破碎泥質(zhì)巖隧道滯后形變與襯砌剛度關(guān)系規(guī)律試驗研究

馮冀蒙， 李洪濤， 張俊儒, *， 丁曉琦， 陳 政

(1. 西南交通大學土木工程學院， 四川 成都 610031； 2. 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)

0 引言

軟弱圍巖大變形一直是威脅隧道施工安全的重大問題，特別是在穿越高地應力、較大構(gòu)造應力、淺埋偏壓區(qū)域或軟弱破碎圍巖體時，這一問題顯得尤為嚴重。孫洋等[1]認為地質(zhì)條件是大變形發(fā)生的客觀原因，以膨脹作用、軟巖高地應力擠壓作用和圍巖松動變形作用為主，淺埋、偏壓、圍巖巖體軟弱是隧道發(fā)生大變形的內(nèi)部條件，而施工支護結(jié)構(gòu)的強度不足以及施工方法的不合理是引起隧道大變形發(fā)生的直接原因。

對于圍巖大變形的支護問題，文獻[2-6]認為對于軟弱圍巖支護，不能一味地追求加強剛度，并總結(jié)出了“先柔后剛，先讓后抗，柔讓適度，穩(wěn)定支護” 的支護原則。王建宇等[7]從圍巖特征曲線出發(fā)，闡述了可讓式支護原理，并說明了加大支護剛度、強調(diào)以支護的及時性為主要原則的“硬頂強支”支護方案是難以解決圍巖大變形問題的。

王華牢等[8]采用數(shù)值計算方法，通過比較襯砌不同位置的內(nèi)力和安全系數(shù)，得出襯砌厚度對襯砌安全性的影響。王勇[9]通過數(shù)值模擬分析認為隨著二次襯砌厚度的增加，二次襯砌的內(nèi)力均呈現(xiàn)出增加的趨勢，由于二次襯砌的彎矩比軸力增加的幅度快，導致偏心影響系數(shù)出現(xiàn)減小的趨勢，但厚度增加的影響大于極限軸力變化的影響，因此二次襯砌的安全系數(shù)變大。

目前的研究主要集中在施工開挖過程中的初期支護變形階段，屬于早期變形，即使進行了襯砌剛度的相應研究，也是基于彈塑性理論的研究，對整個破壞過程的研究較少。馮冀蒙等[10]通過室內(nèi)模型進行了破壞的全過程試驗，得出了襯砌剛度越大，襯砌出現(xiàn)開裂的時間越早，相對應進入塑性階段的時間就越早，襯砌的極限承載力也就越小的結(jié)論。

由大量破碎泥質(zhì)巖隧道的施工研究表明，進行了支護結(jié)構(gòu)后，二次襯砌變形及開裂的的現(xiàn)象還時有發(fā)生，對于圍巖的滯后變形研究，很多情況下是參照膨脹巖的機制及規(guī)律進行的。然而，泥質(zhì)巖的變形很多情況下是受地下水影響產(chǎn)生的較為明顯的強度損失，體積擴容現(xiàn)象并沒有膨脹巖那么明顯，因此需要分別對待。

本文基于破碎泥質(zhì)巖遇水后產(chǎn)生滯后變形這一特點，通過室內(nèi)模型試驗，對不同厚度和強度襯砌的承載力進行測試，對襯砌的圍巖壓力、位移及內(nèi)力數(shù)據(jù)進行分析，以期得出襯砌剛度和破碎泥質(zhì)巖滯后變形的相互規(guī)律，為類似研究提供參考。

1 工程背景

小寨隧道為云桂鐵路的重點工程，位于白臘寨至廣南區(qū)間，為雙線隧道，單面坡，隧道全長6 496 m，洞身最大埋深約263 m，最小埋深約11 m。施工過程中正洞DK412+495～DK412+540段出現(xiàn)了不同程度的初期支護變形、開裂及侵限，局部地段二次襯砌邊墻及拱部出現(xiàn)環(huán)向裂縫，裂縫寬度為1～2 mm，局部二次襯砌有崩塌，現(xiàn)場照片如圖1所示。

