張成良，張金瑞，蔡林真，呂文乾

(昆明理工大學(xué) 國土資源工程學(xué)院，云南 昆明 650093)

0 引言

不同于硬巖隧道，軟巖隧道大多都具有較為明顯的蠕變特性，圍巖的位移變化具有很強(qiáng)的時(shí)間效應(yīng)，且持續(xù)較長時(shí)間，支護(hù)時(shí)間過早不利于發(fā)揮巖體的自穩(wěn)定能力，支護(hù)時(shí)間過晚會(huì)引起巖體的失穩(wěn)。因此，選擇理想的二襯支護(hù)時(shí)機(jī)尤為關(guān)鍵。

針對(duì)軟巖二次襯砌支護(hù)時(shí)機(jī)問題，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究工作，取得了一定的成果。Sulem等[2]提出了一種通用方法，可以較為精準(zhǔn)地預(yù)測圍巖周邊收斂-時(shí)間關(guān)系，這種方法盡可能地考慮了支護(hù)與圍巖體的相互作用關(guān)系、隧道的掘進(jìn)速率、圍巖體的蠕變特性等大多影響二次襯砌施作時(shí)機(jī)的因素，為早期提出的收斂限制法做了很好的補(bǔ)充；朱楨德等[3]深入研究了圍巖變形規(guī)律和應(yīng)力-應(yīng)變隨時(shí)間的演化機(jī)制；田洪銘等[4]基于軟巖蠕變損傷而引起其變形的時(shí)效性和非線性，研究了軟巖蠕變損傷特征，提出了非線性損傷模型，進(jìn)而為二襯時(shí)機(jī)的選擇提供了參考；榮耀[5]研究了不同圍巖等級(jí)隧道的支護(hù)時(shí)機(jī)，并得到了圍巖等級(jí)與支護(hù)時(shí)機(jī)的相關(guān)性；謝峰等[6]采取數(shù)值分析和理論研究從多方面對(duì)隧道二次襯砌的最佳施作時(shí)機(jī)進(jìn)行了闡述；范秋雁[7]研究認(rèn)為，巖石的蠕變是巖石損傷效應(yīng)和硬化效應(yīng)共同作用的結(jié)果，為軟巖的變形及其支護(hù)提供依據(jù)；李英明等[8]研究了二次支護(hù)最佳時(shí)間的理論公式。本文基于現(xiàn)場監(jiān)控量測的基礎(chǔ)上采用修正的蠕變模型，對(duì)圍巖的變形進(jìn)行預(yù)測；運(yùn)用ABAQUS有限元軟件作為數(shù)值計(jì)算軟件，選取最佳臺(tái)階高度和臺(tái)階長度，利用監(jiān)控測量數(shù)據(jù)反演分析得出的蠕變參數(shù)，對(duì)ABAQUS自帶的D-P蠕變模型進(jìn)行修正，以中和村隧道為例，得出了適合其泥巖蠕變規(guī)律的蠕變本構(gòu)模型，并進(jìn)行了蠕變計(jì)算，得出了考慮圍巖蠕變的拱頂沉降和周邊收斂的位移時(shí)間曲線，最終確定了二襯最佳支護(hù)時(shí)機(jī)。

1 工程概況

中和村隧道所在覽川路是大理市海東鎮(zhèn)新城區(qū)的一條主干道，設(shè)計(jì)等級(jí)為一級(jí)，覽川路設(shè)計(jì)時(shí)速60 km/h，主洞采用R1=8.60 m，R2=5.30 m的三心圓襯砌斷面。隧道跨度為17 m，高度為11 m，起止樁號(hào)為K0+755～K1+755，分界段全長1 020 m；全隧道位于直線上；隧道所在路段縱坡為-1.181%；隧道最大埋深約122 m。隧址區(qū)設(shè)計(jì)圍巖以V級(jí)為主，圍巖以泥巖為主，巖體風(fēng)化程度高，以全-強(qiáng)風(fēng)化為主，節(jié)理裂隙發(fā)育，富含基巖裂隙水，圍巖的完整性差、穩(wěn)定性差，粘結(jié)力較弱，開挖后泥巖在基巖裂隙水作用下易產(chǎn)生軟化，使其變形過長；開挖后易產(chǎn)生變形，變形時(shí)間較長。屬于典型的大斷面軟巖隧道。

