高寒特长隧道高应力富水环境下的结构技术研究

翁振华

【摘 要】由于位于富水断层破碎带的山岭隧道地层岩性复杂、围岩破碎,地下水补给源充分,在施工中严重影响了隧道围岩的稳定性,极易发生高压突水等地质灾害.本文结合大坂山隧道富水断层破碎带的施工,通过使用FLAC3D有限差分数值模拟软件中的流固耦合模块,研究了该类高寒特长大隧道在高应力富水环境下的结构安全技术,分析了在断层破碎带区域施工过程中的渗流规律以及掌子面稳定性的流固耦合机理,并对隧道开挖过程中产生涌水灾害时掌子面前方水压、掌子面变形和掌子面塑性化规律进行了研究.在对比分析不同开挖方法的基础上,提出了合理的开挖方法和支护措施(采用小导管预注浆加固结合H175型钢进行支撑),有效地控制了围岩的变形,很大程度保证掌子面稳定. 【期刊名称】《铁道建筑技术》 【年(卷),期】2018(000)006 【总页数】5页(P59-63)

【关键词】高寒特长隧道;富水断层破碎带;流固耦合;有限差分数值 【作 者】翁振华

【作者单位】中铁十八局集团第三工程有限公司 河北涿州072750 【正文语种】中 文 【中图分类】U455.4

1 引言

山岭隧道通常埋深较大，加之断层破碎带地层岩性复杂，围岩破碎，在地下水补给源充分的条件下既影响围岩的应力状态、围岩的蠕变特性，又影响围岩的强度，进而影响到隧道围岩的稳定性，极易发生高压突水等地质灾害。并且由于隧道的开挖形成临空面，地下水向隧道内渗流，从而产生渗透力，使围岩向内的变形变大，通常会引起突泥突水、基脚下沉、拱顶上抬、拱腰开裂、大变形、初支混凝土开裂等灾害，如果不及时进行处理会严重影响施工安全和进度。

本部分采用有限差分数值模拟软件FLAC3D中的流－固耦合模块［1］，对大坂山隧道富水断层破碎带的施工进行模拟，针对有导坑排水以及考虑有预加固条件下工况，研究了隧道开挖引起的围岩变形、支护结构内力、渗流场分布、塑性区分布等规律，对比了各种条件下的隧道结构受力特性及安全性。 2 工程概况

大坂山隧道全长15.908 km，隧道起点位于青海省西宁市大通县境内，由东南向西北走行，终点位于青海省海北州门源县境内。通过地区为大坂山中高山区，隧道洞身穿过大坂山主脊。隧道区位于大坂山深断裂系大坂山结合带主断裂附近，为大坂山结合带与中祁连陆块的分界地带。经多次构造活动影响，其内部组成与构造变形十分复杂。隧道最大埋深达1 085.5 m，最大涌水量53 229 m3／d，区内断裂及褶皱均发育，因此推断隧道区存在较高的地应力，高地应力易引起软弱围岩（主要指泥质板岩断层破碎带）的流变失稳及坚硬岩石（主要指板岩、片麻岩夹片岩、闪长岩、安山岩）的岩爆。

大坂山隧道地处高原，高寒缺氧，平均海拔约3 000 m，最高海拔为4 211 m，通过区属亚寒带半干旱气候区，常冬无夏，春秋相连，年平均气温5℃以下，极端最低气温－34.5℃，最大积雪厚度230 cm，最大冻结深度184 cm。

3 隧道渗流场与应力场的耦合机理

岩体中渗流场对应力场的影响表现为两个方面：一方面地下水对裂隙结构面产生物理化学作用，逐渐减弱裂隙岩体的物理力学性质；另一方面，地下水通过力学作用，改变岩体的应力场分布，导致岩体发生渗透变形和裂隙结构面的扩展［2］。采用FLAC3D模拟岩体的流固耦合机理时，将岩体视作多孔介质，流体在孔隙介质中的流动遵循Darcy定律，同时满足Biot方程。使用三维有限差分数值模拟软件FLAC3D中的流－固耦合模块，为接下来的富水地层隧道在施工期间的掌子面稳定性规律以及不同的排水工法的适用性研究提供了理论基础。 4 富水断层破碎带结构安全的施工方法 4.1 工艺流程

