富水破碎圍巖隧道施工方案及控制技術

摘要：為進一步分析富水破碎圍巖隧道施工過程中的圍巖穩定性，以新建貴陽至南寧鐵路永興隧道為工程依托，通過超前地質預報、數值模擬和現場監測，對隧道施工方案的有效性進行分析。結果表明：永興隧道采用超前地質預報、超前支護和現場監測相結合的圍巖穩定控制方案，能夠保證富水破碎圍巖的穩定；圍巖變形隨管棚直徑、管棚施工范圍以及管棚間距的變化，可用二次多項式擬合表現，圍巖變形對管棚直徑敏感度最大，對管棚間距敏感度最小；現場鋼架應力、圍巖壓力和變形均在安全范圍且最終保持穩定。

關鍵詞：鐵路隧道；超前地質預報；超前管棚；超前小導管；現場監測

0" "引言

隨著我國交通網絡的逐步完善，愈來愈多的隧道建設將穿越富水破碎圍巖地層。施工過程極易出現坍塌現象，嚴重影響施工進度和施工安全[1-2]。

目前國內學者對于富水破碎圍巖已經開展了較多研究，包括富水破碎圍巖的注漿技術研究[3-5]和施工控制技術研究[6-7]。劉闖[8]和胡海波[9]對富水破碎圍巖的圍巖穩定性進行分析，得到圍巖穩定性的影響規律。李廷春[10]和楊建輝[11]等對富水破碎圍巖的突水和塌方機理進行研究并提出相對應的預防設計，有效保證了隧道的施工質量。張志恩[12]和李卓霖[13]以及屈家旺[14]等對破碎圍巖的施工參數和支護結構設計進行研究，研究結果對類似工程的施工起到了有效的指導作用。

綜上所述，目前學者們雖然對于富水破碎圍巖隧道的破壞機理和注漿加固等已有了一定研究，但是對于富水破碎圍巖隧道的超前綜合勘探研究還不夠深入，管棚各種參數的支護效果還鮮有涉及。本文提出富水破碎圍巖的超前地質預報技術，并針對管棚的支護效果進行分析，最后通過現場試驗對支護方案進行驗證。研究結果可為依托工程及類似工程的設計和施工提供指導。

1" "工程概況

新建貴陽至南寧鐵路永興隧道位于廣西境內環江至河池區間，設計時速350km/h，單洞雙線，進口里程DK277+660，出口里程DK287+790，隧道全長10130m。隧道穿越巖溶發育、巖體破碎且富水的不良地層，地形呈馬鞍狀，線路兩側為巖溶洼地，圍巖穩定性極差，隧道施工極易發生坍塌現象。施工現場破碎巖體如圖1所示。

2" "隧道施工方案

基于富水破碎圍巖工程性質較差，采用超前地質預報結合超前管棚和超前小導管支護的富水破碎圍巖隧道施工控制技術。

2.1" " 超前地質預報

隧道現場存在富水、破碎等多種不利于圍巖穩定的工程問題，現場采用瞬變電磁法對圍巖的地下水賦存位置及狀態進行分析，應用地質雷達法對掌子面前方的破碎和溶蝕巖體進行預測，最后結合地質素描和調繪等方法建立綜合的超前地質預報體系。

2.1.1" "瞬變電磁法

測試采用WTEM-1Q/GPS瞬變電磁勘探系統。在工作面上共布置兩條水平測線，測線、點位和探測結果如圖2所示。各點距為0.5m，測線1共布置了15個測點，測線長度為7m。測線2布置了11個測點，測線長度為5m，根據電阻率剖面圖可知，該段為視電阻率低阻區域。分析認為，該段地下水發育，施工過程中有風險。在開挖時要注意兩側邊墻地下水發育情況，做好防排水措施并在施工時加強監測，保證施工安全。

2.1.2" "地質雷達探測

采用“IDSP 7”軟件包對地質雷達原始資料進行處理。其處理流程為：資料傳輸→文件編輯→零點歸位→數字濾波→背景消除→滑動均衡→時深轉換→輸出雷達深度剖面圖。地質雷達深度剖面圖如圖3所示。將雷達深度剖面圖作為資料解釋的基本圖件，圖3表明其局部出現反射波組，根據成果圖形態，結合現場實際情況推測為弱風化灰巖，圍巖破碎。

現場綜合使用多種超前預報手段探明圍巖的地質和水文情況，并進行相互驗證，結合現場圍巖揭示情況，為后續施工方案的選擇和支護參數的動態調整提供參考和指導。

2.2" " 超前管棚

超前管棚的施工包括鉆孔、送管、管口封閉以及注漿等施工工序。管棚施工工序如圖4所示。依據預設好的孔位以及孔的方向和傾斜度等進行鉆孔。要求鉆孔位置與預設孔的位置偏差在±5cm內，孔底偏差需滿足小于10‰。鉆孔后及時進行清孔，并用測斜儀對鉆孔的參數進行檢查。

