輸水隧洞圍巖支護結構受力變形分析

褚秀軍

(山西省大同市渾源縣水利灌溉服務中心，山西 大同 037400)

0 前 言

隧洞在施工和運營期間經常發生底部上鼓、拱底下沉、開裂以及圍巖變形等問題[1-3]，嚴重威脅到施工人員的安全并延誤工期，在隧洞運行過程中導致行車中斷。關于深埋輸水隧洞的圍巖-支護體系安全控制問題，學者們主要采用理論分析、數值模擬和現場試驗3種手段進行了豐富的研究。焦斌權等人[4]采用數值模擬的分析方法，就隧道圍巖-支護體系的穩定性進行了研究。張玉偉和王琪[5]研究分析了山嶺隧道施工過程中，不同圍巖條件對支護體系效果的影響。陳遠志[6]基于某隧道為研究背景，采用數值分析方法分析了大跨度隧道圍巖和支護體系的力學穩定性，并對比了實測數據證明了結論的正確性。李錚和何川等人[7]又結合現場實測和數值模擬的方法，研究分析了在施工過程中，震裂軟巖隧洞圍巖-支護體系的結構穩定性及其破壞形態。以上研究缺少對上述綜述內容的一個整體評價，關于深埋輸水隧洞的支護設計技術標準較為缺乏，在隧洞設計和施工的相關規范中無切實可行的方法。因此，如何確定深埋輸水隧洞的合理支護方案以及解決圍巖支護體系的安全控制問題需要更加深入的研究。

本文以山西中部引黃輸水隧洞工程為研究背景，分析旋噴混凝土、鋼拱架和錨桿支護下的圍巖支護強度、支護時間對承載力特征，提出圍巖-支護體系的評價指標，對圍巖-支護體系的安全穩定性及適用性進行評價，以期為類似工程提供理論指導。

1 工程概況

1.1 輸水隧洞特征

中部引黃工程是山西省“四大骨干工程”之一。工程引水源為山西保德縣的黃河天橋水電站，輸水隧洞途徑忻州、呂梁、晉中、臨汾四市，規劃年供水6.02億m3。中部引黃工程是山西輸水線路最長、投資規模最大、受益人口最多的引水工程。

中鐵二十五局承建的中部引黃工程5標段地處保德縣境內，全長24.33 km，屬于引黃工程的控制性工程，施工過程中存在隧洞斷面小、坡度大、通風難度大，隧洞內圍巖地質穩定低、掌子面小，無法使用大型機械、施工效率低的施工特點。地質勘查表明，隧洞地質結構異常復雜，圍巖賦存大型溶洞、膨脹巖、突泥突水、斷層破碎帶等不良地質，施工難度大、安全系數低。

1.2 隧洞圍巖支護工藝

古典壓力理論[1]認為支護上部荷載等同于上覆圍巖失穩自重；坍落拱理論認為隧道圍巖上方會形成塌落拱[5]，支護荷載主要來源于拱內圍巖自重。隨著能量支護理論的提出，既有研究開始考慮支護結構與圍巖間存在的相互作用和共同變形。工程實踐中，日本采用可縮式鋼架支撐和8～14.50 m的長錨桿對惠那山隧道進行了加固處理，奧地利采用9～12 m長錨桿對阿爾貝格隧道進行了加固處理。因此，通過預留變形量、加強錨桿支護和襯砌加強等方式可有效控制隧洞圍巖變形。預留變形量工程經驗標準見表1。

表1 預留變形量工程經驗標準

1.3 圍巖-支護體系安全控制標準

對于深埋輸水隧洞，其圍巖-支護體系的破壞表現形式在表2中給出。

表2 圍巖-支護體系的破壞表現形式

關于圍巖-支護體系的安全控制指標常用的有兩種方法，第一種是根據圍巖-支護體系的系統總體位移進行控制，其計算公式如下：

(1)

公式(1)中:Ulimit是圍巖-支護體系的極限位移，一般取值為圍巖預留變形量，cm；U為通過監測或計算得到的階段位移,cm。

圍巖-支護體系的安全控制原則是將圍巖的變形控制在TZ 204-2008《鐵路隧道工程施工技術指南》[8]規定的容許范圍內，并且建立相關的隧洞位移分段控制標準，其控制標準如表3所示。

表3 隧洞位移控制標準

除根據圍巖-支護體系的系統總體位移進行控制外，另一種控制方法時根據圍巖-支護體系的承載狀態進行控制，其計算公式如下：

(2)

公式(2)中:Plimit是支護結構的極限承載值,MPa；Pi是可以通過監測或者計算得到的支護結構所承受的荷載值,kN。在工程實踐中要求支護結構所承受的荷載值小于極限承載值；并且當二次襯砌施工時間較早時，支護結構控制標準Ksupport≧1.0，并且當二次襯砌施工時間較晚時，支護結構控制標準Ksupport≧1.2。

2 圍巖-支護體相互作用分析

本研究基于已有的芬納修正變形壓力公式以及卡柯松動壓力公式給出了一種判斷圍巖支護體系結構承擔壓力的計算公式，其公式如下：

(3)

(4)

(5)

(6)

