側(cè)壓系數(shù)對高應(yīng)力破碎區(qū)隧道結(jié)構(gòu)受力影響的試驗研究

黃 鋒，朱 濤，劉星辰，向晉揚，王 毅

(1.重慶交通大學(xué) 省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點實驗室，重慶 400074；2.重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074)

我國幅員遼闊且地形多樣化,山嶺重丘地貌主要分布在我國西南地區(qū),隧道方案在區(qū)域交通體系建設(shè)中被廣泛采用,規(guī)劃建設(shè)的某山區(qū)鐵路沿線隧道占比更是高達83%[1]。隧道作為修建于地表以下的條狀構(gòu)筑物,難免穿越陡傾節(jié)理、軟弱夾層、斷層破碎帶等地質(zhì)構(gòu)造,此類地層大都存在巖性多變、構(gòu)造復(fù)雜、穩(wěn)定性差等工程特點[2-3]。此外,受地層埋深與構(gòu)造活動的影響,部分隧道處于高地應(yīng)力環(huán)境中,側(cè)向壓力系數(shù)的增大不但對隧道圍巖變形與襯砌結(jié)構(gòu)受力有顯著影響,還存在誘發(fā)構(gòu)造帶活化與地層偏壓的風(fēng)險[4-6]。高地應(yīng)力環(huán)境下斷層破碎帶控制地層中隧道與破碎帶的空間位置關(guān)系決定了圍巖應(yīng)力場、位移場與襯砌結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)的復(fù)雜程度,但多數(shù)研究[7-11]將隧道穿越陡傾斷裂帶導(dǎo)致的斷層滑移與結(jié)構(gòu)剪切作為重點,而忽略了隧道走向與破碎帶平行的情況,實際上此類位置關(guān)系在工程中較為常見且易導(dǎo)致地層偏壓、圍巖失穩(wěn)、襯砌大偏心受力等風(fēng)險隱患,值得深入研究。

針對隧道走向與構(gòu)造分布的平行位置關(guān)系,大量學(xué)者通過數(shù)值計算、模型試驗等手段對高地應(yīng)力環(huán)境、構(gòu)造帶控制下隧道圍巖應(yīng)力、位移場及襯砌結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)開展了深入研究。趙伯明等[12]通過對現(xiàn)有的跨斷層隧道抗位錯計算方法進行機理研究,從斷層尺度出發(fā),考慮土體層狀構(gòu)造的影響,實現(xiàn)了斷層錯動的精細化輸入。Fang等[13]通過對比開挖過程中拱頂沉降,得到傾角對側(cè)壓力影響較大,隧道距離崩落帶越近,平均垂向壓力和最大彎矩越大的結(jié)論。劉書斌等[14]建立小凈距隧道下穿采空區(qū)地層開挖模型,得出采空區(qū)傾角對初期支護正彎矩分布和軸力影響較大,造成偏壓嚴重應(yīng)力集中逐漸由右拱腳向左拱腳移動。韓瑀萱等[15]通過對隧道穿越斷層破碎帶圍巖穩(wěn)定性的研究,得出隧道與斷層正交以及避免隧道穿越層厚度大的斷層來提高圍巖穩(wěn)定性。可見,既有研究多將高地應(yīng)力環(huán)境與斷層破碎帶單獨考慮,分別揭示了兩種地質(zhì)條件下隧道圍巖響應(yīng)規(guī)律與襯砌損傷機理,但并不完全適用于高地應(yīng)力環(huán)境與斷層破碎帶共存情況下隧道圍巖及結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為解析?？紤]數(shù)值計算在處理結(jié)構(gòu)面接觸與本構(gòu)關(guān)系的局限性,有必要建立室內(nèi)縮尺模型試驗對相關(guān)問題進行研究。

本文基于實際工程,采用室內(nèi)縮尺模型試驗的方法,通過控制側(cè)向壓力系數(shù)改變高地應(yīng)力環(huán)境,對不同側(cè)壓力系數(shù)高地應(yīng)力環(huán)境下斷層破碎帶控制地層中隧道圍巖應(yīng)力、位移場分布特征與襯砌結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)進行研究,以期為相同或類似隧道工程的設(shè)計與施工提供參考與借鑒。

