基于強(qiáng)度折減法的高鐵隧道全斷面機(jī)械化作業(yè)圍巖穩(wěn)定性分析及支護(hù)優(yōu)化研究

劉雨萌， 張俊儒, *， 何冠男， 燕 波， 王智勇

(1. 西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031；2. 中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司， 陜西 西安 710043)

0 引言

高鐵隧道全斷面機(jī)械化作業(yè)具有開挖斷面大、工程風(fēng)險高、技術(shù)難度大、建設(shè)工期緊等特點(diǎn)。一方面，隧道大面積開挖會對圍巖的變形和失穩(wěn)造成一定影響，嚴(yán)重時會增大隧道施工風(fēng)險、危及人身安全； 另一方面，由于隧道采用全斷面機(jī)械化施工，初期支護(hù)的施作能夠及時封閉成環(huán)，有利于圍巖的穩(wěn)定性，且隧道全斷面機(jī)械化施工明顯改變了傳統(tǒng)以人工開挖、半機(jī)械化作業(yè)所形成的設(shè)計(jì)施工規(guī)范及相應(yīng)的圍巖分級標(biāo)準(zhǔn)，導(dǎo)致原有規(guī)范及標(biāo)準(zhǔn)的適用性降低，相關(guān)研究和工程案例可提供的施工經(jīng)驗(yàn)也較少。

目前，已有眾多學(xué)者對大斷面隧道的支護(hù)形式開展了大量的研究。Kang等[1]以大斷面鐵路隧道為背景，采用DEA算法對初期支護(hù)厚度、錨桿長度及間距進(jìn)行優(yōu)化分析，得出隨著隧道埋深的增大，應(yīng)相應(yīng)地增加初期支護(hù)的厚度，以保證隧道圍巖的穩(wěn)定性。Zhao等[2]提出一種基于LSSVM/ABC的錨桿加固隧道的可靠性優(yōu)化方法，并對錨桿長度、數(shù)量及間距進(jìn)行優(yōu)化分析，研究表明該方法精度高、可靠性強(qiáng)、優(yōu)化效率高。Kim等[3]針對大斷面隧道支護(hù)措施進(jìn)行研究，通過改進(jìn)鋼架連接及結(jié)構(gòu)形式，改善了傳統(tǒng)格柵拱架的承載能力。Rodríguez等[4]基于支護(hù)特性曲線及支護(hù)結(jié)構(gòu)的變形協(xié)調(diào)性，推導(dǎo)得出大斷面隧道初期支護(hù)鋼架受力形式及初期支護(hù)噴混的應(yīng)力形式，研究成果可為支護(hù)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化提供一定的理論依據(jù)。Choi等[5]針對軟巖大斷面隧道工程，采用現(xiàn)場監(jiān)測及數(shù)值計(jì)算方法，研究能確保圍巖穩(wěn)定性的最佳支護(hù)施作時機(jī)。張全全[6]以淺埋大斷面隧道為工程背景，采用數(shù)值分析、理論計(jì)算等方法研究大斷面隧道圍巖變形特征及支護(hù)參數(shù)優(yōu)化，研究結(jié)論可為控制大斷面隧道圍巖穩(wěn)定性提供依據(jù)。童建軍等[7]基于極限平衡法得出不同支護(hù)措施下掌子面穩(wěn)定系數(shù)公式，并結(jié)合現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)分析，建立大斷面機(jī)械化施工隧道支護(hù)模型，并將研究成果成功應(yīng)用于鄭萬高鐵隧道工程。牛澤林等[8]以大斷面板巖隧道為背景，研究不同工法對圍巖穩(wěn)定性的影響，表明兩臺階法較CD法對圍巖穩(wěn)定性的影響更小，并針對性地提出支護(hù)措施，保證隧道施工的安全。葉萬軍等[9]針對大斷面黃土隧道開展支護(hù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究，通過數(shù)值計(jì)算及監(jiān)測數(shù)據(jù)分析支護(hù)的受力特征，研究指出支護(hù)結(jié)構(gòu)較為薄弱的部位，并提出相應(yīng)的加固措施。李利平等[10]針對超大斷面軟巖隧道圍巖穩(wěn)定性問題開展研究，通過模型試驗(yàn)真實(shí)再現(xiàn)大斷面隧道開挖過程，在分析開挖過程中圍巖變形及受力規(guī)律后，提出軟巖隧道大斷面開挖造成的圍巖擾動范圍為3倍洞徑，而盡早施作支護(hù)可明顯改善圍巖的穩(wěn)定性。綜上所述，目前雖然有學(xué)者就大斷面隧道的受力形態(tài)和支護(hù)形式進(jìn)行了一定的研究，但既有研究未充分考慮圍巖的自穩(wěn)能力和大斷面隧道機(jī)械化作業(yè)時支護(hù)施作及時成環(huán)對圍巖穩(wěn)定性的有利之處。

