4線車站淺埋隧道施工過程中錨桿受力特性研究

卿偉宸，朱 勇，章慧健

(1.中鐵二院工程集團有限責任公司，四川 成都 610031；2.西南交通大學，四川 成都 610031)

0 引言

錨桿是一種優化的隧道圍巖支護形式[1]，自1872年首批錨桿在英國投入使用[2]，一個多世紀以來，錨桿支護作為重要的支護方式，已廣泛應用于公路、鐵路隧道施工[3-4]，在加固圍巖和提高圍巖的自承能力方面發揮著重要作用。

目前，關于錨桿支護理論及作用機制等研究[5-8]以及在大跨度隧道初期支護錨桿受力特性的研究方面已有不少成果，例如：王丙興[9]依托邢汾高速公路某隧道，采用現場監測的手段對錨桿的受力狀態進行監測分析；周丁恒等[10]以廣州龍頭山雙洞8車道公路隧道為背景，對不同施工工序下隧道支護體系力學性能進行監測與分析；陳遠志等[11]依托某3車道公路隧道，對非均質圍巖地段錨桿應力進行了監測分析；王應富等[12]基于廣州東二環高速公路某4車道公路隧道，采用有限元法對大跨度隧道整個開挖過程進行了動態模擬研究，對錨桿軸力的動態變化特性進行了分析；陳耕野等[13]依托沈大高速韓家嶺4車道隧道，對大跨度隧道錨桿內力隨時間的變化進行了監測及分析。

以往的研究主要是針對系統錨桿沿隧道拱墻范圍均衡支護(等間距、等長度設置)的情況，對于大跨大斷面隧道，初期支護系統錨桿用量相對較多，若還是按最不利部位采用等參數設置，勢必產生浪費，增加施工成本。采用系統錨桿不等參支護可實現結構安全可靠、設計合理、節省投資的目的[14]。目前關于系統錨桿不均衡支護的研究較少，且主要集中在雙連拱隧道及傾斜層狀巖體隧道，例如：文獻[15-16]對雙連拱偏壓隧道受力特性進行了研究，提出了支護結構非對稱設計方法，即受力較不利的一側適當加強支護，受力較好的一側適當減弱支護；任耀文[17]研究認為,陡傾小交角層狀巖體隧道順傾側和反傾側破壞模式呈現出明顯的非對稱性，采用不對稱支護是很有必要的。

隨著我國高標準鐵路的快速發展，尤其在西部山區，受地形條件及曲線半徑等限制，大量車站需伸入隧道，傳統的大跨大斷面3線隧道已不能滿足山區選線及設站的需要，類似于六(盤水)沾(益)鐵路烏蒙山2號4線車站隧道的大跨大斷面4線隧道將越來越多。為深入了解大跨大斷面車站隧道錨桿受力變化特征及各部位最終受力狀態，為建立特大跨度隧道不等參支護設計提供參考，本文依托烏蒙山2號4線車站隧道淺埋段工程實例，利用數值模擬方法，分析不同部位錨桿軸力特征，并結合現場錨桿受力監測情況，研究4線車站大跨大斷面淺埋隧道不同部位錨桿受力特性的差異，提出錨桿不等參支護建議參數。

1 工程概況

六盤水至沾益鐵路，設計時速160 km，開行雙層集裝箱。烏蒙山2號隧道為該線第一長隧，亦為該線的控制性工程，隧道全長12 260 m，由觀音河右岸進洞，止于扒挪塊車站，最大埋深400余m。

根據運能要求，隧道出口段扒挪塊車站伸入隧道，DK287+740～DK288+350段形成4線車站隧道，長610 m，最大開挖寬度達28.42 m，最大開挖面積為354.30 m2，是國內首座4線鐵路車站隧道。

洞口DK288+240～+350段110 m為淺埋段，埋深不超過50 m。該段洞身通過以泥巖、頁巖夾砂巖為主的Ⅴ級軟巖地層，采用復合雙側壁“撐索轉換”工法施工，工法及支護示意如圖1所示。

