基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的隧道初期支護(hù)受力模式分析

仇文革， 李冰天， 田明杰， 李 思， 黃海昀

(西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031)

基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的隧道初期支護(hù)受力模式分析

仇文革， 李冰天， 田明杰*， 李 思， 黃海昀

(西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031)

為研究隧道初期支護(hù)的受力模式，以蒙華鐵路在建隧道為工程依托，開展隧道洞周位移和初期支護(hù)受力狀態(tài)的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試。結(jié)果表明： 1)初期支護(hù)普遍受壓，結(jié)構(gòu)處于小偏心受壓狀態(tài)； 2)隧道洞周位移收斂值較小，且隧道整體向凈空側(cè)變形，與初期支護(hù)普遍受壓的受力模式一致； 3)洞周位移、錨桿軸力和初期支護(hù)的受力狀態(tài)均不符合塌落拱式的受力模式，而符合圍巖與支護(hù)相互作用而產(chǎn)生的形變壓力特征； 4)格柵鋼架對(duì)結(jié)構(gòu)的抗壓-剪承載力貢獻(xiàn)非常小，初期支護(hù)斜截面的抗剪強(qiáng)度主要由混凝土控制，格柵鋼架的作用僅是在混凝土開裂后提供峰后韌性。

隧道； 初期支護(hù)； 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)； 受力模式； 塌落拱； 形變壓力

0 引言

隧道是交通基礎(chǔ)設(shè)施的重要組成部分。隨著我國(guó)鐵路網(wǎng)的快速發(fā)展，隧道被越來越多地修建和使用，截止到2016年底，全國(guó)運(yùn)營(yíng)隧道14 100座，總長(zhǎng)14 120 km； 在建鐵路隧道4 240座，總長(zhǎng)9 300 km[1]。隧道開挖后，圍巖應(yīng)力釋放，產(chǎn)生應(yīng)力重分布，洞周圍巖發(fā)生變形； 支護(hù)結(jié)構(gòu)施作后，圍巖變形受阻，在圍巖與支護(hù)的接觸面上產(chǎn)生壓力，即圍巖壓力。圍巖壓力的作用模式(初期支護(hù)的受力模式)和計(jì)算方法是研究隧道圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)相互作用的最重要環(huán)節(jié)[2-4]。

經(jīng)驗(yàn)公式法是目前發(fā)展較為成熟且應(yīng)用廣泛的確定圍巖壓力的方法，大致分為2類。第一類基于普氏理論[5]和太沙基理論[6]，例如《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》[7]中確定圍巖壓力的方法。這種方法是我國(guó)目前鐵路隧道設(shè)計(jì)的主要手段，很多國(guó)內(nèi)的學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究，文獻(xiàn)[8-10]利用模型試驗(yàn)和數(shù)值試驗(yàn)的方法對(duì)隧道圍巖無支護(hù)條件下的破壞模式進(jìn)行了研究，驗(yàn)證了塌落拱的存在； 張禮仁等[11]通過監(jiān)測(cè)和數(shù)值模擬的方法研究了不同級(jí)別圍巖條件下隧道的受力和變形。第一類方法雖然使用方便，但考慮的影響因素單一，計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況比較會(huì)產(chǎn)生2個(gè)問題： 1)隧道埋深較淺、圍巖條件較好時(shí)，開挖輪廓已成拱，是否還存在計(jì)算值那么大的圍巖壓力； 2)隧道埋深較深時(shí)，初始地應(yīng)力較大，圍巖壓力是否只有計(jì)算值那么小。而國(guó)內(nèi)隧道建設(shè)中已出現(xiàn)一些依據(jù)地勘進(jìn)行設(shè)計(jì)卻不能滿足實(shí)際要求的案例，均說明了這些問題的存在。第二類是基于新奧法[12]和Q系統(tǒng)[13]或RMR分級(jí)體系[14]的方法。新奧法認(rèn)為洞室開挖后所產(chǎn)生的圍巖壓力由巖體與支護(hù)結(jié)構(gòu)共同承擔(dān)，且?guī)r體承擔(dān)了主要部分，圍巖壓力是形變壓力和松動(dòng)壓力的組合。Q系統(tǒng)分類和RMR分類考慮了多方面的影響因素，合理利用巖體作為支護(hù)結(jié)構(gòu)的一部分，主張輕型支護(hù)是第二類方法的指導(dǎo)思想。

