软弱围岩隧道台阶法施工喷射混凝土早期强度控制研究

2020-04-10郝进京

中国铁路 2020年2期

郝进京

（国家铁路局工程质量监督中心，北京 100891）

0 引言

随着我国经济和交通建设的快速发展，贯穿南北和东西的高等级铁路、公路在不断规划和建设［1]，为保证高速铁路的线型，在穿越山岭地区时需修建大量的隧道工程。截至2018年底，我国投入运营的铁路隧道15117 座，总长16331 km；在建铁路隧道3477 座，总长7465 km［2]。当隧道穿越软弱破碎地层时，施工大多存在围岩稳定性差、受力复杂、围岩应力释放不均衡等特点，会造成围岩的变形过大导致结构失稳，不仅给施工带来极大困难，延误工期、增加成本，而且还给隧道施工和运营安全带来隐患［3]。

初期支护是支护结构体系中控制围岩变形最重要的措施，通常设计为由喷射混凝土、钢筋网、格栅拱架或型钢拱架及系统锚杆组成的复合结构［4]。喷射混凝土与型钢拱架形成的联合结构对控制围岩变形起到关键性作用，但在实际工程应用中，喷混凝土与型钢拱架存在结合不紧密的问题，降低联合结构的支护效果。由于混凝土与钢筋有良好的粘结性和相近的温度线膨胀系数，可以更好的共同工作，因此喷射混凝土与高强格栅拱架组成的联合结构是初期支护结构的应用趋势，初支结构的刚度可以用喷混+格栅拱架联合结构的刚度表示。根据杨其新等［5]研究表明，格栅钢架在无喷射混凝土、半喷射混凝土、全喷射混凝土3种工况条件下，全喷射混凝土组合试件刚度远大于钢架本身刚度，初期支护的刚度增长取决于喷射混凝土强度的增长［6-7]。如何合理地设计喷射混凝土早期强度控制围岩变形，为施工现场配制混凝土提供理论依据是研究的重点。依托浩吉铁路崤山隧道工程，结合隧道地质条件和围岩物理特征，通过理论计算和数值模拟，提出软弱围岩隧道台阶法施工喷射混凝土早期强度指标。

1 工程概况

崤山隧道位于河南省三门峡市境内，线路近东南走向117°～153°。场区以侵蚀构造中低山为主，地形陡峭，沟谷狭长，多呈“V”字形。隧道穿越安山岩、流纹斑岩、石英砂岩、泥岩、白云岩等弱风化地层，局部浅埋段、构造段为强风化破碎基岩。隧道为2条单线隧道，最大埋深约为750 m，开挖断面高度为10 m，最大宽度处为7.29 m，初支喷混凝土C25 厚度23 cm，衬砌厚度为30 cm（见图1）。

崤山隧道DK700+450—610 段穿越F5 杨家河—孟家河断层破碎带，断层局部弱风化，节理裂隙发育，岩体破碎，围岩稳定性差，为Ⅴ级围岩。

2 喷射混凝土早期强度计算

2.1 预留变形量

以预留变形量作为计算喷射混凝土早期强度的约束条件，即在围岩与初支结构允许最大变形量时，喷射混凝土需提供的最小支护抗力。根据崤山隧道设计要求，在软弱破碎围岩段隧道预留变形量为8～10 cm。

2.2 初期支护结构支护抗力计算

根据贺少辉《地下工程》［8]地下结构计算理论中采用地层结构法计算支护抗力对围岩位移的控制，允许围岩产生一定的变形从而降低对支护结构刚度的要求。以最不利情况计算，假定塑性区已经形成，根据隧道边界径向位移与支护抗力之间的表达式（1），可计算出围岩变形达到预留变形量时，初支结构的支护抗力Pa：

式中：up为预留变形量；r0为隧道半径；G为围岩剪切弹性模量，G=E/2(1+μ)；E为围岩弹性模量；μ为围岩泊松比；γ为围岩容重；φ为围岩内摩擦角；c为围岩粘聚力；h0为隧道埋深。

根据崤山隧道结构参数及围岩特性（见表1），可计算出初支结构支护抗力Pa=569 kPa。

2.3 喷射混凝土早期强度计算

表1 崤山隧道结构及模拟参数

根据项彦勇的《隧道力学概论》［9]和徐干成的《地下工程支护结构与设计》［10-11]相关内容，隧道喷射混凝土的抗压强度P、刚度K，可按下列公式计算：式中：Pmax为最大支护抗力；σc为喷射混凝土的抗压强度；r0为隧道半径；t为喷射混凝土衬砌厚度；Ec为喷射混凝土的弹性模量；μh为喷射混凝土泊松比；us为围岩变形量。

通过以上计算得出围岩变形量达到预留变形量时，所需的喷射混凝土抗压强度应大于10.7 MPa，弹性模量增长到388 MPa。

3 喷射混凝土早期强度增长与围岩变形的时空效应数值模拟

在软弱破碎围岩地质条件下，隧道开挖后，开挖扰动引起的地层变形不仅会向隧道围岩径向传递，掌子面及其前方围岩也会产生变形。因此，隧道围岩变形是一个三维空间问题，但如果考虑岩体的流变特性，隧道变形又演化成与时间相关的四维问题，体现了隧道围岩变形的时空效应。