基本参数→计算模型→周边围岩变形规律→周边围岩塑性区分布规律→注浆加固孔隙水压变化规律→钢支撑支护力检算。 4.2 设计基本参数

根据设计资料可得，地下水发育的DK263＋820～DK263＋970、DK267＋170～DK267＋280、DK271＋370～DK271＋410、DK272＋230～DK272＋430、DK273＋430～DK273＋530段为区域性断裂破碎带地段［3］，采用φ42小导管径向注浆加固地层并止水，注浆加固圈为开挖轮廓线外5 m，注浆材料为水泥浆。

设计参数：注浆终压1.5～2 MPa并通过试验最后确定；扩散半径1.5 m；钻孔深度5.0 m；孔口管长1.0 m；孔口管直径42 mm；钻孔直径50 mm；孔底间距2.2 m；水泥为425～525号普通硅酸盐水泥；速凝剂掺量为水泥用量的1%～2%。 4.3 计算模型

在采用FLAC3D软件进行数值模拟的过程中，小导管注浆加固采用刚度等效的方法换算［4］到计算模型中，考虑重力对注浆溶液扩散区域注浆范围为挖轮廓线外

5 m，则得到加固参数见表1。

表1 小导管注浆加固物理力学参数类别弹性模量E／GPa泊松比μ黏结力c／MPa内摩擦角／（°）密度ρ／（kg·m－3）渗透系数／（m·s－1）孔隙率小导管注浆加固 6 0.3 0.7 39 2 300 5×10－8 0.2

根据具体地质情况，隧道净空半径6.65 m，喷射混凝土厚0.3 m，断面中心处σx＝16.27 MPa，σy＝16.27 MPa，σz＝10.27 MPa，参考区域宏观渗流场分布特征和相关资料，隧道中心水头为180 m，计算模拟隧道施工不利工况，以开挖3 m为循环进尺，初期支护滞后掌子面一个开挖循环。

模型表面均为渗透边界，隧道开挖面采用排水边界。计算模型如图1。 计算范围：－50 m≤x≤50 m，0 m≤y≤60 m，－40 m≤z≤70 m。 图1 预加固隧道三维模型

边界条件：模型前、后、左、右底面位移边界约束，顶面采用力学边界约束。 4.4 周边围岩变形规律

由图2a可见，小导管注浆加固后洞室周边竖向最大位移的位置发生了变化，未注浆时最大竖向位移出现在拱顶和仰拱，注浆加固后最大竖向下沉位置偏移到拱肩注浆圈外围，与未注浆的下沉量相比，注浆加固后下沉量大幅下降［5］。主要是因为隧道径向注浆加固后，使围岩的弹性模量、黏聚力大幅提高，围岩的承载能力加强，进而径向位移减小。

图2 预加固隧道施工中围岩纵向变形

但是由图2b可见，最大纵向变形主要集中在掌子面中心位置，掌子面前方核心土6 m范围内有较大的纵向位移，与未注浆时相比，注浆加固后掌子面纵向变形稍微变大。

由图3可见，小导管注浆条件下掌子面纵向变形基本维持在28 cm左右，比未注浆条件下掌子面变形（43 cm）减小。虽然小导管注浆后孔隙率和渗透系数会有所

降低，使水大部分沿着掌子面纵向渗入隧道，会对掌子面位移有一定的影响，但是洞室周边围岩的弹性模量、黏聚力大幅提高，掌子面挤出变形明显减少。 4.5 周边围岩塑性区分布规律

图4为隧道开挖过程中塑性区分布图，塑性区既包括正处于塑性化的围岩，还包括曾经处于塑性化开挖完毕后又恢复弹性的围岩，总塑性区的分布代表隧道开挖过程中受到扰动土体的范围。由于径向注浆加固，掌子面前方的塑性区范围有所加大，主要是由于隧道径向注浆后洞室径向周边围岩的弹性模量、黏聚力大幅提高，但是孔隙率和渗透系数大大地降低，从而使水大部分沿着掌子面纵向渗入隧道，也就是掌子面掌子面纵向的孔隙水压力梯度变大，从而是掌子面的前方的塑性区有所增大［6］。

