第三系粉质黏土地层隧道围岩大变形分析及控制研究

肖小文，阳军生，王树英，周海英，王立川，3

(1.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075；2.中铁十八局集团有限公司，天津 300222；3.成都铁路局，四川 成都 610082 )

因黏土地层特殊的工程力学性质，隧洞建设在该类地层时易发生大变形甚至坍塌。万家寨引黄隧洞第三系红黏土地层段采用TBM施工时，围岩持续变形引起管片位移和破裂[1]。云阳隧道亚黏土地层段前期施工中出现严重坍塌[2]。为了解第三系粉质黏土的工程力学特性，张永双等[3]对鲁西南地区上第三系硬黏土的微观特征及工程特性进行研究。陈爱新[4]对北京西区的第三系黏土岩开展物理力学试验，并提出该地层基坑施工的处理方法。陈东亮等[5]对南水北调中线潮河隧洞中第三系黏土岩进行室内、室外试验，重点分析其土力学性质。文献[6，7]研究表明，黏土地层隧道开挖后的变形大部分来自围岩流变。目前对此类地层流变特性的研究仍较少，因此有必要对第三系粉质黏土流变特性及相应隧道开挖支护方式进行研究。

大西客运专线乔家山隧道穿越第三系粉质黏土地层段总长约1 km。该地层隧道前期施工中曾出现喷射混凝土剥落、钢拱架扭曲及仰拱填充层开裂等问题，给隧道建造及后期运营带来安全隐患。本文结合室内和现场原位试验以及数值分析手段，获得第三系粉质黏土地层的流变特性；对支护结构破坏原因进行探讨，提出隧道开挖和支护优化方案，并在现场实施，通过现场实测分析和流变数值模拟，验证方案的可行性。

1 工程概况

乔家山隧道位于山西省灵石县与霍州市交界处，为双线隧道，开挖高度12.5 m、宽度15 m。隧道DIK436+640～DIK437+100和DIK437+585～DIK438+370区段穿越第三系粉质黏土地层[8]，如图1所示。粉质黏土间夹砂类土及圆砾土透镜体，呈大块压密结构，易变形，导致顶板易脱落、塌方。

图1 乔家山隧道第三系粉质黏土地层区段纵断面图

第三系粉质黏土地层段隧道采用三台阶法开挖，上、中、下台阶分别长4 m、15～20 m及10～15 m。支护采用复合式衬砌，如图2所示。初期支护包括φ6@20 cm×20 cm钢筋网、25 cm厚C25喷射混凝土、纵距1.0 m的I18a型钢及3.5 m长φ22@1.2 m×1.2 m系统锚杆；二次衬砌为C35钢筋混凝土，仰拱厚45 cm，拱墙厚55 cm。预留变形量为8～10 cm。

建造初期，隧道DIK437+028～DIK437+100区段拱部、边墙喷射混凝土出现不同程度开裂(多为纵向裂缝)及剥落，钢拱架也有明显扭曲变形，如图3所示。DIK437+95～DIK437+100段仰拱填充在施作后约2个月表面即出现细微裂缝，裂缝持续发展并导致DIK437+055～DIK437+120段填充层全部开裂，中间纵向贯通拉裂缝宽达3～20 mm。隧道支护结构变形、开裂和破坏呈滞后性和长期性特征，因此有必要分析第三系粉质黏土变形原理并优化该地层下的隧道支护方案。

图2 乔家山隧道支护结构及测点布置示意图

图3 乔家山隧道初期支护变形、破坏

2 第三系粉质黏土流变特性

2.1 矿物成分及微观结构

采用RigakuD/max2500全自动X射线衍射仪，对第三系粉质黏土进行物相定量分析，其矿物成分包括：伊利石、绿脱石、石英、高岭石，质量分数依次为37.4%、38.1%、18.7%、5.8%，即其主要矿物成分为绿脱石和伊利石(质量分数75.5%)。绿脱石又称绿高岭石、囊脱石，根据其成分特征，实际上是一种含铁的蒙脱石。同时测得，土样中黏土矿物成分质量分数为82.3%。由于黏土颗粒表面易形成强结合水，特别是绿脱石的存在使土样具有流变特性。

