软弱围岩隧道机械化全断面爆破开挖初期支护受力特性研究

李书兵

(武九铁路客运专线湖北有限责任公司， 湖北 武汉 430000)

0 引言

郑万高铁全线隧道工程占比达70%，隧道施工安全对项目成败影响较大，为此开展了软弱围岩隧道机械化全断面开挖工法研究。在全断面开挖条件下，软弱围岩隧道自稳能力差，极易出现安全隐患，因此，研究围岩压力作用模式以及围岩变形与支护体系受力特性具有重要意义[1]。隧道开挖后，由钢架、锚杆、喷射混凝土等组成的初期支护为主要支护手段，与围岩构成整体，共同维持围岩的稳定性。通过研究围岩变形与支护体系受力特征，控制围岩大的变形，来指导安全施工生产。国内外学者在这些方面做了大量的现场试验研究。仇文革等[2]基于现场实测数据，对隧道初期支护受力模式进行了分析； 欧孝夺等[3]在超大箱型明挖隧道中选择典型断面布设混凝土应变计、沉降变形观测点等，对隧道结构内力、结构沉降及变形等指标展开监测，并根据监测结果分析了其力学特性； 覃卫民等[4]监测了复杂结构形式下隧道的拱顶沉降和围岩收敛，并结合施工措施和开挖工序进行了全面分析； 陈义军等[5]为获得最接近实际的围岩变形信息，介绍了新型套管式同轴多点位移计的监测原理和结构，给出了监测结果换算的理论公式； 张君禄等[6]结合现场环境条件进行跟踪测试,成功监测到管片外部的水压力、土压力、管片内部钢筋应力和管片间接触应力，对隧道盾构施工松动区的范围、管片混凝土的结构应力进行计算分析,为及时了解工程结构的安全状态、指导安全施工提供实测参数； 叶飞等[7]为研究软弱围岩隧道掌子面及超前核心土的挤出位移特征，用滑动测微计对湄渝高速岐山隧道F215 构造破碎带区域进行了挤出位移实测，通过有限差分程序进行系列数值试验，着重研究了隧道穿越软弱围岩期间挤出位移的变化特征，并分析了破碎带长度和硬软岩刚度比的影响； 洪军等[8]采用试验研究的方法对全风化花岗岩地层特大断面隧道施工初期支护受力状态进行了研究分析； 刘英蓕等[9]通过多位移反分析的手段研究了浅埋偏压隧道初期支护荷载分部特性。

目前，国内外学者在隧道现场试验过程中，多是基于人工分部开挖的工法，从围岩压力、钢架应力、初喷混凝土应力、锚杆轴力、围岩内部位移和掌子面挤出变形中的一种或几种工况展开隧道初期支护受力特性研究，而对隧道机械化全断面爆破开挖后围岩变形与支护体系的受力情况及其相互作用鲜有研究。本文以郑万高铁高家坪隧道进口机械化全断面爆破施工为背景，通过开展全断面工法开挖的现场试验，研究软弱围岩隧道的变形与支护体系受力特性，及时反馈现场围岩的稳定状况，为后续施工中支护参数的优化提供参考。

1 工程概况

高家坪隧道位于襄阳市南漳县李庙镇境内，中心里程为DK451+786，全长5 498 m，最大埋深约320 m。隧道采用进出口双向掘进，进口段起讫里程为DK449+037～DK452+300，全长3 263 m。高家坪隧道为越岭隧道(见图1)，进口段穿越志留系页岩夹砂岩、灰岩地层，地下水主要包括松散堆积层孔隙水、基岩裂隙水、构造裂隙水、岩溶水，可能存在瓦斯等有害气体。

图1 高家坪隧道进口及试验段监测断面(单位： m)

2 试验方案

2.1 断面选取与试验项目

高家坪隧道正洞里程DK449+087～+187段为高速铁路特大断面隧道安全快速标准化修建关键技术现场试验段，长度为100 m，试验断面间距为20 m。该段隧道岩性为页岩夹砂岩，围岩质软、破碎，易变形坍塌，为Ⅴ级围岩段。试验项目包括： 拱顶下沉与水平收敛、围岩压力、钢架应力、初喷混凝土应力、锚杆轴力、围岩内部位移和掌子面挤出变形，具体监测内容与方法如表1所示。

