初期支護組合形式有效性現場試驗研究

申志軍， 黃海昀， 李 思， 李冰天， 仇文革

(1. 蒙西華中鐵路股份有限公司， 北京 100073； 2. 西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031)

0 引言

隨著我國經濟的快速發展，隧道建設規模已位居世界前列。在鐵路建設方面，截至2016年底，全國在建鐵路隧道4 240座，總長9 300 km；運營隧道1萬4 100座，總長1萬4 120 km[1]。目前，山嶺隧道Ⅳ級和Ⅴ級圍巖初期支護主要采用鋼筋網噴射混凝土、鋼架和系統錨桿組合的支護形式，而Ⅲ級圍巖往往采用鋼筋網噴射混凝土組合系統錨桿的支護措施[2-5]。

近20年來，隨著工程實踐的不斷增多和相關領域研究的不斷深入，關于初期支護組合形式有效性這方面問題有了許多新的探討，主要集中于淺埋、黃土、大斷面隧道初期支護中系統錨桿的有效性。陳建勛等[6]通過現場測試和統計分析認為在黃土隧道中，鋼架支護條件下的系統錨桿支護效果不明顯，應取消系統錨桿；譚忠盛等[7-8]通過對比試驗得出大斷面淺埋和深埋黃土隧道系統錨桿中錨桿軸力較小且拱部錨桿支護效果不明顯的結論；郭軍等[9]通過現場試驗及模型計算說明了淺埋黃土隧道中拱部系統錨桿的錨固效果較弱、而邊墻部錨桿的錨固效果顯著；章慧健等[10]依托超大斷面隧道工程，運用數值模擬方法指出錨桿軸力分布不均衡，且拱頂的錨桿軸力很小，幾乎未起作用。而對于深埋巖質隧道初期支護組合形式有效性的研究較少，一般工程中往往依照規范或采用工程類比法進行設計和施工。與此同時，文獻[11-13]提出的Q法，主張以噴錨支護為主的輕型支護，也與目前國內所采用的支護形式有較大的區別。

本文依托蒙華鐵路在建隧道，對初期支護組合形式有效性展開現場試驗研究，并以Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級花崗巖和Ⅴ級黃土試驗段試驗數據為代表進行分析，研究巖質和土質隧道初期支護中鋼筋網噴射混凝土、鋼架及系統錨桿不同組合形式的有效性。

1 工程概況

蒙華鐵路起于內蒙古自治區浩勒報吉站，經內蒙古自治區、陜西省、山西省、河南省、湖北省及湖南省，止于江西省吉安站，全長1 817 km，其中隧道457.504 km，共228座。試驗選取湘贛段連云山隧道、九嶺山隧道、蒙陜段陽山隧道、延安隧道、姚店隧道和鄭莊隧道，共計6座，總長度約55 km，涵蓋Ⅱ—Ⅴ級4種圍巖等級，花崗巖、板巖、砂泥巖和黃土4種地層，共設置17個試驗工況，共計51個試驗斷面，如表1所示。

表1 試驗工況表

限于篇幅，本文以Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級花崗巖試驗段試驗數據代表巖質隧道，Ⅴ級黃土試驗段試驗數據代表土質隧道進行分析。

Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級巖質圍巖段依托蒙華鐵路九嶺山隧道進行試驗，隧道全長1萬5 390 m，為單洞雙線隧道。隧道Ⅲ級圍巖試驗段里程為DK1 695+530～+750，為弱風化花崗巖，塊狀構造，巖質堅硬，巖體局部較破碎，有少量巖脈侵入，裸露掌子面能夠自穩。隧道Ⅳ級圍巖試驗段里程為DK1 695+790～+850，為中強風化花崗巖、花崗閃長巖，巖體破碎，節理裂隙較發育，裂縫部分張開，裸露掌子面基本自穩，偶有掉塊現象，掌子面滲水，整體濕潤。Ⅴ級圍巖試驗段里程為DK1 695+600～+660，為強風化花崗巖、花崗閃長巖，巖體破碎，節理裂隙發育，掌子面揭露呈黃褐色，基本自穩，偶有掉塊現象，掌子面整體濕潤。試驗段掌子面影像如圖1所示。Ⅲ級圍巖采用全斷面開挖，Ⅳ級圍巖采用兩臺階法施工，Ⅴ級圍巖采用三臺階法施工。

