劉雨萌， 張俊儒, *， 何冠男， 燕 波， 王智勇

(1. 西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031；2. 中鐵第一勘察設計院集團有限公司， 陜西 西安 710043)

0 引言

高鐵隧道全斷面機械化作業(yè)具有開挖斷面大、工程風險高、技術難度大、建設工期緊等特點。一方面，隧道大面積開挖會對圍巖的變形和失穩(wěn)造成一定影響，嚴重時會增大隧道施工風險、危及人身安全； 另一方面，由于隧道采用全斷面機械化施工，初期支護的施作能夠及時封閉成環(huán)，有利于圍巖的穩(wěn)定性，且隧道全斷面機械化施工明顯改變了傳統(tǒng)以人工開挖、半機械化作業(yè)所形成的設計施工規(guī)范及相應的圍巖分級標準，導致原有規(guī)范及標準的適用性降低，相關研究和工程案例可提供的施工經(jīng)驗也較少。

目前，已有眾多學者對大斷面隧道的支護形式開展了大量的研究。Kang等[1]以大斷面鐵路隧道為背景，采用DEA算法對初期支護厚度、錨桿長度及間距進行優(yōu)化分析，得出隨著隧道埋深的增大，應相應地增加初期支護的厚度，以保證隧道圍巖的穩(wěn)定性。Zhao等[2]提出一種基于LSSVM/ABC的錨桿加固隧道的可靠性優(yōu)化方法，并對錨桿長度、數(shù)量及間距進行優(yōu)化分析，研究表明該方法精度高、可靠性強、優(yōu)化效率高。Kim等[3]針對大斷面隧道支護措施進行研究，通過改進鋼架連接及結構形式，改善了傳統(tǒng)格柵拱架的承載能力。Rodríguez等[4]基于支護特性曲線及支護結構的變形協(xié)調性，推導得出大斷面隧道初期支護鋼架受力形式及初期支護噴混的應力形式，研究成果可為支護結構的優(yōu)化提供一定的理論依據(jù)。Choi等[5]針對軟巖大斷面隧道工程，采用現(xiàn)場監(jiān)測及數(shù)值計算方法，研究能確保圍巖穩(wěn)定性的最佳支護施作時機。張全全[6]以淺埋大斷面隧道為工程背景，采用數(shù)值分析、理論計算等方法研究大斷面隧道圍巖變形特征及支護參數(shù)優(yōu)化，研究結論可為控制大斷面隧道圍巖穩(wěn)定性提供依據(jù)。童建軍等[7]基于極限平衡法得出不同支護措施下掌子面穩(wěn)定系數(shù)公式，并結合現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)分析，建立大斷面機械化施工隧道支護模型，并將研究成果成功應用于鄭萬高鐵隧道工程。牛澤林等[8]以大斷面板巖隧道為背景，研究不同工法對圍巖穩(wěn)定性的影響，表明兩臺階法較CD法對圍巖穩(wěn)定性的影響更小，并針對性地提出支護措施，保證隧道施工的安全。葉萬軍等[9]針對大斷面黃土隧道開展支護結構優(yōu)化研究，通過數(shù)值計算及監(jiān)測數(shù)據(jù)分析支護的受力特征，研究指出支護結構較為薄弱的部位，并提出相應的加固措施。李利平等[10]針對超大斷面軟巖隧道圍巖穩(wěn)定性問題開展研究，通過模型試驗真實再現(xiàn)大斷面隧道開挖過程，在分析開挖過程中圍巖變形及受力規(guī)律后，提出軟巖隧道大斷面開挖造成的圍巖擾動范圍為3倍洞徑，而盡早施作支護可明顯改善圍巖的穩(wěn)定性。綜上所述，目前雖然有學者就大斷面隧道的受力形態(tài)和支護形式進行了一定的研究，但既有研究未充分考慮圍巖的自穩(wěn)能力和大斷面隧道機械化作業(yè)時支護施作及時成環(huán)對圍巖穩(wěn)定性的有利之處。