任意选取土样截面作为电镜观察面，采用美国FEI公司生产的QUANTA200电镜进行扫描，如图4所示。微观结构特征包括：各种黏土矿物单元排列紧密，孔隙率很小(图4(a))，主要呈片状，部分晶粒间由黏土颗粒填充(图4(b)、(c))，颗粒周围被片状矿物包围；聚集体呈花朵状，排列杂乱，定向性差(图4(a)～图4(d))；微观裂隙不明显，结构无损伤(图4(c))。试验土微观结构致密，无明显损伤，因此围岩自稳性较好，但出现大量无定向排列的片状黏土矿物，说明第三系粉质黏土可能存在流变性。

2.2 现场直剪流变试验

矿物成分和微观结构分析表明第三系粉质黏土地层有发生流变的可能，为进一步验证流变特性的存在，在乔家山隧道现场开展直剪流变试验，试验设备为自行研制的现场直剪流变装置[9]。该装置主要利用杠杆原理，在横向杠杆端吊一较小恒载并通过杠杆在直剪盒上方施加稳压(类似于固结仪)，借助滑轮实现传力方向的改变，通过竖向杠杆将稳定的剪力施加到直剪盒侧面，水平剪切加载原理如图5(a)所示。

图5(b)为三级水平剪应力作用下水平位移随时间变化的情况。在各级剪力作用下，土样均表现出一定的流变特征，尤其是第3级水平剪应力(0.044 MPa)作用下，加载500 min后，水平位移有增大的趋势。试验表明第三系粉质黏土具有流变性，在隧道开挖支护时需充分考虑。

图5 乔家山隧道现场直剪流变试验及试验结果

2.3 蠕变本构模型

本文选择Burgers模型(图6)研究第三系粉质黏土流变特性，根据图5(b)所示直剪流变试验结果进行本构模型参数拟合，Burgers模型剪切蠕变本构关系为[10]

( 1 )

式中：γ为切应变；G1为黏弹性剪切模量；G2为瞬时剪切模量；η1、η2为黏滞系数。

图6 Burgers模型

现场直剪流变试验第三级荷载下粉质黏土表现出明显的流变特性，故选用该级荷载下剪切蠕变曲线进行分析，求取Burgers模型蠕变参数。瞬时剪切模量G2按式( 2 )计算。

( 2 )

式中：γ0为瞬时剪应变。黏弹性剪切模量G1与黏滞系数η1、η2通过最小二乘法对剪切蠕变曲线进行回归分析求取，反演曲线与试验数据对比如图7所示。各蠕变参数值列于表1。

图7 试验值与拟合曲线比较

蠕变参数G1/GPaG2/GPaη1/(GPa·h)η2/(GPa·h)相关系数R2参数值0 3510 1281 4061 775×1030 972

采用Burgers流变模型对第三系粉质黏土地层进行模拟，并结合Mohr-Coulomb屈服准则对围岩进入塑性阶段的力学行为进行分析[11]。M-C模型参数通过室内常规物理力学试验获得，见表2。

表2 第三系粉质黏土基本物理力学参数

3 隧道围岩大变形数值分析

3.1 模型建立

选取第三系粉质黏土地层段DIK437+000断面进行隧道力学分析，该处隧道埋深约120 m。根据地勘资料和隧道断面尺寸建立平面应变模型如图8所示，计算范围取150 m×150 m，上下和左右边界均取距隧道中心75 m。顶部施加等效垂直应力P，由于地表沿垂直隧道轴线方向起伏不大，故将P简化为均布应力。边界条件：底部固定约束，两侧水平约束，顶部为自由边界。

