孫 飛，張志強，秦 昌

(1.西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031； 2.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031)

因我國西部地區(qū)斷裂構造密集的地理特征，隨著西部城市地鐵的修建，地鐵隧道將不可避免地要穿越活動斷層破碎帶。斷層錯動對隧道工程的影響主要表現(xiàn)為錯動破壞和地震破壞[1]。斷層錯動會在短時間內使隧道結構出現(xiàn)很大的受迫變形及應力，對隧道工程的安全與穩(wěn)定造成巨大隱患。因此，研究斷層錯動作用對地鐵隧道結構的影響，成為保障隧道工程安全的關鍵性課題。

近幾年國內外已出現(xiàn)一些斷層錯動影響隧道結構受力的研究成果。劉學增等[2-3]通過幾何相似比1∶50的正斷層錯動模型試驗及數(shù)值模擬，研究了在不同錯動位移條件下分段式隧道結構受力、圍巖壓力分布以及塑性應變；雷軍等[4]對烏鞘嶺隧道F7斷層區(qū)段各項應力和收斂變形進行了監(jiān)測，分析了圍巖、襯砌受力及變形變化趨勢；黃強兵等[5-7]通過縮尺幾何相似比為1∶5的地裂縫活動模型試驗和數(shù)值模擬計算，研究了西安地鐵2號線隧道正交穿越地裂縫帶的設防參數(shù)、地裂縫對地鐵隧道的影響機制及病害控制方法；熊煒等[8-9]通過有限元方法探討了正斷層環(huán)境下公路山嶺隧道結構的受力及變形規(guī)律；邵潤萌等[10]通過建立有限元模型對不同類型斷層在錯動作用下導致的隧道工程損傷及巖土失效擴展機理進行了研究；鄭升寶等[11-12]分析了大量穿越斷層隧道的破壞情況，對隧道因斷層活動而受到破壞的特點做了總結。

這些既有研究成果中仍存在一些不足：數(shù)值分析中一般多采用連續(xù)模型，無法表征“斷層面附近隧道與圍巖的接觸關系在錯動發(fā)生時的變化”，導致數(shù)值模擬結果與實際不符；現(xiàn)有試驗模型的比例尺都較小，特別是缺乏對隧道縱向尺度方向的考慮，導致試驗所獲得的隧道結構破壞范圍存在顯著誤差；模型中對于斷層的模擬，均未在裝備上消除“機械摩擦”，無法保證斷層錯動的有效性。

本文以烏魯木齊地鐵隧道穿越九家灣活動斷層工程為依托，考慮活動斷層錯動作用下地層—隧道結構的相互作用，建立慣性力—強制位移連成作用的地層荷載結構模型，采用“接觸面”模擬“斷層面”及“圍巖與隧道相互作用面”的力學行為；在大比例尺跨活動正斷層隧道剪切錯動模型試驗中，研制大比例、高精度、寬控速的斷層錯動室內同步加載試驗裝置，最大程度降低室內模型試驗中邊界效應的不利影響，使室內試驗工況更貼近實際工況；通過數(shù)值模擬與模型試驗相結合的方法，研究不同斷層錯動量下隧道結構應力應變的分布規(guī)律，探明隧道結構受迫行為及破壞范圍。

1 工程概況

九家灣活動斷層組分布在九家灣一帶的中更新世洪積臺地上，主要由4條走向NE(北偏東45°～60°)、呈大致等間距平行排列的1組正斷層構成。每條正斷層表現(xiàn)為由傾向相對的正斷層構成地塹構造，主斷層面傾向NW，傾角(60°～85°)較大。斷層在地表形成北低南高的斷層陡坎和寬數(shù)米至數(shù)十米、深1.0～2.5 m的斷層溝槽地貌。斷層地表破裂保留較完整清晰，經勘察認定為全新世活動斷層，未來有百年內產生地震地表錯動的可能。

2 模型建立及參數(shù)選取

取斷層面前后各100 m范圍建立計算模型，模型長×寬×高為200 m×40 m×40 m，隧道埋深取15 m，斷層傾角取60°。斷層破碎帶位于隧道線路上方且寬度較窄，可將斷層破碎帶簡化為斷層面考慮，土體假設為理想彈塑性材料，采用Drucker-Prager屈服準則，變形縫假設為理想彈性材料。依據(jù)標準GB 50010—2002《混凝土結構設計規(guī)范》的規(guī)定，對襯砌混凝土自定義彈塑性應力—應變本構關系。初期支護混凝土等級為C25；對于二次襯砌混凝土，考慮鋼拱架、鋼筋網共同作用，其強度等級取C45，并采用整體式配筋方法研究裂縫分布特征。隧道二次襯砌每25 m設置1處變形縫，變形縫寬度0.1 m。模型前后、左右邊界施加水平位移約束，上部邊界為自由邊界，底部邊界施加豎向位移約束。模型縱向劃分100份網格，網格縱向間距為2 m，變形縫及其附近網格有一定程度加密。由此建立的有限元模型和模型網格如圖1所示。