因此，本文以黃(岡)黃(梅)高速鐵路劉元隧道為依托工程，運用強度折減法計算安全系數(shù)，定量分析圍巖的穩(wěn)定性，對初期支護進行優(yōu)化設計，并結合現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，對初期支護優(yōu)化設計效果進行驗證。

1 工程概況

黃(岡)黃(梅)高速鐵路劉元隧道位于湖北省武穴市大金鎮(zhèn)境內，為單洞雙線隧道，采用全斷面機械化作業(yè)施工，隧道全長605 m。隧道進出口里程分別為DK90+660和DK91+265，所處地區(qū)為丘陵地貌，隧道最大埋深89 m，隧址區(qū)主要巖性為石英片巖，全—弱風化，單軸飽和抗壓強度平均值為39.79 MPa，地表水無腐蝕性、弱發(fā)育。

劉元隧道典型里程段(DK90+060～+080)為Ⅳ級圍巖，埋深30 m，隧道跨度14.7 m。原設計初期支護參數(shù)如表1所示。

2 圍巖力學特性試驗

本文利用巖石常規(guī)三軸試驗測定依托工程的圍巖力學參數(shù)，以獲得準確、可信的工程圍巖力學參數(shù)，用于后續(xù)數(shù)值計算研究。

2.1 試樣參數(shù)

本次巖石常規(guī)三軸試驗所用標準試件均取自黃(岡)黃(梅)高速鐵路HHZQ-3標劉元隧道DK90+060～+080里程掌子面，取樣方法為現(xiàn)場鉆芯，隨后用現(xiàn)場實驗室切石機進行加工。試樣為天然狀態(tài)下的石英片巖，直徑50 mm、高100 mm，如圖1所示。根據(jù)隧道埋深情況，設置5種圍壓，如表2所示。

2.2 試驗結果分析

2.2.1 巖石抗剪強度指標計算

按式(1)計算不同圍壓條件下的極限軸向應力，計算結果如表3所示。

(1)

式中：σ1為極限軸向應力，MPa；F為軸向破壞荷載，N；S為試件橫截面積，mm2。

表3 常規(guī)三軸壓縮試驗數(shù)據(jù)匯總

圖2 最佳關系曲線

圖3 摩爾包絡線

表4 最佳關系曲線選擇點數(shù)值

由圖3可知，巖石試樣的內摩擦角φ為52°，黏聚力c為23.45 MPa。

2.2.2 巖石應力-應變關系

三軸應力作用下應力差-軸向應變關系曲線見圖4。依據(jù)巖石常規(guī)三軸試驗獲得的石英片巖達到峰值應力之后的應力-應變全過程曲線可知[12-14]： 此次試樣曲線并沒有表現(xiàn)出明顯的壓密階段，隨著圍壓的增大，巖石試樣峰值強度逐漸增大，超過峰值強度后，巖石試樣內部裂隙繼續(xù)發(fā)展，最后可以觀察到峰值強度后的殘余應變和殘余強度曲線。

圖4 三軸應力作用下應力差-軸向應變關系曲線

2.2.3 巖石彈性模量和泊松比計算

根據(jù)圖4可確定直線段起始點應力值σa和縱向應變εaa，以及終點應力值σb和縱向應變εab，直線段斜率為彈性模量，計算公式見式(2)和式(3)。

(2)

(3)

式(2)和式(3)中：Ee為巖石彈性模量，MPa；μe為巖石彈性泊松比；σa為應力與軸向應變關系曲線上直線段起始點的應力值，MPa；σb為應力與軸向應變關系曲線上直線段終點的應力值，MPa；εab為應力為σb時的縱向應變值；εaa為應力為σa時的縱向應變值；εcb為應力為σb時的橫向應變值；εca為應力為σa時的橫向應變值。

根據(jù)式(2)和式(3)，計算巖石彈性模量及泊松比，并匯總全部試驗結果，如表5所示。

表5 三軸壓縮強度及變形試驗結果匯總

2.2.4 圍巖物理力學參數(shù)的確定

根據(jù)Hoek-Brown強度準則，可將上述由常規(guī)三軸試驗得到的巖石物理力學參數(shù)轉化為現(xiàn)場巖體的物理力學參數(shù)。

2.2.4.1 圍巖強度參數(shù)的估算

目前，應用最廣泛的是2002年版Hoek-Brown強度準則。

(4)

