阿比爾的，向鈺周，鄭穎人，柴少波,4，袁和川，劉 露

(1.重慶交通大學(xué) 國家內(nèi)河航道整治工程技術(shù)研究中心 山區(qū)公路水運交通地質(zhì)減災(zāi)重慶市教委重點實驗室，重慶 400074；2.重慶城市交通開發(fā)投資（集團）有限公司，重慶 400015；3.解放軍陸軍勤務(wù)學(xué)院，重慶 400041；4.長安大學(xué) 建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710064)

隧洞開挖伴隨著斷面收斂，圍巖應(yīng)力重分布，嚴重時可能會出現(xiàn)大變形、坍塌、巖爆等失穩(wěn)破壞。掌握圍巖破壞模式是地下工程圍巖穩(wěn)定性分析、控制和支護設(shè)計的基礎(chǔ)。

地下工程的開挖是一個復(fù)雜的徑向應(yīng)力減小、軸向應(yīng)力增大的加卸載過程。針對該徑向應(yīng)力減小、軸向應(yīng)力增大的應(yīng)力路徑，有學(xué)者開展了室內(nèi)試驗研究，結(jié)果表明，加軸壓、卸圍壓路徑與常規(guī)三軸路徑相比，巖樣在峰值荷載處能量釋放更劇烈，聲發(fā)射事件計數(shù)率更大，巖樣破壞更劇烈[1]。可見，應(yīng)力路徑對巖石的破壞模式影響較大。此外，為研究隧洞圍巖失穩(wěn)破壞過程，國內(nèi)外學(xué)者做過很多研究，目前的研究手段主要集中在模型試驗[2–7]、現(xiàn)場試驗[8–9]、數(shù)值分析[10–15]和解析解[16–22]等方面。模型試驗方面，Idinger[2]和Wong[3]等通過土工離心機進行小型隧道模型試驗，探究了隧洞工作面被動破壞機理；Lin等[4]利用地質(zhì)力學(xué)模型研究高地應(yīng)力狀態(tài)下隧道的應(yīng)力、變形破壞特征；Divall等[5]開展離心機模型試驗，探究了雙隧道的沉降對鄰近結(jié)構(gòu)物的損傷；Ahmed等[6]采用透明土工模型，觀測盾構(gòu)隧道開挖引起的地表沉降剖面，得到隧道附近土體變形的分布規(guī)律；宮鳳強等[7]利用花崗巖材料加工含預(yù)制矩形孔洞的試樣，開展了深部硬巖矩形隧洞圍巖板裂破壞試驗?zāi)M研究；Zhang等[8]結(jié)合現(xiàn)場試驗，開展了土壓平衡（EPB）盾構(gòu)上搭接和下搭接斜交隧道變形分析；李波等[9]基于現(xiàn)場徑向液壓枕試驗，建立隧道巖石抗壓系數(shù)理論計算模型，提出大斷面高速鐵路隧道抗巖系數(shù)的推薦值。數(shù)值分析方面，Abbo等[10]利用上限剛性塊法和有限元極限分析，研究了矩形隧道的穩(wěn)定性；Avgerinos等[11]研究了隧道開挖對既有隧道影響；李建賀等[12]采用FLAC3D對 Mine-by試驗洞掌子面掘進過程中圍巖的復(fù)雜應(yīng)力路徑和破壞模式進行探討；Chen等[13]基于離散元分析法研究了淺埋盾構(gòu)隧道工作面破壞機制；Jia等[14]利用RFPA數(shù)值分析法研究了節(jié)理隧道圍巖的漸進破壞過程；Wang等[15]模擬了橫觀各向同性巖石中圓形隧道的兩種主要破壞模式。解析解方面，相關(guān)學(xué)者主要計算分析了隧洞堆載極限載荷的嚴格下限和上限解[16]、主動和被動破壞壓力的最優(yōu)上限解[17]、工作面坍塌壓力最佳解[18]、開挖下失效概率[19]、計算卸荷應(yīng)力的明德林解（Mindlin解）[20]、城門洞型隧洞邊界位移的黏彈性解析解[21]及上部荷載對不同土巖分界面隧道變形的半解析預(yù)測[22]。

