冉建西

（水利部新疆水利水電勘測設計研究院，烏魯木齊 83000）

隨著新疆水利工程建設的不斷深入， 尤其是通過跨流域調水解決水資源短缺及分布不均問題。 由于大型調水工程線路長，出現一批長距離隧洞，其地質構造復雜多變，多有埋深大、地應力場高等問題。洞室在開挖過程中， 初始應力平衡狀態(tài)將受到破壞， 在應力釋放工程中洞周圍巖形成新的松弛碎裂區(qū)域，并達到新的平衡，稱為圍巖松動圈，不同巖石和所處的邊界條件松動圈的范圍也各不相同。 對比水利行業(yè)的長距離隧洞工程，煤礦巷道中對松動圈的研究較多， 但主要集中在軟弱圍巖方向，切合點不一致。 因此，對于大部分為較完整或較堅硬巖體的長距離輸水隧洞， 研究Ⅲ類圍巖松動圈厚度與隧洞支護關系有著廣泛的影響和節(jié)約投資的目的。

1 工程概況

新疆某隧洞工程為超長距離無壓輸水隧洞，總長92.35km，平均埋深156m，最大埋深295m。 隧洞分別采用2臺TBM全斷面掘進機、3臺盾構機結合鉆爆法進行施工，TBM施工段總長40.67km， 盾構施工段總長18.97km，鉆爆法施工段總長32.71km。 隧洞位于中低山區(qū)，沿線地質構造、地層巖性復雜，前段和后段巖性以泥盆系和石炭系凝灰質砂巖、 凝灰質粉砂巖、凝灰角礫巖等中～堅硬巖主，中段分布侏羅系、白堊系、第三系軟巖地層。

隧洞TBM及鉆爆法施工段主要襯砌形式為噴錨支護， 局部斷層帶及軟巖段采用噴錨支護和二次鋼筋混凝土襯砌相結合的復合式襯砌型式。 TBM施工段為開挖洞徑5.5m圓形斷面， 過流洞徑4.4～5.5m，鉆爆法施工段隧洞主要為馬蹄形斷面，開挖洞徑5.26～6.3m，過流洞徑5.1m。

2 研究內容及應用

本文以新疆某隧洞工程為依托， 采用彈塑性理論計算、數值模擬、現場聲波測試等方法對比分析鉆爆洞段Ⅲ類圍巖松動圈厚度， 并以此為優(yōu)化錨桿支護參數，再通過收斂監(jiān)測圍巖位移驗證效果。

3 隧洞松動圈厚度測定方法及分析

3.1 松動圈理論計算

3.1.1 基于摩爾-庫倫準則松動圈半徑計算方法

Mohr-Coulomb準則能反映連續(xù)、均質、同性的巖土體脆性破壞、塑性破壞特征，適用于塑性巖石及脆性巖石，理論計算中常采用M-C準則為屈服準則計算塑性區(qū)半徑。 徐干成等［1］按照其屈服準則研究松動圈力學機理，認為在松動圈范圍內，其應力應當小于初始應力，因此假定在松動圈外邊界上環(huán)向應力與初始地應力相等，即σθ=P，并推導松動圈半徑為：

式中 γ為巖體重度；H為隧洞拱頂的埋置深度。

本工程鉆爆洞為馬蹄形斷面， 需要將該非圓形斷面等效代換成圓形斷面，這才能帶入式（1）計算，馬蹄形隧洞等代圓的半徑r0計算公式［2］為：

式中 h為隧洞開挖高度；b為隧洞開挖跨度。

圍巖壓力的釋放由圍巖，初期支護及二次襯砌共同承擔，根據圍巖級別的不同，其相應的分擔比例也不同，當圍巖較好時，圍巖初期支護的荷載分擔比取較大值，二次襯砌取較小值；當圍巖較差時則相反。

本文主要研究巖性較好的凝灰質砂巖， Ⅲ類圍巖初期支護壓力分擔比值取0.3［3］，則隧洞初期支護抗力pi為0.3q。

3.1.2 Ⅲ類圍巖物理力學參數

新疆某隧洞工程Ⅲ類圍巖以石炭系凝灰質砂巖為主，青灰色，洞壁無滲水、滴水現象。 其中，Ⅲa類圍巖多呈塊狀、中厚層狀，堅硬巖石，節(jié)理裂隙發(fā)育較少，可見裂隙面一般起伏、粗糙、閉合無充填；Ⅲb類圍巖片理化發(fā)育，可見層面較多，中硬～堅硬巖石該段片理化發(fā)育巖層間距一般3～8cm，多可見黑灰色擠壓炭質粉砂巖，巖石強度較低。Ⅲ類圍巖的物理力學參數以內試驗結果及參照《工程地質手冊》相關巖體參數范圍進行界定，具體如表1。