采用專用的套管對鋼管進行連接，并在其四周鉆間距15～20cm和孔徑10～16mm的注漿孔。棚管鉆進采用先鉆引導孔后利用裝載機并配合人工鉆進的方案。在棚管端部焊接一帶眼鋼板，并將其與注漿管連接。

水泥漿液水灰比采用0.7：1，采用一次鉆孔到底并完成注漿的全孔式注漿方案。注漿量大于設計量的80%，注漿初始壓力1MPa，終壓2MPa，當注漿壓力逐漸增大并持壓在2MPa 達到10min后方可停止注漿。注漿后采用分析法對注漿效果進行檢查。

2.3" " 超前小導管

小導管的制作采用Φ42mm的無縫焊管，為防止漿液前沖和便于插打，在其前端加工成錐形，并在管道中部鉆Φ6mm、間距10～20cm的溢漿孔。

從型鋼鋼架上方穿過小導管，仰角及外插角為10°～15°，布設范圍為拱部150°角范圍內，小導管縱向搭接長度為1.5m。

由上而下的順序對小導管進行注漿，漿液水灰比為0.5～1.0，漿液由稀到濃逐級變換，即先稀后濃。注漿壓力為0.5～1.0MPa，注漿完后，立即堵塞孔口，防止漿液外流。

注漿中如發生與其他孔串漿，應將串漿孔堵住。輪到注該孔時，撥出堵塞物，用高壓風或水沖洗。如撥出堵塞物時，仍有漿液外流，則可不沖洗，立即接管注漿。壓力突升則可能發生堵管，應立即停機檢查處理。如果壓力長時間上不去，檢查是否窩漿或流往別處，調整漿液配比，縮短膠凝時間，進行小泵量低壓或間歇注漿。間歇時間不能超過漿液膠凝時間。

施作支護結構后，為了檢測管棚和小導管施工對周圍環境的影響及施工完畢后的效果，須通過沉降觀測進行。在地表面上設兩個斷面，每斷面設5個觀測樁。現場管棚和小導管注漿時，經觀測無明顯隆起和沉降等現象發生，表明施工方案可行。

2.4" " 控爆設計

對于富水破碎圍巖，爆破除采用常規的縮短循環進尺，控制裝藥量外，關鍵是合理設計周邊部位的鉆眼、裝藥參數及裝藥結構，保證良好的成型，盡可能避免對隧道圍巖的擾動破壞作用。盡可能維護隧道輪廓線以外圍巖的原始狀態，要求其成型良好，爆破產生的地震動強度最小。采取適宜的掏槽形式、鉆爆參數及起爆順序。掏槽眼使用1段，輔助眼使用3～11段，周邊眼使用13段，底板眼使用15段。起爆網絡示意如圖5所示。

2.5" " 涌水處理

根據破碎區涌水具體情況，采用全斷面、周邊、局部注漿的方式處理。當隧道環境敏感、破碎帶段落存在高壓富水區時，開挖極可能引發掌子面失穩，從而誘發突水、突泥。

采用深超前帷幕注漿堵水。注漿范圍為隧道開挖輪廓線以外5m，注漿段長度為30m，分5環實施，第一環長5m，第二環長12m，第三環長18m，第四環長24m，第五環長30m。一個注漿段完成后留6m不開挖作為下一注漿段的止漿巖盤。注漿孔自掌子面沿開挖方向，以隧道中軸線為中心呈傘狀布置，漿液擴散半徑為2m，孔底間距不大于2.5m，鉆孔直徑為Φ108。

當隧道通過破碎帶段落的非高壓富水區，可溶巖與非可溶巖的接觸帶段落及地表環境敏感地帶時，地下水流失可能會使居民生產、生活受到影響、

注漿范圍為隧道開挖輪廓線以外5m，注漿段長度為30m，分5環實施，第一環長5m，第二環長12m，第三環長18m，第四環長24m，第五環長30m。一個注漿段完成后留5m不開挖作為下一注漿段的止漿巖盤。注漿孔自掌子面沿開挖方向，以隧道中軸線為中心呈傘狀布置，漿液擴散半徑為2m，孔底間距不大于2.5m，注漿開孔直徑不小于108mm，終孔直徑不小于90mm。孔口設5m長Φ127注漿管，壁厚6mm，埋設牢固，并具有良好的止漿措施。

3" "控制效果驗證

為探究管棚對富水破碎圍巖隧道圍巖穩定的控制效果，對管棚直徑、管棚布置范圍和管棚間距對隧道變形的影響進行分析，并進行敏感度計算。

3.1" " 計算模型

數值計算采用MIDAS進行模擬，計算模型圖如圖6所示。依據圣維南原理和設計資料，計算模型的左右及下邊界取四倍洞徑，隧道埋深按實際埋深，采用彈塑性模型和 Mohr-Coulomb 屈服準則，隧道底部約束豎向位移，四周約束水平位移。