1 物理模型模擬實驗

1.1 工程背景

一般來說,構(gòu)造應(yīng)力使巖體處于多向擠壓狀態(tài),巖體之間相互張拉剪切,當巖體本身的抗剪強度小于所受的剪應(yīng)力時,巖體發(fā)生破裂,當節(jié)理面兩側(cè)巖體的滑動摩阻力小于巖體所受剪應(yīng)力時,巖體錯動形成斷層破碎帶。G4216線寧南至攀枝花段火山隧道為海拔1 791.47～2 301.57 m,左線全長7 150 m,右線全長7 192 m,設(shè)計車速為80 km/h的馬蹄形三車道隧道。隧道沿線附近存在多條斷層破碎帶,但各斷層破碎帶自第四系以來未見活動跡象,地質(zhì)構(gòu)造穩(wěn)定,為非活動斷層。根據(jù)前期地勘資料,隧道埋深為369.4～466.9 m,其軸線與斷層構(gòu)造方向平行,里程為K1+1235—K1+2637,斷層破碎帶傾角約為20°,厚度為6.6 m,與隧道的垂直間距為5.1 m。圍巖巖樣的單軸抗壓強度為30.3～58.6 MPa,由地應(yīng)力測試得到地應(yīng)力為5.5～9.4 MPa,圍巖單軸抗壓強度與最大初始地應(yīng)力之比為4～7。根據(jù)JTG 3 370.1—2018《公路隧道設(shè)計規(guī)范》[16],該隧道為高地應(yīng)力區(qū),所屬圍巖等級為Ⅳ級圍巖,選定初始地應(yīng)力之比為6。根據(jù)室內(nèi)巖石力學(xué)試驗結(jié)果,圍巖和斷層破碎帶內(nèi)巖石的物理力學(xué)特性見表1。

表1 圍巖與斷層破碎帶內(nèi)巖石物理力學(xué)性能

1.2 模型實驗設(shè)計

基于工程背景并結(jié)合試驗條件,模型試驗幾何相似比取為1∶30,根據(jù)相似理論:以容重相似比Cγ=1,幾何相似比CL=1為基礎(chǔ)相似比,根據(jù)相似準則得到泊松比相似比Cμ、應(yīng)變相似比Cε、摩擦角相似比Cφ滿足Cμ=Cε=Cφ=1;應(yīng)力相似比Cσ、黏聚力相似比Cc、彈性模量相似比CE滿足Cσ=Cc=CE=30。模型材料物理力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 模型材料物理力學(xué)參數(shù)

斷層破碎帶巖體較破碎,孔隙率高,具有較高的離散性,原火山隧道破碎巖石粒徑按大小分為:粒徑≥0.4 m;0.4 m>粒徑≥0.1 m;粒徑<0.1 m。不同粒徑組成質(zhì)量比約為1∶1.1∶1.3,孔隙率約為0.30。根據(jù)其物理力學(xué)特性及文獻[13-15],選用石英砂、石膏、重晶石粉、水作為原材料,通過不斷的配比試驗最終確定配比為:重晶石粉∶石英砂∶石膏∶水=1∶1.5∶2.5∶0.8。將斷層破碎帶相似材料按預(yù)設(shè)體積進行制備,用鎬頭將其砸成形狀大小不規(guī)則的塊體留以備用,將破碎巖石粒徑按大小分為:粒徑≥0.4 m;0.4 m>粒徑≥0.1 m;粒徑<0.1 m。不同粒徑組成質(zhì)量比約為1∶1∶1.3。采用攪拌機對不同粒徑的破碎巖石進行拌和后,將攪拌均勻的破碎巖石鋪設(shè)在圍巖材料上,所得破碎帶相似材料的孔隙率約為0.24。

通過參考Ⅳ級圍巖的物理力學(xué)參數(shù)并滿足圍巖相似材料的基本力學(xué)性能,參考直剪試驗以及GDS三軸壓縮試驗,得到Ⅳ級圍巖相似材料的最終配合比為:重晶石粉∶石英砂∶石膏∶水=1.3∶0.3∶0.25∶0.02。

