周火明，李維樹，王 帥，吳相超，王中豪

(長(zhǎng)江科學(xué)院 a.重慶分院，重慶 400026； b.水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010)

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軟巖隧道錨變形破壞機(jī)理縮尺模型試驗(yàn)研究

周火明a，李維樹a，王 帥b，吳相超a，王中豪a

(長(zhǎng)江科學(xué)院 a.重慶分院，重慶 400026； b.水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010)

為了研究軟巖中隧道錨變形破壞機(jī)理及破壞模式，通過對(duì)隧道錨現(xiàn)場(chǎng)1∶10縮尺模型進(jìn)行超載破壞試驗(yàn)，對(duì)加載過程中錨體模型的外觀變形、內(nèi)觀變形、鉆孔測(cè)斜以及破壞裂縫進(jìn)行分析，獲得了錨體模型在推力作用下載荷-變形全過程曲線以及變形破壞特征，并結(jié)合數(shù)值模擬的超載試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了綜合分析。研究成果表明：錨體模型變形破壞全過程類似于軟巖載荷試驗(yàn)變形破壞3個(gè)階段;錨塞體底部與巖體接觸面部位受拉剪破壞形成破壞底邊界，錨塞體上方巖體受錨塞體向上擠壓形成縱向拉裂縫以及與錨塞體成約45°夾角的剪裂縫。隧道錨極限承載能力主要取決于錨塞體底界面以及上部巖體抗拉能力和抗剪能力。

隧道錨；縮尺模型試驗(yàn)；數(shù)值模擬；變形破壞機(jī)理； 破壞模式

1 研究背景

隧道式錨碇(簡(jiǎn)稱隧道錨)相對(duì)重力式錨碇來說經(jīng)濟(jì)且環(huán)保，在大跨度懸索橋建設(shè)中越來越多地得到采用。對(duì)于隧道錨變形破壞機(jī)理研究，主要通過室內(nèi)石膏模型試驗(yàn)、現(xiàn)場(chǎng)縮尺模型試驗(yàn)、數(shù)值模擬分析等手段進(jìn)行。目前程鴻鑫和夏才初[1-2]等人對(duì)廣東虎門大橋進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)縮尺模型試驗(yàn)研究，基于試驗(yàn)結(jié)果對(duì)錨碇系統(tǒng)的穩(wěn)定性進(jìn)行了研究；朱杰兵等[3]對(duì)四渡河特大懸索橋的現(xiàn)場(chǎng)縮尺模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了分析，得到了隧道錨碇的長(zhǎng)期安全系數(shù)和瞬時(shí)承載力；董志宏等[4]用數(shù)值模擬對(duì)矮寨大橋隧道錨圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行了分析；胡波等[5-6]通過數(shù)值模擬進(jìn)行了壩陵河特大巖錨懸索橋隧道錨破壞模式的研究。但由于種種原因，現(xiàn)場(chǎng)縮尺模型試驗(yàn)大多未能達(dá)到破壞，也就難以對(duì)隧道錨變形破壞機(jī)理和破壞模式進(jìn)行更加深入的研究。本文針對(duì)軟巖中隧道錨變形破壞機(jī)理問題，開展現(xiàn)場(chǎng)1∶10縮尺錨體模型的超載破壞試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析，以期對(duì)軟巖中隧道錨變形破壞機(jī)理及破壞模式獲得更深入的認(rèn)識(shí)。

2 縮尺模型試驗(yàn)及成果分析

2.1 縮尺模型試驗(yàn)

縮尺模型試驗(yàn)在某實(shí)橋現(xiàn)場(chǎng)實(shí)施(圖1)，現(xiàn)場(chǎng)縮尺錨體模型試驗(yàn)的地質(zhì)條件與實(shí)橋錨碇基本一致，邊界條件相似，試驗(yàn)在地表進(jìn)行，巖體為天然含水狀態(tài)。錨碇體基巖巖性為侏羅紀(jì)上統(tǒng)遂寧組(J3sn)紫紅色泥巖，中等風(fēng)化。巖層產(chǎn)狀110°∠7°，發(fā)育2組陡傾角節(jié)理。錨碇體形狀、模型尺寸以及埋深按實(shí)橋隧道錨碇1∶10比例縮小(圖2)。錨碇由前錨室、錨碇體(錨室)、后錨室組成，錨碇體斷面為城門洞形，前錨面尺寸1 m×1 m，后錨面尺寸為1.4 m×1.4 m。前錨室長(zhǎng)度為1.8 m，錨碇體長(zhǎng)度6 m，平均埋深約3.5 m。

