動靜組合荷載下隧道錨固圍巖累積損傷效應與支護優化

摘" 要：周期性掘進爆破致使隧道錨固圍巖損傷程度逐步累積，其塑性區擴展甚至失穩，嚴重威脅隧道后續安全施工與運營。通過建立動靜載作用下錨固圍巖單元體受力模型，基于桿巖協調變形原理及爆破主頻率衰減規律，研究錨固圍巖在地應力、孔隙水壓力、錨桿支護力等靜荷載及掘進爆破動荷載作用下的損傷變形機理，推導了動靜載作用下錨固圍巖累積損傷后的塑性區及破碎區半徑計算式，分析了不同因素作用下錨固圍巖變形范圍的演化規律。結果表明：動靜載作用下隧道錨固圍巖變形范圍隨著孔隙水壓力、爆破沖擊力、周邊炮孔數量、損傷變量的增大而逐步增加，隨地質強度指標的增大而減小；西氣東輸商南4#隧道K85.0～K195.7段錨固圍巖擾動損傷區范圍為8 m，塑性區及破碎區半徑分別為5.08，3.74 m；支護優化方案實施后，隧道拱頂下沉量減少了58%，側墻相對移近量減少了60%，圍巖變形控制效果良好。該研究為隧道安全高效施工提供了可靠保障。關鍵詞：隧道開挖；錨固圍巖；動靜組合荷載；累積損傷；支護優化中圖分類號：TU 322；U 451

文獻標志碼：A

文章編號：1672-9315（2024）06-1095-12

DOI：10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2024.0608開放科學（資源服務）標識碼（OSID）：

收稿日期：

2024-07-

25

基金項目：

國家自然科學基金項目（41702346）

通信作者：

于遠祥，男，重慶梁平人，博士，副教授，E-mail：1374400919@qq.com

Cumulative damage effect and support optimization of tunnel

anchored surrounding rock under coupled dynamic-static loads

YU Yuanxiang1，SHEN Peng1，ZHANG Yongliang2，WANG Youfa3

（1.

College of Architecture and Civil Engineering，Xi’an University of Science and Technology，Xi’an 710054，China；

2.The First Engineering Co.，Ltd.，China Railway Beijing Engineering Bureau Group，Xi’an 710100，China；

3.Construction Project Management Branch，

China Oil amp; Gas Pipeline Network Group，Langfang 065000，China）Abstract：Periodic excavation blasting causes the gradual accumulation of damage to the anchored surrounding rock of the tunnel，and its plastic zone expands or even becomes unstable，seriously threatening the subsequent safe construction and operation of the tunnel.By establishing a stress model for the anchored surrounding rock unit under coupled dynamic-static loads，based on the principle of coordinated deformation between anchor bolts and rocks and the attenuation law of blasting main frequency，the damage deformation mechanism of the anchored surrounding rock under static loads such as in-situ stress，pore water pressure，anchor bolt support force，and dynamic loads of excavation blasting was studied.The calculation formulas for the plastic zone and broken zone radius of the anchored surrounding rock after the cumulative damage under coupled dynamic-static loads were derived，

and the evolution law of deformation range of anchored surrounding rock under different factors was analyzed.The results show that：The deformation range of tunnel anchored surrounding rock under coupled dynamic-static loads gradually increases with the increase of pore water pressure，blasting impact force，number of surrounding blast holes，and damage variables，and decreases with the increase of geological strength indicators；The range of disturbance damage area for the anchored surrounding rock of K85.0～K195.7 section of shangnan tunnel 4# of the west east gas pipeline is 8 m，with the radii of plastic zone and broken zone are 5.08 m and 3.74 m，respectively；After the implementation of the optimized support scheme，the subsidence of the tunnel roof has decreased by 58%，and the relative displacement of the sidewalls has decreased by 60%.The deformation control effect of the surrounding rock is good.The research provides reliable guarantees for the safe and efficient construction of the tunnel.Key words：tunnel excavation；anchored surrounding rock；coupled dynamic-static loads；cumulative damage；support optimization

0" 引" 言

鉆爆法以其工程適應性強、經濟效益高等顯著優勢在巖石隧道掘進中被廣泛應用。在工作面循環爆破擾動作用下，隧道圍巖的損傷程度將逐漸累積，導致圍巖中的原有裂隙持續擴展，嚴重威脅隧道施工作業安全［1］，研究隧道圍巖在動靜組合荷載下的損傷變形規律及其合理的支護方案成為隧道高效施工的關鍵技術問題。