由于研究高地應(yīng)力時的地應(yīng)力較高,按照相似比制作的混凝土材料因高荷載條件下未到達額定加載強度即發(fā)生破壞,考慮非相似比材料制作的襯砌模型相似比誤差較大[18],因此本試驗的目的為測量襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力,并研究襯砌內(nèi)力的變化規(guī)律,因此需選用一種能夠承受高壓的材料。因有機玻璃具有較高比例極限,彈性模量為3.3 GPa,從材料力學(xué)特性和制造性考慮,最終選取3 cm厚的有機玻璃(亞克力)來制作高地應(yīng)條件下的襯砌模型,見圖1。

圖1 襯砌尺寸(單位:mm)

1.3 模型試驗裝置及測點布置

基于重慶交通大學(xué)地下結(jié)構(gòu)三維模型試驗系統(tǒng)建立試驗?zāi)Ｐ汀ＤＰ驮囼炏湟妶D2。加載系統(tǒng)由傳力梁、伺服作動器、傳力鋼板等組成,其中伺服作動器的額定壓力為28 MPa,工作行程為220 mm,輸出推力為6 250 kN。模型尺寸為2.5 m×1.25 m×2.5 m。

圖2 試驗箱模型(單位:mm)

模型試驗量測元件布置見圖3。圖3中,D為隧道寬度;H為隧道高度。沿襯砌模型環(huán)向布置6個測點,每個測點的內(nèi)側(cè)與外側(cè)貼電阻應(yīng)變片測量表面應(yīng)變,換算求出彎矩與軸力;同時環(huán)向布置6個土壓力盒測量圍巖壓力;內(nèi)側(cè)布置4個千分表測量襯砌模型位移。襯砌結(jié)構(gòu)環(huán)向內(nèi)表面與外表面分別設(shè)置6個測點。襯砌模型的上側(cè)及左右側(cè)分別布置4個測點,每個測點布置水平與垂直土壓力盒測量圍巖應(yīng)力。破碎帶上下邊界分別布置7個位移計測量圍巖位移變化。

圖3 模型試驗量測元件布置

1.4 模型材料填筑

當圍巖材料填筑到700 mm高時,預(yù)制好的襯砌模型放入模型箱內(nèi),隨后繼續(xù)填入圍巖材料至高程734 mm處,并使圍巖與襯砌模型緊密接觸。以水平20°傾角從左至右填入圍巖材料,當最右側(cè)的圍巖材料填至高程1 644 mm時暫停填筑,并用量角器檢測斜面是否大致與水平呈20°傾角。填筑斷層破碎帶材料,最左側(cè)填筑高程達968 mm,最右側(cè)高程達1 878 mm時暫停填筑,再次用量角器檢測斜面是否大致與水平呈20°傾角。最后從下往上填筑圍巖材料,填埋由下往上分層攤鋪,層厚控制為100 mm,每填筑一層,使用震動夯實機夯實一層,最終左右均鋪至設(shè)計高程2 200 mm。鋪設(shè)過程中在襯砌周圍埋置土壓力盒,布置位移計,繼續(xù)填筑圍巖相似材料至模型箱頂面并覆上加載板。

1.5 試驗工況

模型試驗均在同一個隧道模型箱內(nèi)進行,傳力梁前端與模型箱交界面布置厚度為5 mm的傳力鋼板,以將傳力梁傳導(dǎo)而來的壓力近似轉(zhuǎn)化為均布荷載施加在模型箱上,通過計算機系統(tǒng)控制油壓驅(qū)使伺服作動器工作,豎向傳力梁穩(wěn)定提供320 kPa恒定豎向荷載,側(cè)向傳力梁由初始160 kPa開始加載,加載系統(tǒng)以80 kPa為一級,每級加載后穩(wěn)定時長5 min,記錄數(shù)據(jù)再進行下一級加載。

現(xiàn)場地應(yīng)力測試中得到地應(yīng)力為9.4～24.7 MPa,側(cè)壓力系數(shù)為0.61～1.52,因此,本試驗將側(cè)壓力系數(shù)k設(shè)定為0.50～1.50。結(jié)合工程背景地應(yīng)力分布情況,擬改變豎向荷載與側(cè)向荷載的比值以模擬側(cè)壓力系數(shù)的改變條件,以探究隧道受側(cè)壓力系數(shù)k影響規(guī)律及最不利情況,工況加載方案見表3。

