申志軍， 黃海昀， 李 思， 李冰天， 仇文革

(1. 蒙西華中鐵路股份有限公司， 北京 100073； 2. 西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

0 引言

隨著我國經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，隧道建設(shè)規(guī)模已位居世界前列。在鐵路建設(shè)方面，截至2016年底，全國在建鐵路隧道4 240座，總長9 300 km；運(yùn)營隧道1萬4 100座，總長1萬4 120 km[1]。目前，山嶺隧道Ⅳ級(jí)和Ⅴ級(jí)圍巖初期支護(hù)主要采用鋼筋網(wǎng)噴射混凝土、鋼架和系統(tǒng)錨桿組合的支護(hù)形式，而Ⅲ級(jí)圍巖往往采用鋼筋網(wǎng)噴射混凝土組合系統(tǒng)錨桿的支護(hù)措施[2-5]。

近20年來，隨著工程實(shí)踐的不斷增多和相關(guān)領(lǐng)域研究的不斷深入，關(guān)于初期支護(hù)組合形式有效性這方面問題有了許多新的探討，主要集中于淺埋、黃土、大斷面隧道初期支護(hù)中系統(tǒng)錨桿的有效性。陳建勛等[6]通過現(xiàn)場測試和統(tǒng)計(jì)分析認(rèn)為在黃土隧道中，鋼架支護(hù)條件下的系統(tǒng)錨桿支護(hù)效果不明顯，應(yīng)取消系統(tǒng)錨桿；譚忠盛等[7-8]通過對(duì)比試驗(yàn)得出大斷面淺埋和深埋黃土隧道系統(tǒng)錨桿中錨桿軸力較小且拱部錨桿支護(hù)效果不明顯的結(jié)論；郭軍等[9]通過現(xiàn)場試驗(yàn)及模型計(jì)算說明了淺埋黃土隧道中拱部系統(tǒng)錨桿的錨固效果較弱、而邊墻部錨桿的錨固效果顯著；章慧健等[10]依托超大斷面隧道工程，運(yùn)用數(shù)值模擬方法指出錨桿軸力分布不均衡，且拱頂?shù)腻^桿軸力很小，幾乎未起作用。而對(duì)于深埋巖質(zhì)隧道初期支護(hù)組合形式有效性的研究較少，一般工程中往往依照規(guī)范或采用工程類比法進(jìn)行設(shè)計(jì)和施工。與此同時(shí)，文獻(xiàn)[11-13]提出的Q法，主張以噴錨支護(hù)為主的輕型支護(hù)，也與目前國內(nèi)所采用的支護(hù)形式有較大的區(qū)別。

本文依托蒙華鐵路在建隧道，對(duì)初期支護(hù)組合形式有效性展開現(xiàn)場試驗(yàn)研究，并以Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級(jí)花崗巖和Ⅴ級(jí)黃土試驗(yàn)段試驗(yàn)數(shù)據(jù)為代表進(jìn)行分析，研究巖質(zhì)和土質(zhì)隧道初期支護(hù)中鋼筋網(wǎng)噴射混凝土、鋼架及系統(tǒng)錨桿不同組合形式的有效性。

1 工程概況

蒙華鐵路起于內(nèi)蒙古自治區(qū)浩勒?qǐng)?bào)吉站，經(jīng)內(nèi)蒙古自治區(qū)、陜西省、山西省、河南省、湖北省及湖南省，止于江西省吉安站，全長1 817 km，其中隧道457.504 km，共228座。試驗(yàn)選取湘贛段連云山隧道、九嶺山隧道、蒙陜段陽山隧道、延安隧道、姚店隧道和鄭莊隧道，共計(jì)6座，總長度約55 km，涵蓋Ⅱ—Ⅴ級(jí)4種圍巖等級(jí)，花崗巖、板巖、砂泥巖和黃土4種地層，共設(shè)置17個(gè)試驗(yàn)工況，共計(jì)51個(gè)試驗(yàn)斷面，如表1所示。

表1 試驗(yàn)工況表

限于篇幅，本文以Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級(jí)花崗巖試驗(yàn)段試驗(yàn)數(shù)據(jù)代表巖質(zhì)隧道，Ⅴ級(jí)黃土試驗(yàn)段試驗(yàn)數(shù)據(jù)代表土質(zhì)隧道進(jìn)行分析。

Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖段依托蒙華鐵路九嶺山隧道進(jìn)行試驗(yàn)，隧道全長1萬5 390 m，為單洞雙線隧道。隧道Ⅲ級(jí)圍巖試驗(yàn)段里程為DK1 695+530～+750，為弱風(fēng)化花崗巖，塊狀構(gòu)造，巖質(zhì)堅(jiān)硬，巖體局部較破碎，有少量巖脈侵入，裸露掌子面能夠自穩(wěn)。隧道Ⅳ級(jí)圍巖試驗(yàn)段里程為DK1 695+790～+850，為中強(qiáng)風(fēng)化花崗巖、花崗閃長巖，巖體破碎，節(jié)理裂隙較發(fā)育，裂縫部分張開，裸露掌子面基本自穩(wěn)，偶有掉塊現(xiàn)象，掌子面滲水，整體濕潤。Ⅴ級(jí)圍巖試驗(yàn)段里程為DK1 695+600～+660，為強(qiáng)風(fēng)化花崗巖、花崗閃長巖，巖體破碎，節(jié)理裂隙發(fā)育，掌子面揭露呈黃褐色，基本自穩(wěn)，偶有掉塊現(xiàn)象，掌子面整體濕潤。試驗(yàn)段掌子面影像如圖1所示。Ⅲ級(jí)圍巖采用全斷面開挖，Ⅳ級(jí)圍巖采用兩臺(tái)階法施工，Ⅴ級(jí)圍巖采用三臺(tái)階法施工。

Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖段依托蒙華鐵路姚店隧道進(jìn)行試驗(yàn)，隧道全長3 723 m，為單洞雙線隧道。試驗(yàn)段里程為DK357+220～+256，圍巖主要為黏質(zhì)新黃土、砂質(zhì)新黃土、黏質(zhì)老黃土、砂質(zhì)老黃土，掌子面揭露呈黃色，開挖面穩(wěn)定性差，部分有掉塊現(xiàn)象，圍巖強(qiáng)度低，掌子面比較干燥。本試驗(yàn)段采用三臺(tái)階法施工。

各類型圍巖隧道支護(hù)參數(shù)如表2所示。

(a)Ⅲ級(jí)巖質(zhì)圍巖掌子面(b)Ⅳ級(jí)巖質(zhì)圍巖掌子面(c)Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖掌子面(d)Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖掌子面

圖1 試驗(yàn)段掌子面影像

2 現(xiàn)場試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)段布置

根據(jù)隧道地質(zhì)條件和施工情況，Ⅲ級(jí)巖質(zhì)圍巖段選取120 m作為試驗(yàn)段，其中“網(wǎng)噴+系統(tǒng)錨桿”和“網(wǎng)噴”試驗(yàn)段各為60 m；Ⅳ級(jí)和Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖段各選取60 m作為試驗(yàn)段，其中“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”和“網(wǎng)噴+鋼架”試驗(yàn)段各為30 m；Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖段選取36 m作為試驗(yàn)段，其中“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”和“網(wǎng)噴+鋼架”試驗(yàn)段各為18 m。試驗(yàn)段布置情況如表3所示。

表3 試驗(yàn)段布置情況

注： 試驗(yàn)工況初期支護(hù)參數(shù)除初期支護(hù)組合形式不同外，其余均與表1中支護(hù)參數(shù)相同。

對(duì)上述監(jiān)測斷面進(jìn)行拱頂沉降、水平收斂、混凝土應(yīng)力、鋼架應(yīng)力及錨桿軸力(僅在存在系統(tǒng)錨桿試驗(yàn)工況)監(jiān)測。

2.2 監(jiān)測斷面測點(diǎn)布置

2.2.1 拱頂沉降、水平收斂測點(diǎn)布置

監(jiān)測點(diǎn)布置如圖2所示。GD01為拱頂沉降監(jiān)測點(diǎn)，SL01、SL02為相對(duì)水平收斂測線。Ⅲ級(jí)和Ⅳ級(jí)圍巖僅有SL01測線。

