葉萬軍， 魏 偉， *， 陳 明

(1. 西安科技大學， 陜西 西安 710054； 2. 中鐵十二局集團第四工程有限公司， 陜西 西安 710054)

0 引言

作為一種柔性支承結(jié)構(gòu)，初期支護在抑制圍巖產(chǎn)生過大變形的同時，能極大發(fā)揮圍巖的自承能力，是現(xiàn)代隧道修建理念的體現(xiàn)。在深埋隧道施工中，初期支護結(jié)構(gòu)的受力機制復雜，影響因素眾多，支護參數(shù)優(yōu)化、支護結(jié)構(gòu)受力模式及受力特征分析等問題成為隧道研究的重點。

不少學者采用現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)合數(shù)值模擬手段，對初期支護受力規(guī)律進行研究。孫克國等[1]利用現(xiàn)場監(jiān)測和數(shù)值模擬對襯砌結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化； 靳曉光等[2]通過建立實體模型及有限元數(shù)值模擬，為深埋公路隧道施工方式的選擇提供了科學依據(jù)； 李志清等[3]建立了FLAC 3D模型，對型鋼混凝土初期支護結(jié)構(gòu)的安全性進行評價。也有很多學者通過對施工過程實時監(jiān)測，分析支護結(jié)構(gòu)的受力變形特征。譚忠盛等[4-5]通過現(xiàn)場試驗對深、淺埋黃土隧道拱部錨桿的作用效果進行研究，發(fā)現(xiàn)拱部錨桿受壓所能發(fā)揮的支護效果有限，得出拱部系統(tǒng)錨桿可以取消的結(jié)論； 孟德鑫等[6]以寶蘭客運專線西坡隧道為工程背景，通過設置試驗斷面，提出了大斷面黃土隧道變形控制技術(shù)； 沙鵬等[7]采用現(xiàn)場實時監(jiān)測等手段，揭示出層狀地層圍巖接觸壓力隨時間發(fā)展規(guī)律及空間分布特征，并針對此類巖體提出更為合理的設計建議。另外，不少學者利用模型試驗對復雜地質(zhì)條件下支護參數(shù)設計、襯砌變形破壞機制等問題進行了研究[8-10]。

已有研究取得了較多成果，但由于地質(zhì)環(huán)境的復雜性，不同隧道即使地質(zhì)條件相似，支護受力特征也可能存在差異，因此關(guān)于深埋大斷面黃土隧道初期支護各構(gòu)件受力特征及其聯(lián)系的研究還需要進一步完善。選取早勝3號隧道進口為試驗段，埋設設備實時監(jiān)測初期支護各子構(gòu)件的受力狀態(tài)，同時借助有限元模擬隧道施工，結(jié)合監(jiān)測結(jié)果分析支護結(jié)構(gòu)受力特征，對后續(xù)施工提出合理建議。

1 工程概況

銀西鐵路客運專線早勝3號隧道總長11 171.38 m，埋深10～210 m，開挖面積158.3 m2，屬雙線單洞，為銀西鐵路控制性工程。隧道位于黃土梁塬溝壑區(qū)，主要地層有第四系全新統(tǒng)溜塌堆積黏質(zhì)黃土、上更新統(tǒng)風積黏質(zhì)黃土、中更新統(tǒng)風積黏質(zhì)黃土。試驗斷面位于早勝3號隧道進口段，里程DK184+235，埋深177 m左右，為Q2黏質(zhì)黃土，屬Ⅳ級圍巖，密度2.21 g/cm3，含水率16.1%，黏聚力63 kPa，內(nèi)摩擦角35°，塑性指數(shù)27.97，液性指數(shù)-0.08，陽離子交換量CEC(NH4+)139 mmol/kg，蒙脫石含量14.7%，具有弱膨脹性。

