摘 要：神座特长隧道长约5.5 km,隧址区属高原寒温带半湿润季风气候，地形地质条件复杂，隧址区地层岩性主要为变砂岩、板岩，隧道进洞80 m后，洞内围岩开始进入更强的变质岩层中，出现千枚化，含水量较高，围岩基本达到饱和状态，发生泥化，在隧道初期支护完成后，现场监测发现隧道水平方向收敛严重。针对软岩隧道内出现的围岩遇水软化、泥化、洞内较大变形、局部坍塌等危害，根据现场施工过程中监测到的隧道内围岩变形程度及变形速率，结合高原地区施工方面的一些实际情况，参考多个项目工程实践经验，从多方面论证比选，在施工过程中对神座隧道支护参数做出动态调整，确保隧道施工及后期运营过程中的安全稳定。
关键词：隧道工程;软岩隧道;收敛变形;台阶步距;微型桩;
随着我国交通运输事业的高速发展，高速公路隧道数量日益增多。部分隧道地形地质情况复杂多变，很多埋深较大的隧道前期勘察阶段难以准确预判隧道围岩情况。其中，软岩大变形隧道出现的洞内大变形问题越发频繁。对于软岩蠕变的力学特性和大变形演化机理，诸多学者已经从多方面、多层次开展了大量的研究工作，并取得了相应成就，在工程中也得到了实践。
神座隧道地处高原地区，海拔3 100～3 200 m, 在高原地区修建隧道本身就存在如气候、地下水、高寒、缺氧、交通不便、基础设施不完善等诸多限制条件。隧道穿越围岩在进洞80 m后遇到软岩，在地下水的作用下出现软化、泥化的现象。通过在施工现场的实地勘察，对掌子面围岩、隧道初期支护变形过程的观察，针对软岩大变形隧道的复合式衬砌支护参数及施工工法工序进行研究，动态调整支护参数，将所得方案与现场监控量测的变形数据比较分析，可为大变形隧道的衬砌支护参数设计提供相关参考。
1 神座隧道技术标准神座隧道设计为高速公路双向四车道，隧道主洞建筑限界如图1所示，设计时速80 km/h; 左线全长5.564 km, 右线全长5.549 km, 为特长隧道。
图1 隧道主洞建筑限界
2 神座隧道工程地质概况2.1地形条件隧址区属高原山地地貌，山体呈近南北向展布。隧道进口位于山体斜坡地带，进口处发育一斜坡冲沟，地表多以草甸覆盖，主要出露地层为碎石，进洞口所在斜坡仰角约30°。隧道出口位于高阶地，下部沟谷为一泥石流冲沟，地表多以草甸覆盖，主要出露地层为碎石，洞口仰坡平均坡度约32°。
2.2地质条件神座隧道所处久马高速项目地处四川西部地槽区，位居北西向鲜水河大断裂带与北东向龙门山华夏系构造带之间的金汤弧形构造带之北侧，在大地构造上，为紧密线状弧形褶皱，有背向斜40余条，均由呈北西至南东向展布的线状褶皱组成，称之为马尔康北西向构造形迹群。并且，尚伴有数条呈北西至南东向展布的压扭性断裂带，承受过两次以上不同方式和不同方向的构造运动作用，导致老构造成分歪曲、改造、转化和新构造运动的叠加，促进复合现象频繁出现，地质构造十分复杂。
在区域构造背景上，由NE向龙门山构造带、SN向川滇构造带和NW向鲜水河构造带在区域内形成了中国西部著名的“丫”字型构造格局。拟建项目区大地构造背景处在该“丫”字型构造之三岔口上部，即川青块体，总体构造由NW向鲜水河构造带控制。
2.3气象水文条件2.3.1气象隧址区属高原寒温带半湿润季风气候，长冬无夏，春秋相连，霜冻时期漫长，干雨季节分明，日照充足，昼夜温差大，全年无绝对无霜期等特征。气温自南向北逐渐降低。受地势地形的影响，气候垂直分带明显，随海拔高程的升高，气温递减。区内降雨量较多，蒸发量较大，气候干燥，地表植被多以草甸为主。主要气象数据资料如下。
最热月为7月，平均气温约13.1℃,最冷月为1月，平均气温约-6.8℃。阿坝县标准冻深1.0 m, 最大冻深1.2 m。
降水时空分布不均，雨季多集中在每年的5月～10月，降水量634.4 mm, 占全年降水量的89.2%;年平均降水量711.3 mm, 年最大降水量(1983年)为868.9 mm, 年最小降水量(1972年)为574.9 mm; 年平均蒸发量1 253.0 mm; 年平均雷暴日数75 d。
