基于現場實測的隧道初期支護受力模式分析

仇文革， 李冰天， 田明杰， 李 思， 黃海昀

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

基于現場實測的隧道初期支護受力模式分析

仇文革， 李冰天， 田明杰*， 李 思， 黃海昀

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

為研究隧道初期支護的受力模式，以蒙華鐵路在建隧道為工程依托，開展隧道洞周位移和初期支護受力狀態(tài)的現場測試。結果表明： 1)初期支護普遍受壓，結構處于小偏心受壓狀態(tài)； 2)隧道洞周位移收斂值較小，且隧道整體向凈空側變形，與初期支護普遍受壓的受力模式一致； 3)洞周位移、錨桿軸力和初期支護的受力狀態(tài)均不符合塌落拱式的受力模式，而符合圍巖與支護相互作用而產生的形變壓力特征； 4)格柵鋼架對結構的抗壓-剪承載力貢獻非常小，初期支護斜截面的抗剪強度主要由混凝土控制，格柵鋼架的作用僅是在混凝土開裂后提供峰后韌性。

隧道； 初期支護； 現場實測； 受力模式； 塌落拱； 形變壓力

0 引言

隧道是交通基礎設施的重要組成部分。隨著我國鐵路網的快速發(fā)展，隧道被越來越多地修建和使用，截止到2016年底，全國運營隧道14 100座，總長14 120 km； 在建鐵路隧道4 240座，總長9 300 km[1]。隧道開挖后，圍巖應力釋放，產生應力重分布，洞周圍巖發(fā)生變形； 支護結構施作后，圍巖變形受阻，在圍巖與支護的接觸面上產生壓力，即圍巖壓力。圍巖壓力的作用模式(初期支護的受力模式)和計算方法是研究隧道圍巖與支護結構相互作用的最重要環(huán)節(jié)[2-4]。

經驗公式法是目前發(fā)展較為成熟且應用廣泛的確定圍巖壓力的方法，大致分為2類。第一類基于普氏理論[5]和太沙基理論[6]，例如《鐵路隧道設計規(guī)范》[7]中確定圍巖壓力的方法。這種方法是我國目前鐵路隧道設計的主要手段，很多國內的學者進行了相關研究，文獻[8-10]利用模型試驗和數值試驗的方法對隧道圍巖無支護條件下的破壞模式進行了研究，驗證了塌落拱的存在； 張禮仁等[11]通過監(jiān)測和數值模擬的方法研究了不同級別圍巖條件下隧道的受力和變形。第一類方法雖然使用方便，但考慮的影響因素單一，計算結果與實際情況比較會產生2個問題： 1)隧道埋深較淺、圍巖條件較好時，開挖輪廓已成拱，是否還存在計算值那么大的圍巖壓力； 2)隧道埋深較深時，初始地應力較大，圍巖壓力是否只有計算值那么小。而國內隧道建設中已出現一些依據地勘進行設計卻不能滿足實際要求的案例，均說明了這些問題的存在。第二類是基于新奧法[12]和Q系統(tǒng)[13]或RMR分級體系[14]的方法。新奧法認為洞室開挖后所產生的圍巖壓力由巖體與支護結構共同承擔，且?guī)r體承擔了主要部分，圍巖壓力是形變壓力和松動壓力的組合。Q系統(tǒng)分類和RMR分類考慮了多方面的影響因素，合理利用巖體作為支護結構的一部分，主張輕型支護是第二類方法的指導思想。

國內外隧道設計理論存在巨大差異，且目前國內隧道建設實踐中暴露出諸多問題，因此明確隧道初期支護的受力模式，對于隧道建設的安全性和經濟性都尤為重要。本文以蒙西—華中煤運鐵路(簡稱為“蒙華鐵路”)在建隧道為依托，對不同巖質、不同圍巖等級的多個隧道的初期支護受力展開大量的現場實測，對隧道初期支護受力模式進行了研究。

1 工程概況

蒙華鐵路是目前國內最長運煤專線，北起內蒙古浩勒報吉站，經內蒙古自治區(qū)、陜西省、山西省、河南省、湖北省、湖南省，止于江西省吉安站，全長1 837 km，設計行車速度為120 km/h，其中隧道228座，總長457.504 km。

現場實測試驗段設置在蒙華鐵路連云山隧道、九嶺山隧道、陽山隧道、延安隧道、姚店隧道和鄭莊隧道，涵蓋Ⅱ—Ⅴ級4種圍巖等級，花崗巖、板巖、砂泥巖、黃土4種巖質，共設置10個試驗工況，共計30個試驗斷面，如表1所示。

