膨脹性軟巖隧道結構受力計算研究

王建鵬

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司，西安 710043)

1 研究背景

Tabellout引水隧道是北非“北水南調”的重要組成部分。從Tabellout庫區(qū)通過2級泵站將水泵到隧道進口(高程600m)，通過13.42km長的引水隧洞重力流自流到南出口處(高程590m)。隧道設計為全圓形斷面，進、出口高差為10m，隧道外徑400cm，內徑350cm，過水斷面要求為2/3隧道內截面，設計流量為7.2m3/s，年輸水量1.89億m3。

勘察設計2001年開始， 2011年結束[1-2]，參與單位有11家：法國6家、意大利2家、德國1家、阿爾及利亞2家。由法國和意大利聯(lián)合體公司實施施工。合同工期要求2010年3月3日～2012年12月3日，共計33個月。采用敞開式單護盾TBM 組織施工。在施工過程中，已經成型的管片不斷發(fā)生開裂、變形、錯臺，最終形成坍塌。2013年9月TBM掘進機卡死在泥灰質黏土巖與泥灰?guī)r的交界處，隧道掘進完成2.82643km(占隧道總長的21.06%)。合同嚴重超期，設計咨詢及承包商認為該段地質情況極為惡劣，建議廢棄整個隧道方案及掘進機，或者僅保留洞口段已完成的700m隧道，廢棄其余已施工部分，改線繞行。如果按照上述調整方案，必然導致巨大的費用及工期再延誤，如果不調整，到底需要怎樣變更設計，業(yè)主展開了國際咨詢。

膨脹性巖石遇水膨脹和軟化產生災害問題的研究起于上世紀50年代， 1993年繆協(xié)興等人提出了濕度應力場理論[3]，在一定范圍有應用，但因巖性及應力應變場復雜多變，影響因素多，準確確定襯砌結構外側不同方位壓力目前仍是世界難題。本文采用荷載—結構計算模型，從側向壓力、水動力、殘余應力、松動圈塑性變形方面，研究軟巖、軟化性、膨脹性造成的巖體作用于結構外側的綜合力學效應。

2 隧道巖性特征及地層參數(shù)

2.1 隧道巖性特征

引水隧道位于低山臺地區(qū)。穿越的地貌單元為Tamesguida高地，該高地被Chemassa河及Imnar河沖蝕，隧道在河槽地面以下40～50m處穿過，頂板巖石風化嚴重。

隧道涉及地層為卡比爾復理石層[4](努米底亞層)和Djemila層。努米底亞層：為一套漸中新世復理石地層，由砂巖、塊狀泥灰?guī)r、黏土巖、泥質砂巖組成的碎塊狀沉積地層構成。

圖1 隧道進口段施工圖地質勘察工程地質縱斷面圖Fig. 1 Tunnel entrance construction drawing geological survey engineering geological profile

Djemila層：由一套始新世至三疊系過渡的泥灰質巖石和石灰?guī)r構成。發(fā)育有逆沖斷裂、背斜、向斜、長大節(jié)理和結構面。

根據(jù)沿線路確定的巖性特征、實驗室試驗成果以及在當?shù)仡愃频刭|環(huán)境中所建隧道項目的經驗反饋結果，隧道經過段巖石可分為三個地質力學組(隧道進口段地質縱斷面見圖1)。

病害主要集中在地質力學2組(GG2)，K1+059～K3+825段，黑色泥灰?guī)r，節(jié)理密集，呈板狀脫層及垂直葉理構造，風化帶呈渣土狀，微風化呈層片狀。

2.2 地層參數(shù)

黑色泥灰?guī)r地層參數(shù)見表1。

表1 法國公司和意大利公司聯(lián)合體的地層參數(shù)Table 1 formation parameters of the consortium of French and Italian companies

3 隧道施工設計情況

3.1 原施工圖設計情況

3.1.1 原設計管片結構計算參數(shù)

管片設置采用4片/每環(huán)，管片厚度25cm，管片配筋量120～160kg/m3，管片混凝土強度為C55，錨栓4套/每片，注漿孔2套/每片，彈性模量Ec=3.6×104MPa，波松比0.2，混凝土密度為2.5g/m3。

3.1.2 原設計力學計算模型

(1)連續(xù)介質模型計算

選用Midas/GTS軟件[5]進行計算，模擬施工步驟，建立平面應變模型，模型計算條件如下：模型水平向寬度取10倍的開挖洞徑，豎直向高度取12倍洞徑； 模型上邊界為自由面，左右兩側約束水平向位移，底面約束水平向和豎直向位移； 圍巖采用平面應變單元模擬[6]，管片結構采用梁單元[7]模擬； 地層初始應力采用自重應力場[8]模擬，不考慮地下水產生的壓力荷載。管片破壞處K1+575建模計算見圖2。

圖2 隧道K1+575 斷面有限元模型(左)、圍巖塑性應變圖(右)Fig 2 Finite element model of tunnel K1+575 section(L.)and plastic strain diagram of surrounding rock(R.)