實踐證明，模型試驗是研究地下工程問題的一種有效方法。目前的模型試驗大多采用先開挖后加載的超載法研究隧洞的破壞模式[23–24]。超載試驗下，圍巖的軸向和徑向應(yīng)力都逐漸增加，其應(yīng)力路徑與常規(guī)三軸接近，故其應(yīng)力狀態(tài)與隧洞開挖卸載不同。卸荷效應(yīng)是隧洞施工中必須考慮的因素，這直接關(guān)系到卸載作用下隧洞圍巖的穩(wěn)定性判定[25–26]、洞周和地表土體的變形問題[27]、隧洞圍土的應(yīng)力分析[28]。

圍巖的應(yīng)力路徑是影響其破壞模式的重要因素。相比采用超載法研究隧洞圍巖開挖擾動破壞機理仍存在一定的局限性，卸載試驗更能反映開挖卸載時隧洞內(nèi)部的真實應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)。目前，隧洞超載破壞試驗和開挖卸荷試驗的差異研究不足[29–30]，因此，本文針對不同應(yīng)力狀態(tài)圍巖的破壞模式，通過開展隧洞超載試驗和卸載試驗研究，觀察裂隙發(fā)展演變過程和破壞面特征，對比分析隧洞圍巖的軸向和徑向應(yīng)變演化規(guī)律及破壞機制。該研究對隧洞開挖引起的變形破壞有了進一步的認識，對隧洞圍巖穩(wěn)定分析、支護設(shè)計具有一定的指導(dǎo)意義。

1 模型試驗

1.1 試驗設(shè)計

模型試驗參照重慶某地鐵區(qū)間隧洞，跨度12 m，高度18 m，圍巖為Ⅳ級砂巖和泥巖，巖體的力學(xué)參數(shù)根據(jù)《公路隧洞設(shè)計規(guī)范》選取。為模擬重慶地鐵區(qū)間隧洞，確定相似比如下：幾何相似比Cl=150，容重相似比Cp= 1，泊松比相似比Cv= 1，應(yīng)變相似比Cε=1，內(nèi)摩擦角相似比Cφ= 1，彈性模量相似比CE=150。

試驗選用石英砂為骨料，以石膏、滑石粉和水泥作為膠結(jié)材料，加一定量水拌合形成復(fù)合材料，其質(zhì)量配比為m砂∶m石膏∶m滑石粉∶m水泥∶m水=1.00∶0.60∶0.20∶0.20∶0.35。配出的復(fù)合材料和原型隧洞圍巖強度參數(shù)如表1所示。

表1 隧洞圍巖的物理力學(xué)參數(shù)Tab. 1 Physical and mechanical parameters of tunnel surrounding rock

加卸載試驗在解放軍陸軍勤務(wù)學(xué)院WE–600B型液壓式萬能試驗機上完成，如圖1所示，最大軸向載荷600 kN，試驗機可以滿足復(fù)雜模型的加載需求。

圖1 試驗用萬能試驗機Fig. 1 Universal test machine

為實現(xiàn)試驗?zāi)M隧洞的加卸載破壞，設(shè)計一套隧洞模型試驗儀器。模型尺寸長×寬×高為56 cm×52 cm×15 cm，如圖2所示。模型前后有兩塊56 cm×52 cm的鋼板，在觀測方向一側(cè)的鋼板上開一個24 cm×30 cm的觀察窗，并在此鋼板內(nèi)側(cè)與模型試件之間放置厚2 cm的鋼化玻璃，以利于對隧洞的破壞過程進行跟蹤觀察；左右兩側(cè)的鋼板尺寸為15 cm×52 cm，用于側(cè)向約束；底面鋼板平臺尺寸為56 cm×25 cm；整個模型通過8根螺栓固定以提供約束荷載；上表面放置一個40 cm×15 cm的加載板，加載板厚度3 cm。為實現(xiàn)不同應(yīng)力下的隧洞圍巖開挖，在試驗裝置觀察窗背面鋼板設(shè)計一個可拆卸的開挖窗（圖2（b）），在施加初始應(yīng)力時，將開挖窗的鋼板用螺栓固定在側(cè)向約束板上，提供側(cè)向約束力；施加初始圍巖壓力后，取下螺絲固定的約束棒，取出開挖窗鋼板，并從開挖窗一側(cè)由外向里逐層進行圍巖開挖。

