傾斜煤系地層大斷面客專隧道大變形原因分析及處置

康寶祥 宋戰平 張慶賀 許曉靜 周冠南 潘紅偉

DOI：?10.11835/j.issn.2096-6717.2022.001

收稿日期：2021?08?16

基金項目：國家自然科學基金（52178393）；陜西省創新能力支撐計劃-創新團隊（2020TD-005）.

作者簡介：康寶祥（1989-?），男，主要從事隧道與地下工程研究，E-mail： kangbx@163.com。

通信作者：宋戰平（通信作者），男，博士，教授，E-mail： songzhpyt@xauat.edu.cn。

Received： 2021?08?16

Foundation items： National Natural Science Foundation of China （No. 52178393）; Innovation Capability Support Plan of Shaanxi Province Innovation Team （No. 2020TD-005）

Author brief： KANG Baoxiang （1989-?）， main research interests： tunneling and underground engineering， E-mail： kangbx@163.com.

corresponding author：SONG Zhanping （corresponding author）， PhD， professor， E-mail： songzhpyt@xauat.edu.cn.

摘要：針對滬昆鐵路劉家莊隧道穿越煤系地層施工中發生的大變形現象，基于理論分析、數值模擬和現場監測方法，分析隧道發生大變形的原因，推導并驗證了產生大變形的起始位置，得到了掌子面上方煤層單元體沿傾斜面方向的應力狀態與隧道進入含傾斜煤系地層水平距離之間的變化規律，對傾斜煤層單元體與初期支護結構的應力與變形進行了分析。結果表明：掌子面上方煤體單元應力狀態變化隨掌子面進入傾斜煤層下方水平距離的增加，圍巖經歷擠壓、壓剪和剪切滑移3個變形階段。圍巖大變形與初期支護結構破壞均發生在剪切滑移階段的初期，應在壓剪變形階段結合現場監測數據對掌子面進行噴射混凝土封閉、注漿加固掌子面上方松散煤層和加強初期支護結構剛度等措施以預防隧道產生大變形。

關鍵詞：隧道工程；煤系地層；圍巖大變形；破壞機理；數值模擬

中圖分類號：U455.7 ????文獻標志碼：A ????文章編號：2096-6717（2024）02-0089-11

Causal analysis and disposal on large deformation of large section passenger dedicated line tunnel in inclined coal strata

KANG Baoxiang^1a，1b，?SONG Zhanping^1a，1b，1c，?ZHANG Qinghe²，?XU Xiaojing^1a，1b，?ZHOU Guannan^1b，3，?PAN Hongwei⁴

（1a. School of Civil Engineering；?1b. Key Laboratory of Rock and Underground Space Engineering；?1c. Institute of Tunnel and Underground Structure Engineering， Xi，an University of Architecture and Technology， Xi，an 710055， P. R. China；?2. School of Architectural Engineering， Xuzhou College of Industrial Technology， Xuzhou 221000， Jiangsu， P. R. China；?3. China Railway Construction Bridge Engineering Group Co.， Ltd.， Tianjin 300300， P. R. China；?4. China Railway Beijing Engineering Bureau Group First Engineering Co.， Ltd.， Xi，an 710100， P. R. China）

Abstract： For Liujiazhuang railway tunnel of Shanghai-Kunming through the coal strata in construction of large deformation phenomenon， based on theoretical analysis， numerical simulation and field monitoring method， this study investigates the causes of significant deformation in tunnels， focusing on the initial locations of this deformation. It examines the impact of stress states on unit cells aligned with the inclined direction of a coal seam and explores the relationship between tunnel depth and horizontal distance in tilted strata. Additionally， the research analyses the stress and deformation experienced by the element body and the primary support structures in an inclined coal seam. The result showed that the stress state of the coal element above the palm face increases with the horizontal distance between the palm face and the bottom of the inclined coal seam， and the rock mass is subjected to three deformation stages including extrusion， compression shear and shear slip. The large deformation of surrounding rock and the failure of primary support structure both occur in the early stage of shear slip stage， so shotcreting to palm face， grouting reinforcement to coal seam up the palm face and strengthening the stiffness of primary support should be taken to prevent the large deformation of the tunnel in the stage of compression and shear deformation combined with the field monitoring data.

