含水率差異對(duì)膨脹性紅黏土隧道施工力學(xué)行為的影響

葉萬軍， 崔晨陽， 謝卓吾， 吳云濤， 董西好

(西安科技大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院， 陜西 西安 710054)

0 引言

隨著我國經(jīng)濟(jì)社會(huì)的迅速發(fā)展，高速鐵路網(wǎng)絡(luò)如雨后春筍般展開，而膨脹性紅黏土的存在使得軟塑、膨脹、偏壓等典型土質(zhì)隧道難題接連出現(xiàn)。銀西高鐵慶陽隧道下穿甘肅董志塬，洞身位于新近紀(jì)紅黏土地層，該地層具有弱膨脹性。眾所周知，膨脹土隧道遇水膨脹極易產(chǎn)生底鼓、圍巖失穩(wěn)等病害。因此，如何正確反映圍巖含水率變化情況，從而在考慮水敏性圍巖膨脹與劣化特性的基礎(chǔ)上，分析含水率變化過程中隧道受力與變形特征，成為研究膨脹土隧道的一大難點(diǎn)。

國內(nèi)外專家學(xué)者針對(duì)膨脹土增濕過程中的性能展開了大量研究。Patrick等[1]通過分析各種指數(shù)間的相關(guān)性和潛在體積變化，建立了應(yīng)對(duì)不同風(fēng)險(xiǎn)水平的土壤膨脹指數(shù)；朱豪等[2]和李獻(xiàn)民等[3]的研究表明，含水量與干密度是影響膨脹力的最主要因素；謝云等[4]利用三向脹縮儀對(duì)膨脹土的膨脹力與初始含水率間的線性關(guān)系展開研究；周坤[5]通過數(shù)值模擬研究了不同膨脹因素與埋深作用下膨脹土吸水膨脹對(duì)襯砌受力變形的影響；李樹忱等[6]基于統(tǒng)計(jì)分析原理提出膨脹性土質(zhì)隧道圍巖的亞級(jí)細(xì)化方案；楊軍平等[7]通過模型試驗(yàn)提出圍巖膨脹效應(yīng)衰減模型，認(rèn)為設(shè)計(jì)施工中應(yīng)注意膨脹引起的仰拱變形；葉萬軍等[8]和謝卓吾等[9]借助現(xiàn)場監(jiān)測分析了古土壤隧道圍巖壓力分布與鋼拱架受力規(guī)律；曾仲毅等[10]、鄭俊杰等[11]和郭震山[12]采用FLAC3D溫度場模塊模擬降雨入滲情況下淺埋膨脹土質(zhì)隧道圍巖的受力變形特征；孫即超等[13]、俞文生等[14]和秦祿生等[15]通過在垂直于臨空面方向上施加外力來模擬膨脹作用，但膨脹變形是向三維空間發(fā)展的，僅將其施加于垂直方向會(huì)存在較大誤差[16]。

從已有研究可以發(fā)現(xiàn)，國內(nèi)外對(duì)膨脹土的性能已經(jīng)有了豐富的成果，但對(duì)其在隧道工程方向的應(yīng)用研究主要集中在室內(nèi)試驗(yàn)、單一變量(膨脹和劣化等)及受降雨入滲影響較大的淺埋隧道，對(duì)于深埋大斷面隧道穿越膨脹地層時(shí)，圍巖含水率波動(dòng)過程中力學(xué)特性劣化和膨脹變形共同作用下隧道的穩(wěn)定性卻鮮有報(bào)道，且慶陽隧道穿越的膨脹性紅黏土地層工程力學(xué)性質(zhì)與普通膨脹土不盡相同。為此，本文利用ABAQUS內(nèi)置的溫度應(yīng)力場模擬濕度應(yīng)力場，結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，針對(duì)開挖導(dǎo)致變化的含水率后期逐漸趨于飽和過程中膨脹性紅黏土隧道圍巖強(qiáng)度降低且發(fā)生膨脹變形的情況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，分析含水率變化下深埋大斷面膨脹性紅黏土隧道圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力變形特征，提出適合含水率波動(dòng)下深埋大斷面膨脹土隧道的設(shè)計(jì)優(yōu)化建議，以期為今后類似工程施工組織優(yōu)化提供參考。

1 膨脹土增濕膨脹與軟化過程數(shù)值實(shí)現(xiàn)基礎(chǔ)