試驗段采用三臺階七部預留核心土法開挖，隧道斷面劃分為7個工作面，開挖循環(huán)進尺為1.6 m，左側(cè)中臺階、下臺階相比于右側(cè)中、下臺階開挖快1個循環(huán)，仰拱距離掌子面11～16 m，施工順序如圖1所示(6-1、6-2、6-3為預留核心土區(qū)域)。初期支護采用30 cm厚C25噴射混凝土，間距為0.8 m的全環(huán)I20a型工字鋼，φ8鋼筋網(wǎng)片間距為20 cm×20 cm，邊墻處錨桿長度3.5 m，1.2 m×2 m梅花形布置。

圖1 開挖順序示意圖(單位： mm)

2 現(xiàn)場監(jiān)測

文獻[11-12]得出結(jié)論： 支護結(jié)構(gòu)左右側(cè)拱腰位置易出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象。為明確支護受力空間分布規(guī)律，結(jié)合現(xiàn)場實際情況在拱腰位置增設4個測點。該監(jiān)測斷面共設置測點14個(見圖2)，監(jiān)測內(nèi)容為圍巖與初期支護間接觸壓力、鋼拱架應變、鋼拱架間應力、噴射混凝土應變。每個測點布置4種監(jiān)測設備(見圖3)： 土壓力盒(JXY-4型)、表面應變計(JHX-3型)、鋼筋應力計(JKGJ-16型)、混凝土應變計(JXH-2型)，測試精度(%FS)≤0.2，綜合誤差(%FS)≤2。儀器均為振弦式傳感器，數(shù)據(jù)讀取采用手持式讀數(shù)儀。前30 d讀取頻率為1～2次/d； 30 d以后隨著數(shù)據(jù)逐漸穩(wěn)定，讀數(shù)頻率逐漸降低至1～3次/周。測試原理為外荷載作用后傳感器內(nèi)置鋼弦振動頻率改變，通過測量該頻率并結(jié)合傳感器已有的標定系數(shù)以及鋼弦初始頻率換算得到測點的內(nèi)力數(shù)值。

圖2 測點布置

傳感器安裝時應特別注意以下幾點： 1)土壓力盒與圍巖接觸面應處理平整，固定土壓力盒的鋼筋爪應焊接牢固，防止壓力盒脫空致使數(shù)據(jù)失真。2)表面應變計焊接于鋼拱架靠近圍巖一側(cè)翼緣，鋼筋應力計焊接于兩榀鋼拱架之間，混凝土應變計用鐵絲固定在鋼筋網(wǎng)片上。3)為防止噴射混凝土破壞線纜，安裝儀器后多余線纜放置在臺階拱腳的塑料三通內(nèi)(見圖4)，三通口用土工布塞填，待安裝下個測點時取出線纜并引至新開挖臺階拱腳三通內(nèi)，最后在二次砌襯小邊墻處引出。

圖3 儀器埋設位置

圖4 拱腳三通

3 監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

3.1 圍巖與初期支護接觸壓力

圖5示出圍巖與支護接觸壓力隨時間變化曲線。整個監(jiān)測階段，支護結(jié)構(gòu)均受到來自圍巖的壓力作用，初期支護閉合前各測點的接觸壓力出現(xiàn)較大的波動，并且呈現(xiàn)出迅速增加的趨勢，其中測點1、5、8處增速最快，出現(xiàn)不同程度的應力集中現(xiàn)象。支護結(jié)構(gòu)未閉合時，拱腳處支反力由鎖腳錨桿和下部未開挖土體提供，下部土體開挖后拱腳處于懸空狀態(tài)，支座反力有所降低，加上施工擾動對初期支護的影響，接觸壓力表現(xiàn)出較明顯的不規(guī)則波動。監(jiān)測10 d時支護閉合，隧道掌子面前移，監(jiān)測斷面受施工影響程度減弱，并且支護結(jié)構(gòu)閉合也有利于自身應力狀態(tài)的調(diào)整，接觸壓力表現(xiàn)出增長速度放緩、波動減弱的趨勢。二次砌襯閉合12 d后大部分測點接觸壓力趨于穩(wěn)定，但測點5處接觸壓力出現(xiàn)了較大幅度的降低，分析認為該變化是由于二次砌襯承擔了部分圍巖壓力導致的初期支護自身內(nèi)力調(diào)整引起。

