肖小文，陽軍生，王樹英，周海英，王立川，3

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2.中鐵十八局集團(tuán)有限公司，天津 300222；3.成都鐵路局，四川 成都 610082 )

因黏土地層特殊的工程力學(xué)性質(zhì)，隧洞建設(shè)在該類地層時易發(fā)生大變形甚至坍塌。萬家寨引黃隧洞第三系紅黏土地層段采用TBM施工時，圍巖持續(xù)變形引起管片位移和破裂[1]。云陽隧道亞黏土地層段前期施工中出現(xiàn)嚴(yán)重坍塌[2]。為了解第三系粉質(zhì)黏土的工程力學(xué)特性，張永雙等[3]對魯西南地區(qū)上第三系硬黏土的微觀特征及工程特性進(jìn)行研究。陳愛新[4]對北京西區(qū)的第三系黏土巖開展物理力學(xué)試驗，并提出該地層基坑施工的處理方法。陳東亮等[5]對南水北調(diào)中線潮河隧洞中第三系黏土巖進(jìn)行室內(nèi)、室外試驗，重點分析其土力學(xué)性質(zhì)。文獻(xiàn)[6，7]研究表明，黏土地層隧道開挖后的變形大部分來自圍巖流變。目前對此類地層流變特性的研究仍較少，因此有必要對第三系粉質(zhì)黏土流變特性及相應(yīng)隧道開挖支護(hù)方式進(jìn)行研究。

大西客運(yùn)專線喬家山隧道穿越第三系粉質(zhì)黏土地層段總長約1 km。該地層隧道前期施工中曾出現(xiàn)噴射混凝土剝落、鋼拱架扭曲及仰拱填充層開裂等問題，給隧道建造及后期運(yùn)營帶來安全隱患。本文結(jié)合室內(nèi)和現(xiàn)場原位試驗以及數(shù)值分析手段，獲得第三系粉質(zhì)黏土地層的流變特性；對支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞原因進(jìn)行探討，提出隧道開挖和支護(hù)優(yōu)化方案，并在現(xiàn)場實施，通過現(xiàn)場實測分析和流變數(shù)值模擬，驗證方案的可行性。

1 工程概況

喬家山隧道位于山西省靈石縣與霍州市交界處，為雙線隧道，開挖高度12.5 m、寬度15 m。隧道DIK436+640～DIK437+100和DIK437+585～DIK438+370區(qū)段穿越第三系粉質(zhì)黏土地層[8]，如圖1所示。粉質(zhì)黏土間夾砂類土及圓礫土透鏡體，呈大塊壓密結(jié)構(gòu)，易變形，導(dǎo)致頂板易脫落、塌方。

圖1 喬家山隧道第三系粉質(zhì)黏土地層區(qū)段縱斷面圖

第三系粉質(zhì)黏土地層段隧道采用三臺階法開挖，上、中、下臺階分別長4 m、15～20 m及10～15 m。支護(hù)采用復(fù)合式襯砌，如圖2所示。初期支護(hù)包括φ6@20 cm×20 cm鋼筋網(wǎng)、25 cm厚C25噴射混凝土、縱距1.0 m的I18a型鋼及3.5 m長φ22@1.2 m×1.2 m系統(tǒng)錨桿；二次襯砌為C35鋼筋混凝土，仰拱厚45 cm，拱墻厚55 cm。預(yù)留變形量為8～10 cm。

建造初期，隧道DIK437+028～DIK437+100區(qū)段拱部、邊墻噴射混凝土出現(xiàn)不同程度開裂(多為縱向裂縫)及剝落，鋼拱架也有明顯扭曲變形，如圖3所示。DIK437+95～DIK437+100段仰拱填充在施作后約2個月表面即出現(xiàn)細(xì)微裂縫，裂縫持續(xù)發(fā)展并導(dǎo)致DIK437+055～DIK437+120段填充層全部開裂，中間縱向貫通拉裂縫寬達(dá)3～20 mm。隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)變形、開裂和破壞呈滯后性和長期性特征，因此有必要分析第三系粉質(zhì)黏土變形原理并優(yōu)化該地層下的隧道支護(hù)方案。