Keywords： tunnel engineering；?coal strata；?large deformation of surrounding rock；?failure mechanism；?numerical simulation

隧道圍巖大變形破壞機理及處置技術的研究一直是隧道與地下工程建設的難題之一。近年來，隨著隧道和地下工程建設的發展，在復雜地質條件下的隧道施工工法比選^[1-2]、支護結構的性能分析與優化設計^[3-5]以及隧道大變形的原因分析^[6-7]與處治措施^[8]等方面的研究均取得了一系列的研究成果。在軟弱圍巖施工方法與處治措施方面，李生杰等^[9]探討了隧道穿越煤系地層時圍巖的應力與變形規律，提出了圍巖大變形的處治方法。彭鵬等^[10]提出了基于綜合評價指標的加固參數設計方法并應用于實踐，可有效減小含軟弱夾層圍巖的松動區，改善支護結構應力集中現象。霍潤科等^[11]研究了定西黃土隧道圍巖松動區內應力與位移的分布規律，為同類型黃土隧道的安全施工提供了借鑒和指導。宋戰平等^[12]基于數值模擬試驗確定了寶蘭客專小墁坪淺埋偏壓大斷面隧道的施工方案。Huang等^[13]通過模型試驗與數值模擬相結合的方法，得到了軟弱夾層傾角、厚度、距離、位置等因素與圍巖損傷區域之間的關系。馬時強^[14]通過數值模擬分析得到了軟巖大變形條件下圍巖壓力與變形之間的關系曲線，為大變形讓壓設計提供依據。張德華等^[15]以阜川隧道支護系統現場試驗為基礎，運用數值模擬方法揭示了軟巖大變形隧道雙層支護的作用機理。陳建勛等^[16]對寶漢高速公路連城山隧道不同初期支護結構的現場試驗研究，揭示了圍巖與支護結構的動態作用機制，提出了有效控制軟巖隧道大變形的支護體系與施工方法。在軟弱圍巖變形機制方面，He等^[17]研究了45°傾斜巖層中反梯形隧道的斷裂機理。Qiu等^[18]分析了淺埋隧道圍巖的變形機理，提出了控制圍巖變形的有效措施。Li等^[19]基于突變理論得到了隧道軟弱圍巖穩定性的判別方法。楊忠民等^[20]通過研究不同深度隧道開挖的模型試驗，給出了預防隧道大變形的重點支護部位，明確了大變形處治時的支護措施。以上研究為治理隧道大變形積累了豐富的經驗，一些研究通過對特征斷面進行開挖模擬，確定了開挖方法與支護措施；另一些研究通過模型試驗分析了隧道大變形的破壞機理，給出了支護的重點部位，但目前針對隧道開挖過程中軟弱夾煤層受力變化引起圍巖由小變形向大變形發展的研究較少。

筆者對滬昆鐵路劉家莊隧道穿越煤系地層圍巖產生大變形災害的現象進行分析，通過數值模擬試驗分析隧道初期支護結構的應力與位移變化，建立簡化力學模型推導大變形起始位置的判據，研究掌子面上方軟弱夾層單元體隨隧道掌子面移動的受力變化過程，分析不同變形階段圍巖的受力與變形特征，對大變形段處置方案與處置效果進行了介紹。

1 工程概況

1.1 工程概況及地質條件

劉家莊隧道是位于貴州省境內關嶺—普安區間的單洞雙線鐵路隧道，線路設計全長7 583 m，設計時速350 km/h。隧道出口段穿越東西走向的西隴斷裂帶與傾斜煤層，斷裂帶巖體破碎，地質構造復雜，煤層主要位于洞身D1K923+230～D1K924+140段，厚度約2 m，瓦斯壓力為0.85 MPa，地質剖面如圖1所示。隧道出口段從大樁號向小樁號掘進，隧道穿越煤層段初期支護完成后產生大變形導致初期支護侵限，掌子面開挖顯示出該段巖體由砂巖、泥巖、頁巖夾煤層構成，巖層走向與隧道軸向近平行，節理裂隙發育，開挖后部分巖體快速風化為粉末，自穩能力極差，掌子面巖性狀況如圖2所示。