近年來，眾多專家學者針對隧道爆破開挖掌子面圍巖的損傷變形進行了系統研究。戴俊等基于分形幾何理論研究了周邊控制爆破對圍巖的損傷作用，并提出了降低圍巖損傷作用的控制措施［2］；劉禮標通過數值分析得到，在不考慮圍巖初始損傷情況下光面爆破對隧道圍巖的損傷范圍為炮孔半徑的7～10倍［3］；陳明等分析了隧洞鉆爆開挖爆炸荷載對圍巖的擾動損傷作用，研究發現爆炸荷載瞬態卸荷導致圍巖損傷區增大，且隨埋深的增大損傷效應越顯著［4］；梁東彪利用數值模擬方法探討了光面爆破周邊孔設計參數對隧道圍巖損傷及超欠挖的影響［5］；劉閩龍等建立了各向異性巖石損傷本構模型，利用該模型研究了隧道鉆爆開挖時炮孔周圍巖體的損傷范圍，并通過現場探測驗證了該損傷模型的合理性［6］；萬英喆研究了光面爆破輪廓線上圍巖的初始裂隙對爆生裂紋擴展的影響規律，并基于統一強度理論計算了爆破荷載作用下圍巖的損傷范圍［7］。此外，部分專家學者針對爆破動載作用下錨固圍巖的損傷變形規律進行了探討。閆長斌研究了多次爆破作用下錨固巖體損傷累積規律，建立了錨固圍巖爆破損傷非線性累積預測模型［8］；陽生權等基于能量波理論，分析了爆破振動能在隧道錨固圍巖中的分布規律，發現爆破振動將導致錨固圍巖物理力學參數的改變［9］；楊國梁等利用超聲波測試技術開展了爆破振動的現場監測，認為爆破振動的衰減是錨固圍巖內部損傷發展的外在表現［10］；楊朋等利用數值模擬方法分析了爆破荷載作用下巷道錨固圍巖的應力演化特征及其變形破壞規律［11］；徐鐘等對鉆爆施工條件下隧道錨固圍巖強度的劣化規律進行了數值分析，得出循環爆破作用下錨固圍巖存在顯著的損傷累積效應［12］；姚堯認為開挖擾動、錨桿支護荷載及孔隙水壓是影響深埋洞室錨固圍巖穩定性的主控性因素［13］；李松達基于現場實測研究了爆破作用下隧道錨固圍巖的擾動損傷程度及其穩定性［14］；李小明研究了周期性掘進爆破作用下隧道錨固圍巖的損傷特征，并提出了錨固圍巖爆破累積損傷的控制方案［15］。

現有關于爆破作用下隧道圍巖損傷變形的研究成果大都是基于現場測試或數值模擬來開展的，但仍缺乏對隧道錨固圍巖在反復爆破擾動下累積損傷變形的系統性理論計算。基于此，以西氣東輸商南4#隧道K85.0～K195.7段為研究對象，構建錨固圍巖單元體受力模型，推導了動靜載作用下隧道錨固圍巖累積損傷后的破碎區半徑計算公式，并建立錨固圍巖損傷量與爆源距關系的擬合公式，分析了錨固圍巖累積損傷效應，進而提出了針對性的隧道圍巖支護優化方案，為有效控制爆破施工條件下隧道錨固圍巖累積損傷變形提供新的思路。

1" 工程概況

西氣東輸商南4#隧道為管道專用隧道，位于陜西省商洛市丹鳳縣城關鎮。隧道洞身采用直墻圓拱形斷面，凈斷面尺寸為3.2 m×3.2 m。根據

勘察報告，該隧道為淺埋富水隧道，最大埋深193 m，其中K85.0～K195.7段圍巖為中風化黑云斜長變粒巖，包括Ⅳ級、Ⅴ級圍巖，圍巖內賦存的地下水以潮濕或點滴出水，局部呈股狀涌水。隧道采用全斷面光面爆破掘進施工，單循環進尺為2 m，單次爆破裝藥量25.2 kg。由于商南4#隧道K85.0～K195.7段圍巖原支護方案及其參數的確定缺乏科學依據，爆破開挖過程中，隧道易產生拱頂冒落及側墻失穩現象，嚴重影響隧道的安全快速掘進，原錨桿支護方案如圖1所示。