連續(xù)介質模型設計力學計算結論：最大正彎矩處，管片厚度0.25m，彎矩21.6kN·m，軸力480.9kN，配筋面積1 235mm2，裂縫間距符合要求，安全系數(shù)12.2； 最大負彎矩處，管片厚度0.25m，彎矩-21.3kN·m，軸力691.3kN，配筋面積1 235mm2，裂縫間距符合要求，安全系數(shù)9.4。

(2)采用荷載—結構模型

將圍巖對管片襯砌的作用作為外荷載形式施加到管片結構上，計算管片的變形和受力情況建立模型計算條件如下：

按照太沙基坍落拱理論[9]計算上覆地層壓力； 根據(jù)上覆地層壓力值乘以側壓力系數(shù)k0計算側向壓力； 管片結構簡化多鉸圓環(huán)[10]模型； 管片與圍巖相互作用采用彈性地基梁[11]理論，滿足溫克爾假設[12]。管片破壞處K1+575斷面建模計算見圖3。

荷載—結構模型[13]進行計算結論：最大正彎矩處，管片厚度0.25m，彎矩60.1kN·m，軸力276.8kN，配筋面積1 235mm2，裂縫間距符合要求，安全系數(shù)1.8； 最大負彎矩處，管片厚度0.25m，彎矩-25.7kN·m，軸力472.1kN，配筋面積1 235mm2，裂縫間距符合要求，安全系數(shù)11.5。

圖3 鉸力學模型(左)、管片受力圖(右)Fig. 3 Mechanical model of hinge(L.)and force diagram of tube slice(R.)

4 原設計施工中遇到的問題及解決方法

4.1 遇到的問題

隧道管片安裝后，發(fā)現(xiàn)逐步出現(xiàn)了不同程度的大范圍的裂縫，裂縫絕大部分位于拱腰附近，拱頂、拱底裂縫主體為縱向，局部受到邊界條件影響，有斜向裂縫出現(xiàn)。裂縫逐步發(fā)展，并最終導致了局部的坍塌； K1+185拱腰部縱向開裂，裂縫寬1～5mm； K1+745拱腰輕微縱向破裂，裂縫寬1～3mm； 部分地段嚴重變形，出現(xiàn)管片剝落、破裂、裂縫漏水、泥灰質黏土巖與泥灰?guī)r的交界處卡機等問題。軟巖水力條件改變，軟化、膨脹、承載力降低，使得側向綜合壓力顯著增加是病害主要原因。

4.2 解決方法

塌方段至隧道進口之間的加固帶(K1+425～K1+575段)，長150m，用時2月，加固方式為內襯采用鋼筋鋼拱架網(wǎng)，支撐環(huán)形H180鋼架，鋼架間距60cm，縱向用H60鋼架連接，鋼架與管片之間采用木楔子打緊。

塌方段至掌子面間的加固帶(K1+575～K1+825段)，長250m，清理坍塌用時53天，加固方式為內部支撐環(huán)形H180鋼架，鋼架間距60cm，縱向用H60鋼架連接。

發(fā)生卡機地段地層情況是泥灰質黏土巖與泥灰?guī)r的交界處。首先，發(fā)生輕微的卡機事故，由于趕上周末放假停工，等假期過后，發(fā)現(xiàn)整體卡機，然后，采用注水潤滑，但是，圍巖遇水后膨脹[14]，卡機更加嚴重。采用高壓油缸頂推，慢速通過，處理時間約6個月。

