斜穿不同傾向斷層破碎帶圍巖變形特性分析

謝義正 陳林杰

（1.綿陽市涪城區(qū)市政工程建設維護中心，綿陽 621000；2.重慶交通大學土木工程學院，重慶 400074）

0 引言

斷層破碎帶影響巖體的完整性，導致斷層面和破碎帶強度遠低于基巖部位強度［1］。工程領域中，因為斷層破碎帶的強度低、壓縮性大，易造成隧道支護的較大變形，同時也因為破碎帶巖體的不均勻性，也容易在隧道施工過程中產(chǎn)生不均勻沉降。

許多學者在隧道穿越斷層破碎帶方面做了大量相關(guān)研究［2］，主要結(jié)合工程實踐研究施工過程中圍巖穩(wěn)定性機理、應力應變特征及施工技術(shù)等方面。

也有部分學者針對斷層的產(chǎn)狀要素做了相關(guān)研究，焦鵬飛等［3］利用FLAC3D 有限差分軟件，設計不同傾角模型組，分析由地震引發(fā)的逆斷層錯動作用對正交穿越斷層的隧道結(jié)構(gòu)影響理論分析。劉禮標等［4］分析不同斷層走向時隧道在地震作用下的響應規(guī)律及破壞機理，研究隧道的加速度反應、動應變及圍巖動土壓力的變化規(guī)律和隧道的動態(tài)破壞形態(tài)。張云飛等［5］進行了斷層錯位量對跨斷層隧道影響的模型試驗，得出結(jié)論為：不同錯位量下，隧道襯砌拱腰的縱向應變分布規(guī)律一致，隧道襯砌應變和位錯量呈正相關(guān)；破碎帶兩側(cè)不同盤處的隧道襯砌的應變呈現(xiàn)反對稱分布；應變最大位置處即在斷層破碎帶處。蔣建平等［6］通過分析正斷層傾角變化對其下盤隧道圍巖的影響，得出傾角的變化對隧道圍巖的位移、應力和穩(wěn)定性都有重要的影響；在之后的兩年，蔣建平［7］又分析了逆斷層下盤開挖時距離對隧道圍巖的影響，總結(jié)出隨著隧道離斷層距離的不同，斷層對隧道圍巖的影響也不同。盧偉等［8］針對隧道穿越斷層破碎帶時的圍巖時空效應特征，通過數(shù)值模擬、現(xiàn)場監(jiān)測、參數(shù)反演等理論分析方法，總結(jié)了斷層破碎帶隧道圍巖變形的時空方程。劉學增等［9］通過進行模型試驗，研究了逆斷層黏滑動錯動對斷層隧道影響的機制。

但目前來看，學者們在斷層面產(chǎn)狀要素上的分析并不多，且大多集中在傾角方面，而傾向方面的研究還相對較少。此外，工程中隧道大多數(shù)是非正交狀態(tài)下的穿越條件，由此開展隧道斜穿不同傾向條件下斷層破碎帶的研究，在工程領域的隧道發(fā)展中，有相當重大的現(xiàn)實工程意義。

1 項目概況

依托工程項目為貴州省納雍至赫章高速公路某隧道，其為分離式隧道，起止樁號為ZK5+390～ZK9+477，全長4 087 m。

其中，ZK8+450～ZK8+950 段長500 m，埋深311.9～403.9 m，隧道圍巖為中風化灰?guī)r、白云巖、砂巖、泥巖夾炭質(zhì)，局部夾劣質(zhì)煤層，巖質(zhì)軟硬不均，巖石單軸飽和抗壓強度Rc=15 MPa，巖體破碎，巖石完整性指標Kv=0.3，地下水影響修正系數(shù)K1=0.6，巖體修正質(zhì)量指標［BQ］=160，圍巖級別為Ⅴ級。該段隧道以305°縱斷面方向穿越斷層F2、影響波及可溶巖段，物探揭示多處低阻異常，施工過程中，易發(fā)生大變形及涌水、突泥等突發(fā)情況。

斷層F2 產(chǎn)狀為270∠70°～80°，巖體結(jié)構(gòu)強度與完整性差，自承穩(wěn)定性較低，在斷層破碎帶的影響區(qū)域內(nèi)，巖體破碎，裂隙發(fā)育，有較好的儲水性和導水性，施工中該區(qū)域采用臺階法開挖。

2 數(shù)值模擬內(nèi)容及設計

2.1 模型假設

采用MIDAS GTS 有限元數(shù)值模擬軟件進行分析，研究中所考慮的假定條件如下：

（1）由于斷層破碎帶內(nèi)的巖體沒有顯著的方向和連續(xù)性，為簡化計算，破碎帶的力學行為考慮為各向同性的均質(zhì)連續(xù)體，巖層均服從莫爾-庫侖屈服準則，服從彈塑性本構(gòu)模型。

