大跨地鐵隧道組合工法穿越斷層時的圍巖變形控制分析

唐曉杰， 石 磊， 陳佳瑋, *， 彭 振， 李元海

(1. 中國礦業(yè)大學力學與土木工程學院， 江蘇 徐州 221116； 2. 中國礦業(yè)大學 深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室， 江蘇 徐州 221116； 3. 中交(廣州)建設有限公司， 廣東 廣州 511458)

0 引言

斷層破碎帶是隧道施工過程中常見的不良地質現(xiàn)象，斷層與斷層周圍巖體在物理力學性能上有較大差異，具有圍巖地質條件差、地層由軟巖到硬巖或由硬巖到軟巖的過渡等特點[1]，而且工程環(huán)境及地質條件復雜且具有不確定性，由斷層所引起的工程事故頻發(fā)，給施工帶來了重大損失，甚至造成人員傷亡。因此，開展對隧道穿越斷層破碎帶的圍巖穩(wěn)定性及其控制研究具有現(xiàn)實意義。

當前，國內學者對隧道穿越斷層的相關問題進行了大量研究。為解決大斷面隧道圍巖變形控制及穩(wěn)定性影響方面的問題，綜合采用了理論分析、現(xiàn)場監(jiān)測、數(shù)值模擬以及模型試驗等手段，探討了斷層的發(fā)育規(guī)律[2]及斷層對隧道圍巖穩(wěn)定[3-6]和支護結構變形的影響，并針對各實際工程情況提出了穩(wěn)定控制方案。李文華等[4]研究表明，斷層距離隧道2倍洞寬以內對圍巖穩(wěn)定性影響較大，斷層傾角為45°左右時隧道圍巖最穩(wěn)定；黃生文等[5]通過有限元分析認為，斷層存在使得位移應力分布極不均勻，隧洞原始應力分布也不對稱，出現(xiàn)不同程度的應力集中，設計時應采用非對稱性的超前加固措施并加大兩側襯砌厚度，以使隧道二次襯砌應力分布均勻化，并建議二次襯砌緊跟初期支護施工；丁遠振等[7]采集大量的現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，分析認為高地應力區(qū)軟巖隧道穿越斷層地帶時，隧道左右兩側圍巖壓力、支護內力與圍巖變形呈現(xiàn)出很大的不對稱性，采用優(yōu)化斷面形式、加強初期支護剛度、非對稱預留變形量和錨桿布置等措施，可以有效減小隧道結構受力，控制隧道變形； 熊煒等[8]針對斷層錯動量、斷層傾角、隧道埋深以及隧道與斷層的交角4個主要因素分別進行組合計算分析，認為4個因素對襯砌受力變形影響的敏感性依次減弱，并對襯砌的相對沉降量、縱向應力及剪應力進行分析計算，將襯砌的主要破壞模式分為拉張-擠壓型破壞、直接剪斷型破壞以及拉張-擠壓與剪切結合的破壞形式。為解決隧道穿越斷層的施工難題，現(xiàn)有研究多以具體工程為主要研究對象，針對隧道穿越斷層時的施工工法[9-10]、風險評估[11]、臨時支撐的穩(wěn)定控制[12]以及工法轉換[13-14]等方面進行研究。如崔振東[12]通過對大跨隧道雙側壁導坑法的數(shù)值模擬，研究了臨時中隔墻巖柱開挖的穩(wěn)定性和加固措施，并形成臨時中隔墻巖柱開挖施工關鍵技術。相關文獻對隧道穿越斷層帶的變形模式、震害機制[1]、突水突泥機制[15]、注漿加固機制[16]、隧道圍巖破壞模式[17-18]等隧道穿越斷層的相關問題也進行了一些研究。如張慶松等[16]通過斷層泥注漿加固試驗研究，認為注漿可顯著提高斷層泥的單軸抗壓強度，注漿壓力是提升加固效果的主控因素；宋瑞剛等[17]采用突變理論建立了含有斷層破碎帶圍巖失穩(wěn)的尖點突變模型，通過計算分析認為深埋隧道斷層破碎帶圍巖的失穩(wěn)是一種突發(fā)破壞現(xiàn)象；徐前衛(wèi)等[18]通過模型試驗得出，位于拱頂之上的斷層下盤巖體在隧道開挖后呈懸挑狀態(tài)，且靠近斷層部位易出現(xiàn)拉裂縫，并且隧道開挖后，由于斷層的阻隔作用，巖體應力在跨越斷層上、下盤時呈不連續(xù)、非線性分布的特征。

現(xiàn)有研究對隧道穿越斷層的穩(wěn)定性控制已經(jīng)取得了不少成果，但研究對象多為山嶺公路、鐵路隧道，對本文涉及的復雜工程環(huán)境下大跨地鐵隧道相關研究較少，且鮮有針對不同工法組合和不同注漿厚度下大跨隧道穿越斷層時圍巖變形與控制的細致描述與分析，隧道圍巖變形是工程中最直觀的監(jiān)控指標，上述問題仍有待深入研究。對隧道穿越斷層段時圍巖變形控制描述分析，有利于隧道圍巖的穩(wěn)定控制。