圖1 有限元模型及網格劃分

隧道采用復合式襯砌，圖2為雙接觸面單元示意圖，接觸面采用擴展拉格朗日法計算，其中，接觸面①為斷層上下盤接觸面，其接觸行為設定為可滑動但不分離模式，以還原斷層面上的錯動力學行為；接觸面②為初支與圍巖接觸面，其接觸行為設定為可分離模式[13-14]。根據(jù)資料調研可知，斷層錯動后在斷層面處的初支與圍巖會發(fā)生脫空[15]，因此采用可分離接觸面還原脫空區(qū)隧道結構受力特征。

模型中圍巖及襯砌參數(shù)根據(jù)烏魯木齊軌道交通1號線地勘報告以及《鐵路隧道設計規(guī)范》確定。考慮圍巖加固措施的加固效果，提高了圍巖的黏聚力和內摩擦角，加固區(qū)圍巖的彈性模量、黏聚力按提高20%～30%考慮。不考慮水的作用。參考工程勘測資料并結合相關規(guī)范，各材料物理力學參數(shù)見表1，接觸面模擬計算參數(shù)見表2。

圖2 雙接觸面工作模式圖

結構及材料重度/(MN·m-3)彈性模量/GPa泊松比內摩擦角/(°)黏聚力/kPa圍巖 2.000.100.302550加固區(qū) 2.000.120.302360初期支護 2.4528.00.20二次襯砌 2.4533.50.20變形縫單元1.000.007 80.47

表2 接觸面模擬計算參數(shù)

設置斷層錯動量(以下簡稱為錯距)分別為10，20，30 cm，模擬分析3種錯距下隧道襯砌的變形、受力及塑性區(qū)分布。

3 數(shù)值模擬結果

3.1 隧道襯砌變形及圍巖壓力

圖3為錯距30 cm時地層及隧道結構整體變形示意圖，圖4為不同錯距時隧道襯砌變形放大圖。由圖3和圖4可知：斷層錯動后，隧道襯砌沿著縱向發(fā)生了“S”狀彎曲形變以適應錯距；上盤仰拱近斷層面處出現(xiàn)了明顯脫空；下盤近斷層面處拱頂與圍巖也有脫空現(xiàn)象；隨著斷層錯距的增大，脫空區(qū)范圍也逐漸增大。

圖3 錯距30 cm時地層及隧道結構整體變形示意圖

圖4 不同錯距下隧道襯砌變形放大圖

圖5為不同錯距時二次襯砌豎向位移沿隧道縱向距離的分布曲線，圖中，橫坐標的縱向距離，以斷層處為0點，往右側下盤方向取正，往左側上盤方向取負；縱坐標的豎向位移，以豎直向上為正，以豎直向下為負。由圖5可知：隨著錯距增大，二次襯砌豎向位移逐漸增大；隨著縱向距離的增加，二次襯砌豎向位移也逐漸增大，且以下盤的豎向位移最為明顯。

圖5 不同錯距時二次襯砌豎向位移沿隧道縱向距離的分布曲線

圖6為不同錯距時隧道拱頂、仰拱圍巖壓力沿隧道縱向距離的分布曲線。由圖可知：斷層面處圍巖壓力最大，且在上盤仰拱及下盤拱頂出現(xiàn)一段圍巖壓力為0的區(qū)域，即為脫空區(qū)；隨著斷層錯距的增大，脫空區(qū)范圍有所增大。但由于有限單元法采用連續(xù)介質假設，且實際城市淺埋地鐵由于所處圍巖條件差，隧道頂部圍巖在自重作用下有發(fā)生塌落的可能，拱頂圍巖最終可能只達到松散的程度，拱頂脫空并非必然出現(xiàn)。

圖6 不同錯距時拱頂和仰拱處圍巖壓力沿隧道縱向距離的分布曲線

3.2 隧道二次襯砌應力

1)縱向應力

由于計算過程中考慮了二次襯砌開裂，開裂會導致應力釋放，即開裂處縱向應力很小(接近0)，該區(qū)域即為結構受拉開裂范圍。

圖7為不同錯距時拱頂和仰拱處二次襯砌縱向應力沿隧道縱向距離的分布曲線，圖中拉應力為正，壓應力為負。由圖可知，二次襯砌縱向應力具有反對稱性質，即上盤仰拱、下盤拱頂靠近斷層面處襯砌縱向應力為0，表明該區(qū)域襯砌混凝土受拉開裂；隨著錯距的逐漸增大，上盤仰拱和下盤拱頂處開裂范圍逐漸增大，上盤拱頂及下盤仰拱處壓應力也逐漸增大。