表3 加載方案

2 試驗結(jié)果分析

2.1 圍巖應(yīng)力分布分析

2.1.1 徑向圍巖應(yīng)力分析

圍巖應(yīng)力分布見圖4。左側(cè)圍巖應(yīng)力隨著與距洞壁距離的增大而逐漸減小,距離大于1.0D,左側(cè)圍巖應(yīng)力降低約13.7%,下降逐漸趨于平穩(wěn)。右側(cè)圍巖應(yīng)力分布規(guī)律與左側(cè)相反,右側(cè)圍巖應(yīng)力增大約23.6%,符合塑性區(qū)應(yīng)力重分布規(guī)律。徑向應(yīng)力隨距洞壁距離增大而逐漸增大,但在0.5H～1.0H時逐漸降低,在1.0H～1.5H時,徑向應(yīng)力具有逐漸恢復(fù)到原巖應(yīng)力的趨勢。

圖4 徑向各部位圍巖應(yīng)力

在側(cè)壓力系數(shù)由0.50增大至1.50的過程中,荷載增大使得徑向圍巖應(yīng)力逐漸增大,左側(cè)圍巖因靠近斷層破碎帶,受斷層破碎帶影響掌子面范圍內(nèi)的圍巖應(yīng)力出現(xiàn)應(yīng)力集中,徑向圍巖應(yīng)力約為右側(cè)的1.2倍。右側(cè)圍巖受到斷層破碎帶的影響較弱,隨距洞壁距離的增大逐漸趨近于原巖應(yīng)力。上側(cè)圍巖應(yīng)力因穿過斷層破碎帶,地層結(jié)構(gòu)較為軟弱,徑向圍巖應(yīng)力在此范圍內(nèi)小于圍巖彈塑性區(qū)域,圍巖應(yīng)力出現(xiàn)明顯降低,跨過斷層破碎帶后上側(cè)圍巖應(yīng)力與左、右側(cè)圍巖應(yīng)力均趨近于原巖應(yīng)力。

2.1.2 切向圍巖應(yīng)力分析

側(cè)壓力系數(shù)下各測點的切向圍巖應(yīng)力分布見圖5。隧道左右兩側(cè)圍巖應(yīng)力隨距洞壁距離的增大而逐漸減小,當距離大于0.5D后,圍巖應(yīng)力總體趨于穩(wěn)定。圍巖應(yīng)力隨距離的增大呈減小的趨勢,斷層破碎帶由于穩(wěn)定性差發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象,導(dǎo)致斷層破碎帶中存在應(yīng)力較高的點,其中,當側(cè)壓力系數(shù)為1.50時,距離隧道截面0.5H位置地應(yīng)力高達559 kPa。在高地應(yīng)力條件下,左右切向的圍巖應(yīng)力在0.1D～0.3D時內(nèi)急劇下降,0.3D范圍外整體變化趨勢較為平緩。

圖5 切向圍巖應(yīng)力

高地應(yīng)力條件下,與徑向圍巖應(yīng)力相比,切向圍巖應(yīng)力受側(cè)壓力系數(shù)影響較小,在側(cè)壓力系數(shù)由0.50增大至1.50的過程中,不同側(cè)壓力系數(shù)下的切向圍巖應(yīng)力較為接近,同時左、右側(cè)切向圍巖壓力變化規(guī)律較為一致,呈對稱分布。切向圍巖應(yīng)力受斷層破碎帶的影響較大,在距離隧道截面0.1D～0.3D范圍內(nèi),應(yīng)力集中現(xiàn)象較為明顯。

2.2 圍巖變形規(guī)律分析

斷層破碎帶上邊界位移輪廓見圖6。

圖6 斷層破碎帶上、下邊界垂直位移輪廓(單位:mm)

