葉萬軍， 崔晨陽， 謝卓吾， 吳云濤， 董西好

(西安科技大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院， 陜西 西安 710054)

0 引言

隨著我國經(jīng)濟(jì)社會的迅速發(fā)展，高速鐵路網(wǎng)絡(luò)如雨后春筍般展開，而膨脹性紅黏土的存在使得軟塑、膨脹、偏壓等典型土質(zhì)隧道難題接連出現(xiàn)。銀西高鐵慶陽隧道下穿甘肅董志塬，洞身位于新近紀(jì)紅黏土地層，該地層具有弱膨脹性。眾所周知，膨脹土隧道遇水膨脹極易產(chǎn)生底鼓、圍巖失穩(wěn)等病害。因此，如何正確反映圍巖含水率變化情況，從而在考慮水敏性圍巖膨脹與劣化特性的基礎(chǔ)上，分析含水率變化過程中隧道受力與變形特征，成為研究膨脹土隧道的一大難點(diǎn)。

國內(nèi)外專家學(xué)者針對膨脹土增濕過程中的性能展開了大量研究。Patrick等[1]通過分析各種指數(shù)間的相關(guān)性和潛在體積變化，建立了應(yīng)對不同風(fēng)險(xiǎn)水平的土壤膨脹指數(shù)；朱豪等[2]和李獻(xiàn)民等[3]的研究表明，含水量與干密度是影響膨脹力的最主要因素；謝云等[4]利用三向脹縮儀對膨脹土的膨脹力與初始含水率間的線性關(guān)系展開研究；周坤[5]通過數(shù)值模擬研究了不同膨脹因素與埋深作用下膨脹土吸水膨脹對襯砌受力變形的影響；李樹忱等[6]基于統(tǒng)計(jì)分析原理提出膨脹性土質(zhì)隧道圍巖的亞級細(xì)化方案；楊軍平等[7]通過模型試驗(yàn)提出圍巖膨脹效應(yīng)衰減模型，認(rèn)為設(shè)計(jì)施工中應(yīng)注意膨脹引起的仰拱變形；葉萬軍等[8]和謝卓吾等[9]借助現(xiàn)場監(jiān)測分析了古土壤隧道圍巖壓力分布與鋼拱架受力規(guī)律；曾仲毅等[10]、鄭俊杰等[11]和郭震山[12]采用FLAC3D溫度場模塊模擬降雨入滲情況下淺埋膨脹土質(zhì)隧道圍巖的受力變形特征；孫即超等[13]、俞文生等[14]和秦祿生等[15]通過在垂直于臨空面方向上施加外力來模擬膨脹作用，但膨脹變形是向三維空間發(fā)展的，僅將其施加于垂直方向會存在較大誤差[16]。

從已有研究可以發(fā)現(xiàn)，國內(nèi)外對膨脹土的性能已經(jīng)有了豐富的成果，但對其在隧道工程方向的應(yīng)用研究主要集中在室內(nèi)試驗(yàn)、單一變量(膨脹和劣化等)及受降雨入滲影響較大的淺埋隧道，對于深埋大斷面隧道穿越膨脹地層時，圍巖含水率波動過程中力學(xué)特性劣化和膨脹變形共同作用下隧道的穩(wěn)定性卻鮮有報(bào)道，且慶陽隧道穿越的膨脹性紅黏土地層工程力學(xué)性質(zhì)與普通膨脹土不盡相同。為此，本文利用ABAQUS內(nèi)置的溫度應(yīng)力場模擬濕度應(yīng)力場，結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，針對開挖導(dǎo)致變化的含水率后期逐漸趨于飽和過程中膨脹性紅黏土隧道圍巖強(qiáng)度降低且發(fā)生膨脹變形的情況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，分析含水率變化下深埋大斷面膨脹性紅黏土隧道圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力變形特征，提出適合含水率波動下深埋大斷面膨脹土隧道的設(shè)計(jì)優(yōu)化建議，以期為今后類似工程施工組織優(yōu)化提供參考。

1 膨脹土增濕膨脹與軟化過程數(shù)值實(shí)現(xiàn)基礎(chǔ)

