鮑先凱,時睦涵,雷彥宏,張 武,王舒銳

(1. 內(nèi)蒙古科技大學 土木工程學院,內(nèi)蒙古 包頭 014010; 2. 中鐵二十局集團第五工程有限公司,云南 昆明 650200)

0 引 言

軟巖隧道存在著大量強度低、風化程度高、結(jié)理破碎的膨脹性圍巖,當遇到較大地下水時,容易發(fā)生膨脹變形。在高地應力工況中,常表現(xiàn)出大位移變形、強流變性、高構(gòu)造應力等特點,若支護不佳,則容易喪失自穩(wěn)能力和承載力,嚴重影響到隧道安全、施工進度及施工人員的生命。

關(guān)于軟巖隧道圍巖變形的發(fā)生機制,普遍認為應從力學因素和巖性因素兩方面進行分析。力學因素方面,羅寧[1]認為:隧道因開挖卸載和施工荷載,使得隧道圍巖力學條件驟變,引起應力重新分布,當超出圍巖強度時則會引發(fā)圍巖塑性形變;王成虎等[2]和李天斌等[3]均認為:軟巖隧道圍巖發(fā)生變形是在圍巖初穩(wěn)后由剪應力超限所產(chǎn)生的流變行為;鄒洋等[4]的研究發(fā)現(xiàn):剪應力超限往往在短時間內(nèi)完成,流變行為則表現(xiàn)為累進性和時效性。巖性因素方面,O.AYDAN等[5]和K.TERZAGHI[6]分別認為:軟巖隧道圍巖中含有大量穩(wěn)定性較低的特殊礦物,易受水文環(huán)境影響,吸水膨脹使得巖體物理構(gòu)造發(fā)生改變,同時還會發(fā)生水化反應,從而引起巖體本身的力學性質(zhì)發(fā)生改變,最終造成圍巖較大變形。綜合大量實際工程案例發(fā)現(xiàn),高地應力、巖性軟弱、地質(zhì)結(jié)構(gòu)惡劣的軟巖隧道常會因為支護措施不當引起圍巖大變形。LI Guang等[7]考察了甘肅金川煤礦軟巖巷道4 000 m范圍發(fā)生的偏壓、冒頂、頂板開裂、底部隆起、側(cè)壁開裂、兩幫剝落(最嚴重)等6種病害類型數(shù)量,并重點分析了其中4種主要變形類型的力學機理;ZHENG Lujing等[8]通過Rocscience Phase 2.0軟件對貴州深部破碎軟巖巷道主進路進行了數(shù)值分析,認為其變形破壞機理主要是由于圍巖中泥巖強度弱、地應力高和支護強度低的共同作用所致;SUN Xiaoming等[9]利用人工泥巖和砂巖材料復刻了甘肅省新安煤礦的地層構(gòu)造模型,并進行了相似性試驗,分析了深埋軟巖隧道在開挖過程中的變形機理和力學行為演化過程,認為應力傳遞路徑首先從巷道右側(cè)向左側(cè)傳遞,再向巷道頂部移動,最后應力向巷道遠場巖體傳遞。

以上深埋軟巖隧道變形研究積累了大量的軟巖大變形理論和工程經(jīng)驗。在工程實踐中,不同軟巖隧道存在著不同的工程地質(zhì)特性和力學環(huán)境,使其變形機制和變形規(guī)律各有特點,相關(guān)研究往往需要具體化,而設(shè)計階段采取的施工方法和控制技術(shù)有時缺乏工程針對性,使得施工過程中出現(xiàn)大變形,增加了施工的難度。筆者以花椒箐軟巖隧道為工程背景,通過數(shù)值模擬了軟巖隧道施工過程,分析了圍巖在施工過程中的力學特征,并重點研究預留核心土施工工法下軟巖隧道的變形規(guī)律和發(fā)生機制,提出的新支護對策,模擬驗證符合設(shè)計要求后,運用至實際工程,并進行現(xiàn)場變形監(jiān)測。