①、②分別代表兩側下導洞的上、下臺階；④、⑤分別代表拱部左、右側導洞；⑥、⑦分別代表拱部核心土上、下臺階；⑨、⑩、分別代表下部核心土上、中、下臺階；Ⅲ代表左右側邊墻；Ⅷ代表拱部二次襯砌；Ⅻ代表仰拱；代表仰拱填充。圖1 洞口淺埋段工法及支護Fig.1 Construction method and support structure of shallow-buried portal section

2 等參支護錨桿受力特征

2.1 錨桿現場施工要求

本工程中，錨桿采用組合中空注漿錨桿。在初噴混凝土后，方可鉆設錨桿孔。鉆孔前先清理鉆頭，鉆孔完成后，將安裝好錨頭和止漿塞的組合中空注漿錨桿插入孔中，保持錨桿的外露長度為10～15 cm。錨桿注漿材料采用水灰質量比為1∶1的組合中空注漿錨桿，水膠質量比為0.4～0.5，砂子粒徑不大于1.0 m。注漿按以下程序進行：首先，迅速將錨桿、注漿管及注漿泵用快速接頭連接好；然后，開動注漿泵注漿，直至漿液從止漿塞上的排氣孔溢出或壓力表達到設計壓力值為止，且每根錨桿注漿必須“一氣呵成”。一根錨桿注漿完成后，應迅速卸下注漿軟管和錨桿接頭，清洗后移至下一根錨桿使用。若停泵時間較長，則在下一根錨桿注漿前要放掉注漿管內殘留的灰漿；注漿過程中，每次移位前應及時快速清洗接頭，以保證注漿連續進行。錨桿施作完畢強度達到10 MPa后，即可安設錨桿墊板(墊板尺寸為150 mm×150 mm×6 mm)，并上螺帽。

組合中空注漿錨桿飽滿度質量采用聲波檢測儀測定，檢測原理是：在錨桿體外端用聲波震源激發高能脈沖聲波，聲波沿桿體鋼筋以管道波形式傳播，到達鋼筋底部后反射回波被接收。若組合中空注漿錨桿填充密實，則超聲波在傳播過程中能量損失很大，在桿體外測得的反射波振幅?。环粗嗳?。最后以接收到反射波的反射時間、波幅、頻率、相位等參數，判斷錨桿的長度及組合中空注漿錨桿的密實程度。

2.2 現場監測

監控量測是隧道工程設計、施工過程中重要的環節，是反映隧道結構安全性的最直接方式[18-19]，是實現動態施工的基礎[20]。為監測本工程中錨桿受力特征，并驗證理論計算結果，選取DK288+287斷面，分別在拱頂、拱肩、邊墻上部及下部選取典型錨桿，按規范[21]對錨桿內力進行監測。各部位監測錨桿編號如圖2所示?！癕Z”表示錨桿軸力測點，共計7套錨桿計。監測得到的各部位錨桿在施工過程中的軸力變化如圖3所示。各部位錨桿最終受力情況如圖4所示。由圖3可以看出，除拱頂錨桿軸力持續較小外，其余部位錨桿軸力總體上初期增長較快，而后逐漸趨于穩定并略有波動。

圖2 各部位監測錨桿編號Fig.2 Number of monitoring anchor bolts

(a)MZ1錨桿(拱頂)

圖4 錨桿實測軸力分布圖(單位：kN)Fig.4 Axial force distribution of systematic anchor bolt (unit:kN)

由圖3和圖4分析可知，現場實測錨桿受力具有以下特點。

1)錨桿終態受力基本為錨桿軸力最大值。

2)拱頂錨桿受力最小，最大軸力僅為3.9 kN；邊墻上部錨桿受力最大，最大軸力值為48.1 kN。各部位監測錨桿受力大小關系表現為邊墻部位>拱肩部位>拱頂部位。

3)左右兩側對稱部位的錨桿最大軸力差異較小。邊墻下部左側錨桿最大軸力值為17.4 kN，右側錨桿最大軸力值為21.4 kN，偏差值約為18.7%；邊墻上部左側錨桿最大軸力值為44.1 kN，右側錨桿最大軸力值為48.1 kN，偏差值約為8.3%；拱肩部位左側錨桿最大軸力值為37.4 kN，右側錨桿最大軸力值為31.5 kN，偏差值約為15.8%。