2 隧道模擬數(shù)值方案設(shè)計(jì)

ABAQUS在巖土工程中也有著相當(dāng)廣泛的應(yīng)用。ABAQUS對(duì)于部分巖土工程中常用材料模型，并沒有包含在ABAQUS 的CAE軟件中去。為彌補(bǔ)缺陷，ABAQUS為用戶提供了大量的子程序，用戶可根據(jù)自己的需求開發(fā)自己的本構(gòu)模型去解決特定的問題[9]。采用ABAQUS數(shù)值分析軟件作為隧道建模分析的工具[10-11]，并對(duì)ABAQUS自帶的D-P蠕變模型的for文件進(jìn)行修改，利用反演分析得到的軟質(zhì)泥巖蠕變參數(shù)，得到了符合軟質(zhì)泥巖的蠕變本構(gòu)模型。

2.1 數(shù)值模擬的材料參數(shù)

根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)合現(xiàn)場開挖所揭露的圍巖[12-14]，模型所采用的參數(shù)見表1。

2.2 考慮圍巖蠕變的數(shù)值分析

三維隧道模型選取的開挖臺(tái)階參數(shù)見表2，根據(jù)現(xiàn)場的實(shí)際施工狀況，淺埋段開挖進(jìn)尺為1.2 m，洞身段開挖進(jìn)尺為1.5 m進(jìn)行數(shù)值分析。根據(jù)表1對(duì)隧道的支護(hù)參數(shù)進(jìn)行選取，隧道不同段落的巖體物理力學(xué)參數(shù)見表3。

表1 模型中所采用的物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters selection in numerical simulation

表2 三維隧道模型臺(tái)階尺寸選取Table 2 Selection of step size of 3D tunnel model m

對(duì)進(jìn)口淺埋段K0+855～K0+885，洞身段K1+095～K1+125，出口淺埋段K1+585～K1+555進(jìn)行考慮圍巖蠕變的數(shù)值模擬。建立的模型圖分別見圖1的(a)，(b)，(c)所示。模型分為角礫層和泥巖層2個(gè)地層，角礫層的厚度在10～15 m。進(jìn)口淺埋段K0+855～K0+885的埋深為40～53 m，洞身段K1+095～K1+125的埋深為119～122 m，出口淺埋段K1+585～K1+555的埋深為30～46 m，隧道模型的縱向(Z軸方向)長度為30 m。

表3 不同圍巖段落的巖體物理力學(xué)特性參數(shù)Table 3 Physical and mechanical parameters of rock mass in different rock sections

2.3 蠕變參數(shù)反演計(jì)算

將現(xiàn)場監(jiān)控量測的數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得出圍巖應(yīng)變-時(shí)間關(guān)系，如圖2所示。利用origin8.0自定義函數(shù)擬合功能進(jìn)行蠕變參數(shù)反演，分析得出符合軟質(zhì)泥巖蠕變規(guī)律的應(yīng)變-時(shí)間曲線。

圖2 圍巖應(yīng)變-時(shí)間曲線Fig.2 Strain time curve of surrounding rock

蠕變本構(gòu)模型關(guān)系式[15]如式(1)所示：

(1)

(2)

運(yùn)用origin8.0，以式(2)的形式進(jìn)行擬合，得出的擬合函數(shù)如式(3)所示：

(3)

通過反演分析獲得的軟質(zhì)泥巖蠕變參數(shù)，修正了ABAQUS自帶的D-P蠕變模型的for文件，得到符合軟質(zhì)泥巖的蠕變本構(gòu)模型，取其蠕變時(shí)長為100 d。