3.2" " 計算參數

根據室內圍巖力學試驗和設計資料確定隧道富水破碎圍巖和支護結構的力學參數如表1所示。數值計算工況如表2所示，將管棚直徑70mm、加固范圍180°以及管棚間距0.4m作為計算的基本工況。

3.3" " 計算結果

圍巖變形值隨管棚直徑的變化規律及其擬合曲線如圖7所示。由圖7可以看出，拱頂沉降、仰拱隆起和水平收斂值隨管棚直徑的增大而減小，其變化規律可用二次多項式擬合表征。當管棚直徑由62mm增加至78mm時，拱頂沉降分別為32.50mm、28.94mm、26.61mm、24.78mm、23.11mm。仰拱隆起分別為18.49mm、18.03mm、17.71mm、17.65mm、17.61mm。水平收斂分別為22.53mm、20.79mm、19.84mm、18.81mm、18.12mm。

不同管棚加固范圍下的圍巖變形及其擬合曲線如圖8所示。由圖8可以看出，拱頂沉降、仰拱隆起和水平收斂值亦隨管棚加固范圍的增大而減小，其變化規律可用二次多項式擬合表征。當管棚范圍由140°增加至220°時，拱頂沉降分別為30.98mm、28.34mm、26.61mm、25.48mm、25.01mm。仰拱隆起分別為18.69mm、18.16mm、17.71mm、17.55mm、17.48mm。水平收斂分別為23.32mm、21.58mm、19.84mm、18.28mm、17.63mm。

圍巖變形隨管棚間距的變化特征及其擬合曲線如圖9所示。由圖9可以看出，拱頂沉降、仰拱隆起和水平收斂值隨管棚間距的增大而增大，其變化規律可用二次多項式擬合表征。當管棚間距由0.2m增加至0.6m時，拱頂沉降分別為22.01mm、24.23mm、26.61mm、29.54mm、32.93mm。仰拱隆起分別為17.54mm、17.63mm、17.71mm、18.13mm、18.58mm。水平收斂分別為17.80mm、18.51mm、19.84mm、21.36mm、22.94mm。

通過敏感度計算得到圍巖變形對管棚各個參數的敏感度如表3所示[15]。由表3可知，圍巖變形對管棚直徑敏感度最大，對管棚施作范圍次之，對管棚間距的敏感度最小。

3.4" " 現場監測

為進一步施工方案對圍巖穩定的控制效果，對現場的圍巖壓力和鋼架應力進行監測，測點分布如圖10所示，監測時程曲線結果如圖11所示，斷面壓力分布如圖12所示。

由圖11可以看出，隧道圍巖壓力和鋼架應力在45d時能夠保持基本不變，由此說明現場采取的支護措施在富水破碎圍巖段有效。

由圖12可以看出，圍巖壓力分布呈現上部大、下部小且左側大于右側的特征。最大圍巖壓力為122kPa，位于拱頂位置。鋼架應力分布表現為右側拱肩大于左側拱肩，但是左側邊墻大于右側邊墻。內側最大應力為84.1MPa，為極限值的21.0%，位于拱頂位置。外側最大應力為71.6MPa，為極限值的17.9%，位于右側拱肩位置。

隧道拱頂沉降和水平收斂如圖13所示。由圖13可以看出，隧道圍巖變形在40d內能夠基本保持穩定，其中拱頂的最大沉降為20.79mm，水平收斂的最大值為13.85mm。在第30d附近，圍巖的拱頂沉降和水平收斂值有明顯的增大。這主要是因為下臺階開挖導致圍巖穩定性降低造成的。現場監測小于數值計算，但總體吻合，這是因為現場監測前已有部分變形未測得導致的結果。

4" "結論

本文通過數值模擬和現場監測等手段對新建貴陽至南寧鐵路永興隧道的富水破碎圍巖隧道施工和控制技術進行研究，得到如下主要結論：采取超前地質預報、加強支護以及注重后期監控量測相結合的富水破碎圍巖隧道的穩定控制技術，能有效保證圍巖穩定和施工安全。圍巖變形隨管棚直徑、施作范圍的增大而減小，隨管棚間距的增大而增大。圍巖變形量隨各參數的變化規律可用二次多項式擬合。圍巖變形對管棚參數的敏感度由大到小分別為管棚直徑、管棚施作范圍和管棚間距。拱頂沉降、仰拱隆起和水平收斂對管棚直徑的敏感度分別為1.58、0.21、0.99。現場最大圍巖壓力為122.0kPa，最大鋼架應力為84.1MPa，最大拱頂沉降20.79mm，水平收斂13.85mm，且最終保持穩定。

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