正斷層錯動作用下礦山法隧道受力變形機理的模型試驗研究

武哲書，孫文昊，陳峻博，王天強，王琦，陳立保

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司,武漢 430063; 2.水下隧道技術國家地方聯(lián)合工程研究中心,武漢 430063; 3.西南交通大學土木工程學院,成都 610031)

引言

我國地理地質條件復雜,區(qū)域板塊構造活躍。且隨著交通強國戰(zhàn)略的提出,提高交通效率是戰(zhàn)略中的重要內容,公路、鐵路直線化趨勢將不可避免。而作為交通基礎設施的節(jié)點工程——隧道將不可避免地穿越各類活動斷裂帶。活動斷層錯動作為一種具有斷裂構造特征的區(qū)域性地質災害[1-3],上下盤相對運動,產生極為復雜的空間變形和應力特征。隧道在穿越活動斷裂帶時,由于斷層錯動及破碎帶的影響,會出現(xiàn)嚴重的非均勻沉降,導致隧道出現(xiàn)開裂、侵限,甚至發(fā)生垮塌[4-5]。

近年來,國內外學者采用理論分析、數值模擬和模型試驗等方法研究了穿越活動斷裂帶隧道的力學響應和變形特征。劉學增等[6-7]采用自研的斷層錯動試驗裝置研究了隧道在穿越不同斷層傾角時的力學特征。NOORADDIN等[8]采用數值模擬研究矩形大斷面隧道穿越活動斷層時的應力響應。JORGEN等[9]通過數值模擬和模型試驗,根據斷層位移和失效應變確定隧道的結構設計準則。陳海亮等[10]基于現(xiàn)場實測數據和數值模擬,研究了隧道穿越不同寬度和傾角斷層時的變形及破壞特征。孫飛等[11]通過模型試驗對烏魯木齊地鐵1號線穿越九家灣斷層段錯動下的變形和破壞開展研究。徐同啟等[12]采用數值模擬和模型試驗相結合的方法,以敦格鐵路闊克薩隧道禪悅活動斷層為背景,對逆斷層錯動下隧道受力變形情況進行研究。KARAMITROS[13]通過理論分析,預測了埋地管道受斷層錯動作用下的應力分布特征。RUSSO[14]以土耳其Bolu隧道為例,從幾何變形和荷載分布角度提出了鉸接式設計。梁文灝、李國良等[15]針對烏鞘嶺隧道穿越活動斷層時采用了預留百年位移量的擴大斷面設計。王道遠等[16-17]通過模型試驗,研究了逆斷層錯動作用下隧道縱向應變與圍巖壓力變化規(guī)律。

總體來看,關于斷層錯動對隧道影響的研究已取得較多成果,對襯砌的抗錯防護提供了非常重要的指導意義。但是現(xiàn)有模型試驗受制于設備加載能力和試驗代價,往往采用較小的相似比,對于斷層錯動對隧道的影響范圍較大這類試驗來說,小比尺試驗結果通常失真。且目前對于節(jié)段間連接形式(剛接、鉸接),不同節(jié)段寬度的礦山法隧道在斷層錯動作用下受力及變形規(guī)律研究較少。以青島膠州灣第二海底隧道為工程背景,對礦山法隧道穿越滄口斷裂開展模型試驗研究,分析不同節(jié)段連接形式和節(jié)段寬度對隧道在正斷層錯動作用下的受力和變形機理。為跨正斷層的隧道設計提供一定指導。

1 工程背景

青島膠州灣第二海底隧道位于膠州灣跨海大橋和膠州灣隧道之間,是青島第三條連接東岸中心城區(qū)和西海岸新區(qū)的跨海通道。工程主線全長17.48 km,其中隧道長14.37 km。主線隧道采用鉆爆法和盾構法組合施工方案。隧址區(qū)整體處于斷裂構造發(fā)育的華北斷塊區(qū)內。根據工程場地地質勘察報告和場地地震安全性評價報告,海域鉆爆段隧道主要穿越滄口斷裂。滄口斷裂位于華北克拉通膠遼臺隆的東部邊緣,是牟平——即墨斷裂帶南部的一條重要斷裂,具有壓扭性正斷層性質,斷層走向NE,傾向NW,傾角約70°,預計最大位錯量為0.49 m,對隧道工程影響巨大。