圖7 不同錯距時拱頂和仰拱處二次襯砌沿隧道縱向距離的縱向應力分布曲線

圖8為不同錯距時二次襯砌裂縫分布云圖，表3為裂縫開裂長度表。由圖8和表3可知：二次襯砌開裂范圍隨錯距的增大而增大；當錯距達到30 cm時，上盤仰拱開裂長度為52 m(6.9D)，下盤拱頂開裂長度為40 m(5.4D)，可見上盤二次襯砌開裂范圍大于下盤。

圖8 不同錯距時二次襯砌裂縫分布云圖

錯距/cm上盤開裂長度/m上盤裂縫貫通長度/m下盤裂縫貫通長度/m下盤開裂長度/m1034(4.6D)5(0.7D)2(0.3D)26(3.5D)2044(5.9D)11(1.5D)5(0.7D)34(4.6D)3052(6.9D)18(2.4D)10(1.3D)40(5.4D)

2)最小主應力

圖9為錯距30 cm時二次襯砌最小主應力云圖，由圖可知，二次襯砌最小主應力峰值出現(xiàn)在斷層面拱腳點。圖10為不同錯距時二次襯砌拱腳(右側)沿隧道縱向距離最小主應力變化曲線，由圖可知，拱腳處二次襯砌最小主應力在斷層面處出現(xiàn)峰值，且在斷層錯動作用下，拱腳最小主應力隨錯距的增大而增大。

圖9 錯距30 cm時二次襯砌最小主應力云圖

圖10 不同錯距時二次襯砌拱腳(右側)最小主應力沿隧道縱向距離分布曲線

3)剪應力

圖11為不同錯距時隧道二次襯砌剪應力分布云圖。由圖可知，斷層面處拱腳點襯砌剪應力最大。圖12為不同錯距時拱腳處二次襯砌最大剪應力沿隧道縱向距離分布曲線，由圖可知，當斷層錯距分別為10，20，30 cm時，拱腳處最大剪應力分別為4.81，7.44，9.49 MPa，均大于C45標號混凝土抗剪強度設計值(2.8 MPa)，極可能發(fā)生剪切破壞。

圖11 錯距30 cm時二次襯砌中剪應力分布云圖

圖12 不同錯距時拱腳處二次襯砌剪應力沿隧道縱向距離分布曲線

3.3 隧道二次襯砌塑性應變分布

圖13為不同錯距時二次襯砌塑性應變分布云圖，由圖可知，上盤拱頂、下盤仰拱、斷層面近拱腳區(qū)域均出現(xiàn)塑性應變，最大值出現(xiàn)在斷層面處拱腳，峰值達到337×10-6。由隧道二次襯砌應力分析結果可知，上盤拱頂、下盤仰拱塑性應變是由于受壓應力作用而產生的，斷層面處隧道拱腳是由于受壓應力、剪應力共同作用而產生的。

圖13 不同錯距時二次襯砌塑性應變云圖

圖14為不同錯距時拱腳和仰拱處二次襯砌塑性應變沿隧道縱向距離分布曲線。由圖可知：拱腳塑性應變最大，最大值出現(xiàn)在斷層面附近，結合應力分析結果可知，此處塑性應變是受到壓和剪共同作用產生的；拱頂塑性應變出現(xiàn)在上盤，仰拱塑性應變出現(xiàn)在下盤。

綜上所述，斷層錯動作用下，在斷層面處隧道二次襯砌承受拉、壓、剪的組合作用，其破壞最為嚴重。

圖14 不同錯距時拱頂、拱腳和仰拱處二次襯砌塑性應變沿隧道縱向距離分臣曲線

4 大比例尺隧道穿越正斷層剪切錯動室內模型試驗

4.1 試驗裝置

采用幾何相似比為1∶25大比例尺的室內試驗裝置，進行隧道穿越活斷層剪切錯動試驗。該試驗裝置如圖15所示，主要包括裝置箱體、加載裝置、模型箱底座、數(shù)字伺服控制系統(tǒng)共4大部分。