該區(qū)域的地質(zhì)構(gòu)造如圖2所示。穿越泥盆系下統(tǒng)坡腳組泥質(zhì)砂巖夾頁巖，地層巖性以薄層狀泥巖為主，巖質(zhì)極軟，強度低，開挖后變形大。受老炭山1號逆斷層和老炭山2號逆斷層的影響，構(gòu)造應力明顯，水平應力較豎向應力大。經(jīng)現(xiàn)場測試，水平應力與豎向應力比為1.4∶1。采用加強支護，初期支護的主要支撐構(gòu)件設(shè)計為工22 b型工字鋼+30 cm噴射混凝土，二次襯砌設(shè)計為厚度60 cm鋼筋混凝土。

初期支護封閉后，盡快施作二次襯砌，變形并未得到有效控制，開裂發(fā)展較快，變形持續(xù)時間較長，即出現(xiàn)了明顯的滯后變形情況，對隧道結(jié)構(gòu)整體的安全性帶來了巨大的影響。經(jīng)初步分析可知，初期支護的支護強度偏弱，而二次襯砌的剛度較大致其承載較大，超過了材料的極限強度而產(chǎn)生了開裂破壞。經(jīng)過加強初期支護參數(shù)，采用I25b型鋼鋼架+30 cm厚噴射混凝土+環(huán)向間距為1 m的工18工字鋼作為縱向連接，60 cm鋼筋混凝土作為二次襯砌，變形得到了有效控制，二次襯砌的開裂情況也有較大的緩解，但是后期還是出現(xiàn)了一些裂縫，只是寬度較小，沒有出現(xiàn)侵限的情況。

(a) 初期支護剝落鋼架變形

(b) 二次襯砌開裂掉塊

Fig. 1 Photos of deformation and cracking of tunnel lining

Ⅴ為極為破碎的區(qū)域； Ⅳ為破碎區(qū)域； Ⅲ為較破碎區(qū)域。

圖2地質(zhì)構(gòu)造圖

Fig. 2 Geological structure

目前對于大變形隧道的結(jié)構(gòu)設(shè)計，在保證初期支護安全的情況下，普遍采用加強二次襯砌的方法，但是很多情況下變形并不是很快就出現(xiàn)的，較強的二次襯砌可能會因后期受力增加而提早出現(xiàn)破壞，因此合理的二次襯砌強度和剛度設(shè)計就顯得尤為重要。

2 模型試驗設(shè)計

2.1 模型試驗方案臺架選擇

小寨隧道的水平應力較大，為了便于施加水平應力，選擇臥式臺架進行試驗研究，如圖3所示。

2.2 相似比與實驗域的選取

隧道開挖后對于山體圍巖的影響范圍，單側(cè)橫向是隧道尺寸的2～3倍。隧道原型尺寸中開挖高度是10.58 m，開挖寬度為14.02 m，橫向影響范圍為70～98 m。實驗臺架的尺寸為2 500 mm×2 500 mm×300 mm，按照比例尺寸越大越好的原則，采用相似比為1∶25，換算出隧道原型的橫向影響范圍為62.5 m，與實際情況差別不大，實驗域的取值見表1。

根據(jù)室內(nèi)模型試驗的基本原理和Buckingham的π定理[11]得到模型與原型的各種參數(shù)相似比，如表2所示。

表1 實驗域取值Table 1 Experimental parameters m

表2 各種參數(shù)相似比Table 2 Similarity ratios of parameters

根據(jù)小寨隧道該區(qū)域的實際埋深(80～120 m)情況，取隧道埋深為100 m，豎向應力取土體的自重，土密度為2 000 kg/m3，水平應力和豎向應力的比值為1.4。經(jīng)計算，豎向施加的力單側(cè)為60 kN，平均到每個千斤頂?shù)膲毫?0 kN；水平施加的力為84 kN，平均到每個千斤頂?shù)膲毫?2 kN。

