軟弱圍巖隧道機(jī)械化全斷面爆破開挖初期支護(hù)受力特性研究

李書兵

(武九鐵路客運(yùn)專線湖北有限責(zé)任公司， 湖北 武漢 430000)

0 引言

鄭萬高鐵全線隧道工程占比達(dá)70%，隧道施工安全對(duì)項(xiàng)目成敗影響較大，為此開展了軟弱圍巖隧道機(jī)械化全斷面開挖工法研究。在全斷面開挖條件下，軟弱圍巖隧道自穩(wěn)能力差，極易出現(xiàn)安全隱患，因此，研究圍巖壓力作用模式以及圍巖變形與支護(hù)體系受力特性具有重要意義[1]。隧道開挖后，由鋼架、錨桿、噴射混凝土等組成的初期支護(hù)為主要支護(hù)手段，與圍巖構(gòu)成整體，共同維持圍巖的穩(wěn)定性。通過研究圍巖變形與支護(hù)體系受力特征，控制圍巖大的變形，來指導(dǎo)安全施工生產(chǎn)。國(guó)內(nèi)外學(xué)者在這些方面做了大量的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究。仇文革等[2]基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，對(duì)隧道初期支護(hù)受力模式進(jìn)行了分析； 歐孝奪等[3]在超大箱型明挖隧道中選擇典型斷面布設(shè)混凝土應(yīng)變計(jì)、沉降變形觀測(cè)點(diǎn)等，對(duì)隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)力、結(jié)構(gòu)沉降及變形等指標(biāo)展開監(jiān)測(cè)，并根據(jù)監(jiān)測(cè)結(jié)果分析了其力學(xué)特性； 覃衛(wèi)民等[4]監(jiān)測(cè)了復(fù)雜結(jié)構(gòu)形式下隧道的拱頂沉降和圍巖收斂，并結(jié)合施工措施和開挖工序進(jìn)行了全面分析； 陳義軍等[5]為獲得最接近實(shí)際的圍巖變形信息，介紹了新型套管式同軸多點(diǎn)位移計(jì)的監(jiān)測(cè)原理和結(jié)構(gòu)，給出了監(jiān)測(cè)結(jié)果換算的理論公式； 張君祿等[6]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境條件進(jìn)行跟蹤測(cè)試,成功監(jiān)測(cè)到管片外部的水壓力、土壓力、管片內(nèi)部鋼筋應(yīng)力和管片間接觸應(yīng)力，對(duì)隧道盾構(gòu)施工松動(dòng)區(qū)的范圍、管片混凝土的結(jié)構(gòu)應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算分析,為及時(shí)了解工程結(jié)構(gòu)的安全狀態(tài)、指導(dǎo)安全施工提供實(shí)測(cè)參數(shù)； 葉飛等[7]為研究軟弱圍巖隧道掌子面及超前核心土的擠出位移特征，用滑動(dòng)測(cè)微計(jì)對(duì)湄渝高速岐山隧道F215 構(gòu)造破碎帶區(qū)域進(jìn)行了擠出位移實(shí)測(cè)，通過有限差分程序進(jìn)行系列數(shù)值試驗(yàn)，著重研究了隧道穿越軟弱圍巖期間擠出位移的變化特征，并分析了破碎帶長(zhǎng)度和硬軟巖剛度比的影響； 洪軍等[8]采用試驗(yàn)研究的方法對(duì)全風(fēng)化花崗巖地層特大斷面隧道施工初期支護(hù)受力狀態(tài)進(jìn)行了研究分析； 劉英蓕等[9]通過多位移反分析的手段研究了淺埋偏壓隧道初期支護(hù)荷載分部特性。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在隧道現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)過程中，多是基于人工分部開挖的工法，從圍巖壓力、鋼架應(yīng)力、初噴混凝土應(yīng)力、錨桿軸力、圍巖內(nèi)部位移和掌子面擠出變形中的一種或幾種工況展開隧道初期支護(hù)受力特性研究，而對(duì)隧道機(jī)械化全斷面爆破開挖后圍巖變形與支護(hù)體系的受力情況及其相互作用鮮有研究。本文以鄭萬高鐵高家坪隧道進(jìn)口機(jī)械化全斷面爆破施工為背景，通過開展全斷面工法開挖的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究軟弱圍巖隧道的變形與支護(hù)體系受力特性，及時(shí)反饋現(xiàn)場(chǎng)圍巖的穩(wěn)定狀況，為后續(xù)施工中支護(hù)參數(shù)的優(yōu)化提供參考。

