大斷面上新統(tǒng)紅色泥巖(N2Cr)隧道支護受力特征研究

謝卓吾, 葉萬軍, , 劉禹陽

(1. 西安科技大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院, 陜西 西安 710054; 2. 長安大學(xué)公路學(xué)院, 陜西 西安 710064)

0 引言

近年來,我國高速鐵路進入大規(guī)模修建時代。由于高速客運列車在通過曲線段時要放慢車速、增加最大縱坡折減、增加展線系數(shù)等,在選線上多優(yōu)先考慮逢山打洞、橋隧相連以減小展線系數(shù);而深埋隧道則以其施工時不受地表溝壑縱橫影響的優(yōu)勢,成為了穿越黃土塬區(qū)高鐵隧道的首選。

我國北方黃土塬區(qū)中更新統(tǒng)黃土下部廣泛存在上新統(tǒng)泥巖(紅黏土)地層,甘肅慶陽上新統(tǒng)紅色泥巖(N2Cr)地層位于新近紀(jì)上新統(tǒng)砂巖(N2Ss)以上,土質(zhì)較硬;南方紅黏土是碳酸鹽巖在熱帶、亞熱帶經(jīng)物理、化學(xué)風(fēng)化形成的高塑性黏性土,兩者工程力學(xué)特性有顯著差異[1]。考慮慶陽紅黏土物理力學(xué)特性、成因及固結(jié)歷史,其應(yīng)為極軟巖—極硬土臨界狀態(tài),即未完全沉積成巖的紅色泥巖;根據(jù)前期取樣室內(nèi)試驗結(jié)果,該巖層為紅黏土經(jīng)風(fēng)力搬運形成的沉積層。丁仲禮等[2]根據(jù)黃土高原上新統(tǒng)紅色泥巖的顆粒特性、顆粒級配曲線及古地磁測試,驗證了黃土塬區(qū)紅黏土為次生風(fēng)成沉 積形成的觀點。

康軍等[3]認(rèn)為位于黃土塬區(qū)下部紅黏土成巖作用差,泥質(zhì)含量高,工程地質(zhì)特性類似于風(fēng)干老黃土,應(yīng)屬于極軟巖范疇。孟祥連等[4]研究了銀西高鐵沿線隧道黃土圍巖的工程特性。趙學(xué)勐等[5]初步研究了黃土的成拱效應(yīng),該效應(yīng)能有效改善土體中洞室的力學(xué)狀態(tài)。張頂立等[6]研究了圍巖-支護結(jié)構(gòu)復(fù)合狀態(tài)下荷載層與結(jié)構(gòu)層的關(guān)系。扈世民等[7]研究了黃土隧道初期支護的受力狀態(tài)及變形特征。李樹忱等[8]研究了膨脹性黃土隧道膨脹力釋放作用下不同類型拱架的力學(xué)特性,但未考慮施工過程對支護結(jié)構(gòu)受力的影響。趙勇等[9]研究了深埋隧道軟弱巖質(zhì)隧道支護體系內(nèi)力分布狀態(tài)及變化規(guī)律,提出剛度較大的初期支護拱架較格柵鋼架承受了更多的圍巖壓力,但其內(nèi)力分布較為均勻。孫振宇等[10]推導(dǎo)了初期支護與圍巖受力狀態(tài)的時空演化特性,提出了合理的襯砌支護時機。張延新等[11]利用FLAC3D軟件研究了開挖過程中圍巖塑形區(qū)分布情況,但并未結(jié)合工程實際進行對比分析,缺少實測數(shù)據(jù)的支撐。舒東利等[12]通過對昔格達(dá)隧道襯砌結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)進行研究,認(rèn)為中、下臺階襯砌結(jié)構(gòu)背后的空洞區(qū)易導(dǎo)致隧道塌方。苗曉岐[13]分析了九燕山紅黏土隧道類似地層產(chǎn)生的病害,提出控制洞周水分是解決紅黏土隧道病害的關(guān)鍵因素。趙侃等[14]通過現(xiàn)場實測與數(shù)值模擬得出了新九燕山隧道圍巖變形規(guī)律。

