胡 煒，譚信榮，蔣 堯，毛堅強

(1.中鐵二院工程集團有限責任公司，四川 成都 610031；2.西南交通大學，四川 成都 610031)

偏壓隧道包括地形偏壓隧道和地質偏壓隧道。對于地形傾斜而引起的地形偏壓，隧道的圍巖壓力可根據《鐵路隧道設計規(guī)范》(TB 1003—2016)[1]，采用沿用多年且經過工程驗證的標準計算方法。但對于由軟硬巖層、傾斜順層巖體等引起的地質偏壓，目前尚無成熟的設計理論和方法，通常根據監(jiān)控量測數(shù)據并結合設計經驗，采取加固圍巖和加強支護的方式來保證圍巖及支護結構的安全。但由于隧道所處地層巖性復雜多變，巖層產狀、結構面參數(shù)、巖體參數(shù)離散型較大，故僅依靠經驗設計具有一定的片面性，在某些地層中可能由于經驗認知不足導致順層隧道在完成初期支護后發(fā)生偏壓變形，引起初支局部開裂、鋼架扭曲等現(xiàn)象，甚至可能導致隧道后期運營期間的二次襯砌破壞[2-6]。國內學者對順層隧道相關問題已進行了一定的研究。夏彬偉等[7-8]通過現(xiàn)場實測的方式，研究了順層偏壓隧道的圍巖壓力分布特征及穩(wěn)定性評價，認為順層隧道的反傾側拱腰為最危險的區(qū)域，且根據數(shù)值模擬及現(xiàn)場實測數(shù)據反演出共和隧道的巖體地應力；張發(fā)明等[9]采用塊體理論提出了層狀巖體開挖洞室圍巖塊體穩(wěn)定分析及錨固方法；孫偉亮[10-11]研究了順層隧道的施工力學行為及技術，認為結構面傾角較小時，不易產生順層滑動，當結構面傾角增大時，隧道拱部的偏壓程度將隨傾角的增大而增大；趙景彭[12]研究了節(jié)理傾角對圍巖穩(wěn)定性的影響規(guī)律，認為節(jié)理傾角較小時，不易產生順層滑動，傾角增大時巖層順弱勢節(jié)理面滑動趨勢增大，洞周破壞只受節(jié)理面強度的影響。此外，也有學者在順層隧道圍巖塑性區(qū)、錨桿支護方式等方面進行了相關研究[13-15]。

根據調研，目前研究多采用數(shù)值分析和現(xiàn)場實測的方式對順層隧道的力學特征、圍巖穩(wěn)定性等進行研究，而對順層隧道發(fā)生偏壓現(xiàn)象及產生破壞原因的研究較少，一般認為順層隧道的破壞及偏壓現(xiàn)象是由巖層沿結構面滑移產生，未從巖層受力特征上理論地闡述該類隧道不同圍巖區(qū)域的破壞機制。同時結構面抗剪強度參數(shù)及結構面傾角與隧道圍巖塑性區(qū)、位移場分布規(guī)律及圍巖穩(wěn)定性的關系也有待進一步研究。本文以鄭萬線某在建隧道為例，采用理論分析和數(shù)值模擬分析了深埋順層偏壓隧道圍巖破壞機理及破壞規(guī)律，以期為順層偏壓隧道的設計、施工提供參考。

1 工程背景

鄭萬線某在建隧道進口里程DK500+200，出口里程DK513+980，全長約14.58 km，為時速350 km/h的客運專線雙線隧道，采用了“2橫洞+1斜井+2平導”的輔助坑道設計方案，如圖1所示。在隧道施工過程中，斜井工區(qū)D1K509+400～D1K509+640段隧道在初期支護完成后出現(xiàn)了不同程度的偏壓變形，出現(xiàn)了單側噴射混凝土破裂、鋼架扭曲的情況。