研究區(qū)域內隧道為典型馬蹄形斷面隧道,隧道高12.985 m,跨度16.093 m;采用復合式襯砌,初期支護為C25噴射混凝土,厚23 cm,二次襯砌采用C40鋼筋混凝土,厚度55 cm。為減小斷層錯動對隧道襯砌結構的破壞,擬在活動斷層影響范圍內對襯砌結構進行分段處理,襯砌節(jié)段間設置柔性變形縫,使襯砌結構呈分段柔性連接,在變形縫處設置剪力桿和防水構造。工程方案如圖1所示。

2 試驗設計

2.1 試驗裝置

本試驗裝置為自研的大比尺穿越斷層隧道結構破壞加載試驗裝置(圖2),尺寸為3 m(長)×1.5 m(寬)×1.5 m(高),主要由箱體、千斤頂和轉向定位裝置三部分構成。裝置分為固定盤(長2 m)和活動盤(長1 m)。通過轉向定位裝置,可以實現(xiàn)30°～90°范圍內的斷層傾角模擬;通過千斤頂升降,可以實現(xiàn)正、逆斷層錯動模擬。

圖2 斷層錯動試驗裝置Fig.2 Fault misalignment test equipment

2.2 相似比例與相似材料

本次縮尺模型試驗采用的幾何相似比為CL=1∶40,容重相似比Cγ=1∶1.25,襯砌彈性模量相似比CE=1∶40為基礎相似比,根據相似理論原理列出π項式,可以推導出各個相關的力學參數的相似比如下:隧道埋深相似比CH=1∶40,襯砌半徑相似比Cr=1∶40,襯砌應力相似比Cσ=1∶40,襯砌應變相似比Cε=1∶1,具體物理指標及相似關系如表1所示。

表1 模型試驗相似比Table 1 Model test similarity ratio

根據青島第二海底隧道地質勘察報告測定的圍巖物理力學參數,圍巖相似材料采用粉煤灰、河砂、機油、硅藻土模擬;質量配合比為粉煤灰∶河砂∶機油∶硅藻土=0.405∶0.301∶0.102∶0.192,其中機油用以提供模型土的黏聚力。斷層破碎帶質量配合比為粉煤灰∶河砂∶機油∶木屑∶硅藻土=0.405∶0.301∶0.102∶0.08∶0.192。經力學測試,圍巖及斷層破碎帶力學參數的原型值和模型值見表2。

表2 圍巖和斷層破碎帶原型及模型物理力學參數Table 2 Prototype and model physical and mechanical parameters of the surrounding rock and fault fracture zones

原型中隧道襯砌采用復合式襯砌,初期支護采用C25噴射混凝土,二次襯砌采用C40鋼筋混凝土。在襯砌模型中綜合考慮初支和二襯的共同作用,取模型襯砌厚2.0 cm,跨度36 cm,高26 cm。同時,選用細鋼絲網模擬襯砌配筋,鋼絲直徑0.8 mm,縱橫向間距均為0.5 cm。相應的模型制作過程見圖3。

圖3 相似模型制作過程Fig.3 Similar modeling process

2.3 試驗工況設置

為研究襯砌結構柔性連接對隧道抗活動斷層錯斷的效果,以及變形縫的不同間距對抗錯斷效果影響,本次錯斷模型試驗中,將節(jié)段接頭分別設置為剛接與鉸接,以模擬非柔性連接和設置變形縫進行柔性連接的情況,并將模型節(jié)段長度分為15 cm與30 cm,以模擬變形縫間距分別為6 m和12 m的情況,共進行3組相似試驗,具體試驗工況見表3。

