王 淑 娟

(中鐵十八局集團第四工程有限公司, 天津 300220)

隨著“交通強國”戰(zhàn)略的實施，國家對于地區(qū)公路、隧道的建設大力支持[1-3]。為了保障我國的海洋利益，我國修建了一大批跨海工程，例如我國正在建設的海底隧道工程有深圳媽灣港海底隧道、汕頭海灣、大連灣海底隧道等，其中正在建設的膠州灣第二隧道將成為目前為止世界最大規(guī)模的海底隧道[4-8]。這些跨海隧道的建設將促進我國在能源、交通、軍事領域的發(fā)展。而跨海隧道的建設經(jīng)常遇到斷層破碎帶，這些斷層破碎帶在地震等荷載作用下容易造成隧道發(fā)生不均沉降和剪切破壞，如在集集地震 (1999年)、汶川地震 (2008年)和熊本地震 (2016年)中，由地震引起的斷層錯動導致大量隧道產(chǎn)生裂紋甚至坍塌[9-12]。

斷層破碎帶形成的原因主要是斷層內(nèi)土層強度低、松散性高，在周圍地層的擠壓下極易發(fā)生巖石破碎[13-17]。因此研究高水壓條件下隧道穿越斷層破碎帶的圍巖變形、襯砌應力位移變化等一系列問題對于深海隧道工程的建設具有重要的意義。

國內(nèi)外科研人員針對隧道穿越斷層破碎帶及斷層錯動作用下隧道襯砌結構的影響做了大量的研究。陳興強[18]研究了川藏鐵路穿越斷層破碎帶時隧道最大埋深處的最大水平應力；周光新等[19]分析了跨斷層隧道的破壞機制，研究了襯砌厚度、節(jié)段長度、隧道斷面形式等因素對隧道抗剪切性能的影響；Yang 等[20]地下礦山巖體及結構面的力學性質(zhì)對于巷道穩(wěn)定性的影響；李瀚源等[21]建立了隧道縱向等效連續(xù)化模型，分析了跨斷層隧道結構的力學響應與隱伏斷層錯動的關系；羅金濤等[22]研究了走滑斷層錯動下隧道襯砌結構的力學響應，分析參數(shù)包括節(jié)段長度和變形縫寬度；頡永斌等[23]基于筒倉理論，建立了跨斷層隧道縱向荷載的理論計算模型，通過室內(nèi)模型試驗和數(shù)值模擬分析了隧道埋深、斷層寬度等參數(shù)的影響；Zhang等[24]以2016年的熊本地震為例，分析了地震參數(shù)、構造形態(tài)等因素造成隧道損傷的原因并提出了相關的修復準則；鄭書笛等[25]采用MIDAS/GTS NX分析了超前小導管及其注漿對隧道穿越斷層時的支護效果；黃健陵等[26]利用社會網(wǎng)絡分析法(SNA)分析了穿越斷層的破碎帶的高風險因素；唐浪洲等[27]分析了走滑斷層錯動下隧道的位移、應力和應變響應。丁祖德等[28]分析了斷層錯動下隧道ECC襯砌和混凝土RC襯砌的抗錯動能力；趙旭等[29]利用ABAQUS建立了斷層錯動下隧道襯砌響應的數(shù)值模型，分析了逆沖斷層錯動、走滑斷層錯動以及傾向滑移斷層錯動下隧道的內(nèi)力位移變化；張超翔等[30]分析了雙斷層錯動下隧道的位移及剪應力響應規(guī)律，集合混凝土應力-應變準則建立了雙斷層共同作用下的三維數(shù)值模型；龔林金等[31]依托水陽高速勝利隧道分析了隧道穿越不同傾角的斷層時圍巖的變形規(guī)律；李楊楊等[32]為了研究跨斷層隧道開挖擾動下圍巖裂隙涌水機制研制了非親水性流固耦合相似材料，并開展了流固耦合條件下隧道突涌水的模擬試驗；梁建文等[33]采用CDP模型建立了三維殼-彈簧的力學模型，分析了斷層錯動下盾構隧道的結構力學響應；Erami等[34]考慮了管道-土壤之間的相互作用，分析了管道在反向斷層作用下的力學響應。

斷層錯動下隧道襯砌的力學及位移響應已有大量研究和成果，但在高水壓作用下隧道穿越斷層破碎帶的圍巖穩(wěn)定性和襯砌的安全性研究很少。因此，本文依托某下穿海域地鐵隧道，通過數(shù)值模擬分析了高水壓作用下跨海隧道穿越斷層破碎帶的穩(wěn)定性及加固措施。