隧道穿越V級圍巖，按V級加強進行設計。原設計的初期支護為I25a型鋼拱架，D1K923+905～D1K924+090段采用V_[b]型復合（全封閉）式襯砌，拱部42徑向小導管L=4.0 m，壁厚3.5 mm，環向間距0.4 m的28根小導管置于I25a型鋼拱架上，拱架縱向間距2.4 m。初期支護采用厚度28 cm的C30氣密性噴射混凝土，預留變形量15 cm，二次襯砌采用厚度50 cm的C35氣密性鋼筋混凝土。

1.2 隧道圍巖變形情況

劉家莊隧道出口段開挖方式為上下臺階法，開挖進尺為2 m，鋼拱架距離掌子面2 m，上下臺階開挖間距2倍的開挖進尺，下臺階與仰拱間距3倍的上臺階開挖進尺。采用原設計的初期支護方案施工至D1K923+905斷面時，掌子面施工至傾斜煤層附近，強烈的擾動導致巖層中松散破碎的巖塊擠壓錯動，加之地層中富存含瓦斯的大量氣體，在禁止焊接的施工條件下，初期支護結構中的鎖腳錨管與鋼拱架采用預制環的連接方式，難以形成牢固的整體受力體系，最終導致初期支護結構在拱肩部位發生多處較大面積的噴射混凝土剝落破壞，鋼拱架扭曲變形嚴重，節點部位剛度較大，荷載傳遞過程中在鋼拱架節點上部產生應力集中，導致拱架屈曲破壞，出現傾斜錯動及撕裂破壞現象；部分噴射混凝土沿鋼拱架翼緣脫落，產生環向開裂現象，如圖3所示。

從現場監測數據分析可知，在監測時間段內，斷面D1K923+925進入傾斜煤層水平距離約20 m處，由于該范圍內圍巖巖性相對較好，測點變形量最大值為69 mm，且拱頂沉降與凈空收斂逐步趨于穩定；斷面D1K923+915進入傾斜煤層水平距離約30 m處，掌子面前方與傾斜煤層水平距離約20 m，因圍巖巖性變化復雜且巖體相對破碎，測點變形量急劇增加，拱頂沉降與凈空收斂均大于設計預留變形量150 mm，穩定跡象不明顯。由此可見，該隧道施工中圍巖發生小變形與大變形的臨界點位于D1K923+925～ D1K923+915內，該范圍內圍巖內部的應力與支護結構的受力均發生較為明顯的變化。

為對比研究，選取D1K923+915為特征斷面，對現場監測數據進一步分析，得到變形速率-時間關系曲線如圖4、圖5所示，該斷面前方與傾斜煤層水平距離約20 m，上臺階開挖共計16 d，施工前10 d內，變形速率較為平緩，測點變形量增長緩慢，10～16 d施工過程中，變形速率急劇增加，最大收斂速率達15 mm/d，上臺階初期支護施工完成后變形速率逐漸減小，測點變形量緩慢增加；下臺階開挖后，變形速率陡增，拱頂沉降與凈空收斂速率最大值分別為10、13 mm/d，測點變形量急劇增加，即使在下臺階初期支護施工完成后，變形速率雖有減小，但測點變形量未呈現出收斂態勢，在下臺階施工12 d后，凈空收斂值為148 mm，已接近設計預留變形量；在經歷70 d左右的時間后穩定跡象仍不明顯，到隧道侵限處置前拱頂沉降累計值為165 mm，凈空收斂累計值為278 mm，二者均超過設計預留變形量150 mm。

從該斷面變形監測中可以發現，上下臺階施工的過程中變形速率變化頻繁、不穩定，尤其是變形量急劇增加階段的變形速率變化幅值相對較大，證明了開挖斷面在接近傾斜煤層的施工過程中，由于含煤系地層圍巖內部構造比一般巖體復雜，軟弱夾層礦物組成中含有蒙脫石和伊利石，強度相差大，巖體內部應力變化劇烈，圍巖自穩能力差，容易導致初期支護結構產生應力集中現象；凈空收斂值大于拱頂沉降值，表明水平應力σ_H大于垂直應力σ_Z，反映出地應力以構造應力為主的特征。

