田明杰，仇文革，朱 旺，牟智恒，黄海昀

(西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室，四川 成都 610036)

目前，国外在进行隧道支护设计时充分考虑围岩的自承能力。Barton等[1]考虑洞身尺寸、埋深、围岩质量分级指标等因素，提出了岩体质量分级系统；Hoek等[2]基于岩石强度提出了地质强度指标；欧洲规范[3]基于三向受压应力条件下的解析解，结合收敛约束法提出了隧道支护设计理论。然而，国内现行公路、铁路隧道设计规范[4-5]中仍基于传统结构力学的“荷载-结构”模式验算支护结构，不考虑围岩自身承载能力，与新奥法理念相悖。

国内诸多学者针对隧道初期支护的优化进行了大量研究。李沿宗等[6]以木寨岭铁路隧道施工为例，通过数值模拟，对比不同初期支护参数下结构的受力和变形，得出了隧道开挖过程中结构的变形规律；陈建勋等[7]对3座黄土隧道48根锚杆应力现场测试发现钢架支护条件下系统锚杆支护效果不明显；任松等[8]采用非线性接触分析方法，考虑层理效应，分析了重庆四面山隧道V级砂泥岩互层段的围岩稳定性，得出砂泥岩互层段可将与岩层夹角小于35°范围的锚杆取消。邓斌等[9]依托谷竹高速公路油坊坪隧道，提出“弱化锚杆+增强初期支护强度”的支护方案，并验证了可行性。

本文以蒙华铁路连云山隧道为依托，通过现场监测分析初期支护的受力特征。利用强度折减法量化围岩强度储备，对初期支护进行优化，并在实际工程中验证该优化方案的合理性和可行性，为类似工程提供参考。

1 工程概况

连云山单线隧道位于湖南浏阳市境内，全长10.6 km，最大埋深达566.1 m，为蒙华铁路在建的最长单线隧道。隧址区主要岩性为砂质板岩、粉砂质板岩，局部夹绢云母板岩，此外零星分布有第四系冲洪积、坡残积层。选取连云山隧道3#斜井正洞段、浅埋段为试验段，里程分别为DK1595+015—DK1595+030，DK1595+775—DK1595+790。3#斜井正洞段围岩级别为Ⅲ级，埋深26.7～40.8 m,大部分为粉砂质板岩，浅灰色，弱风化，岩层产状21°∠50°,节理裂隙稍发育，岩体完整，围岩自稳能力较好，纵波波速4.45～4.9 km/s，地下水不发育。浅埋段围岩级别为Ⅳ级，埋深6.1～15.2 m,为灰褐色、褐黄色强风化粉砂质板岩，局部夹粉质黏土,节理裂隙较发育，中～薄层状结构，块状结构，岩体较破碎，掌子面整体湿润。围岩稳定性较差，局部易坍塌、掉块，纵波波速4.4～4.8 km/s。各试验段隧道初期支护设计参数见表1。

表1 隧道初期支护设计参数

2 现场监测与分析

2.1 试验段测点布置

2个试验段长度均为15 m，每个试验段分别布设4个测试断面，各测试断面间距为5 m，共8个测试断面。测试项目为拱顶沉降、水平收敛、围岩压力、钢架应力、喷射混凝土应力和锚杆轴力。

测点布置示意如图1。GD1为拱顶沉降测点，SL1,SL2为水平收敛测点。YL1～YL5为围岩压力测点。对于钢架应力的测量，每个断面布置6个测位，内侧测点编号为NG1～NG6，外侧测点编号为WG1～WG6。对于喷射混凝土应力的测量，内侧测点编号为NP1～NP6，外侧测点编号为WP1～ WP6。量测过程中正值表示拉应力，负值表示压应力。每个断面布设8根测力锚杆，锚杆编号为MG1～MG8，每根测力锚杆上设置有6个测点，相邻测点间距0.5 m。量测过程中正值表示锚杆受拉，0表示锚杆受压或不受力。

图1 测点布置示意

2.2 监测结果分析

选取Ⅲ级围岩典型断面DK1595+015与Ⅳ级围岩典型断面DK1595+790进行分析。

2.2.1 拱顶沉降与水平收敛

图2 典型断面拱顶下沉和水平收敛时程曲线

对实测数据进行回归拟合分析，得到2个典型断面拱顶沉降和水平收敛时程曲线见图2。可知：① 2个断面拱顶沉降和水平收敛在量测初期变化较大，随量测时间的延长收敛速率不断减小，直至趋于0，围岩处于稳定状态。②断面DK1595+790监测初期拱顶沉降和周边收敛曲线呈现较大的波动性。这是由于围岩为Ⅳ级，采用台阶法开挖，在开挖过程中围岩受到多次扰动导致应力重分布；在断面DK1595+790附近进行了综合洞室的开挖。③各断面拱顶最终累计沉降均为正值，即隧道拱顶均向净空侧变形。