1 工程概況

高家坪隧道位于襄陽市南漳縣李廟鎮(zhèn)境內(nèi)，中心里程為DK451+786，全長(zhǎng)5 498 m，最大埋深約320 m。隧道采用進(jìn)出口雙向掘進(jìn)，進(jìn)口段起訖里程為DK449+037～DK452+300，全長(zhǎng)3 263 m。高家坪隧道為越嶺隧道(見圖1)，進(jìn)口段穿越志留系頁巖夾砂巖、灰?guī)r地層，地下水主要包括松散堆積層孔隙水、基巖裂隙水、構(gòu)造裂隙水、巖溶水，可能存在瓦斯等有害氣體。

圖1 高家坪隧道進(jìn)口及試驗(yàn)段監(jiān)測(cè)斷面(單位： m)

2 試驗(yàn)方案

2.1 斷面選取與試驗(yàn)項(xiàng)目

高家坪隧道正洞里程DK449+087～+187段為高速鐵路特大斷面隧道安全快速標(biāo)準(zhǔn)化修建關(guān)鍵技術(shù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)段，長(zhǎng)度為100 m，試驗(yàn)斷面間距為20 m。該段隧道巖性為頁巖夾砂巖，圍巖質(zhì)軟、破碎，易變形坍塌，為Ⅴ級(jí)圍巖段。試驗(yàn)項(xiàng)目包括： 拱頂下沉與水平收斂、圍巖壓力、鋼架應(yīng)力、初噴混凝土應(yīng)力、錨桿軸力、圍巖內(nèi)部位移和掌子面擠出變形，具體監(jiān)測(cè)內(nèi)容與方法如表1所示。

2.2 測(cè)點(diǎn)布置及監(jiān)測(cè)頻率

試驗(yàn)段現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中，拱頂下沉與水平收斂變形監(jiān)測(cè)按照規(guī)范設(shè)置，Ⅴ級(jí)圍巖監(jiān)測(cè)斷面間距不超過5 m，斷面設(shè)置5個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)(常規(guī)監(jiān)測(cè)選取斷面與試驗(yàn)段一致，如圖1所示)。圍巖壓力、鋼架應(yīng)力、初噴混凝土應(yīng)力經(jīng)歷了測(cè)點(diǎn)變化與調(diào)整，DK449+115斷面布置8個(gè)測(cè)點(diǎn)，DK449+155斷面布置6個(gè)測(cè)點(diǎn)，每個(gè)測(cè)點(diǎn)均布置振弦式壓力盒1個(gè)(與圍巖接觸)、振弦式應(yīng)變計(jì)2 個(gè)(分布在鋼架翼緣上下)、振弦式混凝土應(yīng)變計(jì)2個(gè)(分布在初噴混凝土內(nèi)外層)，具體布點(diǎn)位置如圖2所示。

在斷面監(jiān)測(cè)中，錨桿軸力每根監(jiān)測(cè)錨桿長(zhǎng)6 m，均勻分布4個(gè)振弦式鋼筋計(jì)，間距1.2 m。每個(gè)圍巖內(nèi)部位移測(cè)試孔深8 m，均勻分布5個(gè)多點(diǎn)位移計(jì)，間距約1.5 m。

上述試驗(yàn)項(xiàng)目安裝完成1周內(nèi)，每天測(cè)量2次； 2～3周內(nèi)，每天測(cè)量1次； 3周以后，隨時(shí)程曲線變化穩(wěn)定情況相應(yīng)減少監(jiān)測(cè)頻率。其中，DK449+115和DK449+155為全指標(biāo)監(jiān)測(cè)斷面。

