及時支護(hù)隧洞變形規(guī)律研究及穩(wěn)定性評價

劉乃飛，李 寧，2，郭曉剛

(1. 西安理工大學(xué)巖土工程研究所，陜西西安 710048； 2. 中國科學(xué)院寒區(qū)旱區(qū)環(huán)境與工程研究所凍土工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，甘肅蘭州 730000； 3. 奧地利維也納農(nóng)業(yè)大學(xué)，維也納維也納 999013)

隨著我國經(jīng)濟(jì)建設(shè)的蓬勃發(fā)展，水電、金屬礦山、交通運(yùn)輸?shù)雀餍袠I(yè)均取得了舉世矚目的成績[1]，并逐漸將工程建設(shè)場所轉(zhuǎn)向水文工程地質(zhì)比較惡劣的地區(qū)，特別是在軟巖及土質(zhì)地區(qū)修建了一大批隧洞工程。據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，僅近10年新增的輸水隧洞中，軟巖隧洞就占新增隧洞總長的24.0%[2]。根據(jù)國際巖石力學(xué)學(xué)會的定義，軟巖是指單軸抗壓強(qiáng)度在0.5～25 MPa之間的一類巖石[3]，具有強(qiáng)度低、遇水易軟化和穩(wěn)定性差等特點(diǎn)。在軟巖中開鑿地下洞室，最主要的問題就是解決施工過程中的安全問題，保證施工過程中的圍巖穩(wěn)定，減少塌方，避免人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失。然而實(shí)際上在軟巖或土質(zhì)地層修建地下洞室的過程中均發(fā)生過不同程度塌方事故，這逐漸引起了科研人員的關(guān)注，軟巖隧洞的變形特征和穩(wěn)定性問題開始得到研究。付敬等[4]采用三維黏彈塑性數(shù)值方法研究了圍巖的流變特性與時效變形。劉小偉等[5]研究了淺埋紅層軟巖隧洞的變形和應(yīng)力變化特征。李葉等[6]通過原位測試、室內(nèi)試驗(yàn)和監(jiān)測手段研究了軟質(zhì)圍巖變形特征和機(jī)理。曹東杰[7]對穿越軟巖等復(fù)雜地質(zhì)條件下隧洞支護(hù)體系的受力特性及其穩(wěn)定性進(jìn)行了評估。張鵬等[1]結(jié)合工程經(jīng)驗(yàn)建立了隧洞頂拱變形與塑性區(qū)、松動區(qū)半徑大小的關(guān)系式。杜守繼[8]和焦蒼等[9]采用有限差分軟件分別研究了軟巖隧洞受力變形特征和軟弱圍巖在開挖過程中的大變形機(jī)理。黃林偉等[10]從軟巖隧洞開挖和支護(hù)兩個方面探討了軟巖隧洞變形機(jī)理。戴宏亮等[11]分析推導(dǎo)了軟巖隧洞錨固區(qū)流變問題的理論模型和解法。李鴻博[12]、張青龍[13]等對軟巖隧洞變形的空間效應(yīng)和時間效應(yīng)進(jìn)行了研究，并分析了軟巖隧洞的變形機(jī)理。上述研究成果為我國隧道工程建設(shè)的順利開展做出了巨大貢獻(xiàn)，但這些研究工作多服務(wù)于具體的工程項(xiàng)目，且沒有給出及時支護(hù)情況下軟巖隧洞的應(yīng)力和變形規(guī)律，因此開展具有普遍意義的需及時支護(hù)隧洞的變形規(guī)律及穩(wěn)定性方面的研究尤為重要。

本文通過設(shè)定詳盡的數(shù)值試驗(yàn)方案分別研究在不同洞徑、不同埋深、不同強(qiáng)度參數(shù)和不同彈性參數(shù)等條件下需及時支護(hù)的軟巖或土質(zhì)隧洞圍巖拱頂變形和頂拱噴層應(yīng)力的相互關(guān)系，進(jìn)而探討以支護(hù)結(jié)構(gòu)安全性為參考標(biāo)準(zhǔn)的及時支護(hù)隧洞圍巖穩(wěn)定性評價新理念，并將其成功應(yīng)用于新疆庫尉輸水工程，以期為在軟弱地層中開挖的隧洞工程的設(shè)計(jì)和施工提供理論指導(dǎo)。

