石質鐵路隧道初期支護優化研究

黃海昀，仇文革，黃黆，李冰天，李思，田明杰

?

石質鐵路隧道初期支護優化研究

黃海昀，仇文革，黃黆，李冰天，李思，田明杰

(西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，土木工程學院，四川 成都 610031)

以蒙華鐵路九嶺山隧道為工程背景，運用強度折減法計算圍巖強度儲備并將其作為圍巖穩定性的參考指標。依據現場監測，得到初期支護的受力特征。基于圍巖強度儲備指標與初期支護的受力特征，對初期支護進行優化設計，并應用于現場。研究結果表明：在圍巖具有足夠強度儲備的前提下，初期支護主要承受形變壓力；系統錨桿未發揮作用，噴射混凝土抗壓性能未被充分利用，格柵鋼架鋼筋難以發揮其抗拉和抗彎性能；可將現有初期支護“噴射混凝土+格柵鋼架+系統錨桿”的結構形式優化為“噴射混凝土+格柵鋼架”。對原有設計和優化方案進行數值模擬，對比其錨桿軸力與噴射混凝土應力分布，同時應用現場試驗驗證該優化方案的安全性與可行性。該優化方案已在蒙華鐵路應用推廣。

初期支護；圍巖強度儲備；現場監測；優化設計；現場試驗

目前隧道支護結構設計主要依據圍巖分級與工程類比的方法[1]。國外常用的圍巖分級方法有：1) Bieniawski等[2?3]提出的RMR巖體指標及改進的RMR14巖體指標圍巖分級法；2) Barton等[4]提出的Q圍巖分級法；3) Hoek等[5?6]提出、后經Sonmez等[7?8]改進的GSI指標圍巖分級法。國內鐵路、公路隧道設計規范則依據BQ指標進行圍巖分級。對于支護結構的安全驗算方法，歐洲7號規范采用考慮“圍巖?支護”相互作用的收斂約束法[9]。然而，國內采用基于結構力學的“荷載?結構”模式計算隧道支護結構安全性，未考慮圍巖的自承能力，計算結果不準確。因此，國內諸多學者對隧道初期支護結構的設計進行了優化研究。譚忠盛等[10?11]以鄭西客專大斷面黃土隧道為背景，基于現場試驗分析得出深埋和淺埋黃土隧道中拱部系統錨桿均無明顯作用，取消拱部系統錨桿不僅能加快斷面封閉，控制沉降變形，還能節約工程投資；陳建勛等[12]以包家山公路隧道為背景，基于現場試驗說明軟弱圍巖隧道中鋼架發揮明顯支護作用，取消系統錨桿不影響初支結構穩定，既能縮短工序循環時間，又能節約工程造價；張頂立等[13]采用室內試驗、數值模擬、理論分析和現場試驗相結合的方法對型鋼鋼架與格柵鋼架支護結構作用機理、現場支護效果進行系統研究，為今后初期支護的設計和施工提供依據；鄧斌等[14]以谷竹高速公路油坊坪隧道為背景，根據數值模擬和現場監測結果得到軟巖大變形隧道中弱化錨桿，增強初期支護的剛度與強度的支護方案能有效控制大變形，為同類隧道支護提供參考。然而，現有研究并未定量分析圍巖的自承能力。因此，本文運用強度折減法對圍巖強度儲備進行計算并將其作為圍巖穩定性的參考指標，通過現場監測得到初期支護的受力特征，對初期支護進行優化設計。筆者將此優化設計方法應用于蒙華鐵路九嶺山隧道，驗證了該方法的合理性和可行性。

1 工程概況

以蒙西至華中地區煤運鐵路(后文簡稱蒙華鐵路)九嶺山隧道為依托。九嶺山隧道位于江西省宜春市境內，隧道全長15 390 m，為單洞雙線隧道，是蒙華鐵路重點工程之一。隧道Ⅳ級圍巖段里程為DK1695+790~DK1695+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，采用臺階法施工；Ⅴ級圍巖段里程為DK1695+600~ DK1695+660，為強風化花崗巖、花崗閃長巖，巖體破碎，節理裂隙發育，地下水為基巖裂隙水，發育，采用三臺階法施工。各級圍巖設計支護參數如表1所示。

