李飛

（中鐵二十五局集團(tuán)第四工程有限公司，廣西 柳州 545007）

0 引言

我國西南地區(qū)的地形地貌比較復(fù)雜，鐵路建設(shè)往往需要穿越山嶺，不可避免地穿越軟巖地層，因此隧道施工需要解決隧道穩(wěn)定性的問題。新奧法（New Austrian Tunnelling Mefhod，NATM）已廣泛應(yīng)用于現(xiàn)代隧道建設(shè)中，新奧法強(qiáng)調(diào)支護(hù)與圍巖的自承能力相結(jié)合，使用噴混、鋼筋網(wǎng)及錨桿組成初期支護(hù)，控制圍巖的塑性區(qū)范圍，防止圍巖變形。高地應(yīng)力軟巖隧道圍巖的自承能力差，開挖后變形相對(duì)較大，容易出現(xiàn)塌方等事故，因此對(duì)支護(hù)結(jié)構(gòu)的施工作業(yè)要求更嚴(yán)格。支護(hù)時(shí)機(jī)的選取是支護(hù)施工作業(yè)中重要的一環(huán)，過早二次襯砌，不能充分發(fā)揮圍巖的自承能力且容易造成二次襯砌受力過大而開裂，過晚則不能及時(shí)控制圍巖的變形。在合理的時(shí)間進(jìn)行二次襯砌，可以充分發(fā)揮支護(hù)對(duì)圍巖的調(diào)節(jié)作用，提高施工安全性，降低施工成本。

目前，針對(duì)高地應(yīng)力大變形隧道支護(hù)時(shí)機(jī)的研究比較多。在理論推導(dǎo)方面，何滿潮等［1］區(qū)分最佳支護(hù)時(shí)間和最佳支護(hù)時(shí)段的概念，提出通過巖體的狀態(tài)判斷最佳支護(hù)時(shí)間的方法；劉志春等［2］討論軟巖大變形隧道二次襯砌的時(shí)機(jī)，提出基于隧道極限位移的二次襯砌時(shí)機(jī)的2個(gè)判別指標(biāo)；趙旭峰等［3］進(jìn)行計(jì)入圍巖流變效應(yīng)及時(shí)空效應(yīng)的二次襯砌受力分析；李曉紅等［4］通過黏彈性分析對(duì)軟巖隧道的變形量進(jìn)行擬合。在模型分析方面，杜林林等［5］通過有限元計(jì)算對(duì)軟弱圍巖隧道的預(yù)支護(hù)參數(shù)進(jìn)行研究；朱彥鵬等［6］應(yīng)用荷載釋放法對(duì)黃土隧道的施工進(jìn)行模擬，可以準(zhǔn)確地反映圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)在開挖過程中的受力情況；周勇等［7］考慮巖體流變情況下支護(hù)時(shí)機(jī)的數(shù)值模擬，分析荷載釋放系數(shù)對(duì)圍巖穩(wěn)定性的影響。

本文以成蘭鐵路松潘隧道為例，通過有限元軟件控制應(yīng)力的釋放，模擬不同的二次襯砌施工作業(yè)時(shí)機(jī)，同時(shí)結(jié)合軟巖的流變特性及現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)，對(duì)隧道襯砌的位移進(jìn)行擬合，通過分析得出更合理的二次襯砌施工作業(yè)時(shí)間。本研究可為高地應(yīng)力大變形隧道支護(hù)時(shí)機(jī)的確定提供參考。

1 工程概況

成蘭鐵路成都至川主寺段的松潘隧道，位于松潘縣城東側(cè)，為單洞雙線布置，隧道全長為8 048m，進(jìn)口里程為D4K239+630，出口里程為D3K247+678，隧道最大埋深約270m。松潘隧道處于青藏高原的邊緣地帶，地形切割強(qiáng)烈，構(gòu)造條件極其復(fù)雜、活躍，巖性條件較軟弱、破碎，具有高地殼應(yīng)力、高地震烈度的特點(diǎn)。本隧道對(duì)軟弱圍巖段采用“臺(tái)階法+臨時(shí)仰拱”的方式開挖，開挖后進(jìn)行初次襯砌及二次襯砌的施作，初次襯砌厚度為27mm，二次襯砌厚度為55mm。隧道橫截面如圖1所示。