本文以深圳城市軌道交通2號線新秀站—蓮塘口岸站區(qū)間(簡稱新蓮區(qū)間)隧道為工程背景，此工程隧道斷面跨度較大(19.5 m)，圍巖軟弱(Ⅳ、Ⅴ級圍巖交錯)，又位于房屋建筑集中地段，施工環(huán)境復雜，導致施工方法變換極其復雜，是國內罕見的復雜大跨地鐵隧道工程。針對施工過程中遇到大跨地鐵隧道穿越斷層破碎帶的圍巖穩(wěn)定性問題，需對隧道變形進行嚴格控制，采用FLAC3D軟件進行三維模擬計算，針對實際工程采用的雙側壁導坑法轉CD法再轉雙側壁導坑法的工法組合，與工法組合1的全段雙側壁導坑法以及工法組合2的雙側壁導坑法轉CD法進行對比分析，并針對1、3、5 m 3種注漿厚度的圍巖變形進行對比，旨在分析評價新蓮區(qū)間隧道工程穿越斷層段的圍巖變形控制及其工法組合和注漿厚度選擇的合理性，并探求其圍巖變形規(guī)律。

1 工程簡介

深圳城市軌道交通2號線3期工程新蓮區(qū)間長491.05 m，工程平面圖見圖1。隧道采用礦山法施工。隧道線路穿過貓窩山呈東西走向，工程區(qū)域為丘陵地帶，地形起伏交錯，地面高程為20～70 m，隧道埋深最大87 m、最小18 m，穿過的地層多為中、微風化石英砂巖，主要為Ⅳ、Ⅴ級圍巖，巖石風化、破碎，節(jié)理、裂隙發(fā)育，局部為Ⅲ級圍巖，地下水主要為基巖裂隙滲水。

在區(qū)間DK36+355～+361存在斷裂，如圖2所示。該斷裂屬于蓮塘斷裂組，走向北西，傾向北東，傾角為45°～55°，斷裂性質為壓扭性逆斷層，為非活動性斷層。該斷裂對巖體的切割破壞作用較強烈，沿斷層兩側巖體破碎，斷層帶風化可能加深，破壞了巖體完整性，降低了巖體強度。斷裂部位地下水一般較為復雜，巖體完整性受地質構造影響較重，圍巖穩(wěn)定性大大降低，易產(chǎn)生坍塌或涌水。

圖1 新蓮區(qū)間隧道工程總平面圖

圖2 隧道左線地質縱斷面斷層位置圖(單位： m)

針對上述問題，制定施工對策如下： 1)斷層帶施工前，先探后挖，采用地質雷達和超前地質預報，做到預報長短結合，利用5 m長鉆桿在掌子面超前鉆探孔，結合地質鉆機長孔鉆探，根據(jù)地質預報和探測情況，采用合理的開挖方法和支護措施； 2)嚴格按照“嚴注漿、管超前、短進尺、弱爆破、強支護、緊封閉、早襯砌、勤預報和量測”進行施工； 3)支護完成后及時對支護背后注漿回填； 4)加強監(jiān)控量測和掌子面地質素描工作，專人負責監(jiān)測工作，及時分析、整理數(shù)據(jù)，及時反饋信息，以指導施工或采取措施； 5)建立健全應急預案，備好應急設備、物資，以備需要時搶險之用，同時隧道內設置應急救援管道和逃生管道，確保斷層帶施工人員安全； 6)經(jīng)專家會議論證且經(jīng)設計明確后方可實施斷層帶施工。

斷層影響區(qū)域段主要為B5-B4-B5 3個斷面段，該段為單洞3線大斷面隧道，長度為51.549 m，跨度為19.532 m，高度為14.369 m，如圖3所示。斷層位于第1個B5斷面段，B5斷面段采用雙側壁導坑法開挖，至B4斷面段轉換為CD法，隨后至B5斷面段又轉換為雙側壁導坑法。

圖3 隧道斷面示意圖(單位： mm)

B4斷面段隧道初期支護采用超前小導管+砂漿錨桿+型鋼鋼架+網(wǎng)噴混凝土。噴射混凝土等級為C25，厚0.32 m；小導管長3.5 m，環(huán)距為0.3 m，縱距為1.5 m，布置于隧道拱頂150°；系統(tǒng)錨桿長4.0 m，環(huán)距為0.8 m，縱距為0.75 m，梅花形布置于隧道的拱、墻；鋼筋網(wǎng)采用雙層φ10 mm@100 mm×100 mm網(wǎng)格；型鋼鋼架間距為0.75 m，對開挖輪廓外3 m范圍內進行全斷面注漿止水并加固土體。