選取圍巖條件相對較差的花崗巖Ⅳ、Ⅴ級圍巖和黃土Ⅳ、Ⅴ級圍巖作為代表進行說明，并對現場實測期間陽山隧道出口DK390+786 ～ +520段出現的266 m初期支護開裂和格柵鋼架變形破壞原因進行分析。

表1 試驗工況表

九嶺山隧道位于江西省境內，全長15 390 m，試驗段隧道埋深為57 m(Ⅳ級)和45 m(Ⅴ級)，圍巖為花崗巖和花崗閃長巖。鄭莊隧道、姚店隧道位于陜西省延安市境內，其中鄭莊隧道全長4 335.89 m，試驗段隧道埋深為58 m； 姚店隧道全長3 722.91 m，試驗段隧道埋深為91 m，圍巖均為黏質老黃土。陽山隧道位于陜西省延安市境內，變形破壞段埋深為115～155 m，圍巖為砂泥巖。隧道支護措施如表2所示。

表2 隧道支護措施

2 現場試驗方案

2.1 試驗段布置

每個試驗段長度為30 m，中部設置3個試驗斷面，4個試驗段共計12個試驗斷面。其中九嶺山隧道試驗段里程為DK1 695+825 ～ +855、DK1 695+605 ～ +635，鄭莊隧道試驗段里程為DK372+525～+555，姚店隧道試驗段里程為DK357+230 ～ +260， 試驗段布置情況如表3所示。 現場測試內容為拱頂沉降、水平收斂、錨桿軸力、格柵鋼架應變和噴射混凝土應變。

表3 試驗段布置情況表

2.2 監(jiān)測斷面測點布置

2.2.1 拱頂沉降、水平收斂測點布置

監(jiān)測點布置如圖1所示，圖中GD01為拱頂沉降監(jiān)測點，SL01、SL02為水平收斂監(jiān)測點。

圖1 位移測點布置圖

2.2.2 系統(tǒng)錨桿軸力測點布置

在巖質圍巖隧道試驗斷面設置10根測力錨桿，錨桿編號為MG01—MG10； 在土質圍巖隧道試驗斷面設置8根測力錨桿，錨桿編號為MG03—MG10。每根錨桿設置6個軸力測點。錨桿監(jiān)測點布置如圖2所示。

2.2.3 噴射混凝土應變、鋼架應變測點布置

在噴射混凝土應變測點每個斷面布置10個測位，每個測位分內外2個測點，內側測點編號為NT01—NT10，外側測點編號為WT01—WT10； 在鋼架應變測點每個斷面布置10測位，Ⅳ級圍巖因仰拱無鋼架，只有7個測位，每個測位分內外2個測點，內側測點編號為NG01—NG10，外側測點編號為WG01—WG10。噴射混凝土、鋼架測點布置如圖3所示。

圖2 測力錨桿點位布置圖

(a) 噴射混凝土

(b) 鋼架

Fig. 3 Layout of strain monitoring points for shotcrete and steel frames

3 試驗結果及分析

選取九嶺山隧道試驗斷面DK1 695+840(Ⅳ級)、DK1 695+620(Ⅴ級)，鄭莊隧道試驗斷面DK372+540(Ⅳ級)，姚店隧道試驗斷面DK357+245(Ⅴ級)作為典型斷面進行分析，其中變形量測和受力量測同時進行。監(jiān)測時間如表4所示。

表4 試驗段監(jiān)測時間

3.1 拱頂下沉與水平收斂

各試驗斷面拱頂沉降和水平收斂量測結果如表5所示，試驗斷面洞周變形如圖4所示。量測數據表明： 各斷面的拱頂沉降和水平收斂值均為正值，即隧道整體向凈空側變形。

表5典型斷面拱頂下沉與水平收斂量測統(tǒng)計表

Table 5 Statistics of monitoring results of crown top settlement and horizontal convergence

試驗斷面圍巖巖質監(jiān)測點累計收斂值/mmDK1695+840(Ⅳ)花崗巖DK1695+620(Ⅴ)花崗巖DK372+540(Ⅳ)黏質老黃土DK357+245(Ⅴ)黏質新黃土GD016.00SL015.33SL021.38GD0110.90SL019.19SL023.37GD0112.10SL0117.52SL0212.98GD0111.10SL0114.76SL0213.59

