全風化花崗巖隧道初支變形機理及換拱施工技術

文章介紹了廣西某高速公路隧道全風化花崗巖段初支變形及侵限情況，采用Midas GTS軟件建立三維模型，對全風化花崗巖隧道施工過程中的初支變形情況進行模擬，根據模擬計算結果及現場情況分析了隧道初支變形的機理，針對全風化花崗巖隧道換拱施工提出了相應的處治措施。經應用，該隧道順利完成換拱施工，可為今后類似的隧道換拱施工提供借鑒。

全風化花崗巖；初支變形；侵限；換拱

U455.4A421333

作者簡介：

陳人豪（1990—），高級工程師，主要從事公路隧道勘察設計研究工作。

0" 引言

全風化花崗巖呈砂土狀，遇水易軟化崩解，自穩能力差［1-2］。隧道穿越全風化花崗巖段時，易出現較大沉降甚至初支整體下沉等情況。因此，迫切需要對隧道穿越全風化花崗巖段初支的變形機理進行研究，避免隧道開挖過程中初支出現大變形甚至整體下沉的情況。胡強等［3］深入分析了某項目隧道在風化花崗巖地層施工過程中掌子面頻繁塌方的原因，通過數據統計分析、現場實踐等總結出風化花崗巖隧道塌方事故預防措施。黃銀海［4］通過研究某隧道穿越富水全風化花崗巖段時初支的下沉變形機理，提出了隧道穿越富水全風化花崗巖段初支下沉變形總體防治原則，并建立了富水全風化花崗巖段隧道的綜合防治技術體系。沈孟龍等［5］以景海高速公路賓房2#隧道在全-強風化花崗巖地層中發生塌方為例，提出針對隧道塌方處治的綜合措施。

本文以廣西某高速公路花崗巖隧道初支出現大變形及換拱施工為依托，采用Midas GTS軟件建立三維模型，對全風化花崗巖隧道施工過程中的初支變形情況進行模擬，分析了全風化花崗巖隧道初支變形的機理，針對全風化花崗巖隧道換拱施工提出了相應的技術措施。

1" 工程地質概況

該隧道為分離式中隧道，隧道總體走向約為121°～134°，右線設計長度為925 m，左線設計長度為931 m，進、出口路基設計高程分別為104.785 m、94.748 m，最大埋深約165 m。隧道區屬丘陵地貌。

隧道區下伏基巖為花崗巖，兩端洞口段坡殘積土層較厚未見露頭，在近隧道頂見露頭。裂隙多以風化裂隙為主，發育密度大，于進口端洞口段頂處測得三組花崗巖節理裂隙產狀分別為J1：65°/NW/70°、J2：156°/SW/49°、J3：147°/NE/61°；于出口端洞口頂處測得四組花崗巖節理裂隙產狀分別為J1：230°/NW/6°、J2：30°/SE/71°、J3：155°/SW/55°、J4：140°/NE/67°。密度為1～2條/m及3～4條/m。

隧道主要穿越印支期（γ51b）全-強風化花崗巖、中風化花崗巖以及砂質黏性土。砂質黏性土與全風化花崗巖均呈砂土狀，分布于隧道進出口位置，無自穩能力，淺埋段、偏壓段容易發生大變形；強風化花崗巖原巖大部分破壞，蝕變較為嚴重，多呈鑲嵌結構分布，自穩能力較差，施工過程中無支護時拱部易坍塌，側壁易失穩；中風化花崗巖巖質較堅硬，巖體破碎，局部較完整，巖質新鮮，自穩能力較好，施工過程中可能出現小型坍塌，側壁可能出現掉塊或失穩現象。

2" 初支侵限開裂及地表裂縫情況

隧道右洞YK63+150斷面在進行左側中臺階施工時，YK63+160、YK63+150附近兩處初支開裂，拱腰處出現變形。經觀察，洞頂地表K63+134、K63+153處沿著等高線出現多條橫向裂縫，裂縫寬度最大為8 cm，可測深度為3 m。根據初支內輪廓測量數據，YK63+142（掌子面）～YK63+189段初支已侵入二襯空間，長達47 m的初支需要換拱（圖1）。

3" 施工過程初支變形的數值模擬

為進一步研究全風化花崗巖隧道洞口段初支變形機理，采用Midas GTS軟件對隧道的開挖過程進行模擬，分析三臺階法開挖所對應的圍巖變形及初期支護受力情況。

3.1" 計算模型

建立的數值模型如圖2～3所示。為消除邊界效應，模型左右邊界取隧道三倍以上洞徑，模型底部與隧道拱底相距三倍以上洞高，模型頂部取至地表，模型底部尺寸為140 m×40 m。應用四面體和六面體單元進行網格劃分，網格單元數為29 900，節點數為23 947。模型圍巖為全風化花崗巖地層。隧道開挖分上中下三臺階，錨桿長度為4.0 m，間距為1.2 m×0.6 m，采用植入式架模擬，初支采用梁單元模擬，厚度為0.26 m，上臺階高度為2.88 m，中臺階高度為4.1 m，下臺階高度為3.53 m。臺階開挖間距為5 m，開挖進尺為0.6 m。

3.2" 計算參數及結果

根據現場測試數據，結合相關規范及工程經驗，地層結構參數及襯砌參數取值見表1。

對隧道施工過程的豎向位移、洞內收斂、初支應力進行分析，詳見圖4～7，可以看出：

（1）圍巖變形主要發生在隧道拱頂上方直至地表，開挖導致隧道上部圍巖被擾動，沉降最大約為9.7 cm，出現在隧道拱頂；洞周收斂最大值為6.17 cm，出現在隧道拱腰處。

