田明杰，仇文革，朱 旺，牟智恒，黃海昀

(西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610036)

目前，國外在進(jìn)行隧道支護(hù)設(shè)計(jì)時充分考慮圍巖的自承能力。Barton等[1]考慮洞身尺寸、埋深、圍巖質(zhì)量分級指標(biāo)等因素，提出了巖體質(zhì)量分級系統(tǒng)；Hoek等[2]基于巖石強(qiáng)度提出了地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo)；歐洲規(guī)范[3]基于三向受壓應(yīng)力條件下的解析解，結(jié)合收斂約束法提出了隧道支護(hù)設(shè)計(jì)理論。然而，國內(nèi)現(xiàn)行公路、鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范[4-5]中仍基于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)力學(xué)的“荷載-結(jié)構(gòu)”模式驗(yàn)算支護(hù)結(jié)構(gòu)，不考慮圍巖自身承載能力，與新奧法理念相悖。

國內(nèi)諸多學(xué)者針對隧道初期支護(hù)的優(yōu)化進(jìn)行了大量研究。李沿宗等[6]以木寨嶺鐵路隧道施工為例，通過數(shù)值模擬，對比不同初期支護(hù)參數(shù)下結(jié)構(gòu)的受力和變形，得出了隧道開挖過程中結(jié)構(gòu)的變形規(guī)律；陳建勛等[7]對3座黃土隧道48根錨桿應(yīng)力現(xiàn)場測試發(fā)現(xiàn)鋼架支護(hù)條件下系統(tǒng)錨桿支護(hù)效果不明顯；任松等[8]采用非線性接觸分析方法，考慮層理效應(yīng)，分析了重慶四面山隧道V級砂泥巖互層段的圍巖穩(wěn)定性，得出砂泥巖互層段可將與巖層夾角小于35°范圍的錨桿取消。鄧斌等[9]依托谷竹高速公路油坊坪隧道，提出“弱化錨桿+增強(qiáng)初期支護(hù)強(qiáng)度”的支護(hù)方案，并驗(yàn)證了可行性。

本文以蒙華鐵路連云山隧道為依托，通過現(xiàn)場監(jiān)測分析初期支護(hù)的受力特征。利用強(qiáng)度折減法量化圍巖強(qiáng)度儲備，對初期支護(hù)進(jìn)行優(yōu)化，并在實(shí)際工程中驗(yàn)證該優(yōu)化方案的合理性和可行性，為類似工程提供參考。

1 工程概況

連云山單線隧道位于湖南瀏陽市境內(nèi)，全長10.6 km，最大埋深達(dá)566.1 m，為蒙華鐵路在建的最長單線隧道。隧址區(qū)主要巖性為砂質(zhì)板巖、粉砂質(zhì)板巖，局部夾絹云母板巖，此外零星分布有第四系沖洪積、坡殘積層。選取連云山隧道3#斜井正洞段、淺埋段為試驗(yàn)段，里程分別為DK1595+015—DK1595+030，DK1595+775—DK1595+790。3#斜井正洞段圍巖級別為Ⅲ級，埋深26.7～40.8 m,大部分為粉砂質(zhì)板巖，淺灰色，弱風(fēng)化，巖層產(chǎn)狀21°∠50°,節(jié)理裂隙稍發(fā)育，巖體完整，圍巖自穩(wěn)能力較好，縱波波速4.45～4.9 km/s，地下水不發(fā)育。淺埋段圍巖級別為Ⅳ級，埋深6.1～15.2 m,為灰褐色、褐黃色強(qiáng)風(fēng)化粉砂質(zhì)板巖，局部夾粉質(zhì)黏土,節(jié)理裂隙較發(fā)育，中～薄層狀結(jié)構(gòu)，塊狀結(jié)構(gòu)，巖體較破碎，掌子面整體濕潤。圍巖穩(wěn)定性較差，局部易坍塌、掉塊，縱波波速4.4～4.8 km/s。各試驗(yàn)段隧道初期支護(hù)設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