5 病害原因分析及建立新的力學模型

5.1 對原施工設計管片安全性分析

在隧道K1+575斷面處采用連續(xù)介質模型，采用圍巖自重應力場進行管片結構檢算，得到的管片安全系數(shù)遠遠大于常規(guī)設計要求1.7。

按照荷載—結構模型，采用太沙基坍落拱理論計算隧道上覆地層壓力所檢算的管片結構安全系數(shù)也大于常規(guī)設計要求1.7。

原設計的管片厚度和配筋量按照常規(guī)圍巖壓力理論，沒有膨脹性的圍巖時，均能滿足結構的強度、裂縫和變形方面要求。但是，結合隧道圍巖及受力分析，隧道結構實際所受的圍巖作用與圍巖自重應力場和一般太沙基坍落拱理論計算的荷載有很大區(qū)別，隧道實際有一個膨脹性軟巖脹縮力、地下水的動態(tài)壓力、塑性變形和殘余應力影響，受力考慮不全，給施工留下了安全隱患，需要建立新的受力邊界條件。

5.2 建立新的受力條件的依據(jù)

依據(jù)原詳細初步設計地質資料； 承包商的補充地質調查資料； 隧道變形開裂的范圍、特征的規(guī)律分析； 測區(qū)的區(qū)域地質構造； 當?shù)仡愃频貙蛹芭蛎浶詭r土的土工試驗參數(shù)； 中國類似工程經驗。將泥灰?guī)r的膨脹壓力、軟巖塑性變形產生的側壓力、動水壓力、圍巖可能具有的殘留構造應力，參照該類巖石的實驗數(shù)據(jù)，折算為隧道側向壓力[15]，進行結構計算。側壓力按300kPa、500kPa、800kPa三種類型進行模擬計算分析。

5.2.1 當?shù)丶扔泄こ痰哪嗷屹|黏土巖膨脹壓力經驗數(shù)據(jù)

依據(jù)阿爾及利亞東西高速公路M1～M2標段的泥灰質黏土巖數(shù)據(jù)，泥灰質黏土巖具有輕微至中等膨脹性，自由膨脹率FS=48%，最大值FS=66%，平均膨脹壓力Δg=162kPa，最大膨脹壓力Δg=490kPa，直剪凝聚力57kPa，直剪內摩擦角21.6°。

5.2.2 當?shù)丶扔心嗷屹|巖石風化層膨脹壓力經驗數(shù)據(jù)

依據(jù)阿爾及利亞東西高速公路M5標段的泥灰質巖風化層膨脹壓力數(shù)據(jù)，泥灰質巖風化層自由膨脹率FS=31%～77%，膨脹壓力Δg=40～65kPa，三軸剪凝聚力為21～98kPa，三軸內摩擦角為14.0°～28.7°。

5.2.3 膨脹性力學機理

泥灰質黏土巖及泥灰?guī)r巖性軟弱，還有大量黏土礦物(高嶺石及伊蒙混層)及約20%的碳酸鈣，黏土礦物層狀聚集，碳酸鈣不均勻散布，層與層之間存在空隙，強力親水，吸水后產生塑彈性變形破壞，遇水崩解，失水干裂，強度與體積急劇變化，濕泥沉于襯砌外側松動圈地層，對坍落物表現(xiàn)出異常低的阻滑性，軟化、膨脹或干裂、承載力喪失，使得襯砌外側綜合應力調整過程復雜化，穩(wěn)定過程中，拱腰側壓力劇增，更易于破壞。

5.3 新建受力結構模型參數(shù)及新條件下安全性分析

按照中國規(guī)范和經驗：合理的配筋量為120～240kg/m3，特殊情況可增加，結構最大配筋率不大于2.5%，結構極大裂縫控制在0.2mm以內，結構安全系數(shù)不應小于1.7； 新建模型地層參數(shù)為：GG2組泥灰?guī)r單軸抗壓強度為5MPa，變形模量為675MPa，三軸剪凝聚力為50kPa，三軸內摩擦角為30°，干燥密度為2.3g/m3，側向壓力為300kPa。管片結構計算參數(shù)為： 4片/每環(huán)，管片厚度35cm，每環(huán)寬度1.2m，管片配筋量120～240kg/m3，管片混凝土強度為C55，錨栓4套/每片，注漿孔2套/每片，彈性模量Ec=3.6X104MPa，波松比0.2，混凝土密度為2.5g/m3。

側壓力增加條件下對原25cm厚管片進行安全性分析：采用增加側壓力的荷載—結構受力模型，側向壓力采用300kPa時，K1+575斷面計算結果如下：管片結構豎向相對變形4.2mm； 管片結構水平相對變形5.6mm； 最大正彎矩處，管片厚度0.25m，彎矩109.6kN·m，軸力492.2kN，配筋面積1235mm2，鋼筋應力超限，安全系數(shù)0.98； 最大負彎矩處，管片厚度0.25m，彎矩-64.6kN·m，軸力821.8kN，配筋面積1 235mm2，裂縫間距符合要求，安全系數(shù)5.06，鋼筋應力不安全。

圖4 管片結構豎向變形圖(相對變形2.7mm，左)、水平變形圖(相對變形3.3mm，右)Fig. 4 Vertical deformation diagram(relative deformation 2.7mm，L.)，horizontal deformation diagram(relative deformation 3.3mm，R.)