圖2 喬家山隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)及測點布置示意圖

圖3 喬家山隧道初期支護(hù)變形、破壞

2 第三系粉質(zhì)黏土流變特性

2.1 礦物成分及微觀結(jié)構(gòu)

采用RigakuD/max2500全自動X射線衍射儀，對第三系粉質(zhì)黏土進(jìn)行物相定量分析，其礦物成分包括：伊利石、綠脫石、石英、高嶺石，質(zhì)量分?jǐn)?shù)依次為37.4%、38.1%、18.7%、5.8%，即其主要礦物成分為綠脫石和伊利石(質(zhì)量分?jǐn)?shù)75.5%)。綠脫石又稱綠高嶺石、囊脫石，根據(jù)其成分特征，實際上是一種含鐵的蒙脫石。同時測得，土樣中黏土礦物成分質(zhì)量分?jǐn)?shù)為82.3%。由于黏土顆粒表面易形成強(qiáng)結(jié)合水，特別是綠脫石的存在使土樣具有流變特性。

任意選取土樣截面作為電鏡觀察面，采用美國FEI公司生產(chǎn)的QUANTA200電鏡進(jìn)行掃描，如圖4所示。微觀結(jié)構(gòu)特征包括：各種黏土礦物單元排列緊密，孔隙率很小(圖4(a))，主要呈片狀，部分晶粒間由黏土顆粒填充(圖4(b)、(c))，顆粒周圍被片狀礦物包圍；聚集體呈花朵狀，排列雜亂，定向性差(圖4(a)～圖4(d))；微觀裂隙不明顯，結(jié)構(gòu)無損傷(圖4(c))。試驗土微觀結(jié)構(gòu)致密，無明顯損傷，因此圍巖自穩(wěn)性較好，但出現(xiàn)大量無定向排列的片狀黏土礦物，說明第三系粉質(zhì)黏土可能存在流變性。

2.2 現(xiàn)場直剪流變試驗

礦物成分和微觀結(jié)構(gòu)分析表明第三系粉質(zhì)黏土地層有發(fā)生流變的可能，為進(jìn)一步驗證流變特性的存在，在喬家山隧道現(xiàn)場開展直剪流變試驗，試驗設(shè)備為自行研制的現(xiàn)場直剪流變裝置[9]。該裝置主要利用杠桿原理，在橫向杠桿端吊一較小恒載并通過杠桿在直剪盒上方施加穩(wěn)壓(類似于固結(jié)儀)，借助滑輪實現(xiàn)傳力方向的改變，通過豎向杠桿將穩(wěn)定的剪力施加到直剪盒側(cè)面，水平剪切加載原理如圖5(a)所示。

圖5(b)為三級水平剪應(yīng)力作用下水平位移隨時間變化的情況。在各級剪力作用下，土樣均表現(xiàn)出一定的流變特征，尤其是第3級水平剪應(yīng)力(0.044 MPa)作用下，加載500 min后，水平位移有增大的趨勢。試驗表明第三系粉質(zhì)黏土具有流變性，在隧道開挖支護(hù)時需充分考慮。

圖5 喬家山隧道現(xiàn)場直剪流變試驗及試驗結(jié)果

2.3 蠕變本構(gòu)模型

本文選擇Burgers模型(圖6)研究第三系粉質(zhì)黏土流變特性，根據(jù)圖5(b)所示直剪流變試驗結(jié)果進(jìn)行本構(gòu)模型參數(shù)擬合，Burgers模型剪切蠕變本構(gòu)關(guān)系為[10]

( 1 )

