結論：

（1）隧道錨桿軸力前期快速增長，拱腰、拱肩錨桿軸力穩定時間分別為18、34天，最大值分別為49.2、99.8 kN；錨桿有效地增加了圍巖的穩定性，一定程度上限制了圍巖變形。

（2）隧道圍巖接觸壓力在前期迅速增大，這是因為上臺階開挖后圍巖與支護結構體系重分布導致。由于下臺階開挖造成已有支護與圍巖貼合不緊密，圍巖接觸壓力短期內略有下降，隨著初期支護閉合成環和二襯施作，有效地發揮支護作用，圍巖接觸壓力經過一段增長期后最終在56天左右達到穩定，穩定后圍巖壓力存在一定偏壓，可能是由地形引起，具有“上大下小”的分布特點。

（3）初期支護鋼拱架全截面受壓，鋼拱架最大、最小軸力分別位于拱腰（40.47 kN）、拱頂（29.55 kN），最大、最小彎矩位于拱肩（4.61 kN·m）、拱腰（0.83 kN·m），支護結構受力安全，確保了隧道施工期間的安全性。

（4）在軟弱破碎圍巖偏壓區段隧道施工過程中，可以采用減小鋼拱架間距、增加錨桿長度、增加預留變形量等措施，能夠有效控制住圍巖大變形及偏壓荷載。

參考文獻

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