深埋大断面黄土隧道初期支护受力特征分析

叶万军， 魏 伟， *， 陈 明

(1. 西安科技大学， 陕西 西安 710054； 2. 中铁十二局集团第四工程有限公司， 陕西 西安 710054)

0 引言

作为一种柔性支承结构，初期支护在抑制围岩产生过大变形的同时，能极大发挥围岩的自承能力，是现代隧道修建理念的体现。在深埋隧道施工中，初期支护结构的受力机制复杂，影响因素众多，支护参数优化、支护结构受力模式及受力特征分析等问题成为隧道研究的重点。

不少学者采用现场监测结合数值模拟手段，对初期支护受力规律进行研究。孙克国等[1]利用现场监测和数值模拟对衬砌结构进行了优化； 靳晓光等[2]通过建立实体模型及有限元数值模拟，为深埋公路隧道施工方式的选择提供了科学依据； 李志清等[3]建立了FLAC 3D模型，对型钢混凝土初期支护结构的安全性进行评价。也有很多学者通过对施工过程实时监测，分析支护结构的受力变形特征。谭忠盛等[4-5]通过现场试验对深、浅埋黄土隧道拱部锚杆的作用效果进行研究，发现拱部锚杆受压所能发挥的支护效果有限，得出拱部系统锚杆可以取消的结论； 孟德鑫等[6]以宝兰客运专线西坡隧道为工程背景，通过设置试验断面，提出了大断面黄土隧道变形控制技术； 沙鹏等[7]采用现场实时监测等手段，揭示出层状地层围岩接触压力随时间发展规律及空间分布特征，并针对此类岩体提出更为合理的设计建议。另外，不少学者利用模型试验对复杂地质条件下支护参数设计、衬砌变形破坏机制等问题进行了研究[8-10]。

已有研究取得了较多成果，但由于地质环境的复杂性，不同隧道即使地质条件相似，支护受力特征也可能存在差异，因此关于深埋大断面黄土隧道初期支护各构件受力特征及其联系的研究还需要进一步完善。选取早胜3号隧道进口为试验段，埋设设备实时监测初期支护各子构件的受力状态，同时借助有限元模拟隧道施工，结合监测结果分析支护结构受力特征，对后续施工提出合理建议。

1 工程概况

银西铁路客运专线早胜3号隧道总长11 171.38 m，埋深10～210 m，开挖面积158.3 m2，属双线单洞，为银西铁路控制性工程。隧道位于黄土梁塬沟壑区，主要地层有第四系全新统溜塌堆积黏质黄土、上更新统风积黏质黄土、中更新统风积黏质黄土。试验断面位于早胜3号隧道进口段，里程DK184+235，埋深177 m左右，为Q2黏质黄土，属Ⅳ级围岩，密度2.21 g/cm3，含水率16.1%，黏聚力63 kPa，内摩擦角35°，塑性指数27.97，液性指数-0.08，阳离子交换量CEC(NH4+)139 mmol/kg，蒙脱石含量14.7%，具有弱膨胀性。

试验段采用三台阶七部预留核心土法开挖，隧道断面划分为7个工作面，开挖循环进尺为1.6 m，左侧中台阶、下台阶相比于右侧中、下台阶开挖快1个循环，仰拱距离掌子面11～16 m，施工顺序如图1所示(6-1、6-2、6-3为预留核心土区域)。初期支护采用30 cm厚C25喷射混凝土，间距为0.8 m的全环I20a型工字钢，φ8钢筋网片间距为20 cm×20 cm，边墙处锚杆长度3.5 m，1.2 m×2 m梅花形布置。

图1 开挖顺序示意图(单位： mm)