目前針對深埋黃土隧道的研究主要集中在開挖后的圍巖壓力釋放規(guī)律及分布特征、施工工法優(yōu)化、襯砌結(jié)構(gòu)變形及受力特征、仰拱隆起病害的處治方法方面,且多針對埋深較淺隧道;此外,目前西南地區(qū)、廣西紅層泥巖的研究較為成熟,而西北地區(qū)上新統(tǒng)紅色泥巖由于其獨特的力學(xué)特性與固結(jié)狀態(tài),針對該地區(qū)的相關(guān)研究較少,多數(shù)情況下將該地層歸結(jié)為老黃土或類比為南方紅黏土,不能很好地反映其巖-土臨界的工程性質(zhì)與弱膨脹性能共同作用下的襯砌結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)及變形特征。本文以甘肅慶陽上新統(tǒng)膨脹性泥巖為研究背景,針對埋深大于150 m的土質(zhì)隧道,定量研究該地層隧道圍巖壓力、襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力、洞周圍巖位移及支護收斂變形特征的時空分布規(guī)律,對比數(shù)值模擬與現(xiàn)場試驗結(jié)果,分析膨脹力釋放過程中襯砌結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)變化規(guī)律,并提出同類地層情況下的襯砌結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案。

1 上新統(tǒng)紅色泥巖特殊性質(zhì)分析

1.1 地質(zhì)特性分析

紅層主要指侏羅紀(jì)、白堊紀(jì)、少量三疊紀(jì)及早古近紀(jì)形成已經(jīng)成巖的紅色泥巖。國內(nèi)紅層主要分布于東南、西南、西北等地區(qū),形成年代主要為中生代,尤以白堊紀(jì)為主[15]。該巖層多存在于泥盆系、三疊系、侏羅系、白堊系地層,由于沉積時間較短,僅廣西地區(qū)六吜組、鳳凰山組、那讀組為新近紀(jì)紅層[16]。該巖層從密度、孔隙率、含水率角度考慮屬于軟巖范疇,仍較本文研究 的甘肅慶陽上新統(tǒng)紅層偏硬。

目前普遍認(rèn)為甘肅慶陽所處的董志塬為第三紀(jì)—第四紀(jì)風(fēng)成沉積作用形成的,黃土垂直節(jié)理發(fā)育,同時黃土-古土壤層下存在一層粉質(zhì)黏土沉積,即為上新統(tǒng)紅層。根據(jù)先期地勘報告,沿線紅層厚度大致為15～40 m,埋深最大達(dá)280 m,紅層土體顆?？傮w偏細(xì),與第四紀(jì)黃土有顯著區(qū)別[16]。從陽離子交換量(見表1)可以看出,沉積過程中有較明顯的成壤作用。紅層土樣中含有12%～15%的蒙脫石(見表1),且含量隨取樣深度減小而增大。沉積時間較短,土樣中沉積尚未形成巖石,但固結(jié)程度大于該風(fēng)成沉積紅黏土層上覆第四紀(jì)黃土。根據(jù)普氏分類,工程性質(zhì)應(yīng)屬于極硬土—極軟巖臨界狀態(tài)。銀西高鐵慶陽隧道所在地層地下水補給方式主要為滲流補給,根據(jù)現(xiàn)場對降雨與洞周含水率觀測結(jié)果可知,地表降雨及徑流對洞周圍巖含水量影響可忽略不計;同時根據(jù)前期地勘資料可知,紅黏土層屬隔水層。慶陽隧道區(qū)域單元位于中朝準(zhǔn)地臺的陜甘寧臺坳的西南部,該區(qū)域被深厚的黃土覆蓋,下伏第三系紅黏土,白堊系為基底巖層,產(chǎn)狀以水平為主,少有褶皺和斷裂發(fā)育,未見巖漿侵入活動。上新統(tǒng)紅色泥巖單軸抗壓強度為312 kPa,采用裘布依法測得滲透系數(shù)為0.045 m/d。