2.2.2 围岩压力

各测点围岩压力均为压应力。断面DK1595+015,DK1595+790围岩压力最大值分别为27.4,39.8 kPa，均出现在拱顶。

2.2.3 钢架应力

断面DK1595+790钢架应力分布见图3。可见：格栅钢架内外侧均为拉应力，全环近似均匀分布；最大拉应力出现在左拱腰内侧，其值为50.02 MPa，占钢材极限抗拉强度的14.9%，表明未充分发挥钢材的抗拉性能。

图3 典型断面钢架应力分布(单位:MPa)

2.2.4 喷射混凝土应力

典型断面喷射混凝土应力分布见图4。可见：各测点喷射混凝土应力均为压应力。Ⅲ级围岩最大压应力出现在左拱脚内侧，其值为3.62 MPa，占喷射混凝土极限抗压强度的12.9%；Ⅳ级围岩喷射混凝土全环受压，最大压应力出现在右拱腰外侧，其值为3.31 MPa，占喷射混凝土极限抗压强度的11.8%。

图4 典型断面喷射混凝土应力分布(单位:MPa)

2.2.5 锚杆轴力

相较于锚杆极限抗拉强度197 kN，锚杆轴力总体很小。锚杆轴力较大值出现的位置具有随机性，数值上也表现出突变和不连续。拱腰锚杆的轴力几乎为0，可认为此时围岩的自承能力较好。

综合钢架、喷射混凝土和锚杆的受力特征可知，初期支护受力较材料的极限强度来说仍具有很大的富余量。基于工程经济性考虑，可对原设计的初期支护进行优化。

3 数值模拟

3.1 计算模型的建立

图5 平面应变计算模型

选取2个试验段的特征断面建立平面应变计算模型，如图5所示。结合试验段实际埋深，选取隧道Ⅲ级围岩段埋深为30.20 m，Ⅳ级围岩段埋深为6.20 m。根据相关力学原理从隧道中线向外扩展5倍洞径约33.08 m作为模型左右边界，从隧道底部向下扩展约30 m作为底部边界，上部为自由边界。整体按实际地层建模，从上到下岩性依次为强风化粉砂质板岩、中风化粉砂质板岩。岩体采用摩尔-库伦本构模型来模拟。应力场按自重应力场考虑。

围岩物理力学参数的选取见表2。

表2 围岩物理力学参数

3.2 围岩稳定性分析

为定量分析围岩的稳定性，本文运用强度折减法[10]，对围岩的安全系数进行计算。强度折减法是通过对围岩的剪切强度进行不断折减直至围岩达到极限破坏状态为止。

采用图5模型进行强度折减计算，当安全系数w分别为3.92，2.78时，围岩的潜在破坏面见图6。拱顶沉降与安全系数的关系曲线见图7。由图6和图7可知：当安全系数分别为3.92，2.78时，Ⅲ级、Ⅳ级围岩均形成了明显的剪切滑移面，滑移面上的塑性变形和隧道拱顶沉降均发生突变。由此可认定Ⅲ级、Ⅳ级围岩安全系数分别为3.92,2.78。说明在理想弹塑性状态及裸洞开挖下，围岩本身就具有一定的自稳能力。因此从经济性上考虑，可对Ⅲ级、Ⅳ级围岩的初期支护进行优化。

图6 围岩的潜在破坏面

图7 拱顶沉降与安全系数的关系曲线

3.3 优化分析

优化方案主要为取消系统锚杆+增加结构刚度。隧道初期支护优化前后支护方案对比见表3。采用图5模型依次对初期支护优化前后进行开挖计算。

表3 隧道初期支护优化前后支护方案对比

数值计算中喷射混凝土采用弹性实体单元模拟，系统锚杆采用Cable单元模拟。格栅钢架采用等效的方法将钢架强度换算到喷射混凝土层中。

支护参数和锚杆参数分别见表4、表5。采用应力释放率来模拟隧道开挖时的空间效应。由于围岩开挖过程中围岩的应力释放率很难量测，参考文献[11]，开挖后应力释放率取30%。

表4 支护参数

表5 锚杆参数

通过计算可知:

1)喷射混凝土应力

Ⅲ级、Ⅳ级围岩初期支护优化前后最大主应力与最小主应力变化较小，初期支护优化后结构受力合理。Ⅲ级围岩原支护结构最大压应力出现在墙脚处，其值为7.865 MPa，最大拉应力为0.485 MPa；优化后最大压应力为6.270 MPa，最大拉应力为0.436 MPa。Ⅳ级围岩原支护结构最大压应力为0.980 MPa，最大拉应力为0.090 MPa；优化后最大压应力为0.784 MPa，最大拉应力为0.087 MPa.

