隧道斜井锚喷支护设计优化与应用研究

方星桦，刘澍，阳军生，李宗武，张剑秋

(1.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙410075；2.中交第一公路工程局有限公司，北京100024)

较于复合式衬砌，锚喷支护结构具有造价低、施工操作方便、结构受力均匀、承载能力较好等特点，目前，国外已有大量使用锚喷衬砌支护技术的工程案例，并形成了成熟的规范与指南[1-3]：1992年挪威修建的长5.8 km 的Byfjord 海底隧道，其支护形式为钢纤维喷射混凝土单层衬砌结构；1993年瑞士修建的费尔艾隧道，其97%的支护形式为永久性锚喷衬砌；1999年挪威修建的长6.8 km 的Nordkapp 海底公路隧道，其支护形式采用了25 cm厚的钢纤维喷射混凝土单层衬砌；此外，英国的Heathorw Baggage Transfer 隧道和CTRL North Downs 隧道等成功案例均证明了锚喷衬砌支护技术较于传统施工方法的巨大优势。锚喷衬砌支护技术在国内也有不少成功的运用：1999年汕头液化石油气储库工程[4]、2007年关长山隧道斜井[5]、2015年山东某地下水封液化石油气库工程[6]以及2017 盘兴高速梨花井隧道[7]等工程案例中，均按照挪威Q 系统法进行了支护参数设计，现场采用以锚喷支护为主的单层衬砌结构进行支护，施工效果良好，这说明了锚喷支护技术在软弱围岩和硬质围岩中均能够较好地应用，具有广泛的应用前景。东天山隧道斜井地处天山寒区，海拔较高，其在冻土季节施工时面临施工成本较高、难度较大等问题，影响施工进度(2 号斜井在施工进洞后216 d 施工353.4 m)。鉴于此，本文依托于东天山隧道2 号斜井，通过数值模拟、现场试验等手段，对复合式衬砌和锚喷衬砌结构进行了对比分析，基于实际情况提出了合理的优化设计，研究可为类似工程提供参考。

1 工程概况

G575 巴哈高速东天山隧道为天山寒区特长公路隧道，右线长11 775 m，左线长11 767 m，各设有一座通风斜井。2 号斜井布置在西山乡葫芦沟内中部(图1)，长1 340 m，最大埋深为585 m，斜井与左线相接于ZK17+000，最大纵坡为-9.2%[8]。

图1 2 号斜井平面位置示意图Fig.1 No.2 inclined shaft plane position diagram

2 号斜井位于天山南部葫芦沟内中部，洞身围岩为凝灰质砂岩，青灰色至灰绿色，岩体较完整，节理裂隙发育，围岩自稳能力较好，局部区段由于裂隙相互切割易形成不稳定岩块。斜井洞身以Ⅲ和Ⅳ级围岩为主，Ⅲ围岩段515 m，Ⅳ级围岩段615 m，Ⅴ级围岩段210 m。

2 支护结构优化数值模拟

2.1 优化思路

根据东天山隧道2 号斜井实际情况，基于挪威法对现场Ⅳ级围岩段进行围岩评价，根据评价指标Q 值提出合理的支护参数，同时通过数值模拟对优化设计与原设计进行对比，分析优化设计的可行性。

模拟选取Ⅳ级围岩段典型断面(X2K0+330)进行分析，该断面埋深约105 m，开挖揭示围岩整体性较好，节理裂隙较发育，采用全断面法施工。该断面原设计为Ⅳb型复合式衬砌，优化设计为Qb型锚喷衬砌结构，计算工况及支护参数见图2和表1。

图2 支护结构示意图Fig.2 Support structure diagram

表1 计算工况及支护参数表Table 1 Calculation condition and support parameter table

2.2 模型建立

模型尺寸设置为100 m×100 m，对于计算模型边界，在隧道横断面方向左右均取5 倍洞径，垂直方向隧道以下取5 倍洞径，隧道以上取实际埋深。模型左右边界进行水平方向约束，下边界进行竖直方向约束，上边界自由。具体模型几何示意图见图3。

图3 模型边界条件示意图Fig.3 Schematic diagram of model boundary conditions

模型选用Mohr-Coulomb 屈服准则，地层及支护结构均通过实体单元进行模拟，锚杆支护通过设置等效加固区进行模拟，加固后周边岩体黏聚力为加固前的1.4 倍，初始地应力根据岩体自重在模型顶部施加1.54 MPa 竖向应力的预应力场方式实现。各材料力学参数依据地勘资料及相关文献推荐值选取，具体值见表2。

2.3 模拟方法

锚喷衬砌因其2 层喷射混凝土间黏结密实，层间界面力学传递效果较好，而复合式衬砌由于防水板存在，其初支与二衬间无法较好地传递剪应力，因此在ABAQUS 有限元软件模拟中，采用软件内置的罚函数摩擦接触模型来考虑这种差异性。层间界面接触属性参数[9]见表3。