1 工程概況

花椒箐隧道位于新建的大麗高速公路土建第7合同段,是一座分離式隧道。該隧道右幅出口分界段里程為K40+802—K39+000,全長4 385 m;左幅隧道起止點樁號為K36+490—K40+880,全長4 390 m,左、右幅隧道間凈距約為32 m,最大埋深約為417 m,屬于深埋隧道,是大理地區(qū)僅次于中梁子隧道的第二長隧道。該隧道穿越洱海斷陷盆地外圍的中山區(qū),該地區(qū)地形切割較深、地勢較陡峻、地形復雜、溝谷縱橫,受紅河-洱海區(qū)域性大斷裂及次生小斷層影響,巖體相互穿插、構(gòu)成復雜、風化強烈、自穩(wěn)能力差,加之隧道區(qū)段內(nèi)有多處玄武巖侵入灰?guī)r內(nèi),破碎帶及巖性接觸帶很發(fā)育,圍巖巖性十分復雜。隧道所處圍巖地層巖性主要包括:第四系粉質(zhì)黏土、碎石土、角礫土、塊石土及粉質(zhì)黏土夾粉土粉砂,奧陶系下統(tǒng)向陽組頁巖、砂質(zhì)頁巖夾泥質(zhì)砂巖泥巖,泥盆系下統(tǒng)青山組灰?guī)r,喜山期煌斑巖,華力西期輝長巖,喜山期堿性玄武巖等11種。隧道圍巖級別主要為Ⅴ級和Ⅳ級,是軟巖隧道。室內(nèi)土工試驗測得的圍巖物理力學參數(shù)見表1。隧道斷面形式為曲墻拱式,采用復合襯砌結(jié)構(gòu)形式,環(huán)形開挖雙臺階預留核心土法施工。施工過程中發(fā)現(xiàn)原有的支護方案無法滿足設(shè)計要求,需要進一步改進。

表1 隧道圍巖類型及物理力學參數(shù)

2 軟弱圍巖變形數(shù)值模擬

2.1 模型建立

為了能直觀反映隧道變形過程和力學狀態(tài),筆者利用Midas/GTS進行數(shù)值模擬,并對隧道開挖過程的應力演化和變形進行研究。根據(jù)圣維南原理及相關(guān)數(shù)值模擬經(jīng)驗[10],一般隧道直徑的3～5倍[11]范圍內(nèi)均是應力影響的地層區(qū)域,為消除邊界效應對模擬精度的影響,模型尺寸選擇3倍隧道直徑。

模型邊界條件是:隧道直徑為11 m,高度為8.5 m;在水平方向上(x軸),模型水平寬度取為11×3×2+11=77 m(左、右隧道圍巖水平寬度各取開挖隧道直徑的3倍,其中隧道跨度為11 m);在垂直方向上(z軸),模型底部與隧道底部的距離為洞高的3倍即8.5×3=25.5 m,隧道的埋深為88 m,總高度122 m;在縱深方向上(y軸),模型長度取72 m,上臺階開挖步距3.6 m,下臺階開挖步距1.2 m,共60個循環(huán)步;采用復合襯砌結(jié)構(gòu)形式,噴射C30混凝土,厚度為28 cm,φ6鋼筋網(wǎng)片,網(wǎng)格尺寸為20 cm×20 cm,系統(tǒng)錨桿長度為3.5 m,梅花形布置,環(huán)向間距0.8 m,縱向間距1.2 m。

隧道施工過程中的開挖和支護分別采用“鈍化”和“激活”功能進行模擬。為消除開挖過程中的端部效應,選取模型中間部位斷面——距離洞口36 m處(以下簡稱“目標斷面”)進行模擬分析,這更能反映出隧道施工的一般性情況。在確保單元節(jié)點耦合的前提下,將目標斷面單獨設(shè)置為一個平整的網(wǎng)格組,以便提取更直觀的應力應變數(shù)據(jù),隧道三維網(wǎng)格模型如圖1。