國(guó)內(nèi)外隧道設(shè)計(jì)理論存在巨大差異，且目前國(guó)內(nèi)隧道建設(shè)實(shí)踐中暴露出諸多問題，因此明確隧道初期支護(hù)的受力模式，對(duì)于隧道建設(shè)的安全性和經(jīng)濟(jì)性都尤為重要。本文以蒙西—華中煤運(yùn)鐵路(簡(jiǎn)稱為“蒙華鐵路”)在建隧道為依托，對(duì)不同巖質(zhì)、不同圍巖等級(jí)的多個(gè)隧道的初期支護(hù)受力展開大量的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，對(duì)隧道初期支護(hù)受力模式進(jìn)行了研究。

1 工程概況

蒙華鐵路是目前國(guó)內(nèi)最長(zhǎng)運(yùn)煤專線，北起內(nèi)蒙古浩勒?qǐng)?bào)吉站，經(jīng)內(nèi)蒙古自治區(qū)、陜西省、山西省、河南省、湖北省、湖南省，止于江西省吉安站，全長(zhǎng)1 837 km，設(shè)計(jì)行車速度為120 km/h，其中隧道228座，總長(zhǎng)457.504 km。

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)試驗(yàn)段設(shè)置在蒙華鐵路連云山隧道、九嶺山隧道、陽(yáng)山隧道、延安隧道、姚店隧道和鄭莊隧道，涵蓋Ⅱ—Ⅴ級(jí)4種圍巖等級(jí)，花崗巖、板巖、砂泥巖、黃土4種巖質(zhì)，共設(shè)置10個(gè)試驗(yàn)工況，共計(jì)30個(gè)試驗(yàn)斷面，如表1所示。

選取圍巖條件相對(duì)較差的花崗巖Ⅳ、Ⅴ級(jí)圍巖和黃土Ⅳ、Ⅴ級(jí)圍巖作為代表進(jìn)行說明，并對(duì)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)期間陽(yáng)山隧道出口DK390+786 ～ +520段出現(xiàn)的266 m初期支護(hù)開裂和格柵鋼架變形破壞原因進(jìn)行分析。

表1 試驗(yàn)工況表

九嶺山隧道位于江西省境內(nèi)，全長(zhǎng)15 390 m，試驗(yàn)段隧道埋深為57 m(Ⅳ級(jí))和45 m(Ⅴ級(jí))，圍巖為花崗巖和花崗閃長(zhǎng)巖。鄭莊隧道、姚店隧道位于陜西省延安市境內(nèi)，其中鄭莊隧道全長(zhǎng)4 335.89 m，試驗(yàn)段隧道埋深為58 m； 姚店隧道全長(zhǎng)3 722.91 m，試驗(yàn)段隧道埋深為91 m，圍巖均為黏質(zhì)老黃土。陽(yáng)山隧道位于陜西省延安市境內(nèi)，變形破壞段埋深為115～155 m，圍巖為砂泥巖。隧道支護(hù)措施如表2所示。

表2 隧道支護(hù)措施

2 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)段布置

每個(gè)試驗(yàn)段長(zhǎng)度為30 m，中部設(shè)置3個(gè)試驗(yàn)斷面，4個(gè)試驗(yàn)段共計(jì)12個(gè)試驗(yàn)斷面。其中九嶺山隧道試驗(yàn)段里程為DK1 695+825 ～ +855、DK1 695+605 ～ +635，鄭莊隧道試驗(yàn)段里程為DK372+525～+555，姚店隧道試驗(yàn)段里程為DK357+230 ～ +260， 試驗(yàn)段布置情況如表3所示。 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試內(nèi)容為拱頂沉降、水平收斂、錨桿軸力、格柵鋼架應(yīng)變和噴射混凝土應(yīng)變。