圖2 試驗?zāi)Ｐ虵ig. 2 Test model

制作物理模型前，首先，將鋼板用螺栓固定成型；然后，將石英砂、石膏、滑石粉、水泥和水按配比快速拌勻，分層（每層厚約8 cm）填入模型中振搗密實。經(jīng)過15 d的固結(jié)硬化，待材料達到試驗強度后，在模型表面粘貼應(yīng)變片，用于記錄試驗?zāi)Ｐ褪芎蛇^程中的應(yīng)變演化過程。邊界約束采用平面應(yīng)變約束，對模型的前后左右鋼板進行位移約束，在模型的上表面由液壓式萬能試驗機均勻施加豎向荷載σz。

1.2 試驗方案

1）超載破壞試驗

模型試驗加載前，試驗?zāi)Ｐ皖A(yù)先開挖一個跨度8 cm、直墻高8 cm、拱高4 cm的城門洞；其后，將模型放入萬能試驗機進行超載破壞試驗。施加豎向荷載過程中，圍巖的豎向應(yīng)力逐漸增加；而模型側(cè)向應(yīng)力受鋼板平面應(yīng)變約束，也隨著豎向荷載而逐漸增大。因此，超載破壞下圍巖的應(yīng)力路徑類似于加軸壓、加圍壓的應(yīng)力路徑。試驗過程中，記錄應(yīng)變、沉降和裂縫擴展情況等，確定模型峰值荷載 σzmax。荷載作用下，圍巖側(cè)壁初次塌落剝落時定義為初次破壞，此時，隧洞已經(jīng)破壞，洞型發(fā)生改變，形成新輪廓的隧洞模型，但仍可以繼續(xù)承載。繼續(xù)加載，破壞范圍進一步增大，產(chǎn)生二次破壞，如此反復(fù)，最終發(fā)生整體坍塌破壞。本文以側(cè)壁初次塌落破壞對應(yīng)的荷載為峰值荷載，不考慮后繼承載能力。

2）開挖卸載破壞試驗

首先，制作實心的均質(zhì)物理模型，并分別施加60% σzmax、 100%σzmax（ σzmax為超載破壞試驗得到的模型峰值荷載）的初始圍巖壓力；保持初始圍巖壓力不變，取下開挖窗約束鋼板，通過開挖窗一側(cè)逐漸向內(nèi)進行開挖，觀測開挖擾動引起的圍巖變形破壞特征。圍巖開挖后，因徑向約束解除，導(dǎo)致洞周圍巖徑向應(yīng)力減小，軸向應(yīng)力增加，類似于加軸壓、卸圍壓的應(yīng)力狀態(tài)。若隧洞開挖完成后仍保持穩(wěn)定，繼續(xù)加載直至破壞。具體試驗方案如表2所示。

表2 試驗方案設(shè)計Tab. 2 Test schemes design

2 隧洞加卸載試驗

2.1 超載破壞試驗研究

2.1.1 圍巖裂隙演化過程

隧洞圍巖超載試驗的裂隙發(fā)展過程如圖3所示。

圖3 圍巖超載試驗裂隙發(fā)展過程Fig. 3 Fracture development of surrounding rock overloading test

