高应力炭质板岩隧道开挖支护结构受力评价研究

胡涛涛, 高咸超, 王青松, 谢江胜, 涂鹏

(1.长安大学公路学院, 西安 710064; 2. 中铁二十局集团有限公司, 西安 710016;3. 中国铁建高原隧道施工技术及装备研发中心, 西安 710016)

随着中国路网基础设施建设持续快速推进,中西部特长隧道建设需求将不断加大,越来越多的深埋长大隧道被提上建设日程。然而,隧道建设过程中面临着严峻的地质问题,高应力、软岩等地质条件均会使围岩产生大变形。尤其是炭质板岩作为一种典型的软岩,其结构呈层片状,胶结差、强度低,流变属性明显,该类岩体在开挖过程中围岩易产生大变形,局部掉块、坍塌、遇水易软化等灾害[1-4]。因此,对隧道围岩变形及其支护内力变化规律进行较为准确的预测显得至关重要。

高地应力软岩大变形是隧道工程中常见的灾害,从围岩大变形控制技术的角度研究。唐生炳等[5]分析了薄层炭质板岩地层围岩大变形特征,结合岩体结构、施工工艺等主要因素,提出了超前预加固、初期支护壁厚脱空等控制措施,有效的控制围岩的变形。张广泽等[6]通过构造软岩大变形基本概念、主要影响因素、分级方法及结合实际案例,分析并验证隧道围岩大变形机理。杨木高[7]综合考虑围岩特性、支护技术、施工工法等手段,分析总结出木寨岭隧道正洞大变形段支护结构和控制技术。于家武等[8]分析了炭质板岩隧道变形演化机制,根据应力场、围岩条件、支护理念与技术、施工技术等内外在因素,提出了主动支护理论与复合型支护体系,对施工措施进行优化。而对于软岩隧道大变形段支护结构受力的研究。王晓方等[9]对钢拱架受力状态,初期支护应力状态分析,提出了相对不利的受力区域和合理的安全支护措施。郭亚斌等[10]对围岩变形、压力、钢拱架受力状态分析,研究了支护结构的应力分布规律和受力特征。邹翀等[11]通过采用3层初期支护讨论各监测点围岩应力状况,同时分析得出二次衬砌各监测点的安全系数均大于规范要求。刘洋等[12]运用有限差分软件分析围岩施工期的应力和变形特征,研究穿越断层破碎带隧道的支护结构受力特性。特别是对炭质板岩隧道支护结构力学的研究,Zhang等[13]对高度预紧恒阻(NPR)锚缆支撑进行评价研究,包括NPR锚缆轴向力、周围岩石的收敛变形、钢拱与周围岩石之间的压力监测以及主支撑结构与次要衬里之间的压力监测。Tao等[14]以木寨岭隧道2号倾斜轴为工程背景,评估NPR锚缆支撑对不同深度地质复杂碳壳的效果,结果表明,通过NPR锚缆支撑方案,可以有效改善周围岩石的大变形。陈秋南等[15]分析炭质板岩的力学特性,考虑多种复杂因素对产生围岩大变形的影响,并展开初期支护受力监测,提出了合理的初期支护体系。陈炳光等[16]依托豹狸岗隧道,对Ⅳ级围岩段进行现场监测,分析了围岩压力、初期支护内力,初期支护与二衬之间接触压力以及二衬压力的演化规律,合理的评价支护结构的安全性。孟庆彬等[17]通过数值模拟、现场动态监测的方法,分析隧道支护结构受力状态,得到了初步锚杆轴力、围岩压力等变化规律,提出支护技术方案,为后续优化支护设计提供一定参考。周学清等[18]以金口河隧道为依托,监测炭质板岩断面,分析支护结构受力变化规律及特征,总结得出减小钢拱架间距、增加锚杆长度等优化措施。李玉平等[19]针对大草山炭质板岩隧道的特殊地质特征和力学特性,对支护结构提出了“放抗结合,长锚围压,固结成拱,强支跟进”的设计理念。张海太等[20]针对隧道大变形特征和围岩监测数据,并结合FLAC3D数值软件,反演出围岩参数,对炭质板岩隧道大变形特征分析和支护结构优化。