因此，本文以黃(岡)黃(梅)高速鐵路劉元隧道為依托工程，運(yùn)用強(qiáng)度折減法計(jì)算安全系數(shù)，定量分析圍巖的穩(wěn)定性，對初期支護(hù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，對初期支護(hù)優(yōu)化設(shè)計(jì)效果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 工程概況

黃(岡)黃(梅)高速鐵路劉元隧道位于湖北省武穴市大金鎮(zhèn)境內(nèi)，為單洞雙線隧道，采用全斷面機(jī)械化作業(yè)施工，隧道全長605 m。隧道進(jìn)出口里程分別為DK90+660和DK91+265，所處地區(qū)為丘陵地貌，隧道最大埋深89 m，隧址區(qū)主要巖性為石英片巖，全—弱風(fēng)化，單軸飽和抗壓強(qiáng)度平均值為39.79 MPa，地表水無腐蝕性、弱發(fā)育。

劉元隧道典型里程段(DK90+060～+080)為Ⅳ級圍巖，埋深30 m，隧道跨度14.7 m。原設(shè)計(jì)初期支護(hù)參數(shù)如表1所示。

2 圍巖力學(xué)特性試驗(yàn)

本文利用巖石常規(guī)三軸試驗(yàn)測定依托工程的圍巖力學(xué)參數(shù)，以獲得準(zhǔn)確、可信的工程圍巖力學(xué)參數(shù)，用于后續(xù)數(shù)值計(jì)算研究。

2.1 試樣參數(shù)

本次巖石常規(guī)三軸試驗(yàn)所用標(biāo)準(zhǔn)試件均取自黃(岡)黃(梅)高速鐵路HHZQ-3標(biāo)劉元隧道DK90+060～+080里程掌子面，取樣方法為現(xiàn)場鉆芯，隨后用現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)室切石機(jī)進(jìn)行加工。試樣為天然狀態(tài)下的石英片巖，直徑50 mm、高100 mm，如圖1所示。根據(jù)隧道埋深情況，設(shè)置5種圍壓，如表2所示。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 巖石抗剪強(qiáng)度指標(biāo)計(jì)算

按式(1)計(jì)算不同圍壓條件下的極限軸向應(yīng)力，計(jì)算結(jié)果如表3所示。

(1)

式中：σ1為極限軸向應(yīng)力，MPa；F為軸向破壞荷載，N；S為試件橫截面積，mm2。

表3 常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總

圖2 最佳關(guān)系曲線

圖3 摩爾包絡(luò)線

表4 最佳關(guān)系曲線選擇點(diǎn)數(shù)值

由圖3可知，巖石試樣的內(nèi)摩擦角φ為52°，黏聚力c為23.45 MPa。

2.2.2 巖石應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

三軸應(yīng)力作用下應(yīng)力差-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線見圖4。依據(jù)巖石常規(guī)三軸試驗(yàn)獲得的石英片巖達(dá)到峰值應(yīng)力之后的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)^程曲線可知[12-14]： 此次試樣曲線并沒有表現(xiàn)出明顯的壓密階段，隨著圍壓的增大，巖石試樣峰值強(qiáng)度逐漸增大，超過峰值強(qiáng)度后，巖石試樣內(nèi)部裂隙繼續(xù)發(fā)展，最后可以觀察到峰值強(qiáng)度后的殘余應(yīng)變和殘余強(qiáng)度曲線。

圖4 三軸應(yīng)力作用下應(yīng)力差-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線

2.2.3 巖石彈性模量和泊松比計(jì)算

根據(jù)圖4可確定直線段起始點(diǎn)應(yīng)力值σa和縱向應(yīng)變εaa，以及終點(diǎn)應(yīng)力值σb和縱向應(yīng)變εab，直線段斜率為彈性模量，計(jì)算公式見式(2)和式(3)。

(2)

(3)

式(2)和式(3)中：Ee為巖石彈性模量，MPa；μe為巖石彈性泊松比；σa為應(yīng)力與軸向應(yīng)變關(guān)系曲線上直線段起始點(diǎn)的應(yīng)力值，MPa；σb為應(yīng)力與軸向應(yīng)變關(guān)系曲線上直線段終點(diǎn)的應(yīng)力值，MPa；εab為應(yīng)力為σb時的縱向應(yīng)變值；εaa為應(yīng)力為σa時的縱向應(yīng)變值；εcb為應(yīng)力為σb時的橫向應(yīng)變值；εca為應(yīng)力為σa時的橫向應(yīng)變值。