1 工程實例分析

1.1 工程概況

如圖1所示，該段研究區(qū)域隧道穿越一段斷裂帶，該斷裂帶由強風化裂隙巖組成，斷裂帶長37 m，寬9 m，傾角72°。該海域水深約12 m，左右線隧道長度為172.8 m和206.2 m。該區(qū)段的隧道施工采用土壓泥水盾構，隧道支護采用內(nèi)徑5.5 m、外徑6.2 m的預制混凝土襯砌。隧道埋深10 m，線路最小曲率半徑300 m，最大坡度29%。

圖1 隧道穿越斷層破碎帶橫截面圖

1.2 計算模型建立

本研究采用ABAQUS有限元數(shù)值模擬軟件建立三維數(shù)值模型。如圖2所示，隧道的外徑為6.2 m，內(nèi)徑5.5 m，考慮到模型尺寸效應，根據(jù)Rodriguez[35]所做的模型尺寸試驗，對于隧道開挖模型的深度應該大于H+4D，長度大于H+3D，寬度大于H，H為隧道中心線距地面深度，D為隧道直徑。因此，最終選取三維模型的計算尺寸為94 m×66 m×45 m，二維模型的計算尺寸為66 m×45 m。在ABAQUS中采用八節(jié)點減縮積分單元C3D8R單元來模擬土層，八節(jié)點單元C3D8單元來模擬土壓盾構、管片及注漿層，B31梁單元用來模擬水平及徑向注漿管。模型網(wǎng)格采用單精度，在隧道關注位置采用更加細化的網(wǎng)格，其他區(qū)域采用粗略網(wǎng)格。

圖2 數(shù)值模型圖

模型邊界采用齊次邊界，即模型底部采用全約束，頂部為自由邊界，四周約束法線方向。模型中的EPBS殼體，注漿層、土層、管片均采用綁定約束。同時在計算模型中采用了如下假定：(1)土體材料為均勻且無限遠；(2)不考慮施工過程中管片拼接縫以及螺栓連接的影響，不考慮接縫之間的滑移；(3)忽略施工過程中的時間效應及機器等待時間的影響；(4)忽略地下水及動水壓力的影響。

1.3 模型計算參數(shù)選取

數(shù)值模型中土層及破碎帶采用摩爾-庫侖本構模型，預加固措施及其他單元采用線彈性模型管棚及徑向注漿，土層參數(shù)如表1所示，其他參數(shù)如表2所示。通過現(xiàn)場的監(jiān)測資料，土壓盾構的平均注漿壓力為0.2 MPa，掌子面的頂推力為1.732 MPa，考慮時效硬化的注漿層的參數(shù)如表1所示。如圖3所示，管棚法中采用在隧道拱頂180°范圍內(nèi)進行注漿，管道參數(shù)如表3所示。徑向注漿的有效加固范圍如公式(1)所示：

(1)

式中:D為加固區(qū)的范圍；R為漿液擴散半徑；S為管道間距。

表1 巖土計算參數(shù)

表2 預加固措施的模擬參數(shù)

表3 管棚法模擬參數(shù)

圖3 隧道穿越斷層破碎帶的加固措施

1.4 隧道施工模擬方法

(1) 隧道施工前的地應力平衡?？紤]海水靜水壓強的作用，因此在模型表面施加靜水壓力，使土體在自重及高水壓作用下達到平衡，使土體位移清零并達到開挖前的應力狀態(tài)。

(2) 在ABAQUS中利用“生死單元”的方法模擬隧道土體的開挖、襯砌的安裝以及注漿管的安裝。在隧道開挖過程中，注漿壓力、頂推力、注漿時效硬化、開挖圍巖的應力釋放等均在相應的分析步激活或殺死。

(3)管棚法或徑向注漿法均在隧道未穿越斷層破碎帶前進行施工，因此隧道需要進行停機操作。

2 隧道穩(wěn)定性的判斷方法

隧道的穩(wěn)定性一般用圍巖的位移、襯砌的應力變化等方面進行分析。如圖所4示，Sakurai[36-37]通過大量的試驗分析了隧道施工時臨界應力應變的關系，將開挖圍巖的單軸抗壓強度和彈性模量結合起來進行了分析，得到了3個危險等級來評價隧道的穩(wěn)定性，三種不同等級的評價如表4所示。三種隧道圍巖等級的計算公式如下所示：

(2)

Uc=r·εc

(3)

式中:E為楊氏模量；σc為單軸抗壓強度；εc為臨界應變；r為隧道半徑；Uc是臨界位移。

圖4 隧道穩(wěn)定性判定圖[34-35]