圖1 隧道橫截面圖 （單位：mm）

圍巖類別以Ⅳ、Ⅴ級(jí)圍巖為主。根據(jù)地質(zhì)勘察報(bào)告，測區(qū)地表上覆第四系全新統(tǒng)人工棄土（Q4q）細(xì)角礫土、滑坡堆積層（）粉質(zhì)黏土、粗角礫土、沖洪積層（）松軟土、泥石流堆積層（），伏基巖為上統(tǒng)侏倭組（）砂巖、砂巖夾炭質(zhì)板巖等。

本文采用MIDAS/GTS大型有限元軟件，根據(jù)控制隧道開挖過程中的荷載釋放系數(shù)模擬初期支護(hù)后不同的二次襯砌支護(hù)時(shí)機(jī)［8-9］，將不同荷載釋放系數(shù)下圍巖的變形及應(yīng)力、初期支護(hù)的受力等數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，得出合理的二次襯砌時(shí)間。

2 模型分析

2.1 理論分析

軟巖隧道在開挖過程中的塑性能必須通過其他方式釋放，軟巖隧道的支護(hù)原理可以用公式（1）表示［10］：

其中：為挖掉隧道巖體后使圍巖向臨空區(qū)運(yùn)動(dòng)的合力；為以變形的形式轉(zhuǎn)化的工程力，包括彈塑性轉(zhuǎn)化、黏彈塑性轉(zhuǎn)化、膨脹力轉(zhuǎn)化；為圍巖的自承力，即圍巖本身具有一定的強(qiáng)度，可承擔(dān)部分或全部的荷載；為工程支護(hù)力。

圖2為最佳支護(hù)時(shí)段圖，當(dāng)（+）達(dá)到最大點(diǎn)時(shí)，所對(duì)應(yīng)的時(shí)間TS即最佳支護(hù)時(shí)間。由于實(shí)際工程情況復(fù)雜多變，難以準(zhǔn)確判定TS，所以在TS1到TS2的時(shí)間段內(nèi)都可以理解為達(dá)到了最佳支護(hù)時(shí)段，TS1之前出現(xiàn)的變形稱為穩(wěn)定變形，TS2之后出現(xiàn)的變形稱為非穩(wěn)定變形，在此時(shí)段內(nèi)進(jìn)行二次襯砌最合理。

圖2 最佳支護(hù)時(shí)段圖

為模擬開挖過程中圍巖應(yīng)力的釋放狀態(tài)，采用虛擬支撐力逐步釋放法［11］，在初期支護(hù)邊界施加虛擬力，模擬不同的二次襯砌時(shí)機(jī)，虛擬支撐力示意圖如圖3所示。

圖3 虛擬支撐力示意圖

虛擬支撐力PV的計(jì)算公式如下：

其中：k為荷載釋放系數(shù)；δv為開挖后的臨空釋放力，通過控制k值的大小模擬支護(hù)的施工作業(yè)時(shí)機(jī)。

2.2 模型建立

根據(jù)實(shí)際工程情況，選取DK241+525斷面建立二維模型，根據(jù)圣維南原理，隧道開挖對(duì)圍巖的影響范圍為距離隧道中心3～5倍的開挖寬度內(nèi)。有限元模型圖如圖4所示，模型中所有單位均采用國際單位，模擬范圍取隧道左右70m，隧道以下70m，隧道上部95m。模擬時(shí)僅考慮自重的影響，在模型的下邊界和左右邊界施加約束，上表面為無約束面。

圖4 有限元模型

上部粉質(zhì)黏土等、下部砂巖及碳質(zhì)板巖采用2D平面應(yīng)變單元進(jìn)行模擬，錨桿采用1D植入式桁架單元進(jìn)行模擬，27mm厚度的C20噴射混凝土初期支護(hù)和35mm厚度的臨時(shí)仰拱采用1D梁單元進(jìn)行模擬，鋼拱架采用等效剛度的方法折算給初期支護(hù)的噴射混凝土。