表1 初期支護參數表

2 基于強度折減法的洞室穩定性分析

2.1 有限元強度折減法

有限元強度折減法是目前巖土工程中常用的分析方法之一。令為強度折減系數，折減后的圍巖強度表示如下：

′=/，tan′=tan/(1)

式中：和′分別為初始黏聚力和極限黏聚力；和′分別為初始內摩擦角和極限內摩擦角。達到極限破壞時的強度折減系數即為結構的安全系數。

選用特征點位移突變作為隧道臨界破壞的標志是最為直觀和最容易判別，同時判別原理也與極限塑形應變和計算不收斂等判據相符[15]，本文應用FLAC3D有限差分軟件，對圍巖材料強度進行折減，分析無支護條件下洞室穩定性。

2.2 數值計算模型

采用彈塑性模型，應用Mohr-Coulomb屈服準則。隧道中心距模型邊界55 m( 即5倍洞徑)，從上至下依次為粉質黏土、全風化、強風化、中風化花崗巖，隧道埋深按實際埋深，網絡模型如圖1所示。根據地勘資料確定圍巖力學參數如表2所示。

2.3 洞室穩定性分析

計算得到無支護狀態下Ⅳ級圍巖安全系數為2.59，Ⅴ級圍巖安全系數為1.87，均大于1.0，說明在連續介質的理想狀態下圍巖強度儲備能夠保證其自穩。

圖1 計算網絡模型

表2 圍巖物理力學參數

3 初期支護變形和受力監測

通過現場監測對支護結構的受力狀況進行 研究。

3.1 監測段布置

選取現行初期支護下的Ⅳ和Ⅴ級圍巖各30 m作為監測段，試驗段布置如表3所示。

另在試驗段內選取DK1695+820和DK1695+ 655作為拱頂沉降和水平收斂監測斷面。對表3中監測斷面進行錨桿軸力、混凝土應力、鋼架應力 監測。

表3 監測段布置情況

3.2 監測斷面測點布置

3.2.1 拱頂沉降、水平收斂測點布置

監測點布置如圖2所示，圖中GD01為拱頂沉降監測點，SL01和SL02為相對水平收斂監測線。

(a) Ⅳ級圍巖測點；(b) Ⅴ級圍巖測點

3.2.2 系統錨桿軸力測點布置

監測點布置如圖3所示，每個斷面共計10根錨桿，錨桿編號為MG01~MG10，每根錨桿設置6個軸力測點。

3.2.3 噴射混凝土、鋼架應變測點布置

測點布置如圖4所示，混凝土應變每個斷面布置10個側位，每個側位分內外2個測點，內側測點編號為NT01~10，外側測點編號為WT01~10。鋼架應變每個斷面布置10側位，Ⅳ級圍巖因仰拱無鋼架，只有7個側位，每個側位分內外2個測點，內側測點編號為NG01~10，外側測點編號為WG01~10。

現場監測元件安裝如圖5所示。

圖3 測力錨桿點位布置

圖4 噴射混凝土、鋼架應變測點布置

圖5 現場監測元件安裝圖

3.3 監測結果及分析

由于文章篇幅限制，選取Ⅳ級圍巖DK1695 +802與Ⅴ級圍巖DK1695+650作為典型斷面分析。

3.3.1 拱頂沉降、水平收斂分析

監測段拱頂沉降、水平收斂如圖6~7所示。從圖中可知，各個斷面拱頂均發生沉降，兩側均向內收斂，表明隧道整體向凈空側收斂變形。

3.3.2 錨桿軸力分析

典型斷面錨桿軸力如圖8所示，正值表示錨桿受拉，0表示錨桿受壓或不受力。從圖8可知：隨機性且數值上體現突變性和無規律性，與塌落拱式松動荷載作用下錨桿受力分布不同；Ⅳ級圍巖中最大拉力值為25 kN，Ⅴ級圍巖中最大拉力值為30 kN，是錨桿桿體極限抗拉力(197.6 kN)的12.7%~ 15.2%，未充分利用錨桿性能。施工中先安設鋼架承受形變壓力，導致錨桿作用有限。