式中：σ1為巖體破壞時的最大主應力；σ3為巖體破壞時的最小主應力；σc為巖石單軸抗壓強度；mb、s為Hoek-Brown準則經(jīng)驗參數(shù)；a為由巖體特性決定的系數(shù)。

(5)

(6)

(7)

式(5)—(7)中：mi為巖性指標；D為擾動因子； GSI為巖體地質強度指標。

巖性指標mi可由室內巖石常規(guī)三軸試驗數(shù)據(jù)計算得出，具體方法為： 對室內完整試樣取GSI=100，a=0.5，mb=mi，從而得到

(8)

采用最小二乘法擬合試驗數(shù)據(jù)，可得mi為17。巖體地質強度指標GSI參照文獻[15]，并結合施工現(xiàn)場掌子面揭示的巖體風化程度及結構面狀態(tài)，確定現(xiàn)場實際巖體GSI值為30。擾動因子D采用文獻[16]參考表確定取值，現(xiàn)場圍巖整體處于硬質巖地層，采用光面爆破施工，因此D取為0.8。

在式(4)中，令σ3=0，即可求得圍巖的抗壓強度

σcm=σcsa。

(9)

在式(4)中，令σ1=σ3=σtm，即可求得圍巖的抗拉強度

(10)

根據(jù)式(9)和式(10)，即可估算出圍巖的抗壓、抗拉強度值分別為σcm=0.28 MPa、σtm=-0.007 MPa。

2.2.4.2 圍巖抗剪強度參數(shù)的估算

由于目前巖體工程相關規(guī)范仍采用Mohr-Coulomb強度準則。因此，基于Hoek-Brown準則進行Mohr-Coulomb強度參數(shù)等效取值具有一定的研究意義。以Hoek-Brown強度包絡線為對象，通過對σ1-σ3曲線做切線或割線，得到的直線可認為是采用Mohr-Coulomb準則對巖體強度的等效描述，由此可以建立這2種強度準則之間的關系。

2002年，Hoek提出了等效Mohr-Coulomb強度準則割線強度的取值方法，換算關系為：

(11)

c=

(12)

(13)

式(11)—(13)中：σ3n用于體現(xiàn)圍壓條件對Mohr-Coulomb等效強度參數(shù)的作用；σ3max為待定參數(shù)，對于隧洞，按照式(14)進行計算。

(14)

式中：H為隧洞埋深；γ為巖體重度；σcm為由Hoek-Brown準則定義的巖體單軸抗壓強度，按式(15)取值。

(15)

由表5中匯總的試驗結果，取σc為70.29 MPa。根據(jù)式(5)—(7)，計算得到a=0.522，mb=0.264，s=2.48×10-5。

由式(11)—(15)可實現(xiàn)對圍巖抗剪強度參數(shù)的估算，得出c=0.28 MPa，φ=35.31°。

2.2.4.3 圍巖變形參數(shù)的估算

2002年，Hoek提出估算圍巖變形模量Em的經(jīng)驗關系式為：

可得圍巖變形模量為Em=1.59 MPa。

目前，尚無關于圍巖變形參數(shù)中泊松比的估算方法，本文依據(jù)式(11)、式(12)和式(16)估算出的圍巖參數(shù)φ=35.31°、c=0.28 MPa、Em=1.59 MPa，并結合《鐵路隧道設計規(guī)范》[17]中表4.3.3給出的圍巖物理力學指標，綜合確定為Ⅳ級圍巖，而規(guī)范給出的Ⅳ級圍巖泊松比取值區(qū)間為0.3～0.35，本文結合工程實際情況，確定圍巖的泊松比為0.32。

綜上，依托工程現(xiàn)場圍巖物理力學參數(shù)如表6所示。

表6 圍巖物理力學參數(shù)