表1 隧道初期支護(hù)設(shè)計(jì)參數(shù)

2 現(xiàn)場監(jiān)測與分析

2.1 試驗(yàn)段測點(diǎn)布置

2個試驗(yàn)段長度均為15 m，每個試驗(yàn)段分別布設(shè)4個測試斷面，各測試斷面間距為5 m，共8個測試斷面。測試項(xiàng)目為拱頂沉降、水平收斂、圍巖壓力、鋼架應(yīng)力、噴射混凝土應(yīng)力和錨桿軸力。

測點(diǎn)布置示意如圖1。GD1為拱頂沉降測點(diǎn)，SL1,SL2為水平收斂測點(diǎn)。YL1～YL5為圍巖壓力測點(diǎn)。對于鋼架應(yīng)力的測量，每個斷面布置6個測位，內(nèi)側(cè)測點(diǎn)編號為NG1～NG6，外側(cè)測點(diǎn)編號為WG1～WG6。對于噴射混凝土應(yīng)力的測量，內(nèi)側(cè)測點(diǎn)編號為NP1～NP6，外側(cè)測點(diǎn)編號為WP1～ WP6。量測過程中正值表示拉應(yīng)力，負(fù)值表示壓應(yīng)力。每個斷面布設(shè)8根測力錨桿，錨桿編號為MG1～MG8，每根測力錨桿上設(shè)置有6個測點(diǎn)，相鄰測點(diǎn)間距0.5 m。量測過程中正值表示錨桿受拉，0表示錨桿受壓或不受力。

圖1 測點(diǎn)布置示意

2.2 監(jiān)測結(jié)果分析

選?、蠹墖鷰r典型斷面DK1595+015與Ⅳ級圍巖典型斷面DK1595+790進(jìn)行分析。

2.2.1 拱頂沉降與水平收斂

圖2 典型斷面拱頂下沉和水平收斂時程曲線

對實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸擬合分析，得到2個典型斷面拱頂沉降和水平收斂時程曲線見圖2?？芍孩?2個斷面拱頂沉降和水平收斂在量測初期變化較大，隨量測時間的延長收斂速率不斷減小，直至趨于0，圍巖處于穩(wěn)定狀態(tài)。②斷面DK1595+790監(jiān)測初期拱頂沉降和周邊收斂曲線呈現(xiàn)較大的波動性。這是由于圍巖為Ⅳ級，采用臺階法開挖，在開挖過程中圍巖受到多次擾動導(dǎo)致應(yīng)力重分布；在斷面DK1595+790附近進(jìn)行了綜合洞室的開挖。③各斷面拱頂最終累計(jì)沉降均為正值，即隧道拱頂均向凈空側(cè)變形。

2.2.2 圍巖壓力

各測點(diǎn)圍巖壓力均為壓應(yīng)力。斷面DK1595+015,DK1595+790圍巖壓力最大值分別為27.4,39.8 kPa，均出現(xiàn)在拱頂。

2.2.3 鋼架應(yīng)力

斷面DK1595+790鋼架應(yīng)力分布見圖3?？梢姡焊駯配摷軆?nèi)外側(cè)均為拉應(yīng)力，全環(huán)近似均勻分布；最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在左拱腰內(nèi)側(cè)，其值為50.02 MPa，占鋼材極限抗拉強(qiáng)度的14.9%，表明未充分發(fā)揮鋼材的抗拉性能。

圖3 典型斷面鋼架應(yīng)力分布(單位:MPa)

2.2.4 噴射混凝土應(yīng)力

典型斷面噴射混凝土應(yīng)力分布見圖4。可見：各測點(diǎn)噴射混凝土應(yīng)力均為壓應(yīng)力。Ⅲ級圍巖最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在左拱腳內(nèi)側(cè)，其值為3.62 MPa，占噴射混凝土極限抗壓強(qiáng)度的12.9%；Ⅳ級圍巖噴射混凝土全環(huán)受壓，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在右拱腰外側(cè)，其值為3.31 MPa，占噴射混凝土極限抗壓強(qiáng)度的11.8%。