圖6 拱頂沉降時程曲線

圖7 水平收斂時程曲線

(a) DK1695+802斷面；(b) DK1695+650斷面

3.3.3 噴射混凝土應力分析

典型斷面噴射混凝土應力如圖9~10所示，正值表示受壓，負值表示受拉。從圖中可知：噴混內、外側大部分受壓，僅個別點位受拉；最大壓應力為8.09 MPa，最大拉應力為0.15 MPa，是噴混極限抗壓強度的33.4%，極限抗拉強度的7.5%，未充分利用混凝土抗壓性能。

(a) DK1695+802斷面；(b) DK1695+650斷面

(a) DK1695+802斷面；(b) DK1695+650斷面

3.3.4 鋼架應力分析

典型斷面鋼架應力如圖11~12所示，正值表示受壓，負值表示受拉。從圖中可知：格柵鋼架內、外側大部分受壓，僅個別點位受拉；最大壓應力為62.98 MPa，最大拉應力為6.66 MPa，是鋼材極限抗壓強度的15.7%，極限抗拉強度的1.7%，在普遍受壓的條件下，未充分利用鋼材抗拉性能。

(a) DK1695+802斷面；(b) DK1695+650斷面

(a) DK1695+802斷面；(b) DK1695+650斷面

4 初期支護優化設計及現場試驗

4.1 優化設計

基于數值模擬與現場監測結果，分析認為在硬巖隧道中，圍巖自身具有足夠的強度儲備，初期支護主要承受形變壓力。初期支護在受壓狀態下，鋼筋未發揮抗拉、抗彎性能，而混凝土的抗壓性能又未被充分利用，原初期支護“噴射混凝土+格柵鋼架+系統錨桿”組合形式明顯偏于保守，可將其優化為“噴射混凝土+格柵鋼架”或者“噴射混凝土+系統錨桿”，但考慮到現場錨桿施作機具和質量難以保證，最終優化設計取消系統錨桿，選用“噴射混凝土+格柵鋼架”的組合形式。優化后的參數如表4所示。

將優化后的初期支護結構與挪威圍巖分級法計算得到的初期支護設計進行對比[4]。

值計算公式為

=[RQD/n][R/a][w/SRF] (2)

式中：RQD為巖石質量指標；n代表節理組數；R為節理面的粗糙系數；a描述了節理面中填充物質的軟弱程度；w為遇水折減系數；SRF為應力折減系數；本文按文獻[16]所介紹方法進行取值。計算選取典型斷面：Ⅳ級圍巖DK1695+843斷面與Ⅴ級圍巖DK1695+617斷面。

本文研究對象為雙線鐵路隧道，ESR取1.1。跨度與高度最大值為12.12 m，等效尺寸取12.12/ 1.1=11.01。

典型斷面DK1695+843斷面值為=[84/4] [3.0/2.0][0.5/2.0]=7.9，DK1695+617斷面值為=[89/4][3.0/2.0][0.5/5]=1.48。法推薦的Ⅳ級圍巖支護形式為“系統錨桿+噴混”，錨桿長3 m，間距1.8 m，噴混厚5 cm；Ⅴ級圍巖支護形式為“系統錨桿+鋼纖維噴混”，錨桿長3 m，間距1.3 m，鋼纖維噴混厚9 cm。優化設計與法對比如表4所示。從表4可知，與法設計的永久支護參數比較，優化方案的初期支護參數相對較為保守，但相比于原有設計已有較大優化。