根據(jù)式(2)和式(3)，計(jì)算巖石彈性模量及泊松比，并匯總?cè)吭囼?yàn)結(jié)果，如表5所示。

表5 三軸壓縮強(qiáng)度及變形試驗(yàn)結(jié)果匯總

2.2.4 圍巖物理力學(xué)參數(shù)的確定

根據(jù)Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則，可將上述由常規(guī)三軸試驗(yàn)得到的巖石物理力學(xué)參數(shù)轉(zhuǎn)化為現(xiàn)場巖體的物理力學(xué)參數(shù)。

2.2.4.1 圍巖強(qiáng)度參數(shù)的估算

目前，應(yīng)用最廣泛的是2002年版Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則。

(4)

式中：σ1為巖體破壞時的最大主應(yīng)力；σ3為巖體破壞時的最小主應(yīng)力；σc為巖石單軸抗壓強(qiáng)度；mb、s為Hoek-Brown準(zhǔn)則經(jīng)驗(yàn)參數(shù)；a為由巖體特性決定的系數(shù)。

(5)

(6)

(7)

式(5)—(7)中：mi為巖性指標(biāo)；D為擾動因子； GSI為巖體地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo)。

巖性指標(biāo)mi可由室內(nèi)巖石常規(guī)三軸試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得出，具體方法為： 對室內(nèi)完整試樣取GSI=100，a=0.5，mb=mi，從而得到

(8)

采用最小二乘法擬合試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得mi為17。巖體地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo)GSI參照文獻(xiàn)[15]，并結(jié)合施工現(xiàn)場掌子面揭示的巖體風(fēng)化程度及結(jié)構(gòu)面狀態(tài)，確定現(xiàn)場實(shí)際巖體GSI值為30。擾動因子D采用文獻(xiàn)[16]參考表確定取值，現(xiàn)場圍巖整體處于硬質(zhì)巖地層，采用光面爆破施工，因此D取為0.8。

在式(4)中，令σ3=0，即可求得圍巖的抗壓強(qiáng)度

σcm=σcsa。

(9)

在式(4)中，令σ1=σ3=σtm，即可求得圍巖的抗拉強(qiáng)度

(10)

根據(jù)式(9)和式(10)，即可估算出圍巖的抗壓、抗拉強(qiáng)度值分別為σcm=0.28 MPa、σtm=-0.007 MPa。

2.2.4.2 圍巖抗剪強(qiáng)度參數(shù)的估算

由于目前巖體工程相關(guān)規(guī)范仍采用Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則。因此，基于Hoek-Brown準(zhǔn)則進(jìn)行Mohr-Coulomb強(qiáng)度參數(shù)等效取值具有一定的研究意義。以Hoek-Brown強(qiáng)度包絡(luò)線為對象，通過對σ1-σ3曲線做切線或割線，得到的直線可認(rèn)為是采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則對巖體強(qiáng)度的等效描述，由此可以建立這2種強(qiáng)度準(zhǔn)則之間的關(guān)系。

2002年，Hoek提出了等效Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則割線強(qiáng)度的取值方法，換算關(guān)系為：

(11)

c=

(12)

(13)

式(11)—(13)中：σ3n用于體現(xiàn)圍壓條件對Mohr-Coulomb等效強(qiáng)度參數(shù)的作用；σ3max為待定參數(shù)，對于隧洞，按照式(14)進(jìn)行計(jì)算。

(14)

式中：H為隧洞埋深；γ為巖體重度；σcm為由Hoek-Brown準(zhǔn)則定義的巖體單軸抗壓強(qiáng)度，按式(15)取值。

(15)

由表5中匯總的試驗(yàn)結(jié)果，取σc為70.29 MPa。根據(jù)式(5)—(7)，計(jì)算得到a=0.522，mb=0.264，s=2.48×10-5。

由式(11)—(15)可實(shí)現(xiàn)對圍巖抗剪強(qiáng)度參數(shù)的估算，得出c=0.28 MPa，φ=35.31°。

2.2.4.3 圍巖變形參數(shù)的估算

2002年，Hoek提出估算圍巖變形模量Em的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式為：

可得圍巖變形模量為Em=1.59 MPa。

目前，尚無關(guān)于圍巖變形參數(shù)中泊松比的估算方法，本文依據(jù)式(11)、式(12)和式(16)估算出的圍巖參數(shù)φ=35.31°、c=0.28 MPa、Em=1.59 MPa，并結(jié)合《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]中表4.3.3給出的圍巖物理力學(xué)指標(biāo)，綜合確定為Ⅳ級圍巖，而規(guī)范給出的Ⅳ級圍巖泊松比取值區(qū)間為0.3～0.35，本文結(jié)合工程實(shí)際情況，確定圍巖的泊松比為0.32。