2.3 數值模擬計算

2.3.1 計算模型及參數

由于淺埋段地應力受地表坡度影響較大，計算中采用FLAC3D建立三維模型，地表坡度按1∶1建模，計算范圍左右各取100 m，仰拱下取為60 m。前、后、左、右邊界施加相應方向的水平約束，下邊界為豎向約束，上邊界為自由面。初始應力僅考慮自重應力場的影響。地層采用服從Mohr-Coulomb屈服準則的彈塑性本構模型，噴射混凝土采用殼單元模擬。鋼架的作用按等效方法予以考慮，即將鋼架彈性模量折算給噴射混凝土，其計算如下：

(1)

式中：E為折算后的混凝土彈性模量；E0為原混凝土彈性模量；Sg為鋼架截面積；Eg為鋼材彈性模量；Sc為混凝土截面積。

建立的計算模型及網格劃分示意如圖5所示。支護參數如表1所示，圍巖物理力學參數如表2所示，錨桿物理力學參數如表3所示，支護結構物理力學參數如表4所示。

(a) (b)圖5 計算模型及網格劃分示意圖Fig.5 Diagram of calculation model and meshing

表1 支護參數Table 1 Support parameters

表2 圍巖物理力學參數Table 2 Physico-mechanical parameters of surrounding rock

表3 錨桿物理力學參數Table 3 Physico-mechanical parameters of anchor bolt

表4 支護結構物理力學參數Table 4 Physico-mechanical parameters of support structure

2.3.2 數值計算結果

經過數值模擬計算，選取如圖6所示的10根典型錨桿，提取每根錨桿在每一分部開挖后的軸力，并繪制其變化曲線圖，結果如圖7所示。

圖6 錨桿編號Fig.6 Number of anchor bolts

圖7 錨桿軸力變化曲線Fig.7 Change curves of axial force of anchor bolt

從圖7中可以看出：1)各部錨桿施作后，軸力迅速增加，之后保持基本穩定。2)錨桿終態受力基本為錨桿軸力最大值。

為分析不同部位錨桿受力特性的差異，提取并整理拱墻范圍內所有錨桿的最終軸力，具體見表5。錨桿軸力沿拱墻范圍的分布示意如圖8所示。

結合表5及圖8可以得到如下結論：

1)不同部位錨桿軸力分布不一致且差異較大，大小分布表現為邊墻部位>拱肩部位>拱頂部位。

2)從隧道左右兩側對稱部位的錨桿軸力值對比來看，分部先后開挖引起同部位左右不對稱的情況不明顯，差值較小，具體表現為邊墻部位錨桿軸力右側略大于左側，偏差值多數在5%以內；拱肩部位除局部幾根錨桿外，左右側偏差值在10%以內。

2.4 現場監測與數值計算結果對比分析

根據圖4及圖8，整理得到MZ1—MZ7位置錨桿現場監測結果及數值計算結果對比，結果見表6。

表5 錨桿軸力對比Table 5 Comparison of axial force of anchor bolt

圖8 錨桿軸力沿拱墻范圍的分布示意(單位：kN)Fig.8 Distribution of axial force of anchor bolt (unit:kN)

從表6可以看出，現場實測錨桿受力特點及規律與數值計算結果較為吻合。

表6 實測錨桿軸力及計算軸力對比Table 6 Comparison between measured and calculated axial force of anchor bolt kN