式中：γ為切應(yīng)變；G1為黏彈性剪切模量；G2為瞬時剪切模量；η1、η2為黏滯系數(shù)。

圖6 Burgers模型

現(xiàn)場直剪流變試驗第三級荷載下粉質(zhì)黏土表現(xiàn)出明顯的流變特性，故選用該級荷載下剪切蠕變曲線進(jìn)行分析，求取Burgers模型蠕變參數(shù)。瞬時剪切模量G2按式( 2 )計算。

( 2 )

式中：γ0為瞬時剪應(yīng)變。黏彈性剪切模量G1與黏滯系數(shù)η1、η2通過最小二乘法對剪切蠕變曲線進(jìn)行回歸分析求取，反演曲線與試驗數(shù)據(jù)對比如圖7所示。各蠕變參數(shù)值列于表1。

圖7 試驗值與擬合曲線比較

蠕變參數(shù)G1/GPaG2/GPaη1/(GPa·h)η2/(GPa·h)相關(guān)系數(shù)R2參數(shù)值0 3510 1281 4061 775×1030 972

采用Burgers流變模型對第三系粉質(zhì)黏土地層進(jìn)行模擬，并結(jié)合Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則對圍巖進(jìn)入塑性階段的力學(xué)行為進(jìn)行分析[11]。M-C模型參數(shù)通過室內(nèi)常規(guī)物理力學(xué)試驗獲得，見表2。

表2 第三系粉質(zhì)黏土基本物理力學(xué)參數(shù)

3 隧道圍巖大變形數(shù)值分析

3.1 模型建立

選取第三系粉質(zhì)黏土地層段DIK437+000斷面進(jìn)行隧道力學(xué)分析，該處隧道埋深約120 m。根據(jù)地勘資料和隧道斷面尺寸建立平面應(yīng)變模型如圖8所示，計算范圍取150 m×150 m，上下和左右邊界均取距隧道中心75 m。頂部施加等效垂直應(yīng)力P，由于地表沿垂直隧道軸線方向起伏不大，故將P簡化為均布應(yīng)力。邊界條件：底部固定約束，兩側(cè)水平約束，頂部為自由邊界。

圖8 計算模型示意

采用FLAC2D[12]分析隧道施工過程及后期隧道力學(xué)行為，圍巖用黏塑性Burgers模型模擬(相關(guān)參數(shù)列于表1、表2)，襯砌結(jié)構(gòu)按彈性材料考慮，其力學(xué)參數(shù)根據(jù)等效剛度法計算(表3)。

表3 支護(hù)結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)

3.2 數(shù)值模擬步驟

數(shù)值模擬步驟如下：

(1)初始地應(yīng)力平衡。

(2)施工過程模擬：隧道三臺階法開挖順序如圖9所示，開挖后即初期支護(hù)；對應(yīng)現(xiàn)場施工，在上、中、下臺階施作襯期支護(hù)后分別計算流變作用時間10天；仰拱初期支護(hù)后二次襯砌及底部填充層緊跟，計算流變作用時間30天；一次模筑拱圈和邊墻二次襯砌。

(3)計算流變作用時間共60天。

圖9 隧道開挖順序示意

3.3 計算結(jié)果分析

考慮地層流變特性，截止二次襯砌施筑后60天，支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力計算結(jié)果如圖10、圖11所示，其中軸力以受拉為正，受壓為負(fù)；彎矩以靠圍巖側(cè)受拉為正，靠隧道空間側(cè)受拉為負(fù)。由于內(nèi)力分布接近對稱，故示意圖僅繪出一側(cè)。

圖10 初期支護(hù)內(nèi)力計算值分布示意

圖11 二次襯砌內(nèi)力計算值分布示意

計算表明，初期支護(hù)拱圈、邊墻位置彎矩較小，軸力較大，受力形式接近軸心受壓，以A點(拱頂)為例，平均應(yīng)力值為21.36 MPa，已經(jīng)超過C25噴射混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度19 MPa，這與建造初期拱圈、邊墻噴射混凝土大面積剝落相符。

