深埋老黄土隧道围岩劣化对支护受力影响分析

管晓军， 李 畅， 仇文革， 申志军， 龚 伦， 王 刚

(1. 蒙西华中铁路股份有限公司工程技术部， 北京 100073；2. 西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室， 四川 成都 610031；3. 西南交通大学土木工程学院， 四川 成都 610031； 4. 成都天佑智隧科技有限公司， 四川 成都 610031)

0 引言

兰渝铁路、郑西客专的修建，丰富了我国大断面黄土隧道修建技术，但目前仍未形成系统的黄土隧道设计修建理论与方法。总体上看，黄土隧道理论研究远远滞后于工程实践，设计施工主要通过工程类比法[1]进行。

陈建勋等[2]对黄土隧道洞口段支护结构的力学特性进行了分析，建议取消黄土隧道洞口段系统锚杆，采用由钢拱架、钢筋网、锁脚锚杆、喷射混凝土、纵向连接筋组合形成的初期支护结构。霍润科等[3]通过数值模拟和现场量测数据分析，给出了黄土隧道初期支护的优化参数。姜久纯[4]对刘家坪3号隧道的初期支护结构进行受力监测，监测结果表明喷射混凝土应力均为压应力。扈世民等[5]通过数值模拟结合现场监测试验，得到了黄土隧道初期支护的受力与变形状态。李健等[6]研究分析了围岩与组合支护的相互作用机制，得出了格栅钢架在大断面黄土隧道中的适用条件，以及初期支护的合理设计参数。

既有研究多基于初期勘探的地质资料，采用施工试验段、应力监测以及围岩-支护共同协调变形的数值分析方法对黄土隧道的受力模式以及合理支护参数进行研究。但围岩的力学参数并非一直恒定，隧道开挖扰动引起的地下水通路变化、连续降水、受力状态改变等因素都可能导致围岩劣化，从而使支护结构产生附加应力，影响围岩-支护体系的整体稳定性； 而在围岩含水率升高至软塑、流塑状态时，围岩-支护间的相对滑移已不可忽略，在计算中应予以考虑。本文以蒙华铁路MHSS-1标段阳山隧道深埋老黄土围岩劣化段为工程依托，研究围岩劣化对隧道支护结构受力特征的影响，计算中通过设置接触参数考虑围岩-支护间的滑移效应，以期为初期支护破坏段的拆换加固提供依据，并为后续段落的施工设计变更提供参考。

1 依托工程开挖前地质情况

阳山隧道深埋老黄土初期支护破裂段DK390+786～+520埋深为128～142 m,隧洞洞身地层岩性为第四系中更新统黏质老黄土，围岩级别为Ⅳ，硬塑，开挖未见地下水，原地质勘探反映该段土体含水量约为15%，为弱膨胀土，塑限为20%，液限为33.4%，塑性指数为13.4，黏聚力为76.2 kPa，内摩擦角为30.6°； 上覆第四系上更新统砂质新黄土，黏质新黄土。

黄土的物理力学性质受含水率的影响很大，当黄土的含水率小于塑限时，黄土含水率的变化对其抗剪强度参数的影响较大； 当含水率超过塑限时，影响相对较小； 而超过饱和含水率时，影响不大[7]。

2 初期支护破坏情况及现场测试结果

2016年5月，蒙华铁路阳山隧道出口深埋老黄土段(DK390+786～+520)初期支护发生破坏并造成初期支护侵限，表现为上台阶拱腰至拱脚处混凝土开裂剥落、钢架屈曲错台，掉块沿纵向贯通，初期支护变形侵限。破坏发生后，对侵限情况进行量测，侵限范围为内轨顶上0.08～8.89 m，侵限值为5.0～22.3 cm。初期支护破坏情况如图1所示。