表1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)段監(jiān)測(cè)內(nèi)容與方法

現(xiàn)場(chǎng)在DK449+138.8～+168.8段設(shè)置掌子面圍巖擠壓變形量測(cè)試驗(yàn)段，鉆設(shè)水平鉆孔1個(gè)，埋設(shè)30 m水平測(cè)斜管1根，于2017年9月2日安裝完畢，采用滑動(dòng)測(cè)微計(jì)完成對(duì)掌子面擠出變形的量測(cè)。滑動(dòng)測(cè)微計(jì)主要由測(cè)管、感應(yīng)探頭、操作桿、控制電纜和便攜讀數(shù)儀等組成[10]，如圖3所示。使用滑動(dòng)測(cè)微計(jì)前，需先在鉆孔中安裝測(cè)斜管，在管外壁按規(guī)定間隔(標(biāo)準(zhǔn)間距1.0 m)套上塑料磁環(huán)(測(cè)環(huán))，測(cè)斜管與孔壁間隙用摻有粘合劑的漿液充填，以便測(cè)環(huán)與巖面粘接，使測(cè)環(huán)與地層結(jié)合成一體。滑動(dòng)測(cè)微計(jì)探頭內(nèi)裝有2套高精度的線圈系統(tǒng)，其間距為1.0 m，探頭內(nèi)的2套線圈系統(tǒng)在測(cè)量位置上通過2個(gè)測(cè)環(huán)感應(yīng)，產(chǎn)生1個(gè)與兩測(cè)量環(huán)實(shí)際間距成比例的電信號(hào)，當(dāng)被測(cè)介質(zhì)發(fā)生變形時(shí)，將帶動(dòng)測(cè)標(biāo)與之同步變形，從而得到反映被測(cè)介質(zhì)沿測(cè)線的變形分布規(guī)律[11]。

(a) DK449+115測(cè)點(diǎn)布置

(b) DK449+135～+175測(cè)點(diǎn)布置

圖2圍巖壓力、鋼架應(yīng)力、初噴混凝土應(yīng)力、錨桿軸力監(jiān)測(cè)斷面測(cè)點(diǎn)布置

Fig. 2 Layout of monitoring points for surrounding rock pressure, steel frame stress, shotcreting stress and anchor axial force

圖3 滑動(dòng)測(cè)微計(jì)構(gòu)造原理圖(單位： m)

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

本文根據(jù)監(jiān)測(cè)斷面的巖性條件以及測(cè)點(diǎn)布置變化等因素，選取2個(gè)全指標(biāo)監(jiān)測(cè)斷面和常規(guī)監(jiān)控量測(cè)點(diǎn)進(jìn)行監(jiān)測(cè)結(jié)果分析，變形監(jiān)測(cè)與受力監(jiān)測(cè)同時(shí)進(jìn)行。

3.1 拱頂下沉與水平收斂

通過結(jié)合全斷面監(jiān)測(cè)指標(biāo)區(qū)間里程，選取里程段內(nèi)常規(guī)監(jiān)控量測(cè)點(diǎn)進(jìn)行分析，監(jiān)測(cè)時(shí)間見表2，監(jiān)控量測(cè)斷面拱頂下沉和水平收斂量測(cè)結(jié)果見表3。

根據(jù)量測(cè)結(jié)果可知，該區(qū)間斷面監(jiān)測(cè)均為正值，且隧道整體向凈空變形，累計(jì)最大沉降量為21.8 mm。

3.2 圍巖壓力

高家坪隧道各監(jiān)測(cè)斷面圍巖壓力(受壓為正、受拉為負(fù))時(shí)程曲線如圖4所示，各斷面圍巖最大壓力沿洞周分布如圖5所示(有些壓力盒因現(xiàn)場(chǎng)安裝原因未能完整顯示讀數(shù))。

表2 監(jiān)測(cè)時(shí)間

表3拱頂下沉與水平收斂量測(cè)統(tǒng)計(jì)