表1 陽離子交換量和蒙脫石含量Table 1 Cation exchange capacity and montmorillonite content

綜上所述,本文研究圍巖為新近形成風(fēng)成沉積,后經(jīng)過上覆第四紀(jì)黃土自重應(yīng)力固結(jié),所形成的一種低孔隙率、高密度的處于巖-土臨界狀態(tài)的土體。

1.2 力學(xué)特性分析

本文通過固結(jié)快剪試驗(CU試驗)測定紅色泥巖力學(xué)性質(zhì)。根據(jù)GB/T 50123—1999《土工試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》進行干燥樣的篩分試驗,篩分結(jié)果如表2所示。根據(jù)顆粒組成情況,判斷該地區(qū)紅色泥巖為風(fēng)成堆積后沉積形成[17-18]。

表2 甘肅慶陽上新統(tǒng)紅色泥巖顆粒組成Table 2 Granulometric composition of Pliocene series red mudstone in Qingyang of Gansu Province

環(huán)刀樣加工過程中發(fā)現(xiàn),原始含水率樣品有泥質(zhì)光澤,硬度較大,樣品干燥后硬度極大,利用傳統(tǒng)切土刀切割極難。故利用曲線鋸、精雕刻機加工環(huán)刀樣,切割后有光澤表面,烘箱風(fēng)干后補水至天然含水率,后進行CU試驗。測得原狀土樣飽和含水率為24.1%,孔隙比為0.58,飽和度為89.8%,通過比重瓶法測得顆粒相對體積質(zhì)量為2.96。甘肅慶陽上新統(tǒng)紅色泥巖力學(xué)性質(zhì)見表3。

表3 甘肅慶陽上新統(tǒng)紅色泥巖力學(xué)性質(zhì)Table 3 Mechanical properties of Pliocene series red mudstone in Qingyang of Gansu Province

1.3 膨脹特性分析

通過現(xiàn)場實測得到新鮮掌子面圍巖含水率為16%～20%,各施工步驟會導(dǎo)致圍巖含水率波動,這個波動過程即為膨脹性圍巖的一次干縮—膨潤過程。為了研究該過程中的膨脹力釋放量,試驗采取控制初始含水率的方法制備了8組原狀樣,每組5個試樣,如圖1所示。經(jīng)烘干后,土樣含水率降至2.5%,利用滴定管分別補水至3%、6%、9%、12%、15%、18%、21%、24%;然后用保鮮膜包裹并靜置24 h令其擴散均勻;將土樣放置于固結(jié)儀內(nèi),CU試驗上覆固結(jié)壓力為400 kPa,自然固結(jié)24 h后用蒸餾水補水至飽和含水率,進行膨脹率、膨脹力測定。試驗結(jié)果如圖2所示。

圖1 現(xiàn)場試驗Fig. 1 Field test

圖2 不同初始含水率的慶陽紅色泥巖膨脹率和膨脹力曲線Fig. 2 Expansion rate and force curves of Qingyang red mudstone with different initial water content

由圖2可知,該土樣膨脹力隨著初始含水率增加而減小,15%初級含水率為其膨脹力轉(zhuǎn)折點;膨脹率隨著初始含水率增加在3%～15%快速減小,在15%～24%緩慢減小。由圖2可以計算洞周含水率變化時,襯砌結(jié)構(gòu)所受膨脹力大小。

2 現(xiàn)場監(jiān)測方案及數(shù)值模擬方法

2.1 工程概況

慶陽隧道為銀(川)—西(安)高速鐵路控制性工程,先期開工建設(shè)。隧道全長13 915 m,最大埋深約284 m,最小埋深約20 m,為雙線單洞隧道,起訖里程為DK259+340～DK273+255。監(jiān)測斷面位于慶陽隧道2#斜井內(nèi)正洞,采用三臺階開挖,所處地層為Ⅳd—Ⅴ級圍巖。監(jiān)測斷面的隧道初期支護采用30 cm厚C25噴射混凝土;初期支護內(nèi)采用間距0.8 m I20a型鋼,每循環(huán)進尺2榀;仰拱填充C20混凝土;拱部、邊墻、仰拱采用C35鋼筋混凝土;邊墻施作間距1.2 m、長度3.5 m錨桿;各臺階開挖高度分別為3.9、3.7、3.4 m。