圖5 圍巖與支護接觸壓力隨時間變化曲線

Fig. 5 Time-history curves of contact pressure between primary support and surrounding rock

不同監(jiān)測階段圍巖與支護接觸壓力空間分布如圖6所示，可以看出在不同監(jiān)測階段接觸壓力的空間分布狀態(tài)規(guī)律相近。隧道支護左邊墻至仰拱、拱頂至右拱肩區(qū)域接觸壓力較大，右側(cè)邊墻—仰拱—左邊墻區(qū)域接觸壓力逐漸增大，拱頂—右側(cè)拱腰區(qū)域接觸壓力先減小后增大。接觸壓力沿著隧道空間的分布表現(xiàn)出較大離散性，測點1、5、8應力集中現(xiàn)象明顯，其中測點5處接觸壓力最大，為357.7 kPa。接觸壓力分布左右側(cè)不對稱，出現(xiàn)偏壓特征，但試驗段隧道埋深較大且無明顯構(gòu)造應力作用，推測是由左、右側(cè)臺階分部開挖引起圍巖應力釋放程度不同導致。對比監(jiān)測25、57 d的空間分布特點發(fā)現(xiàn)，二次砌襯施工后，初期支護接觸壓應力集中情況得到了較大改善，說明二次砌襯完成對調(diào)節(jié)初期支護受力，維持初期支護穩(wěn)定具有較大的貢獻。

另外，接觸壓力的空間分布特征與深埋鐵路隧道襯砌計算時所采用的均布荷載形式存在較大差異，參考規(guī)范[13]松散壓力計算方法及文獻[14-15]分析方法，深埋隧道圍巖壓力計算值與實測接觸壓力分量最大值的對比見表1。可以看出，接觸壓力理論計算值偏小，水平向分量與實測值差異較大。

表1圍巖及支護結(jié)構(gòu)接觸壓力計算值與實測值對比

Table 1 Comparison between calculated and measured values of surrounding rock pressure kPa

豎向分量實測值理論值水平向分量實測值理論值240.9157.5253.147.2

3.2 噴射混凝土受力特征

噴射混凝土應力利用固定在鋼筋網(wǎng)片上的混凝土應變計測量，鋼筋網(wǎng)片位于靠近圍巖一側(cè)，因此該結(jié)果實際反映的是噴射混凝土靠近圍巖一側(cè)的應力。由于施工現(xiàn)場環(huán)境復雜，噴射混凝土彈性模量隨時間變化關(guān)系難以確定，若不考慮硬化過程直接按彈性模量設計值計算噴射混凝土內(nèi)力又與真實受力相差甚遠。參考張德華等[16]的研究得到C25噴射混凝土彈性模量與時間理論關(guān)系曲線，如圖7所示。計算噴射混凝土內(nèi)力時彈性模量可分為2個部分，即48 h以內(nèi)取曲線中值12.07 GPa，之后取設計值23 GPa，分步計算累加得到噴射混凝土應力變化曲線如圖8所示(負值為受拉，正值為受壓)。

(a) 監(jiān)測10 d

(b) 監(jiān)測25 d

(c) 監(jiān)測57 d

圖6不同監(jiān)測階段圍巖與支護接觸壓力空間分布圖(單位： kPa)

Fig. 6 Distribution of contact pressure between primary support and surrounding rock at different monitoring phases (unit: kPa)

噴射混凝土應力隨時間變化表現(xiàn)出迅速增長—緩慢增長—逐漸穩(wěn)定的趨勢?；炷羾娚浜笞陨韽姸戎饾u增大，各測點應力數(shù)值均迅速增加。監(jiān)測9 d時，受仰拱開挖影響，測點9、10、11處應力出現(xiàn)不同程度下降。至初期支護閉合(監(jiān)測10 d)，測點1處應力增量最大，達到15 MPa，超過噴射混凝土的抗壓強度設計值； 初期支護閉合后，其對圍巖變形的抑制能力較未閉合時有較大增長，表現(xiàn)為噴射混凝土應力增長速度放緩，至二次襯砌施工時，測點應力已達到最終穩(wěn)定應力的95%以上； 二次砌襯施工結(jié)束12 d后，噴射混凝土應力幾乎不再隨時間變化產(chǎn)生波動，基本達到穩(wěn)定。測點10、11應力數(shù)值在二次襯砌施工后出現(xiàn)了減小的趨勢，分析認為可能與仰拱的未及時閉合有關(guān)。