2 數值模擬分析

2.1 模型幾何尺寸

針對含傾斜煤層的地質特征，考慮隧道開挖對圍巖的有效影響范圍，借助FLAC 3D有限差分軟件，模擬劉家莊隧道的施工力學行為，研究隧道開挖過程中掌子面上方煤層單元體應力與位移變化過程及初期支護的力學性狀，為預防隧道大變形提供切實可行的理論基礎。數值模擬的里程樁號范圍為D1K923+945～D1K923+905，隧道凈高12.3 m，凈寬14.9 m，綜合考慮地層因素與邊界約束效應，模型橫向方向（X軸）由隧道中心線位置向兩側各取50 m，上邊界（Z軸）至地表，下邊界（Z軸）距隧道底部37 m，沿隧道縱向（Y軸）取110 m，其中煤層厚度為2 m，傾角為55°，煤層起始位置對應里程樁號為D1K923+945。隧道與煤層的空間關系：隧道與傾斜煤層走向交角90°，即正交穿越傾斜煤層，隧道與煤層的空間關系如圖6所示。模型側面及底部邊界條件采用固定約束，上表面自由，只考慮巖體的自重應力，忽略構造應力，巖體與初期支護均為實體單元，采用摩爾–庫倫（Mohr-Coulomb）強度準則模擬巖體材料，彈性本構（Elastic）模擬初期支護材料。

2.2 計算參數

圍巖的力學參數參考所依托隧道工程地質勘察資料，不考慮巖層分界面及煤層內部的結構面作用，結合規范要求，給出圍巖、煤層及初期支護結構的物理力學參數見表2。

2.3 計算結果及分析

2.3.1 掌子面正上方煤層單元應力分析

圖7為掌子面開挖至D1K923+905時煤層的應力云圖，煤層應力整體呈層狀近似均勻分布，兩側拱肩附近煤層單元體應力值達到3.15 MPa，該部位應力集中明顯，說明開挖斷面離煤層越近，拱肩附近越容易出現破壞，對該部位巖體應進行注漿加固并增加初期支護的剛度；隧道開挖過程中掌子面與煤層水平距離如圖8所示，不同里程段掌子面上方煤層單元體的應力與位移變化曲線如圖9所示。

從圖9給出的不同掌子面上方煤層單元體的應力與位移變化曲線可以看出，掌子面正上方煤體單元的最大主應力與最大剪應力隨著開挖距離的增加呈線性增長，最大主應力的增長速率明顯高于最大剪應力的增長速率；當掌子面與傾斜煤層起始位置水平距離S₁=20 m時，掌子面上方煤體單元的豎向位移增長平緩，累計位移為56 mm，與斷面D1K923+925處實測沉降值較為接近，由此可知，開挖距離小于S₁時，煤層的最大正應力與最大剪應力呈線性增大，其應力狀態均小于極限應力，體現了巖體與煤層中以擠壓變形為主的特征。

當掌子面與傾斜煤層起始位置水平距離S₂=30 m時，煤體單元的累計位移變化量74 mm，掌子面介于S₁～S₂之間時，其上方煤體單元的豎向位移增長速率逐漸變大，煤體單元所受的最大正應力與最大剪應力繼續增大，壓力作用導致內部裂隙閉合、能量積蓄持續增加。當掌子面與傾斜煤層起始位置水平距離超過S₂=30 m時，掌子面上方煤體單元的豎向位移增長速率激增，當S₃=40 m時，煤體單元的累計位移增量為244 mm。

圖9還表明，煤層最大主應力、最大剪應力在S=38 m處出現突變，前者逐漸趨于平緩，后者逐漸趨于零。因此，當掌子面逐漸靠近煤層時，趨于極限受壓狀態下的煤體單元在開挖卸荷過程中最大剪應力逐漸接近其極限抗剪強度，由于圍巖等級較差、開挖過程中掌子面爆破對軟弱圍巖的擾動、初期支護施作不及時等因素，導致掌子面附近約束不足，圍巖擠出變形大，處于極限受力狀態下的煤體單元抗剪強度達到極限值，該狀態下的煤體單元因壓潰導致體積膨脹，破碎的塊體沿巖體破裂面產生剪切滑移現象，該階段傾斜煤層以剪切滑移變形為主。

通過分析掌子面正上方煤體單元應力與位移曲線圖，可以得到含傾斜煤層的隧道在開挖過程中煤體單元的應力狀態主要經歷了受壓、壓剪和剪切3個變化階段；單元體的豎向位移變化主要經歷了變形速率較小的平緩增長階段（小變形階段）、變形速率逐漸增大的過渡變形階段和變形速率激增的大變形階段；煤層單元體的破壞經歷了從壓應力為主的裂隙閉合過程到剪應力為主的剪切滑移過程，并伴隨著煤體單元壓剪應力狀態下的體積膨脹現象。