2" 動靜載作用下錨固圍巖受力變形分析

2.1" 靜載作用下隧道錨固圍巖受力分析

2.1.1" 靜載作用下錨固圍巖力學模型

工程實際中，隧道錨固圍巖受地應力、孔隙水壓、錨桿支護力多種靜荷載作用。為實現對隧道錨固圍巖在多種靜荷載作用下更合理的變形范圍計算，構建靜荷載作用下隧道錨固圍巖力學模型，如圖2所示。隧道等效開挖半徑為r0，錨桿支護反力為pi，孔隙水壓力為pw，隧道錨固圍巖破碎區半徑為Rs，塑性區半徑為Rp，計算區域半徑為Re。

不含水隧道錨固圍巖塑性區內應力關系為［16］

dσsrdr+σsr－σsθr=0

（1）

式中" σsr為靜載作用徑向應力，MPa；σsθ為靜載作用切向應力，MPa。

將孔隙水壓力視為體積力，滲流方向簡化為軸對稱恒定滲流，則孔隙水的滲流連續微分方程為［17］

d2pw（r）dr2+1r×dpw（r）dr=0

（2）

式中" pw（r）為半徑r處的孔隙水壓力，MPa。

假定滲流場邊界條件為

pw|r=r0=0pw|r=Re=pw

（3）

將式（3）代入式（2）可得孔隙水壓力沿隧道等效半徑方向的分布規律為

pw（r）=pwln（r0/r）ln（r0/Re）

（4）

令Re=βr0，則由式（4）得

pw（r）=－pwln（r0/r）lnβ

（5）

式中" β為計算區域半徑系數。

將孔隙水壓力看作體積力，其計算公式為

fr=δdpw（r）dr=δpwrlnβ

（6）

式中" δ為有效孔隙水壓力系數，取值為0～1，數值越大表示孔隙水對巖體的影響越顯著。

將式（6）代入式（1），考慮孔隙水壓作用隧道錨固圍巖塑性區內力學平衡方程為

dσsrdr+σsr－σsθr+δpwrlnβ=0

（7）

2.1.2" 靜載作用下錨固圍巖受力

塑性區內錨固圍巖應力滿足摩爾-庫倫屈服條件，其表達式為

σsθ=1+sinφ01－sinφ0σsr+2c0cosφ01－sinφ0

（8）

式中" c0為圍巖初始黏聚力，MPa；φ0為圍巖初始內摩擦角，（°）。

將式（8）代入式（7），解之得

σsr=Cr2sinφ01－sinφ0－c0cotφ0+（1－sinφ0）δpw2sinφ0lnβ

（9）

式中" C為積分常數。

錨桿支護條件下洞壁處的應力邊界條件為

σsrr=r0=pi

（10）

式中" pi為隧道圍巖表面支護阻力，MPa。

將式（10）代入式（9）解得積分常數為

C=（pi+c0cotφ0－（1－sinφ0）δpw2sinφ0lnβ）×r0－2sinφ01－sinφ0

（11）

將式（11）代入式（9）得

σsr=pi－（1－sinφ0）δpw2sinφ0lnβ+c0cotφ0×

rr02sinφ01－sinφ0

－c0cotφ0+（1－sinφ0）δpw2sinφ0lnβ

（12）

將式（12）代入式（8）中得

σsθ=1+sinφ01－sinφ0pi－（1－sinφ0）δpw2sinφ0lnβ+c0cotφ0×

rr02sinφ01－sinφ0－c0cotφ0+（1+sinφ0）δpw2sinφ0lnβ

（13）

2.2" 動載作用下隧道錨固圍巖受力分析

由文獻［18］可知，隧道爆破動載作用于錨固圍巖內任一點處的應力為

σdr=npdm－ε

σdθ=－bσdr

（14）

式中" n為炮孔數量；σdr為爆破動載作用徑向應力，MPa；σdθ為爆破動載作用切向應力，MPa；pd為炮孔壁處沖擊力，MPa；m為研究點到炸藥中心的距離與炮孔半徑的比值；b為側壓力系數；ε為應力波衰減指數。

