CN110210069B - 隧道超前支护体系设计方法及隧道超前支护设计方法 - Google Patents

隧道超前支护体系设计方法及隧道超前支护设计方法 Download PDF

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CN110210069B CN201910382163.3A CN201910382163A CN110210069B CN 110210069 B CN110210069 B CN 110210069B CN 201910382163 A CN201910382163 A CN 201910382163A CN 110210069 B CN110210069 B CN 110210069B
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Abstract

该隧道超前支护设计方法基于经典楔形体模型，通过对比掌子面的稳定性系数K与掌子面设计稳定系数[K]之间的大小关系，指导超前支护措施的设计，若掌子面的稳定性系数K小于或者等于掌子面设计稳定系数[K]，则依次增加掌子面喷射混凝土超前支护措施、超前管棚支护措施、掌子面锚杆超前支护措施以及掌子面注浆超前支护措施，直至稳定性系数K大于掌子面设计稳定系数[K]，建立了软弱围岩隧道机械化全断面施工的超前支护体系设计方法，实现了隧道超前支护定量化设计。

Description

隧道超前支护体系设计方法及隧道超前支护设计方法
技术领域
本发明涉及隧道工程领域，具体而言，涉及一种隧道超前支护体系设计方法及隧道超前支护设计方法。
背景技术
随着我国经济的快速发展，铁路隧道的建设规模和建设难度越来越大，截止2017年底，中国规划的高速铁路隧道共2687座，累计长度约5482km，大型机械化全断面法是中国高速铁路隧道施工方法的发展方向。全断面开挖对围岩扰动次数少、工序简单、施工效率高，但开挖面积大，掌子面易失稳、塌方，因此目前主要应用于Ⅰ～Ⅲ级围岩，软弱围岩条件下，主要采用传统台阶法，而合理的超前支护措施，能有效提高掌子面稳定性，是实现软弱围岩隧道机械化全断面开挖的技术保证。但目前隧道超前支护设计方法仅针对单一的支护措施，且多依赖于工程经验，随着隧道机械化全断面法的大量推广、应用，亟需建立定量化、系统化的超前支护体系设计方法。
发明内容
本申请提供了一种隧道超前支护体系设计方法及隧道超前支护设计方法，旨在提高掌子面稳定性，实现软弱围岩条件下隧道机械化全断面施工。
第一方面，本申请提供一种隧道超前支护体系设计方法，包括如下步骤：
基于经典楔形体模型，计算掌子面稳定系数K，其中，假设采用全断面法施工，掌子面发生整体破坏，采用微台阶法施工上台阶掌子面发生局部破坏，且破坏面为与水平方向夹角为
Figure BDA0002053697160000029
的直线，根据极限平衡法，所述隧道掌子面稳定系数K的计算公式为：
Figure BDA0002053697160000021
在式1中，F1、F2分别为掌子面楔形体抗滑力、下滑力，K为掌子面稳定系数；
根据掌子面楔形体水平、竖向静力平衡条件，结合式1推导出掌子面稳定系数K计算公式为：
Figure BDA0002053697160000022
Figure BDA0002053697160000023
Figure BDA0002053697160000024
Figure BDA0002053697160000025
Figure BDA0002053697160000026
Figure BDA0002053697160000027
Fq＝qB(Dcotθ0+e)   式8
Figure BDA0002053697160000028
在式2～9中，[K]为掌子面设计稳定系数；Fc为滑移面粘聚力合力(N)；Fq为掌子面上方围岩压力合力(N)；Fw为掌子面滑移体自重(N)；q为围岩压力(Pa)；B为掌子面跨度(m)；D为掌子面高度(m)，采用微台阶法时，D取上台阶掌子面高度；e为隧道未支护段长度(m)；θ0为掌子面破坏角(°)；γ为围岩重度(N/m3)；c为围岩粘聚力(Pa)；
Figure BDA0002053697160000031
为围岩内摩擦角(°)；P1为掌子面喷射混凝土支护力(N)；P2为掌子面锚杆支护力(N)；α1为管棚作用下掌子面前方扰动段围岩压力折减系数；α2为掌子面预注浆加固后粘聚力增大系数；β1、β2、β3为与
Figure BDA0002053697160000032
θ0相关的系数。
判断未采取超前支护措施时，所述掌子面稳定系数K是否大于掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，可不采取超前支护措施；
若否，则增加掌子面喷射混凝土超前支护措施，判断增加所述掌子面喷射混凝土超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施；
若否，则增加超前管棚支护措施，判断增加所述超前管棚支护措施和所述掌子面喷射混凝土超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施；
若否，则增加掌子面锚杆超前支护措施，判断增加所述超前管棚支护措施、所述掌子面喷射混凝土超前支护措施以及所述掌子面锚杆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施；
若否，则增加掌子面预注浆超前支护措施，判断增加所述超前管棚支护措施、所述掌子面喷射混凝土超前支护措施、所述掌子面锚杆超前支护措施以及所述掌子面预注浆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施；
