走滑斷層黏滑錯動下隧道破壞的模型試驗研究

王鴻儒， 鐘紫藍， 趙 密， 汪 振， 趙 旭， 杜修力

(北京工業(yè)大學(xué)城市與工程安全減災(zāi)教育部重點實驗室， 北京 100124)

中西部地區(qū)多山嶺且地震活動頻發(fā). 隨著中西部基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的開展，特別是滇中引水、川藏鐵路等工程的推進，跨斷層隧道的抗震、減震對于隧道的安全性起著重要的作用[1]. 隧道穿越斷層時的破壞主要來源于斷層的強制位移，依據(jù)錯動速率將斷層的運動劃分為黏滑錯動和蠕滑錯動. 黏滑錯動為活動斷層兩盤閉鎖，應(yīng)力應(yīng)變積累到巖石的極限強度后突然釋放，產(chǎn)生相對位移錯動的過程，錯動速度快，破壞極強；蠕滑錯動為圍巖緩慢地發(fā)生無震滑動過程，不具備突發(fā)破壞能力[2-3].

與理論分析及數(shù)值計算方法相比，模型試驗方法在描述結(jié)構(gòu)和材料的破壞過程、極限破壞形態(tài)等非線性破壞特征方面具有獨特的優(yōu)勢.

國內(nèi)外學(xué)者采用模型試驗的方法對跨斷層隧道抗震減震問題進行了大量的研究. 劉學(xué)增等[4-5]開展了幾何縮尺比為1∶50及斷層傾角分別為45°、60°和75°的正斷層錯動試驗，研究斷層傾角對隧道損傷及巖體變形的影響，指出隧道及圍巖的破壞范圍隨著斷層傾角的增大而減小. Kiani等[6]開展了幾何縮尺比為1∶50及斷層傾角分別為60°和75°的正斷層離心機模型試驗，研究斷層傾角、隧道埋深對盾構(gòu)隧道破壞的影響規(guī)律，研究表明增加隧道埋深可有效減少隧道的破壞. Sabagh等[7]通過幾何縮尺比為1∶60的離心機正斷層錯動試驗，研究斷層錯動量、隧道直徑對隧道及圍巖的破壞規(guī)律，并依據(jù)錯動量和隧道破壞現(xiàn)象對隧道損傷進行定性分級. 胡輝[8]、仇文革等[9]開展了幾何縮尺比為1∶40及斷層傾角為60°的正斷層錯動試驗，對隧道的破壞機理以及襯砌分節(jié)、超挖、增設(shè)橡膠襯砌等減震措施進行了研究. 孫飛等[3,10]開展了分段式襯砌穿越60°傾角的正斷層錯動試驗，研究襯砌分節(jié)、柔性接頭減震措施對隧道變形、應(yīng)變分布、圍巖壓力的影響規(guī)律，提出增強配筋及采用柔性接頭以提高隧道的整體柔度和局部剛度的減震措施. 王道遠等[11]開展了幾何縮尺比為1∶30的正斷層的黏滑錯動試驗，研究減錯層、減錯縫的設(shè)置對隧道抗錯性能的影響，并提出組合使用減錯層與交錯縫的減震措施.

上述學(xué)者研究表明，斷層錯動面位置處襯砌為隧道穿越斷層破碎帶發(fā)生破壞的最嚴重區(qū)域. 目前，跨斷層隧道錯動試驗的模型箱主要由固定箱和錯動箱組成，而斷層通常被簡化成為一個無厚度的接觸面，從而缺少對斷層破碎帶部分的有效模擬. 斷層破碎帶是伴隨斷層錯動面天然存在的，其寬度為20～300 m，試驗?zāi)Ｐ拖潴w增設(shè)斷層破碎帶的約束裝置可有效提高試驗邊界條件的準確性. 目前跨斷層隧道錯動試驗的運動形式多為正逆斷層，對走滑斷層的研究相對較少.