圖3（a）為預(yù)制的隧洞模型。隧洞模型達到設(shè)計強度后，在頂部逐漸施加豎向荷載σz。荷載較小時，模型隧洞無明顯變化。當(dāng)荷載σz增加到0.833 MPa（豎向荷載Pz=50 kN）時，模型隧洞的拱底產(chǎn)生細小裂紋，墻腳和拱肩出現(xiàn)小細粒掉落，見圖3（b）。當(dāng)荷載達到1.167 MPa（Pz=70 kN）時，原左側(cè)裂縫貫通并張開，且深部產(chǎn)生新裂隙，破壞深度約2.5 cm；右側(cè)墻腳裂紋斜向上擴展，產(chǎn)生若干豎向裂縫，見圖3（c）。荷載增加到σz=1.50 MPa（Pz=90 kN）時，右側(cè)張裂面也整體剝落，剝落深度3.2 cm，見圖3（d），模型發(fā)生初次破壞。隨著荷載進一步增加，圍巖逐層剝落，破壞面逐漸向兩側(cè)深部繼續(xù)發(fā)展，左側(cè)破壞深度為3.4 cm，右側(cè)破壞深度為3.5 cm，見圖3（f）。

隧洞超載試驗下的破壞面特征見圖4，破壞主要發(fā)生在直墻兩側(cè)。荷載作用下，圍巖直墻附近產(chǎn)生豎向裂縫，裂縫寬度增大，破壞范圍逐漸向徑向移動；同時，墻腳和拱肩分別形成斜向上和斜向下的剪切裂縫，切割隧洞直墻形成楔體，并向洞內(nèi)移動，裂縫寬度增大，形成若干張拉破裂面，進而逐層剝落，產(chǎn)生“V”型片幫剝落現(xiàn)象。破壞形式為直墻側(cè)壁楔體剪切破壞和豎向張拉破壞耦合的劈裂片幫破壞（圖4紅線）。

圖4 隧洞模型的破壞面Fig. 4 Failure surfaces of tunnel model

2.1.2 應(yīng)變演化規(guī)律

隧洞超載試驗過程中，記錄了洞周各點的徑向和切向應(yīng)變，試驗應(yīng)變片布置見圖5。

圖5 模型試驗應(yīng)變片布置Fig. 5 Strain gauges layout of model test

各測點的切向應(yīng)變、徑向應(yīng)變隨豎向荷載的變化曲線分別見圖6、7，部分應(yīng)變片由于邊界影響，數(shù)據(jù)不完整而未列出。

由圖6可知：隧洞拱底切向測點1在載荷作用下表現(xiàn)為受拉狀態(tài)，但拱底處的拉壓應(yīng)變處于較小值（約10–4），與圖4拱底在荷載作用下產(chǎn)生豎向拉裂縫，但沒有持續(xù)擴展的結(jié)果一致。隧洞側(cè)墻切向測點2、3、15、16在載荷作用下表現(xiàn)為受壓狀態(tài)，在低荷載狀態(tài)下應(yīng)變緩慢增長，其中：測點3的增長速度較快；當(dāng)荷載增加到1.167 MPa后，測點的應(yīng)變增長速度為測點15＞測點16＞測點3，即測點15、16的應(yīng)變增長速度加快且超過測點3，主要原因是此時右側(cè)洞壁開裂、剝落而受荷減?。▓D3（d）、（e））。測點4、5在荷載作用下表現(xiàn)為受壓狀態(tài)；在低荷載狀態(tài)下，其應(yīng)變緩慢增長；荷載超過1.250 MPa（75 kN）后，其壓應(yīng)變快速增長，此時拱肩處開始產(chǎn)生裂隙。

圖6 隧洞模型超載下洞周切向應(yīng)變隨荷載變化曲線Fig. 6 Curves of tangential strain variation with the load under overloading in tunnel model

由圖7可知：隧洞側(cè)墻徑向測點6、7、8在載荷作用下表現(xiàn)為受拉狀態(tài)；豎向荷載達到0.333 MPa時測點拉應(yīng)變開始波動增加，其中拱腰處測點7拉應(yīng)變最大；當(dāng)荷載增加到1.167 MPa左右時，3個測點的拉應(yīng)變出現(xiàn)突變，其后應(yīng)變值不規(guī)律地上下波動，表明側(cè)墻處應(yīng)變片已受拉破壞，該結(jié)果與圖3（c）中直墻豎向張拉裂縫結(jié)論一致。載荷作用下，隧洞拱頂徑向測點17、18、19受壓變形，其壓應(yīng)變緩慢增大，沒有明顯的突變破壞點，表明隧洞拱頂保持穩(wěn)定。并且，隧洞拱底徑向測點12、14受壓變形，豎向荷載達到0.5 MPa時，伴隨著拱底開裂，其壓應(yīng)變明顯增加，見圖3（b），之后壓應(yīng)變保持穩(wěn)定，表明拱底破壞范圍不再增加。