表3 試驗(yàn)段布置情況表

2.2 監(jiān)測(cè)斷面測(cè)點(diǎn)布置

2.2.1 拱頂沉降、水平收斂測(cè)點(diǎn)布置

監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖1所示，圖中GD01為拱頂沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)，SL01、SL02為水平收斂監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

圖1 位移測(cè)點(diǎn)布置圖

2.2.2 系統(tǒng)錨桿軸力測(cè)點(diǎn)布置

在巖質(zhì)圍巖隧道試驗(yàn)斷面設(shè)置10根測(cè)力錨桿，錨桿編號(hào)為MG01—MG10； 在土質(zhì)圍巖隧道試驗(yàn)斷面設(shè)置8根測(cè)力錨桿，錨桿編號(hào)為MG03—MG10。每根錨桿設(shè)置6個(gè)軸力測(cè)點(diǎn)。錨桿監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

2.2.3 噴射混凝土應(yīng)變、鋼架應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置

在噴射混凝土應(yīng)變測(cè)點(diǎn)每個(gè)斷面布置10個(gè)測(cè)位，每個(gè)測(cè)位分內(nèi)外2個(gè)測(cè)點(diǎn)，內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)編號(hào)為NT01—NT10，外側(cè)測(cè)點(diǎn)編號(hào)為WT01—WT10； 在鋼架應(yīng)變測(cè)點(diǎn)每個(gè)斷面布置10測(cè)位，Ⅳ級(jí)圍巖因仰拱無鋼架，只有7個(gè)測(cè)位，每個(gè)測(cè)位分內(nèi)外2個(gè)測(cè)點(diǎn)，內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)編號(hào)為NG01—NG10，外側(cè)測(cè)點(diǎn)編號(hào)為WG01—WG10。噴射混凝土、鋼架測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示。

圖2 測(cè)力錨桿點(diǎn)位布置圖

(a) 噴射混凝土

(b) 鋼架

Fig. 3 Layout of strain monitoring points for shotcrete and steel frames

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

選取九嶺山隧道試驗(yàn)斷面DK1 695+840(Ⅳ級(jí))、DK1 695+620(Ⅴ級(jí))，鄭莊隧道試驗(yàn)斷面DK372+540(Ⅳ級(jí))，姚店隧道試驗(yàn)斷面DK357+245(Ⅴ級(jí))作為典型斷面進(jìn)行分析，其中變形量測(cè)和受力量測(cè)同時(shí)進(jìn)行。監(jiān)測(cè)時(shí)間如表4所示。

表4 試驗(yàn)段監(jiān)測(cè)時(shí)間

3.1 拱頂下沉與水平收斂

各試驗(yàn)斷面拱頂沉降和水平收斂量測(cè)結(jié)果如表5所示，試驗(yàn)斷面洞周變形如圖4所示。量測(cè)數(shù)據(jù)表明： 各斷面的拱頂沉降和水平收斂值均為正值，即隧道整體向凈空側(cè)變形。

表5典型斷面拱頂下沉與水平收斂量測(cè)統(tǒng)計(jì)表

Table 5 Statistics of monitoring results of crown top settlement and horizontal convergence

試驗(yàn)斷面圍巖巖質(zhì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)累計(jì)收斂值/mmDK1695+840(Ⅳ)花崗巖DK1695+620(Ⅴ)花崗巖DK372+540(Ⅳ)黏質(zhì)老黃土DK357+245(Ⅴ)黏質(zhì)新黃土GD016.00SL015.33SL021.38GD0110.90SL019.19SL023.37GD0112.10SL0117.52SL0212.98GD0111.10SL0114.76SL0213.59