1 數(shù)值模型及研究方案

1.1 數(shù)值分析模型

圖1 數(shù)值分析模型Fig.1 A numerical calculation model

本文采用的數(shù)值分析模型如圖1所示，模型中采用三角形六節(jié)點(diǎn)等參數(shù)實(shí)體單元模擬圍巖，將其視為理想彈塑性體。錨桿用Bolt單元模擬，噴層單元用Beam單元模擬。屈服準(zhǔn)則為Mohr-coulomb準(zhǔn)則，數(shù)值模型邊界條件為：底部固定端約束，兩側(cè)法向約束。

1.2 數(shù)值試驗(yàn)方案

實(shí)際工程中，圍巖類別、斷面尺寸、埋深及支護(hù)措施等均對圍巖變形產(chǎn)生較大影響，致使噴層受力也存在顯著差異。本文根據(jù)工程實(shí)際，選取力學(xué)性質(zhì)較弱，施工過程中需及時支護(hù)的圍巖類別，分析各參數(shù)對圍巖變形與噴層應(yīng)力對應(yīng)關(guān)系的影響。具體研究方案如表1所示。

表1 數(shù)值試驗(yàn)方案參數(shù)Tab.1 Parameters of numerical experiment scheme

注： 支護(hù)方案根據(jù)噴錨規(guī)范選定。

2 及時支護(hù)隧洞變形規(guī)律研究

圖2 變形模量影響曲線Fig.2 Influence curves of deformation modulus

軟巖及土質(zhì)隧洞由于具有強(qiáng)度低及變形大的顯著特點(diǎn)，致使開挖隧洞時需及時施做支護(hù)結(jié)構(gòu)，限制圍巖變形、確保工程安全。然而對于已施做支護(hù)結(jié)構(gòu)的隧洞的變形，目前尚未明確允許變形標(biāo)準(zhǔn)(傳統(tǒng)方法等均是基于毛洞提出的)。因此，本節(jié)采用擬定的試驗(yàn)方案研究及時支護(hù)隧洞拱頂圍巖在施做支護(hù)后發(fā)生的變形和噴層拱頂應(yīng)力值的對應(yīng)關(guān)系。

2.1 變形模量影響

圖2為變形模量對拱頂圍巖變形和噴層應(yīng)力對應(yīng)關(guān)系影響曲線，從圖中可見各變形模量情況下噴層大、小主應(yīng)力均隨圍巖變形呈近拋物線型變化，大主應(yīng)力對模量變化較小主應(yīng)力更敏感。變形較小時，大主應(yīng)力(絕對值)隨變形的增加而增大，當(dāng)變形達(dá)到一定值后，則出現(xiàn)相反的情況，且變化速率也逐漸減緩。而小主應(yīng)力則呈現(xiàn)出與大主應(yīng)力近似相反的規(guī)律。相同圍巖變形條件下，噴層大主應(yīng)力隨模量的增大而增大，小主應(yīng)力則隨模量的增大而減小。不同變形模量條件下，各曲線的極值點(diǎn)近似出現(xiàn)在同一位置，對應(yīng)的變形量約為1.4 mm。

2.2 泊松比影響

圖3 泊松比影響曲線Fig.3 Influence curves of Poisson′s ratio

圖4 黏聚力影響曲線Fig.4 Influence curves of cohesion

泊松比對噴層拱頂大、小主應(yīng)力的影響和變形模量類似，關(guān)系曲線均為拋物線型且對大主應(yīng)力的影響更為明顯。變形相同時，大主應(yīng)力隨泊松比的增大而增大。但圖3表明，不同泊松比情況下，曲線極值對應(yīng)的變形量有較大區(qū)別，即泊松比越大，拱頂處的變形值也越大。對于最小主應(yīng)力，泊松比的影響十分有限，且呈現(xiàn)出與大主應(yīng)力相反的變化規(guī)律。泊松比和側(cè)壓力系數(shù)密切相關(guān)，在城門洞形情況下，倘若噴層的剛度相對圍巖較大，邊墻變形將會使拱頂處噴層受擠壓而有向上隆起的趨勢。這種類似預(yù)應(yīng)力的效果使得這時的噴層能承受較大的拱頂圍巖壓力而不出現(xiàn)拉應(yīng)力，即拱頂噴層的環(huán)向應(yīng)力需在較大豎向壓力作用下才能實(shí)現(xiàn)由壓應(yīng)力到拉應(yīng)力的轉(zhuǎn)化。