图8 计算模型示意

采用FLAC2D[12]分析隧道施工过程及后期隧道力学行为，围岩用黏塑性Burgers模型模拟(相关参数列于表1、表2)，衬砌结构按弹性材料考虑，其力学参数根据等效刚度法计算(表3)。

表3 支护结构物理力学参数

3.2 数值模拟步骤

数值模拟步骤如下：

(1)初始地应力平衡。

(2)施工过程模拟：隧道三台阶法开挖顺序如图9所示，开挖后即初期支护；对应现场施工，在上、中、下台阶施作衬期支护后分别计算流变作用时间10天；仰拱初期支护后二次衬砌及底部填充层紧跟，计算流变作用时间30天；一次模筑拱圈和边墙二次衬砌。

(3)计算流变作用时间共60天。

图9 隧道开挖顺序示意

3.3 计算结果分析

考虑地层流变特性，截止二次衬砌施筑后60天，支护结构内力计算结果如图10、图11所示，其中轴力以受拉为正，受压为负；弯矩以靠围岩侧受拉为正，靠隧道空间侧受拉为负。由于内力分布接近对称，故示意图仅绘出一侧。

图10 初期支护内力计算值分布示意

图11 二次衬砌内力计算值分布示意

计算表明，初期支护拱圈、边墙位置弯矩较小，轴力较大，受力形式接近轴心受压，以A点(拱顶)为例，平均应力值为21.36 MPa，已经超过C25喷射混凝土的轴心抗压强度19 MPa，这与建造初期拱圈、边墙喷射混凝土大面积剥落相符。

二次衬砌轴力、弯矩分布仰拱处最大，明显大于拱圈、边墙。该现象与工序有关：仰拱开挖并初期支护后，二次衬砌和填充层紧跟(一般间隔1～2天)，隧底围岩在刚度较大的支护约束下变形很小，储存的应变能通过流变逐渐释放并作用于底部结构；拱圈、边墙二次衬砌施筑滞后仰拱填充约1个月，在此期间，大部分围岩压力以形变方式释放，使直接作用于二次衬砌上的荷载减小。

表4为二次衬砌各特征点安全系数计算值，由表4可知，H点(左仰拱)、J点(仰拱中心)安全系数小于《铁路隧道设计规范》(TB 10003—2005)[13]对钢筋混凝土结构的强度安全系数要求(2.0)，安全储备不足，存在较大风险。

表4 二次衬砌特征点安全系数计算表

为分析地层流变性的影响，采用M-C模型模拟该地层计算支护结构受力作为对照，结果如图10、图11所示。按M-C模型计算时，初期支护拱圈、边墙轴力均有所减小，最大轴力处(拱顶)按轴心受压考虑，平均压应力为16.38 MPa，小于喷射混凝土抗压强度。二次衬砌仰拱区域轴力、弯矩均明显降低，计算安全系数最小为2.32，位于仰拱中心(表4)，满足规范要求。简言之，若按M-C模型考虑，隧道支护结构处于安全状态。可见，对于第三系粉质黏土地层，进行支护结构设计时若不考虑其流变特性，结果将偏于不安全。

按Burgers模型和M-C模型考虑，截止到施筑拱圈、边墙二次衬砌，隧道上、中台阶的收敛计算值分别为18.7 cm、23.6 cm和13.8 cm、17.6 cm；说明对第三系粉质黏土采用M-C模型模拟时，低估了围岩的收敛变形，结果偏危险。

4 支护优化及实施结果

4.1 支护优化

数值计算表明第三系粉质黏土地层流变特性是隧道建造初期出现大变形及支护结构破损的主因。结合工程实际，对该地层段支护方案进行如下优化：

(1)加大初期支护强度，钢拱架由原设计I18a间距1.0 m变更为I20a间距0.8 m(部分区段0.6 m)，喷射混凝土厚度由原设计25 cm增加至28 cm；