圖7 隧洞模型超載下洞周徑向應(yīng)變隨荷載變化曲線Fig. 7 Curves of radial strain variation with the load under overloading in tunnel model

由應(yīng)變結(jié)果可知：隧洞拱底切向和側(cè)墻徑向承受拉應(yīng)力作用，導(dǎo)致隧洞裂隙的產(chǎn)生和擴展；破壞過程為由低應(yīng)力時的拱底拉裂轉(zhuǎn)變?yōu)楦邞?yīng)力時的側(cè)墻拉剪耦合的“V”型片幫剝落破壞。由圖7也可知，模型超載試驗的峰值荷載 σzmax為1.500 MPa。

2.2 卸載破壞試驗研究

2.2.1 60%σzmax開挖卸載破壞試驗

1）破壞裂隙演化過程

隧洞圍巖60% σzmax應(yīng)力下開挖卸載破壞試驗的裂隙發(fā)展過程見圖8。開挖前，先將模型初始應(yīng)力σz增加到60% σzmax， 即1.000 MPa（Pz=60 kN）（圖8（a））；同樣地，受模型填筑均勻性的影響，模型底部產(chǎn)生一定范圍的豎向裂縫。保持初始地應(yīng)力不變，從模型一側(cè)逐漸向內(nèi)開挖完成，模型左側(cè)墻腳產(chǎn)生若干裂紋，右側(cè)墻腰2.5 cm深處產(chǎn)生一條1.5 cm左右的豎向裂縫，拱底裂縫寬度增大，隧洞開挖卸載形成一定的開挖損傷區(qū)，但隧洞圍巖保持整體穩(wěn)定（圖8（b））。

圖8 隧洞模型60%σ zmax 開挖卸載破壞的裂隙發(fā)展過程Fig. 8 Fracture development process of tunnel model under excavation unloading 60%σzmax

為進一步觀察隧洞的破壞演化過程，繼續(xù)在模型頂部施加荷載。當(dāng)荷載增加到1.083 MPa時，左側(cè)墻腳裂紋向上擴展，裂紋擴展方向逐漸與直墻平行，右側(cè)墻腳至拱肩產(chǎn)生大量不連續(xù)的豎向短裂縫（圖8（c））；當(dāng)荷載增加到1.167 MPa時，左側(cè)側(cè)墻中部也產(chǎn)生若干豎向短裂紋，墻腳裂紋向上擴展，右側(cè)拱肩形成前后貫通的裂縫，在墻腳和拱肩不斷有小細粒掉落（圖8（d））；當(dāng)荷載增加到1.333 MPa時，右側(cè)直墻下側(cè)剝落，剝落深度約2.0 cm（圖8（e））；當(dāng)荷載增加到1.583 MPa時，隧洞兩側(cè)“V”型楔體剪切面形成，左側(cè)直墻剝落深度達到4.5 cm，右側(cè)直墻剝落深度達到4.0 cm，見圖8（f）。荷載加載時，形成新的剝落破壞，破壞面逐漸向兩側(cè)深部繼續(xù)發(fā)展。

由上述結(jié)果可知，隧洞模型在60% σzmax圍巖應(yīng)力作用下的開挖卸載，僅在圍巖側(cè)墻附近產(chǎn)生小范圍的損傷開裂。開挖完成后繼續(xù)加載，隨著荷載的作用，側(cè)墻中部附近產(chǎn)生豎向劈裂裂紋，同時在墻腳和拱肩形成斜剪裂縫，切割隧洞直墻形成楔體，且其滑移面向內(nèi)移動，側(cè)墻豎向張拉裂縫寬度增大，進而逐層剝落。破壞形式為側(cè)壁楔體剪切破壞和豎向張拉破壞耦合的“V”型片幫劈裂。