圖1 三維隧道計算模型

隧道圍巖采用實體單元模擬,圍巖單元彈塑性階段采用Drucker-Prager彈塑性本構(gòu),襯砌采用板單元模擬,錨桿采用植入式桁架模擬,將鋼筋網(wǎng)片的物理參數(shù)折算到混凝土中[12]。支護部件模型物理參數(shù)見表2;模擬預留核心土法施工步序見表3。

表2 模型物理力學參數(shù)

表3 環(huán)形開挖雙臺階預留核心土法模擬施工步序

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果

2.2.1 隧道斷面變形

軟巖隧道開挖拱頂和拱底的最大變形量為斷面的中間點[13-14],故可以通過拱頂中點凈空值變化來反映拱頂、拱底的變形情況,通過布置水平測線AB(拱肩部)、CD(拱腰部)長度值變化來實現(xiàn)凈空水平收斂的監(jiān)測,凈空收斂與拱頂下沉測點布設(shè)在同一個斷面,監(jiān)測點布置情況如圖2。在數(shù)值計算過程中,特地增加對拱底變形量的監(jiān)測。目標斷面各測點累計變形量如圖3,變形預警值為20 cm。

圖2 監(jiān)測點布置示意

圖3 目標斷面隧道變形結(jié)果

由圖3可知:在隧道開挖到26步時(距目標斷面4.8 m,見圖4),此時目標斷面各部位變形量很小;隨著開挖面向前推進,從第27步起目標斷面各區(qū)域變形量開始加速;從第31步(目標斷面上部環(huán)形土體開挖完成)到第38步(目標斷面仰拱施作完成),隧道各監(jiān)測點變形量急劇增加,各測點發(fā)生變現(xiàn)量占總變形量的53.9%,說明目標斷面開挖施工對其變形影響最大;第38步之后,隨著開挖斷面支護體系逐漸發(fā)揮作用,隧道變形速率開始逐漸放緩,最終趨于平穩(wěn)。待整個隧道開挖完成之后,拱頂最大沉降量為20.2 cm,拱底最大隆起量為21.7 cm,最終隆起量為21.3 cm,超出工程預警值;拱肩最大收斂值為7.0 cm,拱腰最大收斂值為4.8 cm,均小于工程預警值。

圖4 S26目標斷面豎向位移云圖

綜上,相比于拱頂、拱底變形量,隧道水平收斂值小很多,各部位變形量大小關(guān)系為:仰拱>拱頂>拱肩>拱腰。隨著隧道開挖,目標斷面累計變形量的發(fā)展經(jīng)歷了“初期緩慢增長→中期驟變→最后平穩(wěn)”的過程,硐室整體向內(nèi)收斂,隧道各部位變化節(jié)奏基本同步。這主要是因為隧道施工過程中的圍巖變形經(jīng)歷了超前變形階段、開挖變形階段和收斂變形階段。超前變形階段主要是由于隧道施工導致工作面前方圍巖產(chǎn)生一定的荷載釋放,造成目標工作面出現(xiàn)較小變形量;開挖變形階段主要是隧道施工引起上部圍巖荷載釋放,應力重分布,隧道圍巖變形響應劇烈,變形較大;在收斂變形階段,隨著掌子面向前推進,隧道變形速率逐漸減小,洞周變形趨于穩(wěn)定。