2.2 現(xiàn)場監(jiān)測方案

為了掌握深埋紅黏土地層大斷面隧道支護結(jié)構(gòu)受力特征,選取DK267+457.1斷面進行監(jiān)測。本試驗沿洞周布置1#—10#測點,并于每個測點布置監(jiān)測元件,監(jiān)測其圍巖壓力、圍巖含水率、鋼拱架內(nèi)力及初期支護混凝土內(nèi)力。監(jiān)測點位布置如圖3所示,現(xiàn)場監(jiān)測如圖4所示。

圖3 支護結(jié)構(gòu)受力監(jiān)測點位布置圖Fig. 3 Layout of stress monitoring points of supporting structure

圖4 現(xiàn)場監(jiān)測Fig. 4 Field monitoring

同時,進行了襯砌與深部圍巖位移監(jiān)測。采用定制的5～10 m長的多點位移計,在2#、3#、6#、7#、8#、9#測點鉆孔布設(shè)進行監(jiān)測; 在1#、2#、3#、6#、7#測點布置全站儀監(jiān)測點,對初期支護收斂情況進行監(jiān)測。監(jiān)測頻率與時長根據(jù)Q/CR 9218—2015《鐵路隧道監(jiān)控量測技術(shù)規(guī)程》制定,并根據(jù)實際監(jiān)測值收斂情況確定終止監(jiān)測時間。

2.3 數(shù)值模擬計算參數(shù)

采用 ABAQUS 有限元軟件進行數(shù)值模擬,利用python 循環(huán)語句對隧洞開挖、支護進行二次開發(fā),并寫入 inp 文件進行計算,圍巖本構(gòu)模型選擇Mohr-Coulomb模型。根據(jù)室內(nèi)土工試驗測試結(jié)果,該圍巖參數(shù)如表3所示,I20a工字鋼截面幾何參數(shù)及力學(xué)參數(shù)如表4所示,初期支護混凝土參數(shù)如表5所示。

表4 I20a工字鋼截面幾何參數(shù)及力學(xué)參數(shù)Table 4 Geometrical parameters and mechanical parameters of I20a I-beam

表5 初期支護混凝土參數(shù)Table 5 Parameters of primary support concrete

2.4 計算過程

本模型模擬了臺階法施工隧道襯砌開挖過程,為充分考慮隧道襯砌開挖的空間效應(yīng),模型尺寸為100 m×100 m×32 m,共有20個完整開挖循環(huán),每個完整循環(huán)分為7個開挖步和6個襯砌步,開挖步與襯砌步設(shè)置簡圖如圖5所示。左側(cè)開挖臺階較右側(cè)早2榀拱架,上中下臺階開挖完成后每10個循環(huán)開挖一次仰拱。

圖5 計算模型開挖步與襯砌步設(shè)置簡圖(單位: m)Fig. 5 Calculation model of excavation steps and lining steps (unit: m)

鑒于模量折減法的折減比例難以確定,本文采用生死單元法模擬開挖,可以很好地模擬圍巖壓力全部釋放后引起的支護結(jié)構(gòu)最不利受力狀態(tài),同時,考慮到膨脹力釋放過程中的圍巖受力情況,現(xiàn)場監(jiān)測拱部圍巖含水率最大波動為6%,仰拱內(nèi)含水率波動小于1%(監(jiān)測設(shè)備綜合誤差≤1%),現(xiàn)場實測洞周掌子面質(zhì)量含水率波動最大點的波動幅度為15%～21%。根據(jù)圖2中室內(nèi)試驗獲得的增濕過程中膨脹力釋放規(guī)律取得膨脹力近似值,故沿襯砌拱部添加45 kPa面力以模擬膨脹力釋放。本模型采取對稱-四邊形網(wǎng)格,圍巖和襯砌單元類型為C3D8,鋼拱架、錨桿、鎖腳桿單元類型為B31。

3 現(xiàn)場監(jiān)測與數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 圍巖壓力結(jié)果分析