图3 小导管注浆隧道施工中掌子面纵向位移变化曲线 图4 隧道开挖过程中围岩总塑性区分布 4.6 注浆加固孔隙水压变化规律

由图5、图6可知，未注浆时隧道开挖，初期支护最大主应力分布不均匀，远离掌子面初期支护最大主应力较大。小导管注浆后，初期支护最大主应力分布较均匀，边墙最大主应力较小，且比未注浆时初期支护最大主应力下降44.7%。 图5 未注浆时初期支护最大主应力 图6 小导管注浆后初期支护最大主应力

可见注浆有效地减小了隧道开挖引起的围岩变形，也降低了初期支护的最大主应力，因此支护结构内力也大大减小［7］。

由图7可知，施作注浆加固圈后初期支护的最大弯矩依然在墙角处，拱腰的弯矩比其他（除了墙角）位置弯矩都高，与未注浆情况相比，所有截面的弯矩都大幅下降。初期支护的轴力也相比未注浆情况有很大程度下降［8］，这主要是因为径向注浆后，围岩变形减小，初期支护最大主应力减小，受力也较为均匀，所以初期支

护的内力减小。

下面对未注浆和5 m注浆开挖过程中y＝9 m处拱顶的弯矩和轴力以及未注浆和5 m注浆开挖过程中y＝9 m处拱腰的弯矩和轴力进行对比，分析其结果。 由图8可见，未注浆时拱顶弯矩稳定后的值是75.3 kN·m，注浆后拱顶弯矩稳定后的值是34.7 kN·m，比未注浆时减小了53.9%；未注浆时拱顶轴力稳定后的值是25.8×103 kN，注浆后拱顶轴力稳定后的值是17.4×103 kN，比未注浆时减小了32.6%，初支的内力大大减小。

图7 隧道开挖过程中y＝9 m处初期支护内力

由图9可见，未注浆时拱腰弯矩稳定后的值是85.4 kN·m，注浆后拱腰弯矩稳定后的值是41.3 kN·m，比未注浆时减小了51.6%；未注浆时拱腰轴力稳定后的值是24.8×103 kN，注浆后拱腰轴力稳定后的值是16.5×103 kN，比未注浆时减小了33.5%，初支的内力大大减小。

图8 开挖过程中y＝9 m位置拱顶弯矩变化曲线 图9 开挖过程中y＝9 m位置拱腰轴力变化曲线 4.7 钢支撑支护力检算

在地层—结构模型分析计算时首先获取截面应力，然后再校核检算支护力。为保证支护结构的安全性，应在初期支护中施作合理间距的钢支撑。选取H175型钢支撑，间距为0.6 m，然后进行验算［9］。 （1）考虑抗弯承载能力

对支护结构选取H175型钢支撑［10］，纵向0.6 m进行计算，根据混凝土规范［σ］＝M×y／I，《公路隧道设计规范》的H175型钢抗弯截面距为W x＝331 cm3，W y＝112 cm3，钢筋容许应力［σ］＝160 MPa，选取最不利位置（拱腰）进行计算，检算结果如下：

σ弯 ＝M／W x＝（41.3×0.6×1 000）／331＝74.86 MPa

即H175型钢支撑，间距为0.6 m时应力为74.86 MPa＜［σ］＝160 MPa，单独看抗弯承载能力是满足要求。 （2）考虑抗压承载能力

采用H175型钢支撑，对其进行抗压强度检验，根据《公路隧道设计规范》［11］，钢筋抗压强度为［σ］′＝188 MPa，H175型钢支撑截面积为A′＝51.43 cm2，初期支护拱顶轴力约为N＝25.8×103 kN，总面积A＝0.18 m2，根据公式：