(a) 钢架屈曲整体图

(b) 钢架屈曲细部图

图1初期支护破坏情况

Fig. 1 Destruction of primary support

为找到导致初期支护破坏的原因，采取了现场含水率测试、钻芯取样、波速测试等措施。在初期支护破裂段现场随机选取5处(每处4个钻孔)进行围岩波速测试，每处在初期支护开裂的上、下侧各布置2个钻孔，孔间竖向距离约1 m，以DK390+563.4断面为例，孔位设置如图2所示，图中的孔号由高到低分别为1—4号。得到的波速-孔深分布曲线如图3—4所示。

图2 DK390+563.4断面两侧孔位示意图(单位: m)

Fig.2 Sketch of hole position on both sides of section DK390+563.4 (unit: m)

图3 DK390+563.4断面左侧围岩波速-孔深分布曲线

Fig.3 Wave velocity-depth distribution curves of surrounding rock of left side of section DK390+563.4

图4 DK390+563.4断面右侧围岩波速-孔深分布曲线

Fig.4 Distribution curves of wave velocity-depth of surrounding rock of right side of section DK390+563.4

根据各钻孔最深的围岩波速降低点，作出初期支护破坏附近的围岩潜在破裂面如图5所示。

图5 DK390+563.4断面潜在破裂面示意图(单位： m)

Fig.5 Sketch of potential fracture surface of section DK390+563.4 (unit: m)

为了进一步研究围岩的破坏形式并对前面的钻孔声波测试结果进行验证，选取不同断面不同部位的5处进行钻孔取芯，5个钻孔位置如图6所示。

钻取后1#、3#孔的芯样如图7所示。由钻孔芯样照片可知，1#、3#孔的芯样分别在约3.5、3.7 m处有斜向断裂，验证了剪切滑移面的存在，也证明了围岩波速测试结果的正确性，而其余芯样无明显的斜向断裂。

图6 取芯钻孔位置图(单位： cm)

(a) 1#芯样照片 (b) 3#芯样照片

在初期支护破裂段抽取3个断面，在初期支护破坏位置以下约1.5 m处持续测试含水率，得到的围岩含水率历时曲线如图8所示。

图8 监测断面含水率历时曲线(2016年)

由测试结果可知，相比于初始含水率15%，初期支护破坏后再次测试的含水率均有不同程度的提高，升高至17.2%～22.5%，并在持续监测的第17日开始趋于稳定，含水率稳定在24%～30%，均已超过土体的塑限。

3 原围岩参数与围岩劣化工况的对比分析

3.1 深埋黄土段围岩压力分担比例分析

首先不考虑围岩劣化，在原围岩参数下分析围岩的稳定性特征。由于在隧道修建过程中，监控量测滞后于开挖，量测前的先期位移并没有被记录。先期位移包括掌子面开挖时由于纵向效应距离掌子面2～5倍洞径内(因围岩的物理力学参数而异)的未开挖段产生的位移，以及开挖后量测前产生的位移。为了考虑由于开挖后支护前产生的先期位移所引起的不平衡力变化，通过数值计算进行分析，分析软件采用FLAC3D，模型尺寸为250 m×150 m×1 m，取围岩劣化前参数，围岩用实体单元模拟，采用摩尔-库仑本构模型，不设置支护结构，边界约束按平面应变进行设置，计算在重力作用下围岩的稳定特征。对计算结果进行分析处理得到当前计算工况下不平衡力率与位移率的关系曲线如图9所示。其中不平衡力率为在数值分析中无支护条件下，隧道开挖后计算收敛前某一计算分析步对应的最大不平衡力与隧道开挖后第一个计算分析步对应的最大不平衡力的比率，以此表征围岩压力释放程度。

图9 原围岩参数工况下不平衡力率与位移率关系曲线

Fig.9 Curve of relationship between unbalanced force rate and displacement rate under condition of original surrounding rock parameters