Table 3 Monitoring results of crown top settlement and horizontal convergence

試驗(yàn)斷面監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置累計(jì)收斂值/mmDK449+095DK449+115DK449+135DK449+155DK449+175拱頂14.8拱腰6.2邊墻4.5拱頂13.6拱腰11邊墻7.7拱頂19.8拱腰10邊墻7.6拱頂21.8拱腰15.4邊墻8.8拱頂20.4拱腰12邊墻6.5

1)通過分析2個(gè)全指標(biāo)監(jiān)測(cè)斷面的時(shí)程曲線可知，絕大多數(shù)測(cè)點(diǎn)的圍巖壓力隨時(shí)間變化規(guī)律大致相同。即： 測(cè)量7 d內(nèi)，測(cè)點(diǎn)圍巖壓力處于急劇增大的階段； 測(cè)量7～10 d，測(cè)點(diǎn)圍巖壓力緩慢增大，但此階段在DK449+115斷面處體現(xiàn)不明顯；測(cè)量10 d后，2個(gè)斷面時(shí)程曲線均依次呈現(xiàn)“波動(dòng)變化”、“穩(wěn)定收斂”的規(guī)律，但是不同斷面呈現(xiàn)規(guī)律的時(shí)間不同。總體來看，圍巖壓力監(jiān)測(cè)斷面各測(cè)點(diǎn)的時(shí)程曲線服從“急劇增大、緩慢增大、波動(dòng)變化、穩(wěn)定收斂”的變化規(guī)律。

2)DK449+115斷面測(cè)點(diǎn)的波動(dòng)變化期為測(cè)量10～31 d，31 d后趨于穩(wěn)定；DK449+155斷面測(cè)點(diǎn)的波動(dòng)變化期為測(cè)量10～18 d，18 d后趨于穩(wěn)定。為保證施工安全，在圍巖較差條件下，循環(huán)進(jìn)尺較短，導(dǎo)致對(duì)已經(jīng)完成初期支護(hù)的圍巖擾動(dòng)次數(shù)增多，測(cè)點(diǎn)波動(dòng)變化期延長(zhǎng)； 隨著進(jìn)尺的增加，測(cè)點(diǎn)波動(dòng)變化期也相應(yīng)縮短。由此說明，巖性越好，圍巖自穩(wěn)用時(shí)越短，自穩(wěn)能力越強(qiáng)。

(a) DK449+115斷面

(b) DK449+155斷面

(a) DK449+115斷面

(b) DK449+155斷面

Fig. 5 Surrounding rock pressure distribution along tunnel (unit: kPa)

3)DK449+115斷面多個(gè)測(cè)點(diǎn)達(dá)到峰值應(yīng)力后出現(xiàn)應(yīng)力回落現(xiàn)象，由于圍巖軟弱破碎，在開挖前采取了超前管棚或注漿等措施來加固掌子面前方圍巖，使得圍巖擁有一定的自承能力[11]；前方圍巖開挖后封閉成環(huán)，對(duì)后方隧道產(chǎn)生成拱效應(yīng)[12]。兩者共同作用下，使得圍巖壓力有一定程度的降低。

4)圍巖壓力沿洞周分布表現(xiàn)明顯的離散性。DK449+115斷面與DK449+155斷面圍巖最大壓力均出現(xiàn)在斷面左側(cè)，同一斷面的圍巖最大壓力表現(xiàn)出明顯的不對(duì)稱性，左側(cè)斷面的圍巖壓力值要明顯大于右側(cè)。分析原因?yàn)楦呒移核淼莱跏嫉貞?yīng)力分布不均。

5)根據(jù)TB 10003—2016《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》[13]的規(guī)定，深埋隧道Ⅴ級(jí)圍巖的豎向壓力計(jì)算值為0.135～0.158 MPa，監(jiān)測(cè)斷面圍巖壓力最大值為0.08 MPa，小于采用設(shè)計(jì)規(guī)范計(jì)算的理論值，說明在目前支護(hù)條件下，圍巖受力狀態(tài)良好可控。

3.3 鋼架應(yīng)力

高家坪隧道各監(jiān)測(cè)斷面鋼架應(yīng)力(受壓為負(fù)、受拉為正)時(shí)程曲線如圖6所示，各斷面鋼架應(yīng)力最大值沿洞周分布如圖7所示。此處鋼架應(yīng)力為鋼架上下翼緣應(yīng)力平均值。