3 圍巖蠕變計(jì)算結(jié)果分析

3.1 進(jìn)口淺埋段圍巖蠕變位移分析

通過對(duì)隧道進(jìn)口淺埋段考慮蠕變的數(shù)值計(jì)算，得到蠕變下圍巖位移的變化情況；通過ABAQUS后處理工具，分別輸出蠕變后的豎向應(yīng)力云圖。隨著蠕變的進(jìn)行，拱頂處的沉降值逐漸增大，前15 d的變形最為明顯，占到了總變形量231 mm的82.5%；前30 d的累積變形占到了最終變形累積的99.7%。隨著時(shí)間的延長，拱頂處位移的變形范圍、拱底處的豎向位移逐漸增大；但隨著蠕變時(shí)間的增加，隧道下部的變形范圍逐漸變小。綜合位移變化趨勢，80%的最終位移量被視為最佳的支護(hù)時(shí)機(jī)。因此，進(jìn)口淺埋段的二次襯砌的最佳支護(hù)時(shí)機(jī)約為15 d。

3.2 洞身段圍巖蠕變位移分析

對(duì)洞身段進(jìn)行分析，此段圍巖為IV級(jí)圍巖，圍巖較進(jìn)口淺埋段穩(wěn)定性好，圍巖的變形速率整體不大，累積變形量較進(jìn)口淺埋段偏小，但是此段落的圍巖變形的周期較長，這也是泥巖的蠕變效應(yīng)的體現(xiàn)，圍巖變形的時(shí)空效應(yīng)明顯。對(duì)拱頂?shù)呢Q向位移進(jìn)行分析可知，15 d產(chǎn)生的累積拱頂下沉值達(dá)到了總位移的85.2%，而30 d的累積沉降量則是達(dá)到了總位移的88.8%。根據(jù)洞身段最終位移量的90%為最佳支護(hù)時(shí)機(jī)，洞身段的二襯最佳支護(hù)時(shí)機(jī)在30 d左右。

3.3 出口淺埋段圍巖蠕變位移分析

對(duì)出口淺埋段分析，分別輸出蠕變15，30和100 d后的豎向應(yīng)力云圖。對(duì)拱頂?shù)呢Q向位移進(jìn)行分析可知，15 d累積拱頂下沉值達(dá)到了總下沉值的77.9%，而30 d的累積沉降量則是達(dá)到了總下沉值的99.2%。根據(jù)出口淺埋段的二襯最佳支護(hù)時(shí)機(jī)，以最終位移量的80%為支護(hù)時(shí)機(jī)。因此，出口淺埋段的二襯最佳支護(hù)時(shí)機(jī)在15 d左右。

4 工程驗(yàn)證

由于進(jìn)口淺埋段和出口淺埋段的情形較為相似，因此工程驗(yàn)證段落分為2段：分別為淺埋段和洞身段。在隧道現(xiàn)場施工中，每一模二襯的澆筑長度為10 m，驗(yàn)證段落的長度為10 m。為使工程驗(yàn)證時(shí)圍巖巖性、埋深、賦水狀況等條件具有可比性，選取相近的段落進(jìn)行工程驗(yàn)證。通過在二次襯砌澆筑之前埋設(shè)壓力盒、混凝土應(yīng)變計(jì)、鋼筋應(yīng)力計(jì)和位移計(jì)，來觀測二次襯砌澆筑之后整體圍巖的受力狀況來評(píng)估整個(gè)支護(hù)體系的穩(wěn)定性。

