隧道洞口段開挖面失穩(wěn)模式及塌方演化機(jī)理

李?yuàn)W 張頂立 董飛 黃俊 孫振宇 孫毅

1.蘇交科集團(tuán)股份有限公司，南京 210019；2.北京交通大學(xué)城市地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100044；3.中鐵十六局集團(tuán)有限公司，北京 100018

隧道洞口段一般處于圍巖穩(wěn)定性較差的斜坡面上，由于埋深較淺，開挖后圍巖難以形成承載體系，且洞口邊仰坡坡面容易受拉開裂，隧道和邊坡的安全性很難得到保證，有可能產(chǎn)生隧道塌方和邊坡滑移。隧道洞口段和邊坡一旦塌方，不僅處治困難，而且留有后患［1］。坡面正交型隧道洞口指隧道開挖面軸向與邊坡坡面走向基本垂直，隧道開挖軸向前后位置偏壓顯著。隧道開挖干擾邊坡的坡腳和滑移線，使得邊坡沿著隧道開挖面產(chǎn)生滑移，進(jìn)一步造成隧道開挖面失穩(wěn)，形成塌穿至地表的塌方形態(tài)［2］。

當(dāng)前針對(duì)隧道洞口段的失穩(wěn)機(jī)理開展了大量的研究。張翾等［3］研究某黃土隧道洞口段邊坡的坍塌機(jī)理，提出隧道滑塌段兩側(cè)及開挖面前方的圍巖所形成的隱性裂縫是造成邊坡坍塌的重要因素。郭小紅等［4］通過收集和整理山嶺隧道洞口段塌方以及滑坡災(zāi)害資料，提煉出十大致災(zāi)因素，并提出了山嶺隧道洞口段災(zāi)害模糊綜合評(píng)價(jià)數(shù)學(xué)模型。王迎超［5］基于數(shù)值模擬和灰色理論揭示了隧道洞口段塌方破壞機(jī)制，并給出了隧道洞口段失穩(wěn)理論判據(jù)。鄭彥奎［6］利用有限差分軟件FLAC 3D 分析了坡面正交型典型隧道洞口段邊坡的穩(wěn)定性情況。王路路、唐小富等［7-8］采用極限分析上限法對(duì)隧道洞口邊仰坡的穩(wěn)定性進(jìn)行理論分析。吳大勇［9］基于尖點(diǎn)突變理論對(duì)隧道洞口段圍巖的穩(wěn)定性進(jìn)行研究。

隧道洞口段是隧道開挖中失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)最大、危害最大的位置，邊坡失穩(wěn)將直接掩埋整個(gè)隧道，安全性控制難度較大。當(dāng)前相關(guān)研究對(duì)隧道洞口段可能引發(fā)的安全事故類型不明確，對(duì)隧道開挖對(duì)邊坡的擾動(dòng)規(guī)律認(rèn)識(shí)不足，邊坡失穩(wěn)的誘因以及隧道開挖面失穩(wěn)模式不清晰，使得隧道洞口段位置選擇、管棚的支護(hù)設(shè)計(jì)缺乏理論依據(jù)。本文從邊坡自身的安全性出發(fā)，利用有限元極限分析法研究隧道開挖對(duì)邊坡的擾動(dòng)影響和隧道開挖面自身的特性，揭示隧道洞口段開挖面失穩(wěn)塌方機(jī)理，并分析管棚超前支護(hù)措施的效果。

1 邊坡安全性及其影響因素分析

對(duì)于含有節(jié)理、裂隙、斷層等復(fù)雜邊坡，其破壞機(jī)制往往與坡體結(jié)構(gòu)類型組合、隧道的位置等參數(shù)有關(guān)，傳統(tǒng)邊坡安全性分析的滑面搜索方法不再適用。GB 50330—2013《建筑邊坡工程技術(shù)規(guī)范》提出當(dāng)邊坡破壞機(jī)制復(fù)雜時(shí)，可采用數(shù)值極限分析法。有限元極限分析法將有限元和數(shù)學(xué)規(guī)劃相結(jié)合，使得極限分析求解大規(guī)模復(fù)雜問題成為可能，通過數(shù)學(xué)規(guī)劃計(jì)算搜索巖土臨界破壞模式及極限荷載，避開了巖土失穩(wěn)判據(jù)問題，成為巖土穩(wěn)定性分析的有力工具，也極大地推動(dòng)了塑性極限分析在工程界的運(yùn)用［10-13］。OptumG2 軟件是一款專門用于巖土工程的有限元分析和極限分析軟件。