3.2 格柵鋼架內(nèi)力

各試驗(yàn)斷面格柵鋼架應(yīng)力分布如圖5和圖6所示。計(jì)算得到軸力、彎矩值如表6所示。量測(cè)數(shù)據(jù)表明： 格柵鋼架內(nèi)外側(cè)均承受壓應(yīng)力，彎矩值較小。

(a) DK1 695+840

(b) DK372+540

Fig. 4 Sketches of deformation around tunnel of test section (unit: mm)

(a) DK1 695+840

(b) DK1 695+620

(c) DK372+540

(d) DK357+245

Fig. 5 Stress distribution inside grid steel frame(unit: MPa)

(a)DK1695+840(b)DK1695+620(c)DK372+540(d)DK357+245

圖6 格柵鋼架外側(cè)應(yīng)力分布(單位： MPa)

注： “+”表示受拉，“-”表示受壓。

3.3 噴射混凝土內(nèi)力

各試驗(yàn)斷面噴射混凝土應(yīng)力分布如圖7和圖8所示，計(jì)算得到軸力、彎矩值如表7所示。 量測(cè)數(shù)據(jù)表明： 噴射混凝土內(nèi)外側(cè)均承受壓應(yīng)力，彎矩值較小。

3.4 錨桿軸力分析

系統(tǒng)錨桿軸力分布如圖9所示。 量測(cè)數(shù)據(jù)表明： 錨桿受力普遍較小，錨桿軸力較大測(cè)點(diǎn)在斷面上及錨桿桿體上的位置表現(xiàn)為隨機(jī)性，數(shù)值表現(xiàn)為突變性和不連續(xù)性。

3.5 實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與塌落拱理論對(duì)比分析

通過對(duì)格柵鋼架、噴射混凝土內(nèi)力進(jìn)行綜合計(jì)算，得到試驗(yàn)斷面內(nèi)力分布如圖10所示、綜合內(nèi)力匯總?cè)绫?所示, 并計(jì)算得到偏心距匯總?cè)绫?所示。

(a)DK1695+840(b)DK1695+620(c)DK372+540(d)DK357+245

圖7 噴混凝土內(nèi)側(cè)應(yīng)力分布(單位： MPa)

圖8 噴混凝土外側(cè)應(yīng)力分布(單位： MPa)

注：“+”表示受拉，“-”表示受壓。

(a)DK1695+840(b)DK1695+620(c)DK372+540(d)DK357+245

圖9錨桿軸力分布(單位： kN)

Fig. 9 Axial force distribution of bolt(unit: kN)

通過對(duì)斷面綜合內(nèi)力進(jìn)行分析，各量測(cè)斷面初期支護(hù)均處于受壓狀態(tài)，彎矩普遍較小，結(jié)構(gòu)為小偏心受壓構(gòu)件，此時(shí)結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)為抗壓控制。

為了驗(yàn)證現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的正確性，采用大型通用有限元軟件ANSYS建立荷載-結(jié)構(gòu)模型，參照規(guī)范[7]計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)試驗(yàn)段埋深及圍巖參數(shù)，依據(jù)塌落拱理論對(duì)Ⅳ、Ⅴ級(jí)圍巖條件下初期支護(hù)受力進(jìn)行計(jì)算，結(jié)構(gòu)軸力、彎矩受力云圖如圖11所示，軸力、彎矩計(jì)算值如表10和表11所示。

由塌落拱理論計(jì)算結(jié)果可以看出： 初期支護(hù)雖然均處于受壓狀態(tài)，但軸力值與實(shí)測(cè)值相差較大，彎矩在拱部較大、邊墻處較小，且拱腰處出現(xiàn)較大反彎矩。經(jīng)計(jì)算，在塌落拱理論受力模式下，初期支護(hù)結(jié)構(gòu)處于大偏心受壓狀態(tài)，其截面受彎-拉控制。