(a) Ⅲ、Ⅳ級(jí)圍巖

(b) Ⅴ級(jí)圍巖

2.2.2 系統(tǒng)錨桿軸力測點(diǎn)布置

監(jiān)測點(diǎn)布置如圖3所示。Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖段每個(gè)斷面共計(jì)10根錨桿，錨桿編號(hào)為MG01—MG10；Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖段因現(xiàn)場拱部錨桿施作困難，每個(gè)斷面共計(jì)8根錨桿，錨桿編號(hào)為MG03—MG10。每根錨桿設(shè)置6個(gè)軸力測點(diǎn)。

(a) 巖質(zhì)隧道錨桿布置

(b) 單根錨桿測點(diǎn)布置

2.2.3 噴射混凝土和鋼架應(yīng)變測點(diǎn)布置

應(yīng)變測點(diǎn)布置如圖4所示。NT01—NT10表示噴射混凝土內(nèi)側(cè)測點(diǎn)，WT01—WT10表示噴射混凝土外側(cè)測點(diǎn)；Ⅳ級(jí)巖質(zhì)圍巖段因仰拱無鋼架，故NG01—NG07表示鋼架內(nèi)側(cè)測點(diǎn)，WG01—WG07表示鋼架外側(cè)測點(diǎn)；Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖段中，NG01—NG10表示鋼架內(nèi)側(cè)測點(diǎn)，WG01—WG10表示鋼架外側(cè)測點(diǎn)。

(a) 噴射混凝土

(b) 鋼架

2.3 測試方法

系統(tǒng)錨桿采用CM-1礦用測力錨桿(利用樹脂錨固劑錨固)進(jìn)行試驗(yàn)量測，噴射混凝土應(yīng)變和鋼架應(yīng)變采用XJ-YX-10型振弦式應(yīng)變計(jì)進(jìn)行測量，現(xiàn)場元件安裝如圖5所示。

因隧道采用兩臺(tái)階法和三臺(tái)階法施工，故測量元件的埋設(shè)也是分步進(jìn)行的，相應(yīng)測量時(shí)長也有所不同。Ⅲ級(jí)巖質(zhì)圍巖段開始監(jiān)測于2016年3月10日，截止于2016年5月30日，監(jiān)測時(shí)長81 d； Ⅳ級(jí)巖質(zhì)圍巖段開始監(jiān)測于2016年1月22日，截止于2016年5月21日，監(jiān)測時(shí)長120 d；Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖開始監(jiān)測于2016年6月27日，截止于2016年8月24日，監(jiān)測時(shí)長58 d；Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖開始監(jiān)測于2016年6月4日，截止于2016年8月17日，監(jiān)測時(shí)長74 d。監(jiān)測數(shù)據(jù)已經(jīng)穩(wěn)定。

(a) 測力錨桿

(b) 鋼筋應(yīng)變計(jì)

(c) 混凝土應(yīng)變計(jì)

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 巖質(zhì)圍巖隧道

3.1.1 拱頂沉降與水平收斂

各試驗(yàn)斷面拱頂沉降與水平收斂量測結(jié)果如表4所示?？梢钥闯觯?1)各斷面的拱頂沉降和水平收斂值均為正值，即隧道整體向凈空側(cè)變形； 2)最大拱頂沉降為11.70 mm，水平收斂為9.19 mm，收斂值較小，在允許范圍內(nèi)； 3)“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式最終收斂值略大于“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式。

3.1.2 系統(tǒng)錨桿軸力

Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖試驗(yàn)段監(jiān)測錨桿軸力結(jié)果如圖6所示。可以看出: 1)系統(tǒng)錨桿多數(shù)呈現(xiàn)受拉狀態(tài)，但最大受拉位置分布具有隨機(jī)性且數(shù)值無規(guī)律性。2)系統(tǒng)錨桿Ⅲ級(jí)圍巖中最大拉力為34 kN，Ⅳ級(jí)圍巖中最大拉力為25 kN，Ⅴ級(jí)圍巖中最大拉力為30 kN，相比于錨桿桿體極限抗拉力197.6 kN，其材料性能利用率為9.6%～17.2%。3)每根錨桿中最大受力點(diǎn)位置分布隨機(jī)，且軸力數(shù)值上表現(xiàn)出突變性和不連續(xù)性。