二次襯砌軸力、彎矩分布仰拱處最大，明顯大于拱圈、邊墻。該現(xiàn)象與工序有關(guān)：仰拱開挖并初期支護(hù)后，二次襯砌和填充層緊跟(一般間隔1～2天)，隧底圍巖在剛度較大的支護(hù)約束下變形很小，儲存的應(yīng)變能通過流變逐漸釋放并作用于底部結(jié)構(gòu)；拱圈、邊墻二次襯砌施筑滯后仰拱填充約1個月，在此期間，大部分圍巖壓力以形變方式釋放，使直接作用于二次襯砌上的荷載減小。

表4為二次襯砌各特征點安全系數(shù)計算值，由表4可知，H點(左仰拱)、J點(仰拱中心)安全系數(shù)小于《鐵路隧道設(shè)計規(guī)范》(TB 10003—2005)[13]對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度安全系數(shù)要求(2.0)，安全儲備不足，存在較大風(fēng)險。

表4 二次襯砌特征點安全系數(shù)計算表

為分析地層流變性的影響，采用M-C模型模擬該地層計算支護(hù)結(jié)構(gòu)受力作為對照，結(jié)果如圖10、圖11所示。按M-C模型計算時，初期支護(hù)拱圈、邊墻軸力均有所減小，最大軸力處(拱頂)按軸心受壓考慮，平均壓應(yīng)力為16.38 MPa，小于噴射混凝土抗壓強(qiáng)度。二次襯砌仰拱區(qū)域軸力、彎矩均明顯降低，計算安全系數(shù)最小為2.32，位于仰拱中心(表4)，滿足規(guī)范要求。簡言之，若按M-C模型考慮，隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)?？梢?，對于第三系粉質(zhì)黏土地層，進(jìn)行支護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計時若不考慮其流變特性，結(jié)果將偏于不安全。

按Burgers模型和M-C模型考慮，截止到施筑拱圈、邊墻二次襯砌，隧道上、中臺階的收斂計算值分別為18.7 cm、23.6 cm和13.8 cm、17.6 cm；說明對第三系粉質(zhì)黏土采用M-C模型模擬時，低估了圍巖的收斂變形，結(jié)果偏危險。

4 支護(hù)優(yōu)化及實施結(jié)果

4.1 支護(hù)優(yōu)化

數(shù)值計算表明第三系粉質(zhì)黏土地層流變特性是隧道建造初期出現(xiàn)大變形及支護(hù)結(jié)構(gòu)破損的主因。結(jié)合工程實際，對該地層段支護(hù)方案進(jìn)行如下優(yōu)化：

(1)加大初期支護(hù)強(qiáng)度，鋼拱架由原設(shè)計I18a間距1.0 m變更為I20a間距0.8 m(部分區(qū)段0.6 m)，噴射混凝土厚度由原設(shè)計25 cm增加至28 cm；

(2)二次襯砌采用C35鋼筋混凝土，原設(shè)計拱墻厚度為45 cm、仰拱厚度為55 cm，分別加厚至50 cm和60 cm；

(3)預(yù)留變形量由原設(shè)計8～10 cm提高至10～15 cm；

(4)部分區(qū)段仰拱增設(shè)錨桿。

4.2 二次襯砌內(nèi)力分析

考慮地層流變性，對實施優(yōu)化方案后的隧道施工情況進(jìn)行模擬。二次襯砌各特征點內(nèi)力計算值見表5，受力最不利點為J點(仰拱中心)，其安全系數(shù)為2.42，能滿足規(guī)范對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度安全系數(shù)要求(2.0)。現(xiàn)場實測也顯示二次襯砌最危險點為仰拱中心，其軸力、彎矩及計算安全系數(shù)分別為-4.09 MN、-132.30 kN·m和3.20，可見計算和實測結(jié)果均表明支護(hù)優(yōu)化可保證二次襯砌受力安全。