圖4 典型斷面噴射混凝土應(yīng)力分布(單位:MPa)

2.2.5 錨桿軸力

相較于錨桿極限抗拉強(qiáng)度197 kN，錨桿軸力總體很小。錨桿軸力較大值出現(xiàn)的位置具有隨機(jī)性，數(shù)值上也表現(xiàn)出突變和不連續(xù)。拱腰錨桿的軸力幾乎為0，可認(rèn)為此時圍巖的自承能力較好。

綜合鋼架、噴射混凝土和錨桿的受力特征可知，初期支護(hù)受力較材料的極限強(qiáng)度來說仍具有很大的富余量?；诠こ探?jīng)濟(jì)性考慮，可對原設(shè)計(jì)的初期支護(hù)進(jìn)行優(yōu)化。

3 數(shù)值模擬

3.1 計(jì)算模型的建立

圖5 平面應(yīng)變計(jì)算模型

選取2個試驗(yàn)段的特征斷面建立平面應(yīng)變計(jì)算模型，如圖5所示。結(jié)合試驗(yàn)段實(shí)際埋深，選取隧道Ⅲ級圍巖段埋深為30.20 m，Ⅳ級圍巖段埋深為6.20 m。根據(jù)相關(guān)力學(xué)原理從隧道中線向外擴(kuò)展5倍洞徑約33.08 m作為模型左右邊界，從隧道底部向下擴(kuò)展約30 m作為底部邊界，上部為自由邊界。整體按實(shí)際地層建模，從上到下巖性依次為強(qiáng)風(fēng)化粉砂質(zhì)板巖、中風(fēng)化粉砂質(zhì)板巖。巖體采用摩爾-庫倫本構(gòu)模型來模擬。應(yīng)力場按自重應(yīng)力場考慮。

圍巖物理力學(xué)參數(shù)的選取見表2。

表2 圍巖物理力學(xué)參數(shù)

3.2 圍巖穩(wěn)定性分析

為定量分析圍巖的穩(wěn)定性，本文運(yùn)用強(qiáng)度折減法[10]，對圍巖的安全系數(shù)進(jìn)行計(jì)算。強(qiáng)度折減法是通過對圍巖的剪切強(qiáng)度進(jìn)行不斷折減直至圍巖達(dá)到極限破壞狀態(tài)為止。

采用圖5模型進(jìn)行強(qiáng)度折減計(jì)算，當(dāng)安全系數(shù)w分別為3.92，2.78時，圍巖的潛在破壞面見圖6。拱頂沉降與安全系數(shù)的關(guān)系曲線見圖7。由圖6和圖7可知：當(dāng)安全系數(shù)分別為3.92，2.78時，Ⅲ級、Ⅳ級圍巖均形成了明顯的剪切滑移面，滑移面上的塑性變形和隧道拱頂沉降均發(fā)生突變。由此可認(rèn)定Ⅲ級、Ⅳ級圍巖安全系數(shù)分別為3.92,2.78。說明在理想彈塑性狀態(tài)及裸洞開挖下，圍巖本身就具有一定的自穩(wěn)能力。因此從經(jīng)濟(jì)性上考慮，可對Ⅲ級、Ⅳ級圍巖的初期支護(hù)進(jìn)行優(yōu)化。

圖6 圍巖的潛在破壞面

圖7 拱頂沉降與安全系數(shù)的關(guān)系曲線

3.3 優(yōu)化分析

優(yōu)化方案主要為取消系統(tǒng)錨桿+增加結(jié)構(gòu)剛度。隧道初期支護(hù)優(yōu)化前后支護(hù)方案對比見表3。采用圖5模型依次對初期支護(hù)優(yōu)化前后進(jìn)行開挖計(jì)算。