2.3 黏聚力影響

圖5 內(nèi)摩擦角影響曲線Fig.5 Influence curves of internal friction angle

由圖4可知，黏聚力對大主應(yīng)力的影響在小變形時并不明顯，各曲線幾乎重合，應(yīng)力隨變形的增加而增大。變形值增大到約1.5 mm后出現(xiàn)拐點(diǎn)；此時各曲線出現(xiàn)明顯差別，變形相同時，黏聚力越大則噴層內(nèi)的大主應(yīng)力越小，且隨著黏聚力的增大極值點(diǎn)逐漸遠(yuǎn)離原點(diǎn)。黏聚力對最小主應(yīng)力的影響效果出現(xiàn)和最大主應(yīng)力相反的情況，在變形較小時各曲線之間的差值明顯，且黏聚力越大時相同變形的最小主應(yīng)力越小，而在較大變形時各曲線幾乎重合。

2.4 內(nèi)摩擦角影響

圖5表明內(nèi)摩擦角對關(guān)系曲線的影響較前幾個因素有明顯不同，不同內(nèi)摩擦角條件下曲線極值點(diǎn)存在較大分散性，內(nèi)摩擦角越大，極值點(diǎn)對應(yīng)變形量越小。內(nèi)摩擦角對大主應(yīng)力的影響明顯大于小主應(yīng)力，且變形較小時大主應(yīng)力隨內(nèi)摩擦角的增大而增大，小主應(yīng)力隨內(nèi)摩擦角的增大而減小。

2.5 洞徑和埋深的影響

圖6表明洞徑對各主應(yīng)力均有顯著影響，大主應(yīng)力隨變形呈先增大后減小，而小主應(yīng)力則表現(xiàn)為先減小后增大的趨勢。從圖中可見曲線頂點(diǎn)隨半徑的增大逐漸遠(yuǎn)離原點(diǎn)，即隧洞半徑越大極值點(diǎn)對應(yīng)的變形量也越大，變化曲線也越寬淺，且相同洞徑條件下，大、小主應(yīng)力曲線的頂點(diǎn)十分接近。

由圖7可知，不同埋深條件下大、小主應(yīng)力的變形均近似呈拋物線型，且變形較小時小主應(yīng)力隨埋深的增大而增大，變形較大時大主應(yīng)力隨變形的增大而增大。埋深增大的影響效果和內(nèi)摩擦角減小的影響效果相類似，隨埋深的增大，大小主應(yīng)力曲線頂點(diǎn)對應(yīng)的變形值也相應(yīng)增大。

圖6 洞徑影響曲線 圖7 埋深影響曲線 Fig.6 Influence curves of tunnel diameter Fig.7 Influence curves of embedded depth of tunnel

2.6 側(cè)壓力系數(shù)影響

圖8 側(cè)壓力系數(shù)影響曲線Fig.8 Influence curves of lateral pressure coefficient

由圖8可知側(cè)壓力系數(shù)的影響應(yīng)按側(cè)壓力系數(shù)大于和小于1兩種情況來分析。側(cè)壓力系數(shù)小于1時，大、小主應(yīng)力變化曲線均存在極值點(diǎn)，較大的側(cè)壓力系數(shù)對應(yīng)較大的邊墻變形，倘若噴層的剛度遠(yuǎn)大于圍巖的剛度，邊墻的變形將會使拱頂處噴層受擠壓而有向上隆起的趨勢。所以，側(cè)壓力系數(shù)較大時，最大主應(yīng)力的曲線頂點(diǎn)對應(yīng)的變形值較大。當(dāng)側(cè)壓力系數(shù)大于1時，由于邊墻對噴層的擠壓作用很強(qiáng)，大、小主應(yīng)力變化曲線均不存在極值點(diǎn)，隨變形的增加應(yīng)力不斷增大，若最小主應(yīng)力達(dá)到噴層的抗壓強(qiáng)度時，變形還繼續(xù)發(fā)展，噴層就會開裂破壞。