2.2.2 圍巖應力與應變

為進一步研究隧道開挖的力學環(huán)境,分析目標斷面隧道最終的等效應力云圖、等效應變云圖、剪應力云圖、有效塑性應變云圖如圖5。

在不考慮體積應變條件下,等效應變和等效應力是將隧道圍巖中同時關(guān)聯(lián)的三向應力和三向應變等效成簡單的單向拉伸或壓縮狀態(tài)[15],以表示圍巖加載-形變關(guān)系,等效應力-等效應變關(guān)系與隧道圍巖彈、塑性區(qū)的各階段應力-應變狀態(tài)相對應,可以根據(jù)等效應變來確定隧道圍巖的滑移線,即松動圈分布情況。從圖5(a)可看出:隧道拱頂和仰拱卸載效應明顯,且范圍大,最小應力位于拱底,為0.006 7 MPa;隧道拱腰部位發(fā)生較大程度的應力集中,分布范圍相對較小,最大應力為3.424 MPa。卸載效應和應力集中是圍巖在地應力作用下出現(xiàn)破壞的主要力學因素,這二者的分布直接影響著洞周圍巖破壞剝離程度,并與隧道斷面在不同方向發(fā)生的位移程度相對應,這在圖5(b)中得到了很好地印證。由圖5(b)可知:松動區(qū)域成橢圓形分布,豎向大,橫向小,呈現(xiàn)出“扁鴨蛋形”,等效應變程度較大區(qū)域主要位于拱底下方,最大等效應變發(fā)生在拱腳處,隧道各部位等效應變值大小關(guān)系為:拱腳>拱腰>拱底>拱頂;隧道各部位等效應變分布范圍大小關(guān)系為:拱底>拱頂>拱肩>拱腰,這與隧道目標斷面各部位發(fā)生變形結(jié)果(圖3)關(guān)系一致。由圖5(c)可知:目標截面左、右半幅剪應力在絕對值上呈對稱分布,方向相反,剪應力集中在拱腳部位,最大剪切應力為0.88 MPa;結(jié)合圖5(a)可看出,卸載效應區(qū)域和應力集中區(qū)域與原巖應力場交錯處(即拱腳和拱肩)易形成剪應力分布,一般認為隧道圍巖形變破壞是由于施工加、卸載引起的巖體極限剪應力失穩(wěn)所致,故剪應力直接導致了塑性應變的產(chǎn)生。由圖5(d)可知:塑性應變區(qū)域分布同剪應力分布相對應,呈十字交叉形,主要分布在拱肩和拱腳,其中拱腳的塑性程度最嚴重,范圍最大,塑性范圍最大拓展深度約為洞徑的2倍;值得注意的是,拱肩部位上方出現(xiàn)明顯的應變集中區(qū)域,說明錨桿錨固深度不足,錨固的圍巖區(qū)域不夠穩(wěn)定,錨桿支護作用發(fā)揮不佳。因此,模擬原來的支護條件無法很好地滿足本工況下的支護要求。

圖5 目標斷面圍巖力學環(huán)境特征云圖

3 花椒箐隧道變形機制及支護對策

根據(jù)隧道圍巖壓力拱的形成過程[16],支座水平力與拱頂圍巖穩(wěn)定性關(guān)系的描述如式(1):

(1)

式中:y為拱高;H為支座水平力;V為支座豎直力;W為拱體單位荷重;x、x0分別為拱的橫坐標。

壓力拱高度會隨著支座水平力的增加而減小,這說明拱腳力學狀態(tài)情況直接影響著圍巖的穩(wěn)定性。這種圍巖拱效應是巖體拱結(jié)構(gòu)為了抵抗變形而發(fā)生力傳遞的偏離,即拱壓力由頂板向兩幫和底板傳遞的過程[17]。為了進一步分析目標斷面開挖時的應力演化情況,弄清花椒箐隧道發(fā)生大變形的主要機制,特提取目標斷面上部環(huán)狀土體開挖(S31)和下臺階土體開挖(S35)兩個特征工序節(jié)點的剪應力云圖進行應力演化過程分析,如圖6。

圖6 特征工序節(jié)點的目標斷面剪應力云圖

由于隧道工法特點,斷面在施工過程中會發(fā)生兩個階段拱效應。第1階段位于隧道拱腰部位,如圖6(a),當上部環(huán)形土體開挖后,拱頂圍巖力通過拱結(jié)構(gòu)傳導至上臺階拱腳部位(斷面貫通后的拱腰部位),初步發(fā)生剪應力集中;第2階段位于隧道拱腳部位,如圖6(b),隨著工序進行,核心土和下臺階開挖,剪切應力集中區(qū)域向兩幫及下臺階拱腳的圍巖深處轉(zhuǎn)移。兩次過高的應力集中,加之軟巖強度和變形模量小,使得兩幫和拱腳的圍巖在施工工法和高應力影響下極易發(fā)生剪切變形破壞和滑移變形破壞,并進一步導致頂板下沉量和變形速率增加,這也進一步會造成拱肩部位的錨桿因錨固深度不足而產(chǎn)生剪應力集中,對隧道豎向變形的約束作用減小,使得整個隧道處于不穩(wěn)定狀態(tài),這與塑性應變云圖5(d)情況相一致。

