初期支护组合形式有效性现场试验研究

申志军， 黄海昀， 李 思， 李冰天， 仇文革

(1. 蒙西华中铁路股份有限公司， 北京 100073； 2. 西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，四川 成都 610031)

0 引言

随着我国经济的快速发展，隧道建设规模已位居世界前列。在铁路建设方面，截至2016年底，全国在建铁路隧道4 240座，总长9 300 km；运营隧道1万4 100座，总长1万4 120 km[1]。目前，山岭隧道Ⅳ级和Ⅴ级围岩初期支护主要采用钢筋网喷射混凝土、钢架和系统锚杆组合的支护形式，而Ⅲ级围岩往往采用钢筋网喷射混凝土组合系统锚杆的支护措施[2-5]。

近20年来，随着工程实践的不断增多和相关领域研究的不断深入，关于初期支护组合形式有效性这方面问题有了许多新的探讨，主要集中于浅埋、黄土、大断面隧道初期支护中系统锚杆的有效性。陈建勋等[6]通过现场测试和统计分析认为在黄土隧道中，钢架支护条件下的系统锚杆支护效果不明显，应取消系统锚杆；谭忠盛等[7-8]通过对比试验得出大断面浅埋和深埋黄土隧道系统锚杆中锚杆轴力较小且拱部锚杆支护效果不明显的结论；郭军等[9]通过现场试验及模型计算说明了浅埋黄土隧道中拱部系统锚杆的锚固效果较弱、而边墙部锚杆的锚固效果显著；章慧健等[10]依托超大断面隧道工程，运用数值模拟方法指出锚杆轴力分布不均衡，且拱顶的锚杆轴力很小，几乎未起作用。而对于深埋岩质隧道初期支护组合形式有效性的研究较少，一般工程中往往依照规范或采用工程类比法进行设计和施工。与此同时，文献[11-13]提出的Q法，主张以喷锚支护为主的轻型支护，也与目前国内所采用的支护形式有较大的区别。

本文依托蒙华铁路在建隧道，对初期支护组合形式有效性展开现场试验研究，并以Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ级花岗岩和Ⅴ级黄土试验段试验数据为代表进行分析，研究岩质和土质隧道初期支护中钢筋网喷射混凝土、钢架及系统锚杆不同组合形式的有效性。

1 工程概况

蒙华铁路起于内蒙古自治区浩勒报吉站，经内蒙古自治区、陕西省、山西省、河南省、湖北省及湖南省，止于江西省吉安站，全长1 817 km，其中隧道457.504 km，共228座。试验选取湘赣段连云山隧道、九岭山隧道、蒙陕段阳山隧道、延安隧道、姚店隧道和郑庄隧道，共计6座，总长度约55 km，涵盖Ⅱ—Ⅴ级4种围岩等级，花岗岩、板岩、砂泥岩和黄土4种地层，共设置17个试验工况，共计51个试验断面，如表1所示。

表1 试验工况表

限于篇幅，本文以Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ级花岗岩试验段试验数据代表岩质隧道，Ⅴ级黄土试验段试验数据代表土质隧道进行分析。

Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ级岩质围岩段依托蒙华铁路九岭山隧道进行试验，隧道全长1万5 390 m，为单洞双线隧道。隧道Ⅲ级围岩试验段里程为DK1 695+530～+750，为弱风化花岗岩，块状构造，岩质坚硬，岩体局部较破碎，有少量岩脉侵入，裸露掌子面能够自稳。隧道Ⅳ级围岩试验段里程为DK1 695+790～+850，为中强风化花岗岩、花岗闪长岩，岩体破碎，节理裂隙较发育，裂缝部分张开，裸露掌子面基本自稳，偶有掉块现象，掌子面渗水，整体湿润。Ⅴ级围岩试验段里程为DK1 695+600～+660，为强风化花岗岩、花岗闪长岩，岩体破碎，节理裂隙发育，掌子面揭露呈黄褐色，基本自稳，偶有掉块现象，掌子面整体湿润。试验段掌子面影像如图1所示。Ⅲ级围岩采用全断面开挖，Ⅳ级围岩采用两台阶法施工，Ⅴ级围岩采用三台阶法施工。

Ⅴ级土质围岩段依托蒙华铁路姚店隧道进行试验，隧道全长3 723 m，为单洞双线隧道。试验段里程为DK357+220～+256，围岩主要为黏质新黄土、砂质新黄土、黏质老黄土、砂质老黄土，掌子面揭露呈黄色，开挖面稳定性差，部分有掉块现象，围岩强度低，掌子面比较干燥。本试验段采用三台阶法施工。