2.3.2 隧道初期支護受力分析

掌子面隨著開挖里程的變化，隧道初期支護不同部位的最大主應力、最小主應力與最大剪應力沿隧道縱向分布如圖10所示。

隨著開挖距離的增加，初期支護結構拱頂、拱肩和拱腳處的最大主應力呈現出先緩后陡的增長趨勢，最大主應力均為壓應力，且拱頂受到的壓應力較大，拱肩與拱腳受到的壓應力值較小；初期支護各部位最大主應力在掌子面開挖至S₁=20 m時出現急劇增長趨勢，拱頂與拱肩處最大壓應力值均達到1.87 MPa，拱腳處的最大主應力值為1.67 MPa；在S₂附近拱肩與拱腳的最大主應力值波動較大，說明該斷面附近巖層應力變化較為復雜；初期支護受到的最大壓應力值為5.27 MPa，未超過C30混凝土的抗壓強度設計值，支護結構未產生壓裂破壞。此時拱肩與拱腳最大壓應力值分別為4.01、3.50 MPa。

隨著開挖距離的增加，初期支護拱頂、拱肩和拱腳處的最小主應力呈現出先錯峰遞增后快速減小，再逐漸增大的趨勢，拱頂與拱肩的最小主應力由壓應力轉變為拉應力，且拱頂處拉應力最大，拱腳最小主應力為壓應力；初期支護各部位最小主應力在掌子面開挖至S₁=20 m后變化明顯，拱頂與拱肩最小主應力方向改變，應力變化幅值分別達到1.80、1.50 MPa；最小主應力突變說明該斷面開挖后巖層內部應力變化劇烈，對初期支護結構產生較大的沖擊作用，致使初期支護拱頂與拱肩部位由受壓狀態轉變為受拉狀態；此時支護結構上的最大拉應力位于拱頂，其值為1.30 MPa，未超過C30混凝土的抗拉強度設計值，結構未產生壓裂破壞。

隨著開挖距離的增加，初期支護結構拱頂、拱肩和拱腳處的最大剪應力呈現出先緩后快的增長趨勢，且拱頂與拱肩處的最大剪應力方向向下，拱腳處所受的剪應力方向向上；掌子面開挖至S₁=20 m時，初期支護拱頂、拱肩與拱腳處的剪應力值分別為-0.69、-0.59、0.57 MPa，增長速率平緩；掌子面開挖至S₁=20 m后，拱頂、拱肩與拱腳處的最大剪應力快速增長，其中拱頂增長速率最大、拱肩次之、拱腳最小；當掌子面開挖至S₂=30 m時，拱頂最大剪應力值為2.86 MPa，超過C30混凝土抗剪強度設計值2.85 MPa，支護結構在拱頂處產生剪切破壞現象。

2.3.3 隧道初期支護變形分析

圖11給出了隧道初期支護不同部位的位移監測曲線，從圖11中可以看出，隨著開挖距離的增加，初期支護拱頂沉降、拱肩變形和拱腳的收斂變形呈現出先平緩后激增，再緩慢的增長趨勢，位移激增階段位于S₁=20 m與S₂=30 m之間。

表3給出了該段隧道數值計算結果與現場實測結果的對比分析結果。由表3可見，拱頂沉降最大值為278 mm，凈空收斂最大值為213 mm；當掌子面開挖至S=26 m時，拱頂沉降值已經超過隧道設計預留變形量150 mm；當掌子面開挖至S₂=30 m時，拱肩與拱腳收斂值均超過設計預留變形量，初期支護產生侵限變形，隧道發生大變形破壞，因此應在掌子面開挖至S₁=20 m處開始采取相應的施工措施，防止隧道繼續開挖引起初期支護破壞。

由于數值模擬的圍巖屬于均勻介質且地層關于隧道中軸線對稱，忽略了實際巖層中的瓦斯壓力、節理裂隙、地下水以及施工過程中爆破振動等因素的影響，導致數值計算結果與現場實測值存在一定差異，但數值計算得到的位移分布規律與監測結果趨勢一致，表明數值模擬基本可以反映實際隧道圍巖和初期支護的應力、變形與破壞規律，可為預防隧道大變形災害提供理論指導和參考。