圖7 噴射混凝土彈性模量理論值曲線

圖8 噴射混凝土應力隨時間變化曲線

不同時間節(jié)點噴射混凝土應力空間分布特征如圖9所示，由圖可知，噴射混凝土應力與接觸壓力的分布并不一一對應，不同時間點的噴射混凝土應力分布情況類似，均表現(xiàn)出左右側(cè)不對稱，上部明顯大于下部的特征。發(fā)展穩(wěn)定之后拱頂?shù)膲簯_到26.6 MPa，超出了噴射混凝土的抗壓強度設計值。此時，鋼拱架開始承擔大部分壓應力，為確保結(jié)構(gòu)安全后續(xù)施工中可采取增大上部噴射混凝土厚度、增大拱頂鋼拱架強度等措施。左、右邊墻位置噴射混凝土受力較小，右邊墻位置出現(xiàn)拉應力區(qū)，可能與仰拱初期支護未及時閉合有關(guān)。初期支護仰拱未施作時，邊墻位置為支護結(jié)構(gòu)受到圍巖壓力作用時的薄弱點，可采取加強邊墻位置鎖腳錨桿強度、縮短仰拱閉合施工周期等措施提高支護結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

(a) 監(jiān)測10 d

(b) 監(jiān)測25 d

(c) 監(jiān)測57 d

圖9不同監(jiān)測階段噴射混凝土應力空間分布圖(單位： MPa)

Fig. 9 Distribution of shotcrete stress of primary support at different monitoring phases (unit: MPa)

3.3 鋼拱架受力特征

鋼拱架應力隨時間變化曲線(見圖10)總體表現(xiàn)為迅速增長—緩慢增長—逐漸穩(wěn)定的3階段變化過程。鋼拱架拱腳依靠鎖腳錨桿固定，混凝土噴射完成至達到設計強度期間，鋼拱架發(fā)揮主要的承載作用，此時初期支護結(jié)構(gòu)處于不利受力狀態(tài)，隨著斷面開挖鋼拱架應力增長迅速，結(jié)構(gòu)閉合時測點2處應力最大，達到180 MPa，占其最終應力的82%。初期支護閉合后鋼拱架形成一個受力整體，能更好地抵抗圍巖變形，表現(xiàn)為應力增長速率迅速放緩； 二次砌襯閉合12 d后各測點應力數(shù)值均已達到穩(wěn)定，不再隨時間發(fā)生變化。開挖初期測點5、11處出現(xiàn)不同程度的拉應力，可能與施工擾動有關(guān)。

圖10 鋼拱架應力隨時間變化曲線

不同監(jiān)測階段鋼拱架應力空間分布如圖11所示，與噴射混凝土受力情況不同，鋼拱架主要承受壓應力作用，空間分布狀態(tài)依舊表現(xiàn)出左右側(cè)不對稱，上部受力明顯大于下部的特征。鋼拱架應力與噴射混凝土內(nèi)力、圍巖壓力分布并未表現(xiàn)出嚴格的對應關(guān)系，鋼拱架應力空間分布較為均勻，各測點數(shù)據(jù)之間的離散性較前述數(shù)據(jù)有所改善。除拱頂測點損壞不計入外，穩(wěn)定之后鋼拱架最大內(nèi)力出現(xiàn)在右拱肩位置，達到261.7 MPa，并未超出其強度極限。

3.4 鋼拱架間作用力

圖12—13示出鋼拱架間作用力隨時間變化曲線及空間分布情況(負值為受拉，正值為受壓)。受開挖卸荷影響，掌子面土體有向外擠出的趨勢，該變形向外側(cè)傳遞表現(xiàn)為相鄰鋼拱架間出現(xiàn)不同程度的擠壓作用(見圖14)，不均勻的作用力可能會使拱架局部傾斜，進而在圍巖荷載作用下產(chǎn)生不利彎矩，影響整體結(jié)構(gòu)受力性能。

