蒙华铁路三荆段深埋软弱围岩隧道荷载研究

管鸿浩, 苏 辉, 杨世武, 胡 忆, 莫阳春

(1. 中铁第四勘察设计院集团有限公司， 湖北 武汉 430063； 2. 蒙西华中铁路股份有限公司， 北京 100073)

蒙华铁路三荆段深埋软弱围岩隧道荷载研究

管鸿浩1, 苏 辉2, 杨世武2, 胡 忆1, 莫阳春1

(1. 中铁第四勘察设计院集团有限公司， 湖北 武汉 430063； 2. 蒙西华中铁路股份有限公司， 北京 100073)

《铁路隧道设计规范》中的深埋围岩压力公式没有考虑隧道拱部围岩本身的承载作用以及超前预支护作用，荷载计算结果偏大。为验证深埋隧道初期支护结构实际承受的围岩压力荷载，以蒙华铁路三门峡至荆门段现场监测数据为依托，通过分析围岩变形监测资料，探讨蒙华铁路隧道围岩及结构在隧道开挖过程中的变形行为，并采用拱顶沉降与水平收敛相结合的位移反分析法，建立荷载-结构法平面有限元模型，反演推导围岩压力荷载。分析结果表明: 双线隧道反分析得出的围岩荷载为同级别按规范计算值的70.7%～76.5%；单线隧道反分析得出的围岩荷载为同级别按规范计算值的88.8%～93.1%。研究成果对蒙华铁路隧道现场施工和优化支护结构设计起到了很好的指导作用，希望能对以后类似隧道工程的设计和施工提供参考。

蒙华铁路； 深埋隧道； 软弱围岩； 围岩压力； 位移反分析； 隧道荷载

0 引言

隧道荷载的确定是隧道结构计算的基础条件，《铁路隧道设计规范》明确计算深埋隧道衬砌时，围岩压力按松散压力考虑，并依据深埋隧道衬砌计算围岩压力公式进行计算。根据《铁路隧道设计规范》颁布的时间顺序，文章对各版本规范分别以1996版[1]、2001版[2]、2005版[3]、2016版[4]代替。

文献[1-3]规定： 随着统计样本数量的增加，Ⅳ、Ⅴ、Ⅵ级围岩坍方高度有所降低。现行2016版规范[4]： 除Ⅵ级围岩计算值大于统计值外，其余各级围岩计算值均小于统计值，且差异较大，其比值从Ⅱ级围岩的56.60%到Ⅳ级围岩的90.45%，在各个区段均有分布。综合1996版、2001版、 2005版、 2016版规范，目前的深埋隧道软弱围岩压力荷载的确定还存在以下几个方面的不足：

1)规范采集的塌方样本均为2001年以前工程实例，当时施工机械化水平低，多以人工为主，支护结构以整体式衬砌为主，在稳定围岩、充分发挥围岩自承能力方面相对不足，导致围岩松弛，围岩压力相对较大。

2)统计样本均为塌方样本，首先，缺乏稳定支护后的围岩压力实测值，其次，统计样本与计算标准值之间存在大小不一的差值，对此大小不一的差值，并无系统性分析。

3)当前矿山法施工的隧道支护基本上均采用复合式衬砌，隧道设计计算大多按初期支护承受绝大部分围岩压力，二次衬砌承受小部分围岩压力或者仅作安全储备来考虑。实际施工时，绝大多数初期支护都能很好地稳定围岩，除特殊不良地质地段外，初期支护均能适应和承受围岩压力。