已有研究表明，同種膨脹土的膨脹力作用主要是由含水率變化引起的[10]，且土的膨脹力變化與含水率變化呈線性相關(guān)[4]。同時(shí)，繆林昌等[17]的研究發(fā)現(xiàn)，隨著含水率的提高，膨脹土的強(qiáng)度出現(xiàn)衰減，土體黏聚力和內(nèi)摩擦角隨之變化。因此，膨脹土遇水發(fā)生膨脹變形與強(qiáng)度軟化過程均可轉(zhuǎn)化為含水率變化過程。

膨脹土增濕膨脹過程中應(yīng)變?cè)鲋蹬c含水率變化量的關(guān)系為

Δεij=βΔωδij。

(1)

式中： Δεij為應(yīng)變?cè)隽浚沪聻橥馏w膨脹系數(shù)，代表上升單位含水率引起的膨脹率變化量； Δω為含水率變化量；δij為Kronecker符號(hào)。

熱力學(xué)中物體熱膨脹方程為

Δεij=αΔTδij。

(2)

式中：α為熱膨脹系數(shù)； ΔT為溫度變化量。

聯(lián)立式(1)和式(2)，可得

α=βΔω/ΔT。

(3)

針對(duì)膨脹土遇水發(fā)生膨脹變形過程，對(duì)比濕度應(yīng)力場和溫度應(yīng)力場的概念，可知膨脹土吸水后發(fā)生膨脹的過程類似于材料受熱后體積發(fā)生膨脹的過程，膨脹應(yīng)變?cè)隽颗c自變量變化值均線性相關(guān)，只是式中具體參數(shù)有所區(qū)別。故可以利用熱分析模塊來模擬膨脹土吸水膨脹效應(yīng)[10]，求解時(shí)只需將式(1)和式(2)對(duì)應(yīng)參數(shù)換算。

因此，在數(shù)值計(jì)算中，僅需依式(3)將體積膨脹參數(shù)換算成熱膨脹參數(shù)，同時(shí)再對(duì)材料施加溫度荷載，即可通過熱脹冷縮實(shí)現(xiàn)增濕膨脹過程的模擬。

針對(duì)膨脹土遇水發(fā)生強(qiáng)度軟化過程，在建模時(shí)依據(jù)含水率不同通過定義隨場變量變化的材料模型參數(shù)，對(duì)原始圍巖強(qiáng)度進(jìn)行相應(yīng)的折減，依據(jù)折減后的黏聚力與內(nèi)摩擦角參數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，即可模擬圍巖增濕軟化過程。

綜上所述，針對(duì)開挖導(dǎo)致變化的含水率后期逐漸趨于飽和過程中膨脹性紅黏土隧道圍巖強(qiáng)度降低且發(fā)生膨脹變形的情況，可以利用ABAQUS內(nèi)置的溫度應(yīng)力場模擬濕度應(yīng)力場進(jìn)行仿真計(jì)算，分析膨脹圍巖中隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)受力變形規(guī)律，研究不同初始含水率下結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

2 工程背景

2.1 工程概況

慶陽隧道為銀西高鐵控制性工程之一，下伏于我國第一大黃土塬——甘肅董志塬，隧道全長為13 954 m，最大埋深為248 m，溝壑發(fā)育，支溝下切較深，多呈“V”字型。地層自上而下依次為： 第四系上更新統(tǒng)砂質(zhì)黃土、中更新統(tǒng)黏質(zhì)黃土、新近紀(jì)上新統(tǒng)紅黏土及白堊系下統(tǒng)砂巖。洞身所在地層主要為新近紀(jì)上新統(tǒng)紅黏土，呈棕紅色，硬塑，黏土礦物含量高，為風(fēng)成沉積次生紅黏土范疇。根據(jù)直剪試驗(yàn)與膨脹試驗(yàn)可得其具有弱膨脹性，基本物理力學(xué)指標(biāo)見表1和表2。

表1 膨脹性紅黏土的物理性質(zhì)指標(biāo)

表2膨脹性紅黏土的力學(xué)與膨脹性指標(biāo)

Table 2 Mechanical properties and expansibility indices of expansive red clay

陽離子交換量/(mmol·kg-1)蒙脫石含量/%自由膨脹率/%壓縮模量/MPa泊松比128～16412～1549～6773.40.3

2.2 隧道設(shè)計(jì)參數(shù)