由表6可知：1)拱頂錨桿受力最小，邊墻錨桿受力最大，各部位錨桿受力大小關系表現為邊墻部位>拱肩部位>拱頂部位。2)左右兩側對稱部位的錨桿最大軸力差異較小。

結合監測結果及計算結果分析可知，由于隧道開挖跨度大，拱部松弛范圍大，拱部錨桿位于松弛區范圍，不能發揮“懸吊”作用。因此，拱部錨桿軸力較小。但拱部錨桿與邊墻錨桿一同發揮組合拱作用，使洞室周邊圍巖受徑向壓力作用而形成組合拱，從而提高巖體強度及圍巖整體穩定性。因此，拱部錨桿不能取消，但在保證洞周錨桿形成組合拱效應的前提下，可以適當加大間距或減小長度。

3 錨桿不等參支護研究

根據第2節的研究分析結果，并基于“按需配置，充分發揮錨桿支護能力”的原則，對錨桿支護擬采取“不同部位不等參支護，左右對稱部位等參支護”的方案，并進行數值模擬分析計算。

3.1 拱墻范圍錨桿長度不等參研究

為研究拱墻范圍不同部位對錨桿長度的需求響應情況，初步擬定如表7所示的5種錨桿不等長度布置工況(錨桿間距均按0.8 m×0.8 m布置)。通過計算分析，不同工況下的圍巖位移(拱頂沉降、水平收斂)、塑性區面積及錨桿軸力對比如圖9所示。

表7 5種錨桿不等長度布置工況Table 7 Five conditions of anchor bolts with different lengths

(a)不同工況下的拱頂沉降對比

1)從圖9(a)與(b)可以看出，拱頂沉降及水平收斂隨著錨桿長度的增加而減小，但隨著錨桿長度的減小，減小幅度越來越小。錨桿長度超過工況3以后，繼續增大錨桿長度對限制圍巖位移的效果不明顯，從節省投資角度來看是不經濟的。

2)錨桿長度對塑性區的發展影響較大，且轉折點較為明顯。錨桿長度超過工況3以后，繼續增大錨桿長度后，對塑性區的影響較小。

3)錨桿軸力與錨桿長度有關。根據錨桿受力的剪滯理論模型可以推測，錨桿的軸力等于錨桿與黏結材料接觸面上的剪應力沿桿身方向的積分，錨桿越長，積分長度越長，軸力也越大。因此，對于錨桿軸力偏小的區域需謹慎換用短錨桿，錨桿越短，軸力越小，越不能充分發揮材料的支護強度，相應地圍巖變形可能出現失控。從圖9(d)可以看出，當錨桿長度超過一定值后，盡管軸力會繼續增加，但增加的幅度已經開始減小，這是因為在積分長度增加的同時，積分變量(剪應力)在減小。總體上來看，5種工況中最大錨桿軸力為93.7 kN，約為設計值(150 kN)的62.5%，因此，錨桿軸力可以不作為控制因素。

綜上，工況3是相對較為合理的錨桿長度布置工況，即邊墻部位(①②部)取5 m，拱肩部位(④⑤部)取4 m，拱頂部位(⑥部)取3 m。施工圖原設計拱墻范圍錨桿長均為5 m，與之相比，采用工況3的布置形式每延米隧道可減少錨桿57.5 m。

3.2 拱墻范圍錨桿間距不等參研究

改變錨桿剛度除了改變錨桿長度以外，還可以改變錨桿間距。為便于計算分析，在不改變錨桿長度及縱向間距的基礎上，初步擬定如表8所示的5種不同錨桿環向間距布置工況(錨桿長度均采用5 m，縱向間距均為0.8 m)。

表8 5種錨桿不等間距布置工況Table 8 Five conditions of anchor bolts with different spacings

錨桿間距太大，各個錨桿的壓縮區不能交疊，形成不了連續的壓縮帶；反之，間距太小會影響支護效果，易出現整體拔出破壞。即使未破壞，支護效果的增加與錨桿用量也是不匹配的，是不經濟的。5種工況下的圍巖位移(拱頂沉降、水平收斂)、塑性區面積及錨桿軸力對比如圖10所示。