圖5 管片軸力圖(左)、剪力圖(右)Fig. 5 Axial force diagram(L.)and shear diagram(R.)

圖6 管片彎矩圖Fig. 6 Bending moment diagram of pipe sheet

側壓力增加條件下對35cm厚管片進行安全性分析：采用增加側壓力的荷載—結構受力模型，側向壓力采用300kPa時，K1+575斷面用Midas/GTS軟件計算結果見圖4-圖6。如下：管片結構豎向相對變形2.7mm； 管片結構水平相對變形3.3mm； 最大正彎矩處，管片厚度0.35m，彎矩158.5kN·m，軸力410.3kN，配筋面積2 212mm2，裂縫間距0.18mm，安全系數(shù)1.96； 最大負彎矩處，管片厚度0.35m，彎矩-131.7kN·m，軸力802.4kN，配筋面積2 212mm2，裂縫間距符合要求，安全系數(shù)4.90。

在考慮軟巖側向壓力的情況下，通過增加管片厚度至35cm，并增大配筋率大于0.63%(2 212mm2)后，可以滿足結構變形、強度和裂縫方面的要求。

5.4 不同側向壓力條件下的配筋量變化

根據(jù)對測區(qū)圍巖的力學特性、隧道地層的地質特征，膨脹力強弱的變化、塑性變形、動態(tài)水、殘余應力等因素的影響，對隧道受到的側向壓力進行調整，在研究300kPa側壓力的基礎上，研究了受到500kPa、800kPa一共三種工況側壓力時的相應配筋率，見表2，管片厚度為35cm，側向綜合壓力為300kPa時，安全系數(shù)為1.96、側向綜合壓力為500kPa時，安全系數(shù)為2.02、側向綜合壓力為800kPa時，安全系數(shù)為1.71。

表2 管片遭受300kPa、500kPa、800kPa三種不同綜合側向壓力工況下的配筋率表Table 2 reinforcement rate table of tube sheet subjected to 300kPa， 500kPa， 800kPa three different comprehensive lateral pressure conditions

6 新建的受力模型研究成果

在新的受力模型下(考慮C=50kPa，φ=30°，增加300kPa側向壓力)，如果還用25cm厚管片，結構將從內表面開始出現(xiàn)破壞性裂縫，并最終發(fā)展到結構損壞； 管片由25cm厚度變更為35cm，配筋率不小于0.63%(160kg/m3)后，管片結構將能夠滿足變形、強度和裂縫寬度的要求； 從結構計算的角度出發(fā)， 4 塊管片接頭均布置在管片環(huán)彎矩最小處附近，應加強環(huán)向及縱向錨栓連接，分法合理。后期施工也證明了變更的正確性。

7 結論

隧道洞身處的詳細的巖性及相關力學參數(shù)的準確條件是設計、施工的根本保證，膨脹性軟巖的膨脹力、動態(tài)水壓力、塑性變形和殘余應力折算是結構變更設計的關鍵。

原設計缺少軟巖地區(qū)的隧道設計經驗，對軟質巖大變形缺少預估及監(jiān)測，做管片力學模型計算時，未考慮巖體脹縮力、地應力、地下水的動態(tài)壓力、塑性變形和殘余應力折算，對巖性、圍巖綜合分級、質量分級、地下水、破碎程度等認識不足，導致管片厚度、結構強度和配筋不滿足軟巖段落受力。

洞身巖性為典型的膨脹性軟巖，泥灰質黏土巖、泥灰?guī)r遇水時側向膨脹壓力增加，采用35cm厚度的管片，在300～800kPa范圍內的側壓力時，可通過改變配筋達到最佳支護效果； 已經預制的25cm厚的管片，用在了局部巖性好的砂巖或灰?guī)r地段，進行了合理利用。管片厚度增加10cm后，隧道截面縮小仍然能滿足過水量要求，得到多方認可，每環(huán)管片為4片滿足結構計算應力、彎矩分布，力學效果好。