圖1 隧道錨1∶10縮尺模型試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.1 Photo of 1∶10 scale tunnel-type anchorage model test

圖2 錨體模型幾何尺寸與埋深示意圖Fig.2 Schematic diagram of tunnel-type anchorage model’s geometry size and buried depth

加載方式采用后推法，千斤頂加載，伺服控制，雙錨推力1P與設(shè)計(jì)拉力方向一致，P的大小為2 160 kN。外觀變形和內(nèi)觀變形分別采用光柵式傳感器、多點(diǎn)位移計(jì)和鉆孔傾斜儀等進(jìn)行觀測(cè)。

載荷試驗(yàn)按1P，2.25P，3.5P，4.75P，6P，7P，…，分級(jí)加載，加載至11.5P時(shí)破壞，此時(shí)壓力能基本維持，但變形顯著增大，錨體周圍裂縫顯著擴(kuò)展，錨體模型達(dá)到破壞的極限。

2.2 外觀變形分析

錨體模型外觀變形包括前錨面沿推力方向變形和地表鉛直方向上抬變形，測(cè)點(diǎn)布置見圖3，外觀測(cè)點(diǎn)變形與載荷關(guān)系全過程曲線見圖4，其全過程變形破壞過程類似于軟巖載荷試驗(yàn)。載荷7P前，荷載-變形曲線呈線性；7P后變形增大，至10P變形約增大1倍，進(jìn)入屈服階段；11.5P變形迅速增大，西錨最大變形超過48 mm(見圖4(a)中箭頭所指為最大變形)，地表鉛直方向上抬變形6.50～10.06 mm。

圖3 變形測(cè)點(diǎn)布置示意圖Fig.3 Arrangement of displacement measuring points

圖4 外觀各測(cè)點(diǎn)變形與載荷關(guān)系全過程曲線Fig.4 Load-deformation curves of surface measuring points

2.3 內(nèi)觀變形分析

錨體模型內(nèi)觀變形觀測(cè)沿推力方向布置6個(gè)鉆孔(zk1—zk6)，埋設(shè)多點(diǎn)位移計(jì)觀測(cè)深部巖體沿推力方向變形;在地表布置10個(gè)鉆孔(zk7—zk16),觀測(cè)深部巖體鉛直方向變形;測(cè)斜鉆孔觀測(cè)點(diǎn)布置為2個(gè)(X1,X2)。鉆孔布置及孔內(nèi)多點(diǎn)位移計(jì)布置見圖5所示。

圖5 鉆孔及多點(diǎn)位移計(jì)布置示意圖Fig.5 Arrangement of multi-point borehole extensometers

圖6 鉆孔多點(diǎn)位移計(jì)測(cè)點(diǎn)絕對(duì)變形與荷載關(guān)系曲線Fig.6 Load-deformation curves of multi-point borehole extensometers

沿推力方向zk3，zk5鉆孔以及鉛直方向zk10鉆孔測(cè)點(diǎn)絕對(duì)變形與荷載關(guān)系曲線見圖6。圖6(a)為zk3鉆孔多點(diǎn)位移計(jì)測(cè)點(diǎn)變形與荷載關(guān)系曲線，反映錨碇體間隔巖體變形情況。1#測(cè)點(diǎn)反映表面巖體位移，2#測(cè)點(diǎn)反映深2 m處巖體位移、3#測(cè)點(diǎn)反映深5 m處巖體位移，可見錨體模型破壞時(shí)這3點(diǎn)巖體沿推力方向位移基本相同，均為15 mm左右，表明錨體模型破壞時(shí)錨碇體間巖體沿推力方向整體移動(dòng)。

圖6(b)為zk5鉆孔多點(diǎn)位移計(jì)測(cè)點(diǎn)變形與荷載關(guān)系曲線，反映錨體模型右側(cè)巖體變形情況。錨體模型破壞時(shí)，表面巖體位移沿推力方向的位移為5 mm(1#測(cè)點(diǎn))，深2 m處測(cè)點(diǎn)位移2 mm(2#測(cè)點(diǎn))。受右錨碇體沿推力方向移動(dòng)的帶動(dòng)，錨體模型右側(cè)巖體僅錨體模型前端巖體產(chǎn)生沿推力方向的位移，且量值明顯小于錨碇體間隔巖體(zk3鉆孔)。

