近年来,随着交通基础设施建设的推进,隧道工程地质环境日渐复杂。其中,顺层围岩隧道开挖过程中,由于岩层倾角、层间结合强度及地应力分布的复杂性,常引发隧道偏压现象,由此造成的非对称变形、结构面滑移及支护失效等工程问题严重影响了隧道施工的安全性
[1],而目前缺乏顺层围岩环境下隧道支护设计规范和相应的设计计算方法。因此,研究顺层偏压隧道围岩变形及支护结构受力特性具有重要的工程意义。
目前国内外已有大量学者针对顺层围岩隧道开展研究。许多研究通过数值模拟开展,王登科等
[2]针对层状岩体偏压隧道在不同岩层倾角下的围岩稳定性问题,采用离散元数值模拟研究了顺、反倾层状岩体双洞隧道随岩层倾角变化时的变形规律,并对隧道偏压程度进行了分析。Lu等
[3]研究了层状千枚岩地层中深埋隧道的非对称变形和破坏行为,对不同层理角度无支护隧道的变形特征、裂纹产生与扩展、应力分布等开挖扰动行为进行了模拟。徐国文等
[4]建立了一种新的层状软岩隧道开挖模拟方法,采用该方法对不同地应力场、层理间距等因素影响下围岩的破坏模式进行了数值模拟。赖天文等
[5]就深埋隧道顺层硬岩组合围岩在不同岩层倾角下的开挖损伤变形开展数值模拟分析评价,主要研究不同岩层倾角下的隧道围岩变形、围岩屈服渐进性及稳定性,并给出强度折减至极限状态时硬岩组合隧道围岩的变形破坏模式。梁现军等
[6]为揭示隧道围岩变形对层理面强度的响应规律,采用内聚力模型构建了含零厚度层理面的层状岩体隧道数值模型,结合二次开发的声发射数值模拟方法,精细化分析了层理面强度对隧道围岩变形的影响规律。蒲松等
[7]、陈红军等
[8]、林涛等
[9]、胡炜等
[10]、庞伟军等
[11]、潘文韬等
[12]采用现场量测与数值模拟相结合的方法,对顺层隧道力学特征开展了各类研究。
同时国内外学者也通过不同顺层偏压条件下的隧道现场开展研究,于国亮等
[13]针对甘庄隧道高地应力顺层偏压大变形问题,提出变种短台阶施工控制技术,数据表明该施工控制技术取得了良好的变形控制效果。赵东平等
[14]以郑万高铁重庆段小三峡隧道工程为依托,采用现场量测的方法,对砂岩顺层倾角、间距及地下水等因素对大跨度顺层隧道力学特征的影响开展了研究。孟陆波等
[15]为探明高地应力层状软岩隧道非对称大变形特征,收集200 个高地应力层状软岩隧道大变形案例数据,统计分析非对称大变形的影响因素。资晓鱼等
[16]依托成兰铁路杨家坪隧道现场,通过实测手段对隧道支护参数改进效果进行评估。Kou等
[17]针对隧道围岩非对称变形及支护结构不等压性态展开研究。通过地应力测试和三维变形计算,发现隧址区以水平应力为主,处于极高地应力状态。Wu等
[18]针对破碎千枚岩深埋偏压隧道提出“双初期支护-二次衬砌”的施工方法来控制围岩大变形。焦康杰等
[19]依托某板岩隧道的地质工程背景,针对高地应力陡倾层状围岩,首先分析锚杆的支护作用,并对其进行优化设计。
除此之外,许多学者也采用理论分析的方法对顺层偏压隧道开展研究,Zhang等
[20]通过理论分析研究了顺层隧道断面尺寸、岩层倾角、岩层厚度对隧道变形的影响,揭示隧道的变形机理。何长江等
[21]建立顺层隧道的节理岩体模型,采用有限元强度折减法研究了当顺层隧道围岩为硬质岩层、硬质岩软质岩互层时,节理倾角变化以及节理间距变化对隧道破坏模式及稳定性的影响。吴明先等
[22]建立层状软岩中开挖大跨度隧道的稳定性分析方法和稳定性控制标准。Chen等