若否，则提高各超前支护措施的支护参数，直到掌子面稳定系数K大于所述掌子面设计稳定系数[K]。
在本申请中，该隧道超前支护体系设计方法基于经典楔形体模型，系统地考虑掌子面喷射混凝土支护力、掌子面锚杆支护力、掌子面前方扰动段围岩竖向荷载折减系数以及掌子面注浆加固后围岩力学参数增大系数对掌子面稳定性的影响，通过对比掌子面的稳定性系数K与掌子面设计稳定系数[K]之间的大小关系，指导超前支护措施的设计，若掌子面的稳定性系数K小于或者等于掌子面设计稳定系数[K]，则依次增加掌子面喷射混凝土超前支护措施、超前管棚支护措施、掌子面锚杆超前支护措施以及掌子面注浆超前支护措施直至稳定性系数K大于掌子面设计稳定系数[K]。
第二方面，一种隧道超前支护设计方法，其中，包括如下步骤：
基于经典楔形体模型，计算掌子面稳定系数K，其中，假设采用全断面法施工，掌子面发生整体破坏，采用微台阶法施工上台阶掌子面发生局部破坏，且破坏面为与水平方向夹角为
Figure BDA0002053697160000044
的直线，根据极限平衡法，所述隧道掌子面稳定系数K的计算公式为：
Figure BDA0002053697160000041
在式37中，F1、F2分别为掌子面楔形体抗滑力、下滑力，K为掌子面稳定系数；
根据掌子面楔形体水平、竖向静力平衡条件，结合式10推导出掌子面稳定系数K计算公式为：
Figure BDA0002053697160000042
Figure BDA0002053697160000043
Figure BDA0002053697160000051
Figure BDA0002053697160000052
Figure BDA0002053697160000053
Figure BDA0002053697160000054
Fq＝qB(Dcotθ0+e)   式44
Figure BDA0002053697160000055
在式38～45中，[K]为掌子面设计稳定系数；Fc为滑移面粘聚力合力(N)；Fq为掌子面上方围岩压力合力(N)；Fw为掌子面滑移体自重(N)；q为围岩压力(Pa)；B为掌子面跨度(m)；D为掌子面高度(m)，采用微台阶法时，D取上台阶掌子面高度；e为隧道未支护段长度(m)；θ0为掌子面破坏角(°)；γ为围岩重度(N/m3)；c为围岩粘聚力(Pa)；
Figure BDA0002053697160000056
为围岩内摩擦角(°)；P1为掌子面喷射混凝土支护力(N)；P2为掌子面锚杆支护力(N)；α1为管棚作用下掌子面前方扰动段围岩压力折减系数；α2为掌子面预注浆加固后粘聚力增大系数；β1、β2、β3为与
Figure BDA0002053697160000057
θ0相关的系数。
判断未采取超前支护措施时，所述掌子面稳定系数K是否大于掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，可不采取超前支护措施。
若否，则采用掌子面喷射混凝土超前支护措施，判断采用所述掌子面喷射混凝土超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，支护措施及参数合理。
若否，则采用超前管棚支护措施，判断采用所述超前管棚支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，支护措施及参数合理。
若否，则采用掌子面锚杆超前支护措施，判断采用所述掌子面锚杆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，支护措施及参数合理。
若否，则采用掌子面预注浆超前支护措施，判断采用所述掌子面预注浆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]。
若是，则掌子面稳定，支护措施及参数合理。
若否，则提高掌子面预注浆参数以使得所述掌子面稳定系数K大于掌子面设计稳定系数[K]。
本申请中，该隧道超前支护设计方法基于经典楔形体模型，系统地考虑掌子面喷射混凝土支护力、掌子面锚杆支护力、掌子面前方扰动段围岩竖向荷载折减系数以及掌子面注浆加固后围岩力学参数增大系数对掌子面稳定性的影响，通过对比掌子面的稳定性系数K与掌子面设计稳定系数[K]之间的大小关系，依次分别计算掌子面喷射混凝土支护力、掌子面锚杆支护力、掌子面前方扰动段围岩竖向荷载折减系数以及掌子面注浆加固后围岩力学参数增大系数直至某种超前支护措施下的掌子面的稳定性系数K能够大于掌子面设计稳定系数[K]，则采用该超前支护措施进行支护设计。
附图说明
为了更清楚地说明本发明实施方式的技术方案，下面将对实施方式中所需要使用的附图作简单地介绍，应当理解，以下附图仅示出了本发明的某些实施例，因此不应被看作是对范围的限定，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他相关的附图。
图1是本发明实施例提供的软弱围岩隧道机械化全断面施工超前支护设计方法的逻辑框图；
图2是本发明实施例提供的掌子面受力示意图；
图3是本发明实施例提供的掌子面挤出变形模式图；
图4是本发明实施例提供的掌子面喷射混凝土等效示意图；
图5是本发明实施例提供的掌子面喷射混凝土计算模型图；
图6是本发明实施例提供管棚变基床系数计算模型图；
图7是本发明实施例提供的增量法计算流程图；
图8是本发明实施例提供的掌子面GFRP锚杆分区示意图；
图9是本发明实施例提供的GFRP锚杆锚固体系示意图；
图10是本发明实施例提供的掌子面注浆加固示意图。
具体实施方式