圖6(c)為zk10鉆孔多點(diǎn)位移計(jì)測(cè)點(diǎn)變形與荷載關(guān)系曲線。zk10鉆孔位于錨碇體前部間隔巖體頂面， 1#測(cè)點(diǎn)為地表鉛直向上位移，2#測(cè)點(diǎn)為靠近地表深1.8 m處鉛直向上位移，兩者鉛直向上位移值基本相同，同為20 mm。而位于4.5 m深處的3#測(cè)點(diǎn)、以及位于6.5 m深處的4#測(cè)點(diǎn)位移都很小，表明錨碇體間隔巖體僅錨碇體底面以上巖體整體上抬。

圖7 鉆孔測(cè)斜成果及解釋Fig.7 Results and interpretations of borehole inclinometer

2.4 鉆孔測(cè)斜成果分析

錨體模型試驗(yàn)的測(cè)斜鉆孔部位如圖5(a)中X1和X2孔所示。鉆孔測(cè)斜成果見圖7，可見隨著荷載的增大，水平錯(cuò)動(dòng)變形增加。到 7P荷載時(shí)，X1孔在4 m深度處、X2孔在6.5 m深度處出現(xiàn)明顯錯(cuò)動(dòng)，到9P時(shí)，水平錯(cuò)動(dòng)變形明顯增大。錯(cuò)動(dòng)部位對(duì)應(yīng)

于錨碇體底面與巖體接觸面，表明錨體模型破壞時(shí)錨碇體底面以上部分整體沿推力方向移動(dòng)，與多點(diǎn)位移計(jì)觀測(cè)成果一致。

2.5 破壞特征分析

錨體模型超載試驗(yàn)加載至11.5P時(shí)達(dá)到極限破壞，破壞后裂縫描述見圖8。超載試驗(yàn)過程中，當(dāng)荷載施加至10P時(shí)，觀察到錨體模型頂面中后部出現(xiàn)縱向裂縫a，并逐漸向前延伸至前錨面；11.5P時(shí)縱向裂縫a貫通，隨后出現(xiàn)裂縫b和c， 11.5P荷載穩(wěn)定約1 h期間，頂表面出現(xiàn)斜向裂縫d，e，g，并不斷延伸，穩(wěn)定荷載約2 h時(shí)，錨塞體底面出現(xiàn)橫向裂縫j，k，頂面出現(xiàn)另一條縱向裂縫i，l。破壞后，進(jìn)行重復(fù)試驗(yàn)時(shí)，裂縫m，n，o出現(xiàn)，且所有裂縫延伸同時(shí)裂縫寬度不斷增大，其中，裂縫a， b， d， i， e延伸至描述范圍以外， 所有裂縫寬度從1 mm增大至約5 mm。

圖8 縮尺模型試驗(yàn)破壞過程裂縫描述Fig.8 Description of cracks during scaled destructive model test of tunnel-type anchorage

3 數(shù)值模擬分析

采用FLAC3D軟件對(duì)1∶10縮尺模型錨試驗(yàn)加載過程進(jìn)行數(shù)值模擬分析。根據(jù)錨體模型實(shí)際形態(tài)以及中風(fēng)化泥巖地層，建立x軸向、y軸向、z軸向分別為30，20，20 m的三維分析模型(圖9)。對(duì)于靠近錨體模型附近巖體，采用較密集的單元。計(jì)算區(qū)域共劃分單元92 764個(gè)，節(jié)點(diǎn)16 943個(gè)。

錨體模型周圍巖體采用摩爾-庫倫彈塑性本構(gòu)模型，錨碇體混凝土材料采用線彈性本構(gòu)模型。巖體變形模量、內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角、抗拉強(qiáng)度參數(shù)列如表1。

圖9 縮尺模型隧道錨計(jì)算模型Fig.9 Numerical calculation model of scaled tunnel-type anchorage

材料重度/(kN·m-3)變形模量E/GPa泊松比μ內(nèi)聚力c/MPa內(nèi)摩擦角φ/(°)抗拉強(qiáng)度Rt/MPa錨碇圍巖體23.001.400.330.1731.000.10錨碇混凝土27.0030.000.20———

對(duì)計(jì)算模型按現(xiàn)場(chǎng)縮尺模型試驗(yàn)中的超載試驗(yàn)所施加荷載進(jìn)行數(shù)值模擬，得到外觀位移測(cè)點(diǎn)的數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)位移-荷載曲線對(duì)比圖(圖10)，可見兩者變形趨勢(shì)一致，變形量值基本相同。