依據(jù)工程地質(zhì)勘察資料，膨脹性紅黏土地層為Ⅳ級(jí)圍巖，支護(hù)結(jié)構(gòu)采用Ⅳd型復(fù)合式襯砌支護(hù)形式。襯砌設(shè)計(jì)斷面如圖1所示。各部件基本尺寸如表3所示。

圖1 隧道襯砌設(shè)計(jì)斷面

表3 各支護(hù)部件尺寸

3 數(shù)值試驗(yàn)

3.1 基本假定

1)模型地層不體現(xiàn)上覆140 m厚黃土全部地層，而是根據(jù)上覆土層的厚度及重度折算成土壓力，加載于模型頂面；

2)模型中土體的初始應(yīng)力場僅由自重應(yīng)力組成，考慮工程地點(diǎn)，忽略構(gòu)造應(yīng)力的影響；

3)考慮到現(xiàn)場圍巖壓力釋放比不易確定，且初期支護(hù)與二次襯砌間接觸壓力較小，本模型僅建立單層襯砌；

4)隧道開挖模擬中，采取生死單元法來模擬圍巖壓力全部施加于支護(hù)結(jié)構(gòu)的最不利狀態(tài)。

3.2 有限元模型與邊界條件

選取隧道典型斷面進(jìn)行三臺(tái)階七步開挖法的三維數(shù)值計(jì)算。為充分考慮掘進(jìn)方向的空間效應(yīng)，并減弱邊界效應(yīng)的影響，模型尺寸為100 m×100 m×32 m(長×寬×高)，每掘進(jìn)1.6 m為一開挖步，設(shè)20個(gè)完整開挖循環(huán)。圍巖和襯砌結(jié)構(gòu)為C3D8R單元，鋼拱架與錨桿為B31梁單元。在網(wǎng)格劃分中，模型采取全對(duì)稱網(wǎng)格劃分，且洞周圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)網(wǎng)格加密，模型最終網(wǎng)格劃分效果如圖2所示。

圖2 數(shù)值試驗(yàn)有限元模型

模型中定義XOY面是隧道斷面平面，Z軸為圍巖開挖方向，其邊界條件如下： 下底面限制任意方向移動(dòng)，四周限制法向變形，頂面是自由邊界，而鋼拱架與錨桿限制任意方向的轉(zhuǎn)動(dòng)，其符合鋼拱架幾乎不發(fā)生平面外變形的工程實(shí)際，且有利于模型收斂。

3.3 計(jì)算參數(shù)確定

圖3示出圍巖質(zhì)量含水率變化曲線。結(jié)合圖3可知，當(dāng)深埋大斷面隧道穿越膨脹性紅黏土地層時(shí)，由于開挖卸荷使孔隙水壓力消散，洞周飽水圍巖含水率在開挖過程中降低，直至穩(wěn)定滲流—排水途徑建立后才逐漸恢復(fù)至飽和穩(wěn)定狀態(tài)。其中，部分測點(diǎn)含水率超過飽和值是由于現(xiàn)場存在測點(diǎn)積水的現(xiàn)象。

圖4為圍巖質(zhì)量含水率包絡(luò)圖。由圖4可知，開挖后洞周平均含水率為18.1%。出于保守考慮，決定選取17%、18%、19%、20%、21%、22%、23%的典型質(zhì)量含水率，依次觀察初期支護(hù)閉合后，含水率后期逐漸上升到趨于飽和時(shí)膨脹土隧道對(duì)應(yīng)的受力、變形情況，研究隧道施工過程中含水率的差異所引起的隧道襯砌結(jié)構(gòu)受力和變形規(guī)律。因此，室內(nèi)配制對(duì)應(yīng)含水率的土樣，通過室內(nèi)試驗(yàn)得到不同含水率土樣的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)、膨脹力與膨脹率，發(fā)現(xiàn)紅黏土具有剪切強(qiáng)度大、膨脹性弱等特點(diǎn)，具體指標(biāo)見表4。故熱膨脹參數(shù)與圍巖增濕軟化過程中不同含水率下強(qiáng)度折減參數(shù)依據(jù)表4選取即可。

圖3 圍巖質(zhì)量含水率變化曲線

圖4 圍巖質(zhì)量含水率包絡(luò)圖

Fig. 4 Envelope diagram of mass moisture content of surrounding rock

表4不同含水率下紅黏土強(qiáng)度與膨脹性

Table 4 Strengths and expansibilities of red clay under different water contents

含水率/%黏聚力c/kPa內(nèi)摩擦角φ/(°)膨脹率/%膨脹力/kPa1755.8920.416.4391854.4820.716.2321952.6921.006.0262147.8621.545.6152244.7021.805.5102341.0722.055.57