为使本发明实施方式的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发明实施方式中的附图，对本发明实施方式中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施方式是本发明一部分实施方式，而不是全部的实施方式。基于本发明中的实施方式，本领域普通技术人员在没有作出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施方式，都属于本发明保护的范围。
因此，以下对在附图中提供的本发明的实施方式的详细描述并非旨在限制要求保护的本发明的范围，而是仅仅表示本发明的选定实施方式。基于本发明中的实施方式，本领域普通技术人员在没有作出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施方式，都属于本发明保护的范围。
应注意到：相似的标号和字母在下面的附图中表示类似项，因此，一旦某一项在一个附图中被定义，则在随后的附图中不需要对其进行进一步定义和解释。
实施例1
全断面开挖对围岩扰动次数少、工序简单、施工效率高，因此，大型机械化全断面工法是隧道施工的发展方向，但是该大型机械化全断面工法开挖面积大，掌子面易失稳、塌方，因此目前全断面法主要应用于Ⅰ～Ⅲ级围岩。在软弱围岩条件下，主要采用传统台阶法。
合理的超前支护措施，能有效提高掌子面稳定性，是实现软弱围岩隧道机械化全断面开挖的有力手段。
目前隧道超前支护设计方法仅针对单一的支护措施，且多依赖于工程经验。常用的超前支护措施包括超前管棚、掌子面喷射混凝土、掌子面锚杆加固以及掌子面注浆。其中，掌子面锚杆加固通常采用GFRP锚杆。
为此，发明人通过长期的研究，考虑四种常用掌子面超前支护措施对掌子面稳定性的影响，针对软弱围岩隧道机械化全断面施工方法建立了一种隧道超前支护设计体系方法和隧道超前支护设计方法。
请参阅图1，本申请实施例提供了一种隧道超前支护体系设计方法，包括如下步骤：
基于经典楔形体模型，计算掌子面稳定系数K。
其中，假设采用全断面法施工掌子面发生整体破坏，采用微台阶法施工上台阶掌子面发生局部破坏，且破坏面为与水平方向夹角为
Figure BDA0002053697160000082
的直线，请参阅图2。
根据极限平衡法，所述隧道掌子面稳定系数K的计算公式为：
Figure BDA0002053697160000081
在式1中，F1、F2分别为掌子面楔形体抗滑力、下滑力，K为掌子面稳定系数。
根据掌子面楔形体水平、竖向静力平衡条件，结合式1推导出掌子面稳定系数K计算公式为：
Figure BDA0002053697160000091
Figure BDA0002053697160000092
Figure BDA0002053697160000093
Figure BDA0002053697160000094
Figure BDA0002053697160000095
Figure BDA0002053697160000096
Fq＝qB(Dcotθ0+e)   式8
Figure BDA0002053697160000097
在式2～9中，[K]为掌子面设计稳定系数；Fc为滑移面粘聚力合力(N)；Fq为掌子面上方围岩压力合力(N)；Fw为掌子面滑移体自重(N)；q为围岩压力(Pa)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(10003-2016)计算；B为掌子面跨度(m)；D为掌子面高度(m)，采用微台阶法时，D取上台阶掌子面高度；e为隧道未支护段长度(m)；θ0为掌子面破坏角(°)；γ为围岩重度(N/m3)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)选取；c为围岩粘聚力(Pa)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)选取；
Figure BDA0002053697160000098
为围岩内摩擦角(°)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)选取；P1为掌子面喷射混凝土支护力(N)；P2为掌子面锚杆支护力(N)；α1为管棚作用下掌子面前方扰动段围岩压力折减系数；α2为掌子面预注浆加固后围岩力学参数增大系数；β1、β2、β3为与
Figure BDA0002053697160000102
θ0相关的系数。
判断未采取超前支护措施时，所述掌子面稳定系数K是否大于掌子面设计稳定系数[K]。其中，[K]作为掌子面设计稳定系数，可参考相关规范或根据具体工程确定，例如：可参考《岩土锚杆与喷射混凝土支护工程技术规范》(GB 50068)，取[K]＝1.15。
若是，则掌子面稳定，则不采取超前支护措施，即不采用前面提到的四种超前支护措施或者其他超前支护措施。
若否，则增加掌子面喷射混凝土超前支护措施，判断增加所述掌子面喷射混凝土超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]。
隧道工程中常用的掌子面加固措施是采用喷射混凝土封闭掌子面，形成板状喷射混凝土结构后，能够提供一定的支护力，有效防止掌子面局部掉块，提高掌子面稳定性。请参阅图3，隧道掌子面挤出变形多为穹顶状球形挤出变形，由于喷射混凝土与掌子面协调变形，因此，可以将掌子面混凝土板简化为宽度为B、高度为D、厚度为t、两端固定、受三角形荷载的梁，请参阅图4、图5。
根据掌子面喷射混凝土板的受力特征可以得出，该结构易在中心产生受拉破坏，根据结构力学得出喷射混凝土板所能提供的最大支护力P1计算公式。
相应地，掌子面喷射混凝土支护力P1的计算公式为：
Figure BDA0002053697160000101