由圖6可知,斷層破碎帶上邊界垂直位移呈現(xiàn)U形分布,即最大位移發(fā)生在中心截面④處,最大位移為1.788 mm,位移隨著距中心截面距離的增大向兩側(cè)逐漸減小,最小位移截面出現(xiàn)在距離隧道中心線1.5D的截面①處。對比同一位置不同側(cè)壓力系數(shù)時的位移量,側(cè)壓力系數(shù)越大,邊界位移發(fā)生回彈的主要原因水平荷載逐漸增大,兩側(cè)圍巖受到擠壓,邊界位移逐漸減小,土體內(nèi)部結(jié)構(gòu)更加擠密,變形逐漸收縮回彈。斷層破碎帶下邊界垂直位移呈現(xiàn)U形分布,即最大位移發(fā)生在中心截面④處,為2.265 mm,約為上邊界位移的1.3倍,隨著距中心截面距離的增大,位移向兩側(cè)逐漸減小。

對比斷層破碎帶上下截面位移分布,除中心截面④外,下邊界位移總體小于上邊界位移,推測在加載的過程當中,少部分土體斷層破碎帶之間的裂隙與斷層破碎帶形成整體,在高豎向荷載的作用下形成突起;因破碎帶下邊界處存在襯砌結(jié)構(gòu),產(chǎn)生應(yīng)力集中,下邊界位移大于上邊界位移。加載過程中,下邊界位移2.265 mm回彈至0.823 mm,約為下邊界最大位移的0.36倍。相比上邊界位移,側(cè)壓力系數(shù)對中心截面的影響大于對其他截面位移的影響,但對上下邊界的位移影響趨勢是相同的。

2.3 襯砌周邊圍巖壓力分析

襯砌在不同側(cè)壓力系數(shù)k下所受圍巖壓力見圖7。由圖7可知,拱底受側(cè)壓力系數(shù)的影響最弱,增幅最小,左拱腳隨著側(cè)壓力系數(shù)的逐漸增大呈線性增長的趨勢。當k=1.50時,左拱腳受力高達141.2 kPa,當k=0.50時,左拱腳受力僅為83.8 kPa,前者受力約為后者的1.7倍。

圖7 襯砌所受圍巖壓力

在傾角破碎帶的影響下,襯砌結(jié)構(gòu)受力呈現(xiàn)明顯的非對稱性,側(cè)壓力系數(shù)的增大,非對稱性也逐漸增強,其中受力最大的位置為左拱腳,受力最小的位置為拱底,20°傾角破碎帶所導(dǎo)致的襯砌所受圍巖應(yīng)力偏壓現(xiàn)象較為明顯,在k=1.50時,左拱腳處受力約為右拱腳處的2.4倍,約為拱底處的6.4倍。

2.4 襯砌結(jié)構(gòu)位移分析

襯砌結(jié)構(gòu)不同位置的位移見圖8。圖8中,正值表示位移方向指向截面內(nèi)側(cè),負值表示位移方向指向截面外側(cè)。由圖8可知,拱頂始終指向襯砌內(nèi)側(cè),變化趨勢較小,水平荷載增大左右邊墻及拱底的襯砌位移由外側(cè)向內(nèi)側(cè)收縮。k=0.50時,拱頂與拱底垂直位移差最大為1.246 mm,左、右邊墻水平位移差為0.467 mm,約為左、右邊墻水平位移差的2.6倍,側(cè)壓力系數(shù)對襯砌輪廓的豎向影響大于對襯砌水平位移的影響。

圖8 襯砌結(jié)構(gòu)位移

傾角斷層破碎對襯砌結(jié)構(gòu)位移的影響同樣呈明顯的非對稱性,究其原因為傾角破碎帶使得襯砌所受圍巖應(yīng)力不均勻,襯砌左側(cè)偏壓較為突出,左、右邊墻位移受高地應(yīng)力的影響,位移方向指向截面外側(cè),側(cè)壓力系數(shù)的增大使得作用在左、右邊墻上的應(yīng)力逐漸增大,左右邊墻襯砌結(jié)構(gòu)位移逐漸回彈收縮,左邊墻的位移變化總量為0.25 mm,為右邊墻位移總量的0.63倍。

2.5 襯砌結(jié)構(gòu)受力分析

通過對亞克力襯砌結(jié)構(gòu)表面應(yīng)變片的變形數(shù)據(jù)加以計算得出亞克力襯砌結(jié)構(gòu)的原彎矩與軸力數(shù)據(jù),繪制襯砌結(jié)構(gòu)彎矩圖、軸力圖分別見圖9、圖10。