3 基于強度折減法的隧道穩(wěn)定性分析

楊臻等[18]、張黎明等[19]、鄭穎人等[20]、張紅等[21]使用強度折減法，將安全系數(shù)的概念引入巖質隧道的穩(wěn)定性分析。安全系數(shù)具有一定的力學意義，可以作為隧道穩(wěn)定性評價的定量指標。因此，本文使用強度折減法求出毛洞隧道圍巖的安全系數(shù)，以此定量評價圍巖的穩(wěn)定性。

3.1 強度折減法原理及失穩(wěn)判據(jù)

強度折減法是通過不斷地折減圍巖的內摩擦角及黏聚力，在此過程中分析特征點變化規(guī)律，直到所分析的指標表明圍巖達到失穩(wěn)極限狀態(tài)，將此時的折減系數(shù)Fs定義為圍巖安全系數(shù)，折減方法見式(17)和式(18)。

(17)

(18)

式(17)—(18)中：Fs為強度折減系數(shù)；φ′為折減后的內摩擦角，(°)；c′為折減后的黏聚力，MPa。

使用強度折減法計算隧道工程的安全系數(shù)時，關鍵在于選用合理的失穩(wěn)判據(jù)確定隧道圍巖處于臨界極限平衡狀態(tài)，現(xiàn)有的判據(jù)有以下幾種。

1)塑性區(qū)貫通。一般來說，塑性區(qū)貫通是隧道失穩(wěn)的必要不充分條件。若單單以塑性區(qū)是否貫通作為判據(jù)，會導致求得的圍巖安全系數(shù)F偏小。

2)計算不收斂。以此為判據(jù)需人為設定計算精度及步數(shù)等，具有一定的主觀性，計算結果也未必準確。同時，計算模型網(wǎng)格、計算軟件對計算的收斂性也有一定的影響。

3)特征點位移突變。在強度折減計算過程中，圍巖及結構特征點位移會隨著折減系數(shù)Fs的變化而變化，當在某一Fs下位移發(fā)生突變，即可認為該Fs為安全系數(shù)F。隨著折減的進行，當圍巖強度降低到某一臨界值時，隧道會發(fā)生破壞?，F(xiàn)場施工過程中，施工人員常利用隧道特征點(拱頂、洞周、仰拱)監(jiān)測數(shù)據(jù)來判斷圍巖是否穩(wěn)定。因此，以特征點位移突變作為隧道圍巖失穩(wěn)的判據(jù)是可行的。

綜上，以特征點位移突變作為隧道圍巖失穩(wěn)的主要判據(jù)最為直觀且最易判斷[22]，因此，本文選取特征點(拱頂、拱腰、拱肩、仰拱等部位)位移是否發(fā)生突變作為隧道圍巖失穩(wěn)的主要判據(jù)。

3.2 數(shù)值計算模型

依托工程屬超大斷面隧道，采用全斷面機械化開挖，隧道跨度14.7 m、高12.23 m、埋深30 m。隧道斷面及特征點監(jiān)測示意見圖5。計算采用平面二維網(wǎng)格，模型尺寸為X=120 m、Y=1 m、Z=87 m，如圖6所示。圍巖參數(shù)如表6所示。

圖5 隧道斷面及特征點監(jiān)測示意圖(單位： m)

圖6 計算模型示意圖(單位： m)

3.3 無支護狀態(tài)隧道穩(wěn)定性分析

無支護狀態(tài)隧道不同折減系數(shù)Fs下圍巖監(jiān)測點豎向、水平位移變化見圖7。

由圖7(a)可知： 不同折減系數(shù)Fs下各監(jiān)測點豎向位移逐漸增大； 當Fs在1.00～1.75時，各測點豎向位移隨折減系數(shù)的增加，變化情況基本一致，數(shù)值也相差不大； 當Fs大于2.02后，各測點豎向位移急劇增大，發(fā)生了突變，由各測點豎向位移突變確定毛洞隧道圍巖的安全系數(shù)F=2.02。

由圖7(b)可知： 不同折減系數(shù)Fs下各監(jiān)測點水平位移逐漸增大； 當Fs在1.00～1.75時，各測點水平位移隨折減系數(shù)的增加，變化情況基本一致，數(shù)值也相差不大； 當Fs大于2.02后，各測點水平位移急劇增大，發(fā)生了突變，由各測點水平位移突變確定毛洞隧道圍巖的安全系數(shù)F=2.02。