已有研究表明，同種膨脹土的膨脹力作用主要是由含水率變化引起的[10]，且土的膨脹力變化與含水率變化呈線性相關(guān)[4]。同時，繆林昌等[17]的研究發(fā)現(xiàn)，隨著含水率的提高，膨脹土的強(qiáng)度出現(xiàn)衰減，土體黏聚力和內(nèi)摩擦角隨之變化。因此，膨脹土遇水發(fā)生膨脹變形與強(qiáng)度軟化過程均可轉(zhuǎn)化為含水率變化過程。

膨脹土增濕膨脹過程中應(yīng)變增值與含水率變化量的關(guān)系為

Δεij=βΔωδij。

(1)

式中： Δεij為應(yīng)變增量；β為土體膨脹系數(shù)，代表上升單位含水率引起的膨脹率變化量； Δω為含水率變化量；δij為Kronecker符號。

熱力學(xué)中物體熱膨脹方程為

Δεij=αΔTδij。

(2)

式中：α為熱膨脹系數(shù)； ΔT為溫度變化量。

聯(lián)立式(1)和式(2)，可得

α=βΔω/ΔT。

(3)

針對膨脹土遇水發(fā)生膨脹變形過程，對比濕度應(yīng)力場和溫度應(yīng)力場的概念，可知膨脹土吸水后發(fā)生膨脹的過程類似于材料受熱后體積發(fā)生膨脹的過程，膨脹應(yīng)變增量與自變量變化值均線性相關(guān)，只是式中具體參數(shù)有所區(qū)別。故可以利用熱分析模塊來模擬膨脹土吸水膨脹效應(yīng)[10]，求解時只需將式(1)和式(2)對應(yīng)參數(shù)換算。

因此，在數(shù)值計(jì)算中，僅需依式(3)將體積膨脹參數(shù)換算成熱膨脹參數(shù)，同時再對材料施加溫度荷載，即可通過熱脹冷縮實(shí)現(xiàn)增濕膨脹過程的模擬。

針對膨脹土遇水發(fā)生強(qiáng)度軟化過程，在建模時依據(jù)含水率不同通過定義隨場變量變化的材料模型參數(shù)，對原始圍巖強(qiáng)度進(jìn)行相應(yīng)的折減，依據(jù)折減后的黏聚力與內(nèi)摩擦角參數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，即可模擬圍巖增濕軟化過程。

綜上所述，針對開挖導(dǎo)致變化的含水率后期逐漸趨于飽和過程中膨脹性紅黏土隧道圍巖強(qiáng)度降低且發(fā)生膨脹變形的情況，可以利用ABAQUS內(nèi)置的溫度應(yīng)力場模擬濕度應(yīng)力場進(jìn)行仿真計(jì)算，分析膨脹圍巖中隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)受力變形規(guī)律，研究不同初始含水率下結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

2 工程背景

2.1 工程概況

慶陽隧道為銀西高鐵控制性工程之一，下伏于我國第一大黃土塬——甘肅董志塬，隧道全長為13 954 m，最大埋深為248 m，溝壑發(fā)育，支溝下切較深，多呈“V”字型。地層自上而下依次為： 第四系上更新統(tǒng)砂質(zhì)黃土、中更新統(tǒng)黏質(zhì)黃土、新近紀(jì)上新統(tǒng)紅黏土及白堊系下統(tǒng)砂巖。洞身所在地層主要為新近紀(jì)上新統(tǒng)紅黏土，呈棕紅色，硬塑，黏土礦物含量高，為風(fēng)成沉積次生紅黏土范疇。根據(jù)直剪試驗(yàn)與膨脹試驗(yàn)可得其具有弱膨脹性，基本物理力學(xué)指標(biāo)見表1和表2。

表1 膨脹性紅黏土的物理性質(zhì)指標(biāo)

表2膨脹性紅黏土的力學(xué)與膨脹性指標(biāo)

Table 2 Mechanical properties and expansibility indices of expansive red clay

陽離子交換量/(mmol·kg-1)蒙脫石含量/%自由膨脹率/%壓縮模量/MPa泊松比128～16412～1549～6773.40.3

2.2 隧道設(shè)計(jì)參數(shù)

依據(jù)工程地質(zhì)勘察資料，膨脹性紅黏土地層為Ⅳ級圍巖，支護(hù)結(jié)構(gòu)采用Ⅳd型復(fù)合式襯砌支護(hù)形式。襯砌設(shè)計(jì)斷面如圖1所示。各部件基本尺寸如表3所示。