(a) DK449+115斷面

(b) DK449+155斷面

(a) DK449+115斷面

(b) DK449+155斷面

1)通過分析2個(gè)斷面的時(shí)程曲線可知： 鋼架應(yīng)力隨時(shí)間變化大致服從“急劇增大、緩慢增大、波動(dòng)變化、穩(wěn)定收斂”的變化規(guī)律，但“波動(dòng)變化”階段所持續(xù)的時(shí)間要明顯大于圍巖壓力，分析原因?yàn)殇摴凹軐?duì)壓力的敏感性較高，圍巖壓力“急劇增大”以后的變化，在鋼架應(yīng)力時(shí)程曲線中會(huì)得到較為明顯的體現(xiàn)； 鋼架應(yīng)力趨于穩(wěn)定的時(shí)間與圍巖應(yīng)力大致一致，說明在當(dāng)前支護(hù)方案下，圍巖與初期鋼架支護(hù)可以較好地形成一個(gè)整體，以共同發(fā)揮承載力。

2)在鋼架應(yīng)力時(shí)程曲線中，各測(cè)點(diǎn)為負(fù)值，表明鋼架整體處于受壓狀態(tài)。

3)與圍巖壓力類似，鋼架應(yīng)力最大值沿洞周分布表現(xiàn)出明顯的離散性。除個(gè)別測(cè)點(diǎn)以外，在同一橫斷面中，拱頂以及左右拱腰的鋼架應(yīng)力較大，左右邊墻、左右拱腳以及仰拱的鋼架應(yīng)力較小，這與鋼架受圍巖壓力作用下的力學(xué)機(jī)制分析結(jié)論一致[14]，同時(shí)也說明鋼架應(yīng)力是圍巖壓力的主要承載力之一。

4)2個(gè)監(jiān)測(cè)斷面中，鋼架各部位承受最大壓力為51.79 MPa，位于DK449+115斷面的右邊墻處。初期鋼架支護(hù)采用Q345工字鋼，鋼架應(yīng)力最大值遠(yuǎn)小于鋼材屈服強(qiáng)度345 MPa，說明在目前支護(hù)方案下，鋼拱架結(jié)構(gòu)的主要作用是隧道施工期的安全防護(hù)和運(yùn)行期的安全儲(chǔ)備。

3.4 初噴混凝土應(yīng)力

高家坪隧道各監(jiān)測(cè)斷面初噴混凝土應(yīng)力(受壓為負(fù)、受拉為正)時(shí)程曲線如圖8所示，各斷面初噴混凝土最大應(yīng)力沿洞周分布如圖9所示。此處混凝土應(yīng)力為混凝土內(nèi)外兩側(cè)應(yīng)力平均值。

(a) DK449+115斷面

(b) DK449+155斷面

1)與圍巖壓力和鋼架應(yīng)力相同，初噴混凝土應(yīng)力隨時(shí)間變化也服從“急劇增大、緩慢增大、波動(dòng)變化、穩(wěn)定收斂”的變化規(guī)律。但從時(shí)程曲線分析，初噴混凝土應(yīng)力“急劇增大”階段的增大速率要小于圍巖壓力與鋼架應(yīng)力，這與混凝土的自身物理力學(xué)性質(zhì)有關(guān)；初噴混凝土趨于穩(wěn)定的時(shí)間要明顯大于圍巖壓力與鋼架應(yīng)力的時(shí)間，分析原因?yàn)榛炷潦軙r(shí)間硬化特性的影響較大。

2)在同一橫斷面中，初噴混凝土應(yīng)力最大值表現(xiàn)出明顯的不對(duì)稱性，左側(cè)斷面的應(yīng)力值要略大于右側(cè)隧道的圍巖壓力值。這與圍巖壓力沿洞周分布情況一致，表明初噴混凝土在初期支護(hù)中與圍巖較好地構(gòu)成一個(gè)整體，共同維持圍巖穩(wěn)定性；而不對(duì)稱性較圍巖壓力表現(xiàn)不明顯，又體現(xiàn)了混凝土作為柔性支護(hù)的應(yīng)力協(xié)調(diào)作用。