模型試驗箱是開展地質(zhì)力學(xué)模型試驗必須的試驗裝備之一，而箱體的尺寸、邊界條件、斷層的運動機制等特性直接決定了模型試驗的準確性[12]. 本文基于改善試驗邊界效應(yīng)，自主研發(fā)了模擬不同破碎帶寬度的跨斷層隧道剪切箱，使模型試驗的邊界條件更真實地接近原型場地條件. 通過模型試驗方法及數(shù)值模擬，以隧道的應(yīng)變分布規(guī)律、破壞形態(tài)及巖體的破裂特征為指標，研究走滑斷層黏滑錯動下，不同錯動量對隧道損傷機理及破壞特性的影響規(guī)律，為穿越斷層破碎帶的隧道設(shè)計提供一定的技術(shù)參考.

1 襯砌結(jié)構(gòu)及地質(zhì)資料選取

跨斷層隧道錯動試驗結(jié)構(gòu)洞形、材料參數(shù)來源于滇中引水工程項目，并依試驗條件做相應(yīng)的調(diào)整，使試驗工況可以代表典型的隧道穿越斷層破碎帶剪切破壞特性.

滇中引水工程是中國西南地區(qū)規(guī)模最大、投資最多的引水工程. 香爐山隧洞為滇中引水工程渠首段建筑物，位于地震活躍的西南地區(qū)，地震烈度為Ⅷ度. 隧洞走線區(qū)域地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜，活動斷裂發(fā)育且活動性較強，隧洞穿越多條斷層破碎帶，大部分破碎帶寬度為20～300 m，帶內(nèi)巖體多為角礫巖、碎粒巖等，膠結(jié)差，強風(fēng)化. 由地震產(chǎn)生的黏滑剪切破壞和圍巖蠕滑產(chǎn)生的累積位移破壞為隧洞的主要災(zāi)害之一. 圖1為香爐山隧洞軸線剖面圖. 工程地質(zhì)參數(shù)來源于鶴慶- 洱源斷裂(F12)，隧道穿越破碎帶寬度取30 m，斷層傾角為90°，隧道與斷層夾角為90°. 巖體物理力學(xué)參數(shù)依據(jù)地勘資料、《工程巖體分級標準》[13]選取. 斷層破碎帶巖體強風(fēng)化、膠結(jié)差、結(jié)構(gòu)松散，以Ⅴ級圍巖為主；非斷裂帶巖體弱風(fēng)化，受斷層破碎帶影響較破碎，以Ⅳ級圍巖為主；斷層錯動面巖性較差，結(jié)構(gòu)松散，并伴有斷層擦痕和斷層泥出現(xiàn). 隧道內(nèi)徑8.4 m，外徑10.1 m，初襯為25 cm厚聚丙烯粗纖維C25混凝土，二襯為60 cm厚C30鋼筋混凝土. 由于二襯在結(jié)構(gòu)設(shè)計時被考慮為永久性的承受靜、動荷載結(jié)構(gòu)，且由于試驗幾何縮尺的局限性，隧道錯動模型試驗僅考慮二襯[14].

圖1 香爐山隧洞軸線剖面圖Fig.1 Geological profile along tunnel axis

2 試驗介紹

當隧道穿越斷層破碎帶區(qū)域時，由地震產(chǎn)生的隧道破壞主要集中于斷層錯動面位置及破碎帶與穩(wěn)定段圍巖交界位置[15-16]. 本文通過試驗研究斷層錯動量對走滑斷層位錯下隧道破壞的影響規(guī)律. 隧道模型外徑D為24 cm，受試驗條件限制并結(jié)合前期數(shù)值模擬的結(jié)果，選用3倍洞徑作為本試驗破碎帶的寬度. 錯動面位置附近的隧道破壞和在破碎帶與穩(wěn)定段圍巖交界位置處的隧道破壞相互獨立，互相影響較小. 該工況可以作為隧道穿越斷層破碎帶破壞的典型類別.