表4 危險等級(HWLs)

式中:Ei是楊氏模量,εc為臨界應變。

3 模型可靠性驗證

對于本文中的模型的可靠性驗證采用解析解的方法。隧道支護系統(tǒng)的解析解由Einstein等[38]通過大量的現(xiàn)場試驗得到，但這種方法假設圍巖為各向同性的均勻體且不考慮隧道停機等時間因素，一般將這種方法應用到圓形隧道中，對于馬蹄形隧道的準確性很低。相關計算公式如下：

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

斷層內(nèi)的隧道軸力和彎矩是主要關注點，因此選取斷層內(nèi)某段隧道進行彎矩和軸力的監(jiān)測。在上述解析解中，假設斷層內(nèi)的水平應變和垂直應力是統(tǒng)一的，在計算中垂直應力同樣要考慮靜水壓強的影響，因此垂直應力需要加上海水壓力。如圖5所示，襯砌環(huán)向角度的軸力和彎矩的數(shù)值解和解析解的趨勢相同，誤差也控制在20%以內(nèi)。因此數(shù)值模型具有較好的可靠性。

圖5 襯砌彎矩和軸力圖

4 計算結果分析

4.1 未加固下隧道穩(wěn)定性分析

如圖6 所示為隧道穿越斷層后土層沉降與塑性區(qū)分布圖。從土體的塑性應變來看，在進入斷層和退出斷層兩段的土體的塑性區(qū)發(fā)生了明顯屈服，塑性屈服區(qū)沿著斷層面向下延伸，這將造成相鄰襯砌的錯移，造成襯砌發(fā)生剪切破壞，這也是導致隧道襯砌發(fā)生滲漏水的原因。由周圍土壤的沉降觀察到，在未進入斷層前，隧道為底部隆起而頂部沉降，當進入斷層破碎帶后，隧道為左上方隆起而右下方沉降，這是因為隧道開挖到斷層帶后，周圍的土層達到穩(wěn)定，在應力釋放后發(fā)生了較大變形。如表5所示，通過與Sakurai的方法進行比較，跨斷層隧道的臨界應變和臨界應力均超過了限值，這表明隧道已經(jīng)處于不穩(wěn)定狀態(tài)。

圖6 隧道穿越斷層后土層沉降與塑性區(qū)分布圖

表5 隧道穩(wěn)定性判定

如圖7所示為隧道監(jiān)測環(huán)數(shù)與位移應力橫截面監(jiān)測點。分別監(jiān)測隧道進入斷層前的5環(huán)與在斷層內(nèi)的兩環(huán)。如圖8—圖10所示，監(jiān)測截面的最大變形、豎直沉降和最大主應力分別被監(jiān)測。隨著隧道施工接近斷層破碎帶，襯砌的位移和應力都在不斷增加，當?shù)?2環(huán)襯砌施工完畢后，最大變形量相較于前一環(huán)襯砌最大變形由7.9 mm增加到11.1 mm，增加幅度達到40.6%。最大沉降量為10.1 mm，襯砌表現(xiàn)為頂部受壓而底部受拉，其中左邊拱頂和右邊拱底產(chǎn)生應力集中現(xiàn)象，這與斷層的傾角高度相關，最大壓應力達到5.2 MPa。斷層內(nèi)的隧道襯砌第15環(huán)和第16環(huán)的最大變形為16.2 mm。因此隧道施工過程中，進入和退出斷層段的襯砌更為危險，在該部分的襯砌極易由于斷層的錯動而發(fā)生剪切破壞，導致隧道的滲漏水。

圖7 隧道監(jiān)測斷面示意圖

圖8 隧道穿越斷層前后的最大變形圖

圖9 隧道穿越斷層前后的豎向沉降圖

圖10 隧道穿越斷層前后的最大主應力圖

4.2 管棚法和徑向注漿法加固效果分析

如圖11、圖12所示為隧道經(jīng)過管棚法加固后的地表沉降云圖和塑性區(qū)分布圖。地層的最大沉降位置為斷層破碎帶的上方，最大變形為18.7 mm，相較于未加固而言，地面的最大沉降量減小了67.27%，管棚法加固效果顯著。土層的塑性區(qū)依然非常明顯，主要存在于斷層與周圍土層的接觸面之間。如13圖所示為管棚的豎向沉降和應力云圖。最大沉降達到了15.5 mm，最大應力值為150.1 MPa。根據(jù)相關的研究，管棚內(nèi)部的水泥漿液可以通過彈性模量折減的方法等同于一定面積的鋼管，本次研究的注漿管直徑60 mm，橫截面面積為1 306 mm2，最大屈服應力為392 MPa，通過計算得到最大的軸力為512 kN，而數(shù)值模擬中的最大軸力為188 kN，由此可以看出，超前支護管并沒有達到限值軸力，可以繼續(xù)承擔部分荷載。