圖1 隧道襯砌設(shè)計(jì)斷面

表3 各支護(hù)部件尺寸

3 數(shù)值試驗(yàn)

3.1 基本假定

1)模型地層不體現(xiàn)上覆140 m厚黃土全部地層，而是根據(jù)上覆土層的厚度及重度折算成土壓力，加載于模型頂面；

2)模型中土體的初始應(yīng)力場僅由自重應(yīng)力組成，考慮工程地點(diǎn)，忽略構(gòu)造應(yīng)力的影響；

3)考慮到現(xiàn)場圍巖壓力釋放比不易確定，且初期支護(hù)與二次襯砌間接觸壓力較小，本模型僅建立單層襯砌；

4)隧道開挖模擬中，采取生死單元法來模擬圍巖壓力全部施加于支護(hù)結(jié)構(gòu)的最不利狀態(tài)。

3.2 有限元模型與邊界條件

選取隧道典型斷面進(jìn)行三臺階七步開挖法的三維數(shù)值計(jì)算。為充分考慮掘進(jìn)方向的空間效應(yīng)，并減弱邊界效應(yīng)的影響，模型尺寸為100 m×100 m×32 m(長×寬×高)，每掘進(jìn)1.6 m為一開挖步，設(shè)20個完整開挖循環(huán)。圍巖和襯砌結(jié)構(gòu)為C3D8R單元，鋼拱架與錨桿為B31梁單元。在網(wǎng)格劃分中，模型采取全對稱網(wǎng)格劃分，且洞周圍巖與支護(hù)結(jié)構(gòu)網(wǎng)格加密，模型最終網(wǎng)格劃分效果如圖2所示。

圖2 數(shù)值試驗(yàn)有限元模型

模型中定義XOY面是隧道斷面平面，Z軸為圍巖開挖方向，其邊界條件如下： 下底面限制任意方向移動，四周限制法向變形，頂面是自由邊界，而鋼拱架與錨桿限制任意方向的轉(zhuǎn)動，其符合鋼拱架幾乎不發(fā)生平面外變形的工程實(shí)際，且有利于模型收斂。

3.3 計(jì)算參數(shù)確定

圖3示出圍巖質(zhì)量含水率變化曲線。結(jié)合圖3可知，當(dāng)深埋大斷面隧道穿越膨脹性紅黏土地層時，由于開挖卸荷使孔隙水壓力消散，洞周飽水圍巖含水率在開挖過程中降低，直至穩(wěn)定滲流—排水途徑建立后才逐漸恢復(fù)至飽和穩(wěn)定狀態(tài)。其中，部分測點(diǎn)含水率超過飽和值是由于現(xiàn)場存在測點(diǎn)積水的現(xiàn)象。

圖4為圍巖質(zhì)量含水率包絡(luò)圖。由圖4可知，開挖后洞周平均含水率為18.1%。出于保守考慮，決定選取17%、18%、19%、20%、21%、22%、23%的典型質(zhì)量含水率，依次觀察初期支護(hù)閉合后，含水率后期逐漸上升到趨于飽和時膨脹土隧道對應(yīng)的受力、變形情況，研究隧道施工過程中含水率的差異所引起的隧道襯砌結(jié)構(gòu)受力和變形規(guī)律。因此，室內(nèi)配制對應(yīng)含水率的土樣，通過室內(nèi)試驗(yàn)得到不同含水率土樣的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)、膨脹力與膨脹率，發(fā)現(xiàn)紅黏土具有剪切強(qiáng)度大、膨脹性弱等特點(diǎn)，具體指標(biāo)見表4。故熱膨脹參數(shù)與圍巖增濕軟化過程中不同含水率下強(qiáng)度折減參數(shù)依據(jù)表4選取即可。

圖3 圍巖質(zhì)量含水率變化曲線

圖4 圍巖質(zhì)量含水率包絡(luò)圖

Fig. 4 Envelope diagram of mass moisture content of surrounding rock

表4不同含水率下紅黏土強(qiáng)度與膨脹性

Table 4 Strengths and expansibilities of red clay under different water contents

含水率/%黏聚力c/kPa內(nèi)摩擦角φ/(°)膨脹率/%膨脹力/kPa1755.8920.416.4391854.4820.716.2321952.6921.006.0262147.8621.545.6152244.7021.805.5102341.0722.055.57