各类型围岩隧道支护参数如表2所示。

(a)Ⅲ级岩质围岩掌子面(b)Ⅳ级岩质围岩掌子面(c)Ⅴ级岩质围岩掌子面(d)Ⅴ级土质围岩掌子面

图1 试验段掌子面影像

2 现场试验方案

2.1 试验段布置

根据隧道地质条件和施工情况，Ⅲ级岩质围岩段选取120 m作为试验段，其中“网喷+系统锚杆”和“网喷”试验段各为60 m；Ⅳ级和Ⅴ级岩质围岩段各选取60 m作为试验段，其中“网喷+钢架+系统锚杆”和“网喷+钢架”试验段各为30 m；Ⅴ级土质围岩段选取36 m作为试验段，其中“网喷+钢架+系统锚杆”和“网喷+钢架”试验段各为18 m。试验段布置情况如表3所示。

表3 试验段布置情况

注： 试验工况初期支护参数除初期支护组合形式不同外，其余均与表1中支护参数相同。

对上述监测断面进行拱顶沉降、水平收敛、混凝土应力、钢架应力及锚杆轴力(仅在存在系统锚杆试验工况)监测。

2.2 监测断面测点布置

2.2.1 拱顶沉降、水平收敛测点布置

监测点布置如图2所示。GD01为拱顶沉降监测点，SL01、SL02为相对水平收敛测线。Ⅲ级和Ⅳ级围岩仅有SL01测线。

(a) Ⅲ、Ⅳ级围岩

(b) Ⅴ级围岩

2.2.2 系统锚杆轴力测点布置

监测点布置如图3所示。Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ级岩质围岩段每个断面共计10根锚杆，锚杆编号为MG01—MG10；Ⅴ级土质围岩段因现场拱部锚杆施作困难，每个断面共计8根锚杆，锚杆编号为MG03—MG10。每根锚杆设置6个轴力测点。

(a) 岩质隧道锚杆布置

(b) 单根锚杆测点布置

2.2.3 喷射混凝土和钢架应变测点布置

应变测点布置如图4所示。NT01—NT10表示喷射混凝土内侧测点，WT01—WT10表示喷射混凝土外侧测点；Ⅳ级岩质围岩段因仰拱无钢架，故NG01—NG07表示钢架内侧测点，WG01—WG07表示钢架外侧测点；Ⅴ级岩质围岩段中，NG01—NG10表示钢架内侧测点，WG01—WG10表示钢架外侧测点。

(a) 喷射混凝土

(b) 钢架

2.3 测试方法

系统锚杆采用CM-1矿用测力锚杆(利用树脂锚固剂锚固)进行试验量测，喷射混凝土应变和钢架应变采用XJ-YX-10型振弦式应变计进行测量，现场元件安装如图5所示。

因隧道采用两台阶法和三台阶法施工，故测量元件的埋设也是分步进行的，相应测量时长也有所不同。Ⅲ级岩质围岩段开始监测于2016年3月10日，截止于2016年5月30日，监测时长81 d； Ⅳ级岩质围岩段开始监测于2016年1月22日，截止于2016年5月21日，监测时长120 d；Ⅴ级岩质围岩开始监测于2016年6月27日，截止于2016年8月24日，监测时长58 d；Ⅴ级土质围岩开始监测于2016年6月4日，截止于2016年8月17日，监测时长74 d。监测数据已经稳定。

(a) 测力锚杆

(b) 钢筋应变计

(c) 混凝土应变计

3 试验结果及分析

3.1 岩质围岩隧道

3.1.1 拱顶沉降与水平收敛

各试验断面拱顶沉降与水平收敛量测结果如表4所示。可以看出： 1)各断面的拱顶沉降和水平收敛值均为正值，即隧道整体向净空侧变形； 2)最大拱顶沉降为11.70 mm，水平收敛为9.19 mm，收敛值较小，在允许范围内； 3)“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式最终收敛值略大于“网喷+钢架”组合形式。

3.1.2 系统锚杆轴力

Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ级岩质围岩试验段监测锚杆轴力结果如图6所示。可以看出: 1)系统锚杆多数呈现受拉状态，但最大受拉位置分布具有随机性且数值无规律性。2)系统锚杆Ⅲ级围岩中最大拉力为34 kN，Ⅳ级围岩中最大拉力为25 kN，Ⅴ级围岩中最大拉力为30 kN，相比于锚杆杆体极限抗拉力197.6 kN，其材料性能利用率为9.6%～17.2%。3)每根锚杆中最大受力点位置分布随机，且轴力数值上表现出突变性和不连续性。