B5斷面段隧道初期支護采用雙排超前小導管+型鋼鋼架+網(wǎng)噴混凝土，噴射混凝土等級為C25，厚0.32 m； 小導管長4.0 m，環(huán)距為0.3 m，縱距為2.0 m，布置于隧道拱頂200°范圍；邊墻錨桿長4.0 m，環(huán)距為0.8 m，縱距為0.5 m，梅花形布置；鋼筋網(wǎng)采用雙層φ10 mm@100 mm×100 mm網(wǎng)格；型鋼鋼架間距為0.5 m，對開挖輪廓外3 m范圍內進行全斷面注漿止水并加固土體。

2 基于FLAC3D的數(shù)值模擬方法

2.1 問題分析

以隧道圍巖位移為關鍵指標分析以下問題： 1)隧道過斷層段不同工法組合的變形特點； 2)斷層對隧道圍巖穩(wěn)定性影響規(guī)律； 3)斷層段隧道注漿加固效果及加固圈厚度優(yōu)化。

根據(jù)地質勘查以及設計資料，斷層與隧道斜交，厚度約為5 m，位于Ⅴ級圍巖區(qū)段，采用雙側壁導坑法開挖，在通過斷層后5 m，圍巖級別為Ⅳ級，長度為18.2 m，工法轉換為CD法，CD法開挖8.2 m后，圍巖級別變?yōu)棰跫?，再次進行工法轉換為雙側壁導坑法，如圖4所示。實際工程中，斷層前后的巖體相對破碎，Ⅳ級圍巖段掌子面巖體較為破碎，計算中擴大斷層厚度為8 m。

實際工程中，對斷層附近地下水進行引流措施，大大減小了其涌水水壓，并且隧道圍巖全斷面注漿加固封堵裂隙以后，滲流水量較小。因此，計算中未考慮水的影響。

圖4 斷層位置及區(qū)段工法示意圖(單位： m)

2.2 模擬方法

采用有限差分數(shù)值計算軟件FLAC3D模擬圍巖、錨桿、超前小導管、襯砌、斷層等，并對雙側壁導坑工法和CD工法的開挖過程進行模擬。

圍巖模型材料采用摩爾-庫侖準則計算。隧道圍巖主要為中風化石英砂巖，斷層區(qū)域采取弱化圍巖參數(shù)的辦法模擬，注漿區(qū)域按照提升圍巖等級的微風化石英砂巖參數(shù)近似，計算參數(shù)根據(jù)地質勘察報告中的巖土設計參數(shù)建議值表、施工過程揭露圍巖描述、隧道位移實際監(jiān)測結果以及相關研究的綜合考慮確定，見表1。

對于鋼筋混凝土復合支護以及型鋼混凝土加強支護均使用實體彈性模型模擬，參數(shù)見表2。超前小導管采用Beam結構單元進行模擬，參數(shù)見表3。錨桿采用Cable結構單元進行模擬，參數(shù)見表4。

表1 計算模型中圍巖物理力學性質指標

表2 襯砌結構參數(shù)取值

表3 超前小導管參數(shù)取值

表4 錨桿參數(shù)取值

地層材料的應力應變均在彈塑性范圍內變化，地應力由輸入初始邊界應力后由FLAC3D進行初始應力平衡計算獲得。模型地層按實際地層建模，其豎向應力按其自重應力取值。隧道開挖模擬通過FLAC3D中的Null實現(xiàn)。

2.3 幾何建模

三維計算模型寬100 m，底部到計算地層分界面高70 m，分界面以上按照實際地層模型高度取值，隧道中線處埋深64～84 m。模型尺寸與支護結構如圖5所示。模型實體單元總數(shù)為104 306個。模型邊界條件如下： 除頂面外其余5個面均約束法向位移。

(a) 實際工法支護結構

(b) 整體計算模型

Fig. 5 Sketches of tunnel crossing fault and supporting model (unit: m)

為探究大跨隧道采用不同工法組合穿越斷層的變形規(guī)律，建立計算模型，如圖6所示。分3種工況： 圖6(a)為實際工法，即雙側壁導坑法轉換為CD法再轉換為雙側壁導坑法；圖6(b)為工法組合1，即全段雙側壁導坑法，不進行工法轉換； 圖6(c)為工法組合2，即工法轉換為CD法后不再進行轉換，保持CD法開挖直到第2個B5段結束。各工法段開挖支護完成后再轉換為其他工法開挖。

(a) 實際工法組合

(b) 工法組合1

(c) 工法組合2

為探究注漿厚度對大跨隧道穿越斷層段的影響，模型計算時在掌子面前方和隧道周圍進行預注漿，通過調整圍巖參數(shù)的辦法實現(xiàn)，分4種工況： 未注漿和注漿1、3(實際工況)、5 m。實際工程中，先超前小導管注漿，然后在初次襯砌施工前，采用全斷面加固壓力注漿法，利用液壓把能凝固的漿液均勻地注入巖土層中，以填充、滲透和擠密隧道圍巖。注漿范圍如圖7所示。