圍巖采取Mohr-Coulomb模型，襯砌結(jié)構(gòu)中混凝土、錨桿與鋼拱架采取彈性模型。模型選取范圍內(nèi)地層、襯砌、鋼拱架、錨桿力學(xué)性質(zhì)如表5所示。其中，膨脹性紅黏土地層參數(shù)采取如表1和表2所示的室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果，各部件基本尺寸根據(jù)2.2節(jié)隧道支護(hù)設(shè)計(jì)參數(shù)選取。

表5 模型材料參數(shù)

3.4 試驗(yàn)工況

由圖3可知，除了安裝初期由于水分傳感器測針未緊貼圍巖存在的測量誤差外，水分在初期支護(hù)閉合后至二次襯砌施作前波動最為劇烈。針對膨脹土隧道，本文計(jì)算過程中主要研究含水率變化下其圍巖膨脹作用對襯砌結(jié)構(gòu)的影響。因此，開挖和初期支護(hù)施作過程中隧道襯砌的受力變化并不是重點(diǎn)。試驗(yàn)工況設(shè)計(jì)的重點(diǎn)在于初期支護(hù)閉合后，如何模擬含水率變化對隧道穩(wěn)定性的影響。分析計(jì)算的過程首先是地應(yīng)力的平衡;然后采取生死單元法模擬隧道開挖，求解出隧道初期支護(hù)閉合后的應(yīng)力場與位移場；最后改變溫度場模擬開挖導(dǎo)致波動的含水率后期逐漸上升到趨于飽和過程中土體膨脹現(xiàn)象，并折減土體強(qiáng)度模擬圍巖增濕軟化現(xiàn)象，分析圍巖含水率波動下深埋大斷面膨脹性紅黏土隧道圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力變形特征。

隧道采取的是三臺階七步開挖法，開挖—支護(hù)循環(huán)布設(shè)方式如圖5所示。根據(jù)實(shí)際施工情況，模型沿掘進(jìn)方向開挖32 m，共布設(shè)2次仰拱開挖。求解過程利用非對稱矩陣牛頓解法，迭代模式選擇Unsymmetric-Full Newton迭代。

圖5 開挖—支護(hù)循環(huán)布設(shè)方式

初期支護(hù)閉合后，開始模擬含水率變化對隧道穩(wěn)定性的影響。結(jié)合掌子面附近圍巖含水率變化情況監(jiān)測結(jié)果，依次計(jì)算圍巖質(zhì)量含水率為17%、18%、19%、20%、21%、22%、23%，后期逐漸上升到趨于飽和時膨脹土隧道圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)對應(yīng)的受力變形情況，分析隧道結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

3.5 觀測點(diǎn)布置

為了更加深入地掌握深埋大斷面膨脹土隧道的受力變形規(guī)律，分析其穩(wěn)定性，考慮空間尺度效應(yīng)，選取模型中仰拱循環(huán)鏈接位置斷面與仰拱循環(huán)內(nèi)中部位置斷面為類比對象，進(jìn)行受力變形監(jiān)測。圖6為2個斷面數(shù)值計(jì)算結(jié)果導(dǎo)出點(diǎn)位置圖。

圖6 取樣面監(jiān)測點(diǎn)位置

4 計(jì)算結(jié)果與數(shù)據(jù)分析

由數(shù)值試驗(yàn)可知，不同初始含水率下，隨著含水率逐漸上升，其圍巖承受壓力與襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力最小安全系數(shù)均逐漸下降，最大襯砌相對位移量均逐漸升高。同樣，不同含水率上升到趨于飽和時膨脹土隧道及支護(hù)結(jié)構(gòu)對應(yīng)的位移、應(yīng)力重分布規(guī)律大致相同，只是具體量值有所不同。以穩(wěn)定性最低的圍巖17%的質(zhì)量含水率后期逐漸上升到趨于飽和過程為例，展示此含水率趨于飽和過程中襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力最小安全系數(shù)與最大相對位移量變化規(guī)律，如圖7所示；展示其趨于飽和時膨脹土隧道對應(yīng)的應(yīng)力、位移情況，如圖8—10所示。