表4拱頂沉降和水平收斂量測統(tǒng)計(jì)表

Table 4 Statistics of crown top subsidences and horizontal convergences

圍巖情況 組合形式監(jiān)測點(diǎn)最終收斂值/mmⅢ級(jí)巖質(zhì)圍巖網(wǎng)噴+系統(tǒng)錨桿網(wǎng)噴GD013.44SL012.68GD014.31SL013.87Ⅳ級(jí)巖質(zhì)圍巖網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿網(wǎng)噴+鋼架GD016.60SL014.56GD0110.90SL019.19Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿網(wǎng)噴+鋼架GD0111.70SL017.62SL022.39GD015.20SL015.33SL021.38

注： 最終收斂值正值表示向隧道凈空內(nèi)收斂； 負(fù)值則相反。

(b) Ⅳ級(jí)圍巖斷面

“+”為受拉； “0”為不受力。

圖6錨桿軸力分布(單位： kN)

Fig. 6 Distribution of axial force of anchor bolt (unit: kN)

3.1.3 噴射混凝土應(yīng)力對(duì)比分析

Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖試驗(yàn)段噴射混凝土應(yīng)力見圖7和表5。從圖和表可以看出: 1)噴射混凝土內(nèi)、外側(cè)大部分受壓，只有個(gè)別點(diǎn)位出現(xiàn)受拉； 2)Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級(jí)圍巖中，2種組合形式的應(yīng)力狀態(tài)與其極限強(qiáng)度相比均有較大的富余，說明混凝土尚未充分發(fā)揮其性能。

(a)Ⅲ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)噴混凝土應(yīng)力(有錨桿)(b)Ⅲ級(jí)圍巖外側(cè)噴混凝土應(yīng)力(有錨桿)(c)Ⅲ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)噴混凝土應(yīng)力(無錨桿)(d)Ⅲ級(jí)圍巖外側(cè)噴混凝土應(yīng)力(無錨桿)(e)Ⅳ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)噴混凝土應(yīng)力(有錨桿)(f)Ⅳ級(jí)圍巖外側(cè)噴混凝土應(yīng)力(有錨桿)(g)Ⅳ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)噴混凝土應(yīng)力(無錨桿)(h)Ⅳ級(jí)圍巖外側(cè)噴混凝土應(yīng)力(無錨桿)(i)Ⅴ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)噴混凝土應(yīng)力(有錨桿)(j)Ⅴ級(jí)圍巖外側(cè)噴混凝土應(yīng)力(有錨桿)(k)Ⅴ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)噴混凝土應(yīng)力(無錨桿)(l)Ⅴ級(jí)圍巖外側(cè)噴混凝土應(yīng)力(無錨桿)

“+”為受拉； “-”為受壓。

圖7 噴射混凝土應(yīng)力分布圖(單位： MPa)

3.1.4 鋼架應(yīng)力對(duì)比分析

Ⅳ級(jí)和Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖試驗(yàn)段鋼架應(yīng)力見圖8和表6。從圖和表可以看出: 1)鋼架內(nèi)、外側(cè)均受壓，只有個(gè)別點(diǎn)位受拉； 2)Ⅳ級(jí)和Ⅴ級(jí)圍巖中，2種組合形式的應(yīng)力狀態(tài)與其極限強(qiáng)度相比均有較大的富余，說明鋼架尚未充分發(fā)揮其性能。

3.1.5 初期支護(hù)組合形式有效性分析

3.1.5.1 Ⅲ級(jí)巖質(zhì)圍巖試驗(yàn)段

1)收斂變形?！熬W(wǎng)噴+系統(tǒng)錨桿”和“網(wǎng)噴”2種組合形式均能保證支護(hù)后隧道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，且“網(wǎng)噴+系統(tǒng)錨桿”段收斂變形略小于“網(wǎng)噴”段，拱頂沉降相差0.87 mm，水平收斂相差1.19 mm。