表4 隧道初期支護優化設計對比表

4.2 優化設計數值模擬

為驗證優化方案的可行性，采用2.2小節相同的平面應變模型計算，比較原有設計與優化方案支護結構受力。采用彈性實體單元模擬噴射混凝土，Cable單元模擬系統錨桿。格柵鋼架和噴射混凝土在計算模型中用等效剛度進行評價，具體計算公式如下：

=0+gg/c(3)

式中：為等效噴射混凝土彈性模量；0為噴射混凝土彈性模量；g為格柵鋼架彈性模量；g為格柵鋼架面積；c為噴射混凝土面積，噴射混凝土中鋼筋網主要其防止噴層開裂拉破壞的作用，計算中不予考慮。

初期支護物理力學參數如表5~6所示，由于隧道實際隧道開挖是個三維釋放圍壓的過程，平面計算中采用應力釋放來模擬時空效應，本文取應力釋放率為30%[17]。

表5 初期支護物理力學參數

表6 錨桿物理力學參數

4.2.1 錨桿軸力分析

原有設計錨桿軸力如圖13所示，從圖13可知，1) 對比現場監測數據，錨桿多數也呈現受拉狀態；2) 對于Ⅳ級圍巖，錨桿軸力最大值為13.1 kN，位于隧道拱頂附近，軸力從拱頂至邊墻逐漸減小；3)對于Ⅴ級圍巖，錨桿軸力最大值為29.5 kN，位于隧道拱腳處，邊墻錨桿受力很小；4) 錨桿受力與現場監測結果基本一致，小于系統錨桿極限抗拉力(197.6 kN)，兩者均說明未充分利用錨桿性能，優化可考慮取消系統錨桿。

單位：N

4.2.2 噴射混凝土應力分析

原有設計和優化設計噴射混凝土最大主應力和最小主應力如圖14~15所示。從圖14~15可知，1)對于Ⅳ級圍巖，原有設計最大壓應力為3.811 MPa，最大拉應力為0.540 MPa，優化方案中最大壓應力為3.810 MPa，最大拉應力為0.541 MPa； 2) 對于Ⅴ級圍巖，原有設計最大壓應力為2.326 MPa，最大拉應力為0.232 MPa，優化方案中最大壓應力為2.373 MPa，最大拉應力為0.204 MPa； 3) Ⅳ級圍巖原有設計和優化方案噴射混凝土應力基本相同，Ⅴ級圍巖中優化方案相比原有設計壓應力增加，拉應力減少，改善了混凝土結構受力；4) 從應力數值上分析，原有設計與優化方案的最大、最小主應力值均小于極限強度。

結合錨桿受力和噴射混凝土受力數值模擬結果，優化設計后噴射混凝土應力無明顯改變，但結構受力形態得到改善，從理論上說明優化方案 可行。

4.3 現場優化試驗

為了現場驗證優化方案的安全性和可行性，選取Ⅳ和Ⅴ級圍巖各30 m作為試驗段，試驗段布置如表7所示。

單位：Pa

單位：Pa

另在試驗段內選取DK1695+840和DK1695+ 620作為拱頂沉降和水平收斂監測斷面。對表7中監測斷面進行錨桿軸力、混凝土應力、鋼架應力監測。試驗斷面測點布置與監測斷面布置相同。

表7 試驗段布置情況

4.4 優化試驗結果及分析

由于文章篇幅限制，選取Ⅳ級圍巖DK1695+ 843與Ⅴ級圍巖DK1695+617作為典型斷面分析。

4.4.1 拱頂沉降、水平收斂分析

試驗段拱頂沉降、水平收斂結果如表8所示。從表8可知，優化設計后收斂變形仍在允許范圍內。

表8 試驗段收斂變形表

(a) DK1695+843斷面；(b) DK1695+617斷面

4.4.2 噴射混凝土應力分析

典型斷面噴射混凝土應力如圖16~17所示，正值表示受壓，負值表示受拉。從圖16~17可知，最大壓應力為10.78 MPa，無拉應力，是混凝土極限抗壓強度的44.5%，相比與原有設計，混凝土壓應力值增大，受拉區面積減小，與數值模擬結果相驗證，在更充分利用混凝土抗壓性能的同時仍有足夠的安全余量。