應力波衰減指數ε的計算式為

ε=2－μd1－μd

（15）

式中" μd為巖體動泊松比，一般取μd=0.8μs，μs為巖體靜泊松比。

2.3" 動靜載作用下隧道錨固圍巖受力變形分析

將隧道錨固圍巖任一單元體在動荷載與靜荷載共同作用下的受力狀態簡化為二者的疊加，其力學模型如圖3所示。因此，動靜載組合作用下隧道錨固圍巖任一點處的應力為

σr=σsr+σdrσθ=σsθ+σdθ

（16）

式中" σr為錨固圍巖任一點處徑向應力，MPa；σθ為錨固圍巖任一點處切向應力，MPa。

rock unit under coupled dynamic-static loads

由式（16）可以看出，隧道錨固圍巖受靜荷載和爆破動荷載的綜合影響。在動靜載組合作用下，錨固圍巖原有裂隙發育，塑性區范圍持續擴展直至穩定。由文獻［19］可知，錨桿在中性點處取得最大軸力，錨桿最大軸力值與隧道錨固圍巖變形穩定后的塑性區半徑滿足［24］

Pmax=k2M（Rap）24G－r0ub0EaAs1r20－1r2b

（17）

式中" Rap為變形穩定后塑性區半徑，m；M為彈塑性界面上的應力差；k為小于1的系數，與錨桿間距及巖性相關；G為巖體剪切模量，GPa；ub0為支護前隧道圍巖位移量，m；Ea為錨桿桿體彈性模量，GPa；As為單根錨桿截面面積，cm2；rb為錨桿內端到隧道中心的距離，m。

錨桿中性點處最大軸力為［20］

Pmax=KsC1Blnrmr0+r0rm－1

（18）

式中" Ks為錨桿剪切剛度系數，GPa·m-1；C1為錨桿周長，m；B為常系數；rm為錨桿中性點至隧道中心的距離，m。

B與rm的表達式為

B=（1+μs）（Rbp）2E（P0sinφ0+c0cosφ0）rm=lln（r0+l）－lnr0Rbp=r0P0+c0cotφ0c0cotφ0（1－sinφ0）1－sinφ02sinφ0

（19）

式中" μs為巖體泊松比；Rbp為未支護時圍巖塑性區半徑，m；E為巖體彈性模量，GPa；l為錨桿長度，m；P0為初始地應力，MPa。

由式（12）式（13）式（14）及式（16）可得隧道錨固圍巖彈塑性界面上的應力差為

M=σθ－σr=δpwlnβ+2sinφ01－sinφ0×pi－（1－sinφ0）2sinφ0lnβ

δpw+c0cotφ0×Rpr02sinφ01－sinφ0－（b+1）npdm－ε

（20）

將式（18）及式（20）代入式（17）得動靜載組合作用下隧道錨固圍巖變形穩定后的塑性區半徑計算公式為

2sinφ01－sinφ0pi－（1－sinφ0）δpw2sinφ0lnβ+c0cotφ0×（r0）2sinφ0sinφ0－1×（Rap）21－sinφ0+δpwlnβ－（b+1）npdm－ε

（Rap）2

=4G2KsC1Blnrmr0+r0rm－1kEaAs1r20－1r2b+r0ub0

（21）

3" 動載作用下錨固圍巖損傷弱化分析

3.1" 爆破擾動下隧道錨固圍巖損傷弱化效應

隧道掘進中爆破擾動在一定范圍內影響巖體的力學性質，從而影響巖體工程的穩定。因此，在工程設計時應考慮擾動狀態下的有效黏聚力與有效內摩擦角。劉德峰基于H-B準則和M-C準則［21］，推導出爆破擾動條件下圍巖有效黏聚力和有效內摩擦角分別為