（2）初支所受最大拉應力約為8.5 MPa，位于邊墻和仰拱連接處，所受最大壓應力約為22.4 MPa，同樣位于邊墻和仰拱連接處，說明邊墻和仰拱連接處受力較大，需要加強支護。

（3）在開挖過程中，每次開挖初支均會發生急劇變形，開挖之后較長時間，圍巖變形才逐漸穩定，故施工中要注意開挖后的位移監測，根據監測數據采用加強鎖腳、增設臨時仰拱等措施控制沉降。

4" 初期支護變形機理分析

根據隧道巖土工程地質特征及圍巖分級情況、隧道初支設計參數及現場施工情況，結合模擬計算結果，分析隧道出現初期支護侵限的原因有以下三個：

4.1" 地質原因

隧道侵限段落埋深較淺，圍巖主要為全風化花崗巖，根據鉆探資料揭示，該段巖芯呈土狀，內聚力差，遇水具有軟化特性，透水能力強。在地下水干、濕交替影響下，巖體發生反復的膨脹、崩解，強度降低，圍巖穩定性極差。

4.2" 拱腳承載力不足

全風化花崗巖發生反復的膨脹、崩解后導致隧道拱頂壓力增大，上臺階及中臺階初支拱腳落在砂土狀的全風化花崗巖上，且42 mm鎖腳錨管錨固力不足，每次開挖中臺階及下臺階均出現較大的沉降。

4.3" 施工原因

施工過程中仰拱與掌子面距離過長，初期支護未及時閉合成環，上臺階及中臺階初期支護拱腳長時間落在全風化花崗巖上，引起持續變形。

5" 應對處治措施

5.1" 應急處治措施

因山體可能被擾動，左右洞施工都可能繼續擾動山體，故左右洞同時暫停施工，將右洞掌子面進行回填反壓；對地表現有裂縫采用水泥砂漿或者水泥拌土進行封閉，加強地表巡視。

5.2" 永久處治措施

5.2.1" 鋼管樁鎖腳

K63+142～K63+163段目前開挖至中臺階，鋼拱架拱腳落在承載力不足的全風化花崗巖上，為防止沉降進一步擴大，需對鎖腳進行加強。在右洞K63+142～K63+163段中臺階兩側拱腳打設89 mm×6 mm鎖腳鋼管并注漿加固。

5.2.2" 換拱輔助措施及換拱段襯砌方案

（1）未施工仰拱段初支因未閉合成環，沉降未得到有效控制，換拱后仍存在侵限的風險，故K63+142～K63+163段施工仰拱后再進行換拱。

（2）全風化花崗巖巖體松散破碎，為避免既有初支拆除后出現塌方冒頂，對拱部120°范圍內的圍巖采用超前小導管進行超前支護［6］。全風化花崗巖地層中水泥漿類漿液擴散注漿以劈裂形式為主，滲透與擠密形式為輔，且漿液擴散極不均勻，漿液與土體混合不夠充分，注漿效果作用有限，因此把超前小導管環向間距加密至20 cm，長度取6 m，每三榀鋼拱架施工一環超前支護。

（3）換拱段仰拱已施工，拱圈初支拆除后更換的鋼拱架型號及間距與仰拱初支保持一致。換拱對圍巖二次擾動，襯砌受力增加，需對二襯鋼筋進行加強，拱圈二襯環向鋼筋由C22螺紋鋼筋增大至C25螺紋鋼筋，縱向間距由20 cm加密至10 cm。

6" 結語

（1）全風化花崗巖呈土狀，內聚力差，遇水具有軟化特性，透水能力強，隧道穿越全風化花崗巖段拱腳承載力不足，常規鎖腳錨管對控制沉降作用甚微，應采用大鎖腳錨管控制沉降，避免沉降過大導致初支換拱甚至擾動山體。

（2）全風化花崗巖隧道初支閉合成環后沉降基本穩定，若拱圈初支侵限但仰拱未施工，建議先施工仰拱控制沉降再進行換拱，否則存在換拱后初支再次侵限的風險。

（3）全風化花崗巖巖體松散破碎且注漿效果作用有限，為避免既有初支拆除后圍巖出現大面積坍落，建議采用間距密集的小導管對拱圈進行超前支護。

（4）隧道全風化花崗巖段可采用三臺階環向開挖預留核心土法，開挖過程在中臺階增設30 cm厚C20混凝土臨時仰拱，及時在上臺階及中臺階兩側打設大鎖腳錨管。該工法工序簡單，臨時仰拱施工便利，開挖過程中初支臨時閉合成環，有利于控制沉降。

［1］尚彥軍，王思敬，岳中琦，等.全風化花崗巖孔徑分布-顆粒組成-礦物成分變化特征及指標相關性分析［J］.巖土力學，2004，25（10）：1 545-1 550.

［2］袁敬強，陳衛忠，黃世武，等.全強風化花崗巖隧道突水災害機制與協同治理技術研究［J］.巖石力學與工程學報，2016，35（S2）：4 164-4 171.

［3］胡" 強，楊春平.風化花崗巖地層隧道塌方預防措施研究［J］.交通科技，2022（1）：92-96.

［4］黃銀海.富水全風化花崗巖隧道初支下沉變形機理與防治技術研究［J］.土工基礎，2021，35（6）：690-693.

［5］沈孟龍，楊華清，茶增云，等.景海高速公路全-強風化花崗巖隧道塌方機理分析與處置［J］.勘察科學技術，2021（5）：21-25.

［6］JTG 3370.1-2018，公路隧道設計規范" 第一冊" 土建工程［S］.

20240317