式10中，t为喷混凝土厚度(m)；R1为喷混凝土极限抗拉强度(Pa)具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)相关规定取值。
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施，即只采用掌子面喷射混凝土超前支护措施。
若否，则增加超前管棚支护措施，判断增加所述超前管棚支护措施和所述掌子面喷射混凝土超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]。
超前管棚能有效控制围岩先行位移、防止未支护段塌方、减小掌子面上部荷载，在软弱围岩隧道施工中应用广泛，但目前管棚设计理论不够完善，参数确定存在较大的经验性。其中，超前管棚包括管棚或小导管支护。
其中，管棚或小导管支护掌子面前方扰动段围岩竖向荷载折减系数α1计算方法按如下公式计算：
Figure BDA0002053697160000111
式11中，Rq为掌子面前方扰动段管棚总地基反力(N)；Sp为管棚间距(m)；Lplap为管棚搭接长度(m)。
其中，Rq按式12计算：
Figure BDA0002053697160000112
式12中，Rqij为第j开挖步，第i节点管棚地基反力(N)；lp为管棚搭接时，掌子面处管棚节点编号，根据计算模型确定；当Lplap≤Dcotθ0，np为管棚搭接时掌子面前方最后一个管棚节点编号，当Lplap>Dcotθ0时，np为管棚搭接时掌子面滑移体破坏面与管棚交点处的管棚节点编号；mp增量法计算步数，根据计算模型确定。
Rqij按公式13计算：
Rqij＝kijωijdpΔLp   式13
式13中，kij为第j开挖步，第i节点管棚基床系数(Pa/m)，根据式14、15按增量法每开挖步的节点位置确定；ωij为第j开挖步，第i节点管棚挠度(m)；dp为管棚直径(m)；
初期支护变基床系数按公式14计算：
Figure BDA0002053697160000121
式14中，x为管棚节点对应的初期支护龄期(天)；k0为初期支护稳定基床系数(N/m3)，k0＝q/s0，可采用“荷载—结构模型”计算，s0为拱顶竖向位移(m)。
掌子面前方围岩变基床系数按公式15计算：
Figure BDA0002053697160000122
式15中，x'为管棚节点距掌子面距离(m)；μ为掌子面围岩泊松比，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)相关规定取值；k1为围岩稳定基床系数(Pa/m)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)相关规定取值。
ωij按公式16～25计算：
[A](j)[ω](j)＝[q](j)   式16
Figure BDA0002053697160000131
[A](j)＝[B](j)+[C](j)   式18
Figure BDA0002053697160000132
[B](j)[C](j)按式20～25计算：
Cij(ω(i+2)j-4ω(i+1)j+6ωij-4ω(i-1)j+ω(i-2)j)+Bijωij＝qij   式20
Figure BDA0002053697160000133
Figure BDA0002053697160000134
EI＝EsIs+EcIc   式23
当i＝0时
ω-1j＝2ω0j-ω1j   式24
ω-2j＝4ω0j-4ω1j+ω2j
当i＝n时
ω(n+1)j＝2ωnj-ω(n-1)j   式25
ω(n+2)j＝4ωnj-4ω(n-1)j+ω(n-2)j
式16～25中，EI为管棚抗弯刚度(N·m2)；Es为管棚钢管弹性模量(Pa)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)相关规定取值；Ec为注浆体弹性模量(Pa)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)相关规定取值；Is为管棚钢管惯性矩(m4)；Ic为注浆体惯性矩(m4)；dp为管棚间距(m)。
其中，增量法计算步骤如下。
将管棚分为5个区段，每个区段采用不同刚度弹簧模拟：
(1)固定段，弹簧刚度为初期支护稳定基床系数k0；
(2)初期支护不同龄期段，根据式14计算弹簧刚度；
(3)无支护段，此段不设置弹簧；
(4)掌子面前方围岩扰动段，根据公式15计算弹簧刚度；
(5)掌子面前方围岩未扰动段，弹簧刚度为围岩稳定基床系数k1。
根据增量法，建立管棚计算模型，计算过程中将弹性地基梁模型按开挖步距逐渐往前移动，直到前方剩余长度为管棚搭接长度，如图6、图7所示。
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施，即采用掌子面喷射混凝土超前支护措施以及掌子面锚杆超前支护措施。
若否，则增加掌子面锚杆超前支护措施，判断增加所述超前管棚支护措施、所述掌子面喷射混凝土超前支护措施以及所述掌子面锚杆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]。
采用GFRP锚杆对掌子面进行加固，锚杆与围岩的相互作用能有效阻止掌子面处第三主应力减小，提高掌子面围岩抗剪强度、刚度，从而减小掌子面挤出变形及地表变形，增强掌子面围岩稳定。
将掌子面前方分为两个区域(如图8)，提出了掌子面GFRP锚杆5种破坏模式：
①滑移面锚杆拉伸破坏；
②区域I第一界面(锚杆—灌浆体界面，如图9)剪切破坏；
③区域I第二界面剪切(围岩—灌浆体界面，如图9)剪切破坏；
④区域II第一界面剪切破坏；
⑤区域II第二界面剪切破坏。
根据以上5种破坏模式，结合GFRP锚固体系研究成果，给出了掌子面GFRP锚杆支护力P2计算公式：