通過對(duì)開挖巖體進(jìn)行試驗(yàn)，得到巖體的黏聚力c值、內(nèi)摩擦角?值及物理參數(shù)，初期支護(hù)、碳質(zhì)板巖及隧道開挖土體接觸點(diǎn)共用節(jié)點(diǎn)單元。圍巖及支護(hù)材料參數(shù)見表1。

表1 圍巖及支護(hù)材料參數(shù)表

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 圍巖受力分析

為更準(zhǔn)確地分析巖體開挖后圍巖的應(yīng)力、初期支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力等情況以及位移隨時(shí)間變化而發(fā)生變化的情況，采用不同的荷載釋放系數(shù)k進(jìn)行模擬，在實(shí)際工程中荷載釋放系數(shù)區(qū)間為（0，1），取荷載釋放系數(shù)為20%、30%、40%、50%、60%、70%、80%進(jìn)行模擬，確定合理的二次襯砌施作時(shí)間。

為減少圍巖暴露時(shí)間且使圍巖能盡快支護(hù)成環(huán)，采用短臺(tái)階法開挖隧道，開挖流程為開挖上部臺(tái)階→上部臺(tái)階初噴層施工→上部臺(tái)階錨桿施工→臨時(shí)仰拱施工→開挖下部臺(tái)階→下部臺(tái)階初噴層施工→下部臺(tái)階錨桿施工→拆除臨時(shí)仰拱→二次襯砌。

隧道開挖后，容易出現(xiàn)局部壓應(yīng)力集中的現(xiàn)象，為更好地分析圍巖在不同的二次襯砌施工時(shí)機(jī)下的受力，選取隧道拱頂、拱底為控制點(diǎn)提取主壓應(yīng)力值（見表2），將數(shù)據(jù)繪制為曲線圖，體現(xiàn)變化規(guī)律（如圖5所示）。

表2 圍巖應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

圖5 主壓應(yīng)力隨k變化的曲線

由表2可知，荷載釋放系數(shù)在20%～80%時(shí)，拱頂、拱底均有壓應(yīng)力集中，由圖5趨勢可得，隨著荷載釋放系數(shù)k增大（即二次襯砌施作延遲），隧道拱頂和拱底圍巖主壓應(yīng)力減小，圍巖的變形加劇。當(dāng)k值從20%增大到50%時(shí)，減小速率比較穩(wěn)定，拱頂主壓應(yīng)力減小值為0.42MPa，平均減小率為11.3%，拱底的主壓應(yīng)力減小值為0.32MPa，平均減小率為14.02%；當(dāng)k值從50%增大到60%時(shí)，減小速率明顯增大，拱頂為31.18%，拱底為26.32%，表明在圍巖開挖后，支護(hù)施作越晚，圍巖釋放的能量越大，圍巖的變形也就越大，圍巖應(yīng)力減??；當(dāng)k值在50%～60%時(shí)，圍巖的應(yīng)力減小速率最大，產(chǎn)生的變形也最大。

3.2 初期支護(hù)受力分析

初期支護(hù)為噴射混凝土、鋼架及錨桿，鋼架通過剛度折算給噴射混凝土，在此不進(jìn)行單獨(dú)分析。表3為初噴層左拱墻軸力的計(jì)算結(jié)果，為了比較清晰地分析軸力變化趨勢，將表3中的數(shù)據(jù)繪制為曲線圖（如圖6所示），圖7為不同k值下初噴層軸力的計(jì)算結(jié)果。

表3 初噴層左拱墻軸力計(jì)算結(jié)果

圖6 初噴層左拱墻軸力隨k值的變化的曲線

圖7 初噴層在不同k值下軸力的計(jì)算結(jié)果

通過分析圖6的不同k值結(jié)果，可得到以下結(jié)論。

(1)初噴層的最大軸力在左右拱腳處，并且軸力隨k值的增大而減小。

(2)k值位于20%～50%時(shí)，軸力的平均減小速率為17.5%，位于40%～50%時(shí)，減小速率為23.5%，為最高減小速率。

(3)k值的增大說明越晚進(jìn)行支護(hù)，噴射混凝土層所承受的軸力越小，這是因?yàn)殡S著圍巖中的應(yīng)力通過變形釋放，圍巖中的切向應(yīng)力和徑向應(yīng)力降低，減小了作用在支護(hù)體上的荷載。

