断裂破碎带围岩松动区隧洞开挖应力变形特性分析

周 恒，黄旭斌，狄圣杰， 陆 希，王冬条

(中国电建集团西北勘测设计有限公司， 陕西 西安 710065)

地下隧洞的开挖使得原有的地应力发生重分布现象，当重分布的应力超过岩土体的弹性极限状态时将会发生进入塑性状态[1]，围岩将发生塑性破坏，甚至坍塌。对于深埋软弱围岩，由于施工过程中处理方式的不合理，常会造成围岩局部或者整体性的塌方，然后向上甚至沿洞轴线方向逐步扩发展而形成新的平衡，然后塌方停止，进而形成一定范围的土体松动圈域，即围岩松动圈[2-3]。松动圈形成后，隧洞松动土压力将全部作用在衬砌上，使得围岩的稳定性变的更差，同时衬砌结构的安全性也遭到极大挑战[4-9]。

在隧洞施工过程中，极有可能会遇到断层破碎带。由于破碎带围岩的软弱性，在施工中容易形成松动圈，围岩很难自稳，因此需要对隧洞进行及时封闭和加强支护[10-11]。在现有的研究中，很多学者就穿越断裂带隧洞围岩力学行为进行分析研究。邓通海等[12]就穿越大型断裂带引水隧洞开挖围岩力学性能进行了三维仿真分析，对比研究了纯开挖无支护方案和开挖及时支护方案，结果表明了采用开挖及时支护方案时围岩监测点变形减小，掌子面前方应力集中现象也有所减弱。王达等[13]对穿越不良地质段深埋输水隧洞纵向变形进行了数值分析，计算结果表明断层破碎带弹性模量的变化对衬砌的纵向变形有较大影响，接缝变形与螺栓应力均随断层模量的减小而显著增加。王淑娟[14]通过数值方法分析了跨断层隧洞衬砌方面的研究，认为隧道穿越断层破碎带时，衬砌的危险位置主要与断层的倾角、宽度和倾向相关。上述分析均以断裂带隧洞为研究对象，然而并未考虑极端破坏条件，即隧洞施工塌方造成松动圈后对衬砌结构稳定性方面的研究。

根据上述分析，大多数学者对跨断裂带隧洞的计算均未考虑围岩出现松动圈的情况，因此很难把握围岩出现坍塌后形成松动圈后的施工方式以及围岩应力变形规律。因此，本文首先基于物探检测结果对围岩松动圈进行了假定，并建立了隧洞-围岩-松动圈三维计算模型，分析了有松动圈存在条件下隧洞开挖应力、变形和塑性区变化规律，以期为断裂带围岩坍塌形成松动圈后隧洞支护设计提供合理的建议。

1 工程地质条件

哈密抽水蓄能电站通风兼安全洞总长1 114 m，沿线整体坡降为7.9%，隧洞断面为城门洞型，开挖宽度×高度为8.50 m×8.25 m，如图1所示。隧洞整体呈南北走向，而断裂带呈东西走向，因此隧洞不可避免的穿越断裂带。通风兼安全洞段断裂带起始桩号为0+624.00，终点桩号为0+764.00，断裂带总长为140 m。断裂带内充填挤压碎块岩、挤压片状岩、断层泥、糜棱岩、岩屑及岩粉，挤压紧密，地质条件极其复杂，断裂带段围岩类别为V类围岩。

图1 通风兼安全洞断面尺寸及支护方式示意图

根据现场反馈可知，隧洞开挖至桩号0+625时发生坍塌，坍塌后极有可能造成未开挖区域围岩形成松动圈，因此对通风洞兼安全洞坍塌段周边开展了相关的物探检测工作，如图2所示。从图中可以看出，自桩号0+625起始，隧洞顶部出现直径约为20 m的波速较小地带(图2(a))，说明此位置可能出现松动圈。图2(b)—2(d)分别为桩号0+625、0+630和0+635断面横剖图，可以看出桩号0+625松动圈在隧洞正上方，说明隧洞已坍塌。由于隧洞的坍塌，桩号0+630和0+635隧洞拱顶上方5 m～10 m范围出现波速较小的松动区域，因此松动区域沿洞轴线方向可能呈倾斜式发展。

