黃明利，劉 煜，李子強(qiáng)

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.中鐵十六局集團(tuán)有限公司，北京 101300)

新奧法是目前修建山嶺隧道中最常用的方法之一，新奧法將圍巖與支護(hù)作為統(tǒng)一的受力體來考慮，通過噴錨等柔性支護(hù)，一方面允許圍巖變形，釋放圍巖的應(yīng)力，另一方面又限制圍巖變形，防止圍巖過度松弛而喪失承載能力。通過最大程度發(fā)揮圍巖的自承能力，減小初期支護(hù)承受的圍巖壓力。因此，圍巖與支護(hù)的相互關(guān)系是隧道工程研究中的核心問題之一。

在隧道圍巖與初期支護(hù)的相互關(guān)系上，隧道學(xué)者進(jìn)行了充分的研究。文獻(xiàn)[1]通過數(shù)值模擬，研究噴射混凝土硬化速率對初期支護(hù)性能的影響，證明在黃土隧道中快速硬化噴射混凝土能有效減少圍巖的變形；文獻(xiàn)[2-4]通過數(shù)值計算與現(xiàn)場實測發(fā)現(xiàn)黃土隧道拱部系統(tǒng)錨桿對圍巖穩(wěn)定性的作用不大；文獻(xiàn)[5-6]通過對鋼纖維噴射混凝土的力學(xué)性能研究和實際應(yīng)用，證明鋼纖維噴射混凝土能很好地滿足隧道新奧法施工的要求,是一種理想的支護(hù)材料；文獻(xiàn)[7] 通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)，與型鋼拱架相比，格柵拱架與圍巖接觸更好，后期承載能力更強(qiáng)、應(yīng)力分布更加均勻；文獻(xiàn)[8]通過分析得出在無噴射混凝土、半噴射混凝土、全噴射混凝土3種條件下，全噴射混凝土組合試件剛度遠(yuǎn)大于格柵鋼架剛度;初期支護(hù)剛度的增長取決于噴射混凝土強(qiáng)度的增長。

然而在現(xiàn)有的研究中，更多的是不同的初期支護(hù)形式對圍巖支護(hù)效果的影響研究，對初期支護(hù)(噴射混凝土)硬化速率對圍巖支護(hù)效果影響的研究較少。本文依托蒙華鐵路崤山隧道，采用數(shù)值模擬及現(xiàn)場試驗，對快速硬化噴射混凝土的適用條件及適用效果進(jìn)行分析，為后續(xù)工程提供借鑒。

1 工程概況

崤山隧道位于河南省三門峽市，進(jìn)口位于靈寶市寺河鄉(xiāng)城煙村，出口位于盧氏縣官道口鎮(zhèn)車家?guī)X，設(shè)計為2條單線隧道，左線隧道全長 22 751 m，右線隧道全長 22 771 m，為蒙華鐵路全線第一長隧道。隧道Ⅴ級圍巖斷面如圖1所示。

圖1 崤山隧道Ⅴ級圍巖斷面示意(單位：cm)

在蒙華鐵路股份有限公司“一強(qiáng)化、兩緊跟、三超前、四到位”的隧道管理理念下[9-10]，硬巖段采用全斷面(含仰拱)一次爆破成型的開挖方法；軟弱破碎圍巖段取消CD法、CRD法等復(fù)雜工法，采用臺階法開挖。開挖方法示意如圖2。

圖2 施工方法示意

2 噴射混凝土硬化速率對圍巖變形的影響數(shù)值模擬分析

2.1 噴射混凝土硬化過程的實現(xiàn)

噴射混凝土是水硬性材料，其硬化過程具有明顯的時間效應(yīng)，而在數(shù)值模擬中往往忽略其硬化過程，由此獲得的計算結(jié)果并不能如實反映圍巖-支護(hù)結(jié)構(gòu)的協(xié)調(diào)變形規(guī)律。因此，需建立考慮噴射混凝土硬化速率的圍巖-支護(hù)結(jié)構(gòu)耦合模型，分析噴射混凝土硬化速率對圍巖變形的影響。

2.1.1 噴射混凝土彈性模量的增長規(guī)律

噴射混凝土彈性模量的增長規(guī)律[1]可表示為

Eshot,t=Eshot,0(1-e-αt)

(1)

式中：t為噴射混凝土齡期，h；Eshot,t為齡期t時噴射混凝土的彈性模量，MPa；Eshot,0為噴射混凝土最終彈性模量，MPa；α為時間常數(shù)，取0.031。

2.1.2 噴射混凝土硬化過程在數(shù)值模擬中的實現(xiàn)

鑒于數(shù)值模擬無法實現(xiàn)噴射混凝土隨時間的連續(xù)變化情況，因此采用隧道開挖循環(huán)代替時間，依據(jù)每循環(huán)進(jìn)尺建立噴射混凝土彈性模量與距掌子面距離之間的關(guān)系，階段性地調(diào)整噴射混凝土的彈性模量，模擬噴射混凝土彈性模量增長過程。