根据郑西客运专线大断面黄土隧道开挖监测数据中各阶段变形占总变形的比例[8]，即超前沉降占5%～14%，隧道开挖的瞬时变形占20%～30%，其余变形为开始常规监测时记录的总变形量。此次分析取超前变形占10%，开挖产生的瞬时变形占25%，监测的总变形占65%。阳山隧道深埋老黄土段预留变形量为12 cm，初期支护破裂前段的监测数据显示位移最大值位于测线1，即上台阶与中台阶分界面上15 cm处的净空收敛测线，收敛位移为6～10 cm，统计平均值为8.1 cm，对应计算得到开挖后的瞬时变形约为3.12 cm。由于测侵限值时，围岩含水率已有提高，围岩有劣化现象，因而由此得到的瞬时变形略偏大，在计算分析时取开挖及出渣立架到正式实施监测前的总变形量均值为3.0 cm，由其位移率通过拟合式得到的最大不平衡力率为89.86%，即立钢拱架喷浆进行正式监测时围岩压力仅为原岩应力的89.86%。以此为依据，在后续数值分析中，先将不平衡力的10%由围岩通过产生位移调整二次应力分布自承，剩余90%由施作支护后的围岩-支护体系共同承担。

3.2 数值分析计算参数取值及计算工况设置

由于洞身围岩是大块压实结构，且本身的含水率较高，故不考虑湿陷性； 洞深围岩为黏质老黄土，开挖无明显的渗流水及涌水涌泥，故也不考虑计算水头压力以及流固耦合作用。计算时主要考虑含水率升高导致的围岩劣化对初期支护受力的影响，并结合现场实测应力验证，分析实际的围岩劣化程度。

计算参数取值依据勘探资料，并参考《工程地质手册》[7]中陕西区域的黄土参数统计值，以及黄土物理力学性质随含水率变化的试验数据，具体参数取值见表1。对于接触面参数的取值，根据经验[9]，在数值计算中刚度的限值一般满足如下要求：

(1)

(2)

式中：kn、ks分别为接触面法向刚度和切向刚度； Δdmin为结构面法向方向上与结构面相邻岩体的单元尺寸；K、G分别为岩体的体积模量和剪切模量。

表1 地层计算参数

接触面参数的取值见表2—3。初期支护喷射混凝土等级为C25，厚度为22 cm，锁脚锚管采用4 mφ42 mm×5 mm钢管，每处2根。

表2 接触计算参数

表3 支护参数

由于此次分析主要考虑在实际施工中初期支护结构的破坏风险，所以均取材料的极限强度进行考虑，对于安全储备主要由二次衬砌承担。对于喷射混凝土衬砌抗剪强度的考虑： 抗剪法试验[10]中对于常规浇筑的C25混凝土测值为5.4～6.1 MPa，而喷射混凝土施工的混凝土抗剪强度则更低，按规范[11]中C25混凝土的抗压强度与喷射混凝土抗压强度的比值考虑折减系数为0.895(在一定范围内，混凝土的抗剪强度与抗压强度可近似看作线性相关[10])，喷射混凝土抗剪强度为4.83～5.46 MPa，按4.5 MPa考虑。虽然随着压应力增大，抗剪强度会有所提高，但在评价安全性时不考虑此增益作用。施工后喷射混凝土试块芯样的轴心抗压强度实测值为25 MPa，根据规范[11]中弯曲抗压强度与轴心抗压强度的换算式，可得弯曲抗压强度为27 MPa。

为研究原围岩参数下支护结构的受力特征与不同围岩劣化程度下呈现出的差异，将计算工况设置如表4所示。

表4 计算工况

计算模型如图10所示，边界条件按平面应变设置。

图10 计算模型示意图(单位： m)