圖11 隧道施工完畢后周圍土層沉降圖

圖12 隧道施工完畢后周圍土層塑性區(qū)分布圖

圖13 管棚沉降和應力圖

如圖14、圖15所示為經(jīng)過預加固后的隧道應力和位移云圖。隧道襯砌的最大應力為11.92 MPa，最大位移為11.5 mm。隧道的位移云圖和應力云圖均表明與斷層破碎帶的滑移方向相關，最大應力和變形發(fā)生在斷層破碎帶內(nèi)。斷層破碎帶的滑移不僅會造成隧道坍塌和剪切，還有可能導致隧道的旋轉(zhuǎn)，隧道旋轉(zhuǎn)的評價采用以下公式：

(12)

式中:ω為旋轉(zhuǎn)指數(shù)；θ為旋轉(zhuǎn)角；uz1和uz2分別為隧道拱側(cè)端的沉降量，也可利用拱底和拱頂?shù)乃轿灰撇钪祦肀硎荆籇為隧道直徑。

圖14 施加管棚法后隧道的應力和位移圖

圖15 隧道襯砌沉降圖

通過對隧道拱頂、拱底和拱側(cè)的監(jiān)測，可以了解隧道的旋轉(zhuǎn)傾向。隧道的最大沉降發(fā)生在拱頂，達到8.5 mm，拱底的沉降為6.2 mm，拱側(cè)的沉降為2.6 mm，因此可以計算得到整段隧道的最大旋轉(zhuǎn)指數(shù)為3.7×10-4。如圖16所示為徑向注漿管的最大變形和應力云圖。徑向注漿管的最大變形為52.96 mm，最大應力值達到65.2 MPa。

圖16 徑向注漿管沉降和應力圖

如圖17所示，管棚法和徑向注漿法均能減小襯砌的最大變形，但管棚法的作用更加明顯，而徑向注漿法對于減小隧道的沉降效果比較差。隧道在穿越斷層破碎帶時，圍巖發(fā)生了應力釋放和應力重分布，導致斷層破碎帶受到周圍巖層的擠壓導致斷層破碎帶的錯動，而管棚法能夠有效的防止斷層面的錯動，而徑向注漿法對于斷層錯動的抑制性較弱。

圖17 兩種不同預加固措施下隧道襯砌的變形圖

5 結 論

本研究以某區(qū)間盾構隧道穿越斷層破碎帶為例，考慮注漿壓力、頂推力、注漿時效硬化等，建立了詳細的三維計算模型。通過解析解的方式驗證了數(shù)值模型中隧道襯砌內(nèi)力的可靠性和準確性。通過與Sakurai隧道穩(wěn)定性的判斷方法進行比較，從而判定隧道的安全性。最后，對管棚法和徑向注漿法抑制斷層錯動，減小襯砌變形的效果進行了分析，主要結論如下：

(1) 跨斷層隧道的襯砌變形主要受斷層的錯動影響，襯砌危險點主要分布在進入與退出斷層時的節(jié)段，即斷層面附近的襯砌最危險。襯砌的變形特點主要受斷層傾角、寬度和夾角的影響，以72°傾角斷層為例，襯砌左拱頂和右拱底壓應力較大，容易造成應力集中現(xiàn)象。

(2) Sakurai隧道安全等級能夠有效的判斷襯砌的安全穩(wěn)定性，主要采用臨界應變和臨界應力來分析襯砌及圍巖的穩(wěn)定性，第一和第三危險警告等級分別代表了隧道穩(wěn)定性的下限值和上限值，超過這個限值的隧道處于臨界破壞狀態(tài)。

(3) 管棚中的超前支護剛管的最大軸力為188 kN，沒有超過極限值512 kN，可以繼續(xù)承擔部分荷載，因此可以采用雙排甚至多排管棚來防止斷層的滑動。徑向注漿管的最大變形為52.96 mm，最大應力值達到65.2 MPa，斷層的滑動量較大。因此，管棚法和徑向注漿法均能有效的減小隧道的最大變形量，但管棚法對于抑制襯砌的沉降變形更加有效。徑向注漿法無法有效的阻止斷層破碎帶的錯動。