2）應(yīng)變演化規(guī)律

隧洞開挖卸載過程中，記錄了洞周各點的徑向和切向應(yīng)變，試驗應(yīng)變片布置同圖5，各測點的切向應(yīng)變、徑向應(yīng)變隨豎向荷載的變化曲線分別見圖9、10。

圖9 60%σ zmax開挖卸載下洞周切向應(yīng)變隨荷載變化曲線Fig. 9 Curves of tangential strain variation with the load under excavation unloading 60%σzmax

由圖9可知：隧洞模型開挖前，模型變形較小，各測點的應(yīng)變值均較小。模型開挖完成后，應(yīng)變僅有小量增加；繼續(xù)加載，模型拱底切向測點1表現(xiàn)為受拉狀態(tài)，表明拱底受拉，受力狀態(tài)與圖8（b）一致；洞周測點2、3、5在荷載作用下壓縮變形，向臨空面擠壓變形。對比測點3和15的切向應(yīng)變可知：模型加載到1.167 MPa前，兩測點應(yīng)變值基本相同；當(dāng)荷載繼續(xù)增加，測點15的應(yīng)變增長速度明顯大于測點3，即靠近洞周圍巖松動破壞，應(yīng)力水平降低，應(yīng)變增速下降。

由圖10可知：直墻深部測點10、11開挖擾動產(chǎn)生拉應(yīng)力，開挖完成后，拉應(yīng)變達到最大值，表明直墻兩側(cè)圍巖受拉應(yīng)力作用；拱底測點12、13在開挖和繼續(xù)加載過程中產(chǎn)生壓應(yīng)變，應(yīng)變波動較大，但是應(yīng)變值不大，表明拱底保持穩(wěn)定。

圖10 60%σ zmax開挖卸載下洞周徑向應(yīng)變隨荷載變化曲線Fig. 10 Curves of radial strain variation with the load under excavation unloading 60%σzmax

由應(yīng)變記錄結(jié)果可以看出：隧洞開挖前，模型變形不大，應(yīng)變值較??；隧洞開挖后，洞周各點的應(yīng)變明顯增大，拱底切向和直墻徑向承受拉應(yīng)力作用，導(dǎo)致隧洞裂隙的產(chǎn)生和擴展，同時，墻腳和拱肩產(chǎn)生剪切裂縫，使隧洞圍巖向臨空面擠壓變形，側(cè)墻發(fā)生拉剪耦合的“V”型片幫剝落破壞。

2.2.2 100%σzmax開挖卸載破壞試驗

1）破壞裂隙演化過程

隧洞模型在100%σzmax的初始豎向應(yīng)力作用下開挖卸載破壞試驗的裂隙發(fā)展過程如圖11所示。

圖11 隧洞模型100%σ zmax 開挖卸載裂隙發(fā)展過程Fig. 11 Fracture development process of tunnel model under excavation unloading 100%σzmax

開挖隧洞前，先將模型初始應(yīng)力σz增加到1.500 MPa。保持初始地應(yīng)力不變，從模型一側(cè)逐漸向內(nèi)開挖，圍巖直墻兩側(cè)有若干不連續(xù)的豎向小裂隙，拱腳沒有產(chǎn)生明顯的裂隙，整體保持穩(wěn)定，模型開挖完成后如圖11（a）所示。

為了觀察隧洞圍巖進一步破壞的演化過程，繼續(xù)施加荷載。當(dāng)荷載增加到1.750 MPa時，兩側(cè)墻腳產(chǎn)生斜向上的剪切裂縫，裂紋向上擴展，左側(cè)直墻約1.0 cm深處也產(chǎn)生豎向裂縫，直墻圍巖向臨空面擠壓潰曲（圖11（b））；當(dāng)荷載增加到1.833 MPa時，直墻兩側(cè)圍巖均向臨空面擠壓潰曲，墻腳到拱肩的“V”型楔體貫通剪切破壞面，見圖11（c）；繼續(xù)加載，將形成新的剝落破壞，破壞面逐漸向兩側(cè)深部繼續(xù)發(fā)展，第3層剝落裂縫已經(jīng)貫通，見圖11（d）。