(a) DK449+115斷面

(b) DK449+155斷面

Fig. 9 Initial shotcreting stress distribution along tunnel (unit: MPa)

3)噴混凝土最大壓應(yīng)力為4.04 MPa，位于DK449+115斷面的左拱腳，噴混凝土內(nèi)力按TB 10003—2016《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》[13]規(guī)定，按所采用的施工方法檢算施工階段強(qiáng)度時(shí)，安全系數(shù)可采用“主要荷載+附加荷載”數(shù)值乘以折減系數(shù)0.9，即安全系數(shù)為2.0×0.9=1.8。初噴采用C25混凝土，折算之后混凝土彎曲抗壓極限強(qiáng)度為7.27 MPa，監(jiān)測(cè)混凝土最大應(yīng)力小于C25噴混凝土彎曲抗壓極限強(qiáng)度(18.5 MPa)，表明初期支護(hù)噴混凝土有一定的安全儲(chǔ)備，隧道初噴混凝土安全可靠。

3.5 錨桿軸力

高家坪隧道各監(jiān)測(cè)斷面錨桿軸力(受拉為正、受壓為負(fù))沿洞周分布如圖10所示。

1)分析錨桿軸力時(shí)程曲線可知，錨桿軸力隨時(shí)間發(fā)展呈現(xiàn)“急劇增大、緩慢增大、穩(wěn)定收斂”的規(guī)律；測(cè)量25 d后，每個(gè)橫斷面各測(cè)點(diǎn)的錨桿軸力基本都趨于穩(wěn)定，表明由于應(yīng)力重分布帶來的圍巖彈塑性區(qū)的形成與發(fā)展已成穩(wěn)定狀態(tài)。

2)錨桿軸力均為拉應(yīng)力，軸力分布表現(xiàn)為“兩端小、中間大”,即每個(gè)測(cè)點(diǎn)的錨桿軸力最大值一般位于埋深2.4～3.6 m處，這種分布也是全長(zhǎng)錨固型錨桿的主要分布型式[14]。根據(jù)彈塑性理論分析，隧道開挖后在洞周形成一個(gè)塑性松動(dòng)區(qū)，塑性松動(dòng)區(qū)的變形很大，塑性松動(dòng)區(qū)外的彈性區(qū)變形很小。塑性松動(dòng)區(qū)的圍巖相對(duì)于錨桿向隧道內(nèi)變形，彈性區(qū)的圍巖相對(duì)于錨桿向隧道外變形，因此，錨桿軸力峰值處多為圍巖彈塑性區(qū)的交界處[1]。由此可判定，高家坪隧道試驗(yàn)段由于隧道開挖造成的圍巖塑性區(qū)厚度大致為3 m。

(a) DK449+115斷面

(b) DK449+155斷面

3)錨桿軸力總體上處于穩(wěn)定變化狀態(tài)，應(yīng)力值穩(wěn)定時(shí)間與圍巖變形穩(wěn)定時(shí)間接近。實(shí)測(cè)錨桿最大軸力為60.5 kN(應(yīng)力為15.9 MPa)，位于DK449+115斷面左邊墻處。初期錨桿支護(hù)采用HPB300鋼筋，屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為300 MPa，表明錨桿具有足夠的安全儲(chǔ)備，隧道初期支護(hù)安全可靠。

3.6 圍巖內(nèi)部位移

高家坪隧道各監(jiān)測(cè)斷面圍巖內(nèi)部位移沿洞周分布和最大位移時(shí)程曲線分別如圖11和圖12所示。

1)由圖11可知，距洞壁5.3 m以外的圍巖深部位移基本為0，可認(rèn)為由于隧道開挖對(duì)圍巖擾動(dòng)區(qū)大致在距洞壁5 m范圍內(nèi)。5 m范圍以內(nèi)，圍巖內(nèi)部位移隨測(cè)點(diǎn)向洞壁靠近而逐步增大，但未出現(xiàn)跳躍增長(zhǎng)的情況，說明監(jiān)測(cè)斷面附近圍巖整體性情況良好。