超前小導管采用φ42 mm、厚度為3.5 mm的無縫鋼管，管壁開花孔，梅花形布置，管長3.5 m，環(huán)距為0.3 m，縱距為2 m。鉆孔仰角為10°～15°；漿液采用純水泥漿，水灰比為0.5∶1； 注漿終壓為0.5～1 MPa。

全斷面加固壓力注漿法，采用水泥-水玻璃雙液漿，水泥水玻璃配比為1∶0.6～1∶1(體積比)；普通硅酸鹽水泥強度等級為32.5 MPa；水玻璃模數(shù)為2.6～3.0，玻美度為30～40 °Bé；注漿壓力為0.8～2.0 MPa，達到注漿終壓并繼續(xù)注漿10 min以上；漿液擴散半徑≥1 m，要求相鄰注漿孔的漿液能形成交圈。注漿填充率為20%～40%，填充率根據(jù)實際地層情況以及現(xiàn)場試驗確定。

(a) 橫斷面

(b) 注漿縱斷面進尺

圖7隧道圍巖注漿范圍示意圖(單位： mm)

Fig. 7 Grouting range of tunnel surrounding rock (unit: mm)

2.4 開挖過程

開挖過程如圖8所示。開挖進尺為3 m，隧道仰拱、隧底填充、底板緊隨開挖進行，分別全幅一次施工，二次襯砌考慮臺車連續(xù)施作，在隧道周邊變形速率明顯趨于緩和，水平收斂速度小于0.2 mm/d、拱頂下沉速度小于0.15 mm/d，累計位移值達極限相對位移值80%以上，并且初期支護表面的裂隙不再繼續(xù)發(fā)展，方可施作二次襯砌。模擬過程中，將鋼拱架、噴射混凝土等初期支護和臨時支護用實體單元模型進行簡化，雙側壁導坑法的左右導洞錯開6 m模擬開挖，中間洞室的開挖滯后于右導洞的下部9 m(3個開挖步距)，二次襯砌的模擬滯后于中間洞室下部9 m。雙側壁導坑法左右導洞開挖至工法轉換處，停止施工，等待中間洞室開挖至此，再進行CD法開挖，即各工法段開挖完成后再轉換為其他工法開挖。

2.5 觀測點布置

為對比分析隧道圍巖變形，對模型布置觀測點，如圖9所示，提取測線網(wǎng)格節(jié)點作為觀測點。在隧道縱向布置拱頂測線和拱腰測線，并選取3段圍巖的中間位置斷面，布置拱頂圍巖位移測線和左右邊墻圍巖測線。

圖8 隧道開挖步驟示意圖

圖9 隧道圍巖測線位置布置圖

3 數(shù)值模擬結果與對比

3.1 大跨隧道不同工法組合穿越斷層的變形分析

3.1.1 變形場分析

為考察不同工法組合開挖后隧道圍巖的變形特征，繪出圍巖變形場，如圖10所示?？梢钥闯觯?1)隧道拱頂?shù)淖畲笞冃纬霈F(xiàn)在Ⅳ、Ⅴ級圍巖交界并與斷層相交處，隧道拱底和拱腰的最大變形出現(xiàn)在Ⅴ級圍巖與斷層相交處，這些位置是變形控制的關鍵部位(見圖10(a)白線框)，在施工中應重點關注。2)實際工法組合產(chǎn)生的最大變形為35 mm，工法組合1產(chǎn)生的最大變形為33 mm，工法組合2產(chǎn)生的最大變形為37 mm。雙側壁導坑法每一步開挖區(qū)域較小，對圍巖擾動較小，對位移的控制優(yōu)于CD法，所以工法組合1產(chǎn)生的變形最小，工法組合2產(chǎn)生的變形最大，實際工法組合居中。

為考察不同工法組合開挖后隧道圍巖變形區(qū)域的形狀與范圍，繪出拱頂最大位移所在位置斷面(Y=22.3 m)處的圍巖最大剪應變云圖，如圖11所示。可以看出： 1)3種工法組合產(chǎn)生的變形區(qū)域形狀均沿著斷層區(qū)域分布，呈現(xiàn)出與斷層走向一致的“棗核狀”分布規(guī)律； 2)實際工法組合產(chǎn)生的變形影響范圍最大為12.4 m，最小為5.0 m； 3)工法組合1的影響范圍最大為11.5 m，最小為4.2 m； 4)工法組合2的影響范圍最大為12.8 m，最小為4.4 m。工法組合1最小，工法組合2最大，實際工法組合居中。對比無斷層的情況，其變形影響范圍主要在隧洞周圍相對均勻分布，拱頂圍巖受地層偏壓影響，但應變值遠小于有斷層的情況，拱腰處圍巖的影響范圍明顯較小，變形的主要影響區(qū)域在斷層范圍內。