年平均雾天日数为15 d; 年平均无霜期为33 d。年平均日照时数为2 442.8 h; 年平均风速1.5 m/s, 主导风向为北北东。
2.3.2水文隧道进口附近地表主要河流为阿珂河，出口附近地表主要河流为阿珂河支流干囊河。
阿柯河属长江水系，纵贯阿坝县境西北部及中部，境内流长75 km, 河道最宽处120 m, 最窄处30 m, 流域面积约420 km2。阿珂河位于该隧道右侧，水位远远低于隧道的设计标高，对隧道无影响。
(1)地表水。隧址区主要地表水系为若柯河(隧道进口附近)和干囊河(隧道出口附近),其水量随暴雨暴涨暴跌，主要接受大气降水、冰雪融水及地下水渗入补给，水位远远低于隧道的设计标高，对隧道无影响；除此之外，隧址区沟谷处发育3处小河，常年有水，分别与线路交于K76 300、K77 440、K79 200,流量分别约0.025 m3/s、0.040m3/s、0.010 m3/s。
(2)地下水。隧址区岩体节理发育，地下水类型主要为基岩裂隙水，主要由雨水、冰雪融水沿基岩节理裂隙渗入岩体补给，径流途径短，交替循环强烈。由于隧址区内板岩受地质构造影响节理发育且贯通性好，隧道开挖时基岩裂隙水或雨季地表水的入渗易引发突水、突泥等灾害。
2.4围岩工程地质特征及分级2.4.1地层岩性根据工程地质测绘及钻探揭示，隧址区分布的地层岩性相对比较简单，主要为第四系全更新统残坡层(Q4el dl)、冲洪积层(Q4al pl),上更新统冲积层(Q3al pl),三叠系上统西康群杂谷脑组(T3z)变砂岩、板岩，三叠系中统扎尕山群(T2zg)变砂岩、板岩。
2.4.2围岩的物理力学性质隧址区地层岩性主要为变砂岩、板岩。
中风化变砂岩：密度为2.69 g/cm3,饱和抗压强度35.01 MPa, 静弹模量E为104 MPa, 泊松比为0.233。
中风化板岩：密度为2.72 g/cm3,饱和抗压强度7.62 MPa, 静弹模量E为104 MPa, 泊松比为0.26。
2.4.3围岩结构特征受构造影响，隧址区内强风化变砂岩与板岩互层节理发育，岩体体积节理数Jv为5～7条/m3,岩体破碎多呈碎块状；中风化变砂岩与板岩互层节理较发育，岩体体积节理数Jv为4～6条/m3,岩体较破碎；强风化变砂岩节理发育，岩体体积节理数Jv为5～7条/m3,岩体破碎多呈碎块状；中风化变砂岩节理较发育，岩体体积节理数Jv为3～5条/m3,岩体较破碎。
2.4.4围岩质量根据勘察资料显示，隧道内围岩强风化变砂岩呈碎块状，岩石质量较差；中风化变砂岩受地质构造影响，节理发育，岩体较破碎，RQD值为50%～60%。强风化板岩岩体极破碎，岩石质量差；中风化板岩受地质构造影响，节理发育，岩体较破碎，RQD值为40%～50%。
2.4.5围岩分级本文主要研究段落为隧道主洞进口已施工400 m段，其围岩分级如下。
(1)Z2K74 760～Z2K74 920(160m),Ⅴ级。
(2)Z2K74 920～Z2K75 073(153m),Ⅳ级。
(3)Z2K75 073～Z2K75 160(87m),Ⅳ级。
(4)K74 798～K74 990(192m),Ⅴ级。
(5)K74 990～K75 089(99m),Ⅳ级。
(6)K75 089～K75 198(109m),Ⅳ级。
3 神座隧道软岩变形情况3.1原现场施工方案神座隧道进口左洞Z2K74 844～Z2K74 899段设计支护参数为Vb, 初期支护采用工字钢为I18型钢，纵向间距60 cm, 系统锚杆采用ϕ25中空注浆锚杆，预留变形量12 cm, 超前支护采用ϕ42注浆小导管，施工工法为上下台阶法，在施做完上台阶后，掌子面附近初支在后续开挖过程中出现较大的收敛变形，导致隧道初期支护部分(尤其左侧拱腰处)侵入二次衬砌的限界内。