3.2 格柵鋼架內力

各試驗斷面格柵鋼架應力分布如圖5和圖6所示。計算得到軸力、彎矩值如表6所示。量測數據表明： 格柵鋼架內外側均承受壓應力，彎矩值較小。

(a) DK1 695+840

(b) DK372+540

Fig. 4 Sketches of deformation around tunnel of test section (unit: mm)

(a) DK1 695+840

(b) DK1 695+620

(c) DK372+540

(d) DK357+245

Fig. 5 Stress distribution inside grid steel frame(unit: MPa)

(a)DK1695+840(b)DK1695+620(c)DK372+540(d)DK357+245

圖6 格柵鋼架外側應力分布(單位： MPa)

注： “+”表示受拉，“-”表示受壓。

3.3 噴射混凝土內力

各試驗斷面噴射混凝土應力分布如圖7和圖8所示，計算得到軸力、彎矩值如表7所示。 量測數據表明： 噴射混凝土內外側均承受壓應力，彎矩值較小。

3.4 錨桿軸力分析

系統(tǒng)錨桿軸力分布如圖9所示。 量測數據表明： 錨桿受力普遍較小，錨桿軸力較大測點在斷面上及錨桿桿體上的位置表現為隨機性，數值表現為突變性和不連續(xù)性。

3.5 實測數據與塌落拱理論對比分析

通過對格柵鋼架、噴射混凝土內力進行綜合計算，得到試驗斷面內力分布如圖10所示、綜合內力匯總如表8所示, 并計算得到偏心距匯總如表9所示。

(a)DK1695+840(b)DK1695+620(c)DK372+540(d)DK357+245

圖7 噴混凝土內側應力分布(單位： MPa)

圖8 噴混凝土外側應力分布(單位： MPa)

注：“+”表示受拉，“-”表示受壓。

(a)DK1695+840(b)DK1695+620(c)DK372+540(d)DK357+245

圖9錨桿軸力分布(單位： kN)

Fig. 9 Axial force distribution of bolt(unit: kN)

通過對斷面綜合內力進行分析，各量測斷面初期支護均處于受壓狀態(tài)，彎矩普遍較小，結構為小偏心受壓構件，此時結構受力狀態(tài)為抗壓控制。

為了驗證現場試驗的正確性，采用大型通用有限元軟件ANSYS建立荷載-結構模型，參照規(guī)范[7]計算方法進行計算。根據試驗段埋深及圍巖參數，依據塌落拱理論對Ⅳ、Ⅴ級圍巖條件下初期支護受力進行計算，結構軸力、彎矩受力云圖如圖11所示，軸力、彎矩計算值如表10和表11所示。

由塌落拱理論計算結果可以看出： 初期支護雖然均處于受壓狀態(tài)，但軸力值與實測值相差較大，彎矩在拱部較大、邊墻處較小，且拱腰處出現較大反彎矩。經計算，在塌落拱理論受力模式下，初期支護結構處于大偏心受壓狀態(tài)，其截面受彎-拉控制。

(a)DK1695+840軸力分布(單位:kN)(b)DK1695+840彎矩分布(單位:kN·m)(c)DK372+540軸力分布(單位:kN)(d)DK372+540彎矩分布(單位:kN·m)

圖10 試驗斷面內力分布

表9 各斷面偏心距匯總表

(a) 軸力

(b) 彎矩

Fig. 11 Nephograms of primary support force mode based on slump arch theory

表10塌落拱理論初期支護軸力值

Table 10 Axial forces of primary support based on slump arch theory kN

對實測數據和塌落拱理論對比分析可以發(fā)現，初期支護的內力實測值與依照塌落拱理論的計算值相差較大，初期支護結構處于小偏心受壓狀態(tài)，其受力模式由壓-剪控制，而不是大偏心受壓狀態(tài)下的由彎-拉控制。同時依照塌落拱理論，隧道開挖后上方存在塌落體，系統(tǒng)錨桿的受力狀態(tài)應該是由拱部到邊墻逐漸減小，受力大小沿桿體應具有一定的連續(xù)性； 而實測數據表明，系統(tǒng)錨桿普遍受力較小，且在數值上具有隨機、突變和不連續(xù)的特點，說明受力模式與塌落拱理論不同。