表2 实体单元材料力学参数Table 2 Mechanical parameters of solid element materials

表3 层间界面接触属性参数Table 3 Mechanical parameters of interface element

3 模拟结果分析

3.1 支护结构变形分析

考虑层间界面力学效应后，采用非线性接触分析方法进行隧道开挖模拟分析，将两种工况计算结果进行对比分析(图4)，结果表明：工况1 中水平收敛最大值为1.81 mm，拱顶沉降最大值为3.46 mm，工况2 中水平收敛为2.58 mm，拱顶沉降最大值为5.82 mm。由于优化设计中未设置二次衬砌，在施工过程中2 层喷射混凝土与围岩共同受力、协同变形，因此其水平收敛值、拱顶沉降值较工况1 大，2 种工况下支护结构变形值均满足实际控制要求。

3.2 支护结构内力分析

提取二次衬砌(工况1)和复喷混凝土层(工况2)单元节点应力，通过编程计算结果绘制出支护结构内力图(图5)，其中，轴力以衬砌外侧表示受压，弯矩标于受拉侧。

计算结果表明：2 种工况下结构内力分布规律基本相同，二次衬砌与复喷层均表现为全环受压，弯矩表现均为拱脚外侧受拉，拱顶、边墙内侧受拉，且边墙脚处弯矩值均较大，这是边墙脚处衬砌外侧与衬砌底部均向隧道内变形所致。

图4 围岩变形分布云图Fig.4 Surrounding rock deformation distribution cloud map

图5 支护结构内力分布云图Fig.5 Support structure internal force distribution cloud map

虽然2 种工况下内力分布特征基本相同，但内力在数值上差异较大，复喷层最大轴力值为二次衬砌的53.6%，最大弯矩值较二次衬砌差了1 个数量级。这是因为二次衬砌结构刚度较大，二次衬砌对于围岩变形的约束作用较强，使得二次衬砌受到较大的围岩压力所致；而锚喷衬砌因2 层混凝土厚度较薄，且结构与围岩共同受力、协同变形，未承受较大的围岩压力，因此表现出“小弯矩，大轴力”的受力特性。此外，锚喷衬砌因受到较小弯矩作用，支护结构能够充分发挥混凝土的受压性能，对支护结构受力起到了良好的优化作用。

3.3 围岩稳定性分析

采用屈服接近度(YAI)对围岩稳定性进行评价，屈服接近度YAI=0 代表应力点已经发生屈服，YAI值趋近于1 时代表应力点处于相对安全状态，YAI值计算公式参照文献[10]。2 种工况下围岩YAI 等值线见图6。

2 种工况YAI 等值线分布特征大致相同，隧道边墙底部均已处于应力屈服状态，相对而言，隧道锚固区(拱部及边墙上半部)受扰动较小。另外，由于工况2 中锚喷衬砌与围岩协同变形，充分释放了围岩应力，致使围岩变形量较工况1 大，等值线分布与工况1 略有差别，但应力屈服区较工况1 中略为减小。

综上所述，锚喷支护结构变形满足规范要求，较于原设计复合式衬砌而言，锚喷支护结构内力较小，且能够充分发挥混凝土的抗压性能，受力状态得到了较好的优化，围岩稳定性较好，优化思路可行，具有较好的适用性。

图6 YAI 等值线图Fig.6 YAI contour map

4 现场应用

结合2 号斜井实际情况，选取X2K0+350～X2K0+560 区段为现场试验段，对基于挪威Q 系统法设计的锚喷衬砌支护形式进行现场试验，以探究锚喷衬砌结构的施工效果。试验段各区段围岩揭示情况及支护参数见表4[11]，X2K0+380 断面掌子面围岩施工揭示全景拼接图像见图7[12]。

图7 X2K0+380 断面掌子面围岩全景拼接图像Fig.7 Panoramic image of face rock at X2K0+380 cross section

表4 锚喷衬砌支护参数表Table 4 Anchor spray lining support parameter table

4.1 喷射混凝土配比试验

根据表5中各支护类型参数要求，按照《纤维混凝土试验方法标准》(CECS 13—2009)配置C30纤维混凝土，掺合料粉煤灰按16%，矿粉4%，减水剂1%和速凝剂5%进行添加，钢纤维掺量为32 kg/m3，对水灰比为0.34，0.36 和0.38 共3 种配合比进行试验，以确定最佳配合比。试件以室内机械振捣方式制作，试件成型后12 h 拆模，在标准养护条件下养护至规定龄期进行抗压强度试验，抗压强度试验通过BYZ-2000 型数显压力试验机进行。