圖10 外觀位移測(cè)點(diǎn)實(shí)測(cè)變形-荷載曲線與計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.10 Comparison of load-deformation curves between measured results and calculation results

表2為不同載荷下錨體模型沿錨碇體豎切面和橫切面塑性區(qū)分布。7P前，錨碇體周圍巖體很少出現(xiàn)塑性區(qū)；到7P時(shí)，錨碇體底面以及錨體模型上部巖體開始出現(xiàn)局部塑性區(qū)。隨載荷增加，塑性區(qū)不斷增大；到11.5P時(shí)，錨體模型上部巖體塑性區(qū)貫通并延伸至地表。數(shù)值模擬分析得到的塑性區(qū)分布與縮尺模型試驗(yàn)變形觀測(cè)以及裂縫擴(kuò)展過程基本一致。

以達(dá)到極限拉應(yīng)變定義拉裂縫，得到錨體模型超載破壞后地表裂縫模擬結(jié)果，如圖11所示，數(shù)值模擬分析結(jié)果與縮尺模型試驗(yàn)破壞后錨體模型裂縫描述很相似(圖8)。

表2 不同荷載下錨體模型鉛直剖面和斜切面塑性區(qū)

注：n表示新狀態(tài)；p表示過去的狀態(tài)。

圖11 錨體模型超載破壞后地表裂縫模擬結(jié)果Fig.11 Simulation result of surface cracks after tunnel-type anchorage destruction under overload

4 隧道錨變形破壞機(jī)理綜合分析

結(jié)合錨體模型超載試驗(yàn)成果以及相應(yīng)數(shù)值模擬分析成果，對(duì)軟巖隧道錨的變形破壞機(jī)理和破壞模式綜合分析如下：

(1) 關(guān)于錨體模型變形破壞機(jī)理。錨體模型超載試驗(yàn)變形破壞全過程與軟巖載荷試驗(yàn)極為相似。錨碇體受到后錨面推力作用后，錨碇體帶動(dòng)周圍巖體產(chǎn)生沿推力方向和鉛直向上的變形。7P荷載之前，圍巖基本上處于線彈性工作狀態(tài)，圍巖的荷載-變形關(guān)系曲線基本呈線性關(guān)系；7P之后，錨碇體底面以及錨體模型上部巖體出現(xiàn)局部塑性區(qū)，變形開始增大，隨荷載增加，塑性區(qū)不斷發(fā)展，變形不斷增大；至10P時(shí)，錨塞體上部巖體塑性區(qū)貫通，并延伸至地表，開始出現(xiàn)破壞裂縫；至11.5P時(shí)，錨碇體上部巖體斜向裂縫、錨碇體底面錯(cuò)動(dòng)裂縫相繼貫通，巖體變形迅速增大，錨體模型周圍巖體完全破壞。

(2) 關(guān)于錨體模型破壞模式。無論是鉆孔多點(diǎn)位移計(jì)巖體內(nèi)觀變形觀測(cè)成果，還是鉆孔測(cè)斜觀測(cè)巖體水平向錯(cuò)動(dòng)觀測(cè)成果和錨體模型超載試驗(yàn)數(shù)值模擬分析成果，都表明錨體模型在超載作用后，錨碇體底部與巖體接觸面部位發(fā)生拉剪破壞，沿底部接觸面形成貫通裂縫，該裂縫即為錨體模型超載破壞的底邊界。對(duì)于錨體模型上部巖體，一方面受錨碇體向上擠壓形成縱向拉裂縫，如圖8中的裂縫a和圖11所示的縱向裂縫；另一方面受錨塞體向上擠壓作用分別在前后形成與錨塞體呈大約45°夾角的剪裂縫，如圖8中的裂縫d，e，g和圖11所示的斜向裂縫。

5 結(jié) 論

(1) 通過軟巖中1∶10隧道錨縮尺模型超載破壞試驗(yàn)，獲得了錨體模型在推力作用下荷載-變形全過程曲線及錨體模型巖體破壞特征。錨體模型超載試驗(yàn)過程中巖體外觀變形、內(nèi)觀變形、鉆孔測(cè)斜等多種手段觀測(cè)成果以及錨體模型破壞特征描述與數(shù)值模擬分析成果能夠相互印證。錨體模型超載試驗(yàn)變形破壞全過程類似于軟巖載荷試驗(yàn)變形破壞3階段。