表1 Ⅲ類凝灰質砂巖物理力學參數

3.1.3 彈塑性理論計算結果

本工程鉆爆洞為馬蹄形斷面，Ⅲa、Ⅲb類圍巖開挖尺寸分別為5.34m×4.97m、6.1m×5.65m，代入式（4）計算得隧洞等代圓的半徑r0分別為2.58，2.94m；根據隧洞埋深代入式（3）計算初始應力，按SL279—2016《水工隧洞設計規(guī)范》計算圍巖壓力，再按隧洞荷載分擔比值0.3折算初期支護抗力［4］。將以上各項和表1中的巖石物理力學參數代入式（1）～式（2），得出隧道松動圈半徑及厚度理論值，結果如表2。

表2 Ⅲ類圍巖隧洞松動圈半徑及厚度

3.2 數值模擬分析

3.2.1 模型建立

本文采用二維網絡有限元法求解巖土松動圈范圍的非線性問題，巖體為彈塑性本構模型，屈服準則為Mohr-Coulomb準則。 假定分區(qū)均勻的巖土塊體，即假設整個單元為各向同性彈塑性體，建立非定向彈塑性破壞單元（一般塊體單元）和線單元（錨桿），單元塑性屈服情況為受拉屈服、剪切屈服或兩者的組合。

數值模擬方法采用ABAQUS軟件， 可分析復雜的固體力學、結構力學、多場耦合系統，見長于模擬非線性的影響，在水利與土木工程有廣泛應用。

3.2.2 數據分析

巖石的抗拉強度遠低于抗壓強度， 在較小的拉應力下就會發(fā)生巖石開裂。 當圍巖應變超過其極限拉應變值時，即圍巖認定進入松動圈［5］，判定準則公式為：式中 由前人大量常規(guī)室內試驗結果可知， 巖石抗壓強度R壓的1/30～1/10為其抗拉強度R拉；Ee為巖體彈性模量。

原設計馬蹄形隧洞的Ⅲa、 Ⅲb類圍巖采用2.5m長φ22砂漿錨桿，間排距1.2m×1.2m，安裝區(qū)域分別為頂拱180°、側頂拱220°，梅花形布置。 按照該錨桿參數建立隧洞有限元模型， 生成的塑性區(qū)應變如圖1，以式（5）判定松動圈范圍的界定。

圖1 Ⅲa（上）、Ⅲb（下）類圍巖錨桿支護應變云圖

取芯試驗中，Ⅲa、Ⅲb類凝灰質砂巖單軸抗壓強度平均值分別為75，90MPa， 其抗拉強度取其1 /20，那么抗拉強度分別為4.5，3.8MPa，代入式（5）得Ⅲa、Ⅲb類圍巖的極限拉應變值 ［ε］ 分別為3.75e-04m、3.41e-04m。 由圖1可見，Ⅲa、Ⅲb類圍巖松動圈厚度拱頂處分別為0.6，1.7m，拱肩處分別為1，1.4m。

3.3 單孔超聲波松動圈測定

3.3.1 現場測定

長江水利委員會長江科學院采用RS-ST01C型非金屬聲波儀檢測松動圈范圍， 主要方法為單孔聲波法，反映沿孔深方向附近巖體波速值的變化情況?，F場松動圈測試共布置4個斷面， 均為凝灰質砂巖，隧洞樁號SD21+600、SD21+610 斷面為Ⅲb 圍巖，SD21+630、SD21+640斷面Ⅲa圍巖。 其中，試驗斷面各布置7個檢測孔、對照斷面5個檢測孔，檢測孔深為3m，孔徑60mm超聲波測試時，鉆孔中需充滿水以耦合聲波傳播，測孔布置如圖2。

圖2 檢測孔布設簡圖

3.3.2 測試結果

為準確測出松動圈的范圍， 現場測試在完成初期支護，并等待圍巖變形趨于穩(wěn)定之后開始檢測。利用聲波雙收探頭測出探孔不同深度處的巖體縱波波速，得出各剖面孔深-波速曲線圖，如圖3。