在重力作用下，初始地应力平衡后，按三台阶开挖进行分析。围岩采用实体单元模拟，为摩尔-库仑本构； 初期支护衬砌及锁脚锚管采用结构单元进行模拟，考虑围岩为黄土且劣化前处于硬塑状态，劣化后含水率超过塑限，计算时允许围岩与衬砌及锁脚锚管间在达到界面剪切强度后发生小变形滑移。围岩劣化区及周边区域网格划分如图11所示，初期支护模型如图12所示。

图11 围岩劣化区及周边区域网格划分

Fig.11 Mesh generation of surrounding rock deterioration area and surrounding area

图12 初期支护模型

3.3 工况1 原围岩参数数值分析

按围岩劣化前参数进行计算分析，以研究在围岩不劣化情况下支护体系的受力特征及安全性。将计算结果处理得到轴力、剪力、弯曲力对应的净空侧初期支护喷射混凝土应力，正应力以拉为正，压为负； 剪切应力符号与内力生成的局部坐标系有关，以隧道中心线为隧道左右侧分界线，左侧剪应力为负，右侧剪应力为正，所对应的剪切力方向指向隧道净空侧。由于在计算结果中弯曲应力均较轴压应力小，围岩侧与净空侧均为全环受压，且正应力的破坏控制侧均在净空侧，因此在后续计算结果中均只显示作为控制侧的净空侧结构应力分布。为减弱计算边界效应的误差，选取中心环的单元，计算得到的喷射混凝土应力分布如图13所示，图中数据为选取的结构特征点应力值。

(a) 喷射混凝土轴力对应正应力分布图

(b) 喷射混凝土剪力对应剪切应力分布图

(c) 喷射混凝土弯曲应力分布图

(d) 喷射混凝土净空侧综合正应力分布图

图13工况1喷射混凝土净空侧各内力对应应力分布(单位： MPa)

Fig.13 Stress distributions corresponding to internal force in clearance side of shotcrete under working condition 1 (unit: MPa)

由图13可知，喷射混凝土全环受压，以轴压应力为主，弯曲应力较小。最大综合正应力位于拱顶，为16.22 MPa，小于极限弯曲抗压强度27 MPa，抗压安全系数为1.665； 最大剪应力位于上台阶拱脚施作锁脚锚管处，为3.58 MPa，小于4.5 MPa的极限抗剪强度，抗剪安全系数为1.265，方向指向隧道净空侧。当前支护下基本能满足受力要求，但上台阶拱脚的抗剪安全裕度偏小，若考虑材料及施工质量的离散性，初期支护仍存在一定的破坏风险。

3.4 工况2 围岩劣化无连续滑移面数值分析

对开挖后围岩劣化，但未形成大的连续破裂滑移面的工况进行计算，分析支护体系的受力特征及安全性。计算得到的喷射混凝土内力如图14所示。

由图14可知，喷射混凝土全环受压，轴压应力较工况1变化不大，上台阶衬砌弯曲压应力增幅较大； 上台阶衬砌同时有较大的轴压应力以及弯曲压应力，最大综合正应力在拱顶，为25.6 MPa，较工况1增大57.83%，抗压安全系数为1.05； 最大剪应力位于上台阶拱脚施作锁脚锚管处，为5.77 MPa，较工况1增大61.17%，抗剪安全系数为0.780，方向指向隧道净空侧。此工况下，当前支护普遍会在上台阶拱脚处发生剪切破坏，拱脚剪切破坏后，位移会有较大的发展，同时会存在一定程度的应力释放，使当前衬砌内力有不同程度的降低。因此，相比于采用常规初期支护在发生破裂之后被动让压，达到新的平衡状态，更适宜的支护思路是采用能适应围岩大变形的让压支护结构，如限阻耗能型支护[12]。

3.5 工况3围岩劣化有连续滑移面数值分析

在工况3中依据前述现场波速测试及钻孔验证得到的破裂面范围，在数值计算中通过建立接触面模拟破裂滑移面，以考虑界面的剪切滑移效应，接触面参数见表2—3。结合含水率测试的结果，分析可知由于隧道开挖后产生的新生裂隙形成了渗水通路，施工期间正值雨季，持续的大气降水补给使洞周围岩含水率升高而劣化，加剧了裂隙发展，最终形成了连续的剪切滑移面。对此工况进行计算，分析支护体系的受力特征及安全性。计算得到的衬砌内力如图15所示。