此外，以各试验组配比进行现场试喷，并通过在隧道内铺帆布回收喷射一定时间段的喷射混凝土回弹颗粒，称重后计算回弹率。各试验组抗压强度及回弹率试验结果见表5。

表5 抗压强度及现场回填试验结果Table 5 Compressive strength and on-site backfill test results

结果表明：各试验组均表现出试件早期强度增长较快的特点，1 d 和28 d 抗压强度均满足规范要求[13]。其中，除12 h 抗压强度外，其余龄期抗压强度均表现为A＞B＞C，然而现场喷射回弹率以水灰比为0.36 的试验组B 为最佳，其边墙与拱顶的回弹率均满足规范要求(边墙＜15%，拱部＜25%)。因此，综合考虑试验结果、成本等方面，现场试验段喷射混凝土配比选用试验组B，即水泥:水:砂:碎石:粉煤灰:矿粉:钢纤维=(433:195:796:735:87:22:32)kg/m3，减水剂掺量为1%，速凝剂掺量为5%。

4.2 试验段监测结果分析

基于室内配比试验结果，将锚喷支护衬砌支护用于X2K0+350～X2K0+560 试验段中，并在试验段选取3个典型断面(X2K0+378，X2K0+420和X2K0+450)进行支护结构变形与内力监测，以验证锚喷衬砌结构的使用性能。支护结构变形监测内容包括拱顶沉降和周边收敛，内力监测包括锚喷衬砌结构内力、围岩与锚喷衬砌间接触压力。

以X2K0+378 典型断面监测结果为例进行支护结构变形与内力分析。2017-05-30，X2K0+378 断面在开挖支护后完成相关测试元器件的埋设，随即开始锚喷衬砌支护结构变形与内力监测。

4.2.1 支护结构变形分析

X2K0+378 断面在全断面开挖、施作Qb型支护结构后，进行了隧道支护结构位移监控量测，其拱顶沉降及周边收敛变化见图8。

图8 支护结构变形时程曲线Fig.8 Support structure deformation time history curve

该断面在开挖支护后支护结构变形增长较快，于监测15 d 后基本达到稳定状态，其中，拱顶沉降累计值为1.9 mm，周边收敛累计值为1.5 mm，总体上支护结构变形量值与速率较小。此外，经现场观察发现，该处衬砌表面未出现裂缝、渗水等现象，施工无异常。

4.2.2 围岩与锚喷衬砌间接触压力分析

围岩与锚喷衬砌间接触压力变化情况见图9，数值为正表示为压力。

图9 围岩接触压力时程曲线Fig.9 Surrounding rock contact pressure time history curve

在开挖支护完成后，该断面围岩接触压力迅速增长，7 d 内增长至0.04 MPa，其在监测15 d 后逐渐趋于稳定状态，其最终稳定值为0.051 MPa，围岩接触压力量值较小，与锚喷衬砌结构受力特征规律基本一致。

4.2.3 支护结构内应力分析

支护结构内应力时程曲线见图10，数值为正表示为拉应力。其中值得说明的是，混凝土应变计测试结果为应变值，混凝土内应力由通过应变值×弹性模量的计算方法获取。

图10 支护结构内应力时程曲线Fig.10 Stress time history curve of support structure

监测结果表明，该断面大部分测点在监测期间始终呈现出受压状态，其在2017-05-30 埋设混凝土应变计后压应力逐渐增大。左拱腰、拱顶及右边墙测点初期出现拉应力，可能与元器件埋设位置及埋设有效性有关。最终，右边墙测点处拉应力为0.45 MPa，其余测点均呈现为受压状态，最大压应力出现于左拱脚位置，为9.39 MPa，均满足支护结构抗压性能要求。

X2K0+378 断面锚喷衬砌结构变形量较小，满足规范要求，且支护结构安全稳定，能够满足支护结构抗压性能的要求。经现场观察，2 号斜井锚喷衬砌试验段整体施工无异常现象，支护效果良好，支护结构能够满足安全性要求。

4.3 支护方案经济性分析

在不考虑爆破施工产生的超欠挖对衬砌施工的影响时，相比于原复合式衬砌，Qb型锚喷支护的每延米总造价降低了36.78%，Qd型锚喷支护的每延米总造价降低了25.24%。同时，锚喷支护能够大大地提高日均开挖效率，Qb型锚喷支护日均开挖效率提高了38.9%。因此，锚喷支护在满足结构安全的前提下，能够加快施工进度，是一种较为经济的支护形式，具有较好的应用价值。

5 结论

1)数值分析结果表明，较于原设计的复合式衬砌结构，锚喷衬砌结构变形量略大，其内力较小，表现出“小弯矩、大轴力”的特点，能够较好的发挥混凝土的抗压性能，围岩稳定性较好。

2)在进行现场试验后，锚喷衬砌结构变形量较小，围岩接触压力较小，支护结构安全可靠，现场试验段施工时未发生异常现象，支护效果良好，具有较好的适用性。

3)锚喷衬砌具有造价低、工效快等特点，是一种安全、经济的支护形式，采用这种支护形式对于2 号斜井以及正洞的早日贯通有着积极的作用，具有良好的应用价值。研究可为隧道后续施工以及类似工程施工提供参考。