圖6示出監(jiān)測斷面圍巖壓力曲線,圖7示出監(jiān)測斷面圍巖壓力分布。監(jiān)測時長共計73 d,從46 d后監(jiān)測間隔放寬至2 d/次。

圖6 監(jiān)測斷面圍巖壓力曲線Fig. 6 Curves of surrounding rock pressure at monitoring section

圖7 監(jiān)測斷面圍巖壓力分布(單位: kPa)Fig. 7 Distribution of surrounding rock pressure at monitoring section (unit: kPa)

由圖6可知,拱頂圍巖壓力初期增長穩(wěn)定,兩側(cè)圍巖壓力測值在初期支護閉合前波動劇烈。圍巖壓力最大值(121.85 kPa)位于4#測點,拱頂圍巖壓力最大為60.81 kPa。各臺階施工對圍巖壓力影響較大,各測點經(jīng)過18 d后圍巖壓力增長趨于平緩,45 d后圍巖壓力基本不再增長。初期支護閉合對邊墻圍巖壓力劇烈波動趨勢的抑制作用較小,二次襯砌施作完成后,初期支護承擔(dān)的圍巖壓力僅有較小幅度增長,可以看出由于二次襯砌剛度較大,后期圍巖與初期支護協(xié)同變形,初期支護承載效果減弱。施作二次襯砌對仰拱底部10#測點圍巖壓力增長有顯著的影響。同一高度測點的內(nèi)力增長模式類似,其中上臺階及仰拱為“快速增長—穩(wěn)定”模式,兩側(cè)測點為“劇烈波動—穩(wěn)定”模式,最大波動幅值達(dá)34 kPa。各測點位置左側(cè)壓力略大于右側(cè)壓力,這是由于開挖過程中左側(cè)開挖早于右側(cè)2榀,左側(cè)可視為新鮮開挖面,右側(cè)可視為經(jīng)部分核心土約束的斷面,經(jīng)歷了部分應(yīng)力釋放,松動范圍大于左側(cè)。仰拱部分實測圍巖壓力較數(shù)值模擬結(jié)果偏大,這是由于數(shù)值模擬為充分考慮圍巖壓力釋放結(jié)果,在施作仰拱時,基底圍巖回彈已經(jīng)計算結(jié)束;但在實際施工過程中,該處圍巖壓力并未完全釋放。矮邊墻6#測點位置測值異常,認(rèn)為該點監(jiān)測設(shè)備損壞。

由圖7可知,該監(jiān)測斷面洞周圍巖壓力分布不均勻,兩側(cè)水平壓力大于拱頂垂直壓力,尤其以拱肩處圍巖壓力最大,達(dá)到121.86 kPa。分析可知,出現(xiàn)這種分布狀態(tài)的原因是圍巖質(zhì)量較好,支護對圍巖變形約束及時,上部結(jié)構(gòu)層成拱效應(yīng)明顯,應(yīng)力流隨著拱軸線向兩側(cè)流出,最后匯集于兩側(cè)邊墻處向臨空面擠出;二次襯砌閉合后圍巖壓力增大了10%,后快速收斂,這說明施作二次襯砌后,襯砌-圍巖存在應(yīng)力調(diào)整的過程。模擬值略小于實測值,但總體趨勢與實測值類似,并且模擬結(jié)果可以很好地反映左右側(cè)臺階錯臺開挖導(dǎo)致的左右側(cè)圍巖壓力并非嚴(yán)格均勻?qū)ΨQ的現(xiàn)象。可以參考數(shù)值模擬值與現(xiàn)場實測值對結(jié)構(gòu)進行反演分析并合理優(yōu)化,以改善其受力狀態(tài)。

TB 10003—2005《鐵路隧道設(shè)計規(guī)范》中利用以下公式計算深埋隧道承受的松散圍巖壓力:

式(1)—(4)中:qv為垂直均布圍巖壓力;γ為容重;h為計算埋深;ω為寬度影響系數(shù);B為坑道寬度;S為圍巖等級;i為坑道寬度每增加1 m時圍巖壓力的增加率;qh為水平均布圍巖壓力;ξ為水平地應(yīng)力與垂直地應(yīng)力的比值,ξ=μ/(1-μ),一般取0.3～0.5(Ⅴ級圍巖),μ為巖體泊松比。