[23]对层状隧道大变形机制及支护方法进行了研究,发现双初期支护方法能够有效控制高地应力下破碎千枚岩的大变形和流变效应。
在上述研究基础上,现以黄百铁路甲博车站隧道为研究对象,进一步对顺层围岩条件下隧道初支收敛变形、围岩压力、锚杆轴力、初支混凝土及钢拱架内力进行系统性监测分析,并通过改变初支钢拱架间距观察钢拱架间距对隧道支护结构受力变形特征的影响,以期为顺层围岩隧道支护参数的优化设计提供科学依据。
1 工程概况
1.1 工程介绍
黄百铁路全线隧道总长223.5 km,其顺层围岩段分布长度约73.3 km,占隧道总长比重32.8%,主要分布于58座隧道,涉及多种地层岩性及组合。顺层围岩在隧道开挖卸荷条件下,易出现岩块滑移,导致隧道偏压。
甲博隧道位于广西壮族自治区百色市乐业县,隧道为构造剥蚀侵蚀中低山地貌,隧道区上覆第四系全新统坡残积粉质黏土、细角砾土、碎石土;下伏基岩为三叠系中统板纳组泥岩夹砂岩,隧道区属红水河水系,降雨量较丰富,地下水主要为基岩裂隙水。隧道起止里程DK186+875~DK188+172,DK187+200~DK188+172段为双线车站隧道,其余段落为单线隧道。隧道总长1 297 m,隧道最大埋深约205 m,主要穿越泥岩夹薄层砂岩地层,围岩级别为Ⅲ~Ⅴ级。隧道开挖区域工程地质纵断面图如
图1所示。
其中DK188+172~DK188+055段落存在顺层现象,为Ⅴ级围岩。采用全环型钢拱架加强支护,段落均采用三台阶法开挖,初期支护采用C25喷射混凝土,钢架采用型钢钢架热轧工字钢,钢材为Q235B碳素结构钢,格栅钢架主筋为HRB400钢筋,全隧拱部系统锚杆采用直径25 mm中空锚杆,边墙及临时支护锚杆采用直径22 mm全长黏结型砂浆锚杆。
图2为V级围岩复合式衬砌断面示意图。
监测的两断面里程分别为DK188+085及DK188+060,其钢拱架间距由0.8 m调整为1 m。通过改变钢拱架距离来分析钢拱架间距对隧道内初支各项数据的影响。如
图3所示为两监测段落掌子面图,根据地勘报告,DK188+085里程中隧道围岩产状为N62°W/22°NE,岩层走向与线路走向夹角19°,横断面视倾角为21°,倾向掌子面右侧。DK188+060里程中隧道围岩产状为N62°W/22°NE,岩层走向与线路走向夹角3°,横断面视倾角为23°,倾向掌子面右侧。断面均为隧道出口段,隧道涌水情况均为点滴状出水,埋深为35 m及45.4 m,节理较发育且围岩较破碎,开挖临空后拱部均出现掉块现象。
1.2 围岩单轴抗压强度测试
取监测断面爆破后的岩块进行单轴无侧限抗压强度力学测试。首先对岩块进行钻芯取样,取样编号如
图4所示。根据相关规程,试样尺寸直径取50 mm,高取100 mm,并测试其天然抗压强度、干抗压强度、饱和抗压强度。试样单轴抗压强度汇总如
表1所示,由《铁路隧道设计规范》(TB 10003—2016)
[24]中附录表B.1.2-1可知,隧道断面岩石类别均为硬岩。
2 现场监测方案
基于现场地质情况并结合隧道开挖施工特点布设变形及应力监测点,对隧道施工过程中支护体系受力变形特点进行分析研究,监测内容包括拱顶沉降与周边位移、围岩压力、锚杆轴力、混凝土内力、钢拱架应力,各监测点布置如
图5所示。此次监测方案在顺层隧道中构建了围岩变形、围岩压力、锚杆轴力、初支混凝土及钢拱架内力的多参数监测体系,实现了对隧道支护体系受力变形全过程的系统性观测,为顺层隧道支护参数优化提供了全面、可靠的实测数据支撑。