2.1 試驗相似準則及相似比

模型試驗與相似理論關(guān)系密切，只有在滿足相似理論的前提下，模型試驗才能可靠、真實地反映原型的物理力學(xué)性能[12]. 本文依據(jù)量綱分析法和相似定理推導(dǎo)試驗?zāi)Ｐ团c原型之間的相似關(guān)系，選用長度、時間、力為基本物理量，其余物理量的相似關(guān)系可借助物理方程式由基本物理量求得. 依據(jù)香爐山隧洞的工程地質(zhì)條件和隧洞結(jié)構(gòu)施工圖，以及跨斷層隧道錯動試驗的現(xiàn)場條件，將模型的幾何相似比設(shè)為1∶40，彈性模量相似比設(shè)為1∶60. 試驗涉及主要物理量的相似關(guān)系如表1所示.

表1 主要物理量的量綱與相似關(guān)系

2.2 試驗裝置

試驗設(shè)備為自研的跨斷層隧道錯動試驗?zāi)Ｐ拖?，如圖2所示. 箱體內(nèi)部凈尺寸(長×寬×高)為2.75 m×1.75 m×1.60 m，其中破碎帶寬度為0.75 m，箱體模擬斷層傾角為90°，斷層與隧道交角為90°. 模型箱主要由固定箱體、錯動箱體和破碎帶約束框組成，其中固定箱體與底部鋼板焊接，錯動箱體底部與鋼板間放置φ50 mm的實心圓鋼，使錯動箱體可以水平自由運動，模擬走滑斷層的錯動模式. 箱體水平最大位移量為25 cm，由千斤頂從加載板處施加位移. 斷層破碎帶區(qū)域由厚度為55 mm和80 mm共10個約束框組合而成，各約束框均內(nèi)嵌軸承，相互之間可以自由橫向錯動.

圖2 試驗?zāi)Ｐ拖銯ig.2 Model box for experiment

試驗之前，基于有限元數(shù)值模擬開展系統(tǒng)的邊界效應(yīng)影響分析表明，當隧道外徑與模型箱距離為5倍洞徑(5D)時，邊界尺寸大小帶來的隧道橫截面變形的計算誤差可近似忽略[4,8]. 圖3為不同邊界尺寸與5D邊界的相對誤差. 當隧道模型距箱體側(cè)邊距離取3D，下臥巖厚度取2D時，邊界尺寸大小帶來的誤差可以控制在18%以內(nèi).

為盡量減小邊界條件影響，保證隧道縮尺模型可有效反映原型破壞機理，同時也綜合考慮實驗室加載條件等因素，本試驗最終采用隧道周圍圍巖模型材料尺寸如圖2(b)所示.

依據(jù)圍巖的自承載能力及洞室穩(wěn)定的機理，可將隧道分為淺埋和深埋2類[17]. 淺埋隧道隨著埋深的增加，圍巖壓力和隧道結(jié)構(gòu)受力不斷增加，隧道的拱頂為結(jié)構(gòu)最不利位置；深埋隧道隨著埋深的增加，由于壓力拱的存在，圍巖壓力及隧道結(jié)構(gòu)受力增加變緩甚至趨于穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)的最不利位置由拱頂轉(zhuǎn)向側(cè)壁[18-19]. 依據(jù)《公路隧道設(shè)計規(guī)范》，跨度為8.4 m的圓形隧道，Ⅳ級和Ⅴ級圍巖的隧道深淺埋分界埋深分別為20、11 m[20]. 由圖3數(shù)值模擬可得當隧道埋深取3D(相當于原型25.2 m埋深)時，襯砌變形與5D工況最大差別為7.5%.

圖3 箱體邊界尺寸對隧道橫斷面變形影響圖Fig.3 Influence of box boundary on tunnel cross-sectional deformation

香爐山隧道埋深大、地應(yīng)力水平高，《公路隧道設(shè)計細則》建議隧洞在開挖和初襯支護過程中，Ⅳ級和Ⅴ級圍巖地應(yīng)力釋放55%～85%，初始地應(yīng)力主要由初襯承擔[21]. 在斷層錯動作用下，主要外荷載為斷層的強制位移，試驗時保證襯砌所受圍巖壓力屬于深埋類型即可.