綜上分析，隧道掌子面開挖距離小于S₁=20 m時，初期支護各部位的最大主應力值、最小主應力值及最大剪應力值均小于C30混凝土強度設計值，支護結構各部位的位移變化量均小于設計預留變形量，初期支護未發生破壞；當掌子面開挖距離大于S₂=30 m時，拱頂處的最大剪應力值達到了C30混凝土的抗剪強度設計值，拱頂沉降值與拱肩收斂值超過隧道設計預留變形量，初期支護發生剪切破壞，導致隧道出現變形侵限現象。

3 圍巖大變形機理分析及處置

3.1 變形產生原因分析

劉家莊隧道軟弱圍巖大變形破壞的主要原因有如下幾種：

1）地質原因，該段洞身穿越二疊系龍潭組（P₂l），龍潭組（P₂l）地層含多層煤，屬高瓦斯地層，瓦斯壓力為0.85 MPa；該段由泥巖、砂巖夾煤層構成，圍巖屬于整體較破碎的強風化軟巖。D1K923+905掌子面附近自穩能力較差的破碎巖塊對拱腳基礎的支撐強度不足，導致拱架不穩定而引起拱頂下沉。煤系地層巖體內存在光滑的節理面，巖層之間有夾泥現象，相對較弱的膠結作用導致開挖后的圍巖極易沿薄弱部位產生滑移，加快了變形破壞。

2）施工原因，該里程段穿越煤層，包含瓦斯在內的大量氣體儲存在圍巖中，掌子面爆破時產生的沖擊作用，降低了圍巖的整體性，尤其是拱頂及線路方向右側拱肩處為極度破碎的塊狀煤矸石，夾雜有大量粉末，現場渣樣確定為煤。由于該段隧道瓦斯濃度高，施工時采用預制環的方式連接鋼拱架與鎖腳錨管，與剛結點相比，鉸接點的作用較弱，降低了初期支護的承載能力，受爆破過程中產生的沖擊作用，初期支護產生嚴重變形。

3.2 圍巖大變形的位置預測與力學分析

3.2.1 大變形起始位置的判據推導

為了分析傾斜煤系地層中軟弱夾層對隧道變形的影響，僅考慮左右對稱的地層狀況，建立簡化模型如圖12（a）所示，將隧道穿越的巖體分為3層，中間層②為煤層，煤層兩側的①層為相對完整的泥巖和砂巖層。從應力傳遞的角度對掌子面上部煤層單位厚度的薄片單元進行受力分析，如圖12（b）所示。當薄片單元在豎直方向所受的摩擦力與支護壓力的合力小于重力時，煤層單元產生滑動現象，由此可定義隧道大變形的起始位置函數

式中：S為隧道掌子面進入傾斜煤層下方的水平距離；Z為單元體的埋深；γ、c、分別為煤層單元體的重度、黏聚力和內摩擦角；α為煤層傾角；T為初期支護的支護壓力。

式中：σ_H為水平主應力；K₀為側壓力系數。

基于劉家莊隧道地勘資料中煤層的力學參數：煤層傾角α=55°，煤層重度γ=15 kN/m³，煤層黏聚力c=52 kPa，煤層內摩擦角?=25.8°，側壓力系數K₀=0.48，根據式（7）和式（8）得到隧道產生大變形的起始位置為S₁=20.9 m，即隧道掌子面進入傾斜煤層的水平距離超過20.9 m后會產生大變形現象，與實際產生大變形的起始區間（D1K923+925～ D1K923+915）吻合。

3.2.2 圍巖變形過程的受力分析

以材料力學^[21]為基礎，分析小變形條件下的掌子面上方煤塊單元體的應力狀態變化過程，揭示軟弱夾層地質條件下隧道開挖過程中產生大變形現象的作用機理。取掌子面正上方②層煤體單元為研究對象進行受力分析，巖層分界面與煤層內部的單元體受力狀態如圖13所示。巖體中初始豎向應力及水平應力分別為σ_Z和σ_H。

根據簡化力學模型，以傾斜面的法線ζ和切線η為參考軸建立直角坐標系分析單元體的應力平衡狀態，可得

式中：σ_S為傾斜面上煤體單元所受的正應力；τ_S為傾斜面上體單元所受的剪應力；β為結構面傾角。

式（10）為平面應力狀態下，隧道開挖過程中掌子面上方煤層單元體沿傾斜面方向的正應力與剪應力（應力狀態），反映了隧道進入含傾斜煤系地層水平距離與掌子面上方煤體單元應力狀態之間的變化規律。結合摩爾庫倫強度準則得到煤體單元應力狀態與水平距離S之間的關系曲線如圖14所示。