監(jiān)測發(fā)現(xiàn)： 初期支護結(jié)構(gòu)閉合前，鋼拱架間作用力隨時間增長表現(xiàn)出快速增大的趨勢。測點5處則是先出現(xiàn)拉力隨后逐漸增長轉(zhuǎn)變?yōu)閴毫ψ饔?，該作用力分布具有較大的離散性。鋼拱架間填充的噴射混凝土達到設計強度后，相鄰拱架接觸面積增大，有利于拱架穩(wěn)定，并使其間作用力的分布趨于合理。初期支護閉合后，鋼拱架形成一個受力整體，此時鋼拱架間作用力的增長速度迅速下降，各測點力的增長變化趨勢相近。二次砌襯混凝土澆筑時受模板臺車擠壓影響，作用力出現(xiàn)突變，臺車移除后即緩慢下降至原有水平并在二次砌襯閉合12 d后達到最終的穩(wěn)定狀態(tài)。

(a) 監(jiān)測10 d

(b) 監(jiān)測25 d

(c) 監(jiān)測57 d

Fig. 11 Distribution of steel frame stress along tunnel ring at different monitoring phases (unit: MPa)

鋼拱架間作用力空間分布仍左右不對稱，具體表現(xiàn)出左側(cè)拱腰區(qū)域及右側(cè)邊墻區(qū)域受力較大，而仰拱中部至左、右拱腰位置呈現(xiàn)出先增大后減小趨勢。除測點3處儀器損壞外，最大值出現(xiàn)在左拱肩位置，達到29.6 kN。各測點受力不均可能會導致鋼拱架相對位置的改變影響結(jié)構(gòu)受力，因此有必要在鋼拱架受力較大位置(左拱肩、右拱腳位置)增加縱向連接筋數(shù)量或強度，改善結(jié)構(gòu)受力狀況。

圖12 鋼拱架間作用力隨時間變化曲線

圖13 鋼拱架間作用力空間分布(單位： kN)

圖14 鋼拱架間作用力示意圖

4 數(shù)值模擬

建立三維有限元模型模擬隧道施工過程，數(shù)值模型作為理論研究手段對監(jiān)測結(jié)果進行補充，互相驗證。依據(jù)圣維南原理及相關(guān)工程經(jīng)驗，隧道開挖對周圍巖體的影響范圍約為洞徑的3倍[17]，為減小位移邊界條件對結(jié)果的影響，模型以試驗斷面DK184+235為中心沿開挖方向前后各延伸8 m，尺寸設置為85 m×85 m×16 m，模型采用六面體網(wǎng)格，邊緣網(wǎng)格尺寸為3 m，開挖部分網(wǎng)格尺寸為0.4 m，頂面無約束，底面約束X、Y、Z向位移，左右面約束X向位移，前后面約束Y向位移,共劃分單元88 120個，節(jié)點100 860個(見圖15)。隧道開挖部分位于模型中心，共模擬10個開挖循環(huán)，按圖1所示順序移除土體單元并施作支護，土體采用摩爾-庫侖彈塑性破壞準則。錨桿長度為3.5 m，環(huán)向間距1.2 m，軸向間距2 m，呈梅花形布置，安裝順序為中臺階左側(cè)—中臺階右側(cè)—下臺階左側(cè)—下臺階右側(cè)，采用embedded region(嵌入)方式與隧道圍巖固定。由于隧道埋深較大，模型頂面至地表之間土體換算為等效荷載施加在模型上表面。

支護結(jié)構(gòu)計算參數(shù)取值參考規(guī)范，見表2。

圖15 網(wǎng)格劃分

類別彈性模量[13]/MPa黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)泊松比重度/(kN/m3)黏質(zhì)黃土18063350.28 21.7噴射混凝土2.3×1040.2 23鋼拱架2.1×1050.35 78錨桿2.1×1050.25 78