本文主要關(guān)注點在襯砌初始應(yīng)力狀態(tài)和破壞狀態(tài)，高地應(yīng)力下圍巖破裂發(fā)展暫時不作為本試驗主要研究對象. 試驗最終選用3D上覆圍巖厚度代表深埋隧道二襯結(jié)構(gòu)在斷層錯動作用下的破壞模式.

2.3 模型相似材料

依據(jù)鶴慶—洱源斷裂地質(zhì)資料及試驗縮尺比，通過開展多工況的正交配比試驗和全面制配試驗，研究不同原材料對材料物理力學(xué)性質(zhì)的影響，最終選取m(河砂)∶m(石灰)∶m(石膏)=30∶7∶3作為Ⅳ級圍巖的相似材料配合比，選取m(河砂)∶m(石灰)∶m(石膏)=120∶7∶3作為Ⅴ級圍巖的相似材料配合比. 表2為圍巖材料原型與模型相似材料的主要物理力學(xué)參數(shù)值. 圖4為Ⅳ、Ⅴ級圍巖相似材料應(yīng)力- 應(yīng)變實測曲線圖，由圖可知，材料應(yīng)力達到峰值后有明顯的下降段，材料表現(xiàn)出明顯的脆性破壞特性.

圖4 巖體相似材料應(yīng)力- 應(yīng)變?nèi)€Fig.4 Full stress-strain curve of rock simulate material

表2 巖體相似材料物理力學(xué)參數(shù)

試驗在破碎帶中間位置設(shè)置一個5～10 mm寬的斷層錯動面，以m(河沙)∶m(鋸末)=5∶1作為斷層錯動面的相似材料進行填充，材料黏聚力為0，內(nèi)摩擦角為18°.

隧道襯砌的設(shè)計參數(shù)來源于實際工程，通過混凝土材料的配比試驗，選取m(高強石膏)∶m(低強石膏)∶m(重晶石粉)∶m(河砂)∶m(水)=5∶5∶19∶12∶23作為混凝土相似材料的配合比. 材料主要物理力學(xué)參數(shù)如表3所示，圖5為相似材料應(yīng)力- 應(yīng)變實測曲線與原型混凝土縮尺應(yīng)力- 應(yīng)變?nèi)€對比圖. 依據(jù)相似比，模型襯砌外徑為24 cm，壁厚為1.5 cm，襯砌內(nèi)配單層鋼絲網(wǎng)，配筋率按照等強度原則簡化考慮[5]，即

圖5 應(yīng)力- 應(yīng)變?nèi)€對比圖Fig.5 Contrast figure of full stress-strain curve

表3 混凝土相似材料物理力學(xué)參數(shù)

(1)

式中：As和fy分別為原型鋼筋橫截面積和強度；Ac和fc分別為原型混凝土橫截面積和強度；A′s和f′y為模型鋼絲橫截面積和強度；A′c和f′c分別為模型石膏橫截面積和強度.最終采用φ0.8 mm主筋和φ0.6 mm構(gòu)造筋，間距均為10 mm.

2.4 測量儀器及試驗步驟

2.4.1 試驗儀器

試驗采用應(yīng)變片、微型位移傳感器(linear variable differential transformer，LVDT)、頂桿式位移計實時監(jiān)測斷層錯動作用下襯砌及圍巖的破壞規(guī)律. 應(yīng)變片用來監(jiān)測襯砌外側(cè)軸向及環(huán)向應(yīng)變，按照自錯動面向圍巖兩端由密到疏進行布設(shè). 如圖6所示，襯砌沿縱向共布置10個截面(錯動端：M87、M50、M35、M20、M5，固定端：F5、F20、F35、F50、F87，角標數(shù)字為截面距錯動面距離)，分別在拱頂、拱腰、拱底位置粘貼共計40個縱向應(yīng)變片. 襯砌-37～+37范圍內(nèi)為斷層破碎帶區(qū)域，錯動面設(shè)置在0截面位置.