表4拱顶沉降和水平收敛量测统计表

Table 4 Statistics of crown top subsidences and horizontal convergences

围岩情况 组合形式监测点最终收敛值/mmⅢ级岩质围岩网喷+系统锚杆网喷GD013.44SL012.68GD014.31SL013.87Ⅳ级岩质围岩网喷+钢架+系统锚杆网喷+钢架GD016.60SL014.56GD0110.90SL019.19Ⅴ级岩质围岩网喷+钢架+系统锚杆网喷+钢架GD0111.70SL017.62SL022.39GD015.20SL015.33SL021.38

注： 最终收敛值正值表示向隧道净空内收敛； 负值则相反。

(b) Ⅳ级围岩断面

“+”为受拉； “0”为不受力。

图6锚杆轴力分布(单位： kN)

Fig. 6 Distribution of axial force of anchor bolt (unit: kN)

3.1.3 喷射混凝土应力对比分析

Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ级岩质围岩试验段喷射混凝土应力见图7和表5。从图和表可以看出: 1)喷射混凝土内、外侧大部分受压，只有个别点位出现受拉； 2)Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ级围岩中，2种组合形式的应力状态与其极限强度相比均有较大的富余，说明混凝土尚未充分发挥其性能。

(a)Ⅲ级围岩内侧喷混凝土应力(有锚杆)(b)Ⅲ级围岩外侧喷混凝土应力(有锚杆)(c)Ⅲ级围岩内侧喷混凝土应力(无锚杆)(d)Ⅲ级围岩外侧喷混凝土应力(无锚杆)(e)Ⅳ级围岩内侧喷混凝土应力(有锚杆)(f)Ⅳ级围岩外侧喷混凝土应力(有锚杆)(g)Ⅳ级围岩内侧喷混凝土应力(无锚杆)(h)Ⅳ级围岩外侧喷混凝土应力(无锚杆)(i)Ⅴ级围岩内侧喷混凝土应力(有锚杆)(j)Ⅴ级围岩外侧喷混凝土应力(有锚杆)(k)Ⅴ级围岩内侧喷混凝土应力(无锚杆)(l)Ⅴ级围岩外侧喷混凝土应力(无锚杆)

“+”为受拉； “-”为受压。

图7 喷射混凝土应力分布图(单位： MPa)

3.1.4 钢架应力对比分析

Ⅳ级和Ⅴ级岩质围岩试验段钢架应力见图8和表6。从图和表可以看出: 1)钢架内、外侧均受压，只有个别点位受拉； 2)Ⅳ级和Ⅴ级围岩中，2种组合形式的应力状态与其极限强度相比均有较大的富余，说明钢架尚未充分发挥其性能。

3.1.5 初期支护组合形式有效性分析

3.1.5.1 Ⅲ级岩质围岩试验段

1)收敛变形。“网喷+系统锚杆”和“网喷”2种组合形式均能保证支护后隧道结构稳定，且“网喷+系统锚杆”段收敛变形略小于“网喷”段，拱顶沉降相差0.87 mm，水平收敛相差1.19 mm。

(a)Ⅳ级围岩内侧钢架应力(有锚杆)(b)Ⅳ级围岩外侧钢架应力(有锚杆)(c)Ⅳ级围岩内侧钢架应力(无锚杆)(d)Ⅳ级围岩外侧钢架应力(无锚杆)(e)Ⅴ级围岩内侧钢架应力(有锚杆)(f)Ⅴ级围岩外侧钢架应力(有锚杆)(g)Ⅴ级围岩内侧钢架应力(无锚杆)(h)Ⅴ级围岩外侧钢架应力(无锚杆)

“+”为受拉； “-”为受压。

图8 钢架应力分布图(单位： MPa)

2)内力。“网喷+系统锚杆”组合形式中最大锚杆轴力仅为其极限抗拉强度值的17.2%，无系统锚杆情况下，喷射混凝土应力是有系统锚杆情况下的1.15倍，但即使无系统锚杆情况，最大喷射混凝土应力仅为极限强度值的32.9%，远低于极限强度。