围岩压力监测采用智能弦式数码土压力盒(JMZX5010AT),锚杆轴力监测采用锚杆应力计(JMZX-425HAT),钢拱架应力监测采用表面弦式应变计(JMZX-212HAT),混凝土内力监测采用埋入式应变计(JMZX-215HAT),综合误差不大于1%FS。监测项目及相应仪器汇总如
表2所示。通过智能弦式数码土压力盒、锚杆应力计、表面弦式应变计及埋入式应变计等高精度仪器的协同应用,确保了监测数据的准确性和可靠性。如
图6所示为监测仪器安装布置图。
3 现场监测结果分析
3.1 初支收敛变形分析
隧道拱肩收敛值为左拱肩与右拱肩共同收敛之和,拱脚收敛值同理。测量开始时间为初支施作结束后。DK188+085里程以及DK188+060里程隧道各位置累计收敛值如
图7所示,正值代表隧道各部位向隧道内收敛的数值,可以看出初支施作后围岩变形主要分为3个阶段,分别为迅速增长期、波动期以及平稳期,迅速增长期阶段隧道主要呈现收敛速度快、累计收敛值大的特点,变形速率达1.5~2.0 mm/d,累计收敛值在迅速增长期约占最终累计收敛值的50%~90%,波动期围岩收敛值总体呈现波动增长的趋势,平稳期从断面开挖后10~25 d内基本达到稳定,此时初支与围岩形成受力平衡体系。
同时也可看出甲博隧道围岩稳定性较好且围岩收敛规律基本一致,两断面初支收敛情况呈现显著的拱肩主导、拱脚微弱空间特征:DK188+085断面拱肩累计收敛值达13.2 mm(为全断面最大值),拱脚累计收敛值仅0.3 mm;DK188+060断面拱肩累计收敛为9.1 mm,拱脚累计收敛为2 mm。该现象反映了隧道初支挤压现象最明显处为拱肩,最弱处为拱脚。综合前述围岩强度测试结果可以看出,隧道围岩为硬质岩,强度高,层间接触面无张开、无填充,隧道围岩自稳定性好,开挖变形较小。
3.2 围岩压力监测结果分析
尽管在现场采取了措施以保护测线,但在复杂的施工现场,监测时仍因外界不可抗力因素导致部分测线被破坏,影响监测效果。
图8为顺层隧道围岩压力时程曲线,压应力为正,拉应力为负。由测试结果可以看出:各个测点均表现为压应力,即隧道在开挖后洞周围岩会向洞内挤压。围岩压力均随时间呈现快速增加、缓慢增加伴随上下波动、趋于稳定的递增趋势,大部分测点围岩压力在开挖10~14 d内增长的速率较大,隧道内围岩压力最大增长速率为拱肩处的2.2 kPa/d和3.1 kPa/d,之后上下波动着缓慢增加直至稳定,从快速增长到最终稳定期间大约需要30 d的时间。
如
图9所示为围岩压力分布,可以看出两断面围岩压力值的分布情况基本类似,两断面围岩压力均呈现“反倾侧大于顺倾侧、拱肩大于拱腰大于拱脚”的非对称分布特征,由《铁路隧道设计规范》(TB 10003—2016)
[24]可知,隧道各测点围岩压力均小于规范荷载值,但隧道左右侧围岩压力差异较为明显。围岩压力在横断面上表现出了不对称性,即隧道存在偏压现象,以拱肩位置为例,DK188+085断面拱肩两侧压力相差87.5%,DK188+060断面拱肩两侧压力相差72.7%,隧道两侧围岩压力差异较大。两隧道断面都呈现反倾侧大于顺倾侧围岩压力分布特征,均为拱肩处压力最大,各断面最大值约为30 kPa和38 kPa,而拱脚处围岩压力值最小,均为右拱脚处的1 kPa。
3.3 锚杆轴力监测结果分析