2.2 测点布置及监测频率

试验段现场试验中，拱顶下沉与水平收敛变形监测按照规范设置，Ⅴ级围岩监测断面间距不超过5 m，断面设置5个监测点(常规监测选取断面与试验段一致，如图1所示)。围岩压力、钢架应力、初喷混凝土应力经历了测点变化与调整，DK449+115断面布置8个测点，DK449+155断面布置6个测点，每个测点均布置振弦式压力盒1个(与围岩接触)、振弦式应变计2 个(分布在钢架翼缘上下)、振弦式混凝土应变计2个(分布在初喷混凝土内外层)，具体布点位置如图2所示。

在断面监测中，锚杆轴力每根监测锚杆长6 m，均匀分布4个振弦式钢筋计，间距1.2 m。每个围岩内部位移测试孔深8 m，均匀分布5个多点位移计，间距约1.5 m。

上述试验项目安装完成1周内，每天测量2次； 2～3周内，每天测量1次； 3周以后，随时程曲线变化稳定情况相应减少监测频率。其中，DK449+115和DK449+155为全指标监测断面。

表1 现场试验段监测内容与方法

现场在DK449+138.8～+168.8段设置掌子面围岩挤压变形量测试验段，钻设水平钻孔1个，埋设30 m水平测斜管1根，于2017年9月2日安装完毕，采用滑动测微计完成对掌子面挤出变形的量测。滑动测微计主要由测管、感应探头、操作杆、控制电缆和便携读数仪等组成[10]，如图3所示。使用滑动测微计前，需先在钻孔中安装测斜管，在管外壁按规定间隔(标准间距1.0 m)套上塑料磁环(测环)，测斜管与孔壁间隙用掺有粘合剂的浆液充填，以便测环与岩面粘接，使测环与地层结合成一体。滑动测微计探头内装有2套高精度的线圈系统，其间距为1.0 m，探头内的2套线圈系统在测量位置上通过2个测环感应，产生1个与两测量环实际间距成比例的电信号，当被测介质发生变形时，将带动测标与之同步变形，从而得到反映被测介质沿测线的变形分布规律[11]。

(a) DK449+115测点布置

(b) DK449+135～+175测点布置

图2围岩压力、钢架应力、初喷混凝土应力、锚杆轴力监测断面测点布置

Fig. 2 Layout of monitoring points for surrounding rock pressure, steel frame stress, shotcreting stress and anchor axial force

图3 滑动测微计构造原理图(单位： m)

3 试验结果分析

本文根据监测断面的岩性条件以及测点布置变化等因素，选取2个全指标监测断面和常规监控量测点进行监测结果分析，变形监测与受力监测同时进行。

3.1 拱顶下沉与水平收敛

通过结合全断面监测指标区间里程，选取里程段内常规监控量测点进行分析，监测时间见表2，监控量测断面拱顶下沉和水平收敛量测结果见表3。

根据量测结果可知，该区间断面监测均为正值，且隧道整体向净空变形，累计最大沉降量为21.8 mm。

3.2 围岩压力

高家坪隧道各监测断面围岩压力(受压为正、受拉为负)时程曲线如图4所示，各断面围岩最大压力沿洞周分布如图5所示(有些压力盒因现场安装原因未能完整显示读数)。

表2 监测时间

表3拱顶下沉与水平收敛量测统计

Table 3 Monitoring results of crown top settlement and horizontal convergence

试验断面监测点位置累计收敛值/mmDK449+095DK449+115DK449+135DK449+155DK449+175拱顶14.8拱腰6.2边墙4.5拱顶13.6拱腰11边墙7.7拱顶19.8拱腰10边墙7.6拱顶21.8拱腰15.4边墙8.8拱顶20.4拱腰12边墙6.5

1)通过分析2个全指标监测断面的时程曲线可知，绝大多数测点的围岩压力随时间变化规律大致相同。即： 测量7 d内，测点围岩压力处于急剧增大的阶段； 测量7～10 d，测点围岩压力缓慢增大，但此阶段在DK449+115断面处体现不明显；测量10 d后，2个断面时程曲线均依次呈现“波动变化”、“稳定收敛”的规律，但是不同断面呈现规律的时间不同。总体来看，围岩压力监测断面各测点的时程曲线服从“急剧增大、缓慢增大、波动变化、稳定收敛”的变化规律。

2)DK449+115断面测点的波动变化期为测量10～31 d，31 d后趋于稳定；DK449+155断面测点的波动变化期为测量10～18 d，18 d后趋于稳定。为保证施工安全，在围岩较差条件下，循环进尺较短，导致对已经完成初期支护的围岩扰动次数增多，测点波动变化期延长； 随着进尺的增加，测点波动变化期也相应缩短。由此说明，岩性越好，围岩自稳用时越短，自稳能力越强。