4.4.3 鋼架應力分析

典型斷面鋼架應力如圖18~19所示，正值表示受壓，負值表示受拉。從圖18~19可知，格柵鋼架仍以受壓為主；最大壓應力為200.12 MPa，無拉應力，是鋼材極限抗壓強度的50%，相比與原有設計，鋼筋壓應力值增大，但仍有足夠的安全余量。

單位：MPa

單位：MPa

單位：MPa

5 結論

1) 現有隧道圍巖強度儲備能夠保證隧道開挖后自穩，初期支護主要承受形變壓力。

2) 現場監測得到錨桿軸力最大值是桿體極限抗拉力(197.6 kN)的12.7%~15.2%，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33.4%，其抗壓性能未被充分利用；格柵鋼架鋼筋最大拉應力值僅為極限抗拉強度的1.7%，難以發揮鋼材抗拉、抗彎性能。

3) 原初期支護“噴射混凝土+格柵鋼架+系統錨桿”結構形式偏于保守，可優化為“噴射混凝土+格柵鋼架”。

4) 對原有設計和優化設計進行數值模擬分析，對比其錨桿軸力與噴射混凝土應力分布，驗證了優化方案的可行性。

5) 將優化后的初期支護形式應用于現場，監測得到混凝土最大壓應力值為極限抗壓強度的44.5%，其抗壓性能得到更充分的利用，同時保證混凝土和格柵鋼架仍有足夠的安全余量，驗證了優化設計是合理和可行的，并在蒙華鐵路應用推廣。

[1] 關寶樹. 隧道工程設計要點集[M]. 北京: 人民交通出版社, 2003. GUAN Baoshu. The main points of tunnel design[M]. Beijing: China Communications Press, 2003.

[2] Bieniawski Z T. Engineering classification of jointed rock masses[J]. Civil Engineer in South Africa, 1973, 15: 335?343.

[3] Celada B, Tardáguila I, Bieniawski Z T. Innovating tunnel design by an improved experience-based RMR system[C]// Proceedings of the World Tunnel Congress 2014, Foz do Igua?u, 2014.

[4] Barton N, Grimstad E, Aas G, et al. Norwegian method of tunnelling[J]. World Tunnelling, 1992, 5(5): 231?2, 235? 8.

[5] Hoek E, Brown E T. Practical estimates of rock mass strength[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 1997, 34(8): 1165?1186.

[6] Sonmez H, Ulusay R. Modifications to the geological strength index (GSI) and their applicability to stability of slopes[J]. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, 1999, 36(6): 743?760.

[7] TB 10003—2016, 鐵路隧道設計規范[S]. TB 10003—2016, Code for design of railway tunnel[S].

[8] JTG D70—2004, 公路隧道設計規范[S]. JTG D70—2004, Code for design of road tunnel[S].

[9] CEN. EN 1997-1:2004 Eurocode 7: Geotechnical design ?Part 1: General rules. Brussels: European Committee for Standardisation[S].

[10] 譚忠盛, 喻渝, 王明年, 等. 大斷面深埋黃土隧道錨桿作用效果的試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2008, 27(8): 1618?1625. TAN Zhongsheng, YU Yu, WANG Mingnian, et al. Experimental research on bolt anchorage effect on large-section deep-buried tunnel in loess[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2008, 27(8): 1618?1625.

[11] 譚忠盛, 喻渝, 王明年, 等. 大斷面淺埋黃土隧道錨桿作用效果的試驗研究[J].巖土力學, 2008, 29(2): 491? 495. TAN Zhongsheng, YU Yu, WANG Mingnian, et al. Experimental study on bolt effect on large section shallow depth loess tunnels[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(2): 491?495.