围岩较硬、完整性较好的深埋岩石隧道，围岩稳定性较好，系统锚杆几乎不发挥作用，可以取消或用局部锚杆代替，主要采用钢筋网喷射混凝土或喷射钢纤维混凝土的支护方式。

3.1.5.2 Ⅳ级和Ⅴ级岩质围岩试验段

1)收敛变形。“网喷+钢架+系统锚杆”和“网喷+钢架”组合形式均能保证支护后隧道结构稳定，且“网喷+钢架+系统锚杆”段收敛变形略小于“网喷+钢架”段，拱顶沉降相差4.3～6.5 mm，水平收敛相差1.01～4.63 mm。

2)内力。①数值体现出：“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式中最大锚杆轴力仅为其极限抗拉强度值的15.2%；无系统锚杆情况下，喷射混凝土应力是有系统锚杆情况下的1.23～1.48倍，钢架应力是有系统锚杆情况下的1.14～2.14倍，但即使无系统锚杆情况，最大喷射混凝土应力仅为极限强度值的18.4%，最大钢架应力仅为极限强度值的18.1%，也均远低于极限强度。在喷射混凝土和钢架的承载能力远未充分发挥的情况下，若继续增设锚杆，锚杆承载能力的利用率将会更低。②分布规律表明： 单根锚杆轴力大体上局部受荷，全断面锚杆轴力峰值位置分布具有随机性； 喷射混凝土和钢架拱顶应力值较大，拱腰应力值略小于拱顶，拱脚和边墙应力值较小。不同组合形式下应力分布规律并未发生明显改变，可认为组合形式的不同不会改变隧道受力模式。

围岩风化程度较高、完整性较差的深埋岩质隧道，采用“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式的支护措施并没有充分发挥各支护构件的支护能力，造成不必要的浪费，有效性差，仅采用“网喷+钢架”组合形式就能够满足支护要求，并且目前的支护参数尚存在优化空间。本文未进行Ⅳ级和Ⅴ级段“网喷+锚杆”组合形式支护的试验研究，但参照挪威法、铁路隧道喷锚构筑法技术规范和国内大量单层衬砌案例[14-19]，认为也可以根据实际情况采用该组合形式进行支护。

3.2 土质围岩隧道

3.2.1 拱顶沉降与水平收敛

Ⅴ级土质围岩隧道各试验断面拱顶沉降和水平收敛量测结果如表7所示。可以看出： 1)各断面的拱顶沉降和水平收敛值均为正值，即隧道整体向净空侧变形； 2)最大拱顶沉降值为18.80 mm，水平收敛值为12.07 mm，在允许范围内； 3)“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式最终收敛值略大于“网喷+钢架”组合形式。

表7拱顶沉降和水平收敛量测统计表

Table 7 Statistics of crown top subsidences and horizontal convergences

组合形式监测点最终收敛值/mm网喷+钢架+系统锚杆GD0114.10SL013.80SL0210.38网喷+钢架GD0118.80SL019.59SL0212.07

注： 最终收敛值正值表示向隧道净空内收敛; 负值则相反。

3.2.2 系统锚杆轴力

Ⅴ级土质围岩“网喷+钢架+系统锚杆”段监测轴力结果如图9所示。可以看出： 1)系统锚杆多数呈现不受力状态； 2)Ⅴ级围岩中最大拉力为19 kN，相比于锚杆体极限抗拉力197.6 kN，其材料性能利用率为9.6%； 3)每根锚杆中最大受力点位置分布随机，且轴力在数值上表现出突变性和不连续性。

“+”为受拉； “0”为不受力。

图9 Ⅴ级土质围岩锚杆轴力分布(单位： kN)

Fig. 9 Distribution of axial forces of anchor bolt in Grade Ⅴ surrunding rock (unit: kN)

3.2.3 喷射混凝土应力对比分析

Ⅴ级土质围岩试验段喷射混凝土应力如图10和表8所示。可以看出： 1)喷射混凝土内、外侧均受压； 2)2种组合形式的应力状态与其极限强度相比均有较大的富余，说明混凝土尚未充分发挥其性能。

(a)内侧喷混凝土应力(有锚杆)(b)外侧喷混凝土应力(有锚杆)(c)内侧喷混凝土应力(无锚杆)(d)外侧喷混凝土应力(无锚杆)

“+”为受拉； “-”为受压。

图10 Ⅴ级土质围岩混凝土应力分布图(单位： MPa)

Fig. 10 Distribution of shotcrete stresses in Grade Ⅴ surrounding rock (unit: MPa)