圖6 襯砌應(yīng)變片布置圖Fig.6 Layout of strain gauges

LVDT用來監(jiān)測隧道橫截面變形情況，由于在斷層錯動作用下襯砌的破壞具有一定的對稱性，試驗僅在襯砌錯動端布置LVDT. 襯砌共設(shè)置6個監(jiān)測斷面(M87、M50、M37、M25、M12、M0)，每斷面沿45°方向布置4個LVDT，分別測量左腰- 右腰、拱頂- 拱底、左肩- 右腳、左腳- 右肩位置的襯砌直徑變化(如圖7所示). 橫截面變形以襯砌截面橢圓率ζ來衡量，橢圓率的正/負代表襯砌截面的變扁/窄，ζ越大截面變形越嚴重.

圖7 襯砌LVDT布置圖Fig.7 Layout of LVDT

(2)

式中：DV、DH分別為襯砌變形后水平方向、豎直方向的直徑大??；D為襯砌未變形時內(nèi)徑.

襯砌的破壞主要來源于圍巖的錯動變形，而圍巖的錯動方式、錯動量直接反映了發(fā)震斷層的特性. 通過在固定箱體、錯動箱體及各約束框側(cè)面固定頂桿式位移計，以監(jiān)測圍巖在錯動作用下不同位置的橫向變形情況，試驗共設(shè)置12個監(jiān)測點.

2.4.2 試驗過程

試驗?zāi)M走滑斷層錯動，斷層錯動時固定箱體靜止，位移由錯動箱體橫向運動產(chǎn)生，試驗以控制箱體橫向位移為指標，以5 mm/次分級加載. 實際地震中斷層的錯動量為米級，例如：2008年汶川地震斷裂帶周邊196個測點分別測得1～5 m的斷裂錯動，且3 m內(nèi)錯動量占67%[22]；1999年集集地震斷裂帶周邊130個測點分別測得0～6 m的斷裂錯動，2 m內(nèi)錯動量占主要部分[23]. 試驗?zāi)M斷層錯動量為2 m，依據(jù)相似關(guān)系試驗錯動量為50 mm.

3 試驗數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

采用ABAQUS有限元軟件建立跨斷層隧道錯動破壞試驗的有限元模型. 模型幾何、材性參數(shù)參照試驗選取. 圍巖采用理想彈塑性Mohr-Coulomb模型，主要特性參數(shù)黏聚力c、內(nèi)摩擦角φ、彈性模量E參照表2選取，剪脹角ψ選取依據(jù)Hoek建議的恒定剪脹參數(shù)[24]，文中Ⅳ級圍巖ψ=φ/8，Ⅴ級圍巖取ψ=0. 襯砌本構(gòu)采用ABAQUS內(nèi)嵌混凝土損傷模型. 由于ABAQUS很難模擬出材料的大變形及斷裂，模型將破碎帶依錯動面分為2個塊體，斷層錯動面位置通過摩擦設(shè)置以模擬斷層破裂面，摩擦因數(shù)取0.6，摩阻力可近似模擬斷層錯動時的摩阻力. 斷層破碎帶區(qū)域、襯砌模型采用精細化網(wǎng)格劃分，其余部分的網(wǎng)格相對稀疏. 三維數(shù)值模型如圖8所示.

圖8 三維數(shù)值模型Fig.8 Three-dimensional numerical model

3.2 襯砌的軸向應(yīng)變

圖9為試驗襯砌在不同斷層錯動量下的軸向應(yīng)變示意圖. 由于斷層錯動25 mm后破碎帶段襯砌發(fā)生開裂、變形等嚴重破壞，此時該位置襯砌應(yīng)變實測值已失去了參考性，本文僅研究錯動量Δf=0～25 mm時襯砌的應(yīng)變分布規(guī)律，相當于原型斷層錯動0～1 m. 而錯動量Δf=25～50 mm階段襯砌的破壞程度以襯砌截面變形來衡量.