針對(duì)隧道大變形段的施工，系統(tǒng)錨桿采用?42注漿小導(dǎo)管，小導(dǎo)管長度為4.5m，呈梅花形布置。表4為初期支護(hù)錨桿軸力的計(jì)算結(jié)果，將數(shù)據(jù)繪制為曲線圖（如圖8所示），圖9為不同k值下錨桿軸力的計(jì)算云圖。

表4 初支護(hù)錨桿軸力計(jì)算結(jié)果

圖8 錨桿軸力隨k值變化的曲線

圖9 不同k值錨桿軸力的計(jì)算結(jié)果

由圖8可知，隨著k值增大，錨桿的軸力減小，錨桿的最大軸力發(fā)生在左右拱墻部位，當(dāng)k值在40%～50%時(shí)，減小速率最快，達(dá)到34.5%；當(dāng)k值在20%～40%時(shí)，減小速率比較緩慢，基本變化趨勢和噴射混凝土層相類似。過早二次襯砌，容易因受力過大而產(chǎn)生裂縫，影響結(jié)構(gòu)的正常使用。在適合的時(shí)機(jī)進(jìn)行二次襯砌，既能發(fā)揮軟弱圍巖一部分的自承能力，又能使初期支護(hù)的強(qiáng)度得到補(bǔ)充，防止產(chǎn)生過大變形。

3.3 隧道變形分析

表5為不同k值下的拱頂沉降及拱底隆起結(jié)果，為更好地分析發(fā)展變化的趨勢，將表5的數(shù)據(jù)繪制成曲線圖（如圖10所示）。

表5 不同k值下的拱頂沉降及拱底隆起結(jié)果

圖10 豎向位移隨k值變化的曲線

由圖10可知，拱頂、拱底位移均隨著k值的增大而增大。當(dāng)拱頂沉降從20%增大至80%時(shí)，總沉降量為87.5mm，在50%～60%的區(qū)間，曲線斜率增長比較明顯，增長速率為31.5%。拱底隆起從50%增大至80%時(shí)，曲線斜率變化較為顯著，總增長量為26.1mm，占總拱底隆起量的63.2%，并且在50%～60%區(qū)間的增長速率最大，說明k值在50%～60%時(shí)，已經(jīng)通過了曲線（+）的最大值，最佳支護(hù)的時(shí)間段已經(jīng)過去；而在k值達(dá)到50%之前，曲線的斜率變化基本趨于穩(wěn)定，說明圍巖開挖后以變形形式轉(zhuǎn)化的工程力正在釋放，此時(shí)為穩(wěn)定變形階段。

對(duì)于有大變形問題的隧道，拱頂和拱底的位移是影響隧道安全的重要因素，當(dāng)拱頂下沉或水平收斂速率達(dá)5mm/d或位移累計(jì)達(dá)100mm時(shí)，應(yīng)暫停開挖并對(duì)已變形開裂段進(jìn)行加固處理。

3.4 二次襯砌時(shí)間的優(yōu)化

在實(shí)際的工程中，二次襯砌的時(shí)間取決于圍巖和初期支護(hù)的穩(wěn)定性，當(dāng)圍巖的變形基本趨于穩(wěn)定時(shí)，可進(jìn)行二次襯砌。在隧道DK240+255斷面的拱頂及左右拱墻布置壓力盒，測量圍巖與初期支護(hù)的接觸壓力，將結(jié)果繪制為曲線圖（如圖11所示）。

圖11 DK240+255斷面初期支護(hù)接觸壓力曲線

由圖11可知，在布置壓力盒后，圍巖與初期支護(hù)間的接觸壓力急劇增大，拱頂?shù)淖畲蠼佑|壓力達(dá)到0.39MPa，在30 d左右出現(xiàn)小幅度下降后基本趨于穩(wěn)定。左右拱腰的接觸壓力在40 d左右達(dá)到最大值，然后出現(xiàn)輕微下降，在45 d后基本保持在穩(wěn)定狀態(tài)。