綜上，依托工程現(xiàn)場圍巖物理力學(xué)參數(shù)如表6所示。

表6 圍巖物理力學(xué)參數(shù)

3 基于強(qiáng)度折減法的隧道穩(wěn)定性分析

楊臻等[18]、張黎明等[19]、鄭穎人等[20]、張紅等[21]使用強(qiáng)度折減法，將安全系數(shù)的概念引入巖質(zhì)隧道的穩(wěn)定性分析。安全系數(shù)具有一定的力學(xué)意義，可以作為隧道穩(wěn)定性評價的定量指標(biāo)。因此，本文使用強(qiáng)度折減法求出毛洞隧道圍巖的安全系數(shù)，以此定量評價圍巖的穩(wěn)定性。

3.1 強(qiáng)度折減法原理及失穩(wěn)判據(jù)

強(qiáng)度折減法是通過不斷地折減圍巖的內(nèi)摩擦角及黏聚力，在此過程中分析特征點(diǎn)變化規(guī)律，直到所分析的指標(biāo)表明圍巖達(dá)到失穩(wěn)極限狀態(tài)，將此時的折減系數(shù)Fs定義為圍巖安全系數(shù)，折減方法見式(17)和式(18)。

(17)

(18)

式(17)—(18)中：Fs為強(qiáng)度折減系數(shù)；φ′為折減后的內(nèi)摩擦角，(°)；c′為折減后的黏聚力，MPa。

使用強(qiáng)度折減法計(jì)算隧道工程的安全系數(shù)時，關(guān)鍵在于選用合理的失穩(wěn)判據(jù)確定隧道圍巖處于臨界極限平衡狀態(tài)，現(xiàn)有的判據(jù)有以下幾種。

1)塑性區(qū)貫通。一般來說，塑性區(qū)貫通是隧道失穩(wěn)的必要不充分條件。若單單以塑性區(qū)是否貫通作為判據(jù)，會導(dǎo)致求得的圍巖安全系數(shù)F偏小。

2)計(jì)算不收斂。以此為判據(jù)需人為設(shè)定計(jì)算精度及步數(shù)等，具有一定的主觀性，計(jì)算結(jié)果也未必準(zhǔn)確。同時，計(jì)算模型網(wǎng)格、計(jì)算軟件對計(jì)算的收斂性也有一定的影響。

3)特征點(diǎn)位移突變。在強(qiáng)度折減計(jì)算過程中，圍巖及結(jié)構(gòu)特征點(diǎn)位移會隨著折減系數(shù)Fs的變化而變化，當(dāng)在某一Fs下位移發(fā)生突變，即可認(rèn)為該Fs為安全系數(shù)F。隨著折減的進(jìn)行，當(dāng)圍巖強(qiáng)度降低到某一臨界值時，隧道會發(fā)生破壞。現(xiàn)場施工過程中，施工人員常利用隧道特征點(diǎn)(拱頂、洞周、仰拱)監(jiān)測數(shù)據(jù)來判斷圍巖是否穩(wěn)定。因此，以特征點(diǎn)位移突變作為隧道圍巖失穩(wěn)的判據(jù)是可行的。

綜上，以特征點(diǎn)位移突變作為隧道圍巖失穩(wěn)的主要判據(jù)最為直觀且最易判斷[22]，因此，本文選取特征點(diǎn)(拱頂、拱腰、拱肩、仰拱等部位)位移是否發(fā)生突變作為隧道圍巖失穩(wěn)的主要判據(jù)。

3.2 數(shù)值計(jì)算模型

依托工程屬超大斷面隧道，采用全斷面機(jī)械化開挖，隧道跨度14.7 m、高12.23 m、埋深30 m。隧道斷面及特征點(diǎn)監(jiān)測示意見圖5。計(jì)算采用平面二維網(wǎng)格，模型尺寸為X=120 m、Y=1 m、Z=87 m，如圖6所示。圍巖參數(shù)如表6所示。

圖5 隧道斷面及特征點(diǎn)監(jiān)測示意圖(單位： m)

圖6 計(jì)算模型示意圖(單位： m)

3.3 無支護(hù)狀態(tài)隧道穩(wěn)定性分析

無支護(hù)狀態(tài)隧道不同折減系數(shù)Fs下圍巖監(jiān)測點(diǎn)豎向、水平位移變化見圖7。

由圖7(a)可知： 不同折減系數(shù)Fs下各監(jiān)測點(diǎn)豎向位移逐漸增大； 當(dāng)Fs在1.00～1.75時，各測點(diǎn)豎向位移隨折減系數(shù)的增加，變化情況基本一致，數(shù)值也相差不大； 當(dāng)Fs大于2.02后，各測點(diǎn)豎向位移急劇增大，發(fā)生了突變，由各測點(diǎn)豎向位移突變確定毛洞隧道圍巖的安全系數(shù)F=2.02。