(a)Ⅳ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)鋼架應(yīng)力(有錨桿)(b)Ⅳ級(jí)圍巖外側(cè)鋼架應(yīng)力(有錨桿)(c)Ⅳ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)鋼架應(yīng)力(無錨桿)(d)Ⅳ級(jí)圍巖外側(cè)鋼架應(yīng)力(無錨桿)(e)Ⅴ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)鋼架應(yīng)力(有錨桿)(f)Ⅴ級(jí)圍巖外側(cè)鋼架應(yīng)力(有錨桿)(g)Ⅴ級(jí)圍巖內(nèi)側(cè)鋼架應(yīng)力(無錨桿)(h)Ⅴ級(jí)圍巖外側(cè)鋼架應(yīng)力(無錨桿)

“+”為受拉； “-”為受壓。

圖8 鋼架應(yīng)力分布圖(單位： MPa)

2)內(nèi)力?！熬W(wǎng)噴+系統(tǒng)錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強(qiáng)度值的17.2%，無系統(tǒng)錨桿情況下，噴射混凝土應(yīng)力是有系統(tǒng)錨桿情況下的1.15倍，但即使無系統(tǒng)錨桿情況，最大噴射混凝土應(yīng)力僅為極限強(qiáng)度值的32.9%，遠(yuǎn)低于極限強(qiáng)度。

圍巖較硬、完整性較好的深埋巖石隧道，圍巖穩(wěn)定性較好，系統(tǒng)錨桿幾乎不發(fā)揮作用，可以取消或用局部錨桿代替，主要采用鋼筋網(wǎng)噴射混凝土或噴射鋼纖維混凝土的支護(hù)方式。

3.1.5.2 Ⅳ級(jí)和Ⅴ級(jí)巖質(zhì)圍巖試驗(yàn)段

1)收斂變形?！熬W(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”和“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式均能保證支護(hù)后隧道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，且“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”段收斂變形略小于“網(wǎng)噴+鋼架”段，拱頂沉降相差4.3～6.5 mm，水平收斂相差1.01～4.63 mm。

2)內(nèi)力。①數(shù)值體現(xiàn)出：“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強(qiáng)度值的15.2%；無系統(tǒng)錨桿情況下，噴射混凝土應(yīng)力是有系統(tǒng)錨桿情況下的1.23～1.48倍，鋼架應(yīng)力是有系統(tǒng)錨桿情況下的1.14～2.14倍，但即使無系統(tǒng)錨桿情況，最大噴射混凝土應(yīng)力僅為極限強(qiáng)度值的18.4%，最大鋼架應(yīng)力僅為極限強(qiáng)度值的18.1%，也均遠(yuǎn)低于極限強(qiáng)度。在噴射混凝土和鋼架的承載能力遠(yuǎn)未充分發(fā)揮的情況下，若繼續(xù)增設(shè)錨桿，錨桿承載能力的利用率將會(huì)更低。②分布規(guī)律表明： 單根錨桿軸力大體上局部受荷，全斷面錨桿軸力峰值位置分布具有隨機(jī)性； 噴射混凝土和鋼架拱頂應(yīng)力值較大，拱腰應(yīng)力值略小于拱頂，拱腳和邊墻應(yīng)力值較小。不同組合形式下應(yīng)力分布規(guī)律并未發(fā)生明顯改變，可認(rèn)為組合形式的不同不會(huì)改變隧道受力模式。

圍巖風(fēng)化程度較高、完整性較差的深埋巖質(zhì)隧道，采用“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式的支護(hù)措施并沒有充分發(fā)揮各支護(hù)構(gòu)件的支護(hù)能力，造成不必要的浪費(fèi)，有效性差，僅采用“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式就能夠滿足支護(hù)要求，并且目前的支護(hù)參數(shù)尚存在優(yōu)化空間。本文未進(jìn)行Ⅳ級(jí)和Ⅴ級(jí)段“網(wǎng)噴+錨桿”組合形式支護(hù)的試驗(yàn)研究，但參照挪威法、鐵路隧道噴錨構(gòu)筑法技術(shù)規(guī)范和國內(nèi)大量單層襯砌案例[14-19]，認(rèn)為也可以根據(jù)實(shí)際情況采用該組合形式進(jìn)行支護(hù)。