（2）斷層基巖為均質(zhì)各向同性介質(zhì)，為理想彈塑性體。

（3）圍巖巖性不受開挖擾動和水文影響。

（4）隧道的圍巖變形不考慮時空效應。

2.2 模型幾何尺寸設計

依托隧道項目，考慮到隧道埋深較深，結(jié)合研究側(cè)重點為斷層面產(chǎn)狀要素-傾向，由于斷層的影響范圍只是局限于斷層上某一區(qū)域，因此依托項目該斷層的其余參數(shù)，設置不同的傾向要素。

綜合考慮，建立有限元模型，沿隧道軸線方向長度為300 m，橫斷面80 m×80 m，尺寸外上覆巖土體折算為壓應力?？紤]F2 斷層傾角75°，破碎帶帶寬10 m，分別設傾向225、240、255、270、285和300共六組模型（設置原因如圖4所示）。計算模型的具體幾何參數(shù)如圖1—圖3所示（以項目斷層F2傾向270為例），具體研究的參數(shù)見表1。

表1 工況參數(shù)表Table 1 Working condition parameter table

圖1 模型整體幾何尺寸Fig.1 Overall model geometry

圖3 傾向270斷層-隧道空間位置關(guān)系上視圖Fig.3 Tendency to 270 fault-the upper view of the spatial position of the tunnel

圖4 斷層走向-斷層傾向-隧道夾角α的空間位置關(guān)系Fig.4 Spatial position relationship between fault trend，fault tendency，tunnel angle α

由圖4 所示的斷層走向-斷層傾向-隧道夾角α 的空間位置關(guān)系可以看出，傾向的指向為第一象限圖（b）與第四象限圖（d）時，對隧道的影響其實是對稱關(guān)系；而對于第一象限圖（b）傾向指向，若將圖（b）倒過來看，可以發(fā)現(xiàn)其與第三象限圖（c）隧道的不同之處，僅是隧道掘進線的方向相反，隧道與破碎帶的斜交關(guān)系和斷層上下盤的位置關(guān)系并沒有變化。因而根據(jù)對稱性質(zhì)，研究對象可以將方向為360°的傾向條件簡化為90°范圍。

2.3 支護體系

斷層F2 處隧道的支護體系中，初支采用噴錨鋼筋網(wǎng)支護，采用C25 噴射混凝土，厚度24 cm，鋼筋網(wǎng)采用Φ8，間距20 cm×20 cm；系統(tǒng)錨桿采用中空錨桿Φ25，長3.5m，間距100 cm×80 cm；超前支護采用小導管注漿，小導管為Φ42×4，長3.5 m，間距40 cm×240 cm；鋼拱架采用型鋼I18，間距80 cm；二次襯砌采用C45 鋼筋混凝土，厚度為60 cm，主筋采用20 mmHRB400，間距25 cm，縱筋為12 mmHRB400，間距30 cm，箍筋為8 mmHPB235，間距20 cm×60 cm。

考慮到錨桿加固的效果，為簡化模型計算量，參考黃鋒等［10］的研究方法，將錨桿加固的模擬改為錨桿影響區(qū)的巖體加固效果，與真實作用較為相似?？紤]錨桿加固區(qū)設置為錨桿長度為3.5 m，襯砌與設計資料相同，如圖5所示。

圖5 隧道錨桿支護效果Fig.5 Tunnel bolt support effect

2.4 計算參數(shù)

依托工程資料，設置隧道圍巖及破碎帶相關(guān)巖土體力學物理參數(shù)，均考慮為服從各向同性摩爾-庫倫屈服準則，見表2。

表2 巖層材料參數(shù)Table 2 Rock formation material parameters

錨桿的受力特征主要表現(xiàn)為懸吊、組合梁及加固拱的效應，在安裝耦合之后，將與圍巖共同受力變形，具體則體現(xiàn)為巖體的彈性模量E和峰值抗壓強度Rc的增加［9］。

由吳文平等［11］的解析式，錨桿-圍巖復合結(jié)構(gòu)體的變形參數(shù)中，圍巖屈服前、后的彈性模量計算式見式（1）：

初期支護的鋼筋結(jié)構(gòu)，通過面積關(guān)系進行換算得到初期支護整體的彈性模量，解析式見式（2）：

由張軍偉等［12］的研究結(jié)果，錨桿對掌子面核心土體的加固能夠提高巖土力學指標，其中，黏聚力c能夠提高約26.5%，摩擦角φ能夠提高約66.9%，單抽抗壓強度Rb能提高約13.0%。

考慮到超前支護采用小導管注漿的方式能夠改善土體的力學參數(shù)，而圍巖彈性模量的增加能有效提高支護效果，將小導管注漿和二襯里鋼筋所增加的彈性模量忽略，作為隧道支護體系的后備安全。故綜合考慮，隧道支護參數(shù)見表3。

