瀏陽河隧道過風化槽段施工安全性評估

黃 戡 ，丁國華，彭立敏，彭建國，安永林，馮德山

(1. 中南大學 土木建筑學院，湖南 長沙，410075；2. 湖南省交通規劃勘察設計院，湖南 長沙，410008；3. 中南大學 地球科學與信息物理學院，湖南 長沙，410083)

武廣(武漢-廣州)客運專線曾為當時我國在建線路最長、技術標準最高、投資規模最大的客運專線，其穿過的瀏陽河隧道也是當時國內首座穿越城市、河流、高速公路的鐵路隧道，屬于國內特長、特大斷面隧道。該隧道位于湖南省長沙市東部，起于長沙市開福區撈刀河鎮，止于雨花區黎托鄉，進口里程為DIIK1560+550 km，出口里程為DIIK1570+670 km，全長為 10.120 km。瀏陽河隧道在 DⅡK1565+120～DⅡK1565+250 km段出現風化槽谷，強風化最大深度達53.6 m，已深入至隧道開挖底部，若技術措施不當極易發生坍塌事故；因此，對于該風化槽地段隧道施工安全的研究具有十分重要的意義。目前，關于隧道施工安全的研究較多[1-2]，但對過風化槽特殊地段的研究較少，目前文獻報道的只有關于廈門海底隧道過風化槽地段的穩定性和施工技術研究[3-4]、利用范例推理方法評價瀏陽河隧道過該風化槽地段的坍方風險[5-7]。在此，本文作者分析瀏陽河隧道過風化槽地段存在的問題及其原因，及時修正施工方案，并結合數值仿真和現場監測研究施工方案的安全性。

圖1 風化槽谷段地質縱斷面Fig.1 Longitudinal geological distribution in weathered trough slot

圖2 過風化槽谷隧道斷面設計圖Fig.2 Design of tunnel cross section for trough slot

1 風化槽地段地質情況與原設計方案

1.1 地質情況

瀏陽河隧道在DⅡK1565+120～DⅡK1565+250 km段出現風化槽谷，強風化最大深度達53.6 m，已深入至隧道開挖底部，地質縱斷面如圖1所示。隧道主要穿越強至弱風化泥質粉砂巖、粉砂質泥巖、泥巖，夾薄層狀石膏和泥灰巖均為軟巖，巖體完整性差，易風化、軟化，且巖溶較發育，巖層破碎，節理發育不均，裂隙水發育，巖層風化極不均勻。

1.2 原設計方案

隧道原設計施工方法為三臺階臨時仰拱法，如圖2所示。超前支護采用直徑為 108 cm的大管棚套打42 cm的超前小導管，在隧道拱部從隧道中線分別向左、右兩則各約108°范圍內設置管棚長度為18 m，搭接6 m，每12 m施作1環。初期支護設計參數為：全環設置I 20工字鋼架，間距為60 cm/榀；采用摻用改性聚酯纖維混凝土，強度等級為C25；拱墻初期支護設置鋼筋網，鋼筋直徑為8 cm，網格為20 cm×20 cm；拱部系統錨桿采用帶排氣裝置的中空注漿錨桿，邊墻采用普通砂漿錨桿，錨桿長3.5 m，錨桿環向間距×縱向間距為1.0 m×1.0 m。

2 施工過程中遇到的問題與施工方案修正

2.1 施工過程中遇到的問題及原因

(1) 地質條件差。隧道穿越地層多為泥巖、泥質砂巖和砂質泥巖等Ⅴ級至Ⅵ級軟弱圍巖，且風化不均勻，地下水豐富，開挖斷面大，在施工中易失穩，難以控制隧道的沉降變形。

(2) 地表上方為水塘洼地回填，回填土深度為8～12 m，隧道沉降容易引起地表結構物變形或破壞。受地形和建筑物影響，前期地質鉆孔選位困難，設計地質勘測資料的精度不夠。

2.2 新施工方案的確定

經過現場勘察，結合風化槽谷圍巖的實際地質情況，從多方面綜合考慮，從以下幾方面進行改進和優化[6-8]：

(1) 加強超前地質預報。風化槽谷處于不均勻風化帶上，且地表上方為密集工業園區，大型廠房、建筑物繁多，受地形和地理位置條件限制，前期設計地質鉆探資料不夠詳細、準確，施工時存在不確定因素。采取 TSP203隧道地質超前預報系統、紅外探水、超前水平鉆孔長短結合等超前預報方法進一步探明前方地質變化情況和地下水位情況。