根據(jù)數(shù)值計算結(jié)果并結(jié)合隧道自身工況,導致花椒箐隧道變形的主要因素包括:圍巖軟弱、二次圍巖應力分布不均勻(應力卸載與應力集中)、支護整體強度不足。隧道支護設(shè)計存在如下不足:① 支護系統(tǒng)對圍巖強化效果不足,圍巖自承載能力弱,拱頂與兩幫未形成均衡協(xié)調(diào)的支護系統(tǒng);② 錨桿長度較短,未起到主動加固的作用,圍巖未形成有效的整體承載結(jié)構(gòu);③ 未對關(guān)鍵部位(兩幫和拱腳)采取及時、有針對性的加強支護,使得兩幫和拱腳部位發(fā)生劇烈塑性擴展,大大削弱了圍巖承載能力。

針對上述問題,筆者采取“關(guān)鍵部位強化支護+高強鎖腳錨桿支護+斷面錨桿整體強化”的手段進行優(yōu)化,建議采用C30早高強纖維混凝土,增長錨桿長度至6 m,梅花形布置,環(huán)向間距0.8 m,縱向間距1.2 m。在初襯施工時,在斷面臺階拱腳處增設(shè)高強鎖腳錨桿,長度為6 m,鎖腳錨桿角度為15°,以應對施工過程中上、下臺階拱腳處應力集中情況。據(jù)此,調(diào)整模型參數(shù)對優(yōu)化后隧道施工再次進行模擬,優(yōu)化前后隧道支護措施、目標斷面塑性應變分布和變形對比情況,見圖7～圖9。

由圖8可知:優(yōu)化后目標斷面塑性應變區(qū)域明顯減小,塑性應變分布更加緊湊,優(yōu)化后拱腳和拱肩的塑性應變狀況得到明顯改善,拱腳區(qū)域塑性應變程度相比優(yōu)化前降低20.0%,拱肩部位上方的應變集中現(xiàn)象消失,這說明改進后錨桿支護作用發(fā)揮良好,鎖腳錨桿對鎖腳部位的塑性應變集中發(fā)揮了很好地限制作用。由圖9可知:優(yōu)化后,拱頂最大沉降量為16.0 cm,較優(yōu)化前減少了20.3%,拱底最大隆起量為18.4 cm,較優(yōu)化前減少了15.2%,最大水平收斂量平均值比優(yōu)化前減少了20%,變形控制在預警值范圍內(nèi),優(yōu)化后控制效果顯著,故支護改進方案能夠達到優(yōu)化目的。

圖7 優(yōu)化前后支護措施對比

圖8 優(yōu)化后目標斷面最終塑性應變云圖

圖9 優(yōu)化前后目標斷面最大變形量對比

4 實際支護效果監(jiān)測分析

4.1 變形監(jiān)測

為了考察支護優(yōu)化的實際效果,筆者對優(yōu)化后的隧道施工段變形進行了現(xiàn)場監(jiān)測。采用收斂位移計進行現(xiàn)場測量,測點布置與模擬測點(圖2)一致,由于現(xiàn)場施工時拱底監(jiān)測點受出渣車輛影響較大,無法真實地反映監(jiān)測數(shù)據(jù),故現(xiàn)場未進行拱底監(jiān)測點的布置。在避免爆破作業(yè)破壞測點前提下,盡可能靠近工作面埋設(shè),一般距工作面為0.5～2.0 m,并在下一次爆破循環(huán)前獲得初始讀數(shù)。初始讀數(shù)在開挖后12 h內(nèi)讀取,最遲不超過24 h,在下一循環(huán)開挖前,完成初期變形值讀數(shù)。斷面測點布置好后即可通過監(jiān)控量測儀表進行數(shù)據(jù)采集工作,為滿足分析數(shù)據(jù)需要,采集數(shù)據(jù)頻率如表4。