表3 支護材料參數(shù)Table 3 Supporting material parameters

考慮到斷層傾向條件改變隧道斜穿條件后，各工況的復雜性以及破碎帶-隧道相接觸的土方規(guī)律性不強，故根據(jù)表1 的工況，分別提取拱腰的破碎帶長度與拱頂、拱底破碎帶長度，依據(jù)式（3）—式（6）將其比值作為隧道破碎帶腰頂比k、隧道破碎帶腰底比h和破碎帶拱頂延伸率g、破碎帶拱底延伸率m，各參數(shù)的計算結(jié)果見表4。

表4 破碎帶-拱腰與拱頂長度比Table 4 Broken Belt-Length Ratio of Waist to Vault

式中：k為隧道破碎帶腰頂比；h為隧道破碎帶腰底比；g為破碎帶拱頂延伸率；m為破碎帶拱底延伸率；ly為拱腰的破碎帶長度；la為拱頂?shù)钠扑閹чL度；lb為拱底的破碎帶長度；l0為破碎帶帶寬。

3 計算結(jié)構(gòu)及分析

通過對表1 中隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件下的數(shù)值模擬參數(shù)條件進行計算機運算分析，得到如圖6 所示的縱斷面方向上圍巖豎直位移和水平位移云圖。

圖6 隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件下縱斷面方向的豎直和水平位移云圖Fig.6 Vertical and horizontal displacement cloud map of longitudinal section direction under different inclination conditions of tunnel oblique fault fracture zone

3.1 拱頂沉降

圖7 為隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件下圍巖拱頂沉降趨勢圖。

圖7 不同傾向斷層拱頂沉降Fig.7 Settlement of fault vaults with different inclinations

從圖7 中可以知道，除傾向條件為225 和240外，其他條件下拱頂?shù)某两捣秶臀灰浦底兓^小，而傾向225和240與其他條件下的區(qū)別在于沉降位移的影響范圍更大，且傾向條件為225 時影響范圍最大。此外結(jié)合表4 可以得出，斷層傾向改變引起隧道拱頂處破碎帶長度的增加，當控制拱頂延伸率g在155.6%以內(nèi)（即走向線-隧道夾角α>40°），傾向改變所引起的拱頂沉降范圍幾乎不變；而當這個增加的拱頂延伸率g超過155.6%后（即走向線-隧道夾角α<40°），能夠引起拱頂?shù)某两捣秶拿黠@變化。

圖8 為圖7 中所提取的圍巖最大拱頂沉降峰值，和表4 中所提取的隧道不同傾向條件下的拱頂延伸率g的數(shù)據(jù)，通過處理作出隧道穿越斷層破碎帶不同傾向條件下的圍巖沉降峰值與拱頂延伸率的比對趨勢圖。

圖8 拱頂沉降峰值與拱頂延伸率gFig.8 Vault settlement peak and vault elongation（g）

從圖8 中可以看出，傾向引起的拱頂破碎帶長度變化的拱頂延伸率g對拱頂沉降的峰值呈現(xiàn)負相關(guān)的關(guān)系。在圖8 所示的結(jié)果中，圍巖的拱頂沉降峰值隨著拱頂延伸率g的增加而減小。這是由于拱頂延伸率可以表示隧道-破碎帶由正交狀態(tài)（α=π2）到隧道-破碎帶平行狀態(tài)（α=0）的一種變化關(guān)系，而在g由1 變大的過程中，隧道受力由正交狀態(tài)下破碎帶圍巖與支護共同的二維受力狀態(tài)，逐步轉(zhuǎn)變?yōu)槠扑閹鷰r、支護與堅固基巖共同的三維受力狀態(tài)，因而圍巖拱頂沉降的峰值會隨著拱頂延伸率g的增大而減小。

3.2 拱腰收斂

圖9 為隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件下圍巖拱腰收斂的趨勢圖。

圖9 不同傾向斷層拱腰收斂Fig.9 Convergence of arch waist of faults with different dips

從圖9 中可以發(fā)現(xiàn)，不同傾向條件下，隧道圍巖拱腰收斂分布極其不均勻。相同之處是各曲線均在破碎帶處出現(xiàn)了基巖-破碎帶內(nèi)圍巖拱腰收斂分布不均勻的趨勢；而不同之處不僅是數(shù)據(jù)的數(shù)值上的差異，在各個傾向條件下的圍巖拱腰收斂峰值和影響范圍也都有所不同。

圖10 為圖9 中圍巖拱腰收斂的峰值與表4 中腰頂比k的數(shù)據(jù)繪制而成的：隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件下的圍巖拱腰收斂峰值與腰頂比k的對比趨勢圖。

