不同側(cè)壓比下隧道初期支護的穩(wěn)定性研究

董云松

(中鐵第四勘察設計院集團有限公司,武漢 430063)

1 概述

隧道初期支護的變形、破壞主要是由于初期支護在圍巖壓力的作用下,其內(nèi)應力超過其強度引起的,圍巖壓力的大小和分布直接影響隧道初期支護的穩(wěn)定性[1]。我國現(xiàn)行《鐵路隧道設計規(guī)范》(TB10003—2005)中深埋隧道的圍巖壓力按松散壓力計算[2],并未考慮膨脹壓力、構(gòu)造殘余應力等對圍巖壓力的影響。

地質(zhì)復雜地區(qū)的深埋隧道(或深埋段),圍巖壓力由于受構(gòu)造殘余應力的影響,其大小、分布與《鐵路隧道設計規(guī)范》(TB10003—2005)計算的松散壓力差異較大,相應地,初期支護的內(nèi)力大小及分布,變形、破壞特點也不同。

隨著我國鐵路的大規(guī)模建設和技術(shù)標準的不斷提高,復雜地質(zhì)地區(qū)修建的長大隧道越來越多,隧道埋深也越來越大,為適應上述鐵路建設的新形勢,在隧道設計和施工中考慮構(gòu)造殘余應力的影響十分必要。大量的應力測試結(jié)果表明：埋深較大的隧道地層中賦存著以水平方向為主的構(gòu)造殘余應力,應力歷史及大小直接關系到隧道開挖后作用在支護結(jié)構(gòu)上圍巖壓力的大小及分布[3～5]。因此,研究不同側(cè)壓比(水平向圍巖壓力與豎向圍巖壓力的比值)下隧道初期支護的內(nèi)力分布特點,變形、破壞特征及其穩(wěn)定性具有十分重要的現(xiàn)實意義。研究成果對復雜地質(zhì)條件下深埋隧道的設計、施工具有重要的指導意義。

本文以龍廈鐵路象山特長隧道深埋段實測圍巖壓力為基礎,系統(tǒng)分析了不同側(cè)壓比下隧道初期支護的內(nèi)力分布特點,穩(wěn)定性及變形、破壞特征。

2 圍巖壓力分布特點

象山特長隧道采用左、右單洞單線、兩條隧道并行的方案。隧道穿越區(qū)域位于大田—龍巖拗陷帶之廣平—龍巖復式向斜和政和—大埔深大斷裂上,隧址區(qū)地質(zhì)構(gòu)造復雜,褶皺、斷裂極其發(fā)育[6]。為掌握隧道深埋段圍巖壓力的分布特點,特選取典型地段進行圍巖壓力測試。

測試地段隧道埋深600～650 m,圍巖等級為Ⅳ級；隧道開挖后掌子面構(gòu)造形跡明顯,褶曲、小斷層非常發(fā)育(圖1),大部分地段地下水不發(fā)育,局部地段滲水量大。

圖1 測試地段圍巖層薄、構(gòu)造形跡明顯

2.1 圍巖松散壓力

現(xiàn)行《鐵路隧道設計規(guī)范》(TB10003—2005)規(guī)定,深埋隧道圍巖壓力按松散壓力考慮。松散壓力是開挖引起的松動、塌落巖體作用在支護上的壓力,具有頂壓大、側(cè)壓小的特點。

按照《鐵路隧道設計規(guī)范》松散壓力的計算方法,水平壓力e與垂直壓力q的比值如表1所示[2]。測試地段(Ⅳ圍巖,容重21.5 kN/m3,隧道寬B=9.1 m)按規(guī)范計算的松散壓力分布如圖2所示。

表1 水平壓力e與垂直壓力q的關系[2]

圖2 圍巖松散壓力分布(單位：kPa)

2.2 實測圍巖壓力與松散壓力的對比

在測試地段共布置了12個監(jiān)測斷面。圍巖壓力采用振弦式雙膜土壓力盒(量程2.0 MPa,靈敏度0.001 MPa)進行量測。部分監(jiān)測斷面的實測圍巖壓力分布如圖3所示。

圖3 部分斷面實測圍巖壓力分布(單位：kPa)