圖7 襯砌結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性變化規(guī)律

圖8 圍巖壓力分布(單位： Pa )

Fig. 8 Pressure distribution nephogram of surrounding rock (unit: Pa)

圖9 襯砌結(jié)構(gòu)壓力分布(單位： Pa )

Fig. 9 Pressure distribution nephogram of lining structure (unit: Pa)

圖10 襯砌結(jié)構(gòu)位移(單位： m )

4.1 含水率變化對圍巖壓力的影響

圖11示出2個模擬斷面不同含水率下最終趨于飽和時圍巖監(jiān)測點(diǎn)受力變化曲線。

圖11 圍巖觀測點(diǎn)應(yīng)力與初始含水率關(guān)系

Fig. 11 Relationship between stress and initial water content of surrounding rock observation points

由圖11可以看出，膨脹土隧道不同測點(diǎn)下洞周圍巖壓力隨著初始含水率的增高均呈下降狀態(tài)，且隧道襯砌結(jié)構(gòu)空間位置對最終圍巖受力結(jié)果影響不大。洞周膨脹土初始含水率為23%，增濕達(dá)到飽和含水率時圍巖壓力最低，這是由于接近飽和狀態(tài)時圍巖的膨脹潛勢釋放較充分，增濕到飽和狀態(tài)時其膨脹率最低引起的。

因23%的含水率最接近飽和含水率，且接近飽和含水率時圍巖的膨脹潛勢較低，而17%的含水率下飽和時圍巖壓力最大，故以17%和23%的初始含水率為例，分析比較膨脹變形前后圍巖受力情況?？芍?膨脹變形前，由于隧道埋深較大，水平應(yīng)力與垂直應(yīng)力均隨埋深的增大而增大，其初始應(yīng)力場接近靜水應(yīng)力場，圍巖應(yīng)力分布呈現(xiàn)兩側(cè)較大、拱頂與仰拱部位較小的特點(diǎn)；膨脹變形后，在膨脹應(yīng)力與自重應(yīng)力等的共同作用下，拱頂與仰拱處圍巖壓力出現(xiàn)了較大幅度的上升。

表6示出不同初始含水率下最終飽和時圍巖壓力安全系數(shù)。由表6可知，雖然圍巖壓力隨初始含水率逐漸降低而提高，但其圍巖所受壓力仍在膨脹性紅黏土容許抗壓強(qiáng)度(1.5 MPa)范圍內(nèi)，只是其安全系數(shù)不斷下降，穩(wěn)定性逐漸降低。對開挖后洞周平均含水率為20.7%而言，趨于飽和含水率時其圍巖壓力最大值為0.69 MPa，位于拱腳處，安全系數(shù)為2.17。故在穿越膨脹性地層的隧道施工中，即使考慮后期膨脹變形的影響，就圍巖承受壓力而言，隧道采取的三臺階七步預(yù)留核心土法仍是適用的。

表6不同初始含水率下最終飽和時圍巖壓力安全系數(shù)

Table 6 Safety coefficients of surrounding rock pressure at final saturation under different initial water contents

測點(diǎn)初始含水率/%17181920212223A2.272.372.532.743.465.3616.65B1.711.781.892.072.312.703.33C3.793.693.603.513.433.363.29D1.711.852.022.222.482.823.29E2.612.943.343.844.485.306.44F2.182.282.382.673.324.8711.28G1.691.741.872.032.272.793.28H3.703.603.513.463.423.393.39I1.731.781.882.022.252.603.16J2.702.983.193.824.505.547.28

4.2 含水率變化對襯砌結(jié)構(gòu)受力的影響

圖12示出2個模擬斷面不同初始含水率下膨脹土吸水飽和時襯砌結(jié)構(gòu)監(jiān)測點(diǎn)受力變化曲線。

圖12 襯砌觀測點(diǎn)應(yīng)力與初始含水率關(guān)系

Fig. 12 Relationship between stress and initial water content of lining observation points

