付迎春

(石家莊鐵路職業(yè)技術(shù)學(xué)院，石家莊 050041)

隨著我國客運(yùn)專線建設(shè)和西部大開發(fā)快速發(fā)展，隧道擠壓大變形問題越來越引起人們重視，成為隧道施工中危害極大的地質(zhì)災(zāi)害問題，不可預(yù)見性較大，目前尚無成熟控制技術(shù)體系［1-4］。

自20世紀(jì)初首例嚴(yán)重的軟弱圍巖隧道(普倫I線隧道)大變形發(fā)生以來，國內(nèi)外隧道工程發(fā)生大變形災(zāi)害的事例層出不窮，是困擾地下工程的重要問題。如國外的奧地利陶恩(Tauern)隧道、阿爾貝格(Arlberg)隧道、日本惠那山(Enasan)公路隧道;國內(nèi)如寶中線大寨嶺隧道和堡子梁隧道、青藏線烏鞘嶺隧道、國道317線鷓鴣山公路隧道、南昆線穿越煤系地層的家竹箐隧道等工程均出現(xiàn)了不同形式和程度的圍巖大變形事件，給隧道設(shè)計(jì)、施工和運(yùn)營帶來了一系列風(fēng)險(xiǎn)和隱患。如4 km長的家竹菁隧道噴射混凝土和鋼拱架嚴(yán)重變形，拱頂下沉達(dá)80～100 cm，底板隆起達(dá)50～80 cm，兩側(cè)邊墻向內(nèi)位移50～60 cm，鋼架因圍巖擠壓產(chǎn)生扭曲、噴層開裂，最終隧道縱向大變形范圍長達(dá)390 m，延誤工期四個(gè)半月。

從總體上看，目前國內(nèi)對頻頻發(fā)生大變形災(zāi)害的研究顯得較為貧乏，在治理上消極被動(dòng)，辦法不多。因此，本文依托我國蘭渝鐵路胡麻嶺隧道工程實(shí)踐，展開研究，具有十分重要的理論價(jià)值和實(shí)踐意義。

1 工程概況

胡麻嶺隧道位于蘭渝客運(yùn)專線蘭州東至廣元段，進(jìn)口里 程 DK68+626，出 口 里 程 DK82+234，總 長13 608 m，是蘭渝鐵路控制性關(guān)鍵工程之一。地質(zhì)條件復(fù)雜，軟弱圍巖比重大，其中碳質(zhì)頁巖開挖后易產(chǎn)生較大變形，為Ⅰ級風(fēng)險(xiǎn)隧道。隧道范圍內(nèi)覆土主要有第四系全新統(tǒng)地層，洞身穿過奧陶系、寒武系地層，以砂巖、頁巖為主，且洞身段穿越四條區(qū)域性大斷層，地下水發(fā)育，砂巖儲(chǔ)水性較好，裂隙發(fā)育，含水帶范圍廣闊。

2 三維數(shù)值模擬

2.1 計(jì)算模型的建立

采用FLAC3D三維快速拉格朗日差分軟件，根據(jù)地下結(jié)構(gòu)的計(jì)算原理，隧道開挖影響范圍為洞徑的3～5倍，且由工程實(shí)際情況取值。計(jì)算范圍:縱向方向取120 m，水平方向長度取120 m;垂直方向隧道底部以下35 m，模型上表面取至拱頂70 m，見圖1。

圖1 三維數(shù)值計(jì)算模型

2.2 計(jì)算參數(shù)

圍巖參數(shù)根據(jù)地質(zhì)勘察和設(shè)計(jì)院提供的參數(shù)分析報(bào)告，結(jié)合現(xiàn)行《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB10003—2005)［10］，具體計(jì)算參數(shù)如表1所示，巖體本構(gòu)模型選用Mohr-Coulomb彈塑性模型。

錨桿單元充分考慮其徑向和法向的摩擦效果，主要是控制隧道壁面徑向位移和圍巖內(nèi)部相對位移，具體參數(shù)根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)確定，如表2所示。

表1 圍巖物理力學(xué)參數(shù)

表2 錨桿力學(xué)參數(shù)

按抗彎剛度等效的原則，將初期支護(hù)的網(wǎng)噴混凝土和鋼拱架作為一個(gè)等效體，并采用彈性三維實(shí)體單元進(jìn)行模擬。每開挖一步及時(shí)施加模擬鋼拱架加網(wǎng)噴混凝土單元，但剛度取實(shí)際剛度的30%來模擬施工過程中強(qiáng)度發(fā)展的時(shí)間效應(yīng)，在下一計(jì)算步中，初支剛度發(fā)展到100%，初期支護(hù)具體計(jì)算參數(shù)見表3。掌子面預(yù)加固有效長度為20 m，兩次超前加固搭接長度不小于3 m。