將實測圍巖壓力與松散壓力對比可得如下基本結(jié)論：

(1)總體而言,測試地段實測圍巖壓力比Ⅳ級圍巖條件下按《鐵路隧道設計規(guī)范》計算的松散壓力大；

(2)實測拱頂圍巖壓力(88.0～320.1 kPa)是松散壓力(109.1 kPa)的0.8～2.93倍；實測水平向圍巖壓力(25.9～530.0 kPa)是松散壓力(32.7 kPa)的0.8～16.2倍；

(3)就圍巖壓力實測值與松散壓力的比值而言,水平方向的明顯比豎向的大；

(4)大多數(shù)斷面實測圍巖壓力的分布并未呈現(xiàn)出松散壓力頂壓大、側(cè)壓小的特點。

圍巖壓力的實測結(jié)果以及測試地段構(gòu)造形跡明顯、地下水水位高、圍巖結(jié)構(gòu)面發(fā)育但地下水不發(fā)育的特點均表明：測試地段初期支護所受圍巖壓力除松散壓力外,還有比松散壓力大得多的構(gòu)造殘余應力。

3 初期支護內(nèi)力隨側(cè)壓比的變化

構(gòu)造殘余應力的存在將使初期支護所受的水平向圍巖壓力明顯增大、水平向與豎向圍巖壓力的比值(側(cè)壓比)增大。受其影響,初期支護的內(nèi)力大小及分布、變形、破壞特點也將發(fā)生相應的改變。

為揭示不同側(cè)壓比下初期支護的內(nèi)力分布及變形、破壞特點,將不同側(cè)壓比下的圍巖壓力作用在初期支護上建立初期支護內(nèi)力計算的數(shù)值模型,計算初期支護的彎矩和軸力。

測試地段圍巖等級為Ⅳ級,初期支護采用150型格柵鋼架和25 cm厚C25噴射混凝土。格柵鋼架間距1.2 m、主筋為4根φ22 mm的HRB335鋼筋。

與水平向圍巖壓力相比,由于豎向圍巖壓力實測值與按《鐵路隧道設計規(guī)范》計算的松散壓力總體差別不大,所以計算時豎向圍巖壓力的數(shù)值取其等于松散壓力。考慮到初期支護未成環(huán)前的受力狀態(tài)最不利、穩(wěn)定性最差,為使計算結(jié)果對施工更有指導意義,以初期支護未成環(huán)的工況進行計算。

象山特長隧道深埋段Ⅳ級圍巖、不同側(cè)壓比下初期支護未成環(huán)前的彎矩、軸力計算結(jié)果如圖4～圖9所示。

圖4 側(cè)壓比為0.2時初期支護的內(nèi)力分布

圖5 側(cè)壓比為0.4時初期支護的內(nèi)力分布

圖6 側(cè)壓比為0.6時初期支護的內(nèi)力分布

由圖4～圖9可看出：

(1)側(cè)壓比小于0.6時,拱頂彎矩隨側(cè)壓比的增加逐漸減?。划攤?cè)壓比為0.6時,拱頂彎矩由使截面內(nèi)側(cè)受拉、外側(cè)受壓變?yōu)閮?nèi)側(cè)受壓、外側(cè)受拉,隨后,拱頂彎矩隨側(cè)壓比的增加逐漸增大；拱頂軸力隨側(cè)壓比的增加不斷增大；

圖8 側(cè)壓比為1.0時初期支護的內(nèi)力分布

圖9 側(cè)壓比為1.4時初期支護的內(nèi)力分布

(2)側(cè)壓比小于0.6時,拱腰彎矩隨側(cè)壓比的增加逐漸減??；當側(cè)壓比為0.6時,彎矩由使截面內(nèi)側(cè)受壓、外側(cè)受拉變?yōu)閮?nèi)側(cè)受拉、外側(cè)受壓,隨后,拱腰彎矩隨側(cè)壓比的增加逐漸增大；側(cè)壓比的變化對拱腰軸力的影響不大；

(3)當側(cè)壓力比為0.8時,邊墻彎矩由使截面內(nèi)側(cè)受壓、外側(cè)受拉變?yōu)閮?nèi)側(cè)受拉、外側(cè)受壓,隨后,邊墻彎矩隨側(cè)壓比的增加不斷變大。側(cè)壓比的變化對邊墻軸力的影響不大。