3 及時支護(hù)隧洞穩(wěn)定性評價方法

3.1 穩(wěn)定性評價新方法

影響噴層應(yīng)力的因素非常多，因此，本節(jié)根據(jù)上一節(jié)研究結(jié)論并結(jié)合工程實(shí)際，選取原計(jì)算方案中的部分方案，對通過支護(hù)結(jié)構(gòu)安全性來判斷隧洞圍巖穩(wěn)定性的新方法進(jìn)行詳細(xì)分析。選取的分析方案見表2。

表2 數(shù)值試驗(yàn)方案參數(shù)Tab.2 Parameters of numerical experiment scheme

通常情況下，拱頂圍巖變形均為豎直向下變形，拱部噴層較容易發(fā)生拉裂破壞，但當(dāng)側(cè)壓力系數(shù)較大時，拱頂噴層也存在受壓破壞的可能。因此，本文將綜合考慮噴層施做后拱頂?shù)膰鷰r變形與噴層主應(yīng)力之間對應(yīng)關(guān)系，推算出噴層既不產(chǎn)生拉破壞也不產(chǎn)生壓破壞的圍巖變形范圍。將各方案結(jié)果整合，可得圍巖變形與噴層應(yīng)力關(guān)系曲線(見圖9)。

需要說明的是，圖9中的最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力只是以變形發(fā)展初期的應(yīng)力大小來定義的，后期由于應(yīng)力調(diào)整，應(yīng)力主軸對調(diào)，大、小主應(yīng)力名稱發(fā)生了互換。

(a) 大主應(yīng)力 (b) 小主應(yīng)力圖9 各方案圍巖變形與噴層應(yīng)力對應(yīng)關(guān)系曲線Fig.9 Relationship curves between deformation and principal stress of each alternative

由于各計(jì)算方案中圍巖參數(shù)及支護(hù)參數(shù)均為確定的值，變形發(fā)展的結(jié)果也是確定的，各方案噴層均未達(dá)到其設(shè)計(jì)強(qiáng)度。由圖9可見，各曲線基本呈線性發(fā)展，可進(jìn)行線性擬合，最小主應(yīng)力在曲線末端逐漸趨于平緩，擬合的曲線對應(yīng)設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度的變形值偏小，工程應(yīng)用中偏于安全。擬合的曲線公式及對應(yīng)噴層設(shè)計(jì)強(qiáng)度的變形值見表3。

表3 擬合公式及噴層設(shè)計(jì)抗拉(壓)強(qiáng)度對應(yīng)的變形值Tab.3 The fitting formulas and maximal deformation

注：y1為抗拉強(qiáng)度，y2為抗壓強(qiáng)度；應(yīng)力以拉為正，壓為負(fù)；變形以向洞內(nèi)變形為負(fù)。

確定支護(hù)結(jié)構(gòu)安全需同時滿足噴層內(nèi)的最大壓應(yīng)力小于其設(shè)計(jì)抗壓強(qiáng)度和最大拉應(yīng)力小于其設(shè)計(jì)抗拉強(qiáng)度，即取以上分析結(jié)果的較小值作為判斷標(biāo)準(zhǔn)。根據(jù)以上分析最終確定各方案允許變形量見表4。

表4 基于噴層強(qiáng)度確定的拱頂圍巖允許變形Tab.4 Surrounding rock maximal deformation based on the design strength of shotcrete

3.2 評價方法驗(yàn)證

對庫尉輸水工程進(jìn)行為期2年的安全監(jiān)測。該工程位于巴音郭楞蒙古自治州開都河至孔雀河流域境內(nèi)，主要任務(wù)是為庫爾勒市經(jīng)濟(jì)技術(shù)開發(fā)區(qū)供水，全長13.7 km。從樁號1+130.0 m至4+200.0 m洞段設(shè)計(jì)開挖斷面為城門洞型，主要圍巖類型為低液限粉(黏)土、粉土夾砂礫層以及粉細(xì)砂夾礫石，圍巖類別差，需及時支護(hù)。本文選取該工程1+200.2 m和2+238.0 m的兩個斷面作為算例來驗(yàn)證該評價方法的可靠性。