(a) 實際工法組合 (b) 工法組合1 (c) 工法組合2

(a) 實際工法組合 (b) 工法組合1 (c) 工法組合2 (d) 無斷層段

圖11不同工法隧道圍巖最大剪應變云圖

Fig. 11 Nephograms of maximum shear strain of surrounding rock with different tunneling methods

3.1.2 圍巖軸向測點位移分析

為考察不同工法組合開挖后隧道拱頂?shù)奈灰铺攸c，繪出隧道拱頂豎向位移，如圖12(a)所示。為考察不同工法組合開挖后隧道拱腰的位移特點，繪出隧道拱腰水平位移，如圖12(b)所示。

(a) 拱頂豎向位移

(b) 拱腰水平位移

Fig. 12 Vertical displacement of tunnel by different tunneling methods

由圖12(a)可以看出： 1)在0～20 m，3種工法組合均采用雙側壁導坑法，由于斷層的存在，位移逐漸增大，但3種工法組合的位移基本相同； 2)最大豎向位移出現(xiàn)在22.3 m處，該位置是實際工法組合和工法組合2進行工法轉換為CD法的位置，位移明顯增大，并且工法組合2的位移值最大，實際工法組合居中，工法組合1最小； 3)通過斷層后，3種工法的位移值明顯下降，工法組合2的下降幅度小于工法組合1和實際工法組合； 4)隨后在31.06 m處，實際工法又轉換為雙側壁導坑法，位移逐漸趨近于工法組合1，而工法組合2因繼續(xù)用CD法開挖，其豎向位移值明顯大于實際工法組合和工法組合1； 5)離開斷層約33 m后，3種工法的豎向位移值基本相同。

由圖12(b)可以看出： 1)進入斷層前，3種工法組合的水平位移基本相同； 2)進入斷層后，位移逐漸增大，最大水平位移出現(xiàn)在21 m左右，工法組合2的位移值最大，實際工法組合居中，工法組合1最??； 3)在22.3 m處實際工法組合和工法組合2進行工法轉換為CD法，實際工法組合與工法組合2的水平位移值下降趨勢相近且幅度較大，說明CD法對水平位移的控制優(yōu)于雙側壁導坑法； 4)在29.77 m處離開斷層，3種工法組合的水平位移逐漸趨于平緩； 5)隨后在31.06 m處，實際工法組合又轉換為雙側壁導坑法，位移逐漸趨近于工法組合1，位移變化較為平緩，而工法組合2因繼續(xù)用CD法開挖其水平位移明顯下降，但整體控制不如雙側壁導坑法，其位移明顯大于實際工法組合和工法組合1； 6)離開斷層約19 m后，3種工法組合的水平位移值基本相同。

總的來說： 1)在第1段B5斷面開挖完成后，工法轉換為較“簡易”的CD法是有意義的，但工法組合2后半段全用CD法開挖，位移明顯較大，不利于隧道穩(wěn)定，而且下一個變斷面仍要進行工法轉換； 2)工法組合1全程采用雙側壁導坑法，對位移控制較優(yōu)，對比實際工法組合，雖然僅有8.2 m的工法轉換為CD法，不利于工程進度，且位移大于工法組合1，但是總體上位移與工法組合1相差不大，有較好的經(jīng)濟效益。因此，在施工條件允許且基于節(jié)約人力物力的角度，該工法轉換合理可行。

3.1.3 圍巖斷面測點位移分析

隧道拱頂圍巖豎向位移開挖后的對比圖如圖13所示?？梢钥闯觯?1)無論何種斷面，工法組合2的豎向位移值均為最大，實際工法組合居中，工法組合1最?。?2)距離隧道拱頂表面越遠，其圍巖豎向位移越??； 3)在圖13(a)斷面1位置時，3種工法組合均采用雙側壁導坑法，所以其豎向位移值相差不大； 4)圖13(b)斷面2位置處在拱頂剛出斷層的Ⅳ級圍巖段中部，在該段中實際工法組合和工法組合2均采用CD法，由于斷層的存在，相比其他斷面，其豎向位移值總體較大； 5)圖13(c)斷面3位置拱頂已經(jīng)離開斷層約18 m，3種工法組合的豎向位移變化區(qū)域平緩。