圖3 Ⅲa（上）、Ⅲb（下）類凝灰質砂巖波速－孔深曲線

由圖3可見，Ⅲa、Ⅲb類凝灰質砂巖波速陡增區(qū)分別為0.8～1.0m、0.8～1.1m， 平均縱波波速分別為3531～4520m/s、3573～4230m/s，受爆破震動、圍巖碎膨力作用下裂隙分布密集； 松動圈界定區(qū)分別為1.0～1.2m、1.1～1.5m， 平均縱波波速分別為4520～4956m/s、4230～4946m/s，波速值略有增加，但趨勢放緩， 隨著深度增加圍巖應力重分布的破裂區(qū)在逐漸減小， 圍巖的完整性有所提高； 波速穩(wěn)定區(qū)分別為1.2～3.0m、1.5～3.0m， 平均縱波波速分別為4956～5459m/s、4946～5253m/s，圍巖接近原巖狀態(tài)。 結果表明， 不同的Ⅲ類圍巖的縱波波速隨片理化發(fā)育程度增加其略有下降， 縱波波速隨著孔深的增加不斷增加，并趨于穩(wěn)定，開挖對圍巖的影響隨孔深的增加而減小，巖體的破碎程度也逐漸減小。

3.3.3 松動圈厚度確定

參照吳慶東［6］在對某地下水封洞室圍巖進行松動圈測試分析，洞壁波速隨徑向深度增加而逐漸增加， 到達一定深度后波速趨于穩(wěn)定或變化緩慢，則圍巖聲波波速大幅增加結束后所對應點的孔深，即為圍巖松動圈的厚度。 現場測試數據較多，為了便于分析將Ⅲa、Ⅲb圍巖測孔中不同深度的測點波速值加權平均，生成平均波速-孔深曲線如圖4。 按判別原則得出Ⅲa、 Ⅲb類圍巖松動圈厚度分別為1.2，1.4m，與長科院判斷［7］的1.13，1.32m接近。 圈內Ⅲb類圍巖波速明顯低于Ⅲa圍巖，波速穩(wěn)定區(qū)卻較為一致。

圖4 Ⅲ類凝灰質砂巖松動圈測定結果

3.4 對比分析結果

通過理論分析、數值模擬、現場測試分別得出新疆某隧洞工程Ⅲ類凝灰質砂巖松動圈厚度對比如表3。

表3 松動圈結果對比

從松動圈對照成果來看， 數值模擬成果與現場實測成果較為接近。 也進一步說明數值模擬方法以及采用的判別松動圈的方法是比較合理的， 基于彈塑性本構模型在硬巖隧洞松動圈厚度及應變計算上有良好的適用性。 在巖石物理力學參數較好的情況下，理論計算所得的松動圈厚度過小，與現場測定松動圈有較大差距， 不建議用彈塑性理論半經驗公式對松動圈厚度進行計算。

4 錨桿長度優(yōu)化

通過對比分析， 新疆某隧洞工程以現場實測方法確定松動圈厚度優(yōu)化錨桿長度。 按照懸吊理論錨桿長度計算公式為：

式中 L1為錨桿錨固段長度（m），采用SL377—2007《水利水電工程錨噴支護技術規(guī)范》［8］公式計算；L2為松動圈厚度值；L3為錨固外露長度，本工程錨桿外露端長度為0.12m。

本工程Ⅲ類圍巖錨桿為全黏接砂漿錨桿， 錨桿采用φ22Ⅳ級鋼筋，砂漿標號M20，鉆孔直徑50mm，原設計錨桿長2.5m。 根據附近樁號SD21+332錨桿應力監(jiān)測過程線如圖5， 實測錨桿最大拉應力94MPa，那么通過截面積換算出錨桿抗拉設計值為Nt=53kN。代入規(guī)范公式計算可得錨固段長度L1為0.46m，再代入式（6）， Ⅲa、 Ⅲb類圍巖錨桿長度計算值分別為1.68，1.98m。 因此，可將Ⅲ類圍巖錨桿長度由原設計的2.5m優(yōu)化至2m。

圖5 錨桿應力監(jiān)測過程線

5 結語

（1）在巖性較好條件下運用理想理論，摩爾-庫倫準則的松動圈半徑計算方法與聲波測試結果相差較大。 而在摩爾-庫倫準則下，建立非定向彈塑性破壞單元有限元模型， 松動圈計算結果仍小于測試結果，但兩者基本接近。分析原因可能是計算中沒有考慮爆破對圍巖松動圈的影響。

（2）超聲波松動圈測定技術使用較為便捷，因此在地下工程中得到大量應用，但根據波速－孔深曲線對松動圈厚度的判別方法各異、差距較大。本工程經驗為：盡量多采集波速樣本，通過加權平均法對紛亂的數據整理出單一曲線， 以圍巖聲波波速大幅增加結束點（波速趨于穩(wěn)定的開始點）作為松動圈厚度的判別原則。

（3）隧洞錨桿長度設計優(yōu)化思路：理性計算和有限元仿真模型分析初步對照確定錨桿參數， 工程實施中通過超聲波測定圍巖松動圈厚度， 利用錨桿應力計量測錨桿所承受的拉力， 并按公式計算所需錨固段長度，從而調整錨桿長度。