由圖7(b)可知： 不同折減系數(shù)Fs下各監(jiān)測點(diǎn)水平位移逐漸增大； 當(dāng)Fs在1.00～1.75時，各測點(diǎn)水平位移隨折減系數(shù)的增加，變化情況基本一致，數(shù)值也相差不大； 當(dāng)Fs大于2.02后，各測點(diǎn)水平位移急劇增大，發(fā)生了突變，由各測點(diǎn)水平位移突變確定毛洞隧道圍巖的安全系數(shù)F=2.02。

(a) 豎向位移

(b) 水平位移

從測點(diǎn)豎向位移變化情況來看，拱頂及拱肩部位對折減系數(shù)的變化較為敏感，變化趨勢及相應(yīng)數(shù)值基本一致，呈現(xiàn)出同步變化。從測點(diǎn)水平位移變化情況來看，邊墻及拱腰部位對折減系數(shù)的變化較為敏感，且邊墻變化敏感程度大于拱腰，拱頂及拱肩水平位移基本呈同步變化趨勢。因此，在現(xiàn)場采用全斷面機(jī)械化施工時，應(yīng)重點(diǎn)對拱頂、拱肩部位加強(qiáng)沉降監(jiān)測，對邊墻、拱腰部位加強(qiáng)收斂監(jiān)測。

根據(jù)圍巖安全系數(shù)的既有研究成果[23]，為保證隧道圍巖的穩(wěn)定性，建議施作初期支護(hù)后圍巖的安全系數(shù)在1.2以上。而本文計(jì)算所得無支護(hù)狀態(tài)下隧道圍巖的安全系數(shù)為2.02，表示盡管開挖面積對隧道圍巖的穩(wěn)定性及受力狀態(tài)有一定的影響，但在理想連續(xù)介質(zhì)下全斷面機(jī)械化開挖隧道無支護(hù)狀態(tài)圍巖仍具有自穩(wěn)能力，并且全斷面機(jī)械化施工有利于支護(hù)的快速成環(huán)，可以很好地利用圍巖的自穩(wěn)能力。因此，按圍巖分級及工程類比法確定的原設(shè)計(jì)初期支護(hù)較為保守，具有優(yōu)化空間。

3.4 無支護(hù)狀態(tài)隧道掌子面穩(wěn)定性分析

為驗(yàn)證在隧道全斷面施工過程中掌子面始終具有良好的穩(wěn)定性，對無支護(hù)狀態(tài)隧道開挖過程中掌子面的穩(wěn)定性進(jìn)行研究。

計(jì)算采用三維網(wǎng)格，模型尺寸為X=120 m、Y=80 m、Z=87 m，采用全斷面法開挖，開挖進(jìn)尺為4 m。隧道跨度14.7 m、高12.23 m、埋深30 m。計(jì)算模型如圖8所示。圍巖參數(shù)如表6所示。

圖8 計(jì)算模型示意圖(單位： m)

當(dāng)隧道開挖至Y=40 m斷面時，掌子面擠出變形及塑性區(qū)分布如圖9和圖10所示。

圖9 掌子面擠出變形云圖(單位： m)

根據(jù)新意法的核心觀點(diǎn)，隧道變形取決于隧道掌子面前方核心土擠出變形量[24]。由圖9可知，在無支護(hù)狀態(tài)隧道開挖至Y=40 m斷面時，掌子面最大擠出變形僅為3.8 mm，說明圍巖具有良好的自穩(wěn)能力，即無支護(hù)狀態(tài)下隧道全斷面開挖掌子面仍具有較好的穩(wěn)定性。因此，在該依托工程中采用全斷面開挖安全可行，可利用圍巖的自穩(wěn)能力進(jìn)行初期支護(hù)優(yōu)化研究。

(a)

(b)

紅色區(qū)域?yàn)檎谱用嫠苄詤^(qū)。

圖10 掌子面塑性區(qū)分布云圖

Fig. 10 Distribution nephograms of plastic zone of tunnel face

4 初期支護(hù)優(yōu)化研究

根據(jù)第3節(jié)中無支護(hù)狀態(tài)下隧道各測點(diǎn)位移隨折減系數(shù)的變化特點(diǎn)，由于拱頂豎向位移以及邊墻水平位移對折減系數(shù)的變化較為敏感，故以隧道拱頂沉降位移以及邊墻收斂位移作為評價不同初期支護(hù)工況下圍巖穩(wěn)定性的指標(biāo)，從初期支護(hù)中涉及的初期支護(hù)厚度、鋼架縱向間距及錨桿長度3方面進(jìn)行數(shù)值模擬優(yōu)化研究。

