川藏鐵路瀘定車站特大跨度隧道支護體系優化設計

華 陽，陶偉明，吳 林，曹 彧，匡 亮，吳詠雙，王 闖

(中鐵二院工程集團有限責任公司，成都 610031)

引言

隨著我國鐵路事業快速發展，隧道建設規模及復雜程度不斷攀升，為滿足地下車站、救援站等大型地下空間結構設置需求，特大跨度隧道(開挖跨度14 m以上)[1]工程逐漸增多。

與一般隧道相比，特大跨度隧道在斷面形式、隧道力學行為、支護體系、設計參數、施工方法等方面有顯著區別[2]。一方面，就目前工程實踐經驗來看，由于川藏鐵路隧道工程的隱蔽性，各個工點地層巖性、水文特征、埋深及外部環境等因素各不相同[3]，其面臨的設計、施工技術要點也有所差異，故可供借鑒的設計和施工經驗相對匱乏。另一方面，由于我國鐵路隧道相關技術標準僅針對一般單、雙線鐵路隧道設計和施工做了相應規定，缺乏指導三線、四線等大跨度鐵路隧道設計施工的針對性技術標準。因此，瀘定站特大跨隧道工程設計過程中面臨著極大挑戰。

關于特大跨度隧道支護體系與施工過程優化方案，國內外學者已開展了一系列研究。沈才華[4]針對淺埋卵石土地層大跨公路隧道初期支護進行研究，提出隧道斷面合理初支厚度與埋深的相對關系；曲海峰[8]以廣州龍頭山四車道大跨隧道為研究對象，通過對比分析分別給出了型鋼鋼架與格柵鋼架的適用條件與應用范圍；鄭俊杰等[5]通過有限元軟件對大斷面軟巖隧道錨桿設置形式進行模擬分析，結合錨桿受力狀態以及圍巖穩定性提出了軟巖地層中大跨隧道合理錨桿布設方案；張社榮等[6]采用有限元軟件對超大型地下洞室的開挖支護等施工過程進行模擬分析，從控制巖體的變形和塑性區范圍擴張出發，提出了錨桿長度與布設密度的合理方案；趙東平等[7]統計分析了大斷面黃土隧道初期支護變形量，并進一步研究了大斷面黃土隧道變形規律，給出了不同圍巖條件下大斷面黃土隧道預留變形量建議取值；李健等[8]依托鄭西線大跨黃土隧道工點，通過現場監測與數值分析相結合的手段，對大跨隧道施工工法提出了優化改進方案；王志杰[9]依托成昆復線大斷面隧道，通過數值模擬對比分析不同圍巖含水率下隧道初期支護結構的受力特性和變形規律，并提出了圍巖含水率閾值下的隧道支護參數優化方案；雷震宇[10]等采用荷載-結構模型，分析了不同拆撐順序下初期支護內力的變化，對不同的拆撐長度方案進行了對比并給出了合理拆撐建議方案。朱永澤[11]依托成蘭鐵路柿子園隧道，分別對雙側壁導坑法和雙側墻導坑法的開挖工序、何時拆除臨時支撐以及不同掌子面的距離等進行了研究，分析了兩種方法的變形規律及受力特點。

綜上所述，針對各類特大跨度隧道工程支護體系，國內學者通過理論分析、數值模擬、現場監測等手段已研究總結出豐富成果。但上述研究內容大多局限于噴射混凝土、錨桿、鋼架等某項單一內容，未能對特大跨度隧道支護體系設計方法給出系統歸納和建議，難以滿足川藏鐵路沿線特大跨度隧道密集分布的實際建設需要。

依托新建川藏鐵路雅安至林芝段瀘定車站特大跨度隧道洞型特點，結合工程經驗，并考慮隧道埋深、圍巖條件、施工工法等因素，對隧道支護體系及參數進行優化分析，進一步探討特大跨度隧道在結構安全前提下的合理支護形式，提出安全經濟合理的支護參數方案，克服原設計方案偏于保守的弊端，降低工程造價，形成可供川藏鐵路及以后類似特大跨度隧道借鑒的技術成果。

1 依托工程概況

川藏鐵路瀘定車站位于瀘定縣寶靈山隧道進口段，隧道進口位于瀘定縣白日壩，緊接大渡河特大橋，進口高程約1 687 m；出口位于康定縣爐城鎮升航村，緊鄰升航大橋，出口高程約2 367 m，為川藏線雅(安)新(都橋)段第一長隧，全長26.5 km，屬Ⅰ級高風險隧道。