Figure BDA0002053697160000151
式26中，P2i为掌子面上第i排锚杆支护合力(N)；nb为掌子面锚杆竖向排数。
其中，P2i按式27～33计算：
P2i＝mbi×min(P21i P22i P23i P24i P25i)   式27
Figure BDA0002053697160000152
Figure BDA0002053697160000153
Figure BDA0002053697160000154
Figure BDA0002053697160000155
Figure BDA0002053697160000156
式27～32中，P21i为第一种破坏模式对应的第i排锚杆锚固力(N)，其余符号同理；mbi为第i排掌子面锚杆横向排数；Shi为第i排掌子面锚杆横向间距(m)；fb为锚杆抗拉强度(Pa)；db为锚杆直径(m)；ft为灌浆体抗拉强度设计值(Pa)；lIi为第i排锚杆在区域I中锚固长度(m)；lIIi为第i排锚杆在区域II中锚杆锚固长度(m)；dh为钻孔直径(m)；λ为围岩侧压力系数。
另外，lIi、lIIi按式34～36计算；
lIi＝min(Lblapi，xi)   式34
lIIi＝max(0，Lblapi-xi)   式35
xi＝yicotθ0   式36
式34～36中，Lblapi为第i排掌子面锚杆搭接长度(m)；yi为第i排掌子面锚杆纵坐标(m)；xi为第i排掌子面锚杆与破坏面交点的横坐标(m)。
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施，即采用超前管棚支护措施、掌子面喷射混凝土超前支护措施、掌子面锚杆超前支护措施。
若否，则增加掌子面注浆超前支护措施，判断增加所述超前管棚支护措施、所述掌子面喷射混凝土超前支护措施、所述掌子面锚杆超前支护措施以及所述掌子面注浆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]。
掌子面注浆后，浆体充填掌子面前方围岩裂隙，通过增强围岩力学参数有效提高掌子面稳定性。相关研究表明，注浆主要提高围岩的粘聚力，而对围岩内摩擦角影响较小，因此本申请仅考虑掌子面全断面注浆对围岩粘聚力的影响，如图10所示。
采用体积等效法，推导注浆加固后围岩粘聚力增大系数α2计算公式，得出掌子面注浆加固后围岩力学参数增大系数α2的计算公式为：
Figure BDA0002053697160000161
式37中，cg为灌浆体粘聚力(Pa)；ξ为注浆填充率(％)，可参考《铁路工程设计技术手册(隧道)》选取；Lg为注浆范围(m)。
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施；
若否，则提高各超前支护措施的支护参数，直到掌子面稳定系数K大于所述掌子面设计稳定系数[K]。
本发明实施例提供了一种隧道超前支护体系设计方法，该隧道超前支护体系设计方法基于经典楔形体模型，通过对比掌子面的稳定性系数K与掌子面设计稳定系数[K]之间的大小关系，指导超前支护措施的设计，若掌子面的稳定性系数K小于或者等于掌子面设计稳定系数[K]，则依次增加掌子面喷射混凝土超前支护措施、超前管棚支护措施、掌子面锚杆超前支护措施以及掌子面注浆超前支护措施直至稳定性系数K大于掌子面设计稳定系数[K]。也就是说，在本申请实施例采用一种或几种超前支护措施以提高掌子面的稳定性。在软弱围岩的条件下即使采用机械化全断面工法掌子面仍然稳定。
实施例2
本发明实施例另提供一种隧道超前支护设计方法，包括如下步骤：
基于经典楔形体模型，计算掌子面稳定系数K，
其中，假设采用全断面法施工掌子面发生整体破坏，采用微台阶法施工上台阶掌子面发生局部破坏，且破坏面为与水平方向夹角为
Figure BDA0002053697160000172
的直线，请参阅图2。
根据极限平衡法，所述隧道掌子面稳定系数K的计算公式为：
Figure BDA0002053697160000171
在式1中，F1、F2分别为掌子面楔形体抗滑力、下滑力，K为掌子面稳定系数。
根据掌子面楔形体水平、竖向静力平衡条件，结合式1推导出掌子面稳定系数K计算公式为：
Figure BDA0002053697160000181
Figure BDA0002053697160000182
Figure BDA0002053697160000183
Figure BDA0002053697160000184
Figure BDA0002053697160000185
Figure BDA0002053697160000186
Fq＝qB(Dcotθ0+e)   式8
Figure BDA0002053697160000187
在式2～9中，[K]为掌子面设计稳定系数；Fc为滑移面粘聚力合力(N)；Fq为掌子面上方围岩压力合力(N)；Fw为掌子面滑移体自重(N)；q为围岩压力(Pa)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(10003-2016)计算；B为掌子面跨度(m)；D为掌子面高度(m)，采用微台阶法时，D取上台阶掌子面高度；e为隧道未支护段长度(m)；θ0为掌子面破坏角(°)；γ为围岩重度(N/m3)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)选取；c为围岩粘聚力(Pa)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)选取；
Figure BDA0002053697160000188