圍巖采取Mohr-Coulomb模型，襯砌結(jié)構(gòu)中混凝土、錨桿與鋼拱架采取彈性模型。模型選取范圍內(nèi)地層、襯砌、鋼拱架、錨桿力學(xué)性質(zhì)如表5所示。其中，膨脹性紅黏土地層參數(shù)采取如表1和表2所示的室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果，各部件基本尺寸根據(jù)2.2節(jié)隧道支護(hù)設(shè)計(jì)參數(shù)選取。

表5 模型材料參數(shù)

3.4 試驗(yàn)工況

由圖3可知，除了安裝初期由于水分傳感器測針未緊貼圍巖存在的測量誤差外，水分在初期支護(hù)閉合后至二次襯砌施作前波動(dòng)最為劇烈。針對(duì)膨脹土隧道，本文計(jì)算過程中主要研究含水率變化下其圍巖膨脹作用對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的影響。因此，開挖和初期支護(hù)施作過程中隧道襯砌的受力變化并不是重點(diǎn)。試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)的重點(diǎn)在于初期支護(hù)閉合后，如何模擬含水率變化對(duì)隧道穩(wěn)定性的影響。分析計(jì)算的過程首先是地應(yīng)力的平衡;然后采取生死單元法模擬隧道開挖，求解出隧道初期支護(hù)閉合后的應(yīng)力場與位移場；最后改變溫度場模擬開挖導(dǎo)致波動(dòng)的含水率后期逐漸上升到趨于飽和過程中土體膨脹現(xiàn)象，并折減土體強(qiáng)度模擬圍巖增濕軟化現(xiàn)象，分析圍巖含水率波動(dòng)下深埋大斷面膨脹性紅黏土隧道圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力變形特征。

隧道采取的是三臺(tái)階七步開挖法，開挖—支護(hù)循環(huán)布設(shè)方式如圖5所示。根據(jù)實(shí)際施工情況，模型沿掘進(jìn)方向開挖32 m，共布設(shè)2次仰拱開挖。求解過程利用非對(duì)稱矩陣牛頓解法，迭代模式選擇Unsymmetric-Full Newton迭代。

圖5 開挖—支護(hù)循環(huán)布設(shè)方式

初期支護(hù)閉合后，開始模擬含水率變化對(duì)隧道穩(wěn)定性的影響。結(jié)合掌子面附近圍巖含水率變化情況監(jiān)測結(jié)果，依次計(jì)算圍巖質(zhì)量含水率為17%、18%、19%、20%、21%、22%、23%，后期逐漸上升到趨于飽和時(shí)膨脹土隧道圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的受力變形情況，分析隧道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

3.5 觀測點(diǎn)布置

為了更加深入地掌握深埋大斷面膨脹土隧道的受力變形規(guī)律，分析其穩(wěn)定性，考慮空間尺度效應(yīng)，選取模型中仰拱循環(huán)鏈接位置斷面與仰拱循環(huán)內(nèi)中部位置斷面為類比對(duì)象，進(jìn)行受力變形監(jiān)測。圖6為2個(gè)斷面數(shù)值計(jì)算結(jié)果導(dǎo)出點(diǎn)位置圖。

圖6 取樣面監(jiān)測點(diǎn)位置

4 計(jì)算結(jié)果與數(shù)據(jù)分析

由數(shù)值試驗(yàn)可知，不同初始含水率下，隨著含水率逐漸上升，其圍巖承受壓力與襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力最小安全系數(shù)均逐漸下降，最大襯砌相對(duì)位移量均逐漸升高。同樣，不同含水率上升到趨于飽和時(shí)膨脹土隧道及支護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的位移、應(yīng)力重分布規(guī)律大致相同，只是具體量值有所不同。以穩(wěn)定性最低的圍巖17%的質(zhì)量含水率后期逐漸上升到趨于飽和過程為例，展示此含水率趨于飽和過程中襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力最小安全系數(shù)與最大相對(duì)位移量變化規(guī)律，如圖7所示；展示其趨于飽和時(shí)膨脹土隧道對(duì)應(yīng)的應(yīng)力、位移情況，如圖8—10所示。