锚杆轴力计测量得出数值为锚杆所受应力,通过锚杆直径可计算得到锚杆具体轴力值,
图10为DK188+085断面锚杆轴力数据,
图11为DK188+060断面锚杆轴力变化时程曲线(正值为受拉,负值为受压)。由
图10和
图11可知,锚杆轴力时间效应显著,随时间变化呈现3个阶段:快速增长阶段、缓慢增长伴随上下波动阶段、趋于稳定阶段。缓慢增长伴随上下波动阶段主要与现场的施工工艺有关,受开挖造成的波动影响,轴力监测值会发生上下波动,甚至发生突变。锚杆轴力大多表现为拉力,部分测点出现受压。分析其原因为:受开挖影响,围岩变形较大,锚杆发挥作用限制其变形,表现为受拉。需要说明的是,部分锚杆的轴力为负值(接近于0 kN),是由于初期支护发挥作用,钢拱架和喷射混凝土共同支撑锚杆,从而使锚杆受压。
图12为锚杆轴力空间分布,从实测结果可以看出,锚杆轴力呈现“反倾侧大于顺倾侧、内侧(靠近初支)大于外侧(靠近围岩深部)”的双重空间差异,且最大值集中于右拱肩(反倾侧),这与顺层偏压条件下锚杆的抗滑移作用直接相关,DK188+085断面右拱腰锚杆轴力7.25 kN,左拱腰仅4.36 kN,差距66.3%;DK188+060断面右拱肩轴力达17.18 kN,左拱肩7.78 kN,差距220.8%。差异根源在于反倾侧岩层滑移趋势更强,开挖后反倾侧岩层易沿层理面产生向洞内及向下的滑移,锚杆需通过受拉抵抗这一滑移,因此轴力显著增大,这体现了锚杆充分发挥了抵抗围岩变形的作用。两断面锚杆特征均呈现靠近初支的一侧轴力更大,这是因为隧道开挖后会形成塑性区,锚杆靠近初支的一侧处于围岩变形位移较大的区域,因此承受更多因围岩变形产生的拉力。
此外,个别测点出现接近0 kN的负轴力(受压),并非锚杆功能失效,而是由于拱脚处围岩径向收敛挤压锚杆:左拱脚受偏压影响小,围岩变形以径向收缩为主,锚杆被围岩挤压产生微小压力,但锚杆的抗压承载力约100 kN,该压力远小于限值,且不影响锚杆整体抗滑移功能,属于正常受力现象。
3.4 初支混凝土内力监测结果分析
混凝土应力计测得初支混凝土应力变化后,通过混凝土弹性模量即可得到混凝土内力具体变化值,最终量测结果体现喷射混凝土有受压区和受拉区(正值为受压,负值为受拉),
图13为混凝土内力变化时程曲线,可以看出:大部分初支喷砼为受压状态,混凝土内力均随时间呈现快速增加、缓慢增加伴随上下波动、趋于稳定的递增趋势,快速增长阶段中混凝土强度快速发展,逐渐具备承载能力,两断面右拱肩混凝土内力增长速率达0.3~0.5 MPa/d,这是因为混凝土强度提升后,快速承接围岩传递的压力,而缓慢增加伴随上下波动阶段混凝土强度达到设计值,表明混凝土已与钢拱架形成刚性共同体,可共同抵抗施工扰动。后续混凝土内力变化率小于0.2 MPa/d,完全进入稳定状态,后续监测无明显变化,说明混凝土已充分发挥抗压功能,与支护体系、围岩形成稳定受力平衡。
图14为混凝土内力空间分布,初支混凝土受压最严重处均为右侧拱肩部位,最大值为3.28 MPa以及3.37 MPa,而最小值为左拱脚处的受拉值-0.47 MPa以及受压值0.49 MPa,出现负值可能是由于拱脚处混凝土在围岩径向收敛变形作用下承受了较大的拉伸力,同时拱脚部位若存在初期支护背后空洞或喷射混凝土厚度不足,也会加剧应力集中并产生拉应力,但该拉应力并未超过混凝土抗拉强度,故现场并未出现初支混凝土受拉开裂现象。且