2)由圖12可知，位移變化情況同錨桿軸力變化一致，地層位移在經(jīng)過初期的急劇增大與緩慢增大后，隨時(shí)間慢慢趨于穩(wěn)定收斂狀態(tài)，位移最大值發(fā)生在埋深2.8～4.0 m，進(jìn)一步驗(yàn)證了本試驗(yàn)段圍巖塑性區(qū)的存在范圍。

(a) DK449+115斷面

(b) DK449+155斷面

Fig. 11 Surrounding rock internal displacement along tunnel (unit: mm)

(a) DK449+115斷面

(b) DK449+155斷面

Fig. 12 Time-history curves of maximum internal displacement of surrounding rock

3.7 掌子面擠出變形

高家坪隧道掌子面擠出變形量測(cè)采用瑞士SolexpertsAG公司生產(chǎn)的GMD滑動(dòng)測(cè)微計(jì)(見圖13)，測(cè)點(diǎn)位于掌子面中間(見圖14)，試驗(yàn)段量測(cè)結(jié)果如圖15所示。

圖13 滑動(dòng)測(cè)微計(jì)

圖14 監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置

圖15 試驗(yàn)段監(jiān)測(cè)結(jié)果

1)圍巖擠出變形在數(shù)值上呈現(xiàn)出均勻增長(zhǎng)的趨勢(shì)，并未出現(xiàn)在某些節(jié)點(diǎn)處的突變情況，說明該試驗(yàn)段掌子面前方圍巖整體性較好，未出現(xiàn)較大的節(jié)理裂隙。

2)靠近掌子面部位圍巖縱向位移明顯大于遠(yuǎn)離掌子面部位。累計(jì)擠出位移大小與圍巖質(zhì)量有關(guān)，因該試驗(yàn)段圍巖完整性較好，首次爆破開挖后距離初始掌子面6 m處累計(jì)最大位移為11.55 mm。2017年9月13日量測(cè)累計(jì)位移最大值為12.939 mm左右，出現(xiàn)在距初始掌子面15 m 處。

3)掌子面前方受開挖爆破影響，圍巖應(yīng)力出現(xiàn)重分布，從初始掌子面開始至距離掌子面 16～20 m的圍巖出現(xiàn)擠出變形，且隨爆破開挖的不斷推進(jìn)，擠出變形影響范圍不斷向前推進(jìn)。根據(jù)Lunardi的理論，隧道開挖引起應(yīng)力重分布的區(qū)域在縱平面上是以掌子面理論中心點(diǎn)為圓心，以開挖影響范圍Rp為半徑的圓形。據(jù)此可以判定,Rp≈1.4D(D=14.1 m，為隧道開挖跨度)。

4 數(shù)值模擬分析

對(duì)DK449+138.8～+168.8段掌子面擠出變形進(jìn)行數(shù)值模擬，圍巖采用摩爾-庫侖理想彈塑性模型，初期支護(hù)采用彈性模型，支護(hù)距離為3 m。數(shù)值分析計(jì)算參數(shù)見表4，模型如圖16所示。

表4 數(shù)值計(jì)算參數(shù)

圖16 數(shù)值計(jì)算模型

DK449+155斷面的初期支護(hù)混凝土應(yīng)力分布如圖17所示。從圖17可以看出，應(yīng)力左右對(duì)稱，最大壓應(yīng)力處在拱頂，為2.61 MPa，雖與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果有少許出入，但在數(shù)據(jù)量級(jí)上很接近，能夠反映初期支護(hù)應(yīng)力的分布。

圖17 DK449+155斷面應(yīng)力分布(單位： Pa)

Fig. 17 Stress distribution nephogram of cross-section DK449+155 (unit: Pa)

圖18和圖19分別為DK449+155斷面的彎矩和軸力分布圖。從圖18和圖19可以看出： 邊墻腳位置彎矩最大，為7.47 kN·m，拱腰處彎矩最小，為1.5 kN·m； 仰拱處軸力最大，為1 387 kN，拱頂處軸力最小，為606 kN。