甘肅慶陽所處董志塬地應(yīng)力中構(gòu)造應(yīng)力較弱,但由于埋深較大,深埋圍巖的初始應(yīng)力場接近靜水應(yīng)力場。根據(jù)趙德安等[20]的研究成果,側(cè)壓力系數(shù)應(yīng)取為0.65～5.8;從該斷面的圍巖壓力分布情況可以判斷,側(cè)壓力系數(shù)應(yīng)取為2。按上述標(biāo)準(zhǔn)推薦公式計算可得Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級圍巖條件下的圍巖壓力,并與實測值、模擬值對比,結(jié)果見表6。根據(jù)實際施工情況,襯砌結(jié)構(gòu)依照Ⅴ級圍巖推薦設(shè)計圖進行設(shè)計,但根據(jù)現(xiàn)場實測結(jié)果可以看出,圍巖質(zhì)量較好,拱頂與仰拱圍巖壓力均小于Ⅴ級圍巖理論計算值,可優(yōu)化為Ⅲ—Ⅳ級圍巖進行設(shè)計。

表6 不同情況下的均布圍巖壓力Table 6 Uniform distribution of surrounding rock pressure under different conditions kPa

甘肅慶陽上新統(tǒng)紅層水平地應(yīng)力為垂直地應(yīng)力的2倍,出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因為自重應(yīng)力場自上而下,襯砌兩側(cè)的應(yīng)力流線密集,應(yīng)力流向臨空面擠出后導(dǎo)致圍巖壓力增大。設(shè)計過程中應(yīng)考慮增大側(cè)壓力系數(shù),實際施工過程中應(yīng)考慮增強鎖腳錨桿或設(shè)置臨時仰拱來約束拱部初期支護向內(nèi)擠出。

3.2 支護結(jié)構(gòu)內(nèi)力監(jiān)測結(jié)果分析

圖8示出監(jiān)測斷面初期支護混凝土內(nèi)力曲線,圖9示出監(jiān)測斷面初期支護鋼拱架內(nèi)力曲線,圖10示出監(jiān)測斷面混凝土內(nèi)力分布,圖11示出監(jiān)測斷面鋼拱架內(nèi)力分布。

圖8 監(jiān)測斷面初期支護混凝土應(yīng)力曲線Fig. 8 Concrete stress curves of primary support at monitoring section

圖9 監(jiān)測斷面初期支護鋼拱架內(nèi)力曲線Fig. 9 Steel arch internal force curves of primary support at monitoring section

圖10 監(jiān)測斷面初期支護混凝土內(nèi)力分布(單位: MPa)Fig. 10 Distribution of concrete stress of primary support at monitoring section (unit: MPa)

圖11 監(jiān)測斷面初期支護剛拱架內(nèi)力分布(單位: MPa)Fig. 11 Distribution of steel arch stress of primary support at monitoring section (unit: MPa)

由圖8—9可知,設(shè)置初期支護之初,噴射混凝土強度未達(dá)到設(shè)計強度;在1～2 d后速凝混凝土達(dá)到理想強度,鋼拱架內(nèi)力增長幅度變緩;仰拱開挖初期支護閉合后,初期支護內(nèi)力持續(xù)增加了3 d,之后襯砌內(nèi)力增長幅度變緩;13～27 d應(yīng)力緩慢增長,這時的圍巖松動被有效約束,此時增加的內(nèi)力應(yīng)以圍巖內(nèi)力調(diào)整產(chǎn)生的變形壓力為主導(dǎo)。