3.2.4 钢架应力对比分析

Ⅴ级土质围岩试验段钢架应力如图11和表9所示。可以看出： 1)钢架内、外侧均受压； 2)2种组合形式的应力状态与其极限强度相比均有较大的富余，说明钢架尚未充分发挥其性能。

3.2.5 初期支护组合形式有效性分析

1)收敛变形。“网喷+钢架+系统锚杆”和“网喷+钢架”组合形式均能保证支护后隧道结构稳定，且“网喷+钢架+系统锚杆”段收敛变形略小于“网喷+钢架”段，拱顶沉降相差 4.7 mm，水平收敛相差1.69～5.79 mm。

2)内力。①数值体现出：“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式中最大锚杆轴力仅为其极限抗拉强度值的9.6%；无系统锚杆情况下，喷射混凝土应力是有系统锚杆情况下的1.07倍，钢架应力是有系统锚杆情况下的1.05倍，受力未发生较大改变，最大喷射混凝土应力仅为极限强度值的32.7%，最大钢架应力仅为极限强度值的22.4%，均远低于极限强度。可认为系统锚杆在深埋土质围岩隧道中未能发挥其支护作用，“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式有效性差。②分布规律表明，锚杆受力基本为0。因深埋土质围岩隧道中锚固剂与围岩握裹力不足，而浅埋土质围岩隧道往往是“塌落槽”破坏形态，锚杆打穿破裂面困难，故在土质围岩隧道中锚杆难以充分发挥其作用。喷射混凝土和钢架拱顶应力值较大，拱腰应力值略小于拱顶，拱脚和边墙应力值较小。不同组合形式下应力分布规律并未发生明显改变，可认为组合形式的不同不会改变隧道受力模式。

表8 Ⅴ级土质围岩喷射混凝土应力汇总表

(a)内侧钢架应力(有锚杆)(b)外侧钢架应力(有锚杆)(c)内侧钢架应力(无锚杆)(d)外侧钢架应力(无锚杆)

“+”为受拉； “-”为受压。

图11 Ⅴ级土质围岩钢架应力分布图(单位： MPa)

深埋土质隧道采用“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式的支护措施并没有充分发挥各支护构件的支护能力，造成不必要的浪费，有效性差，仅采用“网喷+钢架”组合形式就能够满足支护要求，并且目前的支护参数尚存在优化空间。

4 结论与讨论

1)对于土质和岩质围岩隧道中的初期支护，无论是“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式还是“网喷+钢架”组合形式，喷射混凝土应力平均值仅为其极限强度值的9.9%～32.7%，钢架应力平均值仅为其极限强度值的5.4%～22.4%。有系统锚杆情况下，最大锚杆轴力为其极限抗拉强度值的9.6%～15.2%。“网喷+钢架+系统锚杆”的初期支护组合形式未充分发挥其作用效果，有效性差，措施过于保守，存在很大的优化空间。

2)对于土质或浅埋破碎岩质隧道，“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式中最大锚杆轴力仅为其极限抗拉强度的9.6%，有、无系统锚杆对喷射混凝土和钢架应力基本无影响。在土质或浅埋破碎岩质隧道初期支护中，因系统锚杆无明显作用，故可以取消，只采用“网喷+钢架”组合形式。

3)对于深埋岩质围岩隧道，“网喷+钢架+系统锚杆”组合形式中最大锚杆轴力仅为其极限抗拉强度的15.2%，无系统锚杆情况下，喷射混凝土应力是有系统锚杆情况下的1.23～1.48倍，钢架应力是有系统锚杆情况下的1.14～2.14倍，但即使无系统锚杆，最大喷射混凝土应力仅为极限强度值的23.4%，最大钢架应力仅为极限强度值的18.1%，也均远低于其极限强度。在深埋岩质隧道初期支护中，选择“网喷+钢架”组合形式是合理和可行的，同时参照挪威Q法等支护组合方式，也可以采用“喷混+系统锚杆”组合形式。考虑到目前现场锚杆施作机具和施工质量，选择“网喷+钢架”组合形式是合理和可行的，而没有必要采用“网喷+钢架+系统锚杆”的组合形式。

4)本文参考国内外单层衬砌案例，对深埋岩质隧道推荐“喷混+锚杆”的初期支护组合形式。但由于现场条件局限，未能开展“喷混+锚杆”组合形式试验，有待以后研究。另外，本文研究没有涉及超深埋、高地应力情况，故结论不可无条件推广。

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