3.2软岩变形过程及监测隧道左线在掘进至ZK74 898处时(该处埋深53 m)时，从ZK74 848处，掌子面围岩出现了较多的强风化板岩及千枚岩，现场监控量测发现掌子面附近50 m已施做初期支护段出现较大收敛变形，每天的收敛变形都达到1 cm以上。图2、图3和表1(观测时间2021年4月19日10:00,温度3℃)为隧道收敛值监控量测数据，之后的掘进过程中，未施做下台阶的段落收敛变形仍维持在13～20 mm/d之间，已出现初期支护侵入二次衬砌界线的问题。
图2 隧道初期支护与内轮廓关系
图3 初期支护变形情况
表1 隧道收敛监控量测日报
|
测点里程 |
测点编号 |
L |
本次收敛值mm本次收敛值mm |
累计收敛值mm累计收敛值mm |
时间间隔d时间间隔d |
收敛速率mm/d收敛速率mm/d |
状态判定 |
|
Z2K74 848 |
S1 |
11.062 1 |
/ |
207.80 |
1 |
/ |
/ |
|
Z2K74 858 |
S1 |
11.054 7 |
/ |
291.10 |
1 |
/ |
/ |
|
Z2K74 868 |
S1 |
11.351 8 |
0.20 |
247.70 |
1 |
7.74 |
黄色预警 |
|
Z2K74 878 |
S1 |
10.981 6 |
10.10 |
173.60 |
1 |
9.14 |
橙色预警 |
|
Z2K74 888 |
S1 |
12.066 6 |
11.30 |
152.70 |
1 |
8.98 |
橙色预警 |
|
Z2K74 898 |
S1 |
12.279 9 |
18.90 |
87.50 |
1 |
10.94 |
红色预警 |
出现较大收敛变形后，对隧道掌子面先进行喷射混凝土封闭，左侧拱腰处采取补打注浆小导管及缩脚锚管的措施，变形比较大的段落在初期支护内侧增加了紧贴初支表面的临时支撑。后续施工要求采用全断面小导管注浆的方式，并增大预留变形量至30 cm。
4 支护参数方案探讨4.1现场围岩情况自隧道ZK74 840处，掌子面便已经出现强风化板岩及千枚化板岩，随着隧道的掘进，千枚岩的占比也越来越多，且最糟糕的是掌子面含水量较高，有股状水流出，千枚岩遇水后泥化，用手都可以将其捏碎。图4为现场钻孔取芯图片。
图4 洞内掌子面取芯
4.2支护方案评价及变形原因分析(1)由于隧道工程的特殊性及洞内围岩质量、地下水发育的多变性和不可预见性，隧道开挖至该段落时掌子面围岩质量太差，软岩遇水发生软化、泥化后完整性降低。
(2)隧道洞内原Vc支护方案已经不适用于目前掌子面的围岩情况，多处隧道初期支护已经侵入二次衬砌限界内，需要采取新的支护类型和新的施工工法以应对如此大的洞内变形。
(3)目前我国国内公路隧道施工中，超前支护、初期支护普遍施工工法、工艺不到位，尤其施工单位为保证洞内机械施工便利，采用上下台阶法开挖，上台阶初次开挖范围达到180°,台阶长度长时间处于30 m以上，造成支护时间滞后，工字钢无法尽早封闭，最终导致侵限。
5 新支护方案现场实际施工5.1新型方案现场实行情况针对神座隧道进口洞内的收敛大变形，参考相关文献，从软岩变形机理及变形过程出发，结合神座隧道实际情况，初步拟定了新的针对大变形段落的支护方式，如图5,主要理念为“放、抗结合”,增大预留变形量至40 cm, 扩大隧道拱脚，拱脚钢拱架采用弧形连接方式，锚杆采用了长(6.5 m长ϕ32自进式锚杆)短锚杆(4.5 mϕ42注浆小导管)相结合的方式，采用三台阶法施工，必要时可增加临时仰拱的支护形式。
5.2Db型支护结构计算5.2.1计算模型隧道软岩大变形段采用地层结构法进行模拟，模型岩土材料采用破坏准则简单且计算结果相对准确的摩尔-库伦模型。假设隧道围岩为弹塑性摩尔库伦材料，衬砌材料为弹性介质。计算荷载考虑岩土体自重及水平构造应力对隧道结构的影响。相应的边界设置为左、右边界约束水平方向位移，上下边界约束竖直方向位移。土体采用实体单元，衬砌结构采用板单元。围岩压力释放荷载取100%。根据隧道工程设计与勘察资料，结合围岩与地质状况，并参考有关规范，可确定围岩、衬砌与锚杆的数值模拟计算参数，见表2、表3。