2.3 模型材料的選擇

2.3.1 圍巖材料

小寨隧道大變形區(qū)域的泥質(zhì)巖整體為極破碎圍巖，開挖后風化嚴重，同時，在地下水影響下，有明顯的崩解現(xiàn)象，巖體自身強度損傷較為明顯，整體上表現(xiàn)為彈性模量、內(nèi)黏聚力和內(nèi)摩擦角等力學指標的降低，這是造成圍巖滯后形變的主要原因。為模擬破碎泥質(zhì)巖的強度損失特性，試驗中采用黏土和細沙按照質(zhì)量比1∶1混合，開挖過程中通過注水的方式模擬巖體自身的強度損傷。圍巖材料的力學參數(shù)見表3。由表3可知，圍巖含水率的不同對材料的力學參數(shù)影響巨大，特別是黏聚力及內(nèi)摩擦角隨著含水率的上升有明顯的下降。

表3 圍巖材料力學參數(shù)Table 3 Mechanical parameters of surrounding rock materials

注： 圍巖的彈性模量滿足規(guī)范的要求[12]。

2.3.2 支護材料

襯砌和初期支護均采用石膏和水模擬，錨桿和鋼架采用鋁絲外表涂強力膠粘上細沙模擬。石膏力學參數(shù)見表4。

表4 石膏力學參數(shù)Table 4 Mechanical parameters of gypsum

初期支護和二次襯砌作為壓彎構(gòu)件，為了體現(xiàn)其抗彎特性，采用剛度等效模擬；錨桿和鋼架主要以受軸向力為主，采用強度等效模擬。隧道構(gòu)件材料力學參數(shù)見表5。

表5 隧道構(gòu)件材料力學參數(shù)Table 5 Mechanical parameters of tunnel components

注：E為彈性模量；A為截面面積；I為慣性矩；EA單位為MPa·m2；EI的單位為MPa·m4。下同。

根據(jù)襯砌剛度及強度的不同，設(shè)置LT-1—LT-4 4種工況。每種工況的襯砌設(shè)計及模擬情況見表6。

表6每種工況的襯砌設(shè)計及模擬情況

Table 6 Lining design and simulation conditions of every construction case

工況原型基本參數(shù)EA/EI模型基本參數(shù)EA/EI換算強度/(Pa·m2)LT-1 60 cm厚C35混凝土,無鋼筋540 3.5 cm厚K1材料1.42×10-3555.4LT-2 60 cm厚C35混凝土,內(nèi)置雙層鋼筋網(wǎng)540 3.5 cm厚K1材料,內(nèi)置雙層鋼絲網(wǎng)1.42×10-3555.4LT-3 50 cm厚C35混凝土,內(nèi)置雙層鋼筋網(wǎng)312 3.1 cm厚K2材料,內(nèi)置雙層鋼絲網(wǎng)8.02×10-4313.2LT-4 40 cm厚C35混凝土,內(nèi)置單層鋼筋網(wǎng)160 2.7 cm厚K3材料,內(nèi)置雙層鋼絲網(wǎng)4.54×10-4177.5

2.4 測點布置

試驗中主要的測試項目為圍巖壓力、襯砌位移及襯砌的內(nèi)力。試驗測點布置如圖4所示。

(a) 圍巖壓力測點

(b) 襯砌位移測點

(c) 襯砌內(nèi)力測點

2.5 試驗步驟

1)全部填土壓實，先加載水平荷載，然后再加載豎向荷載，待加載力達到設(shè)計值(豎向60 kN，水平84 kN)后，保持荷載1 d。然后進行后續(xù)的試驗，在試驗過程中，施加的壓力保持恒定。