表11塌落拱理論初期支護彎矩

Table 11 Bending moments of primary support based on slump arch theory kN·m

3.6 初期支護破壞模式分析

綜合分析量測數據可知，初期支護普遍受壓，結構處于小偏心受壓狀態(tài)； 同時隧道洞周位移收斂值均為正值，說明隧道整體向凈空側變形，也符合量測初期支護的受力狀態(tài)，但與依照塌落拱理論得到初期支護受力狀態(tài)不符，分析認為初期支護所受到的圍巖壓力主要來自于圍巖的形變壓力。為了探討初期支護的破壞模式，本文對蒙華鐵路陽山隧道出口DK390+786～+520大變形段共計266 m進行分析，發(fā)現初期支護均發(fā)生兩側拱腰開裂、格柵鋼架變形破壞，采集現場部分斷面照片如圖12所示。分析可知噴射混凝土發(fā)生局部斜截面剪切破壞，同時導致格柵鋼架發(fā)生局部壓屈錯臺破壞。而發(fā)生局部破裂后變形不再發(fā)展，趨于穩(wěn)定，表現為形變壓力的特征。在此種受力狀態(tài)下，結構破壞模式由壓-剪控制，為斜截面的剪切破壞，而非由彎-拉控制的正截面拉伸破壞。

(a) (b)

Fig. 12 Failure mode of primary support of Yangshan Tunnel on Menghua Railway

在以往的設計中，格柵鋼架的主要作用是提高初期支護的抗彎-拉性能，而根據上述結論，初期支護結構多為小偏心受壓。在此條件下，以格柵鋼架間距1.0 m、噴射混凝土厚度20 cm為例，格柵鋼架的彈性模量Eg與混凝土的彈性模量Eh之比(Eg/Eh)≈10， 考慮二者同步變形，格柵鋼架的受力面積Ag與混凝土的受力面積Ah之比(Ag/Ah)≈0.007 6，則格柵鋼架受力Ng與混凝土受力Nh之比(Ng/Nh)≈0.076，因此格柵鋼架為結構提供的抗壓承載力非常小，僅占7.6%，其作用主要是增加初期支護的峰后韌性、預防圍巖壓力超過預期的風險。

4 結論與討論

通過對現場量測數據的整理和分析，得出以下結論：

1)初期支護彎矩較小，未產生拉應力，截面內普遍受壓，結構處于小偏心受壓狀態(tài)，其受力模式由壓-剪控制，破壞模式為斜截面的剪切破壞，而非由彎-拉控制的正截面拉伸破壞。

2)隧道洞周位移收斂值較小，且均為正值，隧道整體向凈空側變形，與初期支護普遍受壓的受力模式一致。

3)隧道洞周位移、錨桿軸力及初期支護受力狀態(tài)均不符合塌落拱式松動荷載下的受力模式，結合上述結論以及陽山隧道初期支護局部開裂破壞后變形不再發(fā)展、趨于穩(wěn)定的破壞模式，分析認為，初期支護受力符合圍巖變形且與支護相互作用而產生的形變壓力特征。

4)目前格柵鋼架設計的主要作用是提高初期支護在大偏心受壓模式下的抗彎-拉性能，而實際初期支護結構受力模式為小偏心受壓，此時格柵鋼架對結構的抗壓-剪承載力貢獻非常小，初期支護斜截面的抗剪強度主要由混凝土控制，格柵鋼架的作用僅是在混凝土開裂后提供峰后韌性，故鋼架未能發(fā)揮其應有的作用，今后應進行進一步優(yōu)化。

[1] 趙勇, 田四明. 中國鐵路隧道數據統(tǒng)計[J]. 隧道建設, 2017, 37(5): 641.

ZHAO Yong, TIAN Siming. Data statistics of railway tunnel in China[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(5): 641.

[2] 李鵬飛, 周燁, 伍冬. 隧道圍巖壓力計算方法及其適用范圍[J]. 中國鐵道科學, 2013, 34(6): 55.

LI Pengfei, ZHOU Ye, WU Dong. Calculation methods for surrounding rock pressure and application scopes[J]. China Railway Science, 2013, 34(6): 55.

[3] 曲海鋒, 楊重存, 朱合華, 等. 公路隧道圍巖壓力研究與發(fā)展[J]. 地下空間與工程學報, 2007, 3(3): 536.

QU Haifeng, YANG Zhongcun, ZHU Hehua, et al. Research and development on surrounding rock pressure of road tunnel[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2007, 3(3): 536.