(a) 豎向位移

(b) 水平位移

從測點豎向位移變化情況來看，拱頂及拱肩部位對折減系數(shù)的變化較為敏感，變化趨勢及相應數(shù)值基本一致，呈現(xiàn)出同步變化。從測點水平位移變化情況來看，邊墻及拱腰部位對折減系數(shù)的變化較為敏感，且邊墻變化敏感程度大于拱腰，拱頂及拱肩水平位移基本呈同步變化趨勢。因此，在現(xiàn)場采用全斷面機械化施工時，應重點對拱頂、拱肩部位加強沉降監(jiān)測，對邊墻、拱腰部位加強收斂監(jiān)測。

根據(jù)圍巖安全系數(shù)的既有研究成果[23]，為保證隧道圍巖的穩(wěn)定性，建議施作初期支護后圍巖的安全系數(shù)在1.2以上。而本文計算所得無支護狀態(tài)下隧道圍巖的安全系數(shù)為2.02，表示盡管開挖面積對隧道圍巖的穩(wěn)定性及受力狀態(tài)有一定的影響，但在理想連續(xù)介質下全斷面機械化開挖隧道無支護狀態(tài)圍巖仍具有自穩(wěn)能力，并且全斷面機械化施工有利于支護的快速成環(huán)，可以很好地利用圍巖的自穩(wěn)能力。因此，按圍巖分級及工程類比法確定的原設計初期支護較為保守，具有優(yōu)化空間。

3.4 無支護狀態(tài)隧道掌子面穩(wěn)定性分析

為驗證在隧道全斷面施工過程中掌子面始終具有良好的穩(wěn)定性，對無支護狀態(tài)隧道開挖過程中掌子面的穩(wěn)定性進行研究。

計算采用三維網(wǎng)格，模型尺寸為X=120 m、Y=80 m、Z=87 m，采用全斷面法開挖，開挖進尺為4 m。隧道跨度14.7 m、高12.23 m、埋深30 m。計算模型如圖8所示。圍巖參數(shù)如表6所示。

圖8 計算模型示意圖(單位： m)

當隧道開挖至Y=40 m斷面時，掌子面擠出變形及塑性區(qū)分布如圖9和圖10所示。

圖9 掌子面擠出變形云圖(單位： m)

根據(jù)新意法的核心觀點，隧道變形取決于隧道掌子面前方核心土擠出變形量[24]。由圖9可知，在無支護狀態(tài)隧道開挖至Y=40 m斷面時，掌子面最大擠出變形僅為3.8 mm，說明圍巖具有良好的自穩(wěn)能力，即無支護狀態(tài)下隧道全斷面開挖掌子面仍具有較好的穩(wěn)定性。因此，在該依托工程中采用全斷面開挖安全可行，可利用圍巖的自穩(wěn)能力進行初期支護優(yōu)化研究。

(a)

(b)

紅色區(qū)域為掌子面塑性區(qū)。

圖10 掌子面塑性區(qū)分布云圖

Fig. 10 Distribution nephograms of plastic zone of tunnel face

4 初期支護優(yōu)化研究

根據(jù)第3節(jié)中無支護狀態(tài)下隧道各測點位移隨折減系數(shù)的變化特點，由于拱頂豎向位移以及邊墻水平位移對折減系數(shù)的變化較為敏感，故以隧道拱頂沉降位移以及邊墻收斂位移作為評價不同初期支護工況下圍巖穩(wěn)定性的指標，從初期支護中涉及的初期支護厚度、鋼架縱向間距及錨桿長度3方面進行數(shù)值模擬優(yōu)化研究。