為了消除不同開挖方法、不同支護(hù)參數(shù)等因素對數(shù)值模擬結(jié)果的影響，數(shù)值模擬統(tǒng)一采用三臺階開挖方法。超前小導(dǎo)管采用φ50 mm×5 mm無縫鋼管，長5 m，每隔3榀施作1次，環(huán)向間距40 cm，外插角10°～15°，打設(shè)25根；鋼架采用H230型四肢格柵鋼架，主筋為φ25 mm鋼筋，每榀間距0.75 m；每級臺階連接板處設(shè)置2根φ42 mm鎖腳錨管，長4 m，打設(shè)角度為水平向下30°～45°；鋼筋網(wǎng)采用縱向φ6 mm，環(huán)向φ8 mm鋼筋，網(wǎng)格間距為20 cm×20 cm；噴射混凝土總厚度為30 cm。

根據(jù)現(xiàn)場實際施工情況，每循環(huán)(循環(huán)進(jìn)尺為0.75 m)用時約18 h，具體見表1。

表1 各施工工序用時

根據(jù)表1建立噴射混凝土的彈性模量與距掌子面距離的關(guān)系曲線，見圖3。

圖3 噴射混凝土彈性模量與距掌子面距離的關(guān)系曲線

2.2 數(shù)值模型的建立及參數(shù)的取值

2.2.1 模型的建立

采用MIDAS/GTS建立計算模型，圍巖和超前加固區(qū)采用實體單元，采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型；初期支護(hù)采用板單元；鎖腳錨管采用植入式桁架單元。模型尺寸為75 m(x軸)×45 m(y軸)×110 m(z軸)，見圖4。

圖4 計算模型(單位：m)

模擬過程中，初期支護(hù)參數(shù)按加權(quán)平均法進(jìn)行計算。密度、剛度等效公式為

ρe=(ρcAc+ρsAs)/(Ac+As)

(2)

Ee=(EcAc+EsAs)/(Ac+As)

(3)

式中：ρe，Ee分別為折算后的噴射混凝土的密度和彈性模量；ρc，Ec分別為原噴射混凝土的密度和彈性模量；ρs，Es分別為拱架的密度和彈性模量；Ac，As分別為混凝土和拱架的截面積。

支護(hù)結(jié)構(gòu)計算參數(shù)見表2。

表2 支護(hù)結(jié)構(gòu)計算參數(shù)

數(shù)值模擬段隧道埋深300 m，為減少計算工作量，將上部250 m巖層轉(zhuǎn)化為等效均布荷載作用在模型頂面上，大小為5 MPa，方向向下。

2.2.2 參數(shù)的取值

為研究噴射混凝土硬化速率對不同級別圍巖變形的影響，選取3組不同級別圍巖，其參數(shù)見表3。

表3 圍巖參數(shù)

對工況A(α=0.031[11]，常規(guī)硬化型)，工況B(α=0.050，快速硬化型)，工況C(α→∞，不考慮噴射混凝土硬化過程)進(jìn)行對比，模擬噴射混凝土的不同硬化速率。結(jié)合圖3，得到噴射混凝土彈性模量隨施工步序變化情況，見表4。

表4 噴射混凝土彈性模量隨施工步序的變化情況 GPa

注：施工步序1為第1循環(huán)開挖。

2.2.3 模擬過程的實現(xiàn)

參照表4，模擬噴射混凝土的硬化過程，見表5。

表5 噴射混凝土硬化過程數(shù)值模擬

2.3 模擬結(jié)果與分析

2.3.1 變形特征

以Ⅳ級圍巖為例，取模型中間斷面為分析斷面，研究不同工況下隧道拱頂沉降和水平收斂的變化規(guī)律。

為了突顯噴射混凝土硬化速率對支護(hù)效果的影響，不直接比較變形絕對值大小，而以工況A的支護(hù)結(jié)構(gòu)位移為基準(zhǔn)，比較各工況支護(hù)結(jié)構(gòu)位移與工況A支護(hù)結(jié)構(gòu)位移的比值。將拱頂沉降及最大水平收斂隨隧道模擬施工步序的變化繪制成圖。Ⅳ，Ⅴ，Ⅵ級圍巖變形時程曲線見圖5，圖6。

分析圖5和圖6可知：①不考慮噴射混凝土硬化過程時(工況C)會在一定程度上高估初期支護(hù)的效果，因此研究圍巖與支護(hù)相互作用關(guān)系時應(yīng)充分考慮噴射混凝土的硬化過程。②Ⅳ級圍巖中，工況B比工況A拱頂沉降減少5.61%，最大水平收斂減少1.47%；Ⅴ級圍巖中，工況B比工況A拱頂沉降減少7.92%，最大水平收斂減少9.72%；Ⅵ級圍巖中，工況B比工況A拱頂沉降減少8.09%，最大水平收斂減少12.10%。③總體而言，噴射混凝土的硬化速率對隧道圍巖變形具有一定影響，控制效果隨噴射混凝土硬化速率的增大而增強(qiáng)，且圍巖越差，控制效果越明顯。因此在軟弱圍巖支護(hù)中，快速硬化噴射混凝土可有效控制圍巖的變形。