表3 初期支護(hù)力學(xué)計(jì)算參數(shù)

2.3 初始高地應(yīng)力場

根據(jù)可研階段初步地應(yīng)力反演結(jié)果表明，最不利地應(yīng)力里程隧道中心地應(yīng)力狀態(tài):σx=6.86 MPa(垂直隧道軸線水平方向)、σy=10.24 MPa(平行軸線水平方向)、σz=9.02 MPa(豎直方向)。左、右邊界及下邊界法向約束，上邊界施加均布力約束條件。

3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

深部巖體處于復(fù)雜地質(zhì)環(huán)境中，一方面承受復(fù)雜構(gòu)造地應(yīng)力作用，另一方面開挖強(qiáng)卸荷引起應(yīng)力集中，最終導(dǎo)致一定范圍巖體破壞，形成松動(dòng)圈，不利于隧道整體穩(wěn)定性。

3.1 圍巖變形特性分析

在評價(jià)隧道穩(wěn)定性時(shí)，變形是重要數(shù)據(jù)之一。一般認(rèn)為巖石地下工程整體失穩(wěn)破壞是一種與隧道圍巖某種物理力學(xué)性質(zhì)改變或消失所對應(yīng)的力學(xué)狀態(tài)，其表現(xiàn)形式是洞壁圍巖某一特征曲線由線性等速變化階段向非線性的加速變化階段發(fā)展。

1)洞周深部圍巖變形

從圖2、圖3看出:兩種施工工法隧道拱頂沉降規(guī)律基本相同，分為預(yù)收斂變形、急速變形、穩(wěn)定變形三個(gè)階段。對比發(fā)現(xiàn)，掌子面預(yù)加固時(shí)，拱頂沉降較小，曲線變化趨勢更平緩，更有利于洞室結(jié)構(gòu)長期穩(wěn)定。由此可見，掌子面預(yù)加固工法有利于控制掌子面前方圍巖變形(豎向沉降、水平收斂)，從而控制最終的變形，有利于隧道整體穩(wěn)定(見圖4)。

2)掌子面核心土體擠出變形

圖2 豎向位移云圖(單位:m)

圖3 水平位移云圖(單位:m)

圖4 掌子面前后洞周變形對比曲線

由圖5看出:高地應(yīng)力條件下，隧道空間擠出效應(yīng)相當(dāng)明顯。且基本上以掌子面中部偏下方變形值最大，在垂向上下基本呈對稱分布。噴錨支護(hù)后的最終位移、掌子面預(yù)變形均大于掌子面預(yù)加固工法，說明掌子面預(yù)加固工法控制掌子面擠壓變形效果相當(dāng)明顯。因此，從變形的角度出發(fā)，應(yīng)該首先選擇掌子面預(yù)加固工法。

隨著與掌子面距離逐漸增大，掌子面前方核心土體擠出變形減小，如圖6所示。主要影響范圍是掌子面前方15 m，即掌子面前方預(yù)加固長度不得小于15 m。掌子面預(yù)加固下，掌子面前方核心土體擠出變形曲線斜率逐漸變小，有變緩趨勢，說明掌子面預(yù)加固有利于控制掌子面擠出變形，從而更有利于洞室結(jié)構(gòu)穩(wěn)定。

3.2 能量密度分布特征分析

損傷程度與圍巖中儲(chǔ)存能量密切相關(guān)，軟巖高地應(yīng)力隧道穩(wěn)定性與開挖后巖體儲(chǔ)存應(yīng)變能大小有直接關(guān)系，應(yīng)變能密度公式為

圖5 隧道軸線方向的擠出云圖

其中，υ 為巖體泊松比;σ1，σ2，σ3分別為第一、第二、第三主應(yīng)力;E為彈性模量。

1)洞周深部巖體能量密度

各種條件下圍巖能量密度分布如圖7、圖8所示，切向應(yīng)力超過巖體強(qiáng)度處于屈服狀態(tài)時(shí)，圍巖屈服以后強(qiáng)度下降，切向應(yīng)力水平也降低，能量密度最大值向深部巖體移動(dòng)，其位置均位于距洞壁(2～3 m)深部圍巖處，邊墻能量密度最大值為107 664 kJ/m3，較拱頂(55 031 kJ/m3)大，說明邊墻能量聚集區(qū)單元數(shù)目更多，因此儲(chǔ)存能量也越大，出現(xiàn)能量增高帶，圍巖的不穩(wěn)定性也更加突出。在開挖時(shí)耗散能量使巖石破壞屈服，要保證邊墻支護(hù)(錨桿+噴射混凝土)的質(zhì)量，從而降低能量集中程度。