[12] 陳建勛, 楊善勝, 羅彥斌, 等. 軟弱圍巖隧道取消系統錨桿的現場試驗研究[J]. 巖土力學, 2011, 32(1): 15?20. CHEN Jianxun, YANG Shansheng, LUO Yanbin, et al. Field test research on elimination of systematic rock bolts in weak rock tunnel[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(1): 15?20.

[13] 張頂立, 陳峰賓, 房倩. 隧道初期支護結構受力特性及適用性研究[J]. 工程力學, 2014, 31(7): 78?84. ZHANG Dingli, CHEN Fengbin, FANG Qian. Study on mechanical characteristics and applicability of primary lining used in tunnel[J]. Engineering Mechanics, 2014, 31(7): 78?84.

[14] 鄧斌, 饒和根, 廖衛平, 等. 軟巖隧道支護結構優化研究[J]. 鐵道科學與工程學報, 2017, 14(10): 2203?2213. DENG Bin, RAO Hegen, LIAO Weiping, et al. Optimization of the soft rock tunnel support structure[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2017, 14(10): 2203?2213.

[15] 鄭穎人, 趙尚毅. 巖土工程極限分析有限元法及其應用[J]. 土木工程學報, 2005, 38(1): 93?104. ZHENG Yingren, ZHAO Shangyi. Limit state finite element method for geotechnical engineering analysis and its applications[J]. China Civil Engineering Journal, 2005, 38(1): 93?104.

[16] Grimstad E, Barton N. Updating of the Q-system for NMT[C]// Proceedings of the International Symposium on Sprayed Concrete—Modern Use of Wet Mix Sprayed Concrete for Underground Support, Oslo: Fagernes, Norwegian Concrete Association, 1993.

[17] 張常光, 曾開華. 等值地應力下巖質圓形隧道位移釋放系數比較及應用[J]. 巖石力學與工程學報, 2015, 34(3): 498?510. ZHANG Changguang, ZENG Kaihua. Comparisons and applications of displacement release coefficients for a circular rock tunnel subjected to isotropic geostresses[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(3): 498?510.

Study on primary support optimization for railway tunnel in rock

HUANG Haiyun, QIU Wenge, HUANG Guang, LI Bingtian, LI Si, TIAN Mingjie

(Key Laboratory of Tunnel Engineering, Ministry of Education, School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

This paper took the Jiulingshan tunnel of Menghua railway as the engineering background, the strength reserve of surrounding rock was used as a reference index for the stability of surrounding rock which was calculated by the strength reduction method. The stress characteristic of primary support was obtained according to the in-site monitoring. Based on the strength reserve of surrounding rock and the stress characteristic of primary support, the primary support was optimized and applied to the site. The results show that, under the premise that the surrounding rock has sufficient strength reserve, the primary support is mainly subjected to the pressure of deformation. The systemic anchor bolts do not play an role. The compressive properties of concrete are not fully utilized. The tensile and bending behavior of the rebar in steel frames is difficult to deform. The structure of the existing primary support “shotcrete + steel frames + systemic anchor bolts” can be optimized into “shotcrete + steel frames”. The original design and optimized scheme are numerically simulated, and the axial force and the stress distribution of shotcrete are compared. At the same time, the safety and feasibility of the optimized scheme are verified by in-site test. Now it has been popularized and applied in Menghua railway.

primary support; strength reserve of surrounding rock; in-site monitoring; optimization design; in-site test

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.01.021

U25

A

1672 ? 7029(2019)01 ? 0152 ? 10

2017?11?28

蒙西華中鐵路股份有限公司資助項目(MHHTZX[2016]0002，TKKY201601002)；國家自然科學基金資助項目(U1434206，51678497)

仇文革(1959?)，男，山東煙臺人，教授，博士，從事隧道及地下工程方面的教學與研究；E?mail：qiuwen_qw@163.com

(編輯 陽麗霞)