2 现场监测

文献[11-12]得出结论： 支护结构左右侧拱腰位置易出现应力集中现象。为明确支护受力空间分布规律，结合现场实际情况在拱腰位置增设4个测点。该监测断面共设置测点14个(见图2)，监测内容为围岩与初期支护间接触压力、钢拱架应变、钢拱架间应力、喷射混凝土应变。每个测点布置4种监测设备(见图3)： 土压力盒(JXY-4型)、表面应变计(JHX-3型)、钢筋应力计(JKGJ-16型)、混凝土应变计(JXH-2型)，测试精度(%FS)≤0.2，综合误差(%FS)≤2。仪器均为振弦式传感器，数据读取采用手持式读数仪。前30 d读取频率为1～2次/d； 30 d以后随着数据逐渐稳定，读数频率逐渐降低至1～3次/周。测试原理为外荷载作用后传感器内置钢弦振动频率改变，通过测量该频率并结合传感器已有的标定系数以及钢弦初始频率换算得到测点的内力数值。

图2 测点布置

传感器安装时应特别注意以下几点： 1)土压力盒与围岩接触面应处理平整，固定土压力盒的钢筋爪应焊接牢固，防止压力盒脱空致使数据失真。2)表面应变计焊接于钢拱架靠近围岩一侧翼缘，钢筋应力计焊接于两榀钢拱架之间，混凝土应变计用铁丝固定在钢筋网片上。3)为防止喷射混凝土破坏线缆，安装仪器后多余线缆放置在台阶拱脚的塑料三通内(见图4)，三通口用土工布塞填，待安装下个测点时取出线缆并引至新开挖台阶拱脚三通内，最后在二次砌衬小边墙处引出。

图3 仪器埋设位置

图4 拱脚三通

3 监测数据分析

3.1 围岩与初期支护接触压力

图5示出围岩与支护接触压力随时间变化曲线。整个监测阶段，支护结构均受到来自围岩的压力作用，初期支护闭合前各测点的接触压力出现较大的波动，并且呈现出迅速增加的趋势，其中测点1、5、8处增速最快，出现不同程度的应力集中现象。支护结构未闭合时，拱脚处支反力由锁脚锚杆和下部未开挖土体提供，下部土体开挖后拱脚处于悬空状态，支座反力有所降低，加上施工扰动对初期支护的影响，接触压力表现出较明显的不规则波动。监测10 d时支护闭合，隧道掌子面前移，监测断面受施工影响程度减弱，并且支护结构闭合也有利于自身应力状态的调整，接触压力表现出增长速度放缓、波动减弱的趋势。二次砌衬闭合12 d后大部分测点接触压力趋于稳定，但测点5处接触压力出现了较大幅度的降低，分析认为该变化是由于二次砌衬承担了部分围岩压力导致的初期支护自身内力调整引起。

图5 围岩与支护接触压力随时间变化曲线

Fig. 5 Time-history curves of contact pressure between primary support and surrounding rock

不同监测阶段围岩与支护接触压力空间分布如图6所示，可以看出在不同监测阶段接触压力的空间分布状态规律相近。隧道支护左边墙至仰拱、拱顶至右拱肩区域接触压力较大，右侧边墙—仰拱—左边墙区域接触压力逐渐增大，拱顶—右侧拱腰区域接触压力先减小后增大。接触压力沿着隧道空间的分布表现出较大离散性，测点1、5、8应力集中现象明显，其中测点5处接触压力最大，为357.7 kPa。接触压力分布左右侧不对称，出现偏压特征，但试验段隧道埋深较大且无明显构造应力作用，推测是由左、右侧台阶分部开挖引起围岩应力释放程度不同导致。对比监测25、57 d的空间分布特点发现，二次砌衬施工后，初期支护接触压应力集中情况得到了较大改善，说明二次砌衬完成对调节初期支护受力，维持初期支护稳定具有较大的贡献。

另外，接触压力的空间分布特征与深埋铁路隧道衬砌计算时所采用的均布荷载形式存在较大差异，参考规范[13]松散压力计算方法及文献[14-15]分析方法，深埋隧道围岩压力计算值与实测接触压力分量最大值的对比见表1。可以看出，接触压力理论计算值偏小，水平向分量与实测值差异较大。