數(shù)值計(jì)算時采用如圖8所示的模型尺寸，采用實(shí)體單元模擬初期支護(hù)，采用Beam單元模擬鋼拱架，采用Cable單元模擬錨桿，并施加80 kPa的預(yù)應(yīng)力； 開挖過程選用全斷面開挖。考慮到雙線高鐵隧道全斷面機(jī)械化施工中開挖與支護(hù)施作存在間隔時間，支護(hù)施作難免存在滯后的情況，本文在數(shù)值模擬中將初期支護(hù)的施作落后1個循環(huán)(開挖進(jìn)尺4 m)。文獻(xiàn)[25]研究了噴射混凝土彈性模量隨時間的發(fā)展規(guī)律，結(jié)果表明： 在噴射混凝土施作后2 h內(nèi)，彈性模量僅為2.043 GPa，在24 h內(nèi)彈性模量迅速增長，并在28 d達(dá)到終值23 GPa。因此，本文通過模擬噴射混凝土彈性模量的發(fā)展，來考慮初期支護(hù)強(qiáng)度的發(fā)展。在數(shù)值模擬中噴射混凝土剛剛施作時認(rèn)為其彈性模量僅發(fā)揮10%，至下一循環(huán)恢復(fù)100%。數(shù)值計(jì)算參數(shù)如表7所示。

表7 數(shù)值計(jì)算參數(shù)

4.1 初期支護(hù)厚度優(yōu)化

對雙線高鐵隧道埋深為30 m時不同初期支護(hù)厚度下(8、15、20、25 cm)圍巖的穩(wěn)定性進(jìn)行研究，以得到較優(yōu)的初期支護(hù)厚度。

統(tǒng)計(jì)初期支護(hù)厚度分別為8、15、20、25 cm時，Y=40 m斷面拱頂沉降以及邊墻收斂監(jiān)測結(jié)果，并進(jìn)行分析，以評價隧道圍巖的穩(wěn)定性。不同初期支護(hù)厚度下圍巖位移變化如圖11所示。

(a) 左邊墻水平位移

(b) 拱頂豎向位移

由圖11可知： 與初期支護(hù)厚度為8 cm的工況相比，隨著初期支護(hù)厚度的增加(15、20、25 cm)，拱頂沉降值減小幅度分別為3.92%、1.95%、0.95%，當(dāng)初期支護(hù)厚度大于20 cm后，拱頂沉降減小幅度逐漸穩(wěn)定； 邊墻水平收斂值減小幅度分別為10.08%、5.92%、2.65%，當(dāng)初期支護(hù)厚度大于20 cm后，變化趨于平緩。綜上，以隧道開挖后最終拱頂沉降位移及邊墻收斂位移反映圍巖穩(wěn)定性，考慮不同初期支護(hù)厚度對圍巖位移的影響，初期支護(hù)厚度為20 cm時效果最佳。

4.2 鋼架縱向間距優(yōu)化研究

對雙線高鐵隧道埋深為30 m、初期支護(hù)厚度為20 cm時，不同鋼架間距下(1.0、1.5、1.8、2.0、2.5、3.0 m)圍巖的穩(wěn)定性進(jìn)行研究，以得出較優(yōu)的鋼架間距。

統(tǒng)計(jì)鋼架間距分別為1.0、1.5、1.8、2.0、2.5、3.0 m時，Y=40 m斷面拱頂沉降以及邊墻收斂監(jiān)測結(jié)果，并進(jìn)行分析，以評價隧道圍巖的穩(wěn)定性。不同鋼架間距下圍巖位移變化如圖12所示。

(a) 左邊墻水平位移

(b) 拱頂豎向位移

由圖12可知： 以隧道開挖后最終拱頂沉降位移及邊墻收斂位移反映圍巖的穩(wěn)定性，拱頂沉降位移及邊墻收斂位移均隨鋼架間距的增大而增大，說明減小鋼架間距對提高圍巖穩(wěn)定性具有一定的作用； 當(dāng)鋼架間距大于2.0 m后，圍巖位移變化曲線趨于平緩，表明鋼架間距大于2.0 m以后對隧道圍巖穩(wěn)定性的作用減弱。綜上，當(dāng)鋼架間距為2.0 m時，既能保證圍巖的穩(wěn)定性，又可節(jié)約工程造價，支護(hù)效果最佳。