Ⅴ級土質圍巖段依托蒙華鐵路姚店隧道進行試驗，隧道全長3 723 m，為單洞雙線隧道。試驗段里程為DK357+220～+256，圍巖主要為黏質新黃土、砂質新黃土、黏質老黃土、砂質老黃土，掌子面揭露呈黃色，開挖面穩定性差，部分有掉塊現象，圍巖強度低，掌子面比較干燥。本試驗段采用三臺階法施工。

各類型圍巖隧道支護參數如表2所示。

(a)Ⅲ級巖質圍巖掌子面(b)Ⅳ級巖質圍巖掌子面(c)Ⅴ級巖質圍巖掌子面(d)Ⅴ級土質圍巖掌子面

圖1 試驗段掌子面影像

2 現場試驗方案

2.1 試驗段布置

根據隧道地質條件和施工情況，Ⅲ級巖質圍巖段選取120 m作為試驗段，其中“網噴+系統錨桿”和“網噴”試驗段各為60 m；Ⅳ級和Ⅴ級巖質圍巖段各選取60 m作為試驗段，其中“網噴+鋼架+系統錨桿”和“網噴+鋼架”試驗段各為30 m；Ⅴ級土質圍巖段選取36 m作為試驗段，其中“網噴+鋼架+系統錨桿”和“網噴+鋼架”試驗段各為18 m。試驗段布置情況如表3所示。

表3 試驗段布置情況

注： 試驗工況初期支護參數除初期支護組合形式不同外，其余均與表1中支護參數相同。

對上述監測斷面進行拱頂沉降、水平收斂、混凝土應力、鋼架應力及錨桿軸力(僅在存在系統錨桿試驗工況)監測。

2.2 監測斷面測點布置

2.2.1 拱頂沉降、水平收斂測點布置

監測點布置如圖2所示。GD01為拱頂沉降監測點，SL01、SL02為相對水平收斂測線。Ⅲ級和Ⅳ級圍巖僅有SL01測線。

(a) Ⅲ、Ⅳ級圍巖

(b) Ⅴ級圍巖

2.2.2 系統錨桿軸力測點布置

監測點布置如圖3所示。Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級巖質圍巖段每個斷面共計10根錨桿，錨桿編號為MG01—MG10；Ⅴ級土質圍巖段因現場拱部錨桿施作困難，每個斷面共計8根錨桿，錨桿編號為MG03—MG10。每根錨桿設置6個軸力測點。

(a) 巖質隧道錨桿布置

(b) 單根錨桿測點布置

2.2.3 噴射混凝土和鋼架應變測點布置

應變測點布置如圖4所示。NT01—NT10表示噴射混凝土內側測點，WT01—WT10表示噴射混凝土外側測點；Ⅳ級巖質圍巖段因仰拱無鋼架，故NG01—NG07表示鋼架內側測點，WG01—WG07表示鋼架外側測點；Ⅴ級巖質圍巖段中，NG01—NG10表示鋼架內側測點，WG01—WG10表示鋼架外側測點。

(a) 噴射混凝土

(b) 鋼架

2.3 測試方法

系統錨桿采用CM-1礦用測力錨桿(利用樹脂錨固劑錨固)進行試驗量測，噴射混凝土應變和鋼架應變采用XJ-YX-10型振弦式應變計進行測量，現場元件安裝如圖5所示。

因隧道采用兩臺階法和三臺階法施工，故測量元件的埋設也是分步進行的，相應測量時長也有所不同。Ⅲ級巖質圍巖段開始監測于2016年3月10日，截止于2016年5月30日，監測時長81 d； Ⅳ級巖質圍巖段開始監測于2016年1月22日，截止于2016年5月21日，監測時長120 d；Ⅴ級巖質圍巖開始監測于2016年6月27日，截止于2016年8月24日，監測時長58 d；Ⅴ級土質圍巖開始監測于2016年6月4日，截止于2016年8月17日，監測時長74 d。監測數據已經穩定。

(a) 測力錨桿

(b) 鋼筋應變計

(c) 混凝土應變計

3 試驗結果及分析

3.1 巖質圍巖隧道

3.1.1 拱頂沉降與水平收斂

各試驗斷面拱頂沉降與水平收斂量測結果如表4所示。可以看出： 1)各斷面的拱頂沉降和水平收斂值均為正值，即隧道整體向凈空側變形； 2)最大拱頂沉降為11.70 mm，水平收斂為9.19 mm，收斂值較小，在允許范圍內； 3)“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式最終收斂值略大于“網噴+鋼架”組合形式。