表3 試驗方案Table 3 Test program

節(jié)段無鉸接工況下,節(jié)段長度15 cm,節(jié)段間采用銷釘外加環(huán)氧樹脂植筋膠粘接,使各節(jié)段剛性連接成一個完整隧道。鉸接工況下節(jié)段間采用內嵌彈簧和彈性泡沫膠組合結構聯(lián)合外敷0.5 cm橡塑海綿,制作完成后的隧道模型如圖4所示。

圖4 制作完成的隧道模型Fig.4 Completed models of the tunnel

2.4 量測系統(tǒng)

本次試驗主要觀測不同節(jié)段設置形式下的隧道在模擬正斷層錯動作用下襯砌受力和破壞特征,因此主要傳感器為LVDT位移傳感器,接觸土壓力盒和應變片。其中,位移計型號BSR50,有效量程±25 mm;土壓力盒型號JTE BW11,有效量程0.01～20 MPa;應變片型號為BF120-3AA-P500。試驗主要通過控制箱體位移模擬斷層的錯動,原型斷層預計突發(fā)位錯量為0.49 m,對應模型位錯量為12.25 mm。試驗過程中,將錯動速度設置為0.01 mm/min,試驗過程中每2 mm作為間隔,用LVDT位移傳感器對錯動過程中的隧道內部仰拱和拱頂的垂直位移進行監(jiān)測。土壓力盒主要布設在襯砌模型拱頂和仰拱外側?？煽疾鞌鄬渝e動過程中圍巖對隧道的接觸土壓力情況?；跇硕ㄔ囼?同時在確保應變采集儀及應變粘貼有效性的前提下,為測得隧洞關鍵斷面的內外側縱向應變,采用多通道應變箱進行應變的采集,并通過外接隧洞模型試樣的方法進行溫度補償。監(jiān)測方案見圖5,傳感器實拍見圖6。

圖5 測試元件布置Fig.5 Test device arrangement

圖6 模型隧道傳感器布置Fig.6 Model tunnel sensor arrangement

3 試驗分析

3.1 襯砌受迫變形及豎向收斂位移

提取隧道在正斷層錯動作用下內部拱頂和仰拱的位移如圖7所示。其中圖7(a)和圖7(b)分別為拱頂和仰拱豎向位移縱向分布曲線,零軸下方位移為負值表示下盤基本靜止,上盤下降?？梢钥闯?斷層錯動時,由于下盤靜止,上盤運動,拱頂和仰拱的劇烈變化范圍為斷層兩側-15～50 cm且二者的變化規(guī)律基本一致。同時,工況3(即節(jié)段鉸接,鉸接長度15 cm)斷層附近的位移變化大于工況2(即節(jié)段鉸接,鉸接長度30 cm)和工況1(即節(jié)段剛接),但位移值均小于斷層錯動量輸入值。由此說明,斷層在錯動過程中,發(fā)生了一定程度的地層壓縮。同時,節(jié)段間鉸接對于地層的強迫變形適應性更好,且節(jié)段長度越短,適應性更好。

圖7 隧道縱向位移分布曲線Fig.7 Tunnel longitudinal displacement distribution curve

通過拱頂和仰拱的豎向絕對位移值計算得到隧道豎向位移收斂值(規(guī)定隧道豎向壓縮為負),如圖8所示。由圖8可以發(fā)現(xiàn),豎向位移收斂值主要集中在斷層面附近-15～20 cm范圍,并迅速向兩側減小為0。而斷層面附近的隧道豎向收斂值迅速增大,說明斷層錯動作用下,上下盤交接處對隧道的豎向擠壓作用明顯,拱頂和仰拱發(fā)生向內的收斂變形。同時,3種不同工況的豎向收斂位移變化規(guī)律基本一致,但工況1的豎向收斂位移最大,為2.5 mm,工況2和工況3相對于工況1的豎向收斂位移減小28%和60%。說明節(jié)段鉸接相比于剛接更有利于隧道的變形,且剛度越小,節(jié)段長度越小,越有利于隧道在斷層錯動下的整體位移變化,斷面的收斂變形越小。