車站隧道最大開挖跨度達25 m，斷面開挖面積超過320 m2，洞室規模國內罕見，加之地處高原山區，環境條件艱險惡劣[12-13]，因此，該工程亦是新建川藏線雅安至新都橋段重點控制性工程。

瀘定車站平面布置參考京張高鐵八達嶺站和貴陽龍洞堡地下車站的布置形式，采用“上行到發線與上行側式站臺洞室+下行到發線與下行側式站臺洞室+正線(雙線)洞室”的三洞布置形式。車站平面布置示意如圖1所示。車站布置于隧道進口向內延伸約1 350 m長范圍，其中，小里程端以左右兩側到發線隧道及1個正線隧道形式通過，其余段為岔區隧道，分別由大跨多線隧道、雙線隧道和到發線單線隧道組成。

圖1 瀘定車站平面布置示意

隧道內設置車站段主要穿越英云閃長巖、角閃巖等硬質巖，圍巖條件較好。隧道進口區屬于瀘定韌性剪切帶范圍，受影響范圍較小，巖石碎裂巖化明顯，節理較為發育，但整體完整。出口區內以變質巖及巖漿巖類為主，一般含水微弱，富水性較差，但分布廣泛。

特大跨度隧道襯砌斷面主要設置于三線、四線隧道段落，包含2種跨度形式，典型斷面如圖2所示。其中，A-A斷面內凈空跨度b=18 m，開挖高度H=14.5 m，開挖跨度B=20.1 m，開挖面積約230 m2，分布于隧道三線大跨地段；四線斷面(B-B、C-C、D-D、E-E斷面)內凈空跨度b=23 m，開挖高度H=16.2 m，開挖跨度B=25 m，開挖面積320 m2，分布于車站三線轉四線大跨地段，是新建川藏鐵路沿線開挖跨度最大的隧道洞室之一。

圖2 寶靈山特大跨度隧道斷面示意(單位：m)

2 特大跨度隧道支護參數優化分析路徑

設計過程中，結合以往類似工程經驗，明確了通過工程類比、歸納分析和數值模擬驗證相結合的手段，對瀘定站特大跨度隧道支護體系及參數進行優化調整，技術路徑如圖3所示。

從圖3可知，分析步驟為先根據既有工程案例進行歸類總結，分析提煉出具有借鑒意義的支護體系方案；再結合川藏瀘定站工程地質特征、圍巖條件、埋深等因素，分別給出初期支護與二次襯砌的原始支護參數；然后，通過有限元軟件針對初支受力變形情況開展數值分析，優化并驗證參數合理性；最后，基于已明確的初支參數體系對二襯參數進行優化，通過對比既有參數與數值計算結果，最終確定經濟合理的支護體系。

圖3 特大跨度隧道支護參數優化技術路線

3 大跨隧道支護參數工程類比分析

3.1 國內特大跨度鐵路隧道工程案實踐

由于特大跨度隧道設計施工受地層巖性、水文特征、隧道埋深等因素綜合影響，不同條件下特大跨度隧道設計施工措施不盡相同。通過廣泛調研京張鐵路、成蘭鐵路、貴陽樞紐、六沾鐵路等重大干線工程，重點選取了其中具有借鑒意義的特大跨度隧道工點，對其支護體系及參數進行統計分析。以Ⅳ級圍巖為例，如表1所示。

表1 國內部分特大跨度鐵路隧道支護參數統計(Ⅳ級圍巖)

以上工點均位于隧道埋深段，可采用相同荷載-結構模型進行結構設計，具有一定的可比性。根據表1統計數據可知，隨著建設年代更迭，特大跨度隧道支護體系愈發重視噴混凝土和錨桿形成的主動支護作用，二次襯砌的被動承載能力出現了一定程度弱化：如最初烏蒙山隧道僅采用3.5 m長錨桿，而八達嶺隧道已發展為“長錨索+中錨桿+短錨桿”的立體支護體系；同時，圍巖較好情況下，二襯厚度(尤其是拱墻部位)也有一定削弱，在保證結構安全的同時考慮了經濟性。