4)1996版规范在回归公式①(该规范编号3.2.1式)的适用条件上说明：“当采用盾构法或用掘进机施工时，围岩压力应较(3.2.1)式回归公式①式计算值适当减少”；“喷锚支护与模筑混凝土衬砌不同，荷载性质有很大差异。后者是以松弛压力为主的，前者则是支护结构与围岩体系的相互作用压力。其分布较均匀，压力值则受到深埋、坍跨及支护结构性质的影响，所以设计喷锚支护结构时，不宜采用该式。”据此可以理解为回归公式①的计算值是在无支护或不能及时支护的情况下发生的最大围岩压力，虽然计算值较统计值有一定的修正(大小差异)，但却缺乏理论上的计算依据和实际上的测试数据支撑。文献[5-6]指出隧道结构的荷载理论上是在无支护条件下开挖后再分配的应力与围岩强度的关系，在有支护的条件下则是支护与围岩相互作用的结果，因此有必要进行进一步研究。

综上所述，本文结合蒙华铁路三荆段隧道建设工程实例，根据深埋Ⅳ、Ⅴ级围岩隧道初期支护实测位移进行反分析计算初期支护所承受的围岩压力。

1 蒙华铁路三荆段隧道概况

蒙华铁路三荆段自北向南穿经灵三盆地、秦岭山脉、南襄盆地和宜城丘陵区等地貌单元，跨越黄河、长江2大水系。沿线地层种类齐全，从太古界到新生代均有出露，岩浆岩、沉积岩和变质岩3大岩类齐全。线路自北向南纵穿中朝准地台、秦岭褶皱系和扬子准地台等构造单元，沿线褶皱、断层构造方向多为东西向，其中华北地台、秦岭褶皱系古老岩层褶皱强烈、断层密集且规模大，破碎带宽数十m至数百m，工程建设条件非常复杂。

区段内隧道主要集中分布在河南省境内灵宝东至西峡东段，且以特长、长隧道为主。共有隧道74座，隧道长度128.38 km，占线路全长的27.64%。其中Ⅳ、Ⅴ级围岩约占34.86%。

蒙华铁路隧道建设贯彻“尽量减少对围岩的扰动，充分发挥围岩自承能力”的理念，采取“快挖、快支、快封闭”的施工方法，确保初期支护结构及早受力，尽快封闭成环。在工法上无论单双线均采用台阶法，软弱围岩设置临时仰拱或横撑；隧道支护强调初期支护稳定围岩的作用，设置钢架地段，钢架全部采用格栅钢架，初期支护钢架紧跟掌子面并封闭成环。超前支护除局部地段采用φ89或φ108长管棚外，其余均采用小导管。单线无砟隧道、双线无砟隧道和双线有砟隧道初期支护参数见表1—表3。对应的典型断面见图1—图3。

表1单线无砟隧道初期支护参数表

Table 1 Primary support parameters for single-line ballastless tunnels

衬砌类型C25喷混凝土部位厚度/cm钢架部位型号、间距Ⅳb拱墙18拱墙H130@1.2mⅤa全环22全环H150@1mⅤb全环23全环H150@0.75m

表2双线无砟隧道初期支护参数表

Table 2 Primary support parameters for double-line ballastless tunnels

衬砌类型C25喷混凝土部位厚度/cm钢架部位型号、间距Ⅳa拱墙20拱墙H130@1mⅣb拱墙22拱墙H150@1mⅤa全环23全环H150@0.75mⅤb全环25全环H180@0.75mⅤc全环30全环H230@0.6m

表3双线有砟隧道初期支护参数表

Table 3 Primary support parameters for double-line ballast tunnels

衬砌类型C25喷混凝土部位厚度/cm钢架部位型号、间距Ⅳa拱墙22拱墙H150@1.2mⅣb拱墙23拱墙H150@0.75mⅤa全环25全环H180@0.75mⅤb全环27全环H180@0.6mⅤc全环30全环H230@0.5m

图1 单线无砟Va型支护断面图(单位： cm)

Fig. 1 Cross-section of Vatype support for single-line ballastless tunnel(unit： cm)

图2 双线无砟隧道Va型支护断面图(单位： cm)

Fig. 2 Cross-section of Vatype support for double-line ballastless tunnel(unit： cm)

图3 双线有砟隧道Va型支护断面图(单位： cm)

Fig. 3 Cross-section of Vatype support for double-line ballast tunnel(unit： cm)