圖7 襯砌結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性變化規(guī)律

圖8 圍巖壓力分布(單位： Pa )

Fig. 8 Pressure distribution nephogram of surrounding rock (unit: Pa)

圖9 襯砌結(jié)構(gòu)壓力分布(單位： Pa )

Fig. 9 Pressure distribution nephogram of lining structure (unit: Pa)

圖10 襯砌結(jié)構(gòu)位移(單位： m )

4.1 含水率變化對(duì)圍巖壓力的影響

圖11示出2個(gè)模擬斷面不同含水率下最終趨于飽和時(shí)圍巖監(jiān)測點(diǎn)受力變化曲線。

圖11 圍巖觀測點(diǎn)應(yīng)力與初始含水率關(guān)系

Fig. 11 Relationship between stress and initial water content of surrounding rock observation points

由圖11可以看出，膨脹土隧道不同測點(diǎn)下洞周圍巖壓力隨著初始含水率的增高均呈下降狀態(tài)，且隧道襯砌結(jié)構(gòu)空間位置對(duì)最終圍巖受力結(jié)果影響不大。洞周膨脹土初始含水率為23%，增濕達(dá)到飽和含水率時(shí)圍巖壓力最低，這是由于接近飽和狀態(tài)時(shí)圍巖的膨脹潛勢釋放較充分，增濕到飽和狀態(tài)時(shí)其膨脹率最低引起的。

因23%的含水率最接近飽和含水率，且接近飽和含水率時(shí)圍巖的膨脹潛勢較低，而17%的含水率下飽和時(shí)圍巖壓力最大，故以17%和23%的初始含水率為例，分析比較膨脹變形前后圍巖受力情況?？芍?膨脹變形前，由于隧道埋深較大，水平應(yīng)力與垂直應(yīng)力均隨埋深的增大而增大，其初始應(yīng)力場接近靜水應(yīng)力場，圍巖應(yīng)力分布呈現(xiàn)兩側(cè)較大、拱頂與仰拱部位較小的特點(diǎn)；膨脹變形后，在膨脹應(yīng)力與自重應(yīng)力等的共同作用下，拱頂與仰拱處圍巖壓力出現(xiàn)了較大幅度的上升。

表6示出不同初始含水率下最終飽和時(shí)圍巖壓力安全系數(shù)。由表6可知，雖然圍巖壓力隨初始含水率逐漸降低而提高，但其圍巖所受壓力仍在膨脹性紅黏土容許抗壓強(qiáng)度(1.5 MPa)范圍內(nèi)，只是其安全系數(shù)不斷下降，穩(wěn)定性逐漸降低。對(duì)開挖后洞周平均含水率為20.7%而言，趨于飽和含水率時(shí)其圍巖壓力最大值為0.69 MPa，位于拱腳處，安全系數(shù)為2.17。故在穿越膨脹性地層的隧道施工中，即使考慮后期膨脹變形的影響，就圍巖承受壓力而言，隧道采取的三臺(tái)階七步預(yù)留核心土法仍是適用的。

表6不同初始含水率下最終飽和時(shí)圍巖壓力安全系數(shù)

Table 6 Safety coefficients of surrounding rock pressure at final saturation under different initial water contents

測點(diǎn)初始含水率/%17181920212223A2.272.372.532.743.465.3616.65B1.711.781.892.072.312.703.33C3.793.693.603.513.433.363.29D1.711.852.022.222.482.823.29E2.612.943.343.844.485.306.44F2.182.282.382.673.324.8711.28G1.691.741.872.032.272.793.28H3.703.603.513.463.423.393.39I1.731.781.882.022.252.603.16J2.702.983.193.824.505.547.28

4.2 含水率變化對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)受力的影響

圖12示出2個(gè)模擬斷面不同初始含水率下膨脹土吸水飽和時(shí)襯砌結(jié)構(gòu)監(jiān)測點(diǎn)受力變化曲線。

圖12 襯砌觀測點(diǎn)應(yīng)力與初始含水率關(guān)系

Fig. 12 Relationship between stress and initial water content of lining observation points