3.1.2 系統錨桿軸力

Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級巖質圍巖試驗段監測錨桿軸力結果如圖6所示。可以看出: 1)系統錨桿多數呈現受拉狀態，但最大受拉位置分布具有隨機性且數值無規律性。2)系統錨桿Ⅲ級圍巖中最大拉力為34 kN，Ⅳ級圍巖中最大拉力為25 kN，Ⅴ級圍巖中最大拉力為30 kN，相比于錨桿桿體極限抗拉力197.6 kN，其材料性能利用率為9.6%～17.2%。3)每根錨桿中最大受力點位置分布隨機，且軸力數值上表現出突變性和不連續性。

表4拱頂沉降和水平收斂量測統計表

Table 4 Statistics of crown top subsidences and horizontal convergences

圍巖情況 組合形式監測點最終收斂值/mmⅢ級巖質圍巖網噴+系統錨桿網噴GD013.44SL012.68GD014.31SL013.87Ⅳ級巖質圍巖網噴+鋼架+系統錨桿網噴+鋼架GD016.60SL014.56GD0110.90SL019.19Ⅴ級巖質圍巖網噴+鋼架+系統錨桿網噴+鋼架GD0111.70SL017.62SL022.39GD015.20SL015.33SL021.38

注： 最終收斂值正值表示向隧道凈空內收斂； 負值則相反。

(b) Ⅳ級圍巖斷面

“+”為受拉； “0”為不受力。

圖6錨桿軸力分布(單位： kN)

Fig. 6 Distribution of axial force of anchor bolt (unit: kN)

3.1.3 噴射混凝土應力對比分析

Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級巖質圍巖試驗段噴射混凝土應力見圖7和表5。從圖和表可以看出: 1)噴射混凝土內、外側大部分受壓，只有個別點位出現受拉； 2)Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級圍巖中，2種組合形式的應力狀態與其極限強度相比均有較大的富余，說明混凝土尚未充分發揮其性能。

(a)Ⅲ級圍巖內側噴混凝土應力(有錨桿)(b)Ⅲ級圍巖外側噴混凝土應力(有錨桿)(c)Ⅲ級圍巖內側噴混凝土應力(無錨桿)(d)Ⅲ級圍巖外側噴混凝土應力(無錨桿)(e)Ⅳ級圍巖內側噴混凝土應力(有錨桿)(f)Ⅳ級圍巖外側噴混凝土應力(有錨桿)(g)Ⅳ級圍巖內側噴混凝土應力(無錨桿)(h)Ⅳ級圍巖外側噴混凝土應力(無錨桿)(i)Ⅴ級圍巖內側噴混凝土應力(有錨桿)(j)Ⅴ級圍巖外側噴混凝土應力(有錨桿)(k)Ⅴ級圍巖內側噴混凝土應力(無錨桿)(l)Ⅴ級圍巖外側噴混凝土應力(無錨桿)

“+”為受拉； “-”為受壓。

圖7 噴射混凝土應力分布圖(單位： MPa)

3.1.4 鋼架應力對比分析

Ⅳ級和Ⅴ級巖質圍巖試驗段鋼架應力見圖8和表6。從圖和表可以看出: 1)鋼架內、外側均受壓，只有個別點位受拉； 2)Ⅳ級和Ⅴ級圍巖中，2種組合形式的應力狀態與其極限強度相比均有較大的富余，說明鋼架尚未充分發揮其性能。

3.1.5 初期支護組合形式有效性分析

3.1.5.1 Ⅲ級巖質圍巖試驗段

1)收斂變形。“網噴+系統錨桿”和“網噴”2種組合形式均能保證支護后隧道結構穩定，且“網噴+系統錨桿”段收斂變形略小于“網噴”段，拱頂沉降相差0.87 mm，水平收斂相差1.19 mm。

(a)Ⅳ級圍巖內側鋼架應力(有錨桿)(b)Ⅳ級圍巖外側鋼架應力(有錨桿)(c)Ⅳ級圍巖內側鋼架應力(無錨桿)(d)Ⅳ級圍巖外側鋼架應力(無錨桿)(e)Ⅴ級圍巖內側鋼架應力(有錨桿)(f)Ⅴ級圍巖外側鋼架應力(有錨桿)(g)Ⅴ級圍巖內側鋼架應力(無錨桿)(h)Ⅴ級圍巖外側鋼架應力(無錨桿)

“+”為受拉； “-”為受壓。

圖8 鋼架應力分布圖(單位： MPa)

2)內力。“網噴+系統錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強度值的17.2%，無系統錨桿情況下，噴射混凝土應力是有系統錨桿情況下的1.15倍，但即使無系統錨桿情況，最大噴射混凝土應力僅為極限強度值的32.9%，遠低于極限強度。