(2) 加強超前支護。將與水平面呈12°斜插直徑為108 cm的超前長管棚優化為水平超前管棚，管棚長度由原設計12 m/環調整為40 m/環，管棚搭接長度仍為6 m，并加強超前注漿，以減少管棚施作次數，縮短管棚施作時間，以避免斜插管棚易造成拱部超挖，增強風化段圍巖的整體穩定性。

(3) 改進開挖工法。根據實際地質情況，圍巖上軟下硬，采用三臺階臨時仰拱加設豎向鋼支撐的動態分部開挖工法施工。開挖時嚴格遵循“弱爆破、短進尺、快封閉”原則，嚴防出現坍塌，上臺階拱部采用機械進行開挖，人工加以修邊。中、下臺階采用弱松動爆破，通過人工或機械出碴，每次開挖進尺不大于一榀鋼架間距60 cm。

1) 上臺階開挖。采用環形預留核心土的開挖方法。為增加臨時仰拱的剛度，臨時仰拱工字鋼由原設計的Ⅰ18輕型工字鋼加大為Ⅰ20工字鋼，臨時仰拱噴射混凝土厚度由18 cm調整為20 cm。上臺階臨時仰拱封閉后，立即在初支拱頂和臨時仰拱間增設豎向Ⅰ20工字鋼支撐，以減少初支拱頂圍巖頂部壓力，如圖3所示。上臺階豎向鋼支撐間距與初支鋼架間距相同，每榀60 cm，通過連接鋼板和螺栓進行連接。

2) 中臺階開挖。在中臺階與上臺階之間采用短臺階法施工，臺階長度控制在5～8 m，以便挖掘機進行出碴作業和快速封閉。中臺階1次開挖進尺1榀鋼架間距，迅速支立邊墻鋼架和安裝中臺階臨時仰拱，快速噴混凝土封閉成環。由于中臺階開挖跨度最大，開挖寬達15.12 m，且地質松軟，為增強中臺階穩定性，中臺階臨時仰拱亦設置Ⅰ20工字鋼支撐并噴射厚為20 cm的混凝土進行封閉。根據監控量測信息，初支沉降變形仍然較大，中臺階臨時仰拱封閉后，故上臺階臨時仰拱及豎向支撐仍然保留。若初支仍然繼續沉降，則將上臺階豎向支撐加長至中臺階仰拱底。

圖3 上臺階臨時仰拱、豎向支撐設計示意圖Fig.3 Diagram of temporary vertical support and invert in up-bench

3) 下臺階與仰拱快速緊跟。下臺階開挖時，左右側應錯開開挖，每次開挖進尺不得大于2榀鋼架間距。仰拱開挖進入強風化軟弱圍巖時，1次進尺不得大于2 m，初支快速封閉，及時施作仰拱填充和拱墻襯砌。

3 新施工方案的數值分析

3.1 數值模型的建立

采用FLACE 3D 分析計算軟件，數值模型如圖4所示，計算參數如表1所示(其中：圍巖平面采用平面應變單元模擬，而噴射混凝土和二次襯砌用梁單元進行模擬，鎖腳錨桿采用桿單元模擬，模型共分 3 037個單元，2 807個節點)。圍巖穩定性采用莫爾庫侖屈服準則分析。模型的左右邊界和底邊界被約束，頂面可自由移動[7]。

3.2 圍巖沉降分析

為了與現場監測的位移進行分析對比，下面僅以圍巖沉降進行研究。圖5所示為各施工工序下的圍巖豎向位移分布情況。從圖5可知：對于圍巖整體豎向位移，在各臺階開挖底板出現隆起，而在拱頂附近出現沉降；最大隆起量隨著開挖的進行，整體上呈減小的趨勢；最大沉降位移發生在中臺階開挖階段，達到170 mm；對于拱頂沉降，其大部分沉降發生在上臺階開挖階段，而當設置臨時豎向支撐后，沉降位移的梯度減小，中臺階開挖后，拱頂又有所沉降；在下臺階開挖時，拱頂略微發生隆起，沉降減小，最終沉降位移為 156 mm。因此，隧道施工的關鍵步為上臺階開挖，設置臨時豎向工字鋼支撐有利于控制圍巖的沉降。