为围岩内摩擦角(°)，具体地，可按照《铁路隧道设计规范》(TB10003)选取；P1为掌子面喷射混凝土支护力(N)；P2为掌子面锚杆支护力(N)；α1为管棚作用下掌子面前方扰动段围岩压力折减系数；α2为掌子面预注浆加固后围岩力学参数增大系数；β1、β2、β3为与
Figure BDA0002053697160000189
θ0相关的系数。
判断所述掌子面稳定系数K是否大于掌子面设计稳定系数[K]。
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护参数。
若否，则采用掌子面喷射混凝土超前支护措施，判断采用所述掌子面喷射混凝土超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]。其中，掌子面喷射混凝土支护力P1的计算方法与实施例1中的掌子面喷射混凝土支护力P1计算方法一致，在此不予赘述。
若是，则掌子面稳定，支护措施及参数合理。
若否，则采用超前管棚支护措施，判断采用所述超前管棚支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]。其中，掌子面前方扰动段围岩压力折减系数α1的计算方法与实施例1中的掌子面前方扰动段围岩竖向荷载折减系数α1计算方法一致，在此不予赘述。
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护参数。
若否，则采用掌子面锚杆超前支护措施，判断采用所述掌子面锚杆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]。其中，掌子面锚杆支护力P2的计算方法与实施例1中的掌子面锚杆支护力P2的计算方法一致，在此不予赘述。
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护参数。
若否，则采用掌子面预注浆超前支护措施，判断采用所述掌子面预注浆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]。其中，掌子面注浆加固后围岩力学参数增大系数α2的计算方法与实施例1中的掌子面注浆加固后粘聚力增大系数α2，在此不予赘述。
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护参数。
若否，则提高掌子面预注浆参数以使得所述掌子面稳定系数K大于掌子面设计稳定系数[K]。
本申请实施例提供了一种隧道超前支护设计方法，该隧道超前支护设计方法基于经典楔形体模型，系统地考虑掌子面喷射混凝土支护力、掌子面锚杆支护力、掌子面前方扰动段围岩竖向荷载折减系数以及掌子面注浆加固后围岩力学参数增大系数对掌子面稳定性的影响，通过对比掌子面的稳定性系数K与掌子面设计稳定系数[K]之间的大小关系，依次分别计算提高掌子面喷射混凝土支护力、掌子面锚杆支护力、掌子面前方扰动段围岩竖向荷载折减系数以及掌子面注浆加固后围岩力学参数增大系数，并分别计算掌子面喷射混凝土、超前管棚掌子、掌子面锚杆加固以及掌子面注浆措施后的掌子面的稳定性系数K能否大于掌子面设计稳定系数[K]，当该超前支护措施下的掌子面的稳定性系数K大于掌子面设计稳定系数[K]，则采用该种超前支护，也就是说，在本申请实施例中，超前支护措施仅采用一种。在软弱围岩的条件下即使采用机械化全断面工法掌子面仍然稳定。
以上所述仅为本发明的优选实施方式而已，并不用于限制本发明，对于本领域的技术人员来说，本发明可以有各种更改和变化。凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。

Claims (10)

1.一种隧道超前支护体系设计方法，其特征在于，包括如下步骤：
基于经典楔形体模型，计算掌子面稳定系数K，其中，假设采用全断面法施工，掌子面发生整体破坏，采用微台阶法施工上台阶掌子面发生局部破坏，且破坏面为与水平方向夹角为的直线，根据极限平衡法，所述掌子面稳定系数K的计算公式为：
在式1中，F1、F2分别为掌子面楔形体抗滑力、下滑力，K为掌子面稳定系数；
根据掌子面楔形体水平、竖向静力平衡条件，结合式1推导出掌子面稳定系数K计算公式为：
Fq＝qB(Dcotθ0+e) 式8
在式2～9中，K为掌子面稳定系数；Fc为滑移面粘聚力合力，单位为N；Fq为掌子面上方围岩压力合力，单位为N；Fw为掌子面滑移体自重，单位为N；q为围岩压力，单位为Pa；B为掌子面跨度，单位为m；D为掌子面高度，单位为m，采用微台阶法时，D取上台阶掌子面高度；e为隧道未支护段长度，单位为m；θ0为掌子面破坏角，单位为°；γ为围岩重度，单位为N/m3；c为围岩粘聚力，单位为Pa；为围岩内摩擦角，单位为°；P1为掌子面喷射混凝土支护力，单位为N；P2为掌子面锚杆支护力，单位为N；α1为管棚作用下掌子面前方扰动段围岩压力折减系数；α2为掌子面预注浆加固后粘聚力增大系数；β1、β2、β3为与θ0相关的系数；
判断未采取超前支护措施时，所述掌子面稳定系数K是否大于掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，可不采取超前支护措施；
若否，则增加掌子面喷射混凝土超前支护措施，判断增加所述掌子面喷射混凝土超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施；
若否，则增加超前管棚支护措施，判断增加所述超前管棚支护措施和所述掌子面喷射混凝土超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施；
若否，则增加掌子面锚杆超前支护措施，判断增加所述超前管棚支护措施、所述掌子面喷射混凝土超前支护措施以及所述掌子面锚杆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施；