開挖卸載下，隧洞圍巖破壞主要發(fā)生在隧洞側(cè)墻。側(cè)墻附近首先產(chǎn)生豎向劈裂裂紋，同時在墻腳和拱肩形成斜剪裂縫，切割隧洞直墻形成楔體，楔體滑移面向內(nèi)移動，直墻兩側(cè)圍巖的豎向裂縫寬度增大，形成若干張拉裂縫，進而逐層剝落。破壞形式為側(cè)壁楔體剪切破壞和豎向拉破壞耦合的“V”型片幫破壞。

2）應(yīng)變演化規(guī)律

隧洞開挖卸載破壞過程中，記錄了洞周徑向和切向應(yīng)變，試驗應(yīng)變片布置同圖5，各測點的切向、徑向應(yīng)變隨豎向荷載的變化曲線分別見圖12、13。

圖12 隧洞模型開挖卸載100%σ zmax洞周切向應(yīng)變隨荷載變化曲線Fig. 12 Curves of tangential strain variation with the load under excavation unloading 100%σ zmax in tunnel model

圖13 隧洞模型開挖卸載100%σ zmax洞周徑向應(yīng)變隨荷載變化曲線Fig. 13 Curves of radial strain variation with the load under excavation unloading 100% σzmax in tunnel model

由圖12可知：隧洞模型開挖前，模型各測點的應(yīng)變值均較小，即模型變形較??；模型開挖后，各測點的應(yīng)變值因開挖擾動有一定的波動，但波動范圍不大；隧洞模型繼續(xù)加載，洞周各測點的壓應(yīng)變逐漸增加，表明隧洞開挖后向臨空面擠進變形，其中，測點16的壓應(yīng)變增加較大，是受邊界影響導(dǎo)致的數(shù)據(jù)異常。

隧洞側(cè)墻徑向測點6、7、8、9、10、11由于應(yīng)力過大而拉應(yīng)變溢出，數(shù)據(jù)未列出?？梢婋S荷載的增加，隧洞直墻兩側(cè)圍巖的破壞范圍增加。拱底測點12、13在荷載作用下產(chǎn)生壓應(yīng)變，但應(yīng)變值不大；隧洞整體剝落后，拱底壓應(yīng)變值有一定的回彈。隧洞拱頂應(yīng)變在開挖和繼續(xù)加載時應(yīng)變基本保持穩(wěn)定。

由應(yīng)變記錄結(jié)果可以看出：隧洞開挖前，模型變形不大，應(yīng)變值較小；隧洞開挖后，洞周各點應(yīng)變增大，拱底切向和側(cè)墻徑向受拉應(yīng)力作用，導(dǎo)致隧洞豎向裂紋的產(chǎn)生和擴展，同時，墻腳和拱肩產(chǎn)生剪切裂縫，圍巖向臨空面擠壓變形而發(fā)生松動破壞，松動圈內(nèi)應(yīng)力水平降低。

2.3 加、卸載試驗對比分析

圖14為不同試驗工況下洞周測點切向應(yīng)變的變化曲線，其中，黑色曲線表示隧洞超載應(yīng)變曲線，紅色曲線表示隧洞在60% σzmax（1.000 MPa）初始應(yīng)力下開挖卸載的應(yīng)變曲線。兩種試驗下的豎向加載方式和大小相同，但圍壓變化不一致，其中，超載試驗的應(yīng)力–應(yīng)變過程曲線較為平滑，卸載試驗的應(yīng)力–應(yīng)變曲線波動較大。分析認為：試驗開挖階段，受開挖擾動的影響，應(yīng)變曲線波動偏大；其后的加載段，由于應(yīng)變片粘貼在模型表面，開挖卸載試驗施加了較大的初始應(yīng)力，應(yīng)變片受側(cè)向邊界約束的影響較大，導(dǎo)致應(yīng)變數(shù)據(jù)產(chǎn)生較大波動，但數(shù)據(jù)的整體規(guī)律一致。