圖8 隧道豎向收斂位移曲線Fig.8 Tunnel vertical convergence displacement curve

3.2 襯砌縱向應變

提取襯砌拱頂和仰拱外側在斷層縱向的應變如圖9所示,其中應變?yōu)檎硌厮淼揽v向受拉,應變?yōu)樨摯硌乜v向受壓。由圖9(a)可知,拱頂縱向應變在縱向位置-30～0 cm范圍劇烈波動,且為拉應變,說明該區(qū)域為隧道拱頂的縱向受拉區(qū)。且工況1～工況3的縱向最大拉應變均出現(xiàn)在0 cm(即斷層面處),三者的縱向應變變化規(guī)律基本一致。但在斷層錯距12.5 mm作用下,工況1的最大縱向拉應變?yōu)?65 με,工況2為112 με,工況3為99 με,而根據試驗測得模型襯砌的極限抗拉應變?yōu)?04 με,可見工況1和工況2已發(fā)生縱向受拉破壞。而在縱向位置10～30 cm范圍內,3種工況的應變均為負值,說明該區(qū)域的拱頂縱向受壓,最大壓應變?yōu)?6 με。反觀仰拱部位,與拱頂處的縱向應變規(guī)律相反,在縱向位置-30～0 cm范圍內,仰拱縱向受壓,且3種工況的壓應變相差不大,最大壓應變?yōu)?24 με。由此可見,隧道在正斷層錯動作用下,襯砌主要承受縱向的拉彎作用,且節(jié)段間剛度越小,節(jié)段長度越短,節(jié)段變形可吸收大部分來自于斷層錯動的能量,襯砌節(jié)段受力較小,結構較為安全。

圖9 襯砌縱向應變分布曲線Fig.9 Lining longitudinal strain distribution curve

3.3 圍巖接觸壓力

圖10給出了隧道拱頂和仰拱與圍巖的接觸壓力沿縱向位置變化的曲線,其中正值表示接觸壓力增大,負值表示接觸壓力減小。由圖10可以看出,拱頂在縱向位置-30～0 cm范圍內,與圍巖的接觸壓力減小,即在下盤鄰近斷層面附近產生了一個拱頂圍巖脫空區(qū)。而在縱向位置0～20 cm范圍內,拱頂的圍巖接觸壓力增大,且3種工況均在斷層面處出現(xiàn)圍巖壓力峰值,分別為12,8 kPa和6 kPa。同時,仰拱在縱向位置-30～0 cm范圍內,與圍巖的接觸壓力逐漸增大,在斷層面處達到峰值,分別為10,4 kPa和3 kPa。而在縱向位置0～20 cm范圍內,仰拱與圍巖的接觸壓力減小,最小值為4 kPa(工況1),可見仰拱在上盤鄰近斷層面處同樣產生了一個脫空區(qū)。以上說明,隧道在斷層錯動作用下,主要承受縱向拉彎荷載,且在鄰近斷層面的下盤產生拱頂脫空區(qū),在鄰近斷層面的上盤產生仰拱脫空區(qū)。同時,隧道節(jié)段長度和節(jié)段間剛度的改變并不會改變隧道在正斷層錯動下的受力規(guī)律,節(jié)段間剛度越小,節(jié)段長度越短,隧道承受的斷層錯動強制荷載就越小,結構越安全。

圖10 襯砌圍巖壓力縱向分布曲線Fig.10 Longitudinal pressure distribution curve of lining surrounding rock

3.4 最終破壞形態(tài)