(1)1+200.2 m斷面 該斷面埋深20 m，于2010年10月31日施做支護(hù)，支護(hù)措施為立鋼格柵拱架，20cm厚噴層，并施做系統(tǒng)錨桿。斷面參數(shù)為側(cè)壓力系數(shù)λ=0.70，變形模量E=0.08 GPa，泊松比μ=0.32，內(nèi)聚力C=0.02 MPa，摩擦角Φ=32°。監(jiān)測從2010年10月30日開始。

整理該斷面測量數(shù)據(jù)可得掌子面推進(jìn)過程中拱頂沉降量為2.51 mm，從而推求得到噴層施做后圍巖總變形為3.07 mm。根據(jù)本文研究結(jié)果推算拱頂允許變形為5.6 mm，則可以確定該斷面支護(hù)結(jié)構(gòu)安全。由位移釋放過程曲線推求得到圍巖最終總變形為13.35 mm，而由芬納公式求得的允許變形值為40.46 mm，即圍巖處于穩(wěn)定狀態(tài)，后續(xù)的測量及觀察證明了該結(jié)論。

圖10 初期支護(hù)局部裂縫Fig.10 Local failure of the primary support

(2)2+238.0 m斷面 該斷面埋深53 m，于2010年11月13日施做支護(hù)，支護(hù)措施為立鋼拱架，15 cm厚噴層，并施做系統(tǒng)錨桿。斷面參數(shù)為側(cè)壓力系數(shù)λ=1.0，變形模量E=0.04 GPa，泊松比μ=0.35，內(nèi)聚力C=0.02 MPa，摩擦角Φ=37.5°。監(jiān)測從2010年11月13日開始。

整理該斷面測量數(shù)據(jù)可得掌子面推進(jìn)過程中拱頂沉降量為4.98 mm， 推求可得噴層施做后圍巖總變形為5.48 mm。根據(jù)本文研究結(jié)果推算拱頂允許變形為4.65 mm，表明該斷面圍巖已處于不穩(wěn)定狀態(tài)，現(xiàn)場觀察發(fā)現(xiàn)該斷面噴層多處出現(xiàn)了裂縫(見圖10)。

4 結(jié) 語

本文根據(jù)軟巖及土質(zhì)隧洞開挖施工過程中易出現(xiàn)大變形和塌方等工程問題及現(xiàn)有圍巖穩(wěn)定性評價方法存在的不足，選取需及時支護(hù)的隧洞作為計(jì)算方案進(jìn)行數(shù)值試驗(yàn)，研究了該類隧洞拱頂圍巖變形和噴層應(yīng)力的相互關(guān)系，探討了該類隧洞圍巖穩(wěn)定性評價的新方法，主要取得以下幾點(diǎn)認(rèn)識：

(1)隨著變形的發(fā)展，噴層拱頂處最初的大主應(yīng)力逐漸減小，小主應(yīng)力逐漸增大，變形發(fā)展到一定值時兩者名稱發(fā)生互換。

(2)各因素對拱頂圍巖變形和噴層應(yīng)力有顯著影響。變形模量和泊松比對噴層主應(yīng)力的影響規(guī)律基本相同，大主應(yīng)力隨該兩因素的增大而增大；而黏聚力和內(nèi)摩擦角對其影響卻表現(xiàn)出相反的情況。

(3)針對需及時支護(hù)隧洞提出采用數(shù)值模擬手段推求確保支護(hù)結(jié)構(gòu)安全的拱頂最大變形，并將其作為評價相應(yīng)洞段圍巖穩(wěn)定性的新方法，采用庫尉輸水隧洞實(shí)測數(shù)據(jù)驗(yàn)證了該方法的適用性。

(4)本文旨推出基于支護(hù)結(jié)構(gòu)安全性來評判需及時支護(hù)隧洞圍巖穩(wěn)定性的新理念，對于普遍適用的允許變形量則需要更為全面的計(jì)算方案。

參 考 文 獻(xiàn)：

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