圖7 洞身圍巖能量密度比較(單位:kJ/m3)

圖8 深部圍巖能量密度分布曲線

2)掌子面核心土體前方圍巖能量密度

隧道的開挖必然引起周圍圍巖松弛及塑性化，根據(jù)隧道穩(wěn)定性能量理論，在高地應(yīng)力下能否穩(wěn)定與圍巖中儲(chǔ)存能量密切相關(guān)。能量轉(zhuǎn)化與耗散、能量密集程度分析，對應(yīng)的是圍巖破壞程度。

圖9 隧道軸線方向能量密度分布云圖(單位:kJ/m3)

從圖9、圖10看出:能量密度出現(xiàn)先增大再減小，再增大趨勢。第一次峰值位于掌子面前方5 m左右圍巖處，出現(xiàn)一個(gè)能量增高帶，成為掌子面穩(wěn)定的關(guān)鍵部位。噴錨支護(hù)和掌子面預(yù)加固對掌子面前方10 m范圍內(nèi)的能量有影響，對掌子面10 m以外幾乎沒有什么影響，其影響范圍與擠出變形基本一致。

3.3 塑性區(qū)分布特征分析

從力學(xué)觀點(diǎn)來看，巖體喪失穩(wěn)定性就是其中應(yīng)力達(dá)到或超過巖體強(qiáng)度，經(jīng)歷從彈性到塑性的過程。圍巖塑性化反映連續(xù)介質(zhì)宏觀塑性流動(dòng)力學(xué)動(dòng)態(tài)，當(dāng)圍巖進(jìn)入塑性以后，其承載能力將大幅下降，甚至導(dǎo)致整體失穩(wěn)。塑性區(qū)主要分布于隧道拱部和底部，由于處于高地應(yīng)力狀態(tài)，塑性區(qū)基本沿洞周均勻分布。在超前加固條件下，掌子面圍巖塑化分布范圍相對縮小。洞周關(guān)鍵部位塑性區(qū)最大深度匯總?cè)绫?所示。掌子面超前加固下，最大塑性區(qū)深度均明顯減小，掌子面預(yù)加固更有利于控制隧道塑性區(qū)的擴(kuò)展。

圖10 掌子面深部圍巖能量密度曲線

表4 圍巖塑性區(qū)最大深度匯總 m

3.4 支護(hù)結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)

噴錨支護(hù)和掌子面預(yù)加固工法引起支護(hù)彎矩、安全系數(shù)變化如圖11、圖12所示。

圖11 支護(hù)結(jié)構(gòu)彎矩分布(單位:kN·m)

隧道施工穩(wěn)定后，掌子面超前加固工法使支護(hù)的彎矩分布更均勻，可大大改善支護(hù)結(jié)構(gòu)受力，更有利于洞室結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，增加其整體安全度。

4 結(jié)語

圖12 支護(hù)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)

1)切向應(yīng)力超過巖體強(qiáng)度處于屈服狀態(tài)時(shí)，圍巖屈服以后強(qiáng)度下降，圍巖由脆性向延性(塑性)發(fā)展，能量密度峰值在邊墻內(nèi)部2～3 m出現(xiàn)增高區(qū)，處于最不利受力狀態(tài)及穩(wěn)定性關(guān)鍵控制部位。

2)掌子面預(yù)加固工法更有效地發(fā)揮能量遷移作用，使巖體能量密度峰值減小，并且轉(zhuǎn)移到深部圍巖，相當(dāng)于增大圍壓，減弱了洞周巖體延性發(fā)展，抑制圍壓塑性流動(dòng)力學(xué)狀態(tài)。

3)相對于噴錨支護(hù)，掌子面預(yù)加固更能夠減少隧道周邊圍巖預(yù)收斂變形，且深部巖體變形曲線更趨平緩，最終有利于控制洞周收斂變形。

4)從掌子面擠出變形來看，掌子面超前加固后，擠出變形有變緩趨勢，說明掌子面超前加固有利于掌子面前方待開挖核心土體穩(wěn)定性，并且提出掌子面前方預(yù)加固長度不得小于10 m。

5)掌子面超前加固后，洞周及掌子面前方圍巖塑性區(qū)分布范圍相對縮小1～2 m，最大塑性區(qū)深度明顯減小，抑制了塑性流動(dòng)力學(xué)動(dòng)態(tài)的發(fā)展。

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［2］劉光睇，丁志亮.高速鐵路超大斷面隧道 CRD施工技術(shù)［J］.鐵道建筑，2010(5):43-45.

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