基于现场实测的隧道初期支护受力模式分析

仇文革， 李冰天， 田明杰， 李 思， 黄海昀

(西南交通大学土木工程学院交通隧道工程教育部重点实验室， 四川 成都 610031)

基于现场实测的隧道初期支护受力模式分析

仇文革， 李冰天， 田明杰*， 李 思， 黄海昀

(西南交通大学土木工程学院交通隧道工程教育部重点实验室， 四川 成都 610031)

为研究隧道初期支护的受力模式，以蒙华铁路在建隧道为工程依托，开展隧道洞周位移和初期支护受力状态的现场测试。结果表明： 1)初期支护普遍受压，结构处于小偏心受压状态； 2)隧道洞周位移收敛值较小，且隧道整体向净空侧变形，与初期支护普遍受压的受力模式一致； 3)洞周位移、锚杆轴力和初期支护的受力状态均不符合塌落拱式的受力模式，而符合围岩与支护相互作用而产生的形变压力特征； 4)格栅钢架对结构的抗压-剪承载力贡献非常小，初期支护斜截面的抗剪强度主要由混凝土控制，格栅钢架的作用仅是在混凝土开裂后提供峰后韧性。

隧道； 初期支护； 现场实测； 受力模式； 塌落拱； 形变压力

0 引言

隧道是交通基础设施的重要组成部分。随着我国铁路网的快速发展，隧道被越来越多地修建和使用，截止到2016年底，全国运营隧道14 100座，总长14 120 km； 在建铁路隧道4 240座，总长9 300 km[1]。隧道开挖后，围岩应力释放，产生应力重分布，洞周围岩发生变形； 支护结构施作后，围岩变形受阻，在围岩与支护的接触面上产生压力，即围岩压力。围岩压力的作用模式(初期支护的受力模式)和计算方法是研究隧道围岩与支护结构相互作用的最重要环节[2-4]。

经验公式法是目前发展较为成熟且应用广泛的确定围岩压力的方法，大致分为2类。第一类基于普氏理论[5]和太沙基理论[6]，例如《铁路隧道设计规范》[7]中确定围岩压力的方法。这种方法是我国目前铁路隧道设计的主要手段，很多国内的学者进行了相关研究，文献[8-10]利用模型试验和数值试验的方法对隧道围岩无支护条件下的破坏模式进行了研究，验证了塌落拱的存在； 张礼仁等[11]通过监测和数值模拟的方法研究了不同级别围岩条件下隧道的受力和变形。第一类方法虽然使用方便，但考虑的影响因素单一，计算结果与实际情况比较会产生2个问题： 1)隧道埋深较浅、围岩条件较好时，开挖轮廓已成拱，是否还存在计算值那么大的围岩压力； 2)隧道埋深较深时，初始地应力较大，围岩压力是否只有计算值那么小。而国内隧道建设中已出现一些依据地勘进行设计却不能满足实际要求的案例，均说明了这些问题的存在。第二类是基于新奥法[12]和Q系统[13]或RMR分级体系[14]的方法。新奥法认为洞室开挖后所产生的围岩压力由岩体与支护结构共同承担，且岩体承担了主要部分，围岩压力是形变压力和松动压力的组合。Q系统分类和RMR分类考虑了多方面的影响因素，合理利用岩体作为支护结构的一部分，主张轻型支护是第二类方法的指导思想。

国内外隧道设计理论存在巨大差异，且目前国内隧道建设实践中暴露出诸多问题，因此明确隧道初期支护的受力模式，对于隧道建设的安全性和经济性都尤为重要。本文以蒙西—华中煤运铁路(简称为“蒙华铁路”)在建隧道为依托，对不同岩质、不同围岩等级的多个隧道的初期支护受力展开大量的现场实测，对隧道初期支护受力模式进行了研究。

1 工程概况

蒙华铁路是目前国内最长运煤专线，北起内蒙古浩勒报吉站，经内蒙古自治区、陕西省、山西省、河南省、湖北省、湖南省，止于江西省吉安站，全长1 837 km，设计行车速度为120 km/h，其中隧道228座，总长457.504 km。

现场实测试验段设置在蒙华铁路连云山隧道、九岭山隧道、阳山隧道、延安隧道、姚店隧道和郑庄隧道，涵盖Ⅱ—Ⅴ级4种围岩等级，花岗岩、板岩、砂泥岩、黄土4种岩质，共设置10个试验工况，共计30个试验断面，如表1所示。

选取围岩条件相对较差的花岗岩Ⅳ、Ⅴ级围岩和黄土Ⅳ、Ⅴ级围岩作为代表进行说明，并对现场实测期间阳山隧道出口DK390+786 ～ +520段出现的266 m初期支护开裂和格栅钢架变形破坏原因进行分析。