受構(gòu)造運(yùn)動(dòng)、沉積環(huán)境及開挖卸荷的擾動(dòng)，深部軟巖大多節(jié)理裂隙發(fā)育且結(jié)構(gòu)破碎，具有較強(qiáng)的流變性，由于現(xiàn)場的隧道拱頂沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)具有時(shí)效性，未考慮長期作用下圍巖流變對(duì)沉降的作用，因此隧道總沉降的確定對(duì)于襯砌的合理支護(hù)時(shí)機(jī)具有一定的影響。

考慮圍巖的流變性時(shí)，隧道襯砌的位移可表示如下［12］：

其中：

公式（3）中：α為圍巖的流變參數(shù)，t為時(shí)間；公式（4）中：Gc為初次襯砌彈性模量，G0為圍巖彈性模量。對(duì)于G∞、α、R0，可通過現(xiàn)場的沉降資料擬合進(jìn)行參數(shù)的反運(yùn)算［13］。由于公式（3）的適用條件為圓形隧洞，所以應(yīng)用公式（5）進(jìn)行等效替代。

其中：h為斷面高度，B為隧道跨度的1/2。等效后隧道半徑及初次襯砌半徑的計(jì)算結(jié)果見表6。

表6 等效后的隧道半徑及初次襯砌半徑

通過現(xiàn)場監(jiān)測，得到隧道DK240+525斷面的沉降曲線（如圖12所示），通過公式（3）進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，得到的沉降函數(shù)為Y=230.984-230.874e-0.0349t，令t→∞，可得隧道的最終沉降量為230.984mm。

圖12 DK240+525斷面沉降曲線

從圖12可知，在4月1日至4月10日，拱頂沉降量急劇增大，達(dá)到77.6mm，占總體沉降量的39.4%，在4月10日至4月22日，增長速率有所減緩，4月22日之后拱頂沉降量逐步增長至183.2mm，5月7日后拱頂沉降基本趨于穩(wěn)定狀態(tài)。

在實(shí)際工程中，對(duì)荷載釋放系數(shù)的確定方法主要有以下2種：①根據(jù)現(xiàn)場的監(jiān)控量測資料，本階段隧道監(jiān)測點(diǎn)的變形值與施工完畢后穩(wěn)定時(shí)的總變形值的比率為荷載釋放系數(shù)的值。②根據(jù)工程類比法選定，并根據(jù)試算的結(jié)果進(jìn)行修正。本文采用第一種方法確定荷載釋放系數(shù)，得到本隧道二次襯砌理論上的最佳時(shí)機(jī)為隧道開挖完成后26 d左右。但是，數(shù)值模擬與工程進(jìn)行的實(shí)際情況存在一定的差異，本斷面隧道在開挖后的40 d左右進(jìn)行二次襯砌。通過以上數(shù)值模擬的結(jié)果分析可知，理論上二次襯砌在荷載釋放40%～50%時(shí)進(jìn)行更合理，在實(shí)際工程中約開挖后的26 d進(jìn)行。

4 結(jié)論

在高地應(yīng)力軟弱圍巖中進(jìn)行隧道開挖施工，二次襯砌在施工條件允許的情況下應(yīng)及時(shí)進(jìn)行，以限制軟弱圍巖的擠入變形，對(duì)初期支護(hù)和和圍巖進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)和保護(hù)。①隧道拱頂、拱底圍巖的主壓應(yīng)力隨著荷載釋放系數(shù)的增大而減小，初期支護(hù)承受的軸力逐漸增大且均受壓，最大值出現(xiàn)在左右拱腳處，拱頂沉降及拱底隆起逐漸增大。②理論上，二次襯砌合理的施工時(shí)間為荷載釋放40%～50%后，通過擬合得到隧道的最終沉降量，確定二次襯砌的施工時(shí)間為隧道開挖完成后大約26 d。③松潘隧道二次襯砌時(shí)機(jī)的分析對(duì)高地應(yīng)力大變形隧道的施工及模型建立具有一定的指導(dǎo)意義，在與此工程情況類似的施工中，可以采用荷載釋放系數(shù)在40%～50%作為參考，進(jìn)行隧道的模擬開挖。