圖5 各級別圍巖中不同工況下拱頂沉降曲線對比

圖6 各級別圍巖中不同工況下最大水平收斂曲線對比

2.3.2 圍巖塑性區(qū)分布

圖7 Ⅳ級圍巖不同工況下塑性區(qū)云圖

圖8 Ⅴ級圍巖不同工況下塑性區(qū)云圖

圖9 Ⅵ級圍巖不同工況下塑性區(qū)云圖

分析圖7—圖9可知：噴射混凝土硬化速率越快塑性區(qū)越小，但不同硬化速率下圍巖塑性區(qū)差異較小。

3 現(xiàn)場噴射試驗

3.1 試驗方案

為驗證快速硬化噴射混凝土在軟弱破碎圍巖中的適用性，在崤山隧道施工現(xiàn)場Ⅴ級圍巖段(YDK702+834—YDK702+864)分別對常規(guī)噴射混凝土和快速硬化噴射混凝土進(jìn)行噴射試驗，并對試驗段的圍巖變形和噴射混凝土強(qiáng)度增長速率進(jìn)行對比分析。為了比較相同配比條件下現(xiàn)場與室內(nèi)噴射混凝土的抗壓強(qiáng)度，還同時進(jìn)行了1組室內(nèi)試驗。

3.2 試驗結(jié)果與分析

3.2.1 試塊強(qiáng)度

采用噴大板法進(jìn)行現(xiàn)場取樣，試塊在現(xiàn)場保持同條件養(yǎng)護(hù)至脫模時間后進(jìn)行脫模和抗壓強(qiáng)度試驗。由于試塊早期強(qiáng)度相對較低，在切塊的過程中出現(xiàn)掉角和破碎現(xiàn)象。經(jīng)過多次嘗試，最終得以完成。

按照規(guī)范要求完成了3組試驗。A組為快速硬化型室內(nèi)試驗，B組為快速硬化型現(xiàn)場試驗，C組為常規(guī)硬化型現(xiàn)場試驗。試驗結(jié)果見表6。

3組試塊無側(cè)限抗壓強(qiáng)度隨齡期增長曲線對比見圖10。

表6 噴射混凝土無側(cè)限抗壓強(qiáng)度

圖10 3組試驗試件無側(cè)限抗壓強(qiáng)度隨齡期增長曲線對比

由圖10可知:在B組(快速硬化型噴射混凝土)與C組(常規(guī)硬化型噴射混凝土)28 d無側(cè)限抗壓強(qiáng)度相差不大的情況下，B組在8 h～1 d齡期內(nèi)無側(cè)限抗壓強(qiáng)度會持續(xù)快速增長，增長速率明顯高于C組，早強(qiáng)效果明顯。

3.2.2 圍巖變形

通過試驗段大量監(jiān)測數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，與常規(guī)硬化型噴射混凝土相比，快速硬化型噴射混凝土可有效減少圍巖變形。因篇幅所限僅選取2個斷面進(jìn)行分析。實測拱頂沉降時程曲線見圖11。

圖11 實測拱頂沉降時程曲線

由圖11可知：在試驗段Ⅴ級圍巖段內(nèi)，采用快速硬化型噴射混凝土?xí)r測試斷面最大拱頂沉降控制在30 mm內(nèi)，平均沉降為28.48 mm，采用常規(guī)硬化型噴射混凝土?xí)r最大拱頂沉降控制在40.3 mm，平均沉降為37.6 mm。與常規(guī)硬化型噴射混凝土相比，快速硬化型噴射混凝土拱頂沉降減小約24.26%，證明在軟弱破碎圍巖中采用快速硬化型噴射混凝土能更好地控制圍巖的變形。

4 結(jié)語

1)數(shù)值模擬中不考慮噴射混凝土硬化過程時會在一定程度上高估初期支護(hù)的效果。

2)快速硬化噴射混凝土對圍巖變形具有一定的控制效果，且圍巖越差變形控制效果越明顯，因此在崤山隧道圍巖好于Ⅳ級地段無需采用快速硬化型噴射混凝土。

3)經(jīng)現(xiàn)場在Ⅴ級圍巖段進(jìn)行噴射試驗，與采用常規(guī)硬化型噴射混凝土相比，采用快速硬化型噴射混凝土拱頂沉降可減小約24.26%，證明在軟弱破碎圍巖中采用快速硬化型噴射混凝土能更好地控制圍巖的變形。