3.2 土質(zhì)圍巖隧道

3.2.1 拱頂沉降與水平收斂

Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖隧道各試驗(yàn)斷面拱頂沉降和水平收斂量測結(jié)果如表7所示?？梢钥闯觯?1)各斷面的拱頂沉降和水平收斂值均為正值，即隧道整體向凈空側(cè)變形； 2)最大拱頂沉降值為18.80 mm，水平收斂值為12.07 mm，在允許范圍內(nèi)； 3)“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式最終收斂值略大于“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式。

表7拱頂沉降和水平收斂量測統(tǒng)計(jì)表

Table 7 Statistics of crown top subsidences and horizontal convergences

組合形式監(jiān)測點(diǎn)最終收斂值/mm網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿GD0114.10SL013.80SL0210.38網(wǎng)噴+鋼架GD0118.80SL019.59SL0212.07

注： 最終收斂值正值表示向隧道凈空內(nèi)收斂; 負(fù)值則相反。

3.2.2 系統(tǒng)錨桿軸力

Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”段監(jiān)測軸力結(jié)果如圖9所示。可以看出： 1)系統(tǒng)錨桿多數(shù)呈現(xiàn)不受力狀態(tài)； 2)Ⅴ級(jí)圍巖中最大拉力為19 kN，相比于錨桿體極限抗拉力197.6 kN，其材料性能利用率為9.6%； 3)每根錨桿中最大受力點(diǎn)位置分布隨機(jī)，且軸力在數(shù)值上表現(xiàn)出突變性和不連續(xù)性。

“+”為受拉； “0”為不受力。

圖9 Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖錨桿軸力分布(單位： kN)

Fig. 9 Distribution of axial forces of anchor bolt in Grade Ⅴ surrunding rock (unit: kN)

3.2.3 噴射混凝土應(yīng)力對(duì)比分析

Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖試驗(yàn)段噴射混凝土應(yīng)力如圖10和表8所示?？梢钥闯觯?1)噴射混凝土內(nèi)、外側(cè)均受壓； 2)2種組合形式的應(yīng)力狀態(tài)與其極限強(qiáng)度相比均有較大的富余，說明混凝土尚未充分發(fā)揮其性能。

(a)內(nèi)側(cè)噴混凝土應(yīng)力(有錨桿)(b)外側(cè)噴混凝土應(yīng)力(有錨桿)(c)內(nèi)側(cè)噴混凝土應(yīng)力(無錨桿)(d)外側(cè)噴混凝土應(yīng)力(無錨桿)

“+”為受拉； “-”為受壓。

圖10 Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖混凝土應(yīng)力分布圖(單位： MPa)

Fig. 10 Distribution of shotcrete stresses in Grade Ⅴ surrounding rock (unit: MPa)

3.2.4 鋼架應(yīng)力對(duì)比分析

Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖試驗(yàn)段鋼架應(yīng)力如圖11和表9所示。可以看出： 1)鋼架內(nèi)、外側(cè)均受壓； 2)2種組合形式的應(yīng)力狀態(tài)與其極限強(qiáng)度相比均有較大的富余，說明鋼架尚未充分發(fā)揮其性能。

3.2.5 初期支護(hù)組合形式有效性分析

1)收斂變形?！熬W(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”和“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式均能保證支護(hù)后隧道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，且“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”段收斂變形略小于“網(wǎng)噴+鋼架”段，拱頂沉降相差 4.7 mm，水平收斂相差1.69～5.79 mm。

2)內(nèi)力。①數(shù)值體現(xiàn)出：“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強(qiáng)度值的9.6%；無系統(tǒng)錨桿情況下，噴射混凝土應(yīng)力是有系統(tǒng)錨桿情況下的1.07倍，鋼架應(yīng)力是有系統(tǒng)錨桿情況下的1.05倍，受力未發(fā)生較大改變，最大噴射混凝土應(yīng)力僅為極限強(qiáng)度值的32.7%，最大鋼架應(yīng)力僅為極限強(qiáng)度值的22.4%，均遠(yuǎn)低于極限強(qiáng)度。可認(rèn)為系統(tǒng)錨桿在深埋土質(zhì)圍巖隧道中未能發(fā)揮其支護(hù)作用，“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式有效性差。②分布規(guī)律表明，錨桿受力基本為0。因深埋土質(zhì)圍巖隧道中錨固劑與圍巖握裹力不足，而淺埋土質(zhì)圍巖隧道往往是“塌落槽”破壞形態(tài)，錨桿打穿破裂面困難，故在土質(zhì)圍巖隧道中錨桿難以充分發(fā)揮其作用。噴射混凝土和鋼架拱頂應(yīng)力值較大，拱腰應(yīng)力值略小于拱頂，拱腳和邊墻應(yīng)力值較小。不同組合形式下應(yīng)力分布規(guī)律并未發(fā)生明顯改變，可認(rèn)為組合形式的不同不會(huì)改變隧道受力模式。