由圖10—11可知,實測初期支護混凝土內(nèi)力最大值出現(xiàn)在拱頂及左側(cè)拱肩,分別為9.39、16.98 MPa;最小值出現(xiàn)在仰拱內(nèi),為3.52 MPa。仰拱內(nèi)混凝土受力初期以拉應(yīng)力為主,二次襯砌澆筑后以受壓為主。這是由于閉合后仰拱中部承受圍巖向上變形,兩側(cè)邊墻向下推擠,呈現(xiàn)受彎的狀態(tài); 施作二次襯砌及填充后,此現(xiàn)象得以改善。剛拱架內(nèi)力實測最大值為175.65 MPa,位于7#測點; 最小值為42.42 MPa,位于拱腳9#測點,內(nèi)力分布呈現(xiàn)上大下小的規(guī)律。初期支護閉合前支護結(jié)構(gòu)內(nèi)力增長均勻平緩,但圍巖壓力波動劇烈; 初期支護閉合后混凝土內(nèi)力增長與圍巖壓力變化規(guī)律類似,均為緩慢增長。

數(shù)值模擬所選取的斷面是實際情況對應(yīng)位置的斷面,位于2個仰拱開挖循環(huán)之間(由于開挖工作面需要,現(xiàn)場實際以8～12榀為一個仰拱開挖循環(huán)),數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場實測結(jié)果分布規(guī)律一致。拱肩處2#、3#測點實測內(nèi)力與數(shù)值模擬結(jié)果相差較大,原因是實際施工中混凝土與圍巖相互作用面不規(guī)則導(dǎo)致的應(yīng)力集中,數(shù)值模擬激活中臺階后,迭代收斂計算對象變?yōu)樯吓_階+中臺階襯砌,不能很好地反映上臺階支護應(yīng)力集中狀態(tài),影響其計算結(jié)果。對比圖7的圍巖壓力分布情況可以看出,當(dāng)拱部襯砌結(jié)構(gòu)施工完成時,整個拱承受兩側(cè)圍巖推力,推力轉(zhuǎn)化為襯砌內(nèi)力向上傳導(dǎo),拱頂及拱肩位置為應(yīng)力集中區(qū)。從理論角度分析,拱頂處接觸壓力也應(yīng)相應(yīng)增大,但由于拱頂經(jīng)開挖存在部分離層導(dǎo)致的相對疏松區(qū),應(yīng)力反而小于理論計算值,這個結(jié)論可以通過3.3節(jié)表7得以驗證。

3.3 初期支護及洞周圍巖變形分析

圖12示出數(shù)值模擬X、Y方向位移,圖13示出洞周、距離開挖界限5 m和10 m處的位移,洞周收斂監(jiān)測及距離開挖界限5 m和10 m圍巖深部位移監(jiān)測結(jié)果見表7。

圖12 襯砌結(jié)構(gòu)位移(單位: mm)Fig. 12 Displacement of lining structure (unit: mm)

圖13 洞周、距離開挖界限5 m和10 m的位移分布(單位: mm)Fig. 13 Displacement distribution of surrounding tunnel, 5 m and 10 m away from excavation limit (unit: mm)

表7 洞周、距離開挖界限5 m和10 m的位移監(jiān)測結(jié)果Fig. 7 Monitoring results for displacements at surrounding tunnel, 5 m and 10 m away from excavation limit mm

由3.1、3.2節(jié)可知,數(shù)值模擬能較好地反映圍巖與襯砌結(jié)構(gòu)受力變形情況。由于現(xiàn)場施工干擾,洞周位移測點只能布置于襯砌拱部,仰拱及邊墻底部變形情況可以根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果進行對比分析。由表7可知,位移最大值位于右側(cè)3#測點,為91.51 mm。位移隨著深度的增加迅速減小,10 m深位置最大位移僅有洞周的13.8%,由圖13可知,變形劇烈區(qū)(＞5 mm)深度大約為實際洞徑的1倍,其拱頂變形遠(yuǎn)大于其他部位。9#測點圍巖變形測值異常,認(rèn)為該點監(jiān)測設(shè)備損壞。

現(xiàn)場實測沉降變形主要為拱頂沉降與拱底隆起。拱頂沉降主要是由于上臺階圍巖開挖后松動區(qū)壓力導(dǎo)致襯砌結(jié)構(gòu)收斂變形,拱底隆起主要是來源于下部圍巖卸荷回彈變形,但對比數(shù)值模擬結(jié)果,有以下2個顯著區(qū)別。