4.3 錨桿長度優(yōu)化研究

利用確定的初期支護(hù)最佳厚度為20 cm、鋼架最佳縱向間距為2.0 m的計(jì)算結(jié)果，通過數(shù)值計(jì)算分析，研究不同錨桿長度及環(huán)向間距下隧道圍巖的穩(wěn)定性，以隧道開挖后最終拱頂沉降位移及邊墻收斂位移作為分析指標(biāo)，得出初期支護(hù)噴射混凝土+鋼拱架+錨桿組合支護(hù)體系的合理支護(hù)參數(shù)。

統(tǒng)計(jì)錨桿長度分別為3.0、3.5、4.0、4.5、5.0、5.5 m時，Y=40 m斷面拱頂沉降以及邊墻收斂監(jiān)測結(jié)果，并進(jìn)行分析，以評價隧道圍巖的穩(wěn)定性。不同錨桿長度下圍巖位移變化如圖13所示。

(a) 左邊墻水平位移

(b) 拱頂豎向位移

由圖13可知，以隧道開挖后最終拱頂沉降位移及邊墻收斂位移反映圍巖的穩(wěn)定性，錨桿長度的變化對拱頂沉降及洞周收斂值均有一定程度的限制作用，洞周收斂減小幅度大于拱頂沉降，表明錨桿長度變化對控制洞周圍巖水平收斂效果顯著。當(dāng)錨桿長度大于4.5 m時，位移減小幅度較小，表明增大錨桿長度對提高圍巖穩(wěn)定性的效果不再明顯，同時考慮到施工的經(jīng)濟(jì)性，錨桿長度取4.5 m較為合理。

綜上，以隧道拱頂沉降位移以及邊墻收斂位移作為評價不同初期支護(hù)工況下圍巖穩(wěn)定性的指標(biāo)，得出初期支護(hù)噴射混凝土+鋼架+錨桿組合支護(hù)體系的合理支護(hù)參數(shù)為： 初期支護(hù)噴射C30混凝土厚20 cm，I18鋼架縱向間距2.0 m，錨桿長4.5 m、環(huán)向間距1.0 m、縱向間距2.0 m。優(yōu)化前后初期支護(hù)參數(shù)如表8所示。

表8 優(yōu)化前后初期支護(hù)參數(shù)

5 基于現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)的圍巖穩(wěn)定性分析

如前文所述，拱頂沉降位移及邊墻收斂位移對折減系數(shù)的變化較為敏感，因此，本文以拱頂沉降位移及邊墻收斂位移作為評價圍巖穩(wěn)定性的定量指標(biāo)。為了驗(yàn)證優(yōu)化方案的安全性和可行性，采用由第4節(jié)確定的優(yōu)化支護(hù)參數(shù)對DK90+060～+080里程段進(jìn)行拱頂沉降、水平收斂現(xiàn)場監(jiān)測，進(jìn)而評價采取支護(hù)優(yōu)化方案后的隧道圍巖穩(wěn)定性。

5.1 監(jiān)測內(nèi)容控制基準(zhǔn)

依托工程采用全斷面機(jī)械化施工，選取第4節(jié)確定的優(yōu)化支護(hù)參數(shù)，DK90+060～+080里程段為Ⅳ級圍巖，監(jiān)控量測位移管理等級見表9。

表9 監(jiān)控量測位移管理等級

5.2 拱頂沉降及水平收斂監(jiān)測

5.2.1 監(jiān)測斷面布置

現(xiàn)場采用高精度全站儀對拱頂沉降及水平收斂進(jìn)行監(jiān)測，監(jiān)測斷面布置如圖14所示。

圖14 拱頂沉降及水平收斂測點(diǎn)斷面示意圖

5.2.2 監(jiān)測結(jié)果分析

以DK90+060里程段測試結(jié)果為例，該斷面拱頂沉降及水平收斂監(jiān)測結(jié)果分別如圖15和圖16所示。

(a) 拱頂沉降曲線

(b) 拱頂沉降速率曲線

由圖15可知： 自隧道變形監(jiān)測之日起，受隧道開挖的影響，拱頂沉降值在0～27 d內(nèi)持續(xù)增長，并伴隨著小幅波動，最大沉降值為4.30 mm，前27 d累計(jì)沉降值占總沉降值的87.40%； 第27 d后拱頂沉降值增長緩慢，并趨于穩(wěn)定，最終拱頂沉降值為4.92 mm，小于Ⅳ級圍巖位移控制基準(zhǔn)。拱頂沉降速率在前7 d內(nèi)較大，在之后20 d內(nèi)出現(xiàn)一定程度的波動，27 d后沉降速率均小于0.15 mm/d，拱頂沉降值達(dá)到穩(wěn)定。