φe=arcsinαmbmbσ3σci+sα－1

2+αmbmbσ3σci+sα－1

ce=σci2

1mbσ3σci+sα－1×（1+αmb）

（22）

式中" 參數mb，s及α分別為

mb=miexpGSI－10028－14Ds=expGSI－1009－3D

α=12+16exp-GSI15－exp-203

（23）

式中" σ3為巖石最小主應力，MPa；σci為完整巖石的單軸抗壓強度，MPa；mi為完整巖石的mb值；GSI為地質強度指標；D為巖體損傷變量。

3.2" 爆破動載下錨固圍巖損傷定量分析

錨固圍巖損傷實質上是在爆破應力波的作用下，其原有裂隙擴展及力學參數的降低。巖體損傷量與爆破應力波在巖體中傳播頻率的關系為［22］

D=ff02

（24）

式中" f為爆破應力波在巖體內的傳播頻率，Hz；f0為爆破應力波在巖體內的初始頻率，Hz。

工程實際中，爆破應力波主頻率與炸藥量和爆源距關系式為［23］

f=KrQ1/3ra

（25）

式中" Q為單次爆破裝藥量，kg；r為爆源距，m；K和a均為常數。

將式（25）代入式（24）得損傷變量D隨爆源距及單次爆破裝藥量的關系式為

D=Kf0r2Q1/3r2a

（26）

4" 考慮累積損傷的錨固圍巖變形范圍

4.1" 隧道錨固圍巖累積損傷分析

隧道采用鉆爆法開挖時，每一次掘進爆破都會對一定距離內的錨固圍巖造成損傷，隨著爆破開挖次數的增加，錨固圍巖原有裂隙在爆破應力波作用下將持續擴展，其損傷程度累積增大。隨著掌子面的推進，爆破應力波主頻率降低，掘進爆破對錨固圍巖的影響不大，可以忽略。爆破荷載作用下錨固圍巖擾動損傷如圖4所示。

文獻［15］研究發現隧道錨固圍巖在經歷了4次掘進爆破后趨于穩定，設單次循環爆破的掘進進尺為d，則擾動損傷區范圍為

rd=4d

（27）

因此，擾動損傷區內的錨固圍巖受周期性掘進爆破的反復損傷，其損傷變量即可視為多次爆破損傷的反復疊加，直至脫離擾動損傷區。

掌子面后方錨固圍巖累積損傷變量分別為

D=D0+Kf0r2Q1/3r2a

;r≤rd

D=D0;r＞rd

（28）

式中" rd為擾動損傷區半徑，m；D0為錨固圍巖初始損傷量。

surrounding rock under blasting load

4.2

考慮累積損傷的錨固圍巖塑性區半徑的確定

隧道錨固圍巖受周期性掘進爆破的影響，強度參數的損傷劣化效應不可忽視。將式（22）式（23）及式（28）代入式（21）得動靜載作用下隧道錨固圍巖累積損傷后的塑性區半徑超越方程為

αmbTα－1×pi－δpwαmbTα－1lnβ+σci2（r0）

－αmbTα－1×

T1－α1+αmb×

2+αmbTα－1αmbTα－12－1×（Rap）2+αmbTα－1+

δpwlnβ－（b+1）npdm－ε（Rap）2=

4G2KsC1Blnrmr0+r0rm－1kEaAs1r20－1r2b+r0ub0

（29）

T=mbσ3σci+s

（30）

由文獻［24］可知，動靜載作用下隧道錨固圍巖累積損傷后的破碎區半徑大小為

Ras=Rap11+sinφe1－sinφe2sinφe

（31）

4.3" 動靜載作用下錨固圍巖變形主控因素

為驗證式（29）、式（31）的工程適應性和合理性，對不同因素作用下錨固圍巖變形的演化規律進行分析。西氣東輸商南4#隧道K85.0～K195.7段開挖相關參數取值：r0=1.88 m，β=15，ub0=0.03 m，m=95.24；圍巖物理力學參數取值：mi=8，σci=130 MPa，σ3=14 MPa，δ=1，b=0.5，G=11 GPa，μs=0.20；錨桿支護參數取值：pi=70 kPa，

Pmax=13.51 kN，Ea=200 GPa，k=0.8，rb=4.08 m，As=5.1 cm2。將上述參數代入式（29），得到動靜載組合作用下隧道錨固圍巖塑性區及破碎區半徑與各因素關系曲線，如圖5所示。當其他參數不變時，隨著孔隙水壓力的不斷增大，錨固圍巖變形范圍呈增大趨勢；隨著爆破沖擊力的不斷增大，錨固圍巖變形范圍不斷增大；隨著炮孔數量的增加，錨固圍巖變形范圍也不斷增大；隨著損傷變量的增大，錨固圍巖受擾動程度不斷增大，其變形范圍也在不斷增大；隨著地質強度指標的不斷增大，錨固圍巖變形范圍不斷縮減。隨著影響因素的改變，錨固圍巖塑性區及破碎區半徑的變化幅度顯著，且變化規律合理，動靜載作用下隧道錨固圍巖累積損傷后的變形范圍計算公式適用于實際工程。