截至目前,学者们虽然对炭质板岩隧道的支护结构受力特性进行了广泛的研究,同时取得较多的成果,但是对于炭质板岩隧道在开挖条件下支护结构受力特性发生变化的机理研究不够深入。鉴于此,依托渭武高速木寨岭隧道为工程背景,通过数值模拟分析的方法,建立隧道支护结构模型,提出强、中、弱3种支护方案对开挖过程中围岩断面的位移和支护结构内力进行分析,并对支护设计参数合理性做出评价。为今后类似的软岩隧道开挖和支护结构设计提供一定的理论指导和借鉴。

1 工程概况

木寨岭公路隧道是兰海高速公路渭源—武都段的重点控制性工程。隧道左洞15.231 km,右洞 15.173 km,最大埋深 629 m。隧道整体穿越了近5条断层,围岩的岩性以炭质板岩为主,伴随少量的灰岩或砂质板岩,呈现炭质板岩中具有砂质板岩、硬岩夹层的软硬互层结构。炭质板岩内部存在大量的层理、片理、裂隙等软弱结构面,其层理结构如图1所示。

图1 岩石层理结构Fig.1 Rock bedding structure

隧址区主要受南北挤压应力的影响,主应力最大为24.95 MPa,主应力方向为NE39.6°～NE34.1°。隧道采用了水压致裂法进行了现场地应力测试,测试钻孔均位于隧道主洞内,其中在钻孔S-SK03和S-SK05处进行了测试,参考测试数据[21]显示,钻孔S-SK03测试结果是最小主应力值为7.34～11.61 MPa,最大主应力值为12.14～18.76 MPa;钻孔S-SK05测试结果是最小主应力值为6.80～10.06 MPa,最大主应力值为11.37～17.98 MPa。隧址区地层岩性普遍较软,岩石强度应力比值均小于4,可判定测区地应力量级为极高应力水平。

2 数值模型和材料参数

2.1 数值模型合理性假定和建立

在实际工程应用中,所得轮廓形状复杂,围岩分布及施工过程是十分复杂的。鉴于木寨岭隧道全线穿越不同地层,且埋深不尽相同,目前尚无法真实模拟所有情况,因此在建立模型分析围岩特征时需要对实际情况作如下合理性假定:①炭质板岩考虑蠕变特性,采用Burgers黏弹性蠕变模型;砂质板岩不考虑蠕变特性,采用摩尔库伦弹塑性模型;②喷射混凝土、钢架等材料是各向同性、均质连续的;③围岩初始应力场仅考虑竖向自重应力;④软硬岩呈60°倾斜互层,软岩(炭质板岩)宽120 cm,硬岩(砂板岩)宽30 cm。结构面强度遵循弹塑性屈服准则;⑤仅考虑岩层倾角对隧道开挖的影响,忽略岩层走向等影响;⑥炭质板岩蠕变随隧道开挖同步发生,采用台阶法开挖时每开挖1 m对应时间1 d。

采用CAD建立平面模型、Midas建成三维模型并划分网格,使用FLAC3D 6.0进行数值模拟计算。在建立岩土体模型时,如图2(a),模型x方向尺寸取100 m;模型z方向下边界至隧道中心取40 m,为简化计算,竖直方向上边界至隧道中心距离取40 m,取隧道埋深300 m,其余上覆岩层换算成自重产生的等效均布荷载施加在模型上边界;模型y方向尺寸取60 m。本文隧道为深埋隧道,软硬互层,围岩呈各向异性,结构面考虑剪切与摩擦行为,服从弹塑性屈服准则,建立模型如图2(b)所示,黄色区域为软硬岩接触的结构面模型。