(a) 水平收斂曲線

(b) 水平收斂速率曲線

由圖16可知： 自隧道變形監(jiān)測之日起，受隧道開挖的影響，水平收斂值在0～27 d內(nèi)迅速增長，并伴隨著小幅波動，最大收斂值為0.60 mm，前27 d累計(jì)收斂值占總收斂值的82.19%； 第27 d后水平收斂值增長緩慢，并趨于穩(wěn)定，最終水平收斂值為0.73 mm，小于Ⅳ級圍巖位移控制基準(zhǔn)。水平收斂速率在0～27 d內(nèi)波動較大，變形速率大于0.2 mm/d，27 d后收斂速率基本穩(wěn)定，且均小于0.2 mm/d，水平收斂值達(dá)到穩(wěn)定。

5.3 監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果對比

采用由第4節(jié)確定的優(yōu)化后支護(hù)參數(shù)(如表8所示)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，得到優(yōu)化后支護(hù)參數(shù)工況下隧道拱頂沉降與水平收斂結(jié)果，并將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與5.2節(jié)高鐵隧道DK90+060里程段現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果進(jìn)行對比分析，如表10所示。

表10 監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果對比

由表10可知： DK90+060里程段現(xiàn)場監(jiān)測拱頂沉降穩(wěn)定后最終值為4.92 mm，數(shù)值計(jì)算結(jié)果為2.65 mm，相差2.27 mm； 監(jiān)測水平收斂穩(wěn)定后最終值為0.73 mm，數(shù)值計(jì)算結(jié)果為0.33 mm，相差0.40 mm。整體上來看，監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果有一定偏差，造成這一結(jié)果的原因可能有以下幾點(diǎn)：

1)數(shù)值計(jì)算時并未考慮地下水、節(jié)理裂隙等對最終計(jì)算結(jié)果的影響；

2)實(shí)際工程采用光面爆破開挖，模擬時沒有考慮該因素的影響；

3)模擬時支護(hù)得以及時施作，而在實(shí)際施工中，由于種種原因，支護(hù)的施作或多或少有一定的滯后性。

盡管現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果有一定偏差，但現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果均處于安全范圍以內(nèi)，因此，現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果仍能夠證明支護(hù)優(yōu)化參數(shù)的安全性和合理性。

6 結(jié)論與討論

1)本工程中的石英片巖在試驗(yàn)過程中未表現(xiàn)出明顯的壓密階段，隨著圍壓的增大，巖石試樣峰值強(qiáng)度逐漸增大。結(jié)合Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則以及Mohr-Coulomb強(qiáng)度準(zhǔn)則，對三軸試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行修正，得到現(xiàn)場巖體的物理力學(xué)參數(shù)。

2)以位移突變?yōu)榕袚?jù)，采用強(qiáng)度折減法，就高鐵隧道全斷面機(jī)械化作業(yè)條件下無支護(hù)狀態(tài)隧道圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行分析，計(jì)算得出無支護(hù)狀態(tài)下隧道圍巖的安全系數(shù)為2.02，具有良好的自穩(wěn)能力。在強(qiáng)度折減法分析中，拱頂沉降位移及邊墻收斂位移對折減系數(shù)的變化較為敏感，應(yīng)在監(jiān)測過程中加強(qiáng)對拱頂沉降及邊墻收斂的監(jiān)測，以保證隧道圍巖的穩(wěn)定性。

3)將拱頂沉降及邊墻收斂作為評價圍巖穩(wěn)定性的定量指標(biāo)，對全斷面機(jī)械化作業(yè)雙線高鐵隧道進(jìn)行初期支護(hù)優(yōu)化研究，得到適用于劉元隧道的合理初期支護(hù)參數(shù)為： 初期支護(hù)噴射C30混凝土厚20 cm，I18鋼架縱向間距2.0 m，錨桿長4.5 m、環(huán)向間距1.0 m、縱向間距2.0 m。

4)通過對現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)的分析，隧道最終拱頂沉降值為4.92 mm，自監(jiān)測之日起，27 d后拱頂沉降速率小于0.15 mm/d，隧道拱頂沉降達(dá)到穩(wěn)定； 水平收斂最終值為0.73 mm，自監(jiān)測之日起，27 d后收斂速率小于0.2 mm/d，水平收斂達(dá)到穩(wěn)定。表明圍巖變形得到有效控制，從而驗(yàn)證了優(yōu)化后支護(hù)參數(shù)的安全性和合理性。

本文在基于圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行初期支護(hù)優(yōu)化研究時，僅從初期支護(hù)厚度、鋼架縱向間距及錨桿長度3方面進(jìn)行了優(yōu)化研究，針對初期支護(hù)參數(shù)優(yōu)化方面的研究還不夠深入，后續(xù)可進(jìn)行進(jìn)一步的研究，如考慮隧道埋深及開挖進(jìn)尺對圍巖穩(wěn)定性的影響。