單線鐵路隧道施工量測信息分析與初期支護優化研究

田明杰，仇文革，朱 旺，牟智恒，黃海昀

(西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610036)

目前，國外在進行隧道支護設計時充分考慮圍巖的自承能力。Barton等[1]考慮洞身尺寸、埋深、圍巖質量分級指標等因素，提出了巖體質量分級系統；Hoek等[2]基于巖石強度提出了地質強度指標；歐洲規范[3]基于三向受壓應力條件下的解析解，結合收斂約束法提出了隧道支護設計理論。然而，國內現行公路、鐵路隧道設計規范[4-5]中仍基于傳統結構力學的“荷載-結構”模式驗算支護結構，不考慮圍巖自身承載能力，與新奧法理念相悖。

國內諸多學者針對隧道初期支護的優化進行了大量研究。李沿宗等[6]以木寨嶺鐵路隧道施工為例，通過數值模擬，對比不同初期支護參數下結構的受力和變形，得出了隧道開挖過程中結構的變形規律；陳建勛等[7]對3座黃土隧道48根錨桿應力現場測試發現鋼架支護條件下系統錨桿支護效果不明顯；任松等[8]采用非線性接觸分析方法，考慮層理效應，分析了重慶四面山隧道V級砂泥巖互層段的圍巖穩定性，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+增強初期支護強度”的支護方案，并驗證了可行性。

本文以蒙華鐵路連云山隧道為依托，通過現場監測分析初期支護的受力特征。利用強度折減法量化圍巖強度儲備，對初期支護進行優化，并在實際工程中驗證該優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，全長10.6 km，最大埋深達566.1 m，為蒙華鐵路在建的最長單線隧道。隧址區主要巖性為砂質板巖、粉砂質板巖，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,大部分為粉砂質板巖，淺灰色，弱風化，巖層產狀21°∠50°,節理裂隙稍發育，巖體完整，圍巖自穩能力較好，縱波波速4.45～4.9 km/s，地下水不發育。淺埋段圍巖級別為Ⅳ級，埋深6.1～15.2 m,為灰褐色、褐黃色強風化粉砂質板巖，局部夾粉質黏土,節理裂隙較發育，中～薄層狀結構，塊狀結構，巖體較破碎，掌子面整體濕潤。圍巖穩定性較差，局部易坍塌、掉塊，縱波波速4.4～4.8 km/s。各試驗段隧道初期支護設計參數見表1。

表1 隧道初期支護設計參數

2 現場監測與分析

2.1 試驗段測點布置

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

測點布置示意如圖1。GD1為拱頂沉降測點，SL1,SL2為水平收斂測點。YL1～YL5為圍巖壓力測點。對于鋼架應力的測量，每個斷面布置6個測位，內側測點編號為NG1～NG6，外側測點編號為WG1～WG6。對于噴射混凝土應力的測量，內側測點編號為NP1～NP6，外側測點編號為WP1～ WP6。量測過程中正值表示拉應力，負值表示壓應力。每個斷面布設8根測力錨桿，錨桿編號為MG1～MG8，每根測力錨桿上設置有6個測點，相鄰測點間距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 測點布置示意

2.2 監測結果分析

選取Ⅲ級圍巖典型斷面DK1595+015與Ⅳ級圍巖典型斷面DK1595+790進行分析。

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

對實測數據進行回歸擬合分析，得到2個典型斷面拱頂沉降和水平收斂時程曲線見圖2。可知：① 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，圍巖處于穩定狀態。②斷面DK1595+790監測初期拱頂沉降和周邊收斂曲線呈現較大的波動性。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致應力重分布；在斷面DK1595+790附近進行了綜合洞室的開挖。③各斷面拱頂最終累計沉降均為正值，即隧道拱頂均向凈空側變形。

2.2.2 圍巖壓力

各測點圍巖壓力均為壓應力。斷面DK1595+015,DK1595+790圍巖壓力最大值分別為27.4,39.8 kPa，均出現在拱頂。

2.2.3 鋼架應力

斷面DK1595+790鋼架應力分布見圖3。可見：格柵鋼架內外側均為拉應力，全環近似均勻分布；最大拉應力出現在左拱腰內側，其值為50.02 MPa，占鋼材極限抗拉強度的14.9%，表明未充分發揮鋼材的抗拉性能。

圖3 典型斷面鋼架應力分布(單位:MPa)

2.2.4 噴射混凝土應力

典型斷面噴射混凝土應力分布見圖4。可見：各測點噴射混凝土應力均為壓應力。Ⅲ級圍巖最大壓應力出現在左拱腳內側，其值為3.62 MPa，占噴射混凝土極限抗壓強度的12.9%；Ⅳ級圍巖噴射混凝土全環受壓，最大壓應力出現在右拱腰外側，其值為3.31 MPa，占噴射混凝土極限抗壓強度的11.8%。

圖4 典型斷面噴射混凝土應力分布(單位:MPa)

2.2.5 錨桿軸力

相較于錨桿極限抗拉強度197 kN，錨桿軸力總體很小。錨桿軸力較大值出現的位置具有隨機性，數值上也表現出突變和不連續。拱腰錨桿的軸力幾乎為0，可認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，初期支護受力較材料的極限強度來說仍具有很大的富余量。基于工程經濟性考慮，可對原設計的初期支護進行優化。

3 數值模擬

3.1 計算模型的建立

圖5 平面應變計算模型

選取2個試驗段的特征斷面建立平面應變計算模型，如圖5所示。結合試驗段實際埋深，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。根據相關力學原理從隧道中線向外擴展5倍洞徑約33.08 m作為模型左右邊界，從隧道底部向下擴展約30 m作為底部邊界，上部為自由邊界。整體按實際地層建模，從上到下巖性依次為強風化粉砂質板巖、中風化粉砂質板巖。巖體采用摩爾-庫倫本構模型來模擬。應力場按自重應力場考慮。