图14也体现钢拱架间距的增加导致混凝土内力有所增长,但仍处于偏安全状况,可知该段隧道在保证安全的前提条件下,钢拱架间距为1 m的布置方式较为合理,能够更大程度地发挥初支混凝土的支护作用。
3.5 初支钢拱架内力监测结果分析
钢拱架内力变化时程曲线如
图15所示(压应变为正,拉应变为负)。隧道施工存在不可控因素,导致DK188+060左拱肩位置处钢拱架应力监测线路破坏,未能监测到相关数据。由
图15可知,隧道在开挖后,钢拱架内力随时间呈现快速增长、波动稳定的趋势,且快速增长期时长(3~7 d)远短于其他监测项目,如DK188+085右拱肩钢拱架在开挖后3 d内力达14.67 MPa,占最终值的50%;DK188+060右拱肩在开挖后5 d内力达26.92 MPa,占最终值的77.2%,该现象证实了钢拱架的快速支撑作用,此阶段钢拱架刚安装完成,立即承接围岩传递的压力,内力快速增长。波动稳定阶段钢拱架内力受施工扰动影响呈现±2 MPa的波动,随后逐渐稳定,波动幅度较小,表明钢拱架已与其他支护结构形成协同受力体系,可共同抵抗施工扰动带来的应力变化。
图16为钢拱架内力空间分布,钢拱架内力总体呈现反倾侧拱肩受压最大、局部拱脚受拉的分布规律,最大受压应力为右拱肩处,两隧道断面分别为29.29 MPa以及34.88 MPa,而个别测点表现出的受拉状态主要集中在拱脚或局部应力集中处。从断面间对比来看,钢拱架内力分布趋势与围岩压力、锚杆轴力高度协同,均体现反倾侧受力大、顺倾侧受力小的偏压特征。钢拱架间距从0.8 m增至1 m后,内力呈现“显著增长、安全可控”的特征:DK188+060各部位钢拱架内力比DK188+085平均增长34.3%,增长幅度大于混凝土内力,小于锚杆轴力。
4 结论
(1)甲博隧道监测断面围岩为硬岩类别,其天然单轴抗压强度达 46.4 MPa,层间接触面无张开、无填充,自承能力强;初支收敛变形呈现“拱肩主导、拱脚微弱”特征,最大累计收敛值为13.2 mm,整体变形量小且稳定,印证了该段围岩开挖后的良好稳定性。
(2)顺层偏压作用下,隧道围岩压力呈显著非对称分布:反倾侧压力普遍大于顺倾侧,两侧最大压力差达87.5%;空间上表现为拱肩最大、拱脚最小,拱肩最大压力38 kPa,拱脚最小压力1 kPa,且所有测点压力均低于规范限值,支护体系受力安全可控。
(3)锚杆轴力随时间呈快速增长、波动增长、趋于稳定三阶段变化,且空间分布具有双重差异:反倾侧轴力显著大于顺倾侧,锚杆靠近初支一侧轴力大于岩体一侧,原因是内侧处于围岩塑性区,承受更多因围岩变形产生的拉力,锚杆抗滑移作用充分发挥。
(4)本次监测通过改变初支钢拱架间距来观察支护结构受力的变化。钢拱架间距由0.8 m增至1 m后,初支混凝土最大内力从3.28 MPa增至3.37 MPa,钢拱架最大内力从29.29 MPa增至34.88 MPa,虽有增长但均远低于材料设计强度,在该段地质条件下,1 m 钢拱架间距可在保证安全的前提下,充分发挥初支结构协同受力作用。
此次研究可作为顺层偏压隧道支护参数优化设计的实测依据,指导类似地质条件下顺层隧道的支护设计,提高支护效率和工程安全性。此外也对顺层隧道工程系统性监测研究提供了切实案例,为今后类似工程提供了可复制推广的初支全面监测方案。
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