圖15 大比例尺隧道穿越活斷層剪切錯動試驗裝置

裝置箱體的長×寬×高為5.0 m×2.5 m×2.5 m，箱體上設有60°剪切縫，左側為正斷層下盤，右側為上盤。左側下盤箱體的底板下安裝有大功率絲杠加載裝置，可沿設定角度的剪切縫向上錯動，從而模擬正斷層錯動效果。加載速率設定為5 mm·min-1，加載目標錯動量為12 mm，錯動時間為144 s，相當于實際斷層錯動速率12.5 cm·min-1，總錯距30 cm。

4.2 試驗相似材料

取幾何相似比CL=1∶25，重度相似比Cγ=1∶1。以此計算得到其他量的相似比分別為：彈性模量CE=1∶25；應力Cσ=1∶25；土壓力CP=1∶25；泊松比Cμ=1∶1；應變Cε=1∶1；配筋量CAs=1∶625。

工程實際的圍巖參數(shù)為：重度2 100 kN·m-3，彈性模量100 MPa，泊松比0.3，內摩擦角25°，黏聚力50 kPa。通過多次試驗對比，確定圍巖相似材料配比為河沙∶石英砂∶重晶石∶粉煤灰∶機油=40%∶30%∶10%∶10%∶10%。

石膏材料配比為水∶石膏∶硅藻土=1.0∶0.7∶0.3，其泊松比為0.194，彈性模量為1.3 GPa，單軸抗壓強度為802 kPa。同時考慮鋼筋的影響，在石膏模型中內置網格為1 cm×1 cm、直徑為1 mm的方格鋼筋網，然后進行石膏澆筑。由此制成隧道石膏模型長1 m，共做了5根，將5根縱向拼接制成總長5 m的隧道模型，從左至右順序編號為1#，2#，3#，4#，5#段。

將相連接的2根隧道石膏模型間的縫隙用于模擬二次襯砌的變形縫，拼接時采用T型橡膠圈連接，T型橡膠圈按照實際工程止水帶型式按相似比縮小后由同一工程供應商特別制作提供，性能參數(shù)見表4。二次襯砌變形縫的實際施工方案和試驗模型如圖16所示。

表4 試驗用橡膠止水帶材料性能參數(shù)

圖16 二次襯砌變形縫的實際施工方案和試驗模型

4.3 室內模型試驗結果

隨著左側箱體(下盤)抬升錯動，實時監(jiān)測并記錄隧道二次襯砌的豎向位移、縱向應變、環(huán)向應變及圍巖壓力，并對斷層錯動試驗后的隧道襯砌裂縫特征進行分析研究。對試驗數(shù)據(jù)進行整理分析，結果如下。

1)豎向位移

圖17為不同錯距時隧道二次襯砌拱頂豎向位移沿隧道縱向距離分布曲線。由圖可知，隨著錯距的增大，下盤隧道結構逐漸抬升，上盤隧道垂直位移變化幅度很小。

圖18為隧道二次襯砌豎向收斂位移沿隧道縱向距離分布曲線，豎向收斂位移表征的是隧道垂直方向的受壓變形量。由圖可知，斷層面處豎向收斂位移最大，且隨著錯距增大而增大，表明斷層面處隧道受斷層上、下盤土體錯動造成的豎向擠壓作用最為明顯。

圖17 不同錯距時隧道二次襯砌拱頂豎向位移沿隧道縱向距離分布曲線

2)縱向應變

圖19為不同錯距時拱頂和仰拱外側縱向應變沿隧道縱向距離分布曲線。由圖可知：隨著錯距的增大，下盤、上盤近斷層處隧道拱頂外側縱向應變均迅速增大，若以試驗所得隧道模型襯砌材料極限拉應變106×10-6為破壞標準，則下盤距斷層面-10～0 m范圍內隧道拱頂縱向拉應變超限，上盤距斷層面0～10 m范圍內隧道仰拱縱向拉應變超限，超限區(qū)域將可能發(fā)生受拉破壞。

圖18 不同錯距時二次襯砌豎向收斂位移沿隧道縱向距離分布曲線

圖19 不同錯距時拱頂外側、仰拱外側二次襯砌縱向應變沿隧道縱向距離分布曲線

3)環(huán)向應變

圖20為不同錯距時拱頂和仰拱內側環(huán)向應變沿隧道縱向距離分布曲線。由圖可知：在斷層面附近-10～10 m范圍內，環(huán)向應變突然增大，在斷層面處出現(xiàn)峰值并超過元器件量程而失去度數(shù)；在斷層面附近-31～31 m范圍內，仰拱環(huán)向應變也出現(xiàn)3次峰值。若以試驗所得模型襯砌材料極限拉應變106×10-6為破壞標準，則峰值區(qū)域結構環(huán)向拉應變均超限。