图5 Db型支护型式
表2 围岩计算参数
|
围岩级别 |
重度kN⋅m−3重度kΝ⋅m-3 |
泊松比 |
变形模量GPa变形模量GΡa |
黏聚力MPa黏聚力ΜΡa |
摩擦角(°)摩擦角(°) |
|
Ⅴ级 |
21 |
0.4 |
1.4 |
0.14 |
25 |
表3 衬砌支护材料计算参数
|
结构 |
弹性模量/GPa |
泊松比/μ |
容重/(kN·m-3) |
|
衬砌 |
28.5 |
0.22 |
23 |
|
锚杆 |
160 |
0.3 |
79 |
隧道富水软岩大变形段开挖工法采用三台阶法，开挖顺序为上台阶-中台阶-下台阶。图6为上台阶、中台阶、下台阶衬砌施做后变形计算结果云图。由图6(a)可知：上部台阶衬砌施做后，最大累计变形4.75 cm, 出现在隧道上台阶拱脚处；变形沿拱顶两侧呈现对称分布，且沿一侧拱顶至拱脚处变形值不断增大。由图6(b)和图6(c)可知：随着隧道各分部的开挖，变形值不断增大，最大累计变形值13.87 cm, 出现在隧道拱腰处。
图6 计算结果云图
通过对比原有衬砌类型的监控量测变形值，采用Db型支护可以有效控制围岩变形。
5.3实际施工过程中掌子面及初期支护变形情况Vb型支护方案在实施20 m(自Z2K74 935开始)后，隧道初支日变形基本控制在10 mm/d之内。监控量测数据(观测时间2021年6月11日11:00,温度12℃)如表4。
5.4动态调整后续方案5.4.1后续变形情况在后续施工过程中根据现场实际情况动态调整各段支护方式，随着隧道掘进至Z2K74 980处，隧道的埋深已超过100 m, 掌子面围岩质量仍未见好转趋势，甚至受雨季影响，围岩泥化严重，累计变形量逐渐增加。图7为施工至Z2K74 980处时，Z2K74 974处初支变形情况。
从表5(观测时间2021年8月10日10:00,温度12℃)中可发现，虽然每天的变形速率较小，但初期支护封闭周期太长，最终仍会累积较大变形。
表4 隧道沉降监控量测日报
|
测点里程 |
初始值m初始值m |
上次测量m上次测量m |
本次测量m本次测量m |
本次沉降mm本次沉降mm |
累计沉降mm累计沉降mm |
沉降速率mm/d沉降速率mm/d |
时间间隔d时间间隔d |
观测天数d观测天数d |
状态判定 |
|
Z2K74 918-A |
3 186.019 5 |
3 185.777 6 |
3 185.776 3 |
1.30 |
243.20 |
11.05 |
1 |
22 |
黄色预警 |
|
Z2K74 925-A |
3 186.188 1 |
3 186.002 1 |
3 186.001 5 |
0.60 |
186.60 |
4.91 |
1 |
38 |
黄色预警 |
|
Z2K74 930-A |
3 186.636 6 |
3 186.435 8 |
3 186.430 6 |
5.20 |
206.00 |
6.24 |
1 |
33 |
黄色预警 |
|
Z2K74 940-A |
3 186.744 2 |
3 186.602 3 |
3 186.597 6 |
4.70 |
146.60 |
10.47 |
1 |
14 |
黄色预警 |
|
Z2K74 945-A |
3 186.860 8 |
3 186.691 6 |
3 186.685 9 |
5.70 |
174.90 |
12.49 |
1 |
14 |
橙色预警 |
|
Z2K74 950-A |
3 186.603 2 |
3 186.560 1 |
3 186.553 0 |