由圖12可以看出，與圍巖類似，由于不同初始含水率的膨脹土具有不同的膨脹潛勢，隨初始含水率的增高，飽和時(shí)襯砌結(jié)構(gòu)不同監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)力整體呈下降趨勢。其中，由于開挖模擬過程受應(yīng)力釋放比不定影響采取生死單元法，因此分析步中開挖卸荷回彈釋放完全，仰拱部分應(yīng)力計(jì)算結(jié)果偏小，但含水率變化影響規(guī)律仍與整體一致。同時(shí)，由于第1取樣面中仰拱開挖滯后，初期支護(hù)閉合后其拱頂位置內(nèi)力明顯高于第2取樣面中拱頂內(nèi)力。因此，測點(diǎn)a處應(yīng)力計(jì)算結(jié)果整體大于測點(diǎn)f，但含水率變化影響規(guī)律亦與整體一致。

同上，以17%和23%的初始含水率為例，比較分析膨脹變形前后襯砌結(jié)構(gòu)受力情況可知： 膨脹變形前，襯砌應(yīng)力呈現(xiàn)出拱頂>兩側(cè)邊墻>仰拱的空間分布規(guī)律；洞周圍巖發(fā)生膨脹變形后，襯砌結(jié)構(gòu)會(huì)對(duì)圍巖變形產(chǎn)生約束作用，在作用力與反作用力下，襯砌結(jié)構(gòu)在圍巖的膨脹作用下會(huì)產(chǎn)生被壓“扁”的趨勢，為抵抗此反作用力，襯砌內(nèi)力出現(xiàn)增長，尤以拱頂處內(nèi)力增大最明顯。因此，考慮后期膨脹變形的影響，隧道應(yīng)進(jìn)一步考慮是否加強(qiáng)拱頂處襯砌結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，尤其是距離仰拱循環(huán)鏈接位置較遠(yuǎn)處拱頂襯砌結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

表7示出不同初始含水率下最終飽和時(shí)襯砌內(nèi)力安全系數(shù)。分析表7可知： 雖然襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力亦隨初始含水率的降低而增大，但其應(yīng)力量值仍處于混凝土彎曲抗壓強(qiáng)度(28 MPa)范圍內(nèi)，只是安全系數(shù)同樣不斷下降。對(duì)開挖后洞周平均含水率20.7%而言，趨于飽和含水率時(shí)襯砌內(nèi)力最大值為25.9 MPa，位于拱頂處，安全系數(shù)為1.1。故隧道穿越膨脹性地層時(shí)，襯砌內(nèi)力極值出現(xiàn)在拱頂位置，從設(shè)計(jì)角度出發(fā)，應(yīng)考慮適當(dāng)增大拱頂?shù)牟牧辖孛婊蚋纳剖┕すに嚕瑑?yōu)化其受力狀態(tài)。同時(shí)，襯砌的仰拱部位安全系數(shù)過大，可以考慮適當(dāng)降低其噴射混凝土厚度，節(jié)約材料。

表7不同初始含水率下最終飽和時(shí)襯砌內(nèi)力安全系數(shù)

Table 7 Safety coefficients of lining internal force at final saturation under different initial water contents

測點(diǎn)初始含水率/%17181920212223A1.011.021.041.061.091.121.15B1.921.972.012.042.042.052.05C1.911.881.851.831.801.781.75D3.663.703.753.793.823.853.86E5.686.357.047.738.388.929.30F1.361.411.461.521.591.671.76G1.691.701.711.721.731.731.73H1.931.901.881.871.851.841.82I2.212.202.212.222.242.272.31J7.719.0310.4111.7212.7313.2112.96

4.3 襯砌結(jié)構(gòu)及圍巖變形分析

圖13示出2個(gè)模擬斷面不同含水率下最終趨于飽和時(shí)支護(hù)結(jié)構(gòu)及圍巖位移變化曲線。

圖13 洞周圍巖位移與初始含水率關(guān)系

Fig. 13 Relationship between displacement of monitoring points and initial water content

由圖13可以看出： 不同測點(diǎn)圍巖位移變化規(guī)律并不相同，但隧道襯砌結(jié)構(gòu)空間位置對(duì)最終圍巖變形結(jié)果的影響同樣不大；仰拱與拱腳處圍巖位移隨初始含水率的提高而減小。然而，拱頂、拱腰與邊墻處圍巖位移隨初始含水率的提高而增大。分析可知： 是由于底部圍巖的膨脹作用使襯砌產(chǎn)生整體向上被托起的趨勢，抵消部分開挖導(dǎo)致邊墻與拱頂向臨空面擠出位移。故在左右與底部膨脹圍巖的共同作用下，拱頂與邊墻處圍巖位移會(huì)出現(xiàn)隨著初始含水率的提高而增大的趨勢。