圖20 不同錯距時拱頂、仰拱內側二次襯砌環(huán)向應變沿隧道縱向距離分布曲線

4)隧道拱頂與仰拱圍巖壓力分布

圖21為不同錯距時拱頂和仰拱圍巖壓力沿隧道縱向距離分布曲線。由圖可知：拱頂圍巖壓力在斷層面處出現(xiàn)突變，這是由于正斷層錯動作用下，上下盤地層與隧道之間的變形不同步造成的，因此在斷層面附近的下盤拱頂和上盤仰拱出現(xiàn)圍巖壓力減小的區(qū)域，其中下盤仰拱脫空明顯。

圖21 不同錯距時拱頂、仰拱圍巖壓力沿隧道縱向距離分布曲線

5)裂縫分析

圖22為斷層剪切錯動試驗后隧道模型開裂形態(tài)。從破壞范圍、破壞程度、破壞特征上分析可得如下結論。

圖22 隧道模型襯砌裂縫分布圖

(1) 2#，3#，4#段均出現(xiàn)裂縫，其中，上盤隧道二次襯砌開裂范圍約為125 cm(約為實際32 m，即4.3D)，下盤隧道二次襯砌開裂范圍約為88 cm(約為實際22 m，即3.1D)，因此從開裂范圍上看，上盤大于下盤。由于模型試驗可還原實際隧道工程的結構特點，模型接頭考慮了結構受迫時的能量釋放等，而有限元數(shù)值模擬無法較全面地考慮隧道破壞過程中的能量損失和受力突變等，因此模型試驗的結果準確性更高，而數(shù)值模擬的結果更偏保守，得到的二次襯砌開裂范圍更大(見前文表3)，但二者所得科學規(guī)律是一致的，即上盤二次襯砌開裂范圍均大于下盤。

(2) 3#段由于直接受斷層剪切錯動作用，同時出現(xiàn)縱向裂縫、剪裂縫，且仰拱內側縱向裂縫貫通整段，裂縫總長度約220 cm；上盤4#段隧道襯砌出現(xiàn)縱向裂縫、環(huán)向裂縫，全部為外側裂縫，裂縫總長度約125 cm；下盤2#段隧道襯砌在仰拱內側出現(xiàn)縱向裂縫，總長度約38 cm。因此從破壞程度上看：3#>4#>2#，即上盤大于下盤。

(3) 隧道二次襯砌開裂破壞主要以縱向裂縫為主，集中出現(xiàn)在仰拱內側、墻腳外側及拱頂內側；剪裂縫出現(xiàn)在斷層面跡線處的拱腳位置；環(huán)向裂縫多出現(xiàn)在拱腰位置。

(4) 針對隧道二次襯砌開裂以縱向開裂和斜向開裂為主的特征，提出采用“藕斷絲連”的結構配筋設計理念，即加強環(huán)向主筋及箍筋，使隧道整體結構形成環(huán)—縱向骨架，從而減少縱向開裂和斜向開裂，并防止縱向裂縫的貫穿。

5 結 論

(1)數(shù)值模擬結果與模型試驗結果的規(guī)律一致性較好。表現(xiàn)為：數(shù)值模擬圍巖壓力峰值位置與模型試驗隧道二次襯砌縱向開裂位置一致；數(shù)值模擬隧道二次襯砌縱向應力峰值位置與模型試驗隧道二次襯砌環(huán)向開裂位置一致；數(shù)值模擬結果與試驗結果均有脫空現(xiàn)象出現(xiàn)且位置一致；數(shù)值模擬獲得隧道二次襯砌裂縫數(shù)量及分布特征也與試驗結果一致。

(2)正斷層錯動作用下，隧道襯砌受力復雜，表現(xiàn)為受拉、受壓、受剪等狀態(tài)。尤其在斷層面處隧道襯砌承受了壓—剪—扭的組合作用，襯砌破壞也最為嚴重。

(3)斷層面處隧道二次襯砌開裂最為嚴重，開裂主要以縱向裂縫為主，集中出現(xiàn)在仰拱內側、墻腳外側及拱頂內側；剪裂縫出現(xiàn)在斷層面跡線處的拱腳位置；環(huán)向裂縫多出現(xiàn)在拱腰位置，上盤開裂范圍均大于下盤。

(4)針對錯動面附近隧道結構發(fā)生的極端破壞，提出采用“藕斷絲連”結構配筋的設計理念，即加強環(huán)向主筋及箍筋，使隧道整體結構形成環(huán)—縱向骨架，從而減少縱向和斜向開裂，并防止縱向裂縫的貫穿。