圖1 隧道平面圖

本段地層為頁巖夾砂巖，巖層產狀主要為N45°～55°E/30°～45°S，與線路夾角30°～45°，掌子面左側為順傾側，右側為反傾側，層間綜合摩擦角大約為20°。根據現(xiàn)場監(jiān)測情況，該段破壞及變形特征主要表現(xiàn)為反傾側拱腰—邊墻附近噴射混凝土破裂，且變形相對順傾側較大，嚴重者導致鋼架局部扭曲。為了探明順層偏壓隧道的破壞特征及規(guī)律，從而提出針對性的支護方案，本文采用理論分析和數(shù)值模擬的方法，對順層偏壓隧道的圍巖破壞機理及規(guī)律進行了系統(tǒng)性研究。

2 深埋順層隧道破壞機理分析

2.1 理論分析

假設某試件內存在一貫通結構面，該結構面外法線與最大主應力夾角為β(圖2)。試件在外力作用下可能產生2種不同的破壞方式，即產生完整巖石的剪切破壞和沿結構面發(fā)生剪切滑移破壞。2種剪切破壞均滿足莫爾-庫倫理論，如式(1)和式(2)：

τ=c+σtanφ

(1)

τ=cj+σtanφj

(2)

其中：c，φ——巖體黏聚力和內摩擦角；

cj，φj——結構面黏聚力和內摩擦角。

圖2 結構面巖體單元模型

圖3 結構面破壞分析

巖體試件發(fā)生何種破壞取決于結構面的外法線與最大主應力夾角β的大小。根據莫爾-庫倫準則可知，若試件發(fā)生完整的巖石剪切破壞，破裂面與最大主應力作用面夾角為常數(shù)45°+φ/2；而當結構面角度β滿足條件2β1<2β<2β2，即β1<β<β2時，試件只沿結構面發(fā)生破壞(圖3)，此時結構面強度應滿足式(3)～(5)：

τA=σAtanφj+cj

(3)

(4)

(5)

根據隧道力學相關知識，對于處于均勻地層中的深埋圓形隧道，塑性區(qū)內的徑向應力與側壓力系數(shù)λ=1條件下純彈性狀態(tài)下的徑向應力非常接近，因此假設處于傾斜巖層中的深埋圓形隧道的塑性區(qū)徑向應力與純彈性狀態(tài)下的徑向應力相同[16]，即：

(6)

式中：σrp——塑性區(qū)徑向應力；

p0——初始應力；

ra——隧道半徑；

r——計算點距隧道中心的距離。

另外，假設塑性區(qū)內的切向應力受結構面強度控制，即塑性區(qū)內的抗剪強度均滿足公式(3)，則根據式(3)～(6)，可得塑性區(qū)內的切向應力為：

(7)

式中：β——節(jié)理與單元體徑向線的夾角(圖4)。

圖4 順層隧道計算模型

彈性區(qū)的徑向應力和切向應力與均勻地層中的深埋圓形隧道相同[16]，即：

(8)

塑性區(qū)邊界上的應力與彈性應力相同，即當r=rp時，σθp=σθe，σrp=σre，則根據式(6)～(8)及邊界條件可得塑性區(qū)半徑為：

(9)

當rp>ra時，隧道周邊產生塑性區(qū)，故根據式(9)可得塑性區(qū)起始角為：

(10)

當sin(2β-φj)=1時，最大剪裂區(qū)半徑為：

(11)

最大剪裂區(qū)半徑對應的角度：

(12)

根據式(9)～(12)，可確定塑性區(qū)范圍及大小。當黏聚力cj=0時，深埋層狀巖體隧道塑性區(qū)分布如圖5所示。由圖5可看出，對于深埋順層隧道，由于結構面剪切破壞產生的塑性區(qū)分別分布在反傾側拱頂—邊墻及順傾側邊墻—拱底的位置。但需注意的是，圖5僅為結構面剪切破壞產生的塑性區(qū)，實際洞周還有可能存在由于巖體破壞產生的塑性區(qū)。

圖5 結構面剪切破壞塑性區(qū)(cj=0)

2.2 數(shù)值分析

本次計算采用平面應變模型，隧道跨度B為13.7 m，左、右及下邊界到隧道輪廓的距離為3B，上邊界至拱頂?shù)木嚯x為50 m，即隧道埋深為50 m，結構面間距0.5 m，傾角40°，如圖6所示。側壓力系數(shù)λ=1，強度準則采用莫爾-庫倫準則，計算參數(shù)如表1所示。