4.1 初期支護噴射混凝土受力特征

圖16示出噴射混凝土的應力分布情況。此時為模型10個開挖、支護循環(huán)全部完成時的應力狀態(tài)，由圖可知初期支護噴射混凝土主要承受壓應力作用，應力分布出現(xiàn)左右側(cè)不對稱、上部噴射混凝土內(nèi)力明顯大于下部的特征，其中最大應力出現(xiàn)在拱頂及拱肩區(qū)域，為12.4 MPa。沿開挖方向(Y軸正方向)應力分布不均勻，應力集中區(qū)并未貫穿整個支護結(jié)構(gòu)，可能與開挖方式、模型邊界條件設置等因素有關(guān)。模型應力分布規(guī)律與實測基本一致，能較好地反映初期支護噴射混凝土的受力特征，但從數(shù)值方面看計算結(jié)果偏小，可能有以下幾點原因： 1)建模中較小地估計了施工擾動對圍巖造成的影響； 2)模型土體材料假定為均質(zhì)且各向同性，計算采用理想彈塑性本構(gòu)關(guān)系進行，與實際存在差異； 3)為節(jié)約計算時間，模型未考慮噴射混凝土的強度增長過程。

圖16 噴射混凝土應力分布(單位： kPa)

4.2 錨桿受力特征

圖17示出錨桿的軸力分布情況，此時為模型10個開挖、支護循環(huán)全部完成時的應力狀態(tài)。沿隧道徑向圍巖受到的擾動程度逐漸減弱，維持其穩(wěn)定需要的錨固力也逐漸減小，因此數(shù)值計算錨桿表現(xiàn)出靠近隧道斷面一端軸力大、末端軸力小的特點。從邊墻底部至拱腰位置錨桿軸力最大值從270 kN迅速減小至30 kN左右，說明越靠近隧道拱部，錨桿所能發(fā)揮的支護效果越有限。同時，錨桿末端所受到的軸力較小，基本在15 kN以下，設計中可考慮適當縮短錨桿長度。

圖17 錨桿軸力分布特征(單位： kN)

5 結(jié)論與討論

通過現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)合數(shù)值模擬，對深埋大斷面黃土隧道支護結(jié)構(gòu)受力規(guī)律進行分析，主要有以下結(jié)論：

1)受開挖卸荷、噴射混凝土硬化、工法等因素影響，隨時間變化圍巖與支護結(jié)構(gòu)接觸壓力、噴射混凝土應力、鋼拱架應力等表現(xiàn)出迅速增長—緩慢增長—逐漸穩(wěn)定的變化過程，數(shù)據(jù)在二次砌襯閉合12 d后達到穩(wěn)定； 內(nèi)力的空間分布表現(xiàn)出上部大于下部的特征，并且初期支護結(jié)構(gòu)有較明顯的偏壓特點，與襯砌理論計算時所采用的均布荷載形式存在較大差異，相比于實測值按松散壓力所得的理論計算值偏小。

2)數(shù)值計算結(jié)果偏小但規(guī)律性與實測吻合較好，結(jié)果表明沿開挖方向噴射混凝土應力分布并不均勻，拱肩出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，為最不利位置，但應力集中區(qū)并未貫通整個支護結(jié)構(gòu)； 靠近隧道斷面一端錨桿軸力大，末端軸力較小，設計時可考慮適當縮短錨桿長度，節(jié)約投資。

3)拱頂及拱肩位置為支護結(jié)構(gòu)的薄弱位置，后續(xù)施工宜采取增加噴射混凝土厚度等措施； 監(jiān)測初期邊墻位置出現(xiàn)拉應力區(qū)不利于支護結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，后續(xù)施工宜采取加強邊墻處鎖腳錨桿強度，縮短仰拱閉合時間等措施，同時對于初期支護結(jié)構(gòu)薄弱部位，可適當增大監(jiān)控量測頻率。

目前隧道設計多采用工程類比法進行，可能難以滿足未來長大隧道設計的需求，后續(xù)可結(jié)合數(shù)值模擬、理論計算對隧道施工工法優(yōu)化、支護參數(shù)優(yōu)化等方面進行研究。