1.1 拉剪強(qiáng)度同步折減的安全系數(shù)計(jì)算方法

邊坡的安全性分析中常采用剪切強(qiáng)度折減法，針對(duì)剪切強(qiáng)度參數(shù)中的黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ，通過輸入不同的折減系數(shù)對(duì)c、tanφ進(jìn)行折減迭代計(jì)算邊坡的安全系數(shù)［14-15］。研究表明，考慮剪切強(qiáng)度參數(shù)c、tanφ的強(qiáng)度折減法只適用于壓剪型破壞，且在抗剪強(qiáng)度折減過程中，由c、tanφ表示的抗拉強(qiáng)度并沒有得到同等折減。對(duì)于滿足摩爾-庫侖屈服準(zhǔn)則的材料，其屈服準(zhǔn)則表達(dá)式為

式中：τ為剪應(yīng)力；σ1為最大主應(yīng)力；σ3為最小主應(yīng)力。

當(dāng)處于單軸受拉時(shí)，認(rèn)為σ1=σ2=0，則單軸抗拉強(qiáng)度σt0為

折減后的抗拉強(qiáng)度σt1為

式中：FS為折減系數(shù)。

單軸抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)FtS為

單軸抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)FtS小于用剪切強(qiáng)度參數(shù)c、tanφ計(jì)算的折減系數(shù)FS，因此過高地估計(jì)了材料的抗拉能力，使得計(jì)算的安全系數(shù)偏大。對(duì)于受拉破壞的情況，其破壞程度取決于巖土體的抗拉強(qiáng)度，過高估計(jì)抗拉強(qiáng)度會(huì)使得計(jì)算結(jié)果偏危險(xiǎn)。對(duì)摩爾-庫倫屈服準(zhǔn)則進(jìn)行修正，采用拉伸截?cái)鄟砻枋隼瓚?yīng)力作用下的屈服，如圖1所示。圖中：T為抗拉強(qiáng)度；φt為拉應(yīng)力截?cái)嗟膬A角。

圖1 考慮抗拉強(qiáng)度的摩爾-庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則

當(dāng)采用強(qiáng)度折減法計(jì)算邊坡的安全系數(shù)時(shí)，必須針對(duì)邊坡安全性和破壞模式起作用的強(qiáng)度指標(biāo)進(jìn)行折減。若起作用的強(qiáng)度是抗剪強(qiáng)度，則只需要對(duì)抗剪強(qiáng)度指標(biāo)進(jìn)行折減；若起作用的強(qiáng)度僅為抗拉強(qiáng)度，則只需要對(duì)抗拉強(qiáng)度指標(biāo)進(jìn)行折減。因此提出考慮張拉-剪切破壞強(qiáng)度折減法，表達(dá)式為

式中：c1、φ1、T1分別為折減后的黏聚力、內(nèi)摩擦角、抗拉強(qiáng)度。

基于OptumG2 軟件，利用文獻(xiàn)［16］的邊坡算例進(jìn)行強(qiáng)度折減分析，采用剪切破壞和拉剪破壞兩種強(qiáng)度準(zhǔn)則折減下的邊坡總耗散能量如圖2 所示?？芍簤杭羝茐南缕履_和后緣大致處于一個(gè)圓弧上，而拉剪破壞強(qiáng)度準(zhǔn)則下后緣近似于垂直，表明后緣受拉破壞；剪切破壞和拉剪破壞強(qiáng)度準(zhǔn)則折減下的安全系數(shù)分別為1.242、1.142，拉剪破壞下的安全系數(shù)較小。典型邊坡的發(fā)生機(jī)制，對(duì)于大多數(shù)邊坡的破壞應(yīng)為張拉+剪切的復(fù)合破壞模式，邊坡的前緣往往是剪切破壞，而后緣往往會(huì)產(chǎn)生拉裂破壞，且高陡邊坡后緣的張拉破壞更明顯。因此存在張拉破壞的情況下，采用拉剪強(qiáng)度同等折減的強(qiáng)度折減法計(jì)算的結(jié)果與邊坡實(shí)際破壞方式更接近，安全系數(shù)的結(jié)果也更精確。