隧道左右邊墻圍巖水平位移開挖后的對比圖如圖14和圖15所示?？梢钥闯觯?1)工法組合2的水平位移值最大，實際工法組合居中，工法組合1最?。?2)距離隧道邊墻表面越遠，其圍巖水平位移越小； 3)對比圖14(a)和圖15(a)同一斷面下有無斷層2種情況，發(fā)現(xiàn)斷層對水平位移有一定影響，在無斷層的情況下，隧道圍巖的最大水平位移出現(xiàn)在距離隧道邊墻約2 m處； 4)對比圖14(b)和圖15(b)Ⅳ級圍巖下斷面2左右邊墻圍巖與斷層的不同位置關系，發(fā)現(xiàn)距離隧道邊墻約10 m后，有無斷層對隧道圍巖的水平位移影響不大，且工法組合1開挖所產(chǎn)生的圍巖位移較大； 5)在圖15(b)中，工法組合1的最大水平位移值大于其他2種工法，而斷面2中實際工法組合和工法組合2采用CD法，說明CD法對水平位移的控制優(yōu)于雙側壁導坑法，在該位置實際工法組合的水平位移最小，工法轉換效果較好； 6)對比圖14(c)和圖15(c)Ⅴ級圍巖下斷面3左右邊墻圍巖與斷層的不同位置關系，發(fā)現(xiàn)斷層距離隧道邊墻約13 m時，在有斷層的情況下隧道圍巖所產(chǎn)生的水平位移總體大于無斷層的情況，但是在斷層內水平位移的下降速率大于斷層外，從圖14(b)也可以得到這一規(guī)律。

(a) 斷面1

(b) 斷面2

(c) 斷面3

圖13隧道拱頂圍巖位移測線對比

Fig. 13 Comparison of surrounding rock displacement of tunnel crown top

(a) 斷面1

(b) 斷面2

(c) 斷面3

圖14隧道右邊墻圍巖位移測線對比

Fig. 14 Comparison of surrounding rock displacement of tunnel right sidewall

(a) 斷面1

(b) 斷面2

(c) 斷面3

圖15隧道左邊墻圍巖位移測線對比

Fig. 15 Comparison of surrounding rock displacement of tunnel left sidewall

3.2 大跨隧道穿越斷層注漿厚度影響

3.2.1 圍巖變形場分析

為考察注漿對隧道變形的控制效果，繪出4種注漿厚度下隧道圍巖變形場，如圖16所示?？梢钥闯? 1)未注漿時產(chǎn)生的最大變形為35 mm； 2)注漿1 m產(chǎn)生的最大變形約25 mm，相比未注漿時降低28.6%； 3)實際工法注漿3 m產(chǎn)生的最大變形約20 mm，相比未注漿時降低42.9%； 4)實際工法注漿5 m產(chǎn)生的最大變形約18 mm，相比未注漿時降低48.6%。

為考察注漿對隧道變形區(qū)域形狀與影響范圍的控制效果，繪出拱頂最大位移所在位置斷面(Y=22.3 m)處的隧道圍巖最大剪應變云圖，如圖17所示。可以看出： 1)4種注漿厚度產(chǎn)生的變形區(qū)域形狀均沿著斷層區(qū)域分布，并且隨著注漿厚度的增加，變形區(qū)域逐漸減小，由與斷層走向一致的“棗核狀”(圖17(a)、17(b))變?yōu)檩^均勻的“橢圓形”(圖17(d))； 2)未注漿時的變形影響范圍最大為12.4 m，最小為5.0 m； 3)注漿1 m的變形影響范圍最大為7.7 m，最小為4.9 m； 4)注漿3 m的變形影響范圍最大為6.3 m，最小為2.2 m； 5)注漿5 m的變形影響范圍最大為3.3 m，最小1.9 m。

總的來說，注漿后的隧道圍巖變形降低明顯，注漿對斷層附近圍巖變形的控制效果明顯，而且注漿厚度越大，圍巖變形控制效果越好，說明注漿對強度低的軟弱破碎圍巖加固效果較為顯著。

(a) 未注漿 (b) 注漿1 m (c) 注漿3 m (d) 注漿5 m

(a) 未注漿 (b) 注漿1 m (c) 注漿3 m (d) 注漿5 m

圖17不同注漿厚度隧道圍巖最大剪應變云圖

Fig. 17 Nephograms of maximum shear strain with different grouting thicknesses

3.2.2 軸向測線圍巖位移分析

為考察注漿對隧道拱頂?shù)淖冃慰刂菩Ч?，繪出隧道開挖后的拱頂豎向位移，如圖18(a)所示?？梢钥闯觯?1)在0～4.47 m進入斷層前，各工況有無注漿的圍巖豎向值相差不大； 2)在4.47～25.31 m進入斷層后，隧道拱頂?shù)呢Q向位移迅速增加，最大豎向位移出現(xiàn)在21～25 m，該位置為Ⅳ、Ⅴ級圍巖交界處附近； 3)隧道未注漿時，其豎向位移增長最快，位移值最大，注漿后位移增速明顯下降，但注漿1 m時，其最大位移值明顯超過了20 mm的豎向位移控制值，注漿3 m和5 m對位移的控制效果相對較好； 4)在25.31 m通過斷層后，各工況豎向位移值迅速下降，并在31 m附近趨于平緩。