由圖12可以看出，與圍巖類似，由于不同初始含水率的膨脹土具有不同的膨脹潛勢，隨初始含水率的增高，飽和時襯砌結(jié)構(gòu)不同監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)力整體呈下降趨勢。其中，由于開挖模擬過程受應(yīng)力釋放比不定影響采取生死單元法，因此分析步中開挖卸荷回彈釋放完全，仰拱部分應(yīng)力計(jì)算結(jié)果偏小，但含水率變化影響規(guī)律仍與整體一致。同時，由于第1取樣面中仰拱開挖滯后，初期支護(hù)閉合后其拱頂位置內(nèi)力明顯高于第2取樣面中拱頂內(nèi)力。因此，測點(diǎn)a處應(yīng)力計(jì)算結(jié)果整體大于測點(diǎn)f，但含水率變化影響規(guī)律亦與整體一致。

同上，以17%和23%的初始含水率為例，比較分析膨脹變形前后襯砌結(jié)構(gòu)受力情況可知： 膨脹變形前，襯砌應(yīng)力呈現(xiàn)出拱頂>兩側(cè)邊墻>仰拱的空間分布規(guī)律；洞周圍巖發(fā)生膨脹變形后，襯砌結(jié)構(gòu)會對圍巖變形產(chǎn)生約束作用，在作用力與反作用力下，襯砌結(jié)構(gòu)在圍巖的膨脹作用下會產(chǎn)生被壓“扁”的趨勢，為抵抗此反作用力，襯砌內(nèi)力出現(xiàn)增長，尤以拱頂處內(nèi)力增大最明顯。因此，考慮后期膨脹變形的影響，隧道應(yīng)進(jìn)一步考慮是否加強(qiáng)拱頂處襯砌結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，尤其是距離仰拱循環(huán)鏈接位置較遠(yuǎn)處拱頂襯砌結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

表7示出不同初始含水率下最終飽和時襯砌內(nèi)力安全系數(shù)。分析表7可知： 雖然襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力亦隨初始含水率的降低而增大，但其應(yīng)力量值仍處于混凝土彎曲抗壓強(qiáng)度(28 MPa)范圍內(nèi)，只是安全系數(shù)同樣不斷下降。對開挖后洞周平均含水率20.7%而言，趨于飽和含水率時襯砌內(nèi)力最大值為25.9 MPa，位于拱頂處，安全系數(shù)為1.1。故隧道穿越膨脹性地層時，襯砌內(nèi)力極值出現(xiàn)在拱頂位置，從設(shè)計(jì)角度出發(fā)，應(yīng)考慮適當(dāng)增大拱頂?shù)牟牧辖孛婊蚋纳剖┕すに?，?yōu)化其受力狀態(tài)。同時，襯砌的仰拱部位安全系數(shù)過大，可以考慮適當(dāng)降低其噴射混凝土厚度，節(jié)約材料。

表7不同初始含水率下最終飽和時襯砌內(nèi)力安全系數(shù)

Table 7 Safety coefficients of lining internal force at final saturation under different initial water contents

測點(diǎn)初始含水率/%17181920212223A1.011.021.041.061.091.121.15B1.921.972.012.042.042.052.05C1.911.881.851.831.801.781.75D3.663.703.753.793.823.853.86E5.686.357.047.738.388.929.30F1.361.411.461.521.591.671.76G1.691.701.711.721.731.731.73H1.931.901.881.871.851.841.82I2.212.202.212.222.242.272.31J7.719.0310.4111.7212.7313.2112.96

4.3 襯砌結(jié)構(gòu)及圍巖變形分析

圖13示出2個模擬斷面不同含水率下最終趨于飽和時支護(hù)結(jié)構(gòu)及圍巖位移變化曲線。

圖13 洞周圍巖位移與初始含水率關(guān)系

Fig. 13 Relationship between displacement of monitoring points and initial water content

由圖13可以看出： 不同測點(diǎn)圍巖位移變化規(guī)律并不相同，但隧道襯砌結(jié)構(gòu)空間位置對最終圍巖變形結(jié)果的影響同樣不大；仰拱與拱腳處圍巖位移隨初始含水率的提高而減小。然而，拱頂、拱腰與邊墻處圍巖位移隨初始含水率的提高而增大。分析可知： 是由于底部圍巖的膨脹作用使襯砌產(chǎn)生整體向上被托起的趨勢，抵消部分開挖導(dǎo)致邊墻與拱頂向臨空面擠出位移。故在左右與底部膨脹圍巖的共同作用下，拱頂與邊墻處圍巖位移會出現(xiàn)隨著初始含水率的提高而增大的趨勢。