若否，则增加掌子面预注浆超前支护措施，判断增加所述超前管棚支护措施、所述掌子面喷射混凝土超前支护措施、所述掌子面锚杆超前支护措施以及所述掌子面预注浆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，不再增加超前支护措施；
若否，则提高各超前支护措施的支护参数，直到掌子面稳定系数K大于所述掌子面设计稳定系数[K]。
2.根据权利要求1所述的隧道超前支护体系设计方法，其特征在于，所述掌子面喷射混凝土支护力P1的计算公式为：
式10中，t为喷混凝土厚度，单位为m；R1为喷混凝土极限抗拉强度，单位为Pa。
3.根据权利要求2所述的隧道超前支护体系设计方法，其特征在于，所述掌子面前方扰动段围岩压力折减系数α1的计算公式为：
式11中，Rq为掌子面前方扰动段管棚总地基反力，单位为N；Sp为管棚间距，单位为m；Lplap为管棚搭接长度，单位为m；
其中，Rq按式12计算：
式12中，Rqij为第j开挖步，第i节点管棚地基反力，单位为N；lp为管棚搭接时，掌子面处管棚节点编号，根据计算模型确定；当Lplap≤Dcotθ0，np为管棚搭接时掌子面前方最后一个管棚节点编号，当Lplap>Dcotθ0时，np为管棚搭接时掌子面滑移体破坏面与管棚交点处的管棚节点编号；mp增量法计算步数，根据计算模型确定；
Rqij按式13计算：
Rqij＝kijωijdpΔLp 式13
式13中，kij为第j开挖步，第i节点管棚基床系数，单位为Pa/m，根据式14、15根据计算模型确定；ωij为第j开挖步，第i节点管棚挠度，单位为m；dp为管棚直径，单位为m；ΔLp为管棚微段长度，单位为m；
初期支护变基床系数按式14计算：
式14中，x为管棚节点对应的初期支护龄期，单位为天；k0为初期支护稳定基床系数，单位为Pa/m，k0＝q/s0，s0为拱顶竖向位移，单位为m；
掌子面前方围岩变基床系数按式15计算：
式15中，x'为管棚节点距掌子面距离，单位为m；μ为围岩泊松比；k1为围岩稳定基床系数，单位为Pa/m；
ωij按式16～19计算：
[A](j)[ω](j)＝[q](j) 式16
[A](j)＝[B](j)+[C](j)                  式18
[B](j)[C](j)按式20～25计算：
Cij(ω(i+2)j-4ω(i+1)j+6ωij-4ω(i-1)j+ω(i-2)j)+Bijωij＝qij             式20
EI＝EsIs+EcIc                        式23
当i＝0时
ω-1j＝2ω0j-ω1j                           式24
ω-2j＝4ω0j-4ω1j+ω2j
当i＝n时
ω(n+1)j＝2ωnj-ω(n-1)j                       式25
ω(n+2)j＝4ωnj-4ω(n-1)j+ω(n-2)j
式20～25中，EI为管棚抗弯刚度，单位为N·m2；Es为管棚钢管弹性模量，单位为Pa；Ec为管棚注浆体弹性模量，单位为Pa；Is为管棚钢管惯性矩，单位为m4；Ic为注浆体惯性矩，单位为m4。
4.根据权利要求3所述的隧道超前支护体系设计方法，其特征在于，所述掌子面锚杆支护力P2的计算公式为：
式26中，P2i为掌子面上第i排锚杆支护合力，单位为N；nb为掌子面锚杆竖向排数；
其中，P2i按式27～32计算：
P2i＝mbi·min(P21i P22i P23i P24i P25i) 式27
式27～32中，P21i为第一种破坏模式对应的第i排锚杆锚固力，单位为N，其余符号同理；mbi为第i排掌子面锚杆横向排数；fb为锚杆抗拉强度，单位为Pa；db为锚杆直径，单位为m；ft为灌浆体抗拉强度设计值，单位为Pa；lIi为第i排锚杆在区域I中锚固长度，单位为m；lIIi为第i排锚杆在区域II中锚杆锚固长度，单位为m；dh为钻孔直径，单位为m；λ为围岩侧压力系数；
另外，lIi、lIIi按式33～35计算；
lIi＝min(Lblapi，xi) 式33
lIIi＝max(0，Lblapi-xi) 式34
xi＝yicotθ0 式35
式33～35中，Lblapi为第i排掌子面锚杆搭接长度，单位为m；yi为第i排掌子面锚杆纵坐标，单位为m；xi为第i排掌子面锚杆与破坏面交点的横坐标，单位为m。
5.根据权利要求4所述的隧道超前支护体系设计方法，其特征在于，所述掌子面注浆加固后围岩力学参数增大系数α2的计算公式为：
式36中，cg为灌浆体粘聚力，单位为Pa；ξ为注浆填充率，单位为％；Lg为注浆范围，单位为m。
6.一种隧道超前支护设计方法，其特征在于，包括如下步骤：
基于经典楔形体模型，计算掌子面稳定系数K，其中，假设采用全断面法施工，掌子面发生整体破坏，采用微台阶法施工上台阶掌子面发生局部破坏，且破坏面为与水平方向夹角为的直线，根据极限平衡法，所述掌子面稳定系数K的计算公式为：
在式37中，F1、F2分别为掌子面楔形体抗滑力、下滑力，K为掌子面稳定系数；
根据掌子面楔形体水平、竖向静力平衡条件，结合式37推导出掌子面稳定系数K计算公式为：
Fq＝qB(Dcotθ0+e) 式44
在式38～45中，K为掌子面稳定系数；Fc为滑移面粘聚力合力，单位为N；Fq为掌子面上方围岩压力合力，单位为N；Fw为掌子面滑移体自重，单位为N；q为围岩压力，单位为Pa；B为掌子面跨度，单位为m；D为掌子面高度，单位为m，采用微台阶法时，D取上台阶掌子面高度；e为隧道未支护段长度，单位为m；θ0为掌子面破坏角，单位为°；γ为围岩重度，单位为N/m3；c为围岩粘聚力，单位为Pa；为围岩内摩擦角，单位为°；P1为掌子面喷射混凝土支护力，单位为N；P2为掌子面锚杆支护力N；α1为管棚作用下掌子面前方扰动段围岩压力折减系数；α2为掌子面预注浆加固后粘聚力增大系数；β1、β2、β3为与θ0相关的系数；