图2 通风兼安全洞物探检测结果

2 模型及参数选取

由于围岩松动圈的存在，全断面一次性开挖可能导致隧洞围岩二次坍塌，因此施工过程中首先采用超前小导管和超前大管棚注浆，形成强度后进行开挖，开挖后采用钢支撑加喷锚联合方式进行支护，钢支撑采用I18工字钢，沿洞轴线方向间隔0.5 m布置，锚杆采用HRB400钢筋，长为4.5 m，梅花型布置。考虑到坍塌段围岩自稳能力极差，因此开挖方式采用上、下两半层的开挖方式，两半层开挖高度分别为4.00 m和4.25 m，上、下半层开挖进尺均为5 m。根据现场实际开挖支护顺序，首先进行上半层开挖，上半层开挖进尺30 m后方可开挖下半层，支护方式采用及时支护的方法。选取桩号0+630典型断面(松动圈最大高度处)及沿洞轴线方向纵剖图，分析拱顶中心、拱肩和边墙中心的径向应力、径向变形及塑性区分布。

模型沿洞轴线方向长度为30 m，计算范围取开挖区域10倍高度(宽度)。模型中x方向为隧洞洞轴线方向，y方向为垂直于洞轴线方向，z方向为垂直方向。模型共划分网格218 130个，节点230 516个，如图3所示。模型边界条件为四个侧面约束法向位移，底部为全约束，顶部按照实际隧洞埋深施加相应面荷载。初始地应力计算中由于断裂带处的构造应力容易释放，因此仅考虑了自重应力的作用。岩体、注浆层及喷层采用实体单元模拟，锚杆采用杆单元模拟，钢拱架采用梁单元模拟。

图3 计算模型示意图

隧洞起始桩号为0+620，围岩松动圈位于桩号0+625—0+645，其中桩号0+625—0+630段松动圈下边缘与隧洞注浆层相接壤。松动圈沿洞轴线方向长度为20 m，最大高度约为18 m，如图4所示。

图4 围岩松动区域示意图

值得注意的是，在实际工程中，由于围岩的完整性及其潜在的节理裂隙，很难保证注浆区域的范围大小。为了保证隧洞在实际工程开挖稳定，因此在本文计算中将注浆层等效为开挖面外0.5 m的加固区处理。根据现场地质勘测，确定了Ⅴ类围岩、松动圈内岩体、加固区以及其他支护的计算参数，如表1所示。

表1 加固区、围岩及支护措施物理力学参数

3 结果分析

3.1 围岩径向应力分析

图5给出了隧洞开挖后拱顶中心的径向应力随隧洞径向深度的变化规律，从图5中可以看出，上半洞开挖支护完成后，非坍塌段隧洞前端3 m内围岩径向应力随开挖深度的增大而减小。当开挖面接近松动圈时，围岩径向应力开始增大，说明松动圈对非松动圈的径向应力变化有一定的影响。松动圈开挖后，松动圈内近7 m的应力波动较大，主要是由于松动圈前端与注浆层顶部接壤，上半洞开挖后松散围岩材料发生的变形较大，因此作用在支护上的应力过大。由于松动圈沿径向深度呈斜面，因此松动圈7 m后围岩径向应力整体上呈下降趋势。从图中还可以看出，下半洞开挖后松动圈内拱顶中心的围岩径向应力变化较小，且发展规律与上半层开挖后的规律一致，说明上半层开挖后松动圈内拱顶中心径向应力释放基本达到稳定，下洞开挖后对松动圈内拱顶中心的径向应力变化贡献较小。

图5 拱顶中心径向应力随开挖深度变形规律

隧洞拱顶中心、拱肩及边墙中心径向应力随开挖步数的变化规律如图6所示。

图6 各测点径向应力随开挖次数变化规律

从图6中可以看出，第二步开挖时已开挖至监测断面，拱顶中心的径向应力减小。再者，开挖后由于围岩变形导致的挤密作用，拱肩和边墙中心的应力呈增大的趋势。开挖第二步后，拱顶中心的径向应力随着开挖步数的增加变化幅度较小。开挖至第七步后，拱肩和边墙中心的径向应力减小，且边墙中心应力的减小幅度大于拱肩应力的减小幅度，说明下半层的开挖对边墙中心的影响最大，其次对拱肩位置有一定的影响，对拱顶基本没有影响。在第九步开挖之后，各测点的径向应力基本都达到稳定。