同理，以17%和23%的初始含水率為例，比較分析膨脹變形前后圍巖位移情況可知： 膨脹前，變形呈現(xiàn)出拱頂沉降大于邊墻內(nèi)擠與仰拱隆起的規(guī)律；發(fā)生膨脹后，變形量值出現(xiàn)較大增幅，最小值仍位于拱腰處，但受底部圍巖的膨脹作用影響，變形最大值已由拱頂轉(zhuǎn)移至仰拱處。

表8示出不同初始含水率下最終飽和時襯砌相對位移量。分析表8可知： 含水率波動下逐漸趨于飽和過程中隧道圍巖受力與支護(hù)結(jié)構(gòu)受力和變形量值均明顯增大，但圍巖變形受影響最大；對開挖后洞周平均含水率20.7%而言，趨于飽和含水率時其圍巖變形最大值為143.2 mm，相對收斂變形量為0.97%，位于仰拱處。雖然根據(jù)Q/CR 9511—2014《鐵路黃土隧道技術(shù)規(guī)范》[18]，襯砌相對收斂變形量均在允許范圍內(nèi)，但部分初始含水率下，圍巖趨于飽和含水率時其仰拱具體變形值大于普通黃土在Ⅳ級圍巖條件下特大跨隧道的允許變形值，基于特殊地質(zhì)情況，建議隧道預(yù)留變形量提至150～180 mm，避免結(jié)構(gòu)侵限。

表8不同初始含水率下最終飽和時襯砌相對位移量

Table 8 Relative displacements of lining at final saturation under different initial water contents %

測點(diǎn)初始含水率/%17181920212223A0.690.700.710.740.770.800.85B0.510.530.550.580.610.650.69C0.280.280.290.320.350.400.46D0.490.440.400.360.340.320.32E1.301.221.121.030.940.860.78F0.650.660.670.700.730.760.81G0.480.500.520.550.580.620.67H0.270.270.270.290.320.360.42I0.500.450.400.370.340.310.30J1.221.121.020.930.850.770.70

5 結(jié)論與建議

以銀西高鐵慶陽隧道為依托，結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果，利用ABAQUS內(nèi)置的溫度應(yīng)力場模擬濕度應(yīng)力場，分析不同含水率作用下最終趨于飽和時隧道圍巖壓力、襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力與變形量值的重分布規(guī)律，得出以下結(jié)論。

1)由于開挖卸荷使孔隙水壓力消散，洞周飽水圍巖含水率在開挖過程中降低，直至穩(wěn)定滲流—排水途徑建立后才逐漸恢復(fù)至飽和穩(wěn)定狀態(tài)。取樣面監(jiān)測點(diǎn)不同含水率作用下最終趨于飽和時，隨初始含水率降低，圍巖壓力與襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力依次增大，仰拱與拱腳處相對位移增大，拱頂、拱腰與邊墻處相對位移降低，整體安全系數(shù)逐漸降低。

2)對開挖后洞周平均含水率20.7%而言，最終趨于飽和時圍巖壓力安全系數(shù)為2.2，襯砌受力安全系數(shù)為1.1，圍巖相對位移為0.97%，故采取的三臺階七步開挖法在考慮圍巖膨脹變形且強(qiáng)度軟化時亦是適用的，但考慮到襯砌受力極值均在拱頂處，建議適當(dāng)增大拱頂?shù)牟牧辖孛婊蚋纳剖┕すに?，以?yōu)化其受力狀態(tài)。

3)相比于圍巖壓力和襯砌結(jié)構(gòu)受力，含水率變化對洞周圍巖變形影響最大。雖相對收斂變形量仍在允許范圍內(nèi)，但沉降大于穿越普通黃土的特大跨隧道允許沉降，基于特殊地質(zhì)情況，建議隧道預(yù)留變形量提至150～180 mm。

本次研究結(jié)論主要是結(jié)合室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果通過數(shù)值計(jì)算得到的，關(guān)于含水率變化對深埋隧道穩(wěn)定性影響的研究還需進(jìn)一步開展現(xiàn)場或模型試驗(yàn)，使結(jié)論更加豐富。