圖10 拱腰收斂峰值與腰頂比kFig.10 Convergence peak of waist arch to waist-to-ceiling ratio（k）

從圖10 中可以看出，隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件下圍巖拱腰收斂與腰頂比k呈負相關(guān)。這是由于不同斜穿條件下，隧道與破碎帶接觸的尺寸有所變化，因而與圖10 中所示的圍巖拱頂沉降較為類似。主要原因是隧道隨著腰頂比k的變化，會由破碎帶圍巖與支護的二維受力狀態(tài)，逐步轉(zhuǎn)變?yōu)槠扑閹鷰r、支護與堅固基巖的三維受力狀態(tài)，因而圍巖拱腰收斂的峰值會隨著而產(chǎn)生變化。值得注意的是，這種三維受力狀態(tài)下的圍巖拱腰收斂峰值在恰當?shù)男苯粭l件下才能有最優(yōu)的結(jié)果。

3.3 底鼓位移

圖11 為不同傾向條件下位移的底鼓位移沿掘進線方向上的變化量趨勢。

圖11 不同傾向底鼓位移Fig.11 Kick drum displacement for different inclinations

從圖11 中可以發(fā)現(xiàn)，各個工況條件圍巖底鼓峰值幾乎無明顯變化。同時結(jié)合表4 可以發(fā)現(xiàn)底鼓位移變化量的影響范圍，拱底延伸率m在122.1%以內(nèi)時，底鼓位移量的影響范圍無明顯差異；而當拱底延伸率m超過122.1%時，底鼓位移量的影響范圍出現(xiàn)明顯差異，且底鼓位移量的影響范圍隨著走向-隧道α的增大而減小。

為進一步分析圍巖底鼓位移的數(shù)值關(guān)系，考慮分析上、下盤的位移波動變化情況，采用后一段面位移量與前一斷面位移量差值與前一斷面位移量所得差值的比值作為位移的變化速率v，并以此來反映圍巖不均勻位移的分布情況，見式（7）：

式中：v為位移變化速率；dB為后一段面位移值；dA為前一段面位移值。

通過式（7）處理圖11中的數(shù)據(jù)，得到如圖12所示的不同傾向條件下圍巖底鼓位移的變化速率。

圖12 不同傾向底鼓位移變化速率Fig.12 The rate of change of the displacement of the kick drum with different inclinations

為研究其分布規(guī)律，考慮圍巖底鼓位移的變化速率v超過±0.5%作為圍巖底鼓位移不均勻變化的標準，得到如表5、圖13所示的隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件下的圍巖底鼓速率影響范圍表和趨勢圖。此外，依據(jù)表4中所示的結(jié)果，繪制出如圖14所示的隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件下隧道結(jié)構(gòu)與破碎帶接觸的腰底比h趨勢圖。

表5 不同傾向-底鼓位移變化速率的影響范圍Table 5 Different inclinations-the range of influence of the rate of change in the displacement of the kick drum

圖13 不同傾向底鼓位移不均勻變化影響范圍Fig.13 The influence range of the uneven displacement of the kick drum with different inclinations

圖14 不同傾向腰底比hFig.14 Different tendencies waist to bottom ratio h

對比圖13與圖14可以發(fā)現(xiàn)，在不同傾向條件下，底鼓位移變化速率的影響范圍與腰底比h呈正相關(guān)，底鼓位移變化速率的影響范圍隨著傾向改變后隧道與破碎帶接觸面的腰底比h的增加而增加。

4 結(jié)論

基于隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件下的圍巖變形規(guī)律，通過分析相關(guān)參數(shù)的特性，得出的主要結(jié)論如下：

（1）隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件時，由于隧道不同角度的斜穿接觸條件，導致隧道與破碎帶接觸的土方和尺寸均不一致，因而隧道圍巖變形存在著較大差異。

（2）隧道斜穿條件時，由正交狀態(tài)下破碎帶圍巖與支護的二維受力變形狀態(tài)，逐步轉(zhuǎn)變?yōu)槠扑閹鷰r、支護與堅固基巖的三維受力變形狀態(tài)，因而圍巖位移的數(shù)值與范圍變化會發(fā)生較大差異。

（3）圍巖拱頂沉降在隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件時，圍巖拱頂沉降峰值與隧道-破碎帶接觸的拱頂延伸率g呈負相關(guān)。

（4）圍巖拱腰收斂在隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件時，圍巖拱腰收斂峰值與隧道-破碎帶接觸的腰頂比k呈負相關(guān)。

（5）圍巖底鼓位移在隧道斜穿斷層破碎帶不同傾向條件時，圍巖底鼓位移的不均勻變化影響范圍與隧道-破碎帶接觸的腰底比h呈正相關(guān)。