2)打開模型蓋板，一邊開挖一邊支護，按橫、縱間距為8 cm×8 cm打入錨桿，并安裝好鋼拱架，待初期支護完成后，用烤爐將初期支護烤干。

3)安裝壓力盒到相應的設(shè)計位置，進行二次襯砌支護，在不密實的地方注入石膏漿液，并在二次襯砌的拱頂、邊墻和仰拱處安裝好3、6、9號位移計。

4)通過加水，弱化圍巖，記錄模型的變化過程及各項數(shù)據(jù)，澆水量為10 L/h，從隧道拱頂、兩側(cè)邊墻和仰拱同時進行。

3 模型試驗結(jié)果分析

3.1 試驗情況分析

從整體上來看，二次襯砌均出現(xiàn)了不同程度的開裂破壞，但是其破壞形態(tài)是有區(qū)別的，如圖5所示。

(a) 工況LT-1仰拱部位開裂錯位

(b) 工況LT-2墻腳部位鼓出及壓裂破壞

(c) 工況LT-3墻腳部位壓裂工況

(d) 工況LT-4 拱腰斜向裂縫

由圖5可以看出： 工況LT-1中仰拱已經(jīng)完全錯位，背后的初期支護也出現(xiàn)了較大范圍的破壞；工況LT-2中墻腳出現(xiàn)了開裂和擠出現(xiàn)象；工況LT-3中墻腳的裂縫明顯小于工況LT-2中墻角的裂縫；工況LT-4中裂縫出現(xiàn)在拱腰部位；其他區(qū)域并沒有發(fā)生破壞，工況LT-2—LT-4中初期支護未發(fā)生破壞。由此可以得出一些初步結(jié)論： 1)二次襯砌厚度越大，破壞越嚴重，襯砌厚度越小，破壞越輕微； 2)二次襯砌受力最容易破壞的部位是拱腳，拱部和仰拱次之； 3)拱部和仰拱都是向洞內(nèi)變形，邊墻是先向洞外變形，然后向洞內(nèi)變形； 4)鋼筋可有效延緩裂縫的進一步發(fā)展。

3.2 襯砌位移情況分析

二次襯砌位移隨澆水時間的變化曲線如圖6所示。

(a) 拱頂

(b) 邊墻

(c) 仰拱

位移向洞內(nèi)方向時為負。

圖6二次襯砌位移隨澆水時間的變化曲線

Fig. 6 Variation curves of secondary lining displacement with watering time

由圖6得到如下結(jié)論：

1)工況LT-1中二次襯砌位移隨時間的變化斜率最小，工況LT-2和工況LT-3的相差不大。由此可見，襯砌厚度越大，位移量越小，且鋼筋的存在會影響變形量。

2)拱頂與仰拱的襯砌位移隨著澆水時間一直在增加，邊墻的襯砌位移隨時間先增大后減小。拱部和仰拱襯砌均是向洞內(nèi)變形，邊墻襯砌是先向洞外變形，然后向洞內(nèi)變形，主要是因為拱頂?shù)暮奢d大于邊墻荷載，拱頂向洞內(nèi)位移較大，襯砌變形協(xié)調(diào)，邊墻向洞外移動，隨著拱頂和邊墻荷載的增加，襯砌變形協(xié)調(diào)不能消除邊墻荷載的作用，會呈現(xiàn)向洞內(nèi)移動的趨勢。

3)在圖(b)中，襯砌厚度越大，邊墻向洞內(nèi)變形的時間也就越晚。

3.3 圍巖壓力

拱頂、邊墻和仰拱部位圍巖壓力隨澆水時間的變化曲線如圖7所示。

(a) 拱頂

(b) 邊墻

(c) 仰拱

Fig. 7 Variation curves of surrounding rock pressure with watering time

由圖7可知：

1)拱頂、仰拱以及邊墻襯砌的圍巖壓力并不隨著澆水時間的增加而增加，當襯砌開裂時，圍巖壓力均突然減小。

2)對于拱頂?shù)膰鷰r壓力變化曲線，工況LT- 1中初始斜率最大，工況LT- 2、LT-3 和 LT-4初始斜率差別不大，但由于襯砌厚度越大，開裂時間越晚，襯砌承受的圍巖壓力最大值增加。