2 初期支护变形监测情况统计分析

根据Ⅳ、Ⅴ级围岩监控量测情况，监测变形不收敛时多采取径向注浆加固围岩、增设注浆锚管和增设套拱钢架等方法，二次衬砌施工要求监测显示围岩稳定后施作。综合三门峡至荆门段已施工的非黄土隧道共66座2 311个量测断面，按Ⅳ、Ⅴ级围岩单洞单线、双线无砟和双线有砟3种衬砌断面类型进行统计，统计的项目为拱顶沉降值和水平收敛值，依据现场实测数据形成柱状图[7-8]。

1)单线隧道Ⅳb型、Ⅴa型和Ⅴb型衬砌监测情况见图4、图5和表4。

图4 单线隧道衬砌拱顶沉降值分布图

Fig. 4 Distribution of crown top settlement of single-line tunnel lining

图5 单线隧道衬砌水平收敛值分布图

Fig. 5 Distribution of horizontal convergence of single-line tunnel lining

表4单线隧道Ⅳ、Ⅴ级围岩隧道变形情况

Table 4 Single-line tunnel deformation in Grade Ⅳ and Ⅴ surrounding rocks

衬砌类型监测断面数拱顶沉降值/mm水平收敛值/mmⅣb200 0～5 0～3Ⅴa600.2～30.27～4Ⅴb600.3～3.50.33～3.36

2)双线无砟隧道Ⅳa和Ⅳb型衬砌监测情况见图6、图7和表5。

图6 双线无砟隧道Ⅳ型衬砌拱顶沉降值分布图

Fig. 6 Distribution of crown top settlement of Ⅳ type lining of double-line ballastless tunnel

图7 双线无砟隧道Ⅳ型衬砌水平收敛值分布图

Fig. 7 Distribution of horizontal convergence of Ⅳ type lining of double-line ballastless tunnel

表5双线无砟隧道Ⅳ级围岩变形情况

Table 5 Deformation of Grade Ⅳ surrounding rock of double-line ballastless tunnel

衬砌类型监测断面数拱顶沉降值/mm水平收敛值/mmⅣa246-2～9-3～8Ⅳb248-2～7-3～8

3)双线无砟隧道Ⅴa型、Ⅴb型和Ⅴc型衬砌监测情况图8、图9和表6。

图8 双线无砟隧道Ⅴ型衬砌拱顶沉降值分布图

Fig. 8 Distribution of horizontal convergence of V type lining of double-line ballastless tunnel

图9 双线无砟隧道Ⅴ型衬砌水平收敛值分布图

Fig. 9 Distribution of horizontal convergence of V type lining of double-line ballastless tunnel

4)双线有砟隧道Ⅳa和Ⅳb型衬砌监测情况见图10、图11和表7。

5)双线有砟隧道Ⅴa型、Ⅴb型和Ⅴc型衬砌监测情况见图12、图13和表8。

表6双线无砟隧道Ⅴ级围岩变形情况

Table 6 Deformation of Grade Ⅴ surrounding rock of double-line ballastless tunnel

衬砌类型监测断面数拱顶沉降值/mm水平收敛值/mmⅤa356-3～141.0～18Ⅴb320-2～14 0～11Ⅴc192-1～15 0～15

图10 双线有砟隧道Ⅳ型衬砌拱顶沉降值分布图

Fig. 10 Distribution of crown top settlement of Ⅳ type lining of double-line ballast tunnel

图11 双线有砟隧道Ⅳ型衬砌水平收敛值分布图

Fig. 11 Distribution of horizontal convergence of Ⅳ type lining of double-line ballast tunnel

表7双线有砟隧道Ⅳ级围岩变形情况

Table 7 Deformation of Grade Ⅳ surrounding rock of double-line ballast tunnel

衬砌类型监测断面数拱顶沉降值/mm水平收敛值/mmⅣa64-7～9-7～11 Ⅳb91.6～72.5～10.8

图12 双线有砟隧道Ⅴ型衬砌拱顶沉降值分布图

Fig. 12 Distribution of horizontal convergence of Ⅴ type lining of double-line ballast tunnel