5" 商南4#隧道錨固圍巖損傷變形范圍

5.1" 圍巖物理力學參數室內試驗

為研究動靜載作用下商南4#隧道K85.0～K195.7段錨固圍巖累積損傷后的變形范圍，合理確定支護方案及其參數，通過圍巖取樣，并進行室內加工，開展了圍巖力學試驗，如圖6所示。

通

過物理力學試驗，可得商南4#隧道K85.0～K195.7段圍巖的基本物理力學參數，見表1。

5.2" 爆破應力波傳播頻率現場監測

為得到西氣東輸商南4#隧道K85.0～K195.7段爆破應力波沿隧道側壁傳播頻率，利用L20-N型爆破振動監測儀進入現場進行監測。將振動監測儀探頭距掌子面一定的距離粘在隧道側墻，并連接主機進行監測，如圖7所示。

距離掌子面10 m處開始布置測點，每隔3 m布置一個測點，共計布置12個測點。爆破應力波垂向分量具有更為明確的物理意義［25］，因此對爆破應力波傳播頻率的分析也以垂向分量為主。將收集到的垂向分量主頻率進行非線性曲線擬合，如圖8所示。

由擬合結果可知，常數K=323.69，a=-0.34，

擬合曲線相關性系數0.88，擬合曲線表達式為

f=323.69rQ1/3r－0.34

（32）

將常數K與a代入式（26），可得西氣東輸商南4#隧道K85.0～K195.7段掘進爆破作用下任一截面錨固圍巖損傷變量D的計算公式為

D=323.69f0r2Q1/3r－0.68

（33）

西氣東輸商南4#隧道單次爆破裝藥量Q=25.2 kg，將爆源距r=1 m時爆破應力波傳播頻率視為初始頻率，代入式（32）可得f0=224 Hz。基于式（33），繪制損傷變量D與爆源距r關系曲線，如圖9所示。

從圖9可以看出，爆源距8 m時損傷變量D已降至0.064 5，錨固圍巖幾乎不受影響。西氣東輸商南4#隧道一次爆破掘進2 m，因此，僅前4次爆破會導致錨固圍巖的擾動損傷，式（27）設定合理。由式（27）可得K85.0～K195.7段擾動損傷區范圍rd=8 m。

將式（33）代入式（28），得出擾動損傷區（rd≤8 m）內任一截面循環爆破作用下錨固圍巖累積損傷變量D的計算公式為

D=D0+323.69f0r2Q1/3r－0.68

（34）

5.3" 錨固圍巖損傷變形范圍計算

根據現場施工資料及工程經驗，西氣東輸商南4#隧道K85.0～K195.7段圍巖、錨桿支護及掘進爆破相關計算參數見表2。

將爆源距r=2 m，爆破應力波初始頻率f0=224 Hz及單次爆破裝藥量Q=25.2 kg代入式（33）可得

D=0.52×0.77=0.40

（35）

同理可得，當r=4，6及8 m時，錨固圍巖損傷量分別為0.16，0.09及0.06，根據工程經驗，錨固圍巖初始損傷量D0取0.05，代入式（34）可得錨固圍巖累積損傷量D=0.76。相關參數代入式（23），計算得mb=0.336，s=0.000 2，α=0.508，

T=0.036；相關參數代入式（19），計算得B=0.001 2，

rm=2.84。

將上述結果及相關參數代入式（29）可得

47.94Rap2.87－99.38Rap2=2.54×103

（36）

該方程是關于Rap的超越方程，采用迭代法求解，得到動靜載作用下西氣東輸商南4#隧道K85.0～K195.7段錨固圍巖考慮累積損傷的塑性區半徑Rap=5.08 m。由式（22）可得圍巖爆破損傷后有效內摩擦角φe=17.66°。