图2 数值模型Fig.2 Numerical model

通过以上模型的建立,再施加支护结构和边界条件后得到三台阶七步开挖法施工下的开挖模型和锚喷支护结构模型。如图3所示。

图3 隧道支护结构与开挖模型Fig.3 Tunnel supporting structure and excavation model

2.2 围岩及支护结构力学参数选取

2.2.1 围岩力学参数

在建立模型后进行数值模拟计算前需要选取所研究围岩的力学参数,数值模拟选取的炭质板岩和砂板岩力学参数如表1[22]所示。

表1 围岩强度参数[22]Table 1 Strength parameters of surrounding rock[22]

2.2.2 支护结构设计参数

初期支护采用壳单元模拟,钢架和喷射混凝土的物理参数按照《钢管混凝土统一理论》进行等效折减,等效折减后的物理参数作为初期支护的建模参数,钢架混凝土弹性模量折减计算公式如式(1)所示,重度折减计算公式如式(2)所示。

(1)

式(1)中:E为钢架混凝土等效弹性模量;Ec为混凝土弹性模量;Es为钢架弹性模量;Ac为钢架横截面;A为总截面积。

(2)

式(2)中:γ为钢架混凝土等效重度;γc为混凝土重度;Sg为钢架截面面积;S为支护截面面积;γg为钢架重度。

支护材料力学参数如表2所示。

表2 支护材料力学参数Table 2 Mechanical parameters of supporting materials

3 开挖计算结果分析

根据隧道工程最新的监控量测项目,主要对围岩的拱顶沉降、水平收敛和支护结构内力进行监测,为此需要选取监测断面并在每个断面上布置测点。在每个断面共布设了7个测点,布置位置如图4所示。

1～7为隧道开挖步骤其中6-1、6-2、6-3分别为核心土开挖步骤。图4 监控量测测点布置示意图Fig.4 Schematic layout of monitoring points

监测位移时,为减小边界效应对位移监测的影响,将监测断面选取在纵向y=10 m处。记录监测断面各监测点的竖直沉降及水平收敛位移。

监测支护结构内力时,考虑最不利情况确保灾变提前预警,将监测断面选取在靠近掌子面的纵向y=1 m处。记录监测断面各监测点处支护结构的轴力、弯矩等内力。

3.1 监测断面围岩位移分析

3.1.1 围岩沉降

图5给出了围岩各监测点随开挖过程的累计沉降变化趋势图。从图5可以看出,隧道采用三台阶七步开挖法开挖隧道,在不同支护方案下,随着开挖步数增加,围岩具有相同的沉降变形规律,均经历了初始变形、急剧变形、缓慢变形、稳定变形4个阶段,同时各监测点沉降变形也有规律。三台阶七步开挖法开挖10 m后,围岩沉降变化不大,开挖50 m结束后,最大沉降均出现在#5上台阶右拱脚处。其中采用方案一、方案二、方案三的最大沉降分别为39.7、54.7、46.3 cm。表明了同一种支护类型下,随着开挖步数的增加,围岩沉降变形也在逐步累积增加,从而隧道在开挖过程中围岩扰动逐渐在增大;同时开挖相同步数下,随着支护结构强度上升,给围岩提供的弹性抗力越强,围岩相对沉降变形减小。

图5 三台阶七步开挖法开挖隧道围岩累计沉降变形曲线Fig.5 Cumulative settlement deformation curve of surrounding rock of tunnel excavated by three steps and seven steps excavation method

3.1.2 围岩收敛

图6给出了围岩各监测点随开挖过程的累计收敛变化趋势图。从图6可以看出,采用3种支护方案下,隧道围岩收敛变形沿边墙向隧道内部挤压变形。三台阶七步开挖法开挖10 m后,围岩收敛变化不大,开挖50 m结束后,最大相对变形发生在#6中台阶左拱脚与#7中台阶右拱脚处。其中采用方案一、方案二、方案三的最大收敛分别为59.3、80.6、68.8 cm。表明三台阶七步开挖法开挖隧道,左右边墙处围岩水平位移较大,围岩应力比较集中,容易发生挤压变形;同一种支护类型下,随着开挖步数的增加,围岩收敛变形也在逐步累积增加;同时开挖相同步数下,随着支护结构强度上升,围岩在边墙处的相对收敛变形减小。