圖2 兩種強(qiáng)度準(zhǔn)則下的邊坡總耗散能量（單位：kJ）

1.2 邊坡安全系數(shù)和影響因素分析

基于有限元極限分析方法，分析隧道未開挖時(shí)邊坡自身穩(wěn)定性，邊坡模型參數(shù)為：黏聚力c=100 kPa，抗拉強(qiáng)度T=0，拉應(yīng)力截?cái)嗟膬A角φt=90°，內(nèi)摩擦角φ= 25°，邊坡角β= 45°，邊坡高度h= 50 m，重度γ=20 kN∕m3。網(wǎng)格劃分如圖3 所示。模型網(wǎng)格自適應(yīng)迭代次數(shù)為 3，當(dāng)單元數(shù)為 500、1 000 和 2 000 時(shí)，運(yùn)算結(jié)果：上限解安全系數(shù)分別為 1.469、1.440 和 1.434，下限解安全系數(shù)分別為1.407、1.420 和1.423。隨著單元數(shù)增加，上下限解的差異逐漸減小，因此設(shè)置網(wǎng)格數(shù)為2 000 即可滿足精度要求，邊坡安全系數(shù)上下限均值為1.43。極限平衡法邊坡滑移線見圖4，可知極限分析結(jié)果與極限平衡法［17］滑移線位置基本一致。

圖3 網(wǎng)格劃分

圖4 極限平衡法邊坡滑移線

分析相關(guān)參數(shù)對(duì)邊坡安全性的影響規(guī)律，得到邊坡安全系數(shù)與邊坡角、邊坡高度、黏聚力、內(nèi)摩擦角的關(guān)系，見圖5。可知：邊坡角度和邊坡高度越大，邊坡的穩(wěn)定性越低；隨著黏聚力和內(nèi)摩擦角增大，邊坡的安全系數(shù)逐漸增大，且呈線性相關(guān)關(guān)系。進(jìn)一步分析邊坡安全性影響因素的顯著性，得到邊坡角、邊坡高度、黏聚力、內(nèi)摩擦角的敏感度分布為：0.33、0.65、0.49、0.55，表明邊坡安全性影響因素的顯著性從大到小依次為邊坡高度、黏聚力、內(nèi)摩擦角和邊坡角。

圖5 邊坡穩(wěn)定性與相關(guān)參數(shù)的關(guān)系

2 隧道洞口段開挖面滑移式失穩(wěn)機(jī)理

受地形條件和隧道線路要求所限，隧道洞口位置有時(shí)不得不選在高邊坡地段，在工程卸荷作用下，可能發(fā)生破壞形式為滑坡或隧道失穩(wěn)塌方。針對(duì)坡面正交型隧道洞口，研究隧道開挖對(duì)邊坡的擾動(dòng)特性，揭示開挖面失穩(wěn)模式及塌方演化機(jī)理。

2.1 基于有限元極限分析法的開挖面失穩(wěn)數(shù)值模擬

當(dāng)隧道高度為10 m 時(shí)，隧道施工工法為全斷面法和臺(tái)階法，臺(tái)階法施工時(shí)上臺(tái)階高4 m，長8 m，邊坡參數(shù)與前節(jié)參數(shù)一致。全斷面法和臺(tái)階法施工下不同進(jìn)洞長度的隧道開挖面和邊坡的剪切耗散能量分別見圖6、圖7?？芍核淼赖拈_挖破壞了邊坡原有坡腳，新的坡腳轉(zhuǎn)移到隧道開挖面處，使得邊坡滑移線后移，滑移體的范圍增大，隨著隧道進(jìn)洞長度的增大，滑移線角度和滑移體范圍越來越大；臺(tái)階法施工時(shí)邊坡滑移線下端位于上臺(tái)階拱底處，使得臺(tái)階法施工的邊坡滑移線角度和滑移體范圍均小于全斷面施工。