在加載到預定的12.5 mm位錯后,為方便觀察對比3種工況下的破壞情況,進行了破壞工況加載,最終位錯量為80 mm,然后移除隧道上部土體,觀察隧道的變形及破壞情況,如圖11、圖12所示。可以發(fā)現(xiàn),工況1(即節(jié)段間剛接)在斷層位錯作用下,直接出現(xiàn)了節(jié)段剪切分離破壞,襯砌錯臺明顯;工況2(即節(jié)段間鉸接,節(jié)段長度30 cm)在錯動作用下,斷層面附近的襯砌出現(xiàn)剪切聯(lián)合拉彎破壞,節(jié)段間錯臺和分離程度較工況1輕微;而工況3(即節(jié)段間鉸接,節(jié)段長度15 cm)則很好地適應了地層的強制位錯,節(jié)段間未發(fā)生明顯的位錯和分離現(xiàn)象。從開裂形態(tài)來看,3種工況下襯砌均以縱向開裂為主,主要發(fā)生在仰拱和拱頂部位,但工況1的裂縫分布較為復雜,還出現(xiàn)了斜向和環(huán)向裂縫,結構破壞最為嚴重。由此說明,節(jié)段間的連接形式不會改變隧道在正斷層錯動作用下的受力形態(tài),但設置柔性連接且節(jié)段長度越短,襯砌節(jié)段的破壞越輕微,結構越安全。

圖11 最終變形破壞的模型隧道Fig.11 Realistic shots of the final deformed and damaged model tunnel

圖12 模型隧道襯砌裂縫Fig.12 Modeling tunnel lining cracks

圖13和圖14為根據上述分析繪制的隧道縱向變形和力學機理示意(圖中Fli僅用作表示隧道受到圍巖的強制作用),隧道在正斷層錯動作用下,下盤靜止,上盤下降,地表相對下沉,隧道在斷層兩側-50～50 cm范圍內出現(xiàn)受迫變形區(qū),同時在下盤鄰近斷層面附近拱頂上方出現(xiàn)脫空區(qū),在上盤鄰近斷層面附近仰拱下方出現(xiàn)脫空區(qū),與前人的研究結果一致[18-20]。隧道受迫變形區(qū)主要承受縱向拉彎和豎向擠壓作用,減小節(jié)段間剛度和節(jié)段長度,會使得隧道受迫變形區(qū)的荷載降低,結構趨于安全。

圖13 隧道縱向變形示意Fig.13 Schematic of longitudinal deformation of the tunnel

圖14 隧道受迫變形區(qū)力學機理Fig.14 Mechanics of forced deformation zone in tunnel

4 結論

以膠州灣第二海底隧道穿越滄口斷裂為工程背景,通過自主研發(fā)的大比尺穿越斷層隧道結構破壞加載試驗裝置,開展了1∶40幾何比例尺的錯動模型試驗,深入研究了設置柔性連接變形縫的隧道襯砌結構在正斷層錯動條件下的受迫響應和破壞特征,得到主要結論如下。

(1)正斷層錯動作用下,隧道呈現(xiàn)縱向拉彎+豎向擠壓的受荷模式,在下盤鄰近斷層面處拱頂部位和上盤鄰近斷層面處仰拱部位出現(xiàn)脫空區(qū)。

(2)隧道開裂主要以縱向貫通裂縫為主,近斷層面處襯砌還出現(xiàn)了部分斜向裂縫和環(huán)向裂縫。

(3)設置柔性連接變形縫且節(jié)段長度越小,結構對于地層的強制位錯的適應性就越好。

(4)相對于剛性連接,節(jié)段間的柔性連接變形縫吸收了大部分地層強制位錯的能量,有效降低襯砌節(jié)段的荷載和變形,充分發(fā)揮結構的抗錯斷性能。

(5)本文提出的柔性連接變形縫能很好地協(xié)調由于斷層錯動導致的隧道縱向變形行為,避免了隧道的剪斷和坍塌等嚴重錯動災害發(fā)生。