表1围岩及支护结构接触压力计算值与实测值对比

Table 1 Comparison between calculated and measured values of surrounding rock pressure kPa

竖向分量实测值理论值水平向分量实测值理论值240.9157.5253.147.2

3.2 喷射混凝土受力特征

喷射混凝土应力利用固定在钢筋网片上的混凝土应变计测量，钢筋网片位于靠近围岩一侧，因此该结果实际反映的是喷射混凝土靠近围岩一侧的应力。由于施工现场环境复杂，喷射混凝土弹性模量随时间变化关系难以确定，若不考虑硬化过程直接按弹性模量设计值计算喷射混凝土内力又与真实受力相差甚远。参考张德华等[16]的研究得到C25喷射混凝土弹性模量与时间理论关系曲线，如图7所示。计算喷射混凝土内力时弹性模量可分为2个部分，即48 h以内取曲线中值12.07 GPa，之后取设计值23 GPa，分步计算累加得到喷射混凝土应力变化曲线如图8所示(负值为受拉，正值为受压)。

(a) 监测10 d

(b) 监测25 d

(c) 监测57 d

图6不同监测阶段围岩与支护接触压力空间分布图(单位： kPa)

Fig. 6 Distribution of contact pressure between primary support and surrounding rock at different monitoring phases (unit: kPa)

喷射混凝土应力随时间变化表现出迅速增长—缓慢增长—逐渐稳定的趋势。混凝土喷射后自身强度逐渐增大，各测点应力数值均迅速增加。监测9 d时，受仰拱开挖影响，测点9、10、11处应力出现不同程度下降。至初期支护闭合(监测10 d)，测点1处应力增量最大，达到15 MPa，超过喷射混凝土的抗压强度设计值； 初期支护闭合后，其对围岩变形的抑制能力较未闭合时有较大增长，表现为喷射混凝土应力增长速度放缓，至二次衬砌施工时，测点应力已达到最终稳定应力的95%以上； 二次砌衬施工结束12 d后，喷射混凝土应力几乎不再随时间变化产生波动，基本达到稳定。测点10、11应力数值在二次衬砌施工后出现了减小的趋势，分析认为可能与仰拱的未及时闭合有关。

图7 喷射混凝土弹性模量理论值曲线

图8 喷射混凝土应力随时间变化曲线

不同时间节点喷射混凝土应力空间分布特征如图9所示，由图可知，喷射混凝土应力与接触压力的分布并不一一对应，不同时间点的喷射混凝土应力分布情况类似，均表现出左右侧不对称，上部明显大于下部的特征。发展稳定之后拱顶的压应力达到26.6 MPa，超出了喷射混凝土的抗压强度设计值。此时，钢拱架开始承担大部分压应力，为确保结构安全后续施工中可采取增大上部喷射混凝土厚度、增大拱顶钢拱架强度等措施。左、右边墙位置喷射混凝土受力较小，右边墙位置出现拉应力区，可能与仰拱初期支护未及时闭合有关。初期支护仰拱未施作时，边墙位置为支护结构受到围岩压力作用时的薄弱点，可采取加强边墙位置锁脚锚杆强度、缩短仰拱闭合施工周期等措施提高支护结构的稳定性。

(a) 监测10 d

(b) 监测25 d

(c) 监测57 d

图9不同监测阶段喷射混凝土应力空间分布图(单位： MPa)

Fig. 9 Distribution of shotcrete stress of primary support at different monitoring phases (unit: MPa)

3.3 钢拱架受力特征

钢拱架应力随时间变化曲线(见图10)总体表现为迅速增长—缓慢增长—逐渐稳定的3阶段变化过程。钢拱架拱脚依靠锁脚锚杆固定，混凝土喷射完成至达到设计强度期间，钢拱架发挥主要的承载作用，此时初期支护结构处于不利受力状态，随着断面开挖钢拱架应力增长迅速，结构闭合时测点2处应力最大，达到180 MPa，占其最终应力的82%。初期支护闭合后钢拱架形成一个受力整体，能更好地抵抗围岩变形，表现为应力增长速率迅速放缓； 二次砌衬闭合12 d后各测点应力数值均已达到稳定，不再随时间发生变化。开挖初期测点5、11处出现不同程度的拉应力，可能与施工扰动有关。