4.1 淺埋段 K0+885～YK0+895段開挖和二襯澆筑的位移和應(yīng)力變化特性分析

4.1.1 開挖支護(hù)的頂拱累計(jì)位移變化特征分析

對(duì)于二襯支護(hù)時(shí)機(jī)而言，必須為使二襯施作范圍內(nèi)各個(gè)斷面的位移和應(yīng)力釋放全部達(dá)到最佳二次襯砌施作要求才能進(jìn)行二次襯砌澆筑，主要對(duì)斷面YK0+895進(jìn)行分析，2016年5月27日，YK0+895斷面上臺(tái)階錨噴支護(hù)工作完成，在拱頂位置進(jìn)行監(jiān)測，上臺(tái)階開挖對(duì)圍巖的擾動(dòng)較小，支護(hù)及時(shí)，到5月29日，圍巖的變形較小，累積變形小于10 mm；于5月31日完成了中臺(tái)階開挖，并及時(shí)地進(jìn)行了錨噴支護(hù)，隨著開挖的斷面面積增加和開挖臺(tái)階高度的增大，監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示，從5月30日到6月4日，圍巖的應(yīng)力釋放速率較快，位移的變化較大，拱頂沉降累積值增加到100 mm；于6月5日完成了下臺(tái)階的開挖和初期支護(hù)，6月8日完成了仰拱的施作，從6月5日到6月8日，圍巖位移速率仍較快，現(xiàn)階段的拱頂沉降累積增加50 mm；圍巖的位移速率從6月8日開始變緩，從6月8日到6月11日，由于仰拱開挖后封閉成環(huán)，圍巖的拱頂沉降僅增加了5 mm。在開挖后第16天進(jìn)行二次襯砌，此時(shí)圍巖的拱頂沉降累計(jì)位移為168 mm，根據(jù)回歸分析得出的位移-時(shí)間函數(shù)，最終預(yù)測位移為216.8 mm，16 d產(chǎn)生的拱頂累計(jì)位移占最終位移的77.5%。在6月11日對(duì)YK0+885～YK0+895段進(jìn)行了二襯澆筑。

4.1.2 二襯澆筑完成的內(nèi)部應(yīng)力變化特征分析

在YK0+890斷面中，在左拱腳、左拱腰、拱頂、右拱腰、右拱腳處埋設(shè)砼應(yīng)變計(jì)、鋼筋應(yīng)力計(jì)和壓力盒，監(jiān)測隧道二次襯砌的受力狀態(tài)。YK0+890斷面二襯內(nèi)部應(yīng)力、應(yīng)變隨時(shí)間變化關(guān)系見圖3。由圖3(a)可知，二襯澆筑完成后，初支和二襯間的接觸應(yīng)力在短時(shí)間內(nèi)有很大的提升，但是隨著混凝土的強(qiáng)度不斷提高，初支和二襯不斷地耦合，隧道的支護(hù)體系性能逐漸得到強(qiáng)化，二襯最終所承受的壓力為0.06～0.14 MPa，處于正?？煽胤秶鷥?nèi)。圖3(b)和(c)分別顯示了二襯混凝土應(yīng)變和鋼筋主筋軸力隨時(shí)間的變化特性，從中可看出，混凝土產(chǎn)生的變形小，且變形周期基本上在15 d后趨于穩(wěn)定，鋼筋所承受的軸力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于設(shè)計(jì)值，根據(jù)綜合監(jiān)測結(jié)果，該段二襯結(jié)構(gòu)圍巖處于穩(wěn)定狀態(tài)。

圖3 YK0+890斷面二襯內(nèi)部應(yīng)力應(yīng)變隨時(shí)間變化關(guān)系Fig.3 YK0+890 section secondary lining internal stress and strain with time variation relation graph

4.2 洞身段K1+125～K1+135段開挖和二襯澆筑的位移和應(yīng)力變化特性分析

4.2.1 開挖支護(hù)的頂拱累計(jì)位移變化特征分析

相對(duì)于淺埋段，洞身段的圍巖較好，風(fēng)化程度較低，自穩(wěn)能力較強(qiáng)。K1+135斷面于10月11日完成了上臺(tái)階的開挖和錨噴支護(hù)；10月21日前完成了中臺(tái)階、下臺(tái)階和仰拱的開挖支護(hù)。在上臺(tái)階、中臺(tái)階、下臺(tái)階和仰拱的開挖擾動(dòng)下，圍巖的拱頂下沉速率變化不大，均處于勻速變形階段，主要是圍巖相對(duì)完整，自穩(wěn)能力較強(qiáng)；10月21日后變形速率逐漸減緩，并趨于穩(wěn)定。二襯施作前初期支護(hù)的拱頂累計(jì)位移圖擬合函數(shù)見圖4。在第32天，封閉成環(huán)。依據(jù)擬合函數(shù)可知最終拱頂下沉累計(jì)位移值為200 mm， 32 d的拱頂下沉值為178 mm，占總沉降的88.9%。于11月11日進(jìn)行了K1+125～K1+135段二襯的施作。