由图15可知，喷射混凝土全环受压，全环同时有较大的轴压应力以及弯曲压应力，最大综合正应力位于滑移体上部接触边界处，为37.24 MPa，较工况1增大129.59%； 此处同时有最大剪应力，为77.68 MPa，较工况1增大20.70倍，指向隧道净空侧。此时喷射混凝土应力已远超过喷射混凝土强度，发生破坏的位置为滑移体与衬砌支护相交处的上边界，在高剪、压应力的作用下发生剪压破坏，破坏的具体位置与实际形成的破裂滑移面的位置有关。

此工况下，不仅当前的支护不能满足受力要求，施作套拱加强支护也难以抵抗极高的剪切应力。从当前计算工况的设置可以看出，高剪切应力是由于形成了完整连续破裂滑移面所致，且其主要风险位置分布在台阶拱腰至拱脚以及中台阶拱腰至拱脚区域。因而应对措施可以从加固地层、减弱受力关键区域的围岩劣化程度的方向去考虑。

(a) 喷射混凝土轴力对应正应力分布图

(b) 喷射混凝土剪力对应剪切应力分布图

(c) 喷射混凝土弯曲应力分布图

(d) 喷射混凝土净空侧综合正应力分布图

图14工况2喷射混凝土净空侧各内力对应应力分布(单位： MPa)

Fig.14 Stress distributions corresponding to internal force in clearance side of shotcrete under working condition 2 (unit: MPa)

(a) 喷射混凝土轴力对应正应力分布图

(b) 喷射混凝土剪力对应剪切应力分布图

(c) 喷射混凝土弯曲应力分布图

(d) 喷射混凝土净空侧综合正应力分布图

图15工况3喷射混凝土净空侧各内力对应应力分布(单位： MPa)

Fig.15 Stress distributions corresponding to internal force in clearance side of shotcrete under working condition 3 (unit: MPa)

3.6 锁脚锚管受力分析

计算结果显示，全工况均是上中台阶的受力较大，而下台阶的锁脚锚管受力较小，但具体受力分布不同。

1)工况1、工况2最大轴压力位于上台阶的锁脚锚管前中段，最大轴拉力位于中台阶锁脚锚管中后段，且均已屈服； 最大弯矩位于上台阶锁脚锚管的前中段。

2)工况3最大轴压力位于中台阶的锁脚锚管前中段并已经压曲； 最大轴拉应力为92.3 MPa，位于上台阶锁脚锚管全段； 最大弯矩位于上台阶锁脚锚管中后段，中台阶锁脚锚管的前段。

3.7 计算结果综合分析及现场实测支护内力验证

将3个计算工况的综合正应力分布进行处理，得到了基于工况1、2的应力包络线； 考虑实际破坏区位于上台阶拱腰至拱脚区域，且综合正应力的峰值与剪切应力峰值位于同一位置，因此将计算工况3的正应力峰值在初期支护破坏区间进行旋转偏移，得到基于破裂滑移面实际分布范围的全工况正应力包络线。计算工况的正应力分布包络图如图17所示。

图17 计算工况的正应力分布包络图(单位： MPa)

Fig.17 Envelope diagram of normal stress distribution under calculation condition (unit： MPa)

在DK390+786～+520段共设置了6个应力应变监测断面，综合6个断面净空侧的应力测试情况，得到了实测净空侧喷射混凝土正应力的包络线； 并根据前面的3个计算工况的数值分析结果，选取与实测测点相同的应力特征点得到了基于实测测点的计算正应力包络线。计算应力分布与实测应力分布的对比包络图如图18所示。