图10 钢拱架应力随时间变化曲线

不同监测阶段钢拱架应力空间分布如图11所示，与喷射混凝土受力情况不同，钢拱架主要承受压应力作用，空间分布状态依旧表现出左右侧不对称，上部受力明显大于下部的特征。钢拱架应力与喷射混凝土内力、围岩压力分布并未表现出严格的对应关系，钢拱架应力空间分布较为均匀，各测点数据之间的离散性较前述数据有所改善。除拱顶测点损坏不计入外，稳定之后钢拱架最大内力出现在右拱肩位置，达到261.7 MPa，并未超出其强度极限。

3.4 钢拱架间作用力

图12—13示出钢拱架间作用力随时间变化曲线及空间分布情况(负值为受拉，正值为受压)。受开挖卸荷影响，掌子面土体有向外挤出的趋势，该变形向外侧传递表现为相邻钢拱架间出现不同程度的挤压作用(见图14)，不均匀的作用力可能会使拱架局部倾斜，进而在围岩荷载作用下产生不利弯矩，影响整体结构受力性能。

监测发现： 初期支护结构闭合前，钢拱架间作用力随时间增长表现出快速增大的趋势。测点5处则是先出现拉力随后逐渐增长转变为压力作用，该作用力分布具有较大的离散性。钢拱架间填充的喷射混凝土达到设计强度后，相邻拱架接触面积增大，有利于拱架稳定，并使其间作用力的分布趋于合理。初期支护闭合后，钢拱架形成一个受力整体，此时钢拱架间作用力的增长速度迅速下降，各测点力的增长变化趋势相近。二次砌衬混凝土浇筑时受模板台车挤压影响，作用力出现突变，台车移除后即缓慢下降至原有水平并在二次砌衬闭合12 d后达到最终的稳定状态。

(a) 监测10 d

(b) 监测25 d

(c) 监测57 d

Fig. 11 Distribution of steel frame stress along tunnel ring at different monitoring phases (unit: MPa)

钢拱架间作用力空间分布仍左右不对称，具体表现出左侧拱腰区域及右侧边墙区域受力较大，而仰拱中部至左、右拱腰位置呈现出先增大后减小趋势。除测点3处仪器损坏外，最大值出现在左拱肩位置，达到29.6 kN。各测点受力不均可能会导致钢拱架相对位置的改变影响结构受力，因此有必要在钢拱架受力较大位置(左拱肩、右拱脚位置)增加纵向连接筋数量或强度，改善结构受力状况。

图12 钢拱架间作用力随时间变化曲线

图13 钢拱架间作用力空间分布(单位： kN)

图14 钢拱架间作用力示意图

4 数值模拟

建立三维有限元模型模拟隧道施工过程，数值模型作为理论研究手段对监测结果进行补充，互相验证。依据圣维南原理及相关工程经验，隧道开挖对周围岩体的影响范围约为洞径的3倍[17]，为减小位移边界条件对结果的影响，模型以试验断面DK184+235为中心沿开挖方向前后各延伸8 m，尺寸设置为85 m×85 m×16 m，模型采用六面体网格，边缘网格尺寸为3 m，开挖部分网格尺寸为0.4 m，顶面无约束，底面约束X、Y、Z向位移，左右面约束X向位移，前后面约束Y向位移,共划分单元88 120个，节点100 860个(见图15)。隧道开挖部分位于模型中心，共模拟10个开挖循环，按图1所示顺序移除土体单元并施作支护，土体采用摩尔-库仑弹塑性破坏准则。锚杆长度为3.5 m，环向间距1.2 m，轴向间距2 m，呈梅花形布置，安装顺序为中台阶左侧—中台阶右侧—下台阶左侧—下台阶右侧，采用embedded region(嵌入)方式与隧道围岩固定。由于隧道埋深较大，模型顶面至地表之间土体换算为等效荷载施加在模型上表面。