表8 Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖噴射混凝土應(yīng)力匯總表

(a)內(nèi)側(cè)鋼架應(yīng)力(有錨桿)(b)外側(cè)鋼架應(yīng)力(有錨桿)(c)內(nèi)側(cè)鋼架應(yīng)力(無錨桿)(d)外側(cè)鋼架應(yīng)力(無錨桿)

“+”為受拉； “-”為受壓。

圖11 Ⅴ級(jí)土質(zhì)圍巖鋼架應(yīng)力分布圖(單位： MPa)

深埋土質(zhì)隧道采用“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式的支護(hù)措施并沒有充分發(fā)揮各支護(hù)構(gòu)件的支護(hù)能力，造成不必要的浪費(fèi)，有效性差，僅采用“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式就能夠滿足支護(hù)要求，并且目前的支護(hù)參數(shù)尚存在優(yōu)化空間。

4 結(jié)論與討論

1)對(duì)于土質(zhì)和巖質(zhì)圍巖隧道中的初期支護(hù)，無論是“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式還是“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式，噴射混凝土應(yīng)力平均值僅為其極限強(qiáng)度值的9.9%～32.7%，鋼架應(yīng)力平均值僅為其極限強(qiáng)度值的5.4%～22.4%。有系統(tǒng)錨桿情況下，最大錨桿軸力為其極限抗拉強(qiáng)度值的9.6%～15.2%?！熬W(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”的初期支護(hù)組合形式未充分發(fā)揮其作用效果，有效性差，措施過于保守，存在很大的優(yōu)化空間。

2)對(duì)于土質(zhì)或淺埋破碎巖質(zhì)隧道，“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強(qiáng)度的9.6%，有、無系統(tǒng)錨桿對(duì)噴射混凝土和鋼架應(yīng)力基本無影響。在土質(zhì)或淺埋破碎巖質(zhì)隧道初期支護(hù)中，因系統(tǒng)錨桿無明顯作用，故可以取消，只采用“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式。

3)對(duì)于深埋巖質(zhì)圍巖隧道，“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”組合形式中最大錨桿軸力僅為其極限抗拉強(qiáng)度的15.2%，無系統(tǒng)錨桿情況下，噴射混凝土應(yīng)力是有系統(tǒng)錨桿情況下的1.23～1.48倍，鋼架應(yīng)力是有系統(tǒng)錨桿情況下的1.14～2.14倍，但即使無系統(tǒng)錨桿，最大噴射混凝土應(yīng)力僅為極限強(qiáng)度值的23.4%，最大鋼架應(yīng)力僅為極限強(qiáng)度值的18.1%，也均遠(yuǎn)低于其極限強(qiáng)度。在深埋巖質(zhì)隧道初期支護(hù)中，選擇“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式是合理和可行的，同時(shí)參照挪威Q法等支護(hù)組合方式，也可以采用“噴混+系統(tǒng)錨桿”組合形式?？紤]到目前現(xiàn)場錨桿施作機(jī)具和施工質(zhì)量，選擇“網(wǎng)噴+鋼架”組合形式是合理和可行的，而沒有必要采用“網(wǎng)噴+鋼架+系統(tǒng)錨桿”的組合形式。

4)本文參考國內(nèi)外單層襯砌案例，對(duì)深埋巖質(zhì)隧道推薦“噴混+錨桿”的初期支護(hù)組合形式。但由于現(xiàn)場條件局限，未能開展“噴混+錨桿”組合形式試驗(yàn)，有待以后研究。另外，本文研究沒有涉及超深埋、高地應(yīng)力情況，故結(jié)論不可無條件推廣。

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