图6 三台阶七步开挖法开挖隧道围岩累计收敛变形曲线Fig.6 Cumulative convergence deformation curve of surrounding rock of tunnel excavated by three steps and seven steps excavation method

3.2 监测断面支护结构内力分析

考虑到最不利情况具有灾变提前预警作用,将内力监测断面选取在靠近掌子面的纵向y=1 m处,记录不同支护方案下监测断面如图4所示,布置测点处支护结构的轴力Nx,弯矩My等内力。在计算钢架和喷射混凝土承担的轴力和弯矩时,将初期支护承担的总轴力和总弯矩按式(3)～式(6)分担给钢架和喷射混凝土的方法。

(3)

Mh=0

(4)

(5)

Mg=M

(6)

式中:Nh、Ng分别为喷射混凝土及钢架承担的轴力,kN;Mh、Mg分别为喷射混凝土及钢架承担的弯矩, kN·m;N为单位长度内验算截面的总轴力,kN;M为单位长度内验算截面的总弯矩,kN·m;Ah、Ag分别为喷射混凝土及钢架计算截面的面积,m2;Eh、Eg为喷射混凝土及钢架的弹性模量,kPa。

由于是研究不同支护方案下监测断面各监测点在不同开挖步数时的内力变化,监测数据较多,限于篇幅,仅列出了方案一 #1拱顶处的支护结构内力在不同开挖步数下的计算结果,如表3所示。

表3 #1拱顶处支护结构内力计算结果Table 3 # 1 vault supporting structure internal force calculation results

以方案一(强支护)为例,模拟隧道开挖结束后,得到了初期支护的轴力与弯矩内力云图,如图7所示。当监测断面处初期支护封闭成环后,支护结构的轴力呈现出偏压状态,隧道断面右侧由于围岩变形较大,释放应力较左侧多,使得初期支护给左侧围岩提供弹性抗力较大,相互作用较强,从而导致左侧支护结构轴力较左侧大;支护结构上的弯矩呈现出拱顶为正弯矩,而拱腰至边墙处为负弯矩,仰拱处也经历了正负弯矩的交替分布。

图7 支护结构内力云图Fig.7 Internal force nephogram of supporting structure

通过将方案一(强支护)下的各监测点处的支护结构内力随开挖过程的变化汇总,绘制支护结构轴力变化曲线如图8所示。对于支护结构来说,轴力更具有参考意义,仅分析支护轴力变化规律。由图8可知,对于监测断面各点处的轴力变化,均存在下台阶开挖后至仰拱开挖前期间的先增大后减小的趋势。其主要是前期衬砌结构在流变应力作用下,结构整体位移为向内挤压变形,均向净空位移,随着应力增大由于断面形状原因,后期结构变形调整为边墙处向内收敛变形,而拱顶向外挤出,造成衬砌应力作用方向发生了一定的变化,从而产生中间有减小的趋势,但随着衬砌的封闭成环,应力发生调整,后期应力逐渐增大且趋势变缓。故这与实际衬砌开裂现象亦较符合。

图8 方案一的支护结构轴力变化曲线Fig.8 Variation curve of axial force of one support structure

4 支护设计参数合理性评价

通过分析了炭质板岩隧道发生大变形下的围岩位移与支护内力的变化规律,随着大变形随时间的持续进行,支护结构也不断承受着围岩变形带来的压力,并最终发生溃败。因此需要对灾变的发生进行一个定量的评价,即分别对3种方案的喷射砼、钢架受压的安全系数进行评价。

采用《公路隧道设计细则》(JTG/TD 70—2010)中的综合安全系数法对木寨岭公路隧道初期支护进行强度校核与评价。喷射混凝土及钢架强度采用综合安全系数法进行校核时,其强度应符合式规定,式(7)～式(9)如下。

KhyNh≤αRhyAh

(7)

(8)

(9)