圖9 不同錯動量下襯砌軸應(yīng)變分布圖Fig.9 Axial strain of tunnel at different fault offsets

試驗測得石膏襯砌的極限壓應(yīng)變?yōu)? 370×10-6ε，極限拉應(yīng)變?yōu)?35×10-6ε，由圖9可知襯砌主要發(fā)生受拉破壞，局部位置發(fā)生受壓破壞. 斷層錯動條件下，襯砌最大拉應(yīng)變?yōu)? 571×10-6ε，位于-20截面的拱頂位置；最大壓應(yīng)變?yōu)?2 500×10-6ε，位于+5截面的拱頂、+37截面的右腰位置.

襯砌橫截面內(nèi)，拱頂和右腰位置軸向應(yīng)變值最大，左腰次之，拱底最小. 沿襯砌縱向，破碎帶區(qū)域(-37～ +37段)襯砌軸向應(yīng)變較大，為襯砌破壞的主要區(qū)域；圍巖段襯砌軸向應(yīng)變值較小，且應(yīng)變未達到襯砌的極限拉壓應(yīng)變，該部位襯砌未發(fā)生大面積拉壓破壞. 襯砌軸向應(yīng)變隨著斷層錯動量的增加而增加，部分測點在錯動起始時刻，軸向應(yīng)變就已經(jīng)達到峰值，應(yīng)變隨斷層錯動變化較小.

3.3 襯砌的截面變形

襯砌橫截面變形以襯砌截面橢圓率ζ來衡量，圖10為Δf分別為25.0、50.0 mm工況下，襯砌縱向各截面橢圓率試驗值與數(shù)值模擬對比圖，由圖可知，走滑斷層錯動時，襯砌受圍巖擠壓作用而橫斷面變窄，變形主要發(fā)生在破碎帶區(qū)域，斷層錯動面位置處襯砌變形最為突出，且隨距斷層距離的增大，襯砌變形逐漸減少.

圖10 襯砌截面橢圓率對比圖Fig.10 Ovalization of tunnel sections

圖11為襯砌不同截面橢圓率隨錯動量對比圖，由圖可知，圍巖段襯砌(M50、M87)和破碎帶段(M25、M37)襯砌變形有著明顯的區(qū)別，隨著錯動量的增加，圍巖段襯砌橫截面變形較小，斷層錯動對襯砌的影響較小；破碎帶段襯砌隨著錯動量的增加而增大，當錯動量達30 mm時，M25位置襯砌截面橢圓率幾乎沒有增長，此時襯砌破壞已達極限狀態(tài).

圖11 襯砌截面橢圓率隨錯動量變化圖Fig.11 Ovalization of tunnel sections at different fault offsets

3.4 襯砌的最終破壞圖

圖12為不同錯動量下襯砌拉損傷和壓損傷俯視圖，圖13為不同錯動量下襯砌法向接觸壓力示意圖，圖14為模型試驗得到的襯砌最終破壞圖.

圖13 不同錯動量下襯砌接觸壓力示意圖Fig.13 Surrounding rock pressure on the tunnel at different fault offsets

圖14 襯砌最終破壞示意圖(俯視)Fig.14 Failure mode of tunnel after faulting (top view)

由圖12、14可知，襯砌拉損傷區(qū)域及損傷程度均大于壓損傷，且襯砌拉損傷云圖與襯砌破壞圖基本吻合，襯砌主要以受拉破壞為主. 由圖12(a)壓損傷俯視圖和圖13(a)襯砌接觸壓力俯視圖可知，襯砌在斷層錯動作用下，錯動面附近襯砌接觸壓力較大，且襯砌存在迎壓面和背壓面，襯砌接觸壓力較大區(qū)域和襯砌壓損傷較大區(qū)域基本重合，位于襯砌的迎壓面位置. 圍巖對襯砌的擠壓力是襯砌壓損傷主要來源之一.