3)襯砌厚度越大，其受到的圍巖壓力也就越大，特別是襯砌厚度為60 cm時(工況LT-1和工況LT-2)，圍巖壓力要遠遠大于其他2個工況。從數(shù)值上來看，邊墻的圍巖壓力要大于拱部和仰拱。

3.4 二次襯砌內(nèi)力

通過二次襯砌表面應力的測試分析，得到二次襯砌彎矩和軸力隨澆水時間的變化曲線，分別如圖8和圖9所示。

(a) 拱頂

(b) 拱腰

(c) 邊墻

(d) 仰拱

(a) 拱頂

(b) 拱腰

(c) 邊墻

(d) 仰拱

由圖8和圖9可以看出：

1)軸力的變化趨勢與圍巖壓力的變化趨勢相差不大，襯砌厚度越大，軸力越大。

2)工況LT-1的軸力大于其他工況，工況LT-2穩(wěn)定后的軸力值約為工況LT-1的50%，工況LT-3和工況LT-4軸力變化曲線差別不大。

3)邊墻的軸力也存在著襯砌開裂引起內(nèi)力變小的情況，邊墻和仰拱破壞引起工況LT-3和工況LT-4內(nèi)力明顯減小。

4)隨著襯砌厚度的增加，彎矩呈指數(shù)增加趨勢；工況LT-1(襯砌厚度為60 cm)襯砌的整體彎矩要遠遠大于其他工況；襯砌開裂破壞后，其彎矩明顯降低，主要是因為襯砌開裂后造成卸載，內(nèi)力減小。

5)由工況LT-2、LT-3、LT-4可以看出，二次襯砌的內(nèi)力呈現(xiàn)出穩(wěn)定的變化規(guī)律，鋼筋的存在有效抑制了變形的進一步發(fā)展。

根據(jù)圖8和圖9的數(shù)據(jù)按照文獻[13]中混凝土襯砌容許應力法中安全系數(shù)的計算方法得到各部位的最小安全系數(shù)情況，如圖10所示。

圖10 襯砌各部位最小安全系數(shù)

Fig. 10 Minimum safety factors of every part of lining

由圖10可以看出：

1)工況LT-1的安全系數(shù)均小于1，工況LT-2—LT-4的安全系數(shù)均大于1。

2)襯砌厚度越大，安全系數(shù)越?。灰r砌剛度越小，安全系數(shù)較大。

3)拱部和仰拱襯砌的安全系數(shù)較高，邊墻襯砌的安全系數(shù)最小，這是由于邊墻受到的軸力最大引起的。

3.5 試驗結(jié)論

從室內(nèi)模型試驗的情況及數(shù)據(jù)分析的結(jié)果可以得出如下的試驗結(jié)論：

1)剛度較大且為脆性材料的工況LT-1最先出現(xiàn)裂縫，破壞程度最嚴重。

2)設(shè)置鋼筋的工況LT-2—LT-4，裂縫的發(fā)展得到了有效抑制。

3)襯砌厚度越大，安全系數(shù)越??；剛度越小，安全系數(shù)越大。

4)工況LT-4時襯砌裂縫最小，整體安全性最高，因此在較強的初期支護情況下，剛度較小的工況LT-4(鋼筋混凝土厚度為40 cm)的安全性是較優(yōu)的。

4 結(jié)合實際工程的討論

開挖引起的圍巖自承能力降低在各類巖體中普遍存在，其往往以圍巖的流變或蠕變的形式展現(xiàn)出來，對于破碎泥質(zhì)巖，這樣的性質(zhì)尤為突出。隧道開挖后，泥巖出現(xiàn)應力變化，會引起泥巖的部分卸載，由于圍巖自身致密程度不足，應力的變化會引起微裂縫的出現(xiàn)及發(fā)展，進而影響承載能力。這樣的變化過程囊括整個施工過程，并且在運營后很長一段時間仍在持續(xù)，如果有地下水的間斷性影響，泥質(zhì)巖崩解劣化的時間會更長。