在数值计算中通过改变初支结构弹性模量，以及用隧道开挖循环代替时间，模拟出软弱破碎围岩变形的时空效应，选择合理的支护曲线，为配制喷射混凝土提供理论依据。

3.1 计算模型及模拟工况

3.1.1 计算模型

考虑到施工过程中的空间效应，结合崤山隧道正洞结构尺寸的大小与F5 富水断层的宽度，计算模型长取60 m，宽度与深度按5倍洞径考虑，分别取宽107 m，深110 m，隧道埋深55 m。计算采用大型有限元软件MIDAS GTSNX建立计算模型，断层岩体采用实体单元，岩石本构使用摩尔库伦模型；小导管注浆加固区采用实体单元，本构使用弹性模型；初支采用实体单元，本构采用弹性模型；小导管采用植入式梁单元模拟，共有55977个单元（见图2）。

图2 计算模型

3.1.2 模拟工况

工况1：不加初期支护，模拟裸露围岩随隧道开挖循环的变形特征。

工况2：根据喷射混凝土抗压强度增长规律，选取6组不同配比的初期支护结构早期弹性模量变化值，模拟随着初期支护强度的增长条件下围岩的变形特征。弹性模量变化值见表2。

表2 初支结构早期弹性模量变化值 MPa

3.2 力学参数

计算中采用理想弹塑性材料，屈服准则采用Mohr-Coulomb 准则，并考虑岩体的受拉屈服、弹塑性变形及大变形。依据现场勘测报告，结合现场取样的室内力学试验结果，确定数值模拟中围岩材料的物理力学参数。围岩与支护参数见表3。

3.3 开挖模拟及监测断面测点布置

施工工序为：（1）上台阶土体开挖；（2）上台阶支护；（3）下台阶土体开挖；（4）下台阶支护；（5）施作二衬。隧道开挖进尺为1 m，上台阶长度4 m，施工1循环耗时12 h。选取隧道目标断面30 m处作为研究断面（见图3），监测断面测点布置（见图4）。

表3 围岩与支护参数

图3 隧道开挖示意图

图4 监测断面z=30 m测点布置图

3.4 计算结果与分析

3.4.1 工况1

通过数值模拟，得到监测断面各测点围岩变形随开挖循环的关系见图5、图6。

图5 隧道开挖循环围岩沉降变形

图6 隧道周边围岩水平变形

由图5可知，监测断面z=30 m在隧道开挖过后围岩沉降变形最大为8.52 mm，未超过预留变形量8 cm，监测点1的围岩沉降变形较小是因为隧道拱部布设了超前小导管并且进行注浆加固，提高了围岩的强度和自稳性。

由图6 可知，监测断面z=30 m 在隧道开挖过后第6循环（每循环开挖1 m）监测点2 围岩周边收敛变形将达到预留变形量。根据崤山隧道在穿越F5 断层破碎带时的实际施工耗时：施工1循环耗时12 h，可知监测断面围岩在开挖后3 d，周边收敛变形将达到预留变形量，此时要求喷射混凝土单轴抗压强度能提供围岩周边收敛变形到8 cm时所需的支护抗力。

3.4.2 工况2

模拟得到监测断面各测点围岩变形随开挖循环的关系（见图7、图8，曲线1—曲线6 分别对应表2 中不同初支弹性模量的组数）。结合表2和图7可以得出，初支结构早期强度增长越快，隧道拱顶沉降变形越小，由于超前小导管注浆支护的作用，围岩沉降变形较小。

结合表2、图6和图8可得出以下结论：

（1）初支结构早期弹性模量的增长对控制围岩变形起到显著作用。

图7 隧道开挖循环围岩沉降变形

图8 隧道周边围岩水平变形

（2）初支结构在12 h内的弹性模量增长对围岩最终变形量的控制最明显，即喷射混凝土在12 h内的强度增长（及硬化速率），对控制围岩最终变形量作用最大。

（3）在考虑安全系数的前提下，选择表2 中第3 组初支结构的弹性模量增长规律配制喷射混凝土，可保证围岩变形预留变形量在控制范围内。

3.5 喷射混凝土抗压强度换算

3.5.1 喷射混凝土与格栅拱架的承载分配比

初支结构是由喷射混凝土和格栅拱架组成（见图9），通过数值模拟计算得出初支结构的弹性模量增长值。

图9 初支结构组成

喷射混凝土与格栅拱架的承载分配比可由下式换算：式中：Ee为初支的弹性模量；Ec为喷射混凝土的弹性模量；Es为拱架的弹性模量；Ac、As分别为混凝土和拱架的截面积。

通过计算得出格栅拱架提供的等效弹性模量为2.26 MPa。将表2 中第3 组初支结构的弹性模量增长变化值代入式（5），可计算出喷射混凝土随时间变化的弹性模量（见表4）。

表4 喷射混凝土弹性模量增长随时间变化

3.5.2 喷射混凝土抗压强度换算

将算出的喷射混凝土弹性模量带入到式（2）、式（3）、式（4），可得出喷射混凝土抗压强度（见表5）。

4 现场试验

根据工程对混凝土早期强度的要求配制新的混凝土，并在崤山隧道F5 断层破碎带选取了20 m 的试验段。在喷射新配制的混凝土后，对围岩的变形进行监测，隧道周边围岩水平变形最大累计变形量为7.29 cm，小于预留变形量，并未侵限（见图10）。通过实践证明：根据具体工程具体地质条件，采用理论计算与数值模拟方法计算的喷射混凝土早期强度，对控制围岩变形更为合理，对配制混凝土可以起到指导作用。