同理，以17%和23%的初始含水率為例，比較分析膨脹變形前后圍巖位移情況可知： 膨脹前，變形呈現(xiàn)出拱頂沉降大于邊墻內(nèi)擠與仰拱隆起的規(guī)律；發(fā)生膨脹后，變形量值出現(xiàn)較大增幅，最小值仍位于拱腰處，但受底部圍巖的膨脹作用影響，變形最大值已由拱頂轉(zhuǎn)移至仰拱處。

表8示出不同初始含水率下最終飽和時(shí)襯砌相對(duì)位移量。分析表8可知： 含水率波動(dòng)下逐漸趨于飽和過程中隧道圍巖受力與支護(hù)結(jié)構(gòu)受力和變形量值均明顯增大，但圍巖變形受影響最大；對(duì)開挖后洞周平均含水率20.7%而言，趨于飽和含水率時(shí)其圍巖變形最大值為143.2 mm，相對(duì)收斂變形量為0.97%，位于仰拱處。雖然根據(jù)Q/CR 9511—2014《鐵路黃土隧道技術(shù)規(guī)范》[18]，襯砌相對(duì)收斂變形量均在允許范圍內(nèi)，但部分初始含水率下，圍巖趨于飽和含水率時(shí)其仰拱具體變形值大于普通黃土在Ⅳ級(jí)圍巖條件下特大跨隧道的允許變形值，基于特殊地質(zhì)情況，建議隧道預(yù)留變形量提至150～180 mm，避免結(jié)構(gòu)侵限。

表8不同初始含水率下最終飽和時(shí)襯砌相對(duì)位移量

Table 8 Relative displacements of lining at final saturation under different initial water contents %

測點(diǎn)初始含水率/%17181920212223A0.690.700.710.740.770.800.85B0.510.530.550.580.610.650.69C0.280.280.290.320.350.400.46D0.490.440.400.360.340.320.32E1.301.221.121.030.940.860.78F0.650.660.670.700.730.760.81G0.480.500.520.550.580.620.67H0.270.270.270.290.320.360.42I0.500.450.400.370.340.310.30J1.221.121.020.930.850.770.70

5 結(jié)論與建議

以銀西高鐵慶陽隧道為依托，結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果，利用ABAQUS內(nèi)置的溫度應(yīng)力場模擬濕度應(yīng)力場，分析不同含水率作用下最終趨于飽和時(shí)隧道圍巖壓力、襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力與變形量值的重分布規(guī)律，得出以下結(jié)論。

1)由于開挖卸荷使孔隙水壓力消散，洞周飽水圍巖含水率在開挖過程中降低，直至穩(wěn)定滲流—排水途徑建立后才逐漸恢復(fù)至飽和穩(wěn)定狀態(tài)。取樣面監(jiān)測點(diǎn)不同含水率作用下最終趨于飽和時(shí)，隨初始含水率降低，圍巖壓力與襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力依次增大，仰拱與拱腳處相對(duì)位移增大，拱頂、拱腰與邊墻處相對(duì)位移降低，整體安全系數(shù)逐漸降低。

2)對(duì)開挖后洞周平均含水率20.7%而言，最終趨于飽和時(shí)圍巖壓力安全系數(shù)為2.2，襯砌受力安全系數(shù)為1.1，圍巖相對(duì)位移為0.97%，故采取的三臺(tái)階七步開挖法在考慮圍巖膨脹變形且強(qiáng)度軟化時(shí)亦是適用的，但考慮到襯砌受力極值均在拱頂處，建議適當(dāng)增大拱頂?shù)牟牧辖孛婊蚋纳剖┕すに嚕詢?yōu)化其受力狀態(tài)。

3)相比于圍巖壓力和襯砌結(jié)構(gòu)受力，含水率變化對(duì)洞周圍巖變形影響最大。雖相對(duì)收斂變形量仍在允許范圍內(nèi)，但沉降大于穿越普通黃土的特大跨隧道允許沉降，基于特殊地質(zhì)情況，建議隧道預(yù)留變形量提至150～180 mm。

本次研究結(jié)論主要是結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果通過數(shù)值計(jì)算得到的，關(guān)于含水率變化對(duì)深埋隧道穩(wěn)定性影響的研究還需進(jìn)一步開展現(xiàn)場或模型試驗(yàn)，使結(jié)論更加豐富。