3.2.3 擠壓滑移的形成

隧道開挖前巖層中初始地應力處于平衡狀態，隧道開挖過程中周圍巖層處于卸載狀態，隨著掌子面與傾斜煤層水平距離的變化，煤層內部及邊界處應力傳遞比較復雜，結合煤體單元應力狀態與強度包線之間的關系曲線（圖14），將圍巖變形分為3個階段，即擠壓變形階段（0<S<S₁）、壓剪變形階段（S₁≤S<S₂）和剪切滑移階段（S₂≤S）；變形階段分區如圖15所示。掌子面施工至S₁前，隧道開挖對掌子面上方與前方傾斜煤層的擾動較小，開挖段上方楔形巖體在自重作用下存在向掌子面方向移動的趨勢，煤層受兩側巖體的擠壓作用，煤體單元沿傾斜面的正應力與剪應力增大，但剪應力值均小于結構面與煤體單元抗剪強度極限值，即τ<τ_f1且τ<τ_f2，單元體未產生剪切破壞，巖層處于受壓狀態，巖體以小變形為主，該階段為擠壓變形階段。

掌子面施工至S₁與S₂之間時，煤層單元體沿傾斜面的正應力與剪應力同時增大，煤體單元剪應力值介于結構面（巖層分界面與煤層內部）與煤體抗剪強度極限值之間，即τ_f1<τ<τ_f2，受壓狀態下的單元體出現剪切破壞，節理裂隙在擠壓閉合的過程中伴隨有剪切變形，巖層處于極限抗剪條件下的受壓狀態，塑性區率先在煤層中產生并隨著S的增加逐漸擴大，煤體單元所受壓應力逐漸趨于抗壓強度極限值；由于初期支護的支撐作用及臺階土體對掌子面擠出變形的反壓作用，煤層整體沿傾斜面保持相對穩定的狀態，但圍巖中未釋放的形變能在巖層內部逐漸聚集，巖體以延性變形為主，該階段為壓剪變形階段。

隧道開挖至S₂后，隨著掌子面與傾斜煤層距離的減小，其上方單元體均達到抗剪強度極限值，即τ=τ_f2；當煤體單元所受壓應力達到抗壓強度極限值時，極限狀態下的壓剪作用導致單元體產生碎脹力與碎脹變形，由于臺階土體對掌子面的反壓作用減弱，施工對圍巖的強烈擾動與煤層內形變能的釋放引起掌子面附近巖體的擠出變形過大，極限狀態下的煤體單元因壓潰而碎散，巖層分界面上的摩阻力因接觸面減小而減弱，碎散的巖塊沿傾斜面向下產生剪切滑移現象，最終導致掌子面附近圍巖失穩，破壞瞬間釋放的能量（形變能與高壓力瓦斯共同作用）對初期支護產生強烈的沖擊效應，致使作用在初期支護上的荷載激增，拱架之間因縱向抗剪強度不足產生沖切破壞，初期支護錯動為兩段，出現整體下沉；拱架內部連接處由剛度不同導致應力集中，鋼拱架扭曲變形位于連接板上部；巖體由延性變形轉變為脆性破壞，圍巖產生大變形導致初期支護變形侵限，該階段為剪切滑移階段。

綜上所述，通過分析隧道掌子面上方煤體單元應力狀態變化的過程，根據掌子面進入傾斜煤層下方的水平距離將隧道施工變形分為3個階段，利用地質勘察資料提供的巖土參數可初步估算位于傾斜煤層下方的隧道開挖時圍巖不同變形階段的起始距離；結合現場監測數據，在應力變化較為復雜的壓剪變形階段通過調整初期支護的設計參數與開挖工法，避免支護結構破壞或隧道產生大變形現象。式（10）可作為含傾斜煤系地層隧道施工中劃分變形階段的參考依據，由于巖體結構面上的強度參數精確值較難獲取，可根據煤巖的強度參數利用式（7）計算壓剪變形的起始距離，為預防隧道產生大變形的部位提供理論參考。