表3 隧道初期支護(hù)優(yōu)化前后支護(hù)方案對比

數(shù)值計(jì)算中噴射混凝土采用彈性實(shí)體單元模擬，系統(tǒng)錨桿采用Cable單元模擬。格柵鋼架采用等效的方法將鋼架強(qiáng)度換算到噴射混凝土層中。

支護(hù)參數(shù)和錨桿參數(shù)分別見表4、表5。采用應(yīng)力釋放率來模擬隧道開挖時的空間效應(yīng)。由于圍巖開挖過程中圍巖的應(yīng)力釋放率很難量測，參考文獻(xiàn)[11]，開挖后應(yīng)力釋放率取30%。

表4 支護(hù)參數(shù)

表5 錨桿參數(shù)

通過計(jì)算可知:

1)噴射混凝土應(yīng)力

Ⅲ級、Ⅳ級圍巖初期支護(hù)優(yōu)化前后最大主應(yīng)力與最小主應(yīng)力變化較小，初期支護(hù)優(yōu)化后結(jié)構(gòu)受力合理。Ⅲ級圍巖原支護(hù)結(jié)構(gòu)最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在墻腳處，其值為7.865 MPa，最大拉應(yīng)力為0.485 MPa；優(yōu)化后最大壓應(yīng)力為6.270 MPa，最大拉應(yīng)力為0.436 MPa。Ⅳ級圍巖原支護(hù)結(jié)構(gòu)最大壓應(yīng)力為0.980 MPa，最大拉應(yīng)力為0.090 MPa；優(yōu)化后最大壓應(yīng)力為0.784 MPa，最大拉應(yīng)力為0.087 MPa.

2)錨桿軸力

Ⅲ級、Ⅳ級圍巖初期支護(hù)優(yōu)化前后錨桿軸力都很小，遠(yuǎn)小于錨桿極限承載力。Ⅲ級圍巖錨桿軸力最大值為2.13 kN，最小值為1.32 kN；Ⅳ級圍巖錨桿軸力最大值為0.95 kN，最小值為0.10 kN。總體來說針對此種巖性的圍巖系統(tǒng)錨桿的作用不明顯。結(jié)合噴射混凝土應(yīng)力分析結(jié)果可知原支護(hù)結(jié)構(gòu)和優(yōu)化后的效果相差不大。

3)初期支護(hù)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)

Ⅲ級圍巖初期支護(hù)結(jié)構(gòu)等效為素混凝土構(gòu)件，Ⅳ級圍巖初期支護(hù)結(jié)構(gòu)等效為鋼筋混凝土構(gòu)件。根據(jù)TB 10003—2016《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》[4]規(guī)定，素混凝土構(gòu)件、鋼筋混凝土構(gòu)件的安全系數(shù)分別為2.4，2.0。根據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué)計(jì)算得到Ⅲ級、Ⅳ級圍巖初期支護(hù)優(yōu)化前后安全系數(shù)，見表6?？梢姡簝?yōu)化前后初期支護(hù)安全系數(shù)均滿足規(guī)范要求，且Ⅲ級、Ⅳ級圍巖優(yōu)化前后初期支護(hù)安全系數(shù)均呈現(xiàn)出拱頂、仰拱大，拱腰、邊墻小的趨勢。

表6 Ⅲ級、Ⅳ級圍巖初期支護(hù)優(yōu)化前后安全系數(shù)

通過數(shù)值計(jì)算可知優(yōu)化方案在理論上可行。以下采用現(xiàn)場試驗(yàn)驗(yàn)證其合理性。

4 初期支護(hù)優(yōu)化試驗(yàn)

4.1 斷面和測點(diǎn)布置

選取隧道Ⅲ,Ⅳ級圍巖各15 m作為試驗(yàn)段，試驗(yàn)段布置見表7。

表7 試驗(yàn)段布置

選取隧道3#斜井正洞段典型斷面DK1595+035與淺埋段典型斷面DK1595+765進(jìn)行分析。試驗(yàn)斷面測點(diǎn)布置方法與優(yōu)化前試驗(yàn)斷面相同。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