计算与实测应力的对比分析表明，只有考虑破裂滑移面实际分布范围的全工况计算应力包络线能很好包络实测应力线； 基于实测测点的全工况计算应力包络线，在断面左侧与实测应力包络线符合得很好，说明计算工况3破裂滑移面位置是符合实际的； 而右侧上台阶拱脚的实测最大应力更大，说明部分监测断面右侧的破裂滑移面较计算工况3有下移，但考虑破裂滑移面分布范围的应力包络线仍能较好地涵盖右侧的实测应力分布。

图18计算应力分布与实测应力分布的对比包络图(单位： MPa)

Fig.18 Envelope diagram of comparison between calculated stress distribution and measured stress distribution (unit： MPa)

在6个应力应变监测断面中，3个拱顶应力大于22 MPa，接近于工况2的应力分布； 3个拱顶应力小于8 MPa，接近于工况3的应力分布，且部分监测断面呈现出明显的左右侧不对称性，说明初期支护破坏区段含水率提高导致的围岩劣化普遍存在，但并非都形成了较大的连续破裂滑移面，且个别断面左右侧围岩劣化程度有差异。

4 结论与建议

本文通过监测、试验及计算分析得到了深埋老黄土隧道初期支护受力的典型特征，以及开挖后围岩劣化形成剪切破裂面对初期支护受力特征的影响，具体结论如下。

1)在原围岩参数工况下，喷射混凝土全环受压，上台阶受力较大，最大压应力位于拱顶，同时上台阶拱脚有较大剪切应力，原支护满足受力要求。

2)开挖后含水率提高对围岩劣化的影响为： 上台阶(拱顶至拱腰)的弯曲压应力增大，上台阶拱脚剪切应力增大，易发生压剪破坏，原支护难以满足受力要求。

3)围岩形成连续滑移面的影响为： 支护结构滑移面附近剪切应力增大，同时在滑移体与支护结构的接触区域压应力增大； 最大剪切应力与最大压应力均位于滑移体与支护接触的上部边界，此位置随着破裂滑移面的变化而变化，分布范围在上台阶拱腰至拱脚，当前支护无法满足受力要求。

4)3个计算工况均是上中台阶的锁脚锚管受力较大，并达到了屈服强度，需要进行加强。

依据得到的结论，给出了如下施工建议。

1)在破坏段拆换加固时需要加强上中台阶锁脚锚管，将原设计的每处2根提升至每处4根，并且需要通过锚管采用单液硅化法或双液硅化法注浆加固以填充隧道开挖后的新生裂隙及破裂面，防止形成渗水通路，减弱围岩的劣化程度。

2)将有连续破裂面的围岩径向注浆加固后，原支护强度仍不足，后续段落可将喷射混凝土厚度增至30 cm，采用230 cm格栅钢架，以满足受力要求； 而对于已破坏区段则采用I22工字钢+25 cm喷射混凝土套拱支护，除安全性的考虑外，还为了控制位移，减少侵限值。从后续施工效果来看，初期支护破坏现象得到有效控制，破坏明显减少，仅在DK390+462～+467段出现混凝土轻微起皮剥落，其余段落均完好。

基于此工程案例的计算分析与破裂段整治效果，对后续进一步研究的方向提出如下建议。

1)加强支护未能全面控制初期支护开裂，因此在后续段落中设置了对比试验段，增大预留变形量至15～20 cm，并采用了限阻器支护，除与原支护相接断面由于结构刚度差异产生环向裂缝外，无其他开裂破坏现象，初期支护受力整体连续性保持良好，说明采用让压支护结构也是有效对策。

2)此案例中含水率升高主要由于大气降水引起，而对于原本地下水就发育或开挖引起地下径流变化导致的围岩劣化还需进一步考虑流固耦合的力学效应。

3)可进一步考虑塑性土体的流变蠕变效应对支护结构受力的影响。