(a)DK1695+840軸力分布(單位:kN)(b)DK1695+840彎矩分布(單位:kN·m)(c)DK372+540軸力分布(單位:kN)(d)DK372+540彎矩分布(單位:kN·m)

圖10 試驗(yàn)斷面內(nèi)力分布

表9 各斷面偏心距匯總表

(a) 軸力

(b) 彎矩

Fig. 11 Nephograms of primary support force mode based on slump arch theory

表10塌落拱理論初期支護(hù)軸力值

Table 10 Axial forces of primary support based on slump arch theory kN

對(duì)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和塌落拱理論對(duì)比分析可以發(fā)現(xiàn)，初期支護(hù)的內(nèi)力實(shí)測(cè)值與依照塌落拱理論的計(jì)算值相差較大，初期支護(hù)結(jié)構(gòu)處于小偏心受壓狀態(tài)，其受力模式由壓-剪控制，而不是大偏心受壓狀態(tài)下的由彎-拉控制。同時(shí)依照塌落拱理論，隧道開挖后上方存在塌落體，系統(tǒng)錨桿的受力狀態(tài)應(yīng)該是由拱部到邊墻逐漸減小，受力大小沿桿體應(yīng)具有一定的連續(xù)性； 而實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)表明，系統(tǒng)錨桿普遍受力較小，且在數(shù)值上具有隨機(jī)、突變和不連續(xù)的特點(diǎn)，說明受力模式與塌落拱理論不同。

表11塌落拱理論初期支護(hù)彎矩

Table 11 Bending moments of primary support based on slump arch theory kN·m

3.6 初期支護(hù)破壞模式分析

綜合分析量測(cè)數(shù)據(jù)可知，初期支護(hù)普遍受壓，結(jié)構(gòu)處于小偏心受壓狀態(tài)； 同時(shí)隧道洞周位移收斂值均為正值，說明隧道整體向凈空側(cè)變形，也符合量測(cè)初期支護(hù)的受力狀態(tài)，但與依照塌落拱理論得到初期支護(hù)受力狀態(tài)不符，分析認(rèn)為初期支護(hù)所受到的圍巖壓力主要來自于圍巖的形變壓力。為了探討初期支護(hù)的破壞模式，本文對(duì)蒙華鐵路陽(yáng)山隧道出口DK390+786～+520大變形段共計(jì)266 m進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)初期支護(hù)均發(fā)生兩側(cè)拱腰開裂、格柵鋼架變形破壞，采集現(xiàn)場(chǎng)部分?jǐn)嗝嬲掌鐖D12所示。分析可知噴射混凝土發(fā)生局部斜截面剪切破壞，同時(shí)導(dǎo)致格柵鋼架發(fā)生局部壓屈錯(cuò)臺(tái)破壞。而發(fā)生局部破裂后變形不再發(fā)展，趨于穩(wěn)定，表現(xiàn)為形變壓力的特征。在此種受力狀態(tài)下，結(jié)構(gòu)破壞模式由壓-剪控制，為斜截面的剪切破壞，而非由彎-拉控制的正截面拉伸破壞。

(a) (b)

Fig. 12 Failure mode of primary support of Yangshan Tunnel on Menghua Railway

在以往的設(shè)計(jì)中，格柵鋼架的主要作用是提高初期支護(hù)的抗彎-拉性能，而根據(jù)上述結(jié)論，初期支護(hù)結(jié)構(gòu)多為小偏心受壓。在此條件下，以格柵鋼架間距1.0 m、噴射混凝土厚度20 cm為例，格柵鋼架的彈性模量Eg與混凝土的彈性模量Eh之比(Eg/Eh)≈10， 考慮二者同步變形，格柵鋼架的受力面積Ag與混凝土的受力面積Ah之比(Ag/Ah)≈0.007 6，則格柵鋼架受力Ng與混凝土受力Nh之比(Ng/Nh)≈0.076，因此格柵鋼架為結(jié)構(gòu)提供的抗壓承載力非常小，僅占7.6%，其作用主要是增加初期支護(hù)的峰后韌性、預(yù)防圍巖壓力超過預(yù)期的風(fēng)險(xiǎn)。