7.10 |
50.20 |
12.55 |
1 |
4 |
橙色预警 |
|
Z2K74 955-A |
3 186.833 8 |
3 186.781 6 |
3 186.776 5 |
5.10 |
57.30 |
14.32 |
1 |
4 |
橙色预警 |
图7 隧道初期支护与内轮廓关系
究其原因主要是施工单位仍受制于高原地区施工条件的限制(上、中台阶长度仍保持在20～30 m范围内，系统锚杆的施做时机滞后，锚杆数量不足等)。
在实际施工过程中，钢拱架拱脚处锁脚锚杆(Db型支护在上台阶和中台阶两侧分别设置了两根3 m长ϕ42×4注浆钢管作为锁脚锚杆)采用钢筋焊接与钢拱架连接，施工质量极难得到保障，大部分锁脚锚杆的焊接都存在质量问题，导致无法有效地限制拱脚处发生的变形，而较长的台阶和20 m以上的拱架未封闭段落最终成为导致初期支护侵限的重要原因。
5.4.2隧道初期支护与微型桩结构组合设计针对以上情况，为避免后期再次出现初支变形侵限的情况，仍需要采取更适合现场实际情况且可靠的措施处理此软岩大变形情况。
表5 隧道收敛监控量测日报
|
测点里程 |
初始值m初始值m |
上次测量m上次测量m |
本次测量m本次测量m |
本次收敛mm本次收敛mm |
累计收敛mm累计收敛mm |
收敛速度mm/d收敛速度mm/d |
时间间隔d时间间隔d |
观测天数d观测天数d |
状态判定 |
备注 |
|
Z2H74 960-S1 |
12.676 5 |
/ |
/ |
/ |
196.70 |
/ |
/ |
7 |
/ |
测点破坏 |
|
Z2K74 965-S1 |
12.387 6 |
11.988 3 |
11.951 5 |
36.80 |
534.50 |
31.44 |
1 |
17 |
红色预警 |
仰拱施工 |
|
Z2H74 974-S3 |
12.172 1 |
11.986 3 |
11.940 0 |
46.30 |
232.10 |
29.01 |
1 |
8 |
红色预警 |
下道施工 |
|
Z2K74 975-S1 |
8.237 6 |
8.229 8 |
8.208 8 |
21.00 |
28.80 |
14.40 |
1 |
2 |
红色预警 |
下道施工 |
|
Z2H74 980-S1 |
12.085 8 |
12.072 4 |
12.040 2 |
32.20 |
45.60 |
22.80 |
1 |
2 |
红色预警 |
下道施工 |
|
Z2K74 980-S2 |
9.205 1 |
9.191 9 |
9.186 9 |
5.00 |
18.20 |
9.10 |
1 |
2 |
黄色预警 |
/ |
而隧道洞内初期支护收敛变形的控制一直以来是隧道设计和施工过程中的难题，设计与施工理念如何做到有效结合为工程的有效实施提供支持，成为神座隧道进口施工的重要问题。
因此，在参考中交一公院技术专刊《一种隧道微型桩与拱架的自锁连接结构》、《一种隧道初期支护与微型桩组合结构》后，考虑在神座隧道进口施工处采用上下台阶法或三台阶法施工时，在拱脚处设置微型桩结构，来抵抗围岩对拱架造成的压力。微型桩设计如图8、图9。 图8中1为型钢拱架，2为导向管固定钢板(300 mm×200 mm×15 mm),3为ϕ50 mm微型桩注浆钢管(管口段外壁车丝),4为ϕ76 mm微型桩导向钢管(内壁车丝),5为钢板连接螺栓，6为拱架纵向连接钢筋，7为拱架接头钢板。
图8 隧道微型桩与钢拱架连接方式
5.4.3增加微型桩后结构计算隧道富水软岩大变形段开挖工法采用三台阶法，开挖顺序为上台阶-中台阶-下台阶，采用初期支护与微型桩组合支护结构。图10为上台阶、中台阶、下台阶衬砌施做后变形计算结果云图。由图10(a)可知：上部台阶衬砌施做后，拱腰最大累计变形0.60 cm, 出现在隧道上台阶拱脚处；变形沿拱顶两侧呈现对称分布，且沿一侧拱顶至拱脚处变形值不断增大。由图10(b)和图10(c)可知：随着隧道各分部的开挖，变形值不断增大，最大累计变形值1.95 cm, 出现在隧道拱顶处。