支护结构计算参数取值参考规范，见表2。

图15 网格划分

类别弹性模量[13]/MPa黏聚力/kPa内摩擦角/(°)泊松比重度/(kN/m3)黏质黄土18063350.28 21.7喷射混凝土2.3×1040.2 23钢拱架2.1×1050.35 78锚杆2.1×1050.25 78

4.1 初期支护喷射混凝土受力特征

图16示出喷射混凝土的应力分布情况。此时为模型10个开挖、支护循环全部完成时的应力状态，由图可知初期支护喷射混凝土主要承受压应力作用，应力分布出现左右侧不对称、上部喷射混凝土内力明显大于下部的特征，其中最大应力出现在拱顶及拱肩区域，为12.4 MPa。沿开挖方向(Y轴正方向)应力分布不均匀，应力集中区并未贯穿整个支护结构，可能与开挖方式、模型边界条件设置等因素有关。模型应力分布规律与实测基本一致，能较好地反映初期支护喷射混凝土的受力特征，但从数值方面看计算结果偏小，可能有以下几点原因： 1)建模中较小地估计了施工扰动对围岩造成的影响； 2)模型土体材料假定为均质且各向同性，计算采用理想弹塑性本构关系进行，与实际存在差异； 3)为节约计算时间，模型未考虑喷射混凝土的强度增长过程。

图16 喷射混凝土应力分布(单位： kPa)

4.2 锚杆受力特征

图17示出锚杆的轴力分布情况，此时为模型10个开挖、支护循环全部完成时的应力状态。沿隧道径向围岩受到的扰动程度逐渐减弱，维持其稳定需要的锚固力也逐渐减小，因此数值计算锚杆表现出靠近隧道断面一端轴力大、末端轴力小的特点。从边墙底部至拱腰位置锚杆轴力最大值从270 kN迅速减小至30 kN左右，说明越靠近隧道拱部，锚杆所能发挥的支护效果越有限。同时，锚杆末端所受到的轴力较小，基本在15 kN以下，设计中可考虑适当缩短锚杆长度。

图17 锚杆轴力分布特征(单位： kN)

5 结论与讨论

通过现场监测结合数值模拟，对深埋大断面黄土隧道支护结构受力规律进行分析，主要有以下结论：

1)受开挖卸荷、喷射混凝土硬化、工法等因素影响，随时间变化围岩与支护结构接触压力、喷射混凝土应力、钢拱架应力等表现出迅速增长—缓慢增长—逐渐稳定的变化过程，数据在二次砌衬闭合12 d后达到稳定； 内力的空间分布表现出上部大于下部的特征，并且初期支护结构有较明显的偏压特点，与衬砌理论计算时所采用的均布荷载形式存在较大差异，相比于实测值按松散压力所得的理论计算值偏小。

2)数值计算结果偏小但规律性与实测吻合较好，结果表明沿开挖方向喷射混凝土应力分布并不均匀，拱肩出现应力集中现象，为最不利位置，但应力集中区并未贯通整个支护结构； 靠近隧道断面一端锚杆轴力大，末端轴力较小，设计时可考虑适当缩短锚杆长度，节约投资。

3)拱顶及拱肩位置为支护结构的薄弱位置，后续施工宜采取增加喷射混凝土厚度等措施； 监测初期边墙位置出现拉应力区不利于支护结构稳定，后续施工宜采取加强边墙处锁脚锚杆强度，缩短仰拱闭合时间等措施，同时对于初期支护结构薄弱部位，可适当增大监控量测频率。

目前隧道设计多采用工程类比法进行，可能难以满足未来长大隧道设计的需求，后续可结合数值模拟、理论计算对隧道施工工法优化、支护参数优化等方面进行研究。