圍巖較硬、完整性較好的深埋巖石隧道，圍巖穩定性較好，系統錨桿幾乎不發揮作用，可以取消或用局部錨桿代替，主要采用鋼筋網噴射混凝土或噴射鋼纖維混凝土的支護方式。

3.1.5.2 Ⅳ級和Ⅴ級巖質圍巖試驗段

1)收斂變形。“網噴+鋼架+系統錨桿”和“網噴+鋼架”組合形式均能保證支護后隧道結構穩定，且“網噴+鋼架+系統錨桿”段收斂變形略小于“網噴+鋼架”段，拱頂沉降相差4.3～6.5 mm，水平收斂相差1.01～4.63 mm。

2)內力。①數值體現出：“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強度值的15.2%；無系統錨桿情況下，噴射混凝土應力是有系統錨桿情況下的1.23～1.48倍，鋼架應力是有系統錨桿情況下的1.14～2.14倍，但即使無系統錨桿情況，最大噴射混凝土應力僅為極限強度值的18.4%，最大鋼架應力僅為極限強度值的18.1%，也均遠低于極限強度。在噴射混凝土和鋼架的承載能力遠未充分發揮的情況下，若繼續增設錨桿，錨桿承載能力的利用率將會更低。②分布規律表明： 單根錨桿軸力大體上局部受荷，全斷面錨桿軸力峰值位置分布具有隨機性； 噴射混凝土和鋼架拱頂應力值較大，拱腰應力值略小于拱頂，拱腳和邊墻應力值較小。不同組合形式下應力分布規律并未發生明顯改變，可認為組合形式的不同不會改變隧道受力模式。

圍巖風化程度較高、完整性較差的深埋巖質隧道，采用“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式的支護措施并沒有充分發揮各支護構件的支護能力，造成不必要的浪費，有效性差，僅采用“網噴+鋼架”組合形式就能夠滿足支護要求，并且目前的支護參數尚存在優化空間。本文未進行Ⅳ級和Ⅴ級段“網噴+錨桿”組合形式支護的試驗研究，但參照挪威法、鐵路隧道噴錨構筑法技術規范和國內大量單層襯砌案例[14-19]，認為也可以根據實際情況采用該組合形式進行支護。

3.2 土質圍巖隧道

3.2.1 拱頂沉降與水平收斂

Ⅴ級土質圍巖隧道各試驗斷面拱頂沉降和水平收斂量測結果如表7所示。可以看出： 1)各斷面的拱頂沉降和水平收斂值均為正值，即隧道整體向凈空側變形； 2)最大拱頂沉降值為18.80 mm，水平收斂值為12.07 mm，在允許范圍內； 3)“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式最終收斂值略大于“網噴+鋼架”組合形式。

表7拱頂沉降和水平收斂量測統計表

Table 7 Statistics of crown top subsidences and horizontal convergences

組合形式監測點最終收斂值/mm網噴+鋼架+系統錨桿GD0114.10SL013.80SL0210.38網噴+鋼架GD0118.80SL019.59SL0212.07

注： 最終收斂值正值表示向隧道凈空內收斂; 負值則相反。

3.2.2 系統錨桿軸力

Ⅴ級土質圍巖“網噴+鋼架+系統錨桿”段監測軸力結果如圖9所示。可以看出： 1)系統錨桿多數呈現不受力狀態； 2)Ⅴ級圍巖中最大拉力為19 kN，相比于錨桿體極限抗拉力197.6 kN，其材料性能利用率為9.6%； 3)每根錨桿中最大受力點位置分布隨機，且軸力在數值上表現出突變性和不連續性。

“+”為受拉； “0”為不受力。

圖9 Ⅴ級土質圍巖錨桿軸力分布(單位： kN)

Fig. 9 Distribution of axial forces of anchor bolt in Grade Ⅴ surrunding rock (unit: kN)

3.2.3 噴射混凝土應力對比分析

Ⅴ級土質圍巖試驗段噴射混凝土應力如圖10和表8所示。可以看出： 1)噴射混凝土內、外側均受壓； 2)2種組合形式的應力狀態與其極限強度相比均有較大的富余，說明混凝土尚未充分發揮其性能。

(a)內側噴混凝土應力(有錨桿)(b)外側噴混凝土應力(有錨桿)(c)內側噴混凝土應力(無錨桿)(d)外側噴混凝土應力(無錨桿)

“+”為受拉； “-”為受壓。

圖10 Ⅴ級土質圍巖混凝土應力分布圖(單位： MPa)