數(shù)值計算時采用如圖8所示的模型尺寸，采用實體單元模擬初期支護，采用Beam單元模擬鋼拱架，采用Cable單元模擬錨桿，并施加80 kPa的預應力； 開挖過程選用全斷面開挖?？紤]到雙線高鐵隧道全斷面機械化施工中開挖與支護施作存在間隔時間，支護施作難免存在滯后的情況，本文在數(shù)值模擬中將初期支護的施作落后1個循環(huán)(開挖進尺4 m)。文獻[25]研究了噴射混凝土彈性模量隨時間的發(fā)展規(guī)律，結果表明： 在噴射混凝土施作后2 h內，彈性模量僅為2.043 GPa，在24 h內彈性模量迅速增長，并在28 d達到終值23 GPa。因此，本文通過模擬噴射混凝土彈性模量的發(fā)展，來考慮初期支護強度的發(fā)展。在數(shù)值模擬中噴射混凝土剛剛施作時認為其彈性模量僅發(fā)揮10%，至下一循環(huán)恢復100%。數(shù)值計算參數(shù)如表7所示。

表7 數(shù)值計算參數(shù)

4.1 初期支護厚度優(yōu)化

對雙線高鐵隧道埋深為30 m時不同初期支護厚度下(8、15、20、25 cm)圍巖的穩(wěn)定性進行研究，以得到較優(yōu)的初期支護厚度。

統(tǒng)計初期支護厚度分別為8、15、20、25 cm時，Y=40 m斷面拱頂沉降以及邊墻收斂監(jiān)測結果，并進行分析，以評價隧道圍巖的穩(wěn)定性。不同初期支護厚度下圍巖位移變化如圖11所示。

(a) 左邊墻水平位移

(b) 拱頂豎向位移

由圖11可知： 與初期支護厚度為8 cm的工況相比，隨著初期支護厚度的增加(15、20、25 cm)，拱頂沉降值減小幅度分別為3.92%、1.95%、0.95%，當初期支護厚度大于20 cm后，拱頂沉降減小幅度逐漸穩(wěn)定； 邊墻水平收斂值減小幅度分別為10.08%、5.92%、2.65%，當初期支護厚度大于20 cm后，變化趨于平緩。綜上，以隧道開挖后最終拱頂沉降位移及邊墻收斂位移反映圍巖穩(wěn)定性，考慮不同初期支護厚度對圍巖位移的影響，初期支護厚度為20 cm時效果最佳。

4.2 鋼架縱向間距優(yōu)化研究

對雙線高鐵隧道埋深為30 m、初期支護厚度為20 cm時，不同鋼架間距下(1.0、1.5、1.8、2.0、2.5、3.0 m)圍巖的穩(wěn)定性進行研究，以得出較優(yōu)的鋼架間距。

統(tǒng)計鋼架間距分別為1.0、1.5、1.8、2.0、2.5、3.0 m時，Y=40 m斷面拱頂沉降以及邊墻收斂監(jiān)測結果，并進行分析，以評價隧道圍巖的穩(wěn)定性。不同鋼架間距下圍巖位移變化如圖12所示。

(a) 左邊墻水平位移

(b) 拱頂豎向位移

由圖12可知： 以隧道開挖后最終拱頂沉降位移及邊墻收斂位移反映圍巖的穩(wěn)定性，拱頂沉降位移及邊墻收斂位移均隨鋼架間距的增大而增大，說明減小鋼架間距對提高圍巖穩(wěn)定性具有一定的作用； 當鋼架間距大于2.0 m后，圍巖位移變化曲線趨于平緩，表明鋼架間距大于2.0 m以后對隧道圍巖穩(wěn)定性的作用減弱。綜上，當鋼架間距為2.0 m時，既能保證圍巖的穩(wěn)定性，又可節(jié)約工程造價，支護效果最佳。

4.3 錨桿長度優(yōu)化研究

利用確定的初期支護最佳厚度為20 cm、鋼架最佳縱向間距為2.0 m的計算結果，通過數(shù)值計算分析，研究不同錨桿長度及環(huán)向間距下隧道圍巖的穩(wěn)定性，以隧道開挖后最終拱頂沉降位移及邊墻收斂位移作為分析指標，得出初期支護噴射混凝土+鋼拱架+錨桿組合支護體系的合理支護參數(shù)。