表4 監(jiān)測頻率

4.2 現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

從監(jiān)控斷面中選取斷面K40+800進行分析,所得監(jiān)測數(shù)據(jù)如表5。

表5 各監(jiān)測點位移監(jiān)測數(shù)據(jù)(K40+800)

該斷面埋深較深,圍巖性質(zhì)差,為軟弱圍巖,最能反映圍巖的變形規(guī)律。當水平相對凈空變化速度大于10～20 mm/d時,表明圍巖處于急劇變形狀態(tài);當變化速度小于0.2 mm/d時,圍巖達到基本穩(wěn)定,圍巖變形預警值為20 cm。各監(jiān)測部位變形量隨時間變化曲線和單日變形速率情況如圖10。

圖10 K40+800斷面變化情況

由圖10(a)可知:K40+800斷面拱頂沉降呈對數(shù)增長,前期增長迅速,最后趨于穩(wěn)定,前5 d變形速率較大,起伏變化劇烈,最大值達到1.38 cm/d,說明初期圍巖能量釋放較快,地應力重新分布,且變化較大,初期支護作用發(fā)揮較慢,圍巖處于急劇變形期;在6～9 d拱頂沉降速率逐漸降低至0.75 cm/d,此時圍巖彈性應變能逐漸耗散,隧道初期支護強度提高,變形得以控制。隨著圍巖彈性應變能耗散和應力重分布的逐漸完成,其變形速率進一步減小,隧道變形趨于穩(wěn)定,拱頂最大沉降值為17 cm。

由圖10(b)、圖10(c)可知:AB、CD測線的水平收斂量和收斂速率變化趨勢基本一致,拱肩處(AB測線)水平收斂量、變化速率均略大于拱腰部(CD測線)。AB測線最大水平收斂量約為3.67 cm,最大收斂速率為0.51 cm/d;CD測線最大水平收斂量約為3.02 cm,最大收斂速率為0.35 cm/d。這是因為:隨著隧道上臺階開挖,隧道開挖區(qū)域圍巖應力逐漸釋放,且初期支護開始發(fā)揮作用,使邊墻拱肩、拱腰區(qū)域的圍巖變形受到控制,變形不再進一步發(fā)展。綜上,實際監(jiān)測結(jié)果與模擬數(shù)據(jù)基本吻合,支護優(yōu)化建議能很好解決花椒箐隧道軟巖變形問題,支護方案和研究方法可為后續(xù)工程設(shè)計施工提供借鑒和指導。

5 結(jié) 論

1)花椒箐隧道變形是由支護條件不佳造成的軟弱圍巖變形,隧洞硐室整體向內(nèi)收縮,變形以拱部整體下沉為主要特征,伴隨拱腳、拱肩發(fā)生較為劇烈的塑性剪切破壞,變形主要發(fā)生在工作面開挖過程中,速度快、總量大,加之兩幫支護較為薄弱且沒有與拱部形成較為協(xié)調(diào)的支護系統(tǒng),數(shù)值模擬的沉降結(jié)果超出預警值,支護效果不理想。

2)結(jié)合數(shù)值計算的隧道應力和塑性區(qū)分布情況可知:二次應力作用造成的豎向變形是導致花椒箐隧道變形的主導因素,隧道拱肩、腳部位應力集中現(xiàn)象明顯,通過增加錨桿長度,增設(shè)鎖腳錨桿等措施進行針對性優(yōu)化支護,以此提升隧道抗壓性能,減少變形。

3)支護措施改進后的實際監(jiān)測表明:拱頂最大沉降量為17 cm,未超出圍巖變形預警值為20 cm,圍巖最大水平收斂量分別為3.67、3.02 cm,支護效果符合預期。