(2)二次衬砌采用C35钢筋混凝土，原设计拱墙厚度为45 cm、仰拱厚度为55 cm，分别加厚至50 cm和60 cm；

(3)预留变形量由原设计8～10 cm提高至10～15 cm；

(4)部分区段仰拱增设锚杆。

4.2 二次衬砌内力分析

考虑地层流变性，对实施优化方案后的隧道施工情况进行模拟。二次衬砌各特征点内力计算值见表5，受力最不利点为J点(仰拱中心)，其安全系数为2.42，能满足规范对钢筋混凝土结构的强度安全系数要求(2.0)。现场实测也显示二次衬砌最危险点为仰拱中心，其轴力、弯矩及计算安全系数分别为-4.09 MN、-132.30 kN·m和3.20，可见计算和实测结果均表明支护优化可保证二次衬砌受力安全。

表5 支护优化后二次衬砌内力计算值

4.3 计算与实测比较

4.3.1 二次衬砌内力

隧道支护设计优化调整后，选取DIK437+947断面进行二次衬砌内力现场测试。通过埋设应变计测出二次衬砌内、外侧钢筋应变，并假设钢筋与混凝土变形协调及截面上混凝土应力按线性分布，可获得截面每延米的轴力和弯矩值[14]。现将二次衬砌内力测试与计算结果进行比较，如图12所示，二者变化规律类似。

(a)轴力-时间曲线

(b)弯矩-时间曲线图12 二次衬砌内力计算值与实测值比较

仰拱区域测点(H点、J点)内力变化可分为两个阶段：

(1)仰拱填充后25～30天(大致为仰拱填充与一次模筑拱圈、边墙二次衬砌的间隔时间)，轴力、弯矩迅速增长，但随时间发展增长速率逐渐减小；到二次衬砌封闭时，轴力约为测试结束时最大值的80%，弯矩接近最大值，说明底部围岩应力释放主要集中在这一阶段，表现出来压快、持续时间长的流变性特征。

(2)二次衬砌封闭成环后，在围岩流变作用下，轴力随时间缓慢增长并趋于稳定，弯矩已基本稳定。

拱圈、边墙位置测点(A点、C点、F点)轴力和弯矩均随时间缓慢增长，且增长速率逐渐变小，有稳定的趋势，截止到测试结束时内力远小于H点、J点。

将测试结束时二次衬砌各特征点内力计算与实测值列于表6。除A点相对误差较大外，其余各点误差均较小，在20%左右，说明计算结果能够反映实际情况，可以作为工程参考。

表6 二次衬砌内力计算值与实测比较

4.3.2 围岩应力

隧道拱顶及仰拱左侧初支与围岩接触压力计算值和实测值比较如图13所示，当接触压力趋于稳定时拱顶和左仰拱处计算值为1.01 MPa、0.99 MPa，实测值为1.06 MPa、0.90 MPa，相对误差分别为4.7%和10.0%，误差在工程允许范围内。由图13可知，围岩应力前期增长迅速，由于应力调整及支护结构封闭成环，增长速率逐渐减小，后期则主要是围岩流变作用，接触压力随时间增加缓慢，并有稳定趋势。

图13 围岩应力-时间曲线

5 结论

(1)通过物相、微观结构分析得知第三系粉质黏土具备发生流变变形的条件，通过现场直剪流变试验获得粉质黏土的剪切流变特性曲线，采用Burgers流变模型能够较好描述该地层的流变特性。

(2)数值分析表明，第三系粉质黏土地层流变性是隧道大变形、支护结构破损的主要原因。提出该地层隧道支护优化方案并论证其可行性，实施优化方案后，现场未再次出现喷射混凝土压溃或仰拱填充开裂问题，隧道能够顺利通过该地层。

(3)典型断面二次衬砌内力、围岩与初期支护接触压力数值计算与现场实测结果较接近，说明采用的流变模型及获取的模型参数能较好反映地层流变特性，可用于隧道支护结构长期安全评价。

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