3.3 變形處置方案及效果

針對煤系地層剪切滑移導致的大變形特征，采取的相應措施如下：

1）對上臺階掌子面進行噴射混凝土封閉處理，阻止圍巖的進一步風化；同時采用渣土逐層夯填至開挖節點位置，抑制變形發展速率，并為侵限處理提供施工作業面；在施工前在大變形段上部拱架間采用濕式鉆孔方式設置3排引排初期支護結構背部氣體的瓦斯溢出孔，確保施工安全。

2）對掌子面上方的傾斜煤層采取深部主動支護原則，利用注漿加固方式對煤層內部的松動巖塊進行加固，加強煤層松散塊體及巖層分界面上的黏聚力，增強圍巖的自穩能力。上臺階增設42徑向小導管注漿加固圍巖，管長6 m，壁厚3.5 mm，縱、橫向間距1 m，端部1 m以下按梅花形鉆設孔徑6～8 mm、間距10～20 mm的注漿孔，壓注水泥漿。

3）侵限段按V_d型全封閉復合襯砌換拱，根據支護特性原理，及時施加大剛度支護封閉的隧道結構，加密型鋼拱架間距，及時施作仰拱及二次襯砌，將圍巖變形控制在擠壓變形階段。

4）換拱遵循“弱爆破、逐圈換拱、勤測量”原則，減少爆破裂隙的產生；換拱順序為先上后下，拆除噴射混凝土及變形鋼架，用I25a工字鋼替換原有變形拱架，并用錨桿固定，使新設拱架與未變形段拱架連接可靠；換拱過程中設置臨時支撐，并確保臺架與臨時支撐底部連接牢固，其后噴射混凝土完成初期支護。侵限段換拱如圖16所示。

經過噴射混凝土封閉掌子面，注漿加固松散巖體，回填渣土形成反壓平臺，更換變形的鋼拱架以及及時施作仰拱與二次襯砌后，拱頂沉降與凈空收斂監測數據如圖17所示，在拆換時，由于圍巖失去反作用力，導致鋼拱架變形速率較大，在鋼拱架封閉與噴射混凝土完成后，隧道變形逐漸趨于穩定，圍巖大變形經處置后初期支護變形總量較小，趨于穩定的時間較短，變形速率趨近于零，說明該處置措施能夠有效加固含傾斜煤層的圍巖，阻止圍巖持續變形。

4 結論

以滬昆鐵路劉家莊隧道為背景，針對隧道穿越煤系地層發生的大變形侵限現象，通過數值模擬與簡化力學模型，分析煤層單元體與初期支護結構的受力和變形的變化，得到以下結論：

1）煤系地層屬典型的軟弱圍巖，其力學性質差，且含較大的氣體壓力，高瓦斯軟弱圍巖地層隧道初期支護過程中不允許焊接致使鋼拱架與鎖腳錨管不能形成整體傳力構件，降低了初期支護結構的整體承載能力，加之掌子面爆破過程中產生的沖擊作用，導致初期支護產生了嚴重變形。

2）在假設地層均勻連續的條件下，基于應力傳遞思想，給出了傾斜煤系地層中隧道開挖引起圍巖大變形的起始位置的判據，并通過計算驗證了該判據的有效性；通過煤體單元的豎向位移變化與巖體力學參數的變化將軟弱圍巖的破壞過程分為擠壓變形階段（0<S<S₁），壓剪變形階段（S₁≤S<S₂）和剪切滑移階段（S₂≤S）。

3）模擬隧道開挖過程中掌子面上方煤體單元與初期支護的應力與位移變化，當掌子面開挖距離小于S₁時，初期支護各部位的最大主應力值、最小主應力值及最大剪應力值均小于C30混凝土強度設計值，各部位的位移變化量均小于設計預留變形量，初期支護不發生破壞；當掌子面開挖距離大于S₂時，拱頂處的最大剪應力值達到了C30混凝土抗剪強度設計值，拱頂沉降與拱肩收斂值超過隧道設計預留變形量，初期支護發生剪切破壞。

4）通過噴射混凝土封閉掌子面、注漿加固松散巖體和堆載反壓的措施加強掌子面附近圍巖的自穩能力，適時更換侵限段拱架，及時施作仰拱和二次襯砌等能有效控制穿越含傾斜煤系地層隧道的圍巖大變形。

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（編輯??王秀玲）