σ＝N／A＝（16.5×0.6）／0.18＝55 MPa＜［σ］′＝188 MPa

可见H175型钢支撑满足抗压要求，而且富余承载能力比较大。但是H175型钢支撑同时弯矩和轴力共同作用，应该同时计算两者的共同作用。 （3）同时考虑抗压和抗弯承载能力 选取最不利截面为拱腰部位。

σ压 ＝N／A＝（16.5×0.6）／0.18＝55 MPa σ弯 ＝M／W x＝（41.3×0.6×1 000）／331＝74.86 MPa σ＝σ压＋σ弯＝55＋74.86＝129.86 MPa＜［σ］＝160 MPa

所以采用径向注浆加固进行隧道开挖时，得到的应力小于钢筋容许应力［σ］＝160 MPa，因此是安全的。 5 结束语

对于大坂山高地应力高水压软弱围岩中的隧道开挖，采用有限差分软件FLAC3D建立三维模型进行分析，分别研究有导坑排水以及考虑有预加固条件下的隧道开挖围岩稳定性［12］，得出主要结论如下：

（1）隧道开挖过程中，某个位置的初期支护所受的内力（弯矩和轴力）和变形会随着掌子面远离该位置先增大最后逐渐趋向一个稳定值。

（2）由于水平地应力过大，初期支护自边墙以上外部受拉，出现上抬趋势，墙角

位置弯矩很大，需要对墙角围岩加大支护力度。

（3）建议初期支护采用H175型钢进行支撑，采用小导管预加固条件后开挖隧道，H175型钢能满足结构抗弯和抗压要求，建议在掌子面距离该断面3～6 m时设置钢支撑。

（4）由于塑性区矢量线最密集的区域主要在掌子面前方核心土6 m及其周边4～5 m范围，因此小导管预注浆加固采用的注浆圈的范围为5 m。该工法进行隧道开挖，达到稳定后，初支的最大弯矩和最大轴力大大减小，即使同时考虑抗弯和抗压，结构受力是安全的。采用该方法施工后，掌子面的最大挤出变形显著减少，因此，能够在很大程度上保证掌子面稳定。

以上几点在大坂山隧道的高应力富水环境下施工中得到了很好的运用，围岩得到了有效控制，整个施工过程中未发生一起安全、质量、生产事故。表明，大坂山隧道的高应力富水环境下施工是比较成功的。 参考文献

【相关文献】

［1］ 郭中华.富溪双连拱隧道偏压处数值模拟及施工技术研究［J］.铁道建筑技术，2009（7）：93－96.

［2］ 任长吉，黄涛.裂隙岩体渗流场与应力场耦合数学模型的研究［J］.武汉大学学报（工学版），2004，37（2）：8－12.

［3］ 陈建申.隧道初期支护大变形处理技术［J］.铁道建筑技术，2014（2）：43－46. ［4］ 赵菁菁.超前小导管注浆等效模拟及参数设计研究［D］.广州：华南理工大学，2015.

［5］ 朱冠生.城市建筑密集区及富水岩层环境条件下的城轨隧道施工技术研究［J］.铁道建筑技术，2011（5）98－100.

［6］ 王媛，徐志英，速宝玉.复杂裂隙岩体渗流与应力弹塑性全耦合分析［J］.岩石力学与工程学报，2000，19（2）：177－181.

［7］ 马时强.酋水隧道围岩大变形及支护结构数值模拟研究［J］.地下空间与工程学报，2009，5

（3）：494－498.

［8］ 李昌宁.北天山富水隧道施工中重难点分析及技术措施［J］.工程地质学报，2017，15（S1）：112－115.

［9］ 和万春，雷军，韩现民，等.旧堡隧道富水断层带安全施工技术（精）［M］.北京：人民交通出版，2012.

［10］刘彦文.隧道穿越采空区同时下穿既有隧道设计［J］.铁道建筑技术，2014（4）：13－16. ［11］重庆交通科研设计院.公路隧道设计规范：JTG D70－2004［S］.北京：人民交通出版社，2004.

［12］铁道部第二工程局.铁路工程施工技术手册隧道（上、下册）［M］.北京：中国铁道出版社，2007.