图13 双线有砟隧道Ⅴ型衬砌水平收敛值分布图

Fig. 13 Distribution of horizontal convergence of Ⅴ type lining of double-line ballast tunnel

表8双线有砟隧道Ⅴ级围岩变形情况

Table 8 Deformation of Grade V surrounding rock of double-line ballast tunnel

衬砌类型监测断面数拱顶沉降值/mm水平收敛值/mmⅤa238-7～15.6-7～14Ⅴb192-11～15-5～12Ⅴc126-8～16-9～16

统计结果显示：

1)Ⅳ级围岩共收集监测断面767个，变形基本控制在0～20 mm，仅少数断面监测数据超过20 mm，该区段围岩为云母片岩、炭质板岩等软岩，围岩压力相对较大。

2)Ⅴ级围岩共收集监测断面1 544个，变形基本控制在0～25 mm，仅少数断面监测数据超过25 mm，该区段围岩为云母片岩、炭质板岩等软岩，围岩压力相对较大。

3)围岩变形量基本控制在规范提供参考的预留变形量下限值以内。施工现场统计显示，Ⅳ、Ⅴ级围岩初期支护变形收敛时间分别约为1.5月、2月，可见,初期支护基本能够承受全部围岩压力。

3 隧道初期支护荷载反分析

3.1 位移反分析方法

隧道支护结构因受到围岩释放的应力作用而产生变形，相比于结构材料形式复杂的围岩，支护结构的材料截面形式则容易获取。在岩石力学与工程中，利用工程现场测量得到的反映系统力学行为的某些物理量来推算该系统的各项或一些初始参数，这种问题通常被称为反分析法。位移反分析法正是通过隧道现场量测的位移数据，利用数学力学模型进行位移-荷载反演法来推求支护荷载[9-12]。

隧道在开挖过程中破坏了原有地层的相对稳定状态，从而引起洞周围岩体的变形与位移。通过各种量测手段，可测得测点处的相对位移或绝对位移

(1)

另外，用初始的围岩参数，通过数值模拟分析可得各监测点的模拟位移数值解

U=(u1,u2,…，ui), (i=1,2,…,n)。

(2)

式中u1,u2,…，ui为各监测点处的位移模拟计算值。

材料参数X主要包括地层材料弹性抗力系数k、泊松比μ、黏聚力c、内摩擦角φ、地层重度γ和喷射混凝土厚度d等，简记为X=(k,μ,c,φ,d)T，所需要确定的参数称为设计变量。 数值模拟得到的计算值与现场量测得到的实测值总有一定的差异，这种差异在数学上常用误差函数或目标函数Δe来表示。

(3)

反分析理论认为： 当误差函数Δe取最小值时，计算得到的位移解与实测得到的位移最为接近，计算采用的作用于隧道结构上的荷载即可视为现场真实的作用于隧道结构上的荷载。

3.2 数值模拟

采用“荷载-结构”法[13-14]计算隧道初期支护结构的受力状态，初期支护结构采用梁单元模拟，围岩与初期支护结构的相互作用采用弹簧单元模拟。计算模型及计算荷载如图14所示，计算围岩物理力学参数取值见表9。

(a) 计算模型

(b) 计算荷载示意图

围岩级别容重/(kN/m3)弹性抗力系数/(MPa/m)泊松比内摩擦角/(°)黏聚力/MPaⅣ21.53500.32300.4Ⅴ18.51500.4123.50.125

3.3 基于现场实测位移反分析的隧道围岩压力

以实测位移值为基础，为了包含更多分析数据，以各级围岩支护分析中数据主要集中区段的大值作为实测位移值，对设置钢架的初期支护结构，反分析变形下的隧道围岩压力。单线单洞隧道断面狭长，按收敛变形值控制；双线隧道断面接近圆形按沉降变形值控制，计算结果如表10所示。