為考察注漿對隧道拱腰的變形控制效果，繪出隧道開挖完成后的拱腰水平位移，如圖18(b)所示?？梢钥闯觯?1)在0～8.93 m進入斷層前，各工況有無注漿的圍巖水平值相差不大； 2)在8.93～29.77 m進入斷層后，隧道拱腰的水平位移迅速增加，最大水平位移出現(xiàn)在20～22 m，該位置是Ⅳ、Ⅴ級圍巖交界處附近，在過了峰值后，各工況水平位移均呈現(xiàn)下降趨勢； 3)隧道未注漿時，其水平位移增長最快，位移值最大，注漿后位移增速明顯下降； 4)在29.77 m通過斷層后，各工況水平位移趨于平緩，且位移值相差不大。

(a) 拱頂豎向位移

(b) 拱腰水平位移

Fig. 18 Longitudinal displacement of surrounding rock with different grouting thicknesses

總的來說： 1)與未注漿相比，在斷層區(qū)域注漿加固效果最為明顯，在進入斷層前和離開斷層后，注漿對圍巖豎向位移控制有一定效果，而對圍巖水平位移控制沒有明顯作用； 2)在斷層區(qū)域，隨著注漿厚度的增加，圍巖位移逐漸減小，但1 m注漿厚度超過了豎向位移控制值，而5 m注漿方案與3 m注漿方案相比效果提升不大，圍巖位移控制效果差異很小。

3.2.3 基于位移控制率的注漿效果分析

為定量描述3種注漿方案對隧道圍巖位移的控制效果，定義圍巖某點的位移控制率指標為n，按式(1)計算。n>0表示注漿能夠控制位移的正向作用，采用注漿后位移下降的值與未注漿的位移值相比來表示注漿后位移的控制提升效果。

n=1-dx/d0。

(1)

式中：n為某點位移控制率；dx為隧道圍巖注漿厚度為x時的位移值；d0為隧道圍巖未注漿時的位移值。

隧道拱頂圍巖位移控制率對比如圖19(a)所示。隧道拱腰圍巖位移控制率對比如圖19(b)所示。

(a) 拱頂豎向位移

(b) 拱腰水平位移

Fig. 19 Comparison of vertical displacement control rate of surrounding rock

由圖19(a)可以看出： 1)在斷層區(qū)域，注漿后的位移控制率較高，注漿5 m的控制率達70.6%； 2)出斷層后圍巖控制率區(qū)域平緩，說明注漿對拱頂豎向位移的控制持續(xù)有效，注漿3 m的圍巖控制率在30%左右，注漿1 m的圍巖控制率僅20%左右。

由圖19(b)可以看出： 1)注漿后斷層區(qū)域內的位移控制率明顯高于斷層外，但是出斷層后，3種工況的位移控制率迅速下降，并最終趨于0，說明注漿對軟弱圍巖的水平位移控制效果較好，但是對正常圍巖的水平位移控制效果不明顯； 2)注漿1 m的情況下存在多處控制率為負的情況，說明注漿1 m的水平位移控制效果與未注漿相比，提升不大，甚至還有增大水平位移變化的趨勢。

隧道拱頂和拱腰不同區(qū)域的位移控制率均值如表5和表6所示?？梢钥闯觯?1)在斷層區(qū)域內，注漿5 m的控制率均值與注漿3 m的控制率均值相差不大，但遠高于注漿1 m； 2)斷層區(qū)域內的控制率均值明顯高于斷層外的控制率均值。

表5拱頂圍巖位移控制率均值表

Table 5 Mean value of displacement of surrounding rock around crown top

部位 位移控制率/%注漿1 m注漿3 m注漿5 m斷層區(qū)域30.2651.3860.52出斷層后18.7829.7237.68

表6拱腰圍巖位移控制率均值表

Table 6 Mean value of displacement of surrounding rock around arch waist

部位 位移控制率/%注漿1 m注漿3 m注漿5 m進斷層前-8.235.7219.19斷層區(qū)域24.3452.5669.28出斷層后9.0018.1529.76

位移控制率均值可定量描述一定區(qū)域內注漿的總體效果，可從圍巖位移控制的角度直觀地評價注漿效果，區(qū)域位移控制率的計算公式如式(2)所示。

(2)

式中：N為某區(qū)域內位移控制率均值；a為區(qū)域范圍下限；b為區(qū)域范圍上限；n(x)為位移控制率關于距離的函數(shù)解析式。

綜上所述，1 m注漿厚度位移值超限且效果較差，3 m注漿厚度效果明顯，5 m注漿厚度提升不大。為避免浪費，實際采用3 m注漿厚度是安全合理的。

3.3 現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)對比分析

隧道圍巖變形的監(jiān)測數(shù)據(jù)包含了隧道施工力學演化過程和圍巖變形特征的最全信息。新蓮區(qū)間隧道在里程DK36+350～+405的圍巖變形歷時曲線如圖20所示。監(jiān)控測點斷面間隔10 m布置，為便于描述，編號為1—6。斷層在DK36+355～+361，監(jiān)測斷面1、2在斷層區(qū)域附近；Ⅳ級圍巖CD工法段在DK36+374.2～+382.4，監(jiān)測斷面3、4在此區(qū)域內； 監(jiān)測斷面5、6為Ⅴ級圍巖雙側壁導坑工法段。