公式(6)中：G為剪切模量，GPa；up′為臨界位移，m。由此可知，當u>up′時，僅考慮圍巖體系松動壓力，符合剛塑性介質模型；反之則考慮變形壓力。

本節以某工程實際隧洞為例，選取了樁號為DLI20+500.00 m的斷面，基于上述理論公式，研究分析了隧洞的支護時間和支護強度之間的關系。該隧洞圍巖類別為Ⅴ類泥質巖，該隧洞埋深為600 m，開挖洞徑為10 m，與隧洞相關的巖體力學參數在表4中給出，隧洞的支護相關參數在表5中給出。在開挖過程中該隧洞采取了加大預留變形量和短臺階開挖以及強支護等措施來確保隧道的安全穩定性。

表4 隧洞巖體力學參數

表5 隧洞支護參數

圖1給出了通過計算得到的隧洞圍巖的縱向位移曲線和圍巖特征曲線隨不同支護時間對應的支護抗力值關系曲線(X為隧洞拱頂沉降位移，下同)，由圖可知，當滯后掌子面1 m開始進行支護施工作業時，隧洞的邊界位移為0.074 m，相應的隧洞圍巖支護抗力為2.10 MPa；當滯后掌子面5 m開始進行支護施工作業時，隧洞的邊界位移為0.132 m，相應的隧洞圍巖支護抗力為0.85 MPa。

圖1 隧洞支護時間和支護強度關系

圖2給出了讓壓支護結構作用曲線，可以看出大洞徑的隧洞支護力和支護強度要達到2 MPa以上，但是這一數值通過旋噴混凝土和錨桿支護以及鋼拱架是很難實現的。表5中給出的隧洞3種支護方式能提供的支護強度大約為1.35 MPa，結合現實工程情況，其整體的承載能力還會有所減小。因此，在工程中經常采用強支硬頂并迅速進行二次襯砌和讓圍巖發生充分變形(預留足夠的變形量，采用讓壓支護、適當延遲支護時間)兩種方式來解決初期支護強度不足的問題。

圖2 讓壓支護結構作用曲線

根據JT/TD70-2010《公路隧道設計細則》可以確定不同支護形式對應的支護結構剛度比值關系。在VZ-B型支護中，旋噴混凝土、錨桿和鋼拱架的剛度比值為20.9∶1.0∶4.25，極限承載比為5∶1∶4。圖3為VZ-B支護結構作用曲線圖，由圖3可知，在對隧洞進行支護處理(滯后掌子面5 m開始進行支護施工作業)后，當隧洞邊界位移為0.138 m時，旋噴混凝土支護方式最先達到承載極限值0.65 MPa，此時鋼拱架和錨桿支護的承載值分別為0.15 MPa和0.04 MPa。此時，整個支護體系的承載力為0.84 MPa小于所需要的隧洞圍巖支護抗力0.85 MPa，因此圍巖處于失穩狀態，安全系數(承載狀態安全系數0.84/0.85=0.99)是小于1.0的，不滿足圍巖-支護體系的安全穩定性控制標準。

圖3 VZ-B型支護結構作用曲線

由上述內容可知，支護體系由于旋噴混凝土的剛度遠大于其余兩種方式，從而最先達到破壞，進而使得整個體系無法滿足承載狀態安全穩定。但是，在實際現場施工作業時，混凝土的剛度和強度隨時間增加而不是趨于穩定。針對此現象，本節簡單考慮了旋噴混凝土的彈性模量剛度折減值為0.7，給出了考慮旋噴混凝土彈模折減后的支護結構作用曲線。由圖4可知，考慮混凝土彈模折減后，鋼拱架和錨桿支護作用的承載比增大，其比例為旋噴混凝土∶鋼拱架∶錨桿=11.5∶4.0∶1.0。此時，旋噴混凝土、鋼拱架和錨桿支護的承載值分別為0.59、0.22和0.05 MPa。通過計算可得：Ksupport=1.13、Krock-support=1.07，即支護體系承載安全指標和圍巖變形收斂安全指標分別是1.13、1.07。這一數值大于1，符合規范標準要求，因此，此種方式的隧洞支護強度滿足要求。

圖4 旋噴混凝土彈模折減后支護結構作用曲線

3 結 論

本研究以山西中部引黃輸水隧洞工程為例，對比分析了旋噴混凝土、鋼拱架和錨桿3種支護結構對圍巖支護效果的影響，并評價了圍巖-支護體系的安全穩定性，形成結論如下：

(1) 結合圍巖-支護體系的破壞原因，提出了總體位移和支護結構承載力的評價指標，并對圍巖-支護體系安全性進行評價。針對大洞徑的隧洞支護，通過旋噴混凝土和錨桿支護以及鋼拱架是很難保證隧洞穩定性。采用強支硬頂并迅速進行二次襯砌、圍巖發生充分變形可有效解決初期支護強度不足的問題。

(2) 在VZ-B型支護中，在滯后掌子面5 m距離對隧洞進行支護處理時，加固后整個支護體系的承載力小于所需要的隧洞圍巖支護抗力0.85 MPa，圍巖處于失穩狀態，不滿足圍巖-支護體系的安全穩定性控制標準。

(3) 在隧洞初期支護時通過調整支護結構的施作時機可使得各支護方式發揮更好的結構力學性能，增加體系的結構承載能力。