將上述計算結果代入式（31）可得

Ras=5.08×11+sin17.66°1－sin17.66°2sin17.66°

（37）

解之得錨固圍巖考慮累積損傷的破碎區半徑Ras=3.74 m。

6

商南4#隧道K85.0～K195.7段圍巖支護優化

6.1" 圍巖支護優化

在動靜載作用下西氣東輸商南4#隧道K85.0～K195.7段錨固圍巖累積損傷變形控制問題中，利用注漿錨桿對圍巖進行支護加固。注漿錨桿可以將漿液輸送至圍巖深部破碎地帶，使錨固圍巖成為一個更加穩定的整體，并且注漿錨桿錨固于深部穩定巖體中，基于懸吊理論，充分利用深部穩定圍巖的承載能力，將軟弱巖層懸吊在深部穩定巖層上。因此，注漿錨桿可以提高支護承載結構的承載能力和結構穩定性，從而有效地控制動靜組合荷載下隧道錨固圍巖的強烈變形。

由文獻［26-28］可知，注漿錨桿參數設計如下。

6.1.1" 錨桿長度計算

錨桿總長度lb為

lb=l1+l2+l3

（38）

式中" l1為不穩定巖體厚度，m；l2為錨桿錨入穩定巖層長度，m，一般取0.5 m；l3為錨桿外露長度，m，一般取0.1 m。

6.1.2" 錨桿間排距

錨桿間排距為

Sa≤Pbkγl1

（39）

式中" Sa為錨桿間排距，m；Pb為錨桿錨固力，kN；k為安全系數，一般取2；γ為上覆巖體平均重度，kN/m3。

6.2" K85.0～K195.7段支護優化方案

選用Φ22注漿錨桿對圍巖進行支護加固，相關參數取值：k=2，Pb=100 kN，γ=25 kN/m3。

6.2.1" 錨桿長度計算

由于隧道等效開挖半徑r0=1.88 m，圍巖破碎區半徑Ras=3.74 m，所以圍巖破碎區厚度l1=1.86 m。當錨桿錨入穩定巖層長度l2=0.5 m，錨桿外露長度l3=0.1 m，由式（38）可得錨桿總長度lb=2.46 m。

6.2.2" 錨桿間排距

將參數代入式（39）得錨桿間排距Sa≤1.04 m。

選用規格為Φ22 mm×2 500 mm的注漿錨桿，梅花型布置，每隔1 m全斷面布置一排，錨桿間距為1 m，排距為1 m。如圖10所示，滿足設計要求。

注漿錨桿布設完成后開始注漿，注漿采用水泥單液漿，選用42.5級硅酸鹽水泥，漿液水灰比為1∶2，注漿孔口壓力為3 MPa，注漿半徑0.5 m［29-31］，直至漿液不能繼續注入為止，待壓力穩定30 s左右。注漿持續時間一般為5 min左右，每孔注漿量為0.1～0.4 m3，其中水泥量為100～400 kg。

6.3" 錨固圍巖支護優化效果

在原有支護條件下隧道錨固圍巖變形較大，其中拱頂下沉量分別為211，220，238，253 mm，側墻相對移進量分別為145，155，163，174 mm。支護優化方案實施20d后，各截面錨固圍巖變形逐步衰減并趨于穩定，監測數據顯示：拱頂下沉量分別為77，86，97，107 mm，側墻相對移近量分別為51，58，64，71 mm。支護優化方案實施后，隧道拱頂下沉量減少了58%，側墻相對移近量減少了60%，錨固圍巖變形控制效果顯著，滿足隧道安全施工要求。

7" 結" 論

1）實際工程中，周期性掘進爆破致使隧道錨固圍巖累積損傷變形。因此，推導動靜載作用下隧道錨固圍巖累積損傷后的破碎區半徑計算式，確定合理的破碎區范圍，為隧道圍巖支護優化方案提供設計依據。

2）錨固圍巖塑性區及破碎區半徑隨著孔隙水壓力、爆破沖擊力、周邊炮孔數量、損傷變量的增大而逐步增加，隨地質強度指標的增大而減小。隨著不同影響因素的改變，錨固圍巖變形范圍的變化幅度顯著。

3）西氣東輸商南4#隧道K85.0～K195.7段錨固圍巖擾動損傷區范圍為8 m，累積損傷后的塑性區半徑為5.08 m，破碎區為3.74 m，在此基礎上確定錨桿支護參數。支護優化方案實施期間，隧道拱頂下沉量減少了58%，側墻相對移近量減少了60%，錨固圍巖變形控制效果良好，滿足現場安全高效施工要求。

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（責任編輯：劉潔）