式中:Khy为喷射混凝土的抗压强度综合安全系数;Kg为钢架的抗压、抗拉强度综合安全系数;Rhy为喷射混凝土的抗压强度,kPa;Rgy为钢架钢材的抗压极限强度,kPa;Rgl为钢架钢材的抗拉极限强度,kPa;Wg为钢架验算截面抗弯刚度,m3;α为偏心影响系数。

采用3种支护设计方案,为验证在实际工程中是否适用以及在大变形下的应用状况,分别对3种方案下喷射砼、钢架受压的安全系数进行评价。

由图9可知,3种方案随开挖步数的增加均呈先减小后增大再减小的趋势,其中方案一、方案二、方案三开挖结束(50 m)后钢架受压安全系数最小值分别为3.903、3.264、3.718,且3种支护方案钢架受压安全系数最小值均出现在#1拱顶处。根据《公路隧道设计细则》(JTG/TD 70—2010),在QZH-Ⅱ基本可变组合下,钢架安全系数分别为2.0(拉压),3种方案钢架受压安全系数均大于规范规定值,满足结构安全。

图9 3种方案下钢架受压安全系数变化趋势图Fig.9 Change trend of steel frame compression safety factor under three schemes

3种方案下支护结构随开挖过程的混凝土安全系数变化趋势如图10所示。

从图10可以看出,3种方案的混凝土安全系数随开挖步数的增加均呈不断减小但减小速率逐渐放缓的趋势,其中方案一(强支护)开挖结束(50 m)后,混凝土安全系数最小值为3.491,出现在#4上台阶左拱脚处;方案二(弱支护)的喷射混凝土安全系数最小值为2.666,出现在#4上台阶左拱脚处;方案三(中支护)喷射混凝土安全系数的最小值为2.987,出现在#2左拱腰处。根据《公路隧道设计细则》(JTG/TD 70—2010),在QZH-Ⅱ基本可变组合下,喷射混凝土安全系数为2.4(拉压),故3种方案的混凝土安全系数均大于规定值,满足结构安全。

综合上述3种方案材料安全系数的变化趋势,方案一的最小钢架受压系数为3.903较接近于规定值,方案二的最小喷射混凝土安全系数为2.666较接近于规定值。但由于炭质板岩隧道在开挖后会继续发生蠕变现象,导致大变形不断累积给支护不断造成压力,材料安全系数不断下降直至达到规定最小值处于危险状态。因此,大致判断出在后续蠕变过程中方案一的钢架会最先比较危险,而方案二的喷射混凝土会最先比较危险。故选择中支护方案,材料I25b×C25、初衬厚度26 cm、钢架距离0.8 m。

5 结论

(1) 隧道开挖过程中3种支护方案下围岩累计沉降和收敛变形量比较:强支护<中支护<弱支护;同一种支护类型下,随着开挖步数的增加,围岩沉降变形和收敛变形在逐步累积增加,即隧道在开挖过程中围岩扰动逐渐在增大;开挖相同距离下,随着支护结构强度上升,提供给围岩的弹性抗力越强,围岩沉降变形和边墙处的相对收敛变形减小。

(2) 围岩开挖过程中,支护结构内力存在先增大后减小的现象,这是由于衬砌结构在流变应力作用下,结构整体位移为向内挤压变形,但由于断面形状原因造成衬砌应力作用方向发生了一定的变化,随着流变应力增加,最终呈现内力不断上升但趋势变缓的特征。

(3) 通过围岩开挖支护方案比较和支护结构安全系数分析,开挖距离(50 m)结束,强、中、弱3种方案钢架受压安全系数最小值分别为3.903、3.718、3.264,#1拱顶处强支护钢架较喷射混凝土先破坏,混凝土安全系数最小值分别为3.491、2.987、2.666,#2左拱腰处喷射混凝土较钢架先破坏,故选择中支护方案,材料I25b×C25、初衬厚度26 cm、钢架距离0.8 m。研究结果可为类似软岩隧道开挖和支护结构的设计提供一定参考