表1 试验工况表

九岭山隧道位于江西省境内，全长15 390 m，试验段隧道埋深为57 m(Ⅳ级)和45 m(Ⅴ级)，围岩为花岗岩和花岗闪长岩。郑庄隧道、姚店隧道位于陕西省延安市境内，其中郑庄隧道全长4 335.89 m，试验段隧道埋深为58 m； 姚店隧道全长3 722.91 m，试验段隧道埋深为91 m，围岩均为黏质老黄土。阳山隧道位于陕西省延安市境内，变形破坏段埋深为115～155 m，围岩为砂泥岩。隧道支护措施如表2所示。

表2 隧道支护措施

2 现场试验方案

2.1 试验段布置

每个试验段长度为30 m，中部设置3个试验断面，4个试验段共计12个试验断面。其中九岭山隧道试验段里程为DK1 695+825 ～ +855、DK1 695+605 ～ +635，郑庄隧道试验段里程为DK372+525～+555，姚店隧道试验段里程为DK357+230 ～ +260， 试验段布置情况如表3所示。 现场测试内容为拱顶沉降、水平收敛、锚杆轴力、格栅钢架应变和喷射混凝土应变。

表3 试验段布置情况表

2.2 监测断面测点布置

2.2.1 拱顶沉降、水平收敛测点布置

监测点布置如图1所示，图中GD01为拱顶沉降监测点，SL01、SL02为水平收敛监测点。

图1 位移测点布置图

2.2.2 系统锚杆轴力测点布置

在岩质围岩隧道试验断面设置10根测力锚杆，锚杆编号为MG01—MG10； 在土质围岩隧道试验断面设置8根测力锚杆，锚杆编号为MG03—MG10。每根锚杆设置6个轴力测点。锚杆监测点布置如图2所示。

2.2.3 喷射混凝土应变、钢架应变测点布置

在喷射混凝土应变测点每个断面布置10个测位，每个测位分内外2个测点，内侧测点编号为NT01—NT10，外侧测点编号为WT01—WT10； 在钢架应变测点每个断面布置10测位，Ⅳ级围岩因仰拱无钢架，只有7个测位，每个测位分内外2个测点，内侧测点编号为NG01—NG10，外侧测点编号为WG01—WG10。喷射混凝土、钢架测点布置如图3所示。

图2 测力锚杆点位布置图

(a) 喷射混凝土

(b) 钢架

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

3 试验结果及分析

选取九岭山隧道试验断面DK1 695+840(Ⅳ级)、DK1 695+620(Ⅴ级)，郑庄隧道试验断面DK372+540(Ⅳ级)，姚店隧道试验断面DK357+245(Ⅴ级)作为典型断面进行分析，其中变形量测和受力量测同时进行。监测时间如表4所示。

表4 试验段监测时间

3.1 拱顶下沉与水平收敛

各试验断面拱顶沉降和水平收敛量测结果如表5所示，试验断面洞周变形如图4所示。量测数据表明： 各断面的拱顶沉降和水平收敛值均为正值，即隧道整体向净空侧变形。

表5典型断面拱顶下沉与水平收敛量测统计表

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

试验断面围岩岩质监测点累计收敛值/mmDK1695+840(Ⅳ)花岗岩DK1695+620(Ⅴ)花岗岩DK372+540(Ⅳ)黏质老黄土DK357+245(Ⅴ)黏质新黄土GD016.00SL015.33SL021.38GD0110.90SL019.19SL023.37GD0112.10SL0117.52SL0212.98GD0111.10SL0114.76SL0213.59

3.2 格栅钢架内力

各试验断面格栅钢架应力分布如图5和图6所示。计算得到轴力、弯矩值如表6所示。量测数据表明： 格栅钢架内外侧均承受压应力，弯矩值较小。

(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

图6 格栅钢架外侧应力分布(单位： MPa)

注： “+”表示受拉，“-”表示受压。

3.3 喷射混凝土内力

各试验断面喷射混凝土应力分布如图7和图8所示，计算得到轴力、弯矩值如表7所示。 量测数据表明： 喷射混凝土内外侧均承受压应力，弯矩值较小。

3.4 锚杆轴力分析

系统锚杆轴力分布如图9所示。 量测数据表明： 锚杆受力普遍较小，锚杆轴力较大测点在断面上及锚杆杆体上的位置表现为随机性，数值表现为突变性和不连续性。

3.5 实测数据与塌落拱理论对比分析

通过对格栅钢架、喷射混凝土内力进行综合计算，得到试验断面内力分布如图10所示、综合内力汇总如表8所示, 并计算得到偏心距汇总如表9所示。

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

图7 喷混凝土内侧应力分布(单位： MPa)

图8 喷混凝土外侧应力分布(单位： MPa)

注：“+”表示受拉，“-”表示受压。

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

图9锚杆轴力分布(单位： kN)

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

通过对断面综合内力进行分析，各量测断面初期支护均处于受压状态，弯矩普遍较小，结构为小偏心受压构件，此时结构受力状态为抗压控制。

为了验证现场试验的正确性，采用大型通用有限元软件ANSYS建立荷载-结构模型，参照规范[7]计算方法进行计算。根据试验段埋深及围岩参数，依据塌落拱理论对Ⅳ、Ⅴ级围岩条件下初期支护受力进行计算，结构轴力、弯矩受力云图如图11所示，轴力、弯矩计算值如表10和表11所示。