1)隧道底部圍巖實際變形量較模擬結(jié)果偏小。這個現(xiàn)象是由于開挖過程中仰拱施作延后、基底回彈應(yīng)力充分釋放導(dǎo)致的。

2)隧道兩側(cè)收斂大于拱頂沉降。這個現(xiàn)象與圖6中兩側(cè)支護結(jié)構(gòu)受力波動劇烈可以相互印證。由于兩側(cè)圍巖變形未被襯砌結(jié)構(gòu)有效約束,導(dǎo)致圍巖壓力不能有效作用于支護結(jié)構(gòu); 根據(jù)荷載-結(jié)構(gòu)模型可知,鎖腳錨管屬于拱腳處的支座,但是根據(jù)現(xiàn)場實際施工情況,并結(jié)合施工單位進行的拉拔試驗得到鎖腳錨管軸向承載力僅為22 kN,可認(rèn)為鎖腳錨管未達(dá)到理想工作狀態(tài)。因此,布置臨時仰拱、采取其他有效措施約束兩側(cè)拱架內(nèi)擠或快速閉合初期支護,理論上可以約束兩側(cè)圍巖松動變形,改善圍巖-襯砌結(jié)構(gòu)受力狀態(tài),但由于實際施工條件所限,如何選取兼顧方案處理該現(xiàn)象仍有待討論。

仰拱部位數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場實測結(jié)果不吻合的主要原因是仰拱圍巖卸荷回彈量在數(shù)值模擬中仍以單元存在,實際開挖仰拱過程中,將仰拱內(nèi)回彈變形部分挖除后施作仰拱襯砌。這說明延遲仰拱開挖對仰拱部分襯砌結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)有較大的改善。

4 結(jié)論與討論

1)該地層圍巖屬于極軟巖—極硬土臨界范疇。其物理力學(xué)性質(zhì)有如下特點: ①該土顆粒緊密,強度比普通風(fēng)成黃土大,力學(xué)特性偏向巖石,密度遠(yuǎn)大于黃土。②臨界含水率為18%,大于該含水率后膨脹力迅速減小;膨脹率隨初始含水率變化幅度較小。③該土中膨脹性礦物含量少于一般膨脹土,屬于弱膨脹范疇。

2)該地層圍巖自穩(wěn)能力強,水平地應(yīng)力為垂直地應(yīng)力的2倍。通過對比現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)、數(shù)值模擬結(jié)果、標(biāo)準(zhǔn)推薦的計算結(jié)果,認(rèn)為設(shè)計偏保守,可以適當(dāng)提高圍巖等級的同時側(cè)壓力系數(shù)取為2。數(shù)值模擬計算結(jié)果略小于實測結(jié)果,但其規(guī)律與實測內(nèi)力的空間分布類似,證明了該模型的合理性。

3)初期支護內(nèi)力最大值集中在拱頂及拱肩處,兩側(cè)次之;仰拱內(nèi)填充及道床壓力主要由仰拱初噴混凝土承擔(dān),鋼拱架內(nèi)力無變化;未閉合前的初期支護不能有效約束兩側(cè)圍巖塑性區(qū)發(fā)育;襯砌外輪廓線不規(guī)則導(dǎo)致襯砌應(yīng)力集中,應(yīng)在施工中嚴(yán)格控制超欠挖。

4)該地層隧道圍巖變形劇烈區(qū)為洞周開挖界限向圍巖內(nèi)1倍洞徑范圍,圍巖變形區(qū)域主要集中于拱頂,襯砌變形呈現(xiàn)兩側(cè)收斂較大、拱頂沉降較小的規(guī)律。仰拱部分?jǐn)?shù)值模擬結(jié)果大于實測結(jié)果,證明實際施工過程中,延遲開挖仰拱可以充分釋放仰拱內(nèi)圍巖卸荷回彈量,減小仰拱所受圍巖壓力。

在實際研究過程中,數(shù)值模擬仍存在不能很好地反映卸荷過程的問題,后期應(yīng)對這個部分進行優(yōu)化,使數(shù)值模擬能更好地反映現(xiàn)場開挖-卸荷的應(yīng)力釋放時間特性。