(a) 拱頂沉降

(b) 凈空收斂

Fig. 20 Time-history deformation curves of tunnel surrounding rock

由圖20可以看出： 1)各監(jiān)測斷面拱頂沉降和拱腰收斂的變化趨勢基本相似，在監(jiān)測前期(0—50 d)，各斷面拱頂沉降值相差不大，監(jiān)測斷面1、2的拱腰收斂值明顯高于監(jiān)測斷面3、4，說明CD法開挖后對水平收斂的控制較好； 2)在監(jiān)測中期(50—100 d)，各監(jiān)測斷面變形值迅速增大并逐漸趨于平穩(wěn)，監(jiān)測斷面1、2的沉降值開始平穩(wěn)增大； 3)監(jiān)測后期(100—225 d)，隨著Ⅴ級圍巖段的開挖，各斷面均出現(xiàn)變形最值，隨后趨于平緩。

不同區(qū)域隧道斷面的變形監(jiān)測對比如表7所示?？梢钥闯觯?1)模擬值明顯高于實測值，尤其是斷層區(qū)域，原因在于，對模擬開挖過程進行了一定的簡化，為突顯斷層的影響效果以及不同工法組合的控制效果，對斷層區(qū)域的圍巖參數(shù)弱化較大，而實際施工中對位移控制措施較為嚴格； 2)隧道變形規(guī)律基本一致，斷層區(qū)域的變形值最大，Ⅳ級圍巖CD工法段距離斷層較近，所以位移值均大于遠離斷層的Ⅴ級圍巖雙側壁導坑工法段； 3)新蓮區(qū)間隧道的拱頂沉降和拱腰收斂均控制較好，監(jiān)測斷面1、2的變形值明顯高于其他斷面，拱頂沉降較為明顯(見圖20(a))，說明斷層對隧道圍巖變形有一定影響，對拱頂沉降影響較大，與數(shù)值模擬結論一致，在施工中應重點關注； 4)監(jiān)測斷面3、4與監(jiān)測斷面5、6的最終變形值相差不大，說明Ⅳ級圍巖工法轉換為CD法和Ⅴ級圍巖段采用的雙側壁導坑法均有較好的適應性，實際工程所采用的工法合理可行。

表7隧道變形監(jiān)測對比

Table 7 Comparison between monitoring data and numerical results of tunnel deformation mm

部位 實測值最大拱頂沉降最大拱腰收斂模擬值最大拱頂沉降最大拱腰收斂 斷層區(qū)域(監(jiān)測斷面1、2)6.025.9219.710.4 Ⅳ級圍巖CD工法段(監(jiān)測斷面3、4)4.494.4314.83.4 Ⅴ級圍巖CD工法段(監(jiān)測斷面3、4)4.414.397.51.4

4 結論與討論

本文以深圳軌道交通2號線新蓮區(qū)間隧道工程為背景，針對不同工法組合以及不同注漿厚度穿越斷層段的隧道圍巖變形進行了數(shù)值模擬分析，研究了大跨隧道穿越斷層段的圍巖變形規(guī)律以及不同工法組合對隧道穿越斷層圍巖位移的影響，得到如下結論。

1)大跨隧道穿越斷層帶時的圍巖變形控制關鍵部位主要位于Ⅳ、Ⅴ級圍巖交界并與斷層相交處。為了有效地控制隧道變形，應選取合適的工法組合以及注漿加固厚度。

2)驗證了大跨隧道穿越斷層帶時復雜工法的有效組合方式。雙側壁導坑工法適用于軟弱圍巖中大跨隧道施工，全段雙側壁導坑法穿越斷層對隧道圍巖變形控制最好，雙側壁導坑法轉CD法在后半段變形明顯增大，工程中采用的雙側壁導坑法轉CD法再轉雙側壁導坑法，變形最大影響范圍為12.4 m，該工法組合合理可行。

3)獲得了注漿對斷層破碎帶圍巖加固后的圍巖變形模式與特點。注漿后，隧道圍巖位移降低28.6%以上，變形區(qū)域形狀由未注漿的“棗核形”變?yōu)檩^均勻的“橢圓形”。

4)提出了位移控制率均值的概念，以定量描述注漿對圍巖的控制效果。結果顯示3 m厚度注漿的豎向位移控制率均值達51.38%，實際采用3 m注漿厚度對隧道穿越斷層時的圍巖變形控制效果明顯。

本文僅從理論計算角度對不同工法組合以及不同注漿厚度穿越斷層段的隧道圍巖響應進行了研究，缺少室內試驗支撐，有待進一步研究。此外，不同工法組合存在工法轉換的問題，也是實際施工面臨的難題，可從斷層與工法轉換的角度對此問題開展進一步研究。