表10 反分析围岩压力计算值

注： *比值=(计算值对应土荷载高度/按隧规计算荷载高度)×100%。

从表10可以看出：

1)单线隧道反分析得出围岩压力对应的土荷载高度Ⅳ级围岩为3.72 m，Ⅴ级围岩为7.81～8.01 m，与按规范松散压力考虑计算高度Ⅳ级围岩4.19 m、Ⅴ级围岩8.52～8.56 m相比，反分析得出的围岩荷载小于按规范计算的值，前者约为后者的88.8%～93.1%。

2)双线隧道反分析得出土荷载高度Ⅳ级围岩为4.35～4.65 m，Ⅴ级围岩为8.51～8.99 m，与按规范松散压力考虑计算高度Ⅳ级围岩5.77～6.12 m、Ⅴ级围岩11.65～12.48 m相比，反分析得出的围岩荷载小于按规范计算的值，前者约为后者的70.7%～76.5%。

4 结论与讨论

1)通过监测数据反分析得出的围岩荷载要小于按规范计算的值，表明采用“快挖、快支、快封闭”的施工方法和超前预支护措施后，开挖引起的隧道周边围岩的松弛范围减小，围岩自承能力得到提高，作用在初期支护上的荷载减小。

2)本文从另一个角度即支护与地层的相互作用结果——监测变形值来计算分析支护结构承受的围岩压力(围岩荷载)，此方法可以为隧道动态设计提供参考。

3)由于受施工范围的限制，样本只采用蒙华三荆段收集的监测数据。由于样本数量有限，部分支护类别样本数量偏少，导致分析结果与实际情况可能存在一定偏差。

4)因受条件限制，未进行初期支护背后压力测试，现场动态设计时可考虑配合压力测试进行围岩荷载的确定。

5)本文仅对Ⅳ、Ⅴ级围岩深埋隧道进行了分析，缺少Ⅱ、Ⅲ级围岩的分析结果。建议今后在条件许可的情况下，按此方法开展更多不同工况条件的围岩荷载分析。

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StudyofLoadofDeep-buriedSoft-and-WeakSurroundingRockinSanmenxia-JingmenSectiononMenghuaRailway

GUAN Honghao1, SU Hui2, YANG Shiwu2, HU Yi1, MO Yangchun1

(1.ChinaRailwaySiyuanSurveyandDesignGroupCo.,Ltd.,Wuhan430063,Hubei,China; 2.Mengxi-HuazhongRailwayCo.,Ltd.,Beijing100073,China)

The current formula for deep-buried surrounding rock pressure inCodeforDesignonTunnelofRailwaydoes not take the bearing capacity of the surrounding rock of the tunnel arch and the effect of advanced support into consideration, and the calculated load is overlarge. In order to verify the actual compressive load of surrounding rock on primary support structure of deep tunnel, the deformation behavior of surrounding rocks and structure of Sanmenxia-Jingmen Section on Menghua Railway is discussed by analyzing deformation monitoring data of surrounding rocks; and the load-structure plane finite element model is established and the compressive load of surrounding rock is deduced by displacement analysis method of crown top settlement combined with horizontal convergence. The analytical results show that: 1) The surrounding rock load obtained by double-line tunnel back analysis is about 70.7%-76.5% of the calculated value obtained by formula of relevant standards. 2) The surrounding rock load obtained by single-line tunnel back analysis is about 88.8%-93.1% of the calculated value obtained by formula of relevant standards. The study results can provide guidance for site construction and support structure design and optimization of Menghua Railway.

Menghua Railway; deep tunnel; soft-and-weak surrounding rock; surrounding rock pressure; displacement back analysis; tunnel load

2017-08-16;

2017-12-08

管鸿浩(1972—)，男，湖北武汉人，1995年毕业于西南交通大学，土建工程专业，本科，高级工程师，主要从事隧道及地下工程设计工作。E-mail： tsyghh@163.com。

10.3973/j.issn.2096-4498.2017.12.004

U 459.1

A

2096-4498(2017)12-1529-07