4 初期支護穩(wěn)定性隨側(cè)壓比的變化

在初期支護內(nèi)力計算的基礎上,按照《鐵路隧道設計規(guī)范》的方法可對不同側(cè)壓比下初期支護的穩(wěn)定性進行計算。初期支護安全系數(shù)隨側(cè)壓比的變化如圖10所示。

圖10 初期支護安全系數(shù)與側(cè)壓比的關系

由圖10并結(jié)合圖2～圖9可看出：

(1)側(cè)壓比<0.35時,拱頂、拱腰處安全系數(shù)最低(大于1.5、但小于3.0),初期支護未成環(huán)前變形、破壞的關鍵部位為拱頂和拱腰,最可能的破壞形式為拱頂下沉量大,拱頂、拱腰初期支護內(nèi)側(cè)(臨空側(cè))鋼筋鼓出、噴射混凝土拉裂。

(2)側(cè)壓比=0.35～0.65時,初期支護的安全系數(shù)大于3,處于穩(wěn)定狀態(tài)。

(3)側(cè)壓比=0.65～0.85時,拱頂?shù)陌踩禂?shù)最低且小于1.0,初期支護未成環(huán)前變形、破壞的關鍵部位為拱頂,但破壞形式為拱頂內(nèi)側(cè)(臨空側(cè))壓屈,表現(xiàn)為邊墻收斂大、拱頂及其附近噴射混凝土片狀剝落。圖3(b)斷面右拱腰至拱頂段噴射混凝土剝落情況如圖11所示。

圖11 YDK27+843.3斷面拱頂噴射混凝土剝落

(4)側(cè)壓比>0.85時,初期支護未成環(huán)前的安全系數(shù)均小于1.0且隨側(cè)壓比的增加不斷減?。还绊?、邊墻的安全系數(shù)最低,初期支護最可能的破壞形式為拱頂內(nèi)側(cè)(臨空側(cè))壓屈,邊墻內(nèi)側(cè)鋼筋鼓出、噴射混凝土拉裂。圖3(a)斷面初期支護邊墻破壞情況如圖12所示。

圖12 YDK27+930.7斷面邊墻鋼筋鼓出、噴射混凝土剝落

5 結(jié)論

本文在象山特長隧道深埋段圍巖壓力測試結(jié)果分析的基礎上對不同側(cè)壓比下初期支護未成環(huán)前的內(nèi)力分布、穩(wěn)定性及變形、破壞特點進行了計算和分析,取得了如下主要結(jié)論。

(1)地質(zhì)復雜地區(qū)的深埋隧道(或深埋段),圍巖壓力大小及分布與松散壓力差別較大,初期支護的穩(wěn)定性,變形、破壞特點與僅受松散壓力作用下的明顯不同。

(2)與象山特長隧道類似的Ⅳ級圍巖、單線隧道初期支護未成環(huán)前的內(nèi)力、穩(wěn)定性計算結(jié)果表明：

①側(cè)壓比=0.35～0.65時,初期支護最安全；

②側(cè)壓比<0.35時,拱頂、拱腰處安全系數(shù)最低、最可能破壞；破壞形式為拱頂下沉量大,拱頂、拱腰初期支護內(nèi)側(cè)(臨空側(cè))鋼筋鼓出、噴射混凝土拉裂；

③側(cè)壓比=0.65～0.85時,拱頂安全系數(shù)最低且小于1.0,最可能破壞；破壞形式為拱頂內(nèi)側(cè)(臨空側(cè))壓屈,表現(xiàn)為邊墻收斂大、拱頂及其附近噴射混凝土片狀剝落。

④側(cè)壓比>0.85時,初期支護未成環(huán)前安全系數(shù)小于1.0且隨側(cè)壓比的增加不斷減??；拱頂、邊墻最先破壞,破壞形式為拱頂內(nèi)側(cè)(臨空側(cè))壓屈,邊墻內(nèi)側(cè)鋼筋鼓出、噴射混凝土拉裂。

[1]朱維申,何滿潮.復雜條件下圍巖穩(wěn)定性與巖體動態(tài)施工力學[M].北京：科學出版社,1996．

[2]TB10003—2005，鐵路隧道設計規(guī)范[S].

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[4]趙德安,陳志敏,蔡小林,等.中國地應力場分布規(guī)律統(tǒng)計分析[J].巖石力學與工程學報,2007,26(6)：1265-1271．

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