1)拱頂沉降與水平收斂

優(yōu)化后典型斷面拱頂沉降、水平收斂值與原支護(hù)方案處于同一數(shù)量級，相差不大，說明優(yōu)化后對拱頂沉降和水平收斂的影響不大。

2)圍巖壓力

優(yōu)化后圍巖壓力整體分布規(guī)律與原支護(hù)方案基本一致。典型斷面DK1595+035，DK1595+765圍巖壓力最大值分別出現(xiàn)在拱頂、右拱腰附近，其值分別為30.1，45.6 kPa。

3)鋼架應(yīng)力

典型斷面鋼架應(yīng)力分布見圖8。對比圖3和圖8可知：優(yōu)化前后格柵鋼架內(nèi)外側(cè)均為拉應(yīng)力，全環(huán)近似均勻分布；最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在左拱腰內(nèi)側(cè)，其值為52.7 MPa，占鋼材極限抗拉強(qiáng)度的15.7%。與原支護(hù)方案相比，鋼架拉應(yīng)力增大，但仍有足夠的安全儲備。

圖8 典型斷面鋼架應(yīng)力分布(單位:MPa)

4)噴射混凝土應(yīng)力

典型斷面噴射混凝土應(yīng)力分布見圖9。對比圖4和圖9可知：優(yōu)化后各測點(diǎn)全受壓，最大壓應(yīng)力為6.72 MPa，是混凝土極限抗壓強(qiáng)度的24%；與原支護(hù)方案相比，混凝土壓應(yīng)力增大，在更充分地利用混凝土抗壓性能的同時仍有足夠的安全儲備。

圖9 典型斷面噴射混凝土應(yīng)力分布(單位:MPa)

5 結(jié)論

本文針對蒙華鐵路連云山隧道，運(yùn)用現(xiàn)場量測和數(shù)值模擬的方法分析得到初期支護(hù)受力狀態(tài)，并對初期支護(hù)進(jìn)行了優(yōu)化，得出以下結(jié)論：

1)經(jīng)現(xiàn)場量測，錨桿軸力最大值是錨桿極限抗拉強(qiáng)度(197 kN)的0～9.62%，錨桿性能未被充分利用；噴射混凝土最大壓應(yīng)力值僅為極限抗壓強(qiáng)度的12.9%，其抗壓性能未被充分利用；格柵鋼架最大拉應(yīng)力值僅為極限抗拉強(qiáng)度的14.9%，未能發(fā)揮鋼架抗拉、抗彎性能。

2)運(yùn)用強(qiáng)度折減法計(jì)算得出Ⅲ級、Ⅳ級圍巖安全系數(shù)分別為3.92,2.78，說明在理想彈塑性狀態(tài)及裸洞開挖下圍巖能夠自穩(wěn)。

3)原初期支護(hù)方案(噴射混凝土+格柵鋼架+系統(tǒng)錨桿)偏于保守。優(yōu)化方案(取消系統(tǒng)錨桿+增加結(jié)構(gòu)剛度)減少施作錨桿這一道工序，縮短了施工工期。

4)經(jīng)數(shù)值模擬對比，原支護(hù)方案和優(yōu)化方案噴射混凝土應(yīng)力、錨桿軸力，初期支護(hù)結(jié)構(gòu)各測點(diǎn)安全系數(shù)相差不大。

5)將優(yōu)化方案運(yùn)用于連云山隧道施工中，得到隧道受力和變形與優(yōu)化前處于同一量級，噴射混凝土的抗壓性能和格柵鋼架抗拉、抗彎性能得到充分發(fā)揮的同時，初期支護(hù)結(jié)構(gòu)仍有較高的安全余量。目前該優(yōu)化方案已在蒙華鐵路全線單線鐵路隧道中推廣應(yīng)用，并獲得良好效果。