由塌落拱理论计算结果可以看出： 初期支护虽然均处于受压状态，但轴力值与实测值相差较大，弯矩在拱部较大、边墙处较小，且拱腰处出现较大反弯矩。经计算，在塌落拱理论受力模式下，初期支护结构处于大偏心受压状态，其截面受弯-拉控制。

(a)DK1695+840轴力分布(单位:kN)(b)DK1695+840弯矩分布(单位:kN·m)(c)DK372+540轴力分布(单位:kN)(d)DK372+540弯矩分布(单位:kN·m)

图10 试验断面内力分布

表9 各断面偏心距汇总表

(a) 轴力

(b) 弯矩

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

表10塌落拱理论初期支护轴力值

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

对实测数据和塌落拱理论对比分析可以发现，初期支护的内力实测值与依照塌落拱理论的计算值相差较大，初期支护结构处于小偏心受压状态，其受力模式由压-剪控制，而不是大偏心受压状态下的由弯-拉控制。同时依照塌落拱理论，隧道开挖后上方存在塌落体，系统锚杆的受力状态应该是由拱部到边墙逐渐减小，受力大小沿杆体应具有一定的连续性； 而实测数据表明，系统锚杆普遍受力较小，且在数值上具有随机、突变和不连续的特点，说明受力模式与塌落拱理论不同。

表11塌落拱理论初期支护弯矩

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

3.6 初期支护破坏模式分析

综合分析量测数据可知，初期支护普遍受压，结构处于小偏心受压状态； 同时隧道洞周位移收敛值均为正值，说明隧道整体向净空侧变形，也符合量测初期支护的受力状态，但与依照塌落拱理论得到初期支护受力状态不符，分析认为初期支护所受到的围岩压力主要来自于围岩的形变压力。为了探讨初期支护的破坏模式，本文对蒙华铁路阳山隧道出口DK390+786～+520大变形段共计266 m进行分析，发现初期支护均发生两侧拱腰开裂、格栅钢架变形破坏，采集现场部分断面照片如图12所示。分析可知喷射混凝土发生局部斜截面剪切破坏，同时导致格栅钢架发生局部压屈错台破坏。而发生局部破裂后变形不再发展，趋于稳定，表现为形变压力的特征。在此种受力状态下，结构破坏模式由压-剪控制，为斜截面的剪切破坏，而非由弯-拉控制的正截面拉伸破坏。

(a) (b)

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

在以往的设计中，格栅钢架的主要作用是提高初期支护的抗弯-拉性能，而根据上述结论，初期支护结构多为小偏心受压。在此条件下，以格栅钢架间距1.0 m、喷射混凝土厚度20 cm为例，格栅钢架的弹性模量Eg与混凝土的弹性模量Eh之比(Eg/Eh)≈10， 考虑二者同步变形，格栅钢架的受力面积Ag与混凝土的受力面积Ah之比(Ag/Ah)≈0.007 6，则格栅钢架受力Ng与混凝土受力Nh之比(Ng/Nh)≈0.076，因此格栅钢架为结构提供的抗压承载力非常小，仅占7.6%，其作用主要是增加初期支护的峰后韧性、预防围岩压力超过预期的风险。

4 结论与讨论

通过对现场量测数据的整理和分析，得出以下结论：

1)初期支护弯矩较小，未产生拉应力，截面内普遍受压，结构处于小偏心受压状态，其受力模式由压-剪控制，破坏模式为斜截面的剪切破坏，而非由弯-拉控制的正截面拉伸破坏。

2)隧道洞周位移收敛值较小，且均为正值，隧道整体向净空侧变形，与初期支护普遍受压的受力模式一致。

3)隧道洞周位移、锚杆轴力及初期支护受力状态均不符合塌落拱式松动荷载下的受力模式，结合上述结论以及阳山隧道初期支护局部开裂破坏后变形不再发展、趋于稳定的破坏模式，分析认为，初期支护受力符合围岩变形且与支护相互作用而产生的形变压力特征。

4)目前格栅钢架设计的主要作用是提高初期支护在大偏心受压模式下的抗弯-拉性能，而实际初期支护结构受力模式为小偏心受压，此时格栅钢架对结构的抗压-剪承载力贡献非常小，初期支护斜截面的抗剪强度主要由混凝土控制，格栅钢架的作用仅是在混凝土开裂后提供峰后韧性，故钢架未能发挥其应有的作用，今后应进行进一步优化。

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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

蒙西华中铁路股份有限公司资助项目(MHHTZX[2016]0002，TKKY201601002)； 国家自然科学基金资助项目(U1434206，51678497)

仇文革(1959—) ，男，山东烟台人，1982年毕业于西南交通大学，隧道与地下铁道专业，博士，教授，主要从事隧道及地下工程方面的教学与研究工作。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