以位移為控制指標的襯砌剪切破壞，當斷層發(fā)生較小錯動時，即錯動量Δf=2.5 mm，襯砌與圍巖接觸壓力已達到較高量級，且襯砌承受圍巖擠壓區(qū)域較大；此時破碎帶段襯砌拱頂位置拉損傷已經(jīng)達到較高的量級，且壓損傷也達到一定量級，襯砌局部破壞. 隨著斷層錯動量的增加，即Δf=2.5～25.0 mm時，襯砌接觸壓力不斷增加，拉損傷面積、損傷程度不斷增加，當Δf=25.0 mm(相當于實際錯動量1 m)時，-40 cm～+20 cm右腰位置、-20 cm～+40 cm左腰位置、±20 cm范圍內(nèi)拱底拱頂位置的襯砌損傷已累積到較高量級，該位置襯砌大面積發(fā)生受拉破壞. 之后隨著斷層錯動量的增加，當Δf=25.0～50.0 mm時，襯砌的破壞表現(xiàn)為裂縫的延伸貫通及開裂寬度的加大，襯砌拉損傷面積、損傷程度幾乎沒有增加，且襯砌接觸壓力變化較小，僅局部位置接觸壓力有所增加.

3.5 圍巖的變形及地表破裂形式

圖15為不同錯動量情況下，巖體錯動位移的試驗值與數(shù)值模擬對比圖. 圍巖的錯動主要發(fā)生在錯動面位置，約占總位移的70%；由于斷層錯動產(chǎn)生的摩阻力，圍巖的運動不僅僅來源于錯動面的滑動，破碎帶段巖體受剪切變形而產(chǎn)生部分塑性變形及微裂縫，該部分形變量約占總位移的30%.

圖15 圍巖橫向位移分布曲線Fig.15 Horizontal displacement of rock at different fault offsets

圖16為錯動量Δf=50 mm時刻巖體表面的破裂圖，白色網(wǎng)格線為150 mm×150 mm的正方形. 依據(jù)圍巖破裂程度的大小，可將破壞分為3個區(qū)域. 首先是嚴重破壞區(qū)域，即距錯動面±30 cm范圍，主破裂位于錯動面位置，衍生裂縫從主破裂面向破碎帶區(qū)域發(fā)展，裂縫數(shù)量較少但寬度大，且與其他裂縫貫通；其次是微裂縫發(fā)展區(qū)域，即距錯動面±30 cm～±75 cm范圍內(nèi)，裂縫以細微小裂縫為主，且裂縫分布隨機，互不貫通；最后是無破裂安全區(qū)域，即距錯動面±75 cm～±137.5 cm范圍內(nèi)，該區(qū)域未發(fā)現(xiàn)肉眼可見裂縫及巖體表面破壞現(xiàn)象. 當圍巖距斷層錯動面大于75 cm(3D)后，可認為斷層錯動對圍巖的影響較小，結(jié)構(gòu)安全.

圖16 巖體表面破裂圖Fig.16 Fracture of rock surface

4 結(jié)論

1) 襯砌主要發(fā)生受拉破壞，局部位置發(fā)生受壓破壞；且主要破壞區(qū)域位于破碎帶段襯砌的拱頂和右腰位置.

2) 襯砌受圍巖擠壓作用而橫斷面變窄，變形主要發(fā)生在破碎帶區(qū)域，斷層錯動面位置處襯砌變形最為突出，且隨距錯動面距離的增大，襯砌變形逐漸減少.

3) 斷層錯動起始時刻，破碎帶中間部位襯砌拱頂位置的損傷已經(jīng)達到較高量級，襯砌局部開裂破壞，隨著斷層錯動量的增加，損傷不斷累積，當錯動量Δf=25.0 mm(相當于實際錯動量1 m)時，損傷已累積到較高量級，此時襯砌的破壞接近試驗的最終狀況.

4) 斷層運動主要發(fā)生在錯動面位置；巖體的破裂區(qū)域主要集中在距錯動面±30 cm范圍內(nèi)，圍巖變形隨著距錯動面距離的增加而逐漸減小.