3.2 围岩径向变形分析

隧洞开挖后拱顶径向变形量随开挖深度的变化规律如图7所示，从图7可以看出，上半层开挖支护完成后，整体上拱顶变形呈抛物线型分布。其中，在非松动圈前端，拱顶中心径向变形随着开挖深度的增加而增大，换言之，接近松动圈的围岩受到松动圈软弱围岩的影响，其径向变形也相应的增大。在松动圈内，由于前5 m与注浆层相接壤，相应的最大径向变形量达到最大值。最大径向变形量位置在桩号0+627，随后随着径向深度的增大，径向变形量呈减小的趋势。下半层开挖支护完成后的径向变形随径向深度的变化规律与上半层开挖支护完成后的规律基本一致，但拱顶的径向变形量有所增大，说明下半层的开挖对拱顶的径向变形有一定的影响。非松动圈增幅约为24%，松动圈最大径向变形量的位置由0+627转变为桩号为0+628，此位置的增大幅度约为8%。

图7 拱顶中心径向变形量随开挖深度变化规律

隧洞拱顶中心、拱肩及边墙中心径向变形量随开挖步数的变化规律如图8。从图8可以看出，对于拱顶中心而言，前三步的开挖对其径向变形的影响最大，上半层后续的开挖对其径向变形影响稳步增大，至上半层开挖完成后，拱顶中心的变形达到3 cm左右。上半层的开挖对拱肩和边墙中心的变形有一定的影响，主要是由于上半层开挖后，上半层临空面的应力得到释放，隧洞上半部分的围岩径向变形向着临空面。拱肩位置受到弧形拱顶和边墙两方面的影响下有一定的稳定性，因此上半层开挖后的径向变形较小，约为1 cm。下半层开挖后，拱顶中心和拱肩的径向变形均开始增大，说明下半层的开挖对已支护完成的上半层的径向变形有一定的影响。在整个下半层开挖过程中，边墙中心的径向变形幅度最大，拱顶中心和拱肩径向变形幅度相当，略小于边墙。

图8 测点变形量随开挖次数变化规律

整体而言，隧洞完全开挖后，监测断面上各点的径向变形大小关系为拱顶>边墙中心>拱肩。进一步，根据文献[15]中围岩稳定性的评判标准，结合文中隧洞尺寸及围岩条件，确定出了隧洞围岩稳定的控制标准，允许位移为5.1 cm～13.6 cm。根据计算结果可知，隧洞拱顶中心、拱肩及边墙中心的位移最大值分别为4.1 cm、2.1 cm和1.9 cm，均未超过允许范围，因此可以判断在本文提供的支护条件下隧洞开挖后可以稳定。

3.3 围岩塑性区分析

图9(a)给出了隧洞上半层开挖后围岩塑性区，从图中可以看出，上半层开挖后隧洞周边围岩出现了部分塑性破坏，且破坏主要发生在边墙部位及未开挖区域，均为剪切破坏，此外，相比较可以看出，由于上半层开挖支护完成后，在一衬支护的作用下，拱顶周围现有塑性区较小。图9(b)为隧洞下半层开挖后围岩塑性区分布，从图中可以看出，在下半层开挖支护完成后，弧形拱顶上部基本无现有塑性区，塑性区主要分布在边墙周围以及底板位置。其中，边墙侧的塑性区范围约为隧洞开挖宽度的1/2，与锚杆长度相近，在施工中可采取加长锚杆的措施以防边墙锚杆失效；底板下部的塑性区约为开挖高度的1/3，底板塑性变形过大可能会导致底板向上隆起，因此需采取相应措施。

图9 隧洞开挖后围岩塑性区云图

4 结 论

本文以哈密抽水蓄能电站通风兼安全洞为例，采用数值模拟分析了断裂破碎带围岩松动圈隧洞开挖支护过程中围岩径向应力、 变形及塑性区变化规律，得到了如下结论：

(1) 隧洞开挖后，径向应力主要集中于围岩松动圈前端，且隧洞下半层开挖后对拱顶围岩压应力影响较小，说明本文中提到的支护方式可以保证隧洞拱顶的稳定性。

(2) 沿洞轴线方向拱顶径向变形呈先增大后减小的趋势；隧洞下半层开挖后，隧洞拱顶中心的变形最大，其次为边墙和拱肩位置，根据相关规范规定，本文中的支护条件下隧洞整体上可以达到稳定。

(3) 隧洞开挖后，拱顶以上没有塑性破坏产生，围岩塑性区主要集中在侧墙和底板位置，因此仍需加强侧墙和底板的支护。