圖18 DK449+155斷面彎矩分布(單位： kN·m)

Fig. 18 Bending moment nephogram of cross-section DK449+155 (unit: kN·m)

圖19 DK449+155斷面軸力分布(單位： kN)

Fig. 19 Axial force nephogram of cross-section DK449+155 (unit: kN)

同時(shí)，為了便于直觀顯示掌子面的擠出變形結(jié)果，取2個(gè)不同掌子面的變形云圖進(jìn)行分析。圖20和圖21分別為DK449+145斷面和DK449+155斷面的變形云圖。由圖20和圖21可知： 掌子面的擠出變形從掌子面四周向中心位置逐漸增大，掌子面中心位置擠出變形最大； 2個(gè)斷面最大擠出變形均達(dá)到11 mm，與現(xiàn)場(chǎng)量測(cè)結(jié)果相符。

圖20 DK449+145斷面變形云圖(單位： m)

Fig. 20 Deformation nephogram of cross-section DK449+145 (unit: m)

圖21 DK449+155斷面變形云圖(單位： m)

Fig. 21 Deformation nephogram of cross-section DK449+155 (unit: m)

5 結(jié)論與建議

通過對(duì)高家坪隧道進(jìn)口試驗(yàn)段的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究了全斷面爆破開挖下軟弱圍巖變形及支護(hù)體系受力特性隨時(shí)間的變化特征，得到以下結(jié)論。

1) 軟弱圍巖壓力、鋼拱架應(yīng)力、噴射混凝土內(nèi)力、錨桿軸力及圍巖內(nèi)部位移隨時(shí)間變化的規(guī)律一致，時(shí)程曲線服從“急劇增大、緩慢增大、波動(dòng)變化、穩(wěn)定收斂”的變化規(guī)律。當(dāng)前施工條件下，噴混凝土、鋼架、圍巖壓力均在7 d內(nèi)急劇增大、7～10 d內(nèi)緩慢增大、10～31 d內(nèi)波動(dòng)變化、31 d后趨于穩(wěn)定。

2)目前現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)圍巖壓力最大值為0.08 MPa，主要分布于左側(cè)拱腰；鋼架應(yīng)力承受最大壓力為51.79 MPa，主要分布于拱頂；噴射混凝土最大內(nèi)力值為4.04 MPa，主要分布于左側(cè)拱腳；錨桿軸力最大值為60.5 kN(應(yīng)力為15.9 MPa)，主要分布于左側(cè)邊墻； 圍巖內(nèi)部位移最大值為33.05 mm，主要分布于邊墻至拱腰處。掌子面的擠出變形從掌子面四周向中心位置逐漸增大，掌子面中心位置擠出變形最大，現(xiàn)場(chǎng)量測(cè)DK449+145和DK449+155位置處最大擠出變形分別為11.55 mm和12.939 mm，數(shù)值模擬2個(gè)斷面最大擠出變形均達(dá)到11 mm，與現(xiàn)場(chǎng)量測(cè)結(jié)果相符。

3)通過數(shù)值軟件模擬了DK449+155斷面混凝土應(yīng)力、彎矩和軸力的分布情況，特征為： 最大壓應(yīng)力處在拱頂，為2.61 MPa； 邊墻腳位置彎矩最大，為7.47 kN·m；仰拱處軸力最大，為1 387 kN。雖與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果有少許出入，但已能夠反映初期支護(hù)應(yīng)力的分布。

4) 試驗(yàn)段監(jiān)控量測(cè)及應(yīng)力應(yīng)變監(jiān)測(cè)均表明，在當(dāng)前支護(hù)方案下，圍巖初期支護(hù)受力狀態(tài)良好，圍巖與初期支護(hù)可以較好地形成一個(gè)整體以共同發(fā)揮承載力，能夠承受圍巖荷載，具備安全儲(chǔ)備空間。

下一步可針對(duì)軟弱圍巖以外更多巖層在機(jī)械化全斷面爆破開挖的初期支護(hù)受力特性進(jìn)行研究，并將全斷面開挖和非全斷面開挖初期支護(hù)受力特性監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。