判断未采取超前支护措施时，所述掌子面稳定系数K是否大于掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，可不采取超前支护措施；
若否，则采用掌子面喷射混凝土超前支护措施，判断采用所述掌子面喷射混凝土超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，支护措施及参数合理；
若否，则采用超前管棚支护措施，判断采用所述超前管棚支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，支护措施及参数合理；
若否，则采用掌子面锚杆超前支护措施，判断采用所述掌子面锚杆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，支护措施及参数合理；
若否，则采用掌子面预注浆超前支护措施，判断采用所述掌子面预注浆超前支护措施后的掌子面稳定系数K是否大于所述掌子面设计稳定系数[K]；
若是，则掌子面稳定，支护措施及参数合理；
若否，则提高掌子面预注浆参数以使得所述掌子面稳定系数K大于掌子面设计稳定系数[K]。
7.根据权利要求6所述的隧道超前支护设计方法，其特征在于，所述掌子面喷射混凝土支护力P1的计算公式为：
式46中，t为喷混凝土厚度，单位为m；R1为喷混凝土极限抗拉强度，单位为Pa。
8.根据权利要求7所述的隧道超前支护设计方法，其特征在于，所述掌子面前方扰动段围岩压力折减系数α1的计算公式为：
式47中，Rq为掌子面前方扰动段管棚总地基反力，单位为N；Sp为管棚间距，单位为m；Lplap为管棚搭接长度，单位为m；
其中，Rq按式48计算：
式48中，Rqij为第j开挖步，第i节点管棚地基反力，单位为N；lp为管棚搭接时，掌子面处管棚节点编号，根据计算模型确定；当Lplap≤Dcotθ0，np为管棚搭接时掌子面前方最后一个管棚节点编号，当Lplap>Dcotθ0时，np为管棚搭接时掌子面滑移体破坏面与管棚交点处的管棚节点编号；mp增量法计算步数，根据计算模型确定；
Rqij按式49计算：
Rqij＝kijωijdpΔLp                          式49
式49中，kij为第j开挖步，第i节点管棚基床系数，单位为Pa/m，根据式14、15根据计算模型确定；ωij为第j开挖步，第i节点管棚挠度，单位为m；dp为管棚直径，单位为m；ΔLp为管棚微段长度，单位为m；
初期支护变基床系数按式50计算：
式50中，x为管棚节点对应的初期支护龄期，单位为天；k0为初期支护稳定基床系数，单位为N/m3，k0＝q/s0，s0为拱顶竖向位移，单位为m；
掌子面前方围岩变基床系数按式51计算：
式51中，x'为管棚节点距掌子面距离，单位为m；μ为围岩泊松比；k1为围岩稳定基床系数，单位为Pa/m；
ωij按式52～55计算：
[A](j)[ω](j)＝[q](j)                   式52
[A](j)＝[B](j)+[C](j)                      式54
[B](j)[C](j)按式56～61计算：
Cij(ω(i+2)j-4ω(i+1)j+6ωij-4ω(i-1)j+ω(i-2)j)+Bijωij＝qij                    式56
EI＝EsIs+EcIc                              式59
当i＝0时
ω-1j＝2ω0j-ω1j                           式60
ω-2j＝4ω0j-4ω1j+ω2j
当i＝n时                            式61
ω(n+1)j＝2ωnj-ω(n-1)j
ω(n+2)j＝4ωnj-4ω(n-1)j+ω(n-2)j
式56～61中，EI为管棚抗弯刚度，单位为N·m2；Es为管棚钢管弹性模量，单位为Pa；Ec为管棚注浆体弹性模量，单位为Pa；Is为管棚钢管惯性矩，单位为m4；Ic为注浆体惯性矩，单位为m4。
9.根据权利要求8所述的隧道超前支护设计方法，其特征在于，所述掌子面锚杆支护力P2的计算公式为：
式62中，P2i为掌子面上第i排锚杆支护合力，单位为N；nb为掌子面锚杆竖向排数；
其中，P2i按式63～68计算：
P2i＝mbi·min(P21i P22i P23i P24i P25i)         式63
式63～68中，P21i为第一种破坏模式对应的第i排锚杆锚固力，单位为N，其余符号同理；mbi为第i排掌子面锚杆横向排数；fb为锚杆抗拉强度，单位为Pa；db为锚杆直径，单位为m；ft为灌浆体抗拉强度设计值，单位为Pa；lIi为第i排锚杆在区域I中锚固长度，单位为m；lIIi为第i排锚杆在区域II中锚杆锚固长度，单位为m；dh为钻孔直径，单位为m；λ为围岩侧压力系数；
另外，lIi、lIIi按式69～71计算；
lIi＝min(Lblapi，xi) 式69
lIIi＝max(0，Lblapi-xi) 式70
xi＝yicotθ0 式71
式69～71中，Lblapi为第i排掌子面锚杆搭接长度，单位为m；yi为第i排掌子面锚杆纵坐标，单位为m；xi为第i排掌子面锚杆与破坏面交点的横坐标，单位为m。
10.根据权利要求8所述的隧道超前支护设计方法，其特征在于，所述掌子面注浆加固后围岩力学参数增大系数α2的计算公式为：
式72中，cg为灌浆体粘聚力，单位为Pa；ξ为注浆填充率，单位为％；Lg为注浆范围，单位为m。
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