圖6 數(shù)值計算模型及結構面分布

圖7為隧道開挖后的洞周塑性區(qū)、水平位移、豎向位移及結構面滑移位移的分布情況。從圖7中可看出，隧道開挖后，反傾側拱腰及順傾側拱腳位置的塑性區(qū)范圍、水平位移、豎向位移及結構面滑移位移最大，故這兩個位置為洞周最不穩(wěn)定區(qū)域。

根據圖7(a)，繪制塑性區(qū)分布輪廓圖(圖8)。對比分析圖5和圖8可知，圖5中由于結構面剪裂破壞產生的4個塑性區(qū)在圖8中對應2～5號塑性區(qū)，而1，6和7，8號塑性區(qū)的形成機理與2～5號塑性區(qū)不同。1，6號塑性區(qū)分別位于隧道反傾側拱腰和順傾側拱腳，正好處于最大主應力(切向應力)與結構面平行的位置，該位置巖體由于結構面的存在，層狀巖層之間不存在或存在較小的法向黏結力，且由于隧道周邊徑向應力較小，故當以切向應力為主導的地應力相對水平作用于薄至中厚層狀巖體時，巖體將產生較大的彎曲變形趨勢或變形，引起巖體沿結構面的滑移甚至錯動，從而引起巖體撓曲變形產生垂直層面的拉應力導致巖層破裂甚至斷裂(圖9)。

表1 計算參數(shù)

圖7 塑性區(qū)及位移場分布

圖8 塑性區(qū)分布輪廓圖

圖9 巖層拉裂破壞示意圖

而7，8號塑性區(qū)位于圍巖切向應力與結構面方向垂直的位置，巖體在切向應力作用下發(fā)生破壞，此時結構面不會產生滑移。

綜上所述，順層偏壓隧道附近巖體存在3種破壞模式，根據圍巖切向應力與結構面夾角的不同將分別發(fā)生巖層拉裂破壞、結構面剪切破壞及巖體自身破壞，并以巖層拉裂破壞和結構面剪切破壞為主。

3 深埋順層隧道破壞規(guī)律分析

3.1 計算工況

這里主要研究結構面摩擦角與結構面傾角對隧道塑性區(qū)及位移場的影響規(guī)律，從而探明不同摩擦角及結構面傾角下的破壞特征。研究方法采用數(shù)值模擬，計算模型如圖6所示，圍巖參數(shù)如表1所示，計算工況如表2所示。其中，工況1中結構面傾角為40°，工況2中結構面摩擦角為25°，間距均為1 m。

表2 計算工況

3.2 結構面強度參數(shù)

根據結構面摩擦角的不同，將計算工況分為9種。限于篇幅，文中只給出了結構面摩擦角為20°和60°時洞周圍巖塑性區(qū)及圍巖位移分布圖(圖10)。

圖10 不同結構面摩擦角的塑性區(qū)和位移場分布

從圖10中可看出，當結構面摩擦角為20°時，隧道周邊的塑性區(qū)及位移場表現(xiàn)出明顯的偏壓特征，反傾側拱腰及順傾側拱腳位置的塑性區(qū)范圍及各位移值均大于其他位置；當結構面摩擦角增大至60°，此時偏壓特征基本消失，塑性區(qū)及位移場分布規(guī)律與均勻地層接近。由此可知，隨著結構面摩擦角的增大，偏壓特征將逐漸消失。

圖11為洞周圍巖塑性區(qū)范圍、豎向位移、水平位移及結構面位移與結構面摩擦角的關系曲線。從圖11中可看出，洞周圍巖塑性區(qū)范圍、豎向位移、水平位移及結構面滑移位移均隨著結構面摩擦角的增大而降低，且降低趨勢逐漸放緩，當結構面摩擦角超過45°(圍巖摩擦角)后，繼續(xù)降低的趨勢不明顯。由此可知，采用層間注漿等方式增大結構面摩擦角可以有效提高洞周圍巖穩(wěn)定性。