統(tǒng)計錨桿長度分別為3.0、3.5、4.0、4.5、5.0、5.5 m時，Y=40 m斷面拱頂沉降以及邊墻收斂監(jiān)測結果，并進行分析，以評價隧道圍巖的穩(wěn)定性。不同錨桿長度下圍巖位移變化如圖13所示。

(a) 左邊墻水平位移

(b) 拱頂豎向位移

由圖13可知，以隧道開挖后最終拱頂沉降位移及邊墻收斂位移反映圍巖的穩(wěn)定性，錨桿長度的變化對拱頂沉降及洞周收斂值均有一定程度的限制作用，洞周收斂減小幅度大于拱頂沉降，表明錨桿長度變化對控制洞周圍巖水平收斂效果顯著。當錨桿長度大于4.5 m時，位移減小幅度較小，表明增大錨桿長度對提高圍巖穩(wěn)定性的效果不再明顯，同時考慮到施工的經(jīng)濟性，錨桿長度取4.5 m較為合理。

綜上，以隧道拱頂沉降位移以及邊墻收斂位移作為評價不同初期支護工況下圍巖穩(wěn)定性的指標，得出初期支護噴射混凝土+鋼架+錨桿組合支護體系的合理支護參數(shù)為： 初期支護噴射C30混凝土厚20 cm，I18鋼架縱向間距2.0 m，錨桿長4.5 m、環(huán)向間距1.0 m、縱向間距2.0 m。優(yōu)化前后初期支護參數(shù)如表8所示。

表8 優(yōu)化前后初期支護參數(shù)

5 基于現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)的圍巖穩(wěn)定性分析

如前文所述，拱頂沉降位移及邊墻收斂位移對折減系數(shù)的變化較為敏感，因此，本文以拱頂沉降位移及邊墻收斂位移作為評價圍巖穩(wěn)定性的定量指標。為了驗證優(yōu)化方案的安全性和可行性，采用由第4節(jié)確定的優(yōu)化支護參數(shù)對DK90+060～+080里程段進行拱頂沉降、水平收斂現(xiàn)場監(jiān)測，進而評價采取支護優(yōu)化方案后的隧道圍巖穩(wěn)定性。

5.1 監(jiān)測內容控制基準

依托工程采用全斷面機械化施工，選取第4節(jié)確定的優(yōu)化支護參數(shù)，DK90+060～+080里程段為Ⅳ級圍巖，監(jiān)控量測位移管理等級見表9。

表9 監(jiān)控量測位移管理等級

5.2 拱頂沉降及水平收斂監(jiān)測

5.2.1 監(jiān)測斷面布置

現(xiàn)場采用高精度全站儀對拱頂沉降及水平收斂進行監(jiān)測，監(jiān)測斷面布置如圖14所示。

圖14 拱頂沉降及水平收斂測點斷面示意圖

5.2.2 監(jiān)測結果分析

以DK90+060里程段測試結果為例，該斷面拱頂沉降及水平收斂監(jiān)測結果分別如圖15和圖16所示。

(a) 拱頂沉降曲線

(b) 拱頂沉降速率曲線

由圖15可知： 自隧道變形監(jiān)測之日起，受隧道開挖的影響，拱頂沉降值在0～27 d內持續(xù)增長，并伴隨著小幅波動，最大沉降值為4.30 mm，前27 d累計沉降值占總沉降值的87.40%； 第27 d后拱頂沉降值增長緩慢，并趨于穩(wěn)定，最終拱頂沉降值為4.92 mm，小于Ⅳ級圍巖位移控制基準。拱頂沉降速率在前7 d內較大，在之后20 d內出現(xiàn)一定程度的波動，27 d后沉降速率均小于0.15 mm/d，拱頂沉降值達到穩(wěn)定。

(a) 水平收斂曲線

(b) 水平收斂速率曲線

由圖16可知： 自隧道變形監(jiān)測之日起，受隧道開挖的影響，水平收斂值在0～27 d內迅速增長，并伴隨著小幅波動，最大收斂值為0.60 mm，前27 d累計收斂值占總收斂值的82.19%； 第27 d后水平收斂值增長緩慢，并趨于穩(wěn)定，最終水平收斂值為0.73 mm，小于Ⅳ級圍巖位移控制基準。水平收斂速率在0～27 d內波動較大，變形速率大于0.2 mm/d，27 d后收斂速率基本穩(wěn)定，且均小于0.2 mm/d，水平收斂值達到穩(wěn)定。