圖6 全斷面法隧道和邊坡剪切耗散能量（單位：kJ）

圖7 臺(tái)階法隧道和邊坡剪切耗散能量（單位：kJ）

采取全斷面和臺(tái)階法施工時(shí)，隧道進(jìn)洞過程中安全系數(shù)見圖8。可知：當(dāng)進(jìn)洞長度較短時(shí)（10 m 以內(nèi)），采取臺(tái)階法施工并及時(shí)施作初期支護(hù)，開挖面和邊坡能夠?qū)崿F(xiàn)自穩(wěn)；隨著進(jìn)洞長度逐漸增大，邊坡滑移線后移，滑移線以內(nèi)的土體范圍擴(kuò)大，邊坡滑移失穩(wěn)，進(jìn)而導(dǎo)致隧道開挖面失穩(wěn)塌方；采取全斷面開挖進(jìn)洞長度10 m 時(shí)，邊坡和開挖面即會(huì)失穩(wěn)；采取臺(tái)階法開挖會(huì)提高邊坡安全性，但當(dāng)進(jìn)洞長度超過15 m 時(shí)，邊坡安全系數(shù)也低于1。因此隧道洞口段開挖即使采取臺(tái)階法施工并及時(shí)施作初期支護(hù)，仍無法確保邊坡的穩(wěn)定性。

圖8 安全系數(shù)

當(dāng)臺(tái)階法施工隧道進(jìn)洞長度為20 m 時(shí)，隧道開挖面失穩(wěn)剪切耗散能量如圖9 所示?？芍?，開挖面和邊坡同時(shí)失穩(wěn)時(shí)，邊坡滑移巖土體將從開挖面進(jìn)入隧道，隧道開挖面后方拱頂以上的圍巖也產(chǎn)生失穩(wěn)破壞。

圖9 開挖面失穩(wěn)剪切耗散能量（單位：kJ）

隧道洞口段開挖面失穩(wěn)變形如圖10所示?？芍赫w上水平位移大于豎向位移，水平位移、總位移主要集中于已開挖段的拱頂以上位置，豎向位移主要集中于滑移線以上位置；最大水平和最大總位移位于隧道洞口段拱頂處，最大豎向位移位于滑移面與地表交點(diǎn)處。

圖10 隧道洞口段開挖面失穩(wěn)變形云圖（單位：mm）

2.2 隧道洞口段開挖面失穩(wěn)塌方演化機(jī)理

隧道洞口段開挖面失穩(wěn)塌方演化機(jī)理如圖11 所示。可知：初始狀態(tài)時(shí)邊坡存在潛在滑移線（AB），但由于邊坡自身安全系數(shù)較高，邊坡可實(shí)現(xiàn)自穩(wěn)；隨著隧道的開挖，邊坡的原有坡腳消失，新的坡腳產(chǎn)生于隧道開挖面處，采取全斷面施工時(shí)，由于邊坡高度保持不變，但隧道開挖客觀上增大了邊坡坡度，使得邊坡滑移線（A1B1）后移，滑移線的角度也隨之增大，隧道和邊坡的安全系數(shù)降低；與全斷面工法相比，臺(tái)階法施工降低了邊坡的高度，減小了邊坡滑移線（A2B2）的角度，隧道和邊坡的安全系數(shù)得到提高。

圖11 隧道洞口段開挖面失穩(wěn)塌方演化機(jī)理

隧道洞口段開挖面失穩(wěn)塌方模式為典型的滑移式失穩(wěn)塌方，在隧道開挖面前后位置將形成滑移區(qū)和頂部塌方區(qū)。失穩(wěn)過程為：開挖擾動(dòng)引發(fā)邊坡失穩(wěn)的同時(shí)，滑移線以內(nèi)的巖土體將從隧道開挖面進(jìn)入隧道，使得開挖面的塌方從隧道內(nèi)延伸至邊坡地表處，形成漏斗形的塌穿形態(tài)，如圖12所示。已開挖隧道的拱頂上方圍巖由于埋深極淺無法自穩(wěn)形成塌方區(qū)，全部塌方荷載將加載到開挖面后方的支護(hù)上。