圖4 計算模型的網格劃分Fig.4 Calculation model and grids division

表1 數值模型計算參數Table1 Calculation parameters of numerical model

4 圍巖穩定的整體性分析

在臺階法施工中，隧道的關鍵步驟一般是上臺階開挖，而隧道的風險事故也大多發生在上臺階，特別是在掌子面附近；因此，應用強度折減法，首先對上述風化槽地段 DIIK1565+120斷面上臺階開挖時橫向的穩定性進行分析，并以特征部位拱頂沉降位移、地表中線點沉降位移、最大塑性應變、最大主應力(主拉應力)的突變性或不收斂性、塑性區是否貫通及計算是否收斂作為隧道失穩的判據[6-7,9-16]。

圖6所示為拱頂沉降位移、地表中線點沉降位移、最大塑性應變、最大主應力(以壓為負)隨折減系數的變化曲線。從圖6可知：

(1) 整體上，拱頂沉降位移和地表中線點沉降位移都隨著折減系數的增加而增大，但各自增加的梯度不一樣，拱頂沉降位移梯度要比地表梯度增加得較快；當折減系數大于1.8時，拱頂沉降位移梯度顯著上升，可以判斷隧道的橫向穩定系數為1.8，而地表的沉降位移梯度則出現抖動狀態，這與此處為深埋、洞內沉降不宜波及到地表有關。

圖5 圍巖豎向位移分布云圖Fig.5 Vertical displacement contours

圖6 不同指標與折減系數的關系Fig.6 Relationship between different indexes and reduction factor

(2) 最大塑性應變隨折減系數的增加而增大，最大主應力隨折減系數的增加先增加而后趨于平緩，這與隨著折減系數的增加、塑性區越來越大，圍巖應力將不斷進行降低、重新分布有關。

綜上所述，判斷軟弱圍巖深埋隧道是否失穩應以拱頂沉降位移為主要指標，而其他指標表現不明顯；隧道上臺階開挖時的穩定系數約為1.8。

5 實施效果分析

根據選定的以動態分部臺階法為主選施工方案組織施工。在施工過程中采用地質分析法、隧道地質超前預報預報系統(TSP)、水平鉆孔等綜合預報方法，分中、長、短距離相結合的方法準確地探測前方圍巖的地質狀況，并不斷對施工方案加以優化和動態調整；同時，采用精密電子水準儀、高精度全站儀無尺量測系統對初支拱頂下沉、收斂及地表沉降位移、建筑等進行實時監控。

圖7所示為斷面DIIK1565+165的拱頂沉降時程曲線。從圖7可知：變形總體呈臺階狀，安設豎向鋼支撐后，拱頂沉降速率變緩；當中臺階的掌子面開挖到此斷面時，由于此時要拆除臨時豎向鋼支撐，拱頂又出現一定下沉。由此可見：豎向鋼支撐對于控制拱頂沉降位移的效果是非常明顯的，也表明提出的風險應對措施是合理、可行的。對比圍巖沉降分析結果可知：數值模擬的拱頂沉降位移較現場監測值小，這可能與模型中未考慮圍巖的節理及地下水的作用有關。

圖7 斷面DIIK1565+165 m拱頂沉降監測結果Fig.7 Crown settlements in section of DIIK1565+165 m

經過分析研究，采取相應的措施有利地保證了隧道安全、順利地穿過風化槽谷地段。在整個風化槽谷施工過程中，取得了日平均進尺為1.2 m的較好成績，拱頂沉降也得到了很好控制。這說明過風化槽谷施工方案是合理的，從而保證了隧道及地表建筑物的安全。

6 結論

(1) 對隧道風化槽地段施工時，應加強地質超前預報，特別是采取多種方法進行地質預報，如采用TSP超前地質預報和水平鉆芯取樣試驗相結合的方法探明風化槽段的地質分布情況；同時加強初期支護強度，并打設鎖腳錨桿。

(2) 隧道風化槽地段開挖方法宜采用臺階法+豎向工字鋼支撐的施工方案，根據地質情況決定豎向工字鋼是否向中、下臺階延伸。

(3) 本文所提出的施工方案是合理、可行的，豎向工字鋼支撐能有效控制圍巖變形。強度折減法表明：隧道的整體穩定系數為1.8，且應以拱頂沉降位移作為圍巖失穩的主要指標。

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