5.3 監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結果對比

采用由第4節(jié)確定的優(yōu)化后支護參數(shù)(如表8所示)進行數(shù)值計算，得到優(yōu)化后支護參數(shù)工況下隧道拱頂沉降與水平收斂結果，并將數(shù)值計算結果與5.2節(jié)高鐵隧道DK90+060里程段現(xiàn)場監(jiān)測結果進行對比分析，如表10所示。

表10 監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結果對比

由表10可知： DK90+060里程段現(xiàn)場監(jiān)測拱頂沉降穩(wěn)定后最終值為4.92 mm，數(shù)值計算結果為2.65 mm，相差2.27 mm； 監(jiān)測水平收斂穩(wěn)定后最終值為0.73 mm，數(shù)值計算結果為0.33 mm，相差0.40 mm。整體上來看，監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值計算結果有一定偏差，造成這一結果的原因可能有以下幾點：

1)數(shù)值計算時并未考慮地下水、節(jié)理裂隙等對最終計算結果的影響；

2)實際工程采用光面爆破開挖，模擬時沒有考慮該因素的影響；

3)模擬時支護得以及時施作，而在實際施工中，由于種種原因，支護的施作或多或少有一定的滯后性。

盡管現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值計算結果有一定偏差，但現(xiàn)場監(jiān)測結果均處于安全范圍以內，因此，現(xiàn)場監(jiān)測結果仍能夠證明支護優(yōu)化參數(shù)的安全性和合理性。

6 結論與討論

1)本工程中的石英片巖在試驗過程中未表現(xiàn)出明顯的壓密階段，隨著圍壓的增大，巖石試樣峰值強度逐漸增大。結合Hoek-Brown強度準則以及Mohr-Coulomb強度準則，對三軸試驗結果進行修正，得到現(xiàn)場巖體的物理力學參數(shù)。

2)以位移突變?yōu)榕袚?jù)，采用強度折減法，就高鐵隧道全斷面機械化作業(yè)條件下無支護狀態(tài)隧道圍巖穩(wěn)定性進行分析，計算得出無支護狀態(tài)下隧道圍巖的安全系數(shù)為2.02，具有良好的自穩(wěn)能力。在強度折減法分析中，拱頂沉降位移及邊墻收斂位移對折減系數(shù)的變化較為敏感，應在監(jiān)測過程中加強對拱頂沉降及邊墻收斂的監(jiān)測，以保證隧道圍巖的穩(wěn)定性。

3)將拱頂沉降及邊墻收斂作為評價圍巖穩(wěn)定性的定量指標，對全斷面機械化作業(yè)雙線高鐵隧道進行初期支護優(yōu)化研究，得到適用于劉元隧道的合理初期支護參數(shù)為： 初期支護噴射C30混凝土厚20 cm，I18鋼架縱向間距2.0 m，錨桿長4.5 m、環(huán)向間距1.0 m、縱向間距2.0 m。

4)通過對現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)的分析，隧道最終拱頂沉降值為4.92 mm，自監(jiān)測之日起，27 d后拱頂沉降速率小于0.15 mm/d，隧道拱頂沉降達到穩(wěn)定； 水平收斂最終值為0.73 mm，自監(jiān)測之日起，27 d后收斂速率小于0.2 mm/d，水平收斂達到穩(wěn)定。表明圍巖變形得到有效控制，從而驗證了優(yōu)化后支護參數(shù)的安全性和合理性。

本文在基于圍巖穩(wěn)定性進行初期支護優(yōu)化研究時，僅從初期支護厚度、鋼架縱向間距及錨桿長度3方面進行了優(yōu)化研究，針對初期支護參數(shù)優(yōu)化方面的研究還不夠深入，后續(xù)可進行進一步的研究，如考慮隧道埋深及開挖進尺對圍巖穩(wěn)定性的影響。