(a) DK449+115断面

(b) DK449+155断面

(a) DK449+115断面

(b) DK449+155断面

Fig. 5 Surrounding rock pressure distribution along tunnel (unit: kPa)

3)DK449+115断面多个测点达到峰值应力后出现应力回落现象，由于围岩软弱破碎，在开挖前采取了超前管棚或注浆等措施来加固掌子面前方围岩，使得围岩拥有一定的自承能力[11]；前方围岩开挖后封闭成环，对后方隧道产生成拱效应[12]。两者共同作用下，使得围岩压力有一定程度的降低。

4)围岩压力沿洞周分布表现明显的离散性。DK449+115断面与DK449+155断面围岩最大压力均出现在断面左侧，同一断面的围岩最大压力表现出明显的不对称性，左侧断面的围岩压力值要明显大于右侧。分析原因为高家坪隧道初始地应力分布不均。

5)根据TB 10003—2016《铁路隧道设计规范》[13]的规定，深埋隧道Ⅴ级围岩的竖向压力计算值为0.135～0.158 MPa，监测断面围岩压力最大值为0.08 MPa，小于采用设计规范计算的理论值，说明在目前支护条件下，围岩受力状态良好可控。

3.3 钢架应力

高家坪隧道各监测断面钢架应力(受压为负、受拉为正)时程曲线如图6所示，各断面钢架应力最大值沿洞周分布如图7所示。此处钢架应力为钢架上下翼缘应力平均值。

(a) DK449+115断面

(b) DK449+155断面

(a) DK449+115断面

(b) DK449+155断面

1)通过分析2个断面的时程曲线可知： 钢架应力随时间变化大致服从“急剧增大、缓慢增大、波动变化、稳定收敛”的变化规律，但“波动变化”阶段所持续的时间要明显大于围岩压力，分析原因为钢拱架对压力的敏感性较高，围岩压力“急剧增大”以后的变化，在钢架应力时程曲线中会得到较为明显的体现； 钢架应力趋于稳定的时间与围岩应力大致一致，说明在当前支护方案下，围岩与初期钢架支护可以较好地形成一个整体，以共同发挥承载力。

2)在钢架应力时程曲线中，各测点为负值，表明钢架整体处于受压状态。

3)与围岩压力类似，钢架应力最大值沿洞周分布表现出明显的离散性。除个别测点以外，在同一横断面中，拱顶以及左右拱腰的钢架应力较大，左右边墙、左右拱脚以及仰拱的钢架应力较小，这与钢架受围岩压力作用下的力学机制分析结论一致[14]，同时也说明钢架应力是围岩压力的主要承载力之一。

4)2个监测断面中，钢架各部位承受最大压力为51.79 MPa，位于DK449+115断面的右边墙处。初期钢架支护采用Q345工字钢，钢架应力最大值远小于钢材屈服强度345 MPa，说明在目前支护方案下，钢拱架结构的主要作用是隧道施工期的安全防护和运行期的安全储备。

3.4 初喷混凝土应力

高家坪隧道各监测断面初喷混凝土应力(受压为负、受拉为正)时程曲线如图8所示，各断面初喷混凝土最大应力沿洞周分布如图9所示。此处混凝土应力为混凝土内外两侧应力平均值。

(a) DK449+115断面

(b) DK449+155断面

1)与围岩压力和钢架应力相同，初喷混凝土应力随时间变化也服从“急剧增大、缓慢增大、波动变化、稳定收敛”的变化规律。但从时程曲线分析，初喷混凝土应力“急剧增大”阶段的增大速率要小于围岩压力与钢架应力，这与混凝土的自身物理力学性质有关；初喷混凝土趋于稳定的时间要明显大于围岩压力与钢架应力的时间，分析原因为混凝土受时间硬化特性的影响较大。

2)在同一横断面中，初喷混凝土应力最大值表现出明显的不对称性，左侧断面的应力值要略大于右侧隧道的围岩压力值。这与围岩压力沿洞周分布情况一致，表明初喷混凝土在初期支护中与围岩较好地构成一个整体，共同维持围岩稳定性；而不对称性较围岩压力表现不明显，又体现了混凝土作为柔性支护的应力协调作用。

(a) DK449+115断面

(b) DK449+155断面

Fig. 9 Initial shotcreting stress distribution along tunnel (unit: MPa)