根據(jù)結(jié)構(gòu)力學原理可知，二次襯砌與初期支護之間按照剛度分配原則進行荷載分配，二次襯砌的剛度較大，則會分擔較多的荷載，洞內(nèi)一側(cè)屬于臨空狀態(tài)，無法限制二次襯砌的位移，其彎矩增加會更加明顯，襯砌開裂的風險也就越高，混凝土屬于脆性材料，開裂后裂縫發(fā)展較快，整體承載能力降低較快，如果沒有采用鋼筋混凝土，極有可能出現(xiàn)更大范圍的襯砌破壞。然而，剛度較小的襯砌，由于其彎矩較小，其開裂的時間較晚，裂縫的發(fā)展也會較慢，承載能力降低速度亦較慢，如果配置鋼筋，將有效延緩裂縫的進一步發(fā)展，結(jié)構(gòu)整體的承載力降低就不明顯。從這個角度上來講，增加襯砌的剛度及厚度并不能有效提升結(jié)構(gòu)整體的承載能力，其安全性能也不能得到有效提升，因此在面臨滯后形變時，合理設(shè)置襯砌的剛度及厚度，將有利于提升結(jié)構(gòu)的安全性及經(jīng)濟性。

通過對 4 種工況進行分析，在滯后變形過程中，如果不加以限制，襯砌的安全將很難滿足規(guī)范的要求。整體來說，襯砌剛度越大，其承擔的荷載越大，彎矩增加越明顯。對于混凝土這種脆性材料，拉應力很容易引起其開裂，開裂后整體承載力降低，將進一步惡化結(jié)構(gòu)整體的安全狀態(tài)，甚至出現(xiàn)更大范圍的裂縫發(fā)展和結(jié)構(gòu)破壞。

在初始設(shè)計參數(shù)下，小寨隧道初期支護剛度小，整體承載能力也小，在泥巖劣化情況下，分擔在初期支護上的荷載較小，分擔在二次襯砌上的荷載大，開裂較為明顯，持續(xù)時間長。當修正了設(shè)計參數(shù)后，初期支護的整體承載能力得到了加強，在未增加二次襯砌剛度及強度的情況下，二次襯砌分擔的荷載減小。但由于二次襯砌的剛度仍比初期支護大很多，二次襯砌部分區(qū)域出現(xiàn)了裂縫。

5 結(jié)論與討論

小寨隧道整體埋深并不大，不均衡的地應力和開挖過程中破碎泥質(zhì)巖的易劣化特性是隧道出現(xiàn)滯后形變的主要因素。針對破碎泥質(zhì)巖的滯后形變這一特殊的工程難題，本文采用模型試驗的方法，對二次襯砌剛度和圍巖變形的相互關(guān)系進行了深入的研究。

1)襯砌剛度越大，其限制變形的能力越強。但是由于襯砌變形量較小時，自身承受的荷載較大，最大彎矩比較大，容易出現(xiàn)開裂，相同剛度下裂縫出現(xiàn)的時間相差不大；如果開裂后仍然不能有效使襯砌承擔的荷載降低，則裂縫會進一步擴大甚至導致結(jié)構(gòu)破壞。

2)鋼筋可以有效抑制裂縫的進一步發(fā)展，因此針對圍巖滯后形變的情況，設(shè)置鋼筋混凝土是必要的。

3)襯砌剛度較小時，變形量較大，有效降低了圍巖壓力，襯砌的內(nèi)力明顯降低。

4)僅僅加大二次襯砌的剛度并不能有效提高安全系數(shù)，甚至會降低其安全系數(shù)。