3.2 支護體系類比優化

基于特大跨度隧道工程案例設計經驗，同時結合川藏寶靈山隧道工程地質條件，從工程類比角度按“原始參數”和“優化參數”兩種情況，經過對比分析擬定了川藏鐵路寶靈山特大跨度隧道支護參數，如表2所示。在前期設計過程中，考慮到川藏鐵路環境地質條件極其復雜，寶靈山隧道工程作為Ⅰ級風險管理隧道，是全線風險管控的重點項目，因此，出于增大結構安全余量的角度，表2中擬定原始參數原則為基本包絡既有工程的設計參數并形成梯度自洽關系。

表2 瀘定車站大跨隧道支護參數

隨著設計工作加深，主要從3個方面對原始參數進行了優化：一是強調初期支護作為承載結構的不可替代作用，在原設計基礎上進行一定加強；二是借鑒京張八達嶺等大跨隧道先進設計理念，經驗引入長短結合的錨桿支護體系；三是在保證結構安全基礎上削減二次襯砌厚度，降低工程投資。

4 特大跨度隧道數值模擬分析

為驗證設計參數的科學合理性，采用ANSYS有限元軟件對寶靈山特大跨度隧道支護參數開展數值模擬分析。結合表2擬定的支護參數，根據圍巖條件及隧道開挖跨度進行工況組合計算，針對優化前后的結構位移、受力等指標進行討論。

4.1 計算模型及參數

目前，常用的隧道結構受力計算方法主要有荷載-結構模型和地層-結構模型，對于深埋隧道，地層結構模型建模較復雜，且荷載-結構模型計算結果更為精確保守，因此，最終選擇荷載-結構模型進行建模分析。

根據已有研究成果，噴錨支護體系可通過組合拱模型進行計算分析[14-15]：即認為初期支護、系統錨桿與錨桿夾持的圍巖三者整體形成厚度為h的均勻壓縮帶，壓縮帶與噴層一起以“組合拱”方式發揮承載作用。采用徑向無拉彈簧模擬圍巖與“組合拱”的相互作用。內力計算時，“組合拱”內圍巖及噴層內所設置的鋼架均按等高度、等剛度原則等效為噴射混凝土。

隧道襯砌采用梁單元(Beam3)進行模擬，圍巖與襯砌之間采用彈簧(Link10)單元進行模擬，且認為無錨桿區域彈簧不抗拉，有錨桿作用區域彈簧抗拉，圍巖節點設置固端約束。隧道計算模型如圖4所示。

圖4 特大跨度隧道荷載-結構模型

為較好地指導結構設計，圍巖及材料物理力學參數依據TB 10003—2016《鐵路隧道設計規范》進行取值，如表3所示。

表3 各級圍巖的物理力學指標

根據《鐵路隧道設計規范》，隧道二次襯砌混凝土材料參數如表4所示。

表4 襯砌材料原始參數

4.2 初期支護內力分析

根據寶靈山特大跨度隧道工程地質特征及設計情況，以Ⅳ級圍巖為例，跨度分別為20 m及25 m工況下，優化前后初期支護內力進行對比分析，優化前后內力圖如圖5～圖7所示。

圖5 優化前內力圖(B=20 m)

圖6 優化后內力圖(B=20 m)

圖7 優化前內力圖(B=25 m)

圖8 優化后內力圖(B=25 m)

通過計分析可知，支護參數的優化對初期支護軸力產生顯著影響，主要表現在：優化后初支軸力有所減小，Ⅳ級圍巖條件下，20 m大跨隧道軸力由921.43 kN降至842.99 kN，下降約8.5%，25 m大跨隧道軸力由1.46×103kN降至1.37×103kN，下降約6.2%；同時，優化后初支彎矩顯著增大，Ⅳ級圍巖條件下，20 m大跨隧道彎矩由681.31 kN·m增至1.41×103kN·m，增大1倍，25 m大跨隧道彎矩由1.26×103kN·m增至2.24×103kN·m，增大約77%，但均在材料承載能力范圍。具體變化情況如表5所示。

表5 初支優化前后內力變化

4.3 初支位移分析

4.3.1 不同圍巖條件下拱頂收斂分析

為進一步分析特大跨度隧道初支收斂特征，以拱頂和邊墻作為典型部位進行初支變形監測，Ⅲ～Ⅴ級圍巖條件下大跨隧道拱頂沉降情況如圖9、圖10所示。

圖9 隧道拱頂位移(B=20 m)

圖10 隧道拱頂位移(B=25 m)