圖9 襯砌結(jié)構(gòu)彎矩圖(單位:N·mm)

圖10 襯砌結(jié)構(gòu)軸力圖(單位:N)

由圖9、圖10可知,襯砌結(jié)構(gòu)在斷層破碎帶的影響下,彎矩分布呈現(xiàn)出較強的非對稱性,加載過程中,左側(cè)拱腳彎矩值均小于右側(cè)拱腳彎矩值,k=0.50時,右拱腳彎矩為左拱腳彎矩的1.86倍。k=1.50時,右拱腳彎矩約為左拱腳彎矩值的1.46倍。襯砌結(jié)構(gòu)不同位置彎矩受側(cè)壓力系數(shù)的影響較為不同,除k=0.50時,拱底彎矩大于右拱腳彎矩,右拱腳彎矩值始終處于較大值。k由1.25增加到1.50時,左拱腰與右拱腰變化趨勢相同,彎矩值由負值變?yōu)檎?結(jié)構(gòu)承受能力由抗壓強度轉(zhuǎn)變?yōu)榭估瓘姸?結(jié)構(gòu)容易產(chǎn)生裂隙。k=1.50時,襯砌結(jié)構(gòu)彎矩分布不均勻,結(jié)構(gòu)安全性較不利;k=1.00時,襯砌受傾角破碎帶的影響較小,此時襯砌相對于其他側(cè)壓力系數(shù)條件下,彎矩分布較為均勻。

研究表明,為滿足隧道下穿高地應(yīng)力及斷層破碎帶復(fù)雜地質(zhì)條件,對隧道襯砌左右拱腳、拱頂與拱底進行構(gòu)造加強能夠更好地滿足穩(wěn)定性需求。

3 結(jié)論

基于相似模型原理,通過模型加載系統(tǒng),改變作用在隧道模型上的壓力以研究高地應(yīng)力及斷層破碎帶條件疊加下隧道圍巖及襯砌結(jié)構(gòu)受力的影響,得到以下結(jié)論:

1)在高地應(yīng)力及傾角斷層破碎帶的影響下,徑向圍巖應(yīng)力出現(xiàn)應(yīng)力集中,左側(cè)徑向圍巖應(yīng)力約為右側(cè)的1.2倍。切向圍巖應(yīng)力在距離隧道截面0.1D～0.3D范圍內(nèi)應(yīng)力集中現(xiàn)象較為明顯。切向圍巖應(yīng)力受側(cè)壓力系數(shù)影響較小,不同側(cè)壓力系數(shù)下的切向圍巖應(yīng)力較為接近。

2)斷層破碎帶下邊界最大位移約為上邊界最大位移的1.3倍。側(cè)壓力系數(shù)對斷層破碎帶下邊界位移的影響相比上邊界更加顯著,回彈位移約占最大位移的64%,側(cè)壓力系數(shù)對中心截面的影響大于對其他截面位移的影響,上下邊界的位移趨勢是相同的。

3)傾角破碎帶使得襯砌結(jié)構(gòu)受力呈現(xiàn)明顯的非對稱性,隨著側(cè)壓力系數(shù)增大,非對稱性也逐漸增強,其中受力最大的位置為左拱腳,受力最小的位置為拱底,傾角破碎帶所導(dǎo)致的襯砌所受圍巖應(yīng)力偏壓現(xiàn)象較為明顯,在側(cè)壓力系數(shù)為1.50時,左拱腳處應(yīng)力約為右拱腳處的2.4倍,拱底處的6.4倍。

4)從襯砌結(jié)構(gòu)變形來看,襯砌左側(cè)偏壓較為突出,左右邊墻位移受高地應(yīng)力的影響,位移方向指向截面外側(cè),側(cè)壓力系數(shù)的增大使得作用在左右邊墻上的應(yīng)力逐漸增大,左右邊墻襯砌結(jié)構(gòu)位移逐漸回彈收縮,左邊墻的位移變化總量為0.25 mm,為右邊墻位移總量的60%。