3)喷混凝土最大压应力为4.04 MPa，位于DK449+115断面的左拱脚，喷混凝土内力按TB 10003—2016《铁路隧道设计规范》[13]规定，按所采用的施工方法检算施工阶段强度时，安全系数可采用“主要荷载+附加荷载”数值乘以折减系数0.9，即安全系数为2.0×0.9=1.8。初喷采用C25混凝土，折算之后混凝土弯曲抗压极限强度为7.27 MPa，监测混凝土最大应力小于C25喷混凝土弯曲抗压极限强度(18.5 MPa)，表明初期支护喷混凝土有一定的安全储备，隧道初喷混凝土安全可靠。

3.5 锚杆轴力

高家坪隧道各监测断面锚杆轴力(受拉为正、受压为负)沿洞周分布如图10所示。

1)分析锚杆轴力时程曲线可知，锚杆轴力随时间发展呈现“急剧增大、缓慢增大、稳定收敛”的规律；测量25 d后，每个横断面各测点的锚杆轴力基本都趋于稳定，表明由于应力重分布带来的围岩弹塑性区的形成与发展已成稳定状态。

2)锚杆轴力均为拉应力，轴力分布表现为“两端小、中间大”,即每个测点的锚杆轴力最大值一般位于埋深2.4～3.6 m处，这种分布也是全长锚固型锚杆的主要分布型式[14]。根据弹塑性理论分析，隧道开挖后在洞周形成一个塑性松动区，塑性松动区的变形很大，塑性松动区外的弹性区变形很小。塑性松动区的围岩相对于锚杆向隧道内变形，弹性区的围岩相对于锚杆向隧道外变形，因此，锚杆轴力峰值处多为围岩弹塑性区的交界处[1]。由此可判定，高家坪隧道试验段由于隧道开挖造成的围岩塑性区厚度大致为3 m。

(a) DK449+115断面

(b) DK449+155断面

3)锚杆轴力总体上处于稳定变化状态，应力值稳定时间与围岩变形稳定时间接近。实测锚杆最大轴力为60.5 kN(应力为15.9 MPa)，位于DK449+115断面左边墙处。初期锚杆支护采用HPB300钢筋，屈服强度标准值为300 MPa，表明锚杆具有足够的安全储备，隧道初期支护安全可靠。

3.6 围岩内部位移

高家坪隧道各监测断面围岩内部位移沿洞周分布和最大位移时程曲线分别如图11和图12所示。

1)由图11可知，距洞壁5.3 m以外的围岩深部位移基本为0，可认为由于隧道开挖对围岩扰动区大致在距洞壁5 m范围内。5 m范围以内，围岩内部位移随测点向洞壁靠近而逐步增大，但未出现跳跃增长的情况，说明监测断面附近围岩整体性情况良好。

2)由图12可知，位移变化情况同锚杆轴力变化一致，地层位移在经过初期的急剧增大与缓慢增大后，随时间慢慢趋于稳定收敛状态，位移最大值发生在埋深2.8～4.0 m，进一步验证了本试验段围岩塑性区的存在范围。

(a) DK449+115断面

(b) DK449+155断面

Fig. 11 Surrounding rock internal displacement along tunnel (unit: mm)

(a) DK449+115断面

(b) DK449+155断面

Fig. 12 Time-history curves of maximum internal displacement of surrounding rock

3.7 掌子面挤出变形

高家坪隧道掌子面挤出变形量测采用瑞士SolexpertsAG公司生产的GMD滑动测微计(见图13)，测点位于掌子面中间(见图14)，试验段量测结果如图15所示。

图13 滑动测微计

图14 监测点位置

图15 试验段监测结果

1)围岩挤出变形在数值上呈现出均匀增长的趋势，并未出现在某些节点处的突变情况，说明该试验段掌子面前方围岩整体性较好，未出现较大的节理裂隙。

2)靠近掌子面部位围岩纵向位移明显大于远离掌子面部位。累计挤出位移大小与围岩质量有关，因该试验段围岩完整性较好，首次爆破开挖后距离初始掌子面6 m处累计最大位移为11.55 mm。2017年9月13日量测累计位移最大值为12.939 mm左右，出现在距初始掌子面15 m 处。