表5 支護(hù)優(yōu)化后二次襯砌內(nèi)力計算值

4.3 計算與實測比較

4.3.1 二次襯砌內(nèi)力

隧道支護(hù)設(shè)計優(yōu)化調(diào)整后，選取DIK437+947斷面進(jìn)行二次襯砌內(nèi)力現(xiàn)場測試。通過埋設(shè)應(yīng)變計測出二次襯砌內(nèi)、外側(cè)鋼筋應(yīng)變，并假設(shè)鋼筋與混凝土變形協(xié)調(diào)及截面上混凝土應(yīng)力按線性分布，可獲得截面每延米的軸力和彎矩值[14]?，F(xiàn)將二次襯砌內(nèi)力測試與計算結(jié)果進(jìn)行比較，如圖12所示，二者變化規(guī)律類似。

(a)軸力-時間曲線

(b)彎矩-時間曲線圖12 二次襯砌內(nèi)力計算值與實測值比較

仰拱區(qū)域測點(H點、J點)內(nèi)力變化可分為兩個階段：

(1)仰拱填充后25～30天(大致為仰拱填充與一次模筑拱圈、邊墻二次襯砌的間隔時間)，軸力、彎矩迅速增長，但隨時間發(fā)展增長速率逐漸減?。坏蕉我r砌封閉時，軸力約為測試結(jié)束時最大值的80%，彎矩接近最大值，說明底部圍巖應(yīng)力釋放主要集中在這一階段，表現(xiàn)出來壓快、持續(xù)時間長的流變性特征。

(2)二次襯砌封閉成環(huán)后，在圍巖流變作用下，軸力隨時間緩慢增長并趨于穩(wěn)定，彎矩已基本穩(wěn)定。

拱圈、邊墻位置測點(A點、C點、F點)軸力和彎矩均隨時間緩慢增長，且增長速率逐漸變小，有穩(wěn)定的趨勢，截止到測試結(jié)束時內(nèi)力遠(yuǎn)小于H點、J點。

將測試結(jié)束時二次襯砌各特征點內(nèi)力計算與實測值列于表6。除A點相對誤差較大外，其余各點誤差均較小，在20%左右，說明計算結(jié)果能夠反映實際情況，可以作為工程參考。

表6 二次襯砌內(nèi)力計算值與實測比較

4.3.2 圍巖應(yīng)力

隧道拱頂及仰拱左側(cè)初支與圍巖接觸壓力計算值和實測值比較如圖13所示，當(dāng)接觸壓力趨于穩(wěn)定時拱頂和左仰拱處計算值為1.01 MPa、0.99 MPa，實測值為1.06 MPa、0.90 MPa，相對誤差分別為4.7%和10.0%，誤差在工程允許范圍內(nèi)。由圖13可知，圍巖應(yīng)力前期增長迅速，由于應(yīng)力調(diào)整及支護(hù)結(jié)構(gòu)封閉成環(huán)，增長速率逐漸減小，后期則主要是圍巖流變作用，接觸壓力隨時間增加緩慢，并有穩(wěn)定趨勢。

圖13 圍巖應(yīng)力-時間曲線

5 結(jié)論

(1)通過物相、微觀結(jié)構(gòu)分析得知第三系粉質(zhì)黏土具備發(fā)生流變變形的條件，通過現(xiàn)場直剪流變試驗獲得粉質(zhì)黏土的剪切流變特性曲線，采用Burgers流變模型能夠較好描述該地層的流變特性。

(2)數(shù)值分析表明，第三系粉質(zhì)黏土地層流變性是隧道大變形、支護(hù)結(jié)構(gòu)破損的主要原因。提出該地層隧道支護(hù)優(yōu)化方案并論證其可行性，實施優(yōu)化方案后，現(xiàn)場未再次出現(xiàn)噴射混凝土壓潰或仰拱填充開裂問題，隧道能夠順利通過該地層。

(3)典型斷面二次襯砌內(nèi)力、圍巖與初期支護(hù)接觸壓力數(shù)值計算與現(xiàn)場實測結(jié)果較接近，說明采用的流變模型及獲取的模型參數(shù)能較好反映地層流變特性，可用于隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)長期安全評價。

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