4 結(jié)論與討論

通過對(duì)現(xiàn)場(chǎng)量測(cè)數(shù)據(jù)的整理和分析，得出以下結(jié)論：

1)初期支護(hù)彎矩較小，未產(chǎn)生拉應(yīng)力，截面內(nèi)普遍受壓，結(jié)構(gòu)處于小偏心受壓狀態(tài)，其受力模式由壓-剪控制，破壞模式為斜截面的剪切破壞，而非由彎-拉控制的正截面拉伸破壞。

2)隧道洞周位移收斂值較小，且均為正值，隧道整體向凈空側(cè)變形，與初期支護(hù)普遍受壓的受力模式一致。

3)隧道洞周位移、錨桿軸力及初期支護(hù)受力狀態(tài)均不符合塌落拱式松動(dòng)荷載下的受力模式，結(jié)合上述結(jié)論以及陽(yáng)山隧道初期支護(hù)局部開裂破壞后變形不再發(fā)展、趨于穩(wěn)定的破壞模式，分析認(rèn)為，初期支護(hù)受力符合圍巖變形且與支護(hù)相互作用而產(chǎn)生的形變壓力特征。

4)目前格柵鋼架設(shè)計(jì)的主要作用是提高初期支護(hù)在大偏心受壓模式下的抗彎-拉性能，而實(shí)際初期支護(hù)結(jié)構(gòu)受力模式為小偏心受壓，此時(shí)格柵鋼架對(duì)結(jié)構(gòu)的抗壓-剪承載力貢獻(xiàn)非常小，初期支護(hù)斜截面的抗剪強(qiáng)度主要由混凝土控制，格柵鋼架的作用僅是在混凝土開裂后提供峰后韌性，故鋼架未能發(fā)揮其應(yīng)有的作用，今后應(yīng)進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化。

[1] 趙勇, 田四明. 中國(guó)鐵路隧道數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)[J]. 隧道建設(shè), 2017, 37(5): 641.

ZHAO Yong, TIAN Siming. Data statistics of railway tunnel in China[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(5): 641.

[2] 李鵬飛, 周燁, 伍冬. 隧道圍巖壓力計(jì)算方法及其適用范圍[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué), 2013, 34(6): 55.

LI Pengfei, ZHOU Ye, WU Dong. Calculation methods for surrounding rock pressure and application scopes[J]. China Railway Science, 2013, 34(6): 55.

[3] 曲海鋒, 楊重存, 朱合華, 等. 公路隧道圍巖壓力研究與發(fā)展[J]. 地下空間與工程學(xué)報(bào), 2007, 3(3): 536.

QU Haifeng, YANG Zhongcun, ZHU Hehua, et al. Research and development on surrounding rock pressure of road tunnel[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2007, 3(3): 536.

[4] 鄭穎人, 王永甫. 隧道穩(wěn)定性分析與設(shè)計(jì)方法講座之一:隧道圍巖壓力理論進(jìn)展與破壞機(jī)制研究[J]. 隧道建設(shè), 2013, 33(6): 423.

ZHENG Yingren, WANG Yongfu. Evolution of rock mass pressure theory and researches on tunnel failure mechanism[J]. Tunnel Construction, 2013, 33(6): 423.

[5] SINGH B, GOEL R K, JETHWA J L, et al. Support pressure assessment in arched underground openings through poor rock masses[J]. Engineering Geology, 1997, 48(1/2): 59.

[6] JIANG Y, YONEDA H, TANABASHI Y. Theoretical estimation of loosening pressure on tunnels in soft rocks[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2001, 16(2): 99.

[7] 鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范: TB 10003—2016[S]. 北京： 中國(guó)鐵道出版社, 2016.

Code for design of railway tunnel: TB 10003—2016[S]. Beijing: China Railway Publishing House, 2016.

