隧道錨桿支護的數(shù)值模擬研究

王 剛

（中鐵十八局集團有限公司 天津 30000）

1 引言

懸吊理論、組合梁理論和組合拱（壓縮拱）理論是錨桿支護的傳統(tǒng)錨固機理理論，得到了廣泛的應用，也為大家所廣泛傳播，幾乎每一種比較全面研究與探討錨桿支護的書籍都會對其加以介紹[1-4]。然而，由于錨桿作用機制的復雜性，目前設計仍是以經驗類比為主，錨桿究竟對保持隧道穩(wěn)定性起到多少作用，或者說錨桿的支護功效，學術界對此認識并不統(tǒng)一，且已有專家學者認為錨桿在某些條件作用不大，建議取消。

譚忠盛等[5–6]采用實際觀測的方法對深埋、淺埋黃土隧道系統(tǒng)錨桿的作用效果進行了對比研究，得到了拱部系統(tǒng)錨桿作用效果不明顯這一重要結論，并應用于工程實際。陳建勛等[7]以哈爾濱繞城高速公路天恒山隧道為依托工程，通過監(jiān)控量測的手段研究了高含水率土質隧道中取消系統(tǒng)錨桿的支護效果，研究結果表明取消系統(tǒng)錨桿，僅采用鎖腳錨桿的情況下隧道初期支護的結構變形和受力均在允許范圍之內，初期支護工作狀態(tài)良好。陳建勛等[8]又以劉家坪隧道為依托工程，對比黃土隧道有系統(tǒng)錨桿和無系統(tǒng)錨桿兩個長為30m 的試驗段，研究表明，兩者無論從變形還是受力上講，同類監(jiān)測數(shù)據(jù)均處于同一量級，說明系統(tǒng)錨桿對結構的穩(wěn)定性作用不大，且取消系統(tǒng)錨桿，可以及時噴射混凝土，有利于圍巖穩(wěn)定，從而大大縮短工期，降低工程造價。王建宇[9]認為將錨桿對隧道的支護歸納為“加固作用”更為確切；不同巖體結構的圍巖具有不同的加固機理，對于錨桿支護的理解不能單純地囿于懸吊作用。國外澳大利亞雪山地下工程曾用碎石材料模擬破碎地層，發(fā)現(xiàn)使用錨桿加固后該模型的承壓能力大大提高，毫無黏結力的碎石在木箱翻轉時也沒有倒出，基于這個實驗結果證實了錨桿的擠壓加固作用。

本文擬通過數(shù)值模擬方法，分別開展有、無錨桿（cable 單元，全長粘結），有、無噴混凝土層（shell單元），錨桿和噴混凝土層之間是否連接（共用節(jié)點），以及是否在設置cable 單元的同時提高圍巖參數(shù)等工況的對比分析，以期更全面地認識錨桿支護機理和支護功效。

2 依托工程概況

新建張吉懷鐵路站前-6 標，位于湖南省湘西州古丈縣，正線起訖里程為 DK81+249.65～DK115+382.00，正線長32.221km（含短鏈1.911km），總投資232172 萬元。橋隧總長31.776km，橋隧比98.62%。其中天橋山隧道為本標段重點控制工程，全長6908 米，洞身圍巖為寒武系下統(tǒng)杷榔組砂質頁巖，局部夾泥質條帶灰?guī)r，隧道共3 個斷裂層并含有復雜多變的各種性質的節(jié)理和裂隙，地下水較發(fā)育，給隧道施工造成很大難度，隧道設計采用三臺階開挖法進行施工，超前支護采用φ42 超前錨桿進行支護。

圖1 計算簡圖

3 錨桿作用的數(shù)值模擬

為簡化分析，本文以圓形洞室為基礎，運用FLAC3D有限差分程序對有、無錨桿等多種工況的位移云圖、塑性區(qū)分布、錨桿軸力特征進行數(shù)值模擬研究。

3.1 計算簡圖

計算簡圖如圖1 所示，本次計算假定圓形洞室直徑6m，計算域上、下、左、右各取30m；縱向取1 延米。邊界約束為前、后、左、右、下邊界施加相應方向的水平約束，上邊界施加5MPa 的均勻壓應力。圍巖采用實體單元模擬，服從Mohr-Coulomb 準則；錨桿采用全長粘結的cable 單元；噴混凝土層采用shell 單元，鋼架的作用按其彈性模量折算給噴混凝土考慮。