(2) 軟巖隧道錨的變形破壞機(jī)理和破壞模式可簡(jiǎn)要概括為：在超載作用下，錨碇體底部與巖體接觸面部位受拉剪破壞形成破壞底邊界，錨碇體底面以上部分沿此破壞面整體沿推力方向移動(dòng)；錨體模型上部巖體受錨碇體向上擠壓形成縱向拉裂縫以及與錨碇體成約45°夾角的剪裂縫。隧道錨極限承載能力主要取決于錨碇體底界面以及錨碇體上方巖體抗拉和抗剪能力。

(3) 本文研究對(duì)象為軟巖中隧道錨，與灰?guī)r中隧道錨變形破壞機(jī)理和破壞模式相比，可能存在不同之處，需做進(jìn)一步研究和比較分析。

[1] 夏才初，程鴻鑫，李榮強(qiáng)．廣東虎門大橋東錨碇現(xiàn)場(chǎng)結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，1997，16(6)：571-576.

[2] 程鴻鑫，夏才初，李榮強(qiáng)．廣東虎門大橋東錨碇巖體穩(wěn)定性分析[J]．同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，1995，23(3)：338-342.

[3] 朱杰兵，鄔愛清，黃正加，等．四渡河特大懸索橋隧道錨模型拔拉試驗(yàn)研究[J]．長(zhǎng)江科學(xué)院院報(bào)，2006，23(4)：51-55.

[4] 董志宏，張奇華，丁秀麗，等．矮寨懸索橋隧道錨錠穩(wěn)定性數(shù)值分析[J]．長(zhǎng)江科學(xué)院院報(bào)，2005，22(6)：54-58.

[5] 胡 波，曾錢幫，饒 旦，等．錨碇圍巖系統(tǒng)在拉剪復(fù)合應(yīng)力條件下的變形規(guī)律及破壞機(jī)理研究——以壩陵河特大巖錨懸索橋?yàn)槔齕J]．巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2007，26(4)：712-719.

[6] 胡 波，曾錢幫，彭運(yùn)動(dòng)，等．隧道錨錠圍巖穩(wěn)定分析及破壞模式研究[J]．中國科學(xué)院研究生院學(xué)報(bào)，2008，25(4)：487-492.

(編輯：姜小蘭)

Scale Model Test on the Deformation and Failure Mechanism ofTunnel-type Anchorage Surrounded by Soft Rock

ZHOU Huo-ming1, LI Wei-shu1, WANG Shuai2, WU Xiang-chao1, WANG Zhong-hao1

(1.Chongqing Branch of Yangtze River Scientific Research Institute, Chongqing 400026, China; 2. Key Laboratory of Geotechnical Mechanics and Engineering of Ministry of Water Resources， Yangtze River Scientific Research Institute, Wuhan 430010, China)

To study the failure mechanism and failure mode of tunnel-type anchorage at soft rocks, overloading failure test was conducted through 1∶10 scale field model of tunnel-type anchorage. The surface deformation and internal deformation, the results of borehole inclinometers and the cracks of tunnel-type anchorage model in the overloading process were analyzed. The deformation-load curve and the characteristics of deformation failure of tunnel-type anchorage model under thrust were obtained. Furthermore, the results were comprehensively analyzed in association with numerical simulation results. Research results showed that: similar with the deformation failure of soft rock under loading test, the whole process of the deformation failure of tunnel-type anchorage model experienced three stages. Destructive bottom boundary was formed by tension-shear between the bottom of anchorage and contact area of rocks. Due to upward extrusion, longitudinal tensile cracks of rocks above the anchorage and shear fractures with angle of about 45 degrees to the anchorage were formed. The ultimate bearing capacity of tunnel-type anchorage is mainly decided by the tensile capacity and shear capacity of rocks on the bottom boundary and top of the anchorage.

tunnel-type anchorage；scaled model test；numerica1 simulation；deformation and failure mechanism; failure mode

2015-10-08 ；

2016-01-16

周火明(1963-)，男，湖北新洲人，教授級(jí)高級(jí)工程師，碩士，主要從事巖石力學(xué)特性試驗(yàn)研究方面的工作，(電話)027-82820726(電子信箱)1152259016 @qq.com。

10.11988/ckyyb.20150832

2016,33(10):67-71

U443.24

A

1001-5485(2016)10-0067-05