[4] 鄭穎人, 王永甫. 隧道穩(wěn)定性分析與設計方法講座之一:隧道圍巖壓力理論進展與破壞機制研究[J]. 隧道建設, 2013, 33(6): 423.

ZHENG Yingren, WANG Yongfu. Evolution of rock mass pressure theory and researches on tunnel failure mechanism[J]. Tunnel Construction, 2013, 33(6): 423.

[5] SINGH B, GOEL R K, JETHWA J L, et al. Support pressure assessment in arched underground openings through poor rock masses[J]. Engineering Geology, 1997, 48(1/2): 59.

[6] JIANG Y, YONEDA H, TANABASHI Y. Theoretical estimation of loosening pressure on tunnels in soft rocks[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2001, 16(2): 99.

[7] 鐵路隧道設計規(guī)范: TB 10003—2016[S]. 北京： 中國鐵道出版社, 2016.

Code for design of railway tunnel: TB 10003—2016[S]. Beijing: China Railway Publishing House, 2016.

[8] 張成平, 韓凱航, 張頂立, 等. 城市軟弱圍巖隧道塌方特征及演化規(guī)律試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2014, 33(12): 2433.

ZHANG Chengping, HAN Kaihang, ZHANG Dingli, et al. Test study of collapse characteristics of tunnels in soft ground in urban areas[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2014, 33 (12): 2433.

[9] 房倩, 張頂立, 王毅遠, 等. 圓形洞室圍巖破壞模式模型試驗研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2011, 30(3): 564.

FANG Qian，ZHANG Dingli，WANG Yiyuan，et al. Model test study of failure modes of surrounding rock for circular caverns[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2011， 30(3)： 564.

[10] 汪成兵. 均質巖體中隧道圍巖破壞過程的試驗與數值模擬[J].巖土力學, 2012, 33(1): 103.

WANG Chengbing. Laboratory and numerical investigation on failure process of tunnel constructed in homogeneous rock[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(1): 103.

[11] 張禮仁, 張友良, 譚飛, 等. 隧道不同級別圍巖監(jiān)測與數值模擬分析[J]. 隧道建設, 2014, 34(增刊1): 129.

ZHANG Liren, ZHANG Youliang, TAN Fei, et al. Analysis of monitoring and numerical simulation of tunnel surrounding rocks of different grades[J]. Tunnel Construction, 2014, 34(S1): 129.

[12] 李曉紅. 隧道新奧法及其量測技術[M]. 北京： 科學出版社, 2002.

LI Xiaohong. New Austrian Tunneling Method and measurement technology[M]. Beijing: Science Press, 2002.

[13] BARTON N R， LOSET F， LIEN R， et al.Application of Q-system in design decisions concerning dimensions and appropriate support for underground installations[J]. Subsurface Space， 1981, 2: 553.

[14] BIENIAWSKI Z T. Engineering rock masses classification[M]. New Jersey: John Wiley & Sons Inc, 1989.

AnalysisofForceModeofTunnelPrimarySupportBasedonFieldMeasurement

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

(KeyLaboratoryofTransportationTunnelEngineering,MinistryofEducation,SchoolofCivilEngineering,SouthwestJiaotongUniversity,Chengdu610031,Sichuan，China)

The force mode of primary support of tunnel on Menghua Railway under construction is studied; and the field measurement is carried out on the displacement around tunnel and the force state of primary support. The results show that: 1) The primary support is generally compressed; and the structure is under slightly eccentricity pressing condition. 2) The convergence displacement around the tunnel is small; and the deformation of the tunnel towards the clearance side is consistent with the force mode of the primary support under general compression. 3) The displacement around the tunnel, the axial force of the bolt and the force state of primary support are not accordance with force mode under loose stress of slump arch, but in line with the deformation stress due to the interaction between surrounding rock and support. 4) The grid steel frame contributes little to stress and shear capacity of the structure; the shear strength of oblique section of primary support is mainly controlled by concrete; and the effect of the grid steel frame is only to provide post-peak toughness after concrete cracking.

tunnel; primary lining; field measurement; force mode; slump arch； deformation pressure

2017-11-02

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，1982年畢業(yè)于西南交通大學，隧道與地下鐵道專業(yè)，博士，教授，主要從事隧道及地下工程方面的教學與研究工作。E-mail: qiuwen_qw@163.com。*通信作者： 田明杰， E-mail： 492235381@qq.com。

10.3973/j.issn.2096-4498.2017.12.002

U 45

A

2096-4498(2017)12-1508-10