3.2 計算參數(shù)

本算例采用的圍巖和支護結構計算參數(shù)如表1 所示。

表1 計算參數(shù)

根據(jù)FLAC3D中錨桿（cable）單元[10]的參數(shù)變量設置，取計算參數(shù)如表2 所示。

表2 錨桿單元的計算參數(shù)

3.3 計算工況

為對比有、無錨桿的支護效果，本次計算工況設計如表3 所示。

表3 計算工況

部分工況的計算模型如圖2 所示。

圖2 數(shù)值模型

3.4 計算結果分析

上述6 種工況的計算結果列于表4。從表中可以看出：

（1）對比工況1 和工況2 的計算結果，在僅有錨桿支護的情況下，有無錨桿對圍巖的變形大小、塑性區(qū)分布等基本沒有影響；（2）對比工況3 和工況4 的計算結果，在有初支噴混凝土層支護的情況下，有無錨桿亦對圍巖的變形大小、塑性區(qū)分布等基本沒有影響；（3）對比工況1 和工況3，以及工況2 和工況4 的計算結果，無論有無錨桿，噴混凝土層支護的施作均顯著減小了圍巖變形和塑性區(qū)，且減小的幅度相同；（4）對比工況4 和工況5 的計算結果，錨桿（cable）與噴混凝土層（shell）模型節(jié)點是否連接在一起對圍巖變形和塑性區(qū)影響不大，但cable 和shell 節(jié)點連接（協(xié)同變形）時，錨桿的軸力值增加明顯，且單根錨桿軸力分布表現(xiàn)為靠近洞內單元軸力增大，即出現(xiàn)錨桿軸力從工況4 的“中間大、兩頭小”分布改變?yōu)楣r5 的從洞壁往圍巖深處依次減小的分布；（5）對比工況2 和工況4（或工況5）的計算結果，僅施作錨桿工況的錨桿軸力值小于錨桿與噴混凝土共同支護工況，且沿洞周分布也有較大差異，前者“上下大，左右小”，后者“上下小，左右大”；（6）對比工況1、2、6 的計算結果，數(shù)值模擬過程中在施作錨桿單元的同時提高圍巖參數(shù)，可顯著減小變形和塑性區(qū)；相應地，錨桿最大軸力值相比不提高圍巖參數(shù)工況，有所下降。

表4 計算結果匯總

5 images/BZ_78_461_369_932_840.pngimages/BZ_78_1057_368_1531_841.pngimages/BZ_78_1675_368_2161_842.png6 images/BZ_78_460_882_934_1354.pngimages/BZ_78_1056_881_1531_1354.pngMax 98.4 kN

4 結論

（1）錨桿和噴混凝土同時施作時，減小圍巖變形和塑性區(qū)的主要因素來源于噴混凝土支護，且受變形變化規(guī)律影響，錨桿受力沿洞周分布相比僅施作錨桿工況差異明顯，主要表現(xiàn)為錨桿軸力從僅有錨桿時的“上、下大，左、右小”變?yōu)殄^桿和噴混凝土共同支護時的“上、下小，左、右大”。（2）錨桿（cable）與噴混凝土層（shell）模型節(jié)點是否連接在一起對圍巖變形和塑性區(qū)影響不大，但連接在一起時，錨桿的軸力值增加明顯，且單根錨桿軸力分布表現(xiàn)為從洞壁往圍巖深處依次減小；而未連接在一起的工況表現(xiàn)為“中間大、兩頭小”分布。（3）由于FLAC3D軟件本身并沒有考慮錨桿支護對圍巖力學參數(shù)的影響，僅施作全長粘結的cable 單元時，并不能有效改善圍巖變形和塑性區(qū)分布。為充分體現(xiàn)錨桿加固圍巖的作用，在施作cable 單元的同時適當提高相應的圍巖力學參數(shù)是合理可行的。