(a)不同工況下的拱頂沉降對比

由圖10可以看出：

1)錨桿間距對圍巖位移絕對值的影響很小。從工況1—5，隨著錨桿間距的增大，拱頂沉降逐漸增加，并趨于平緩；水平收斂呈現先略有減小再增大的趨勢，即工況1反而比工況2略大，這主要是因為錨桿間距始終在錨桿長度的1/2以內，可以形成連續壓力拱；同時，間距變化引起錨桿的著力點不同，因此出現了在一定間距范圍內錨桿間距大者變形反而小的情況。

2)錨桿間距對塑性區的影響較為明顯，錨桿間距直接影響改善后的圍巖強度。隨著錨桿間距的減小，塑性區逐漸減小，但減小幅度越來越小。

3)錨桿軸力與錨桿間距的關系不明顯，錨桿的位置(著力點)可能比間距更能影響其軸力大小。由于錨桿間距對圍巖變形的影響是微弱的，從圖10(d)可以看出，這幾種工況的錨桿軸力分布基本是一致的，僅在邊墻部位有較大波動，這與等參支護邊墻部位錨桿軸力變化較大是一致的。

綜上，工況2和工況3的錨桿間距布置是相對較為合理的布置形式。結合圍巖位移、塑性區面積及錨桿軸力綜合考慮，工況3最優，且支護作業所需時間短。施工圖原設計拱墻范圍錨桿采用等間距0.8 m設置，與之相比，采用工況3的布置形式每延米隧道可減少錨桿約112.5 m，節省約31%。

3.3 現場優化及監測情況

結合以上計算分析，并根據DK288+287斷面錨桿受力監測情況，在施工期間對后續施工段落進行了錨桿支護參數優化，優化后各部位錨桿長度及環向間距見表9，縱向間距均為0.8 m。選取DK288+251斷面對優化后各部位典型錨桿進行受力監測，結果如圖11所示。

表9 優化后系統錨桿支護參數Table 9 Support parameters of systematic anchor bolt after optimization

圖11 優化后DK288+251斷面各部位典型錨桿實測軸力分布圖 (單位：kN)Fig.11 Axial force distribution of systematic anchor bolt after optimization (unit:kN)

根據監測結果顯示，初期支護內的其他測試數據，如噴射混凝土應變及鋼架應力等數據均小于理論計算的數值；二次襯砌與初期支護的接觸壓力、二次襯砌混凝土及鋼筋受力其數值極小。結果表明，采用優化后的錨桿參數，結構是安全穩定可靠的。

與施工圖原設計(拱墻范圍錨桿長5 m，間距0.8 m)相比，系統錨桿布置采用優化后的支護參數(見表9)，每延米隧道可節省錨桿約150 m，節省約41.4%，節省造價約4 900元。

4 結論與建議

1)結合烏蒙山2號4線車站隧道出口淺埋段實際工程，運用數值模擬與現場實測的方法，對4線大跨度淺埋隧道錨桿受力特征進行分析，結果表明：左、右側對稱部位錨桿軸力差值較小，即由于分部先后開挖引起對稱部位錨桿軸力左右不對稱的情況不明顯；不同部位錨桿軸力差異較大，分布規律表現為邊墻部位錨桿軸力>拱肩部位錨桿軸力>拱頂部位錨桿軸力。

2)結合烏蒙山2號4線大跨淺埋隧道錨桿受力特性，基于“按需配置，充分發揮錨桿支護能力”的原則，提出系統錨桿支護“部位不等參”設計理念，即對系統錨桿采取“不同部位不等參支護，左右對稱部位等參支護”的布置方式，相比傳統系統錨桿采用等長度、等間距的設計方式，既經濟又能節省施工時間。

3)依托本工程，通過分別改變錨桿長度及間距進行系統錨桿不等參支護計算分析，并結合現場錨桿軸力監控量測驗證，對較優的錨桿布置參數進行優化，優化后每延米隧道較施工圖原設計(錨桿長5 m，間距0.8 m)節省造價約4 900元，經濟效益顯著。

建議下一步研究各級圍巖不同埋深條件下按不同的開挖方法和順序進行初期支護后前期環節支護與后續環節支護的關系，以提出大跨大斷面隧道不等參支護的規律。