图9 微型桩与拱架连接整体设计
图10 计算结果云图
通过对比Db型衬砌计算结构和实际施工监控量测变形了值，采用初期支护与微型桩组合支护结构极大地控制了围岩变形。实际变形情况仍受到施工工序、质量等因素影响。
5.4.4微型桩施工情况及施做后上台阶初期支护变形情况采用微型桩与隧道初期支护结合的段落(Z2K75 000之后)监控量测数据见表6(观测时间2021年9月22日10:00,温度6℃)。
表6 隧道收敛监控量测日报
|
测点里程 |
初始值m初始值m |
上次测量m上次测量m |
本次测量m本次测量m |
本次收敛mm本次收敛mm |
累计收敛mm累计收敛mm |
收敛速率mm/d收敛速率mm/d |
时间间隔d时间间隔d |
观测天数d观测天数d |
状态判定 |
备注 |
|
Z2K75 000-S1 |
13.314 0 |
13.288 9 |
13.288 9 |
/ |
312.40 |
/ |
/ |
17 |
/ |
测点破坏 |
|
Z2K75 005-S1 |
13.484 5 |
13.440 0 |
13.440 0 |
/ |
331.80 |
/ |
/ |
21 |
/ |
测点破坏 |
|
Z2K75 010-S1 |
13.374 8 |
13.077 5 |
13.066 5 |
11.00 |
308.30 |
14.68 |
1 |
21 |
红色预警 |
/ |
|
Z2K75 015-S1 |
13.480 2 |
13.438 9 |
13.438 9 |
/ |
81.50 |
/ |
/ |
5 |
/ |
测点破坏 |
|
Z2K75 025-S1 |
9.457 0 |
9.305 3 |
9.297 6 |
7.70 |
159.40 |
12.26 |
1 |
13 |
红色预警 |
/ |
|
Z2K75 032-S1 |
13.133 3 |
13.112 7 |
13.104 2 |
8.50 |
96.40 |
13.77 |
1 |
7 |
红色预警 |
/ |
|
Z2K75 040-S2 |
13.397 3 |
13.363 3 |
13.352 1 |
11.20 |
45.20 |
11.30 |
1 |
4 |
红色预警 |
/ |
|
Z2K75 048-S2 |
13.483 5 |
13.465 4 |
13.452 2 |
13.20 |
31.30 |
15.65 |
1 |
2 |
红色预警 |
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结合高原地区现场实际施工条件及施工水平，通过结构计算，采用加强型初期支护与微型桩组合设计方案，配合合理化的施工配备，有效控制了神座隧道洞内软岩的大变形。神座隧道进口采用此支护方式后，从2021年9月至11月(Z2K75 000～Z2K75 100),已基本没有出现初期支护侵限的情况。
6 结语(1)高原地区气象、施工环境、基础设施、物资采购等各方面困难较多，现场实际情况复杂，针对此类隧道，要结合现场实际情况，采取最具时效性、安全性的措施及方案，解决现场施工问题。
(2)针对如神座隧道这样的富水型软岩大变形隧道，要各方积极配合，动态调整设计方案及施工工法，对现场施工单位的技术水平、工序安排、人员调配都有很高的要求。
(3)对于设计人员而言，在针对此类板岩及千枚岩隧道时，即使隧道埋深并不大，由于地下水的影响仍有可能产生较大变形，对隧道施工造成极大困扰。
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