2)锚杆轴力

Ⅲ级、Ⅳ级围岩初期支护优化前后锚杆轴力都很小，远小于锚杆极限承载力。Ⅲ级围岩锚杆轴力最大值为2.13 kN，最小值为1.32 kN；Ⅳ级围岩锚杆轴力最大值为0.95 kN，最小值为0.10 kN。总体来说针对此种岩性的围岩系统锚杆的作用不明显。结合喷射混凝土应力分析结果可知原支护结构和优化后的效果相差不大。

3)初期支护结构安全系数

Ⅲ级围岩初期支护结构等效为素混凝土构件，Ⅳ级围岩初期支护结构等效为钢筋混凝土构件。根据TB 10003—2016《铁路隧道设计规范》[4]规定，素混凝土构件、钢筋混凝土构件的安全系数分别为2.4，2.0。根据结构力学计算得到Ⅲ级、Ⅳ级围岩初期支护优化前后安全系数，见表6。可见：优化前后初期支护安全系数均满足规范要求，且Ⅲ级、Ⅳ级围岩优化前后初期支护安全系数均呈现出拱顶、仰拱大，拱腰、边墙小的趋势。

表6 Ⅲ级、Ⅳ级围岩初期支护优化前后安全系数

通过数值计算可知优化方案在理论上可行。以下采用现场试验验证其合理性。

4 初期支护优化试验

4.1 断面和测点布置

选取隧道Ⅲ,Ⅳ级围岩各15 m作为试验段，试验段布置见表7。

表7 试验段布置

选取隧道3#斜井正洞段典型断面DK1595+035与浅埋段典型断面DK1595+765进行分析。试验断面测点布置方法与优化前试验断面相同。

4.2 试验结果分析

1)拱顶沉降与水平收敛

优化后典型断面拱顶沉降、水平收敛值与原支护方案处于同一数量级，相差不大，说明优化后对拱顶沉降和水平收敛的影响不大。

2)围岩压力

优化后围岩压力整体分布规律与原支护方案基本一致。典型断面DK1595+035，DK1595+765围岩压力最大值分别出现在拱顶、右拱腰附近，其值分别为30.1，45.6 kPa。

3)钢架应力

典型断面钢架应力分布见图8。对比图3和图8可知：优化前后格栅钢架内外侧均为拉应力，全环近似均匀分布；最大拉应力出现在左拱腰内侧，其值为52.7 MPa，占钢材极限抗拉强度的15.7%。与原支护方案相比，钢架拉应力增大，但仍有足够的安全储备。

图8 典型断面钢架应力分布(单位:MPa)

4)喷射混凝土应力

典型断面喷射混凝土应力分布见图9。对比图4和图9可知：优化后各测点全受压，最大压应力为6.72 MPa，是混凝土极限抗压强度的24%；与原支护方案相比，混凝土压应力增大，在更充分地利用混凝土抗压性能的同时仍有足够的安全储备。

图9 典型断面喷射混凝土应力分布(单位:MPa)

5 结论

本文针对蒙华铁路连云山隧道，运用现场量测和数值模拟的方法分析得到初期支护受力状态，并对初期支护进行了优化，得出以下结论：

1)经现场量测，锚杆轴力最大值是锚杆极限抗拉强度(197 kN)的0～9.62%，锚杆性能未被充分利用；喷射混凝土最大压应力值仅为极限抗压强度的12.9%，其抗压性能未被充分利用；格栅钢架最大拉应力值仅为极限抗拉强度的14.9%，未能发挥钢架抗拉、抗弯性能。

2)运用强度折减法计算得出Ⅲ级、Ⅳ级围岩安全系数分别为3.92,2.78，说明在理想弹塑性状态及裸洞开挖下围岩能够自稳。

3)原初期支护方案(喷射混凝土+格栅钢架+系统锚杆)偏于保守。优化方案(取消系统锚杆+增加结构刚度)减少施作锚杆这一道工序，缩短了施工工期。

4)经数值模拟对比，原支护方案和优化方案喷射混凝土应力、锚杆轴力，初期支护结构各测点安全系数相差不大。

5)将优化方案运用于连云山隧道施工中，得到隧道受力和变形与优化前处于同一量级，喷射混凝土的抗压性能和格栅钢架抗拉、抗弯性能得到充分发挥的同时，初期支护结构仍有较高的安全余量。目前该优化方案已在蒙华铁路全线单线铁路隧道中推广应用，并获得良好效果。