圖14 不同工況下洞周各點切向應(yīng)變變化曲線Fig. 14 Change curves of tangential strain under different working conditions

由圖14可知：拱底測點1均產(chǎn)生一定的拉應(yīng)變（10–4），但應(yīng)變值較小且不再增長，變化規(guī)律基本接近；測點3、5、15在開挖卸載模式下的應(yīng)變增速大于超載模式。說明開挖卸載模式下，前期圍巖受到開挖體的側(cè)向約束作用，導(dǎo)致圍巖向臨空面的變形不充分；后期受載時，圍巖向臨空面快速變形，故開挖卸載路徑下圍巖對荷載擾動更敏感，變形速度更快，破壞發(fā)展更快。

圖15為隧洞模型在超載和卸載模式下的破壞面對比。圖15（a）為隧洞在超載模式下，表面荷載為1.500 MPa時的破壞面；圖15（b）為隧洞在60%σzmax初始應(yīng)力下開挖卸載，表面荷載為1.500 MPa時的破壞面；圖15（c）為隧洞在100%σzmax初始應(yīng)力下開挖卸載，表面荷載為1.833 MPa時的破壞面。由圖15可知：隧洞超載時，直墻兩側(cè)圍巖整體剝落，剝落體保持完整；在有初始應(yīng)力狀態(tài)下開挖卸載時，直墻兩側(cè)圍巖向臨空面擠壓潰曲，剝落體的完整性差，圍巖更顯脆性，同樣表明開挖卸載路徑下的破壞更加劇烈。

圖15 不同工況下隧洞模型破壞面對比Fig. 15 Comparison of tunnel model failure surfaces under different working conditions

3 結(jié) 論

采用超載試驗和卸載試驗對比研究了隧洞在不同應(yīng)力狀態(tài)下的破壞模式，得到如下結(jié)論：

1）超載試驗中，圍巖拱底表現(xiàn)為受拉狀態(tài)，隧洞拱頂表現(xiàn)為受壓變形。隧洞拱底切向和側(cè)墻徑向承受拉應(yīng)力作用，導(dǎo)致隧洞裂隙的產(chǎn)生和擴展。隧洞圍巖的破壞主要發(fā)生在直墻兩側(cè)。荷載作用下，隧洞直墻附近產(chǎn)生的豎向裂縫寬度逐漸增大，破壞范圍逐漸向徑向擴展，同時在墻腳和拱肩分別形成斜向上和斜向下的剪切裂縫，切割隧洞直墻形成楔體，并向洞內(nèi)移動，裂縫寬度增大，形成若干張拉破裂面，進而逐層剝落；破壞由低應(yīng)力時的拱底拉裂轉(zhuǎn)變?yōu)楦邞?yīng)力時的側(cè)墻拉剪耦合“V”型片幫剝落破壞。

2）卸載試驗中，分析了隧洞在60%σzmax和 100%σzmax圍巖應(yīng)力作用下的開挖卸載過程。試驗表明：開挖擾動下，拱底切向表現(xiàn)為受拉狀態(tài)，直墻深部產(chǎn)生拉應(yīng)變，拱底在開挖過程中產(chǎn)生壓應(yīng)變。隧洞在60%σzmax作用下的開挖卸載，隧洞僅在側(cè)墻附近產(chǎn)生小范圍的損傷開裂；在100%σzmax作用下，圍巖側(cè)墻有若干不連續(xù)的豎向小裂隙，破壞主要發(fā)生在隧洞側(cè)墻，破壞面對稱。兩種卸載工況下，破壞形式均為側(cè)壁楔體剪切破壞和豎向張拉破壞耦合的“V”型片幫劈裂破壞。3）超載和開挖卸載對比分析，兩種工況在拱底均產(chǎn)生一定的拉應(yīng)變，而側(cè)墻和拱腰處在開挖卸載模式下的應(yīng)變增速大于超載模式，開挖卸載模式下圍巖向臨空面的變形速度更快。隧洞超載時，直墻兩側(cè)