圖4 拱頂下沉監(jiān)測數(shù)據(jù)及回歸曲線Fig.4 Vault subsidence monitoring data and regression curve

4.2.2 二襯澆筑完成的內(nèi)部應(yīng)力變化特征分析

圖5 YK1+130斷面二襯內(nèi)部應(yīng)力應(yīng)變隨時(shí)間變化關(guān)系Fig.5 YK1+130 section secondary lining internal stress and strain with time variation relation graph

在YK1+130斷面的左拱腳、左拱腰、拱頂、右拱腰、右拱腳處埋設(shè)砼應(yīng)變計(jì)、鋼筋應(yīng)力計(jì)和壓力盒。監(jiān)測隧道二次襯砌的受力狀態(tài)。圖5顯示了K1+130斷面二襯內(nèi)部應(yīng)力和應(yīng)變隨時(shí)間變化關(guān)系。由圖5(a)可知，二襯澆筑完成后，初支和二襯間的應(yīng)力在短時(shí)間內(nèi)有很大的提升，但是隨著混凝土的強(qiáng)度不斷增加，初支和二襯不斷地耦合，隧道的支護(hù)體系性能逐漸得到強(qiáng)化，二襯最終所承受的壓力為0.15～0.45 MPa，處于正常可控范圍內(nèi)。圖5(b)和(c)分別顯示了二襯混凝土應(yīng)變和主筋軸力隨時(shí)間的變化情況，混凝土產(chǎn)生的變形小，且變形在15 d后趨于穩(wěn)定。鋼筋所承受的軸力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于設(shè)計(jì)值，綜合監(jiān)測的結(jié)果可知，該段二襯結(jié)構(gòu)圍巖處于穩(wěn)定狀態(tài)。

二襯施作完成后，分別對(duì)K0+885～K0+895段和K1+125～K1+135段的二襯進(jìn)行了表面觀測，觀測結(jié)果表明，YK0+885～YK0+895段和K1+125～K1+135段的二襯均沒有出現(xiàn)混凝土開裂、鼓包和變形等現(xiàn)象。這說明，根據(jù)計(jì)算結(jié)果所采用的二次襯砌的施作時(shí)機(jī)較為合理，整個(gè)支護(hù)體系的性能得到了充分的發(fā)揮，有利于隧道在運(yùn)營期間的長期穩(wěn)定。

5 結(jié)論

1)軟巖大斷面隧道圍巖的開挖，巖體具有明顯的時(shí)間效應(yīng)和空間效應(yīng)，隨著開挖空間的增加，隧道圍巖巖體的變形速率增大，直到仰拱封閉成環(huán)后，巖體的變形開始趨于減?。辉谶@個(gè)過程中，中臺(tái)階的變形速率最大，上臺(tái)階次之，仰拱開挖最小。

2)在相同情況下，IV級(jí)圍巖和V級(jí)圍巖相比，IV級(jí)圍巖較V級(jí)圍巖穩(wěn)定性好，IV級(jí)圍巖的變形速率整體不大，累積變形量偏小，但圍巖變形的周期較長，蠕變效應(yīng)明顯。

3)分別對(duì)淺埋段和洞身段的二次襯砌結(jié)構(gòu)物埋設(shè)相應(yīng)的應(yīng)力、應(yīng)變和位移傳感器進(jìn)行監(jiān)測，經(jīng)監(jiān)測結(jié)果顯示二襯結(jié)構(gòu)物受力較小，二襯結(jié)構(gòu)安全穩(wěn)定，初支和二襯結(jié)構(gòu)荷載分擔(dān)比例適中，二襯的施作時(shí)機(jī)是合理的，可以為類似工程二襯施作的合理時(shí)機(jī)提供一定的參考。