[8] 張成平, 韓凱航, 張頂立, 等. 城市軟弱圍巖隧道塌方特征及演化規(guī)律試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2014, 33(12): 2433.

ZHANG Chengping, HAN Kaihang, ZHANG Dingli, et al. Test study of collapse characteristics of tunnels in soft ground in urban areas[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2014, 33 (12): 2433.

[9] 房倩, 張頂立, 王毅遠(yuǎn), 等. 圓形洞室圍巖破壞模式模型試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2011, 30(3): 564.

FANG Qian，ZHANG Dingli，WANG Yiyuan，et al. Model test study of failure modes of surrounding rock for circular caverns[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2011， 30(3)： 564.

[10] 汪成兵. 均質(zhì)巖體中隧道圍巖破壞過程的試驗(yàn)與數(shù)值模擬[J].巖土力學(xué), 2012, 33(1): 103.

WANG Chengbing. Laboratory and numerical investigation on failure process of tunnel constructed in homogeneous rock[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(1): 103.

[11] 張禮仁, 張友良, 譚飛, 等. 隧道不同級(jí)別圍巖監(jiān)測(cè)與數(shù)值模擬分析[J]. 隧道建設(shè), 2014, 34(增刊1): 129.

ZHANG Liren, ZHANG Youliang, TAN Fei, et al. Analysis of monitoring and numerical simulation of tunnel surrounding rocks of different grades[J]. Tunnel Construction, 2014, 34(S1): 129.

[12] 李曉紅. 隧道新奧法及其量測(cè)技術(shù)[M]. 北京： 科學(xué)出版社, 2002.

LI Xiaohong. New Austrian Tunneling Method and measurement technology[M]. Beijing: Science Press, 2002.

[13] BARTON N R， LOSET F， LIEN R， et al.Application of Q-system in design decisions concerning dimensions and appropriate support for underground installations[J]. Subsurface Space， 1981, 2: 553.

[14] BIENIAWSKI Z T. Engineering rock masses classification[M]. New Jersey: John Wiley & Sons Inc, 1989.

AnalysisofForceModeofTunnelPrimarySupportBasedonFieldMeasurement

QIU Wenge, LI Bingtian, TIAN Mingjie*, LI Si, HUANG Haiyun

(KeyLaboratoryofTransportationTunnelEngineering,MinistryofEducation,SchoolofCivilEngineering,SouthwestJiaotongUniversity,Chengdu610031,Sichuan，China)

The force mode of primary support of tunnel on Menghua Railway under construction is studied; and the field measurement is carried out on the displacement around tunnel and the force state of primary support. The results show that: 1) The primary support is generally compressed; and the structure is under slightly eccentricity pressing condition. 2) The convergence displacement around the tunnel is small; and the deformation of the tunnel towards the clearance side is consistent with the force mode of the primary support under general compression. 3) The displacement around the tunnel, the axial force of the bolt and the force state of primary support are not accordance with force mode under loose stress of slump arch, but in line with the deformation stress due to the interaction between surrounding rock and support. 4) The grid steel frame contributes little to stress and shear capacity of the structure; the shear strength of oblique section of primary support is mainly controlled by concrete; and the effect of the grid steel frame is only to provide post-peak toughness after concrete cracking.

tunnel; primary lining; field measurement; force mode; slump arch； deformation pressure

2017-11-02

蒙西華中鐵路股份有限公司資助項(xiàng)目(MHHTZX[2016]0002，TKKY201601002)； 國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(U1434206，51678497)

仇文革(1959—) ，男，山東煙臺(tái)人，1982年畢業(yè)于西南交通大學(xué)，隧道與地下鐵道專業(yè)，博士，教授，主要從事隧道及地下工程方面的教學(xué)與研究工作。E-mail: qiuwen_qw@163.com。*通信作者： 田明杰， E-mail： 492235381@qq.com。

10.3973/j.issn.2096-4498.2017.12.002

U 45

A

2096-4498(2017)12-1508-10