3)掌子面前方受开挖爆破影响，围岩应力出现重分布，从初始掌子面开始至距离掌子面 16～20 m的围岩出现挤出变形，且随爆破开挖的不断推进，挤出变形影响范围不断向前推进。根据Lunardi的理论，隧道开挖引起应力重分布的区域在纵平面上是以掌子面理论中心点为圆心，以开挖影响范围Rp为半径的圆形。据此可以判定,Rp≈1.4D(D=14.1 m，为隧道开挖跨度)。

4 数值模拟分析

对DK449+138.8～+168.8段掌子面挤出变形进行数值模拟，围岩采用摩尔-库仑理想弹塑性模型，初期支护采用弹性模型，支护距离为3 m。数值分析计算参数见表4，模型如图16所示。

表4 数值计算参数

图16 数值计算模型

DK449+155断面的初期支护混凝土应力分布如图17所示。从图17可以看出，应力左右对称，最大压应力处在拱顶，为2.61 MPa，虽与现场监测结果有少许出入，但在数据量级上很接近，能够反映初期支护应力的分布。

图17 DK449+155断面应力分布(单位： Pa)

Fig. 17 Stress distribution nephogram of cross-section DK449+155 (unit: Pa)

图18和图19分别为DK449+155断面的弯矩和轴力分布图。从图18和图19可以看出： 边墙脚位置弯矩最大，为7.47 kN·m，拱腰处弯矩最小，为1.5 kN·m； 仰拱处轴力最大，为1 387 kN，拱顶处轴力最小，为606 kN。

图18 DK449+155断面弯矩分布(单位： kN·m)

Fig. 18 Bending moment nephogram of cross-section DK449+155 (unit: kN·m)

图19 DK449+155断面轴力分布(单位： kN)

Fig. 19 Axial force nephogram of cross-section DK449+155 (unit: kN)

同时，为了便于直观显示掌子面的挤出变形结果，取2个不同掌子面的变形云图进行分析。图20和图21分别为DK449+145断面和DK449+155断面的变形云图。由图20和图21可知： 掌子面的挤出变形从掌子面四周向中心位置逐渐增大，掌子面中心位置挤出变形最大； 2个断面最大挤出变形均达到11 mm，与现场量测结果相符。

图20 DK449+145断面变形云图(单位： m)

Fig. 20 Deformation nephogram of cross-section DK449+145 (unit: m)

图21 DK449+155断面变形云图(单位： m)

Fig. 21 Deformation nephogram of cross-section DK449+155 (unit: m)

5 结论与建议

通过对高家坪隧道进口试验段的现场试验，研究了全断面爆破开挖下软弱围岩变形及支护体系受力特性随时间的变化特征，得到以下结论。

1) 软弱围岩压力、钢拱架应力、喷射混凝土内力、锚杆轴力及围岩内部位移随时间变化的规律一致，时程曲线服从“急剧增大、缓慢增大、波动变化、稳定收敛”的变化规律。当前施工条件下，喷混凝土、钢架、围岩压力均在7 d内急剧增大、7～10 d内缓慢增大、10～31 d内波动变化、31 d后趋于稳定。

2)目前现场监测围岩压力最大值为0.08 MPa，主要分布于左侧拱腰；钢架应力承受最大压力为51.79 MPa，主要分布于拱顶；喷射混凝土最大内力值为4.04 MPa，主要分布于左侧拱脚；锚杆轴力最大值为60.5 kN(应力为15.9 MPa)，主要分布于左侧边墙； 围岩内部位移最大值为33.05 mm，主要分布于边墙至拱腰处。掌子面的挤出变形从掌子面四周向中心位置逐渐增大，掌子面中心位置挤出变形最大，现场量测DK449+145和DK449+155位置处最大挤出变形分别为11.55 mm和12.939 mm，数值模拟2个断面最大挤出变形均达到11 mm，与现场量测结果相符。

3)通过数值软件模拟了DK449+155断面混凝土应力、弯矩和轴力的分布情况，特征为： 最大压应力处在拱顶，为2.61 MPa； 边墙脚位置弯矩最大，为7.47 kN·m；仰拱处轴力最大，为1 387 kN。虽与现场监测结果有少许出入，但已能够反映初期支护应力的分布。

4) 试验段监控量测及应力应变监测均表明，在当前支护方案下，围岩初期支护受力状态良好，围岩与初期支护可以较好地形成一个整体以共同发挥承载力，能够承受围岩荷载，具备安全储备空间。

下一步可针对软弱围岩以外更多岩层在机械化全断面爆破开挖的初期支护受力特性进行研究，并将全断面开挖和非全断面开挖初期支护受力特性监测数据进行对比。