圖11 各指標與結構面摩擦角的關系曲線

3.3 結構面傾角

圖12是結構面傾角為0°和40°時洞周圍巖塑性區(qū)及位移的分布。從圖12中可看出，隨著結構面傾角的變化，洞周圍巖塑性區(qū)、豎向位移、水平位移及結構面滑移位移始終保持偏壓特征，最大塑性區(qū)范圍及最大位移均位于洞周切向應力與結構面平行的位置。由此可知，隨著結構面傾角的變化，洞周圍巖塑性區(qū)及位移場的偏壓分布特征隨之整體旋轉。

圖12 不同結構面傾角的塑性區(qū)及位移場分布

圖13為各指標與結構面傾角的關系曲線。從圖13中可看出，當結構面傾角為0°或40°時，圍巖塑性區(qū)范圍及位移比其他傾角大。具體而言，當結構面水平時，塑性區(qū)范圍、隧底最大上拱量及結構面最大滑移位移均達到最大；當結構面傾角為40°時，洞周最大豎向位移及水平位移達到最大。

圖13 各指標與結構面傾角的關系曲線

4 監(jiān)測數(shù)據分析

為驗證以上分析的合理性，課題組選取順層段典型斷面測量圍巖壓力。測量數(shù)據顯示，所有監(jiān)測斷面的圍巖壓力分布規(guī)律基本一致。限于篇幅，僅以里程D1K508+297斷面為代表說明現(xiàn)場監(jiān)測結果。

該斷面圍巖以中厚層頁巖為主，屬Ⅳ級圍巖，巖層傾角約為40°。沿斷面環(huán)向布置10個圍巖壓力監(jiān)測點(圖14)。對10個監(jiān)測點進行了長時間監(jiān)測，監(jiān)測點土壓力變化趨勢如圖15所示。從圖15可以看出，斷面各位置的圍巖壓力在70 d之后基本穩(wěn)定，穩(wěn)定后的圍巖壓力環(huán)向分布如圖16所示。

圖14 測點分布

圖15 D1K508+297圍巖壓力變化曲線

圖16 里程D1K508+297斷面圍巖壓力分布

從圖15、圖16可以看出，反傾側拱腰附近的圍巖壓明顯大于其他位置，最大達到了580 kPa，這說明反傾側拱腰位置的變形趨勢最大，圍巖最不穩(wěn)定。其他監(jiān)測斷面的規(guī)律基本一致，即反傾側拱腰位置圍巖壓力明顯大于其他位置，這與數(shù)值計算結論吻合。此外，文獻[7]實測數(shù)據所表現(xiàn)出的偏壓規(guī)律也與本文結論一致。

5 結論

(1)順層偏壓隧道洞周圍巖主要存在三種破壞模式，根據圍巖切向應力與結構面夾角的不同將分別發(fā)生巖層拉裂破壞、結構面剪切破壞及巖體自身破壞，并以巖層拉裂破壞和結構面剪切破壞為主。

(2)圍巖切向應力與結構面平行位置以拉裂破壞為主，切向應力與結構面垂直位置以巖體自身破壞為主，其余位置以結構面剪切破壞為主，其中拉裂破壞和結構面剪切破壞形成的塑性區(qū)范圍較廣。

(3)隨著結構面摩擦角的增大，隧道偏壓特征將逐漸消失。塑性區(qū)范圍、圍巖豎向位移、水平位移以及結構面滑移位移均隨著結構面摩擦角的增大而降低，且降低趨勢逐漸放緩，當結構面摩擦角超過45°(圍巖摩擦角)后，繼續(xù)降低的趨勢不明顯。

(4)隨著結構面傾角的變化，洞周圍巖塑性區(qū)及位移場始終保持偏壓特征，偏壓特征隨結構面傾角的變化而整體旋轉。對于隧道底部而言，最不利傾角為0°，此時隧底最大上拱量達到最大值；對于隧道拱部而言，最不利傾角為40°，此時拱部最大收斂值達到最大，最不利位置位于反傾側拱腰。