由圖9、圖10可知，不同跨度隧道拱頂下沉值均隨著圍巖條件劣化而變大，且沉降值隨跨度增大而增加，計算結果符合斷面效應的一般規律。此外，初支參數優化后拱頂沉降值顯著減小：當隧道跨度為20 m時，Ⅲ～Ⅴ級圍巖條件下拱頂沉降分別從4.8，14.5，30.2 mm降至3.1，9.6，21.7 mm，降幅分別為36%、34%、28%左右；當隧道跨度為25 m時，Ⅲ、Ⅳ級圍巖條件下拱頂沉降分別從7.7，21.8 mm降至4.9，15.2 mm，降幅約為34%、30%左右。

4.3.2 不同圍巖條件下邊墻收斂分析

Ⅲ～Ⅴ級圍巖條件下大跨隧道邊墻收斂情況如圖11、圖12所示。

圖11 隧道邊墻收斂(B=20 m)

圖12 隧道邊墻收斂(B=25 m)

由圖11、圖12可知，不同跨度隧道邊墻收斂值均隨著圍巖條件劣化而變大，收斂值隨跨度增大而增加。此外，初支參數優化后邊墻收斂值也發生變化：當隧道跨度為20 m時，Ⅲ～Ⅴ級圍巖條件邊墻收斂值分別從1.1，2.9，4.8 mm降至0.6，1.7，2.9 mm，降幅分別為43%、42%、40%左右；當隧道跨度達到25 m時，Ⅲ、Ⅳ級圍巖條件下拱頂沉降分別從1.7，4.4 mm降至1.0，2.8 mm，降幅約為42%、37%左右。

4.4 二次襯砌安全系數分析

根據上節計算結果可知，初期支護優化后其與圍巖組合形成的殼體結構剛度得到了一定強化，結構受力變化的同時收斂變形得以顯著改善。進一步地，根據《鐵路隧道設計規范》，Ⅳ～Ⅵ級圍巖二襯可按承載結構設計，其分擔圍巖荷載比例按50%～70%考慮。因此，在考慮到初期支護得以強化的基礎上，設計中適當優化二次襯砌參數，故有必要對二襯結構安全開展進一步分析。二襯厚度優化前后襯砌結構安全系數變化情況如圖13、圖14所示。

圖13 優化前后隧道安全系數變化(B=20 m)

圖14 優化前后隧道安全系數變化(B=25 m)

由圖13、圖14可知，優化前后二襯安全系數均能滿足規范要求且有一定的富余，但不同跨度下結構安全系數具體變化情況有所差異。20 m跨度條件下，不同跨度隧道襯砌安全系數均隨著圍巖條件優化而變大，當隧道Ⅲ級圍巖條件下，襯砌安全系數由3.21升高至3.66，增幅為14%；Ⅳ級圍巖時，襯砌安全系數由2.89升高至3.24，增幅為12%；Ⅴ級圍巖時，襯砌安全系數由2.45升高至2.67，增幅為9%。25 m跨度條件下，當隧道Ⅲ級圍巖條件下，襯砌安全系數由3.41升高至3.08，增幅為11%；Ⅳ級圍巖時，襯砌安全系數由2.63升高至2.46，增幅為7%。

5 結論

通過案例調研和類比分析的方法，對國內京張高鐵八達嶺隧道、成蘭鐵路柿子園隧道、貴陽樞紐龍洞堡隧道、六沾鐵路烏蒙山隧道等代表性特大跨度隧道工程項目進行分析，總結歸納了特大跨度隧道工程建造經驗，提出特大跨度隧道支護體系優化設計路徑，明確了寶靈山車站隧道具體設計參數，研究結論如下。

(1)寶靈山隧道原始設計參數初支偏弱，二襯偏強，通過有限元計算分析可知原設計二襯具有較高安全儲備。故結合工程地質條件，進行兩方面優化：一是針對初期支護，采用長短錨桿組合的噴錨體系對原參數進行優化；二是在滿足結構安全要求的前提下削弱二襯厚度，在提高了圍巖自承能力的同時改善結構受力。

(2)對于初期支護，優化后其所受軸力有所減小，下降幅度在10%以內；但其彎矩增大，但均在材料承載能力范圍。同時，優化后初支拱頂及邊墻部位收斂值呈現顯著減小，拱頂收斂幅度在30%左右，而邊墻約為40%。

(3)二次襯砌厚度在原設計基礎上削減約5 cm，由于初支優化后圍巖自承能力大幅提升，優化后的二襯結構安全系數不降反增，增幅約為10%，結構安全余量有所增加。