圖12 隧道洞口段開挖面失穩(wěn)塌方事故（阮家窯隧道）

3 隧道洞口段管棚超前支護(hù)措施

超前大管棚進(jìn)洞是目前隧道主要采用的進(jìn)洞方式。超前大管棚能夠有效減小隧道開挖對(duì)于邊坡的擾動(dòng)，同時(shí)減少由于巖土體自重產(chǎn)生的豎向荷載，對(duì)穩(wěn)定前方土體非常有效，能夠確保邊坡和隧道施工安全［18］。

大管棚施工時(shí)，一般先在洞口開挖輪廓外施作管棚套拱，采用錨桿使其和洞口邊仰坡連成一體，增加仰坡的穩(wěn)定性。管棚套拱主要為超前管棚的施工提供導(dǎo)向和支架作用，然后再施工大管棚，大管棚主要采用鋼管加注漿的方式。洞口段常用管棚長度一般為20 ～ 80 m，特殊情況下管棚打設(shè)長度可達(dá)到100 ～300 m，常用的管棚直徑為89、108、159 mm，管棚壁厚一般為4、6 mm。

通過極限分析法分析管棚在洞口段的作用效果。管棚采用φ108×6 mm 熱軋無縫鋼花管，長度30 m，注漿厚度0.5 m，管棚與注漿土體采用實(shí)體單元，管棚參數(shù)和注漿參數(shù)按文獻(xiàn)［18］選取。隧道施工方法為全斷面法和臺(tái)階法，在單根管棚（30 m）的支護(hù)下，進(jìn)洞長度15 m 時(shí)邊坡的剪切耗散能量和不同進(jìn)洞長度下邊坡的安全系數(shù)如圖13 所示?？芍?，在管棚支護(hù)下，邊坡的滑移線被管棚截?cái)啵隙位凭€角位于管棚端部，下段滑移線角位于開挖面拱腳處。管棚提供豎向支護(hù)力，很好地約束了滑移體的豎向位移，使得邊坡的安全系數(shù)提高明顯，采取全斷面法開挖，進(jìn)洞15 m仍能保證安全。但隨著隧道進(jìn)洞長度越來越大，下滑移線的坡角逐漸增大，安全系數(shù)逐漸降低。當(dāng)進(jìn)洞長度為25 m時(shí)，管棚只能支護(hù)隧道開挖面前方5 m，且此時(shí)安全系數(shù)小于1，表明當(dāng)前的參數(shù)下，管棚支護(hù)段設(shè)置為30 m 是不足的，因此管棚長度設(shè)置為60 m，可選擇60 m 長的管棚或設(shè)置兩根管棚在中間位置進(jìn)行搭接。

圖13 管棚支護(hù)下邊坡剪切耗散能量和安全系數(shù)

分析結(jié)果表明，采用60 m 管棚超前支護(hù)下，臺(tái)階法和全斷面法施工進(jìn)洞25 m 時(shí)邊坡安全系數(shù)分別為1.392、1.317，此時(shí)隧道和邊坡安全得到有效保障。因此坡面正交型隧道中管棚的支護(hù)長度需要結(jié)合邊坡的滑移線進(jìn)行分析。

4 結(jié)論

1）邊坡穩(wěn)定性計(jì)算應(yīng)采取考慮張拉剪切同步折減的邊坡安全系數(shù)計(jì)算方法，能夠真實(shí)模擬邊坡的失穩(wěn)，使得安全系數(shù)的結(jié)果更準(zhǔn)確。

2）邊坡安全系數(shù)影響因素的顯著性從大到小依次為：邊坡高度、黏聚力、內(nèi)摩擦角和邊坡角。

3）隧道洞口段開挖面失穩(wěn)塌方模式為典型的滑移式失穩(wěn)塌方，即在隧道開挖面前后位置分別形成滑移區(qū)和頂部塌方區(qū)。

4）隧道洞口段管棚的施作長度應(yīng)結(jié)合邊坡的特性進(jìn)行設(shè)計(jì)，確保管棚能夠有效地穿過邊坡的滑移線。采用60 m 管棚超前支護(hù)下，臺(tái)階法和全斷面法施工進(jìn)洞25 m 時(shí)邊坡安全系數(shù)分別為1.392、1.317，此時(shí)隧道和邊坡安全得到有效保障。