Fig. 10 Distribution of shotcrete stresses in Grade Ⅴ surrounding rock (unit: MPa)

3.2.4 鋼架應力對比分析

Ⅴ級土質圍巖試驗段鋼架應力如圖11和表9所示。可以看出： 1)鋼架內、外側均受壓； 2)2種組合形式的應力狀態與其極限強度相比均有較大的富余，說明鋼架尚未充分發揮其性能。

3.2.5 初期支護組合形式有效性分析

1)收斂變形。“網噴+鋼架+系統錨桿”和“網噴+鋼架”組合形式均能保證支護后隧道結構穩定，且“網噴+鋼架+系統錨桿”段收斂變形略小于“網噴+鋼架”段，拱頂沉降相差 4.7 mm，水平收斂相差1.69～5.79 mm。

2)內力。①數值體現出：“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強度值的9.6%；無系統錨桿情況下，噴射混凝土應力是有系統錨桿情況下的1.07倍，鋼架應力是有系統錨桿情況下的1.05倍，受力未發生較大改變，最大噴射混凝土應力僅為極限強度值的32.7%，最大鋼架應力僅為極限強度值的22.4%，均遠低于極限強度。可認為系統錨桿在深埋土質圍巖隧道中未能發揮其支護作用，“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式有效性差。②分布規律表明，錨桿受力基本為0。因深埋土質圍巖隧道中錨固劑與圍巖握裹力不足，而淺埋土質圍巖隧道往往是“塌落槽”破壞形態，錨桿打穿破裂面困難，故在土質圍巖隧道中錨桿難以充分發揮其作用。噴射混凝土和鋼架拱頂應力值較大，拱腰應力值略小于拱頂，拱腳和邊墻應力值較小。不同組合形式下應力分布規律并未發生明顯改變，可認為組合形式的不同不會改變隧道受力模式。

表8 Ⅴ級土質圍巖噴射混凝土應力匯總表

(a)內側鋼架應力(有錨桿)(b)外側鋼架應力(有錨桿)(c)內側鋼架應力(無錨桿)(d)外側鋼架應力(無錨桿)

“+”為受拉； “-”為受壓。

圖11 Ⅴ級土質圍巖鋼架應力分布圖(單位： MPa)

深埋土質隧道采用“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式的支護措施并沒有充分發揮各支護構件的支護能力，造成不必要的浪費，有效性差，僅采用“網噴+鋼架”組合形式就能夠滿足支護要求，并且目前的支護參數尚存在優化空間。

4 結論與討論

1)對于土質和巖質圍巖隧道中的初期支護，無論是“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式還是“網噴+鋼架”組合形式，噴射混凝土應力平均值僅為其極限強度值的9.9%～32.7%，鋼架應力平均值僅為其極限強度值的5.4%～22.4%。有系統錨桿情況下，最大錨桿軸力為其極限抗拉強度值的9.6%～15.2%。“網噴+鋼架+系統錨桿”的初期支護組合形式未充分發揮其作用效果，有效性差，措施過于保守，存在很大的優化空間。

2)對于土質或淺埋破碎巖質隧道，“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強度的9.6%，有、無系統錨桿對噴射混凝土和鋼架應力基本無影響。在土質或淺埋破碎巖質隧道初期支護中，因系統錨桿無明顯作用，故可以取消，只采用“網噴+鋼架”組合形式。

3)對于深埋巖質圍巖隧道，“網噴+鋼架+系統錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強度的15.2%，無系統錨桿情況下，噴射混凝土應力是有系統錨桿情況下的1.23～1.48倍，鋼架應力是有系統錨桿情況下的1.14～2.14倍，但即使無系統錨桿，最大噴射混凝土應力僅為極限強度值的23.4%，最大鋼架應力僅為極限強度值的18.1%，也均遠低于其極限強度。在深埋巖質隧道初期支護中，選擇“網噴+鋼架”組合形式是合理和可行的，同時參照挪威Q法等支護組合方式，也可以采用“噴混+系統錨桿”組合形式。考慮到目前現場錨桿施作機具和施工質量，選擇“網噴+鋼架”組合形式是合理和可行的，而沒有必要采用“網噴+鋼架+系統錨桿”的組合形式。

4)本文參考國內外單層襯砌案例，對深埋巖質隧道推薦“噴混+錨桿”的初期支護組合形式。但由于現場條件局限，未能開展“噴混+錨桿”組合形式試驗，有待以后研究。另外，本文研究沒有涉及超深埋、高地應力情況，故結論不可無條件推廣。

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