圍巖物理力學參數的選取見表2。

表2 圍巖物理力學參數

3.2 圍巖穩定性分析

為定量分析圍巖的穩定性，本文運用強度折減法[10]，對圍巖的安全系數進行計算。強度折減法是通過對圍巖的剪切強度進行不斷折減直至圍巖達到極限破壞狀態為止。

采用圖5模型進行強度折減計算，當安全系數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的關系曲線見圖7。由圖6和圖7可知：當安全系數分別為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生突變。由此可認定Ⅲ級、Ⅳ級圍巖安全系數分別為3.92,2.78。說明在理想彈塑性狀態及裸洞開挖下，圍巖本身就具有一定的自穩能力。因此從經濟性上考慮，可對Ⅲ級、Ⅳ級圍巖的初期支護進行優化。

圖6 圍巖的潛在破壞面

圖7 拱頂沉降與安全系數的關系曲線

3.3 優化分析

優化方案主要為取消系統錨桿+增加結構剛度。隧道初期支護優化前后支護方案對比見表3。采用圖5模型依次對初期支護優化前后進行開挖計算。

表3 隧道初期支護優化前后支護方案對比

數值計算中噴射混凝土采用彈性實體單元模擬，系統錨桿采用Cable單元模擬。格柵鋼架采用等效的方法將鋼架強度換算到噴射混凝土層中。

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

表4 支護參數

表5 錨桿參數

通過計算可知:

1)噴射混凝土應力

Ⅲ級、Ⅳ級圍巖初期支護優化前后最大主應力與最小主應力變化較小，初期支護優化后結構受力合理。Ⅲ級圍巖原支護結構最大壓應力出現在墻腳處，其值為7.865 MPa，最大拉應力為0.485 MPa；優化后最大壓應力為6.270 MPa，最大拉應力為0.436 MPa。Ⅳ級圍巖原支護結構最大壓應力為0.980 MPa，最大拉應力為0.090 MPa；優化后最大壓應力為0.784 MPa，最大拉應力為0.087 MPa.

2)錨桿軸力

Ⅲ級、Ⅳ級圍巖初期支護優化前后錨桿軸力都很小，遠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錨桿的作用不明顯。結合噴射混凝土應力分析結果可知原支護結構和優化后的效果相差不大。

3)初期支護結構安全系數

Ⅲ級圍巖初期支護結構等效為素混凝土構件，Ⅳ級圍巖初期支護結構等效為鋼筋混凝土構件。根據TB 10003—2016《鐵路隧道設計規范》[4]規定，素混凝土構件、鋼筋混凝土構件的安全系數分別為2.4，2.0。根據結構力學計算得到Ⅲ級、Ⅳ級圍巖初期支護優化前后安全系數，見表6。可見：優化前后初期支護安全系數均滿足規范要求，且Ⅲ級、Ⅳ級圍巖優化前后初期支護安全系數均呈現出拱頂、仰拱大，拱腰、邊墻小的趨勢。

表6 Ⅲ級、Ⅳ級圍巖初期支護優化前后安全系數

通過數值計算可知優化方案在理論上可行。以下采用現場試驗驗證其合理性。

4 初期支護優化試驗

4.1 斷面和測點布置

選取隧道Ⅲ,Ⅳ級圍巖各15 m作為試驗段，試驗段布置見表7。

表7 試驗段布置

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進行分析。試驗斷面測點布置方法與優化前試驗斷面相同。

4.2 試驗結果分析

1)拱頂沉降與水平收斂

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

2)圍巖壓力

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

3)鋼架應力

典型斷面鋼架應力分布見圖8。對比圖3和圖8可知：優化前后格柵鋼架內外側均為拉應力，全環近似均勻分布；最大拉應力出現在左拱腰內側，其值為52.7 MPa，占鋼材極限抗拉強度的15.7%。與原支護方案相比，鋼架拉應力增大，但仍有足夠的安全儲備。

圖8 典型斷面鋼架應力分布(單位:MPa)

4)噴射混凝土應力

典型斷面噴射混凝土應力分布見圖9。對比圖4和圖9可知：優化后各測點全受壓，最大壓應力為6.72 MPa，是混凝土極限抗壓強度的24%；與原支護方案相比，混凝土壓應力增大，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力分布(單位:MPa)

5 結論

本文針對蒙華鐵路連云山隧道，運用現場量測和數值模擬的方法分析得到初期支護受力狀態，并對初期支護進行了優化，得出以下結論：

1)經現場量測，錨桿軸力最大值是錨桿極限抗拉強度(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力值僅為極限抗壓強度的12.9%，其抗壓性能未被充分利用；格柵鋼架最大拉應力值僅為極限抗拉強度的14.9%，未能發揮鋼架抗拉、抗彎性能。

2)運用強度折減法計算得出Ⅲ級、Ⅳ級圍巖安全系數分別為3.92,2.78，說明在理想彈塑性狀態及裸洞開挖下圍巖能夠自穩。

3)原初期支護方案(噴射混凝土+格柵鋼架+系統錨桿)偏于保守。優化方案(取消系統錨桿+增加結構剛度)減少施作錨桿這一道工序，縮短了施工工期。

4)經數值模擬對比，原支護方案和優化方案噴射混凝土應力、錨桿軸力，初期支護結構各測點安全系數相差不大。

5)將優化方案運用于連云山隧道施工中，得到隧道受力和變形與優化前處于同一量級，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揮的同時，初期支護結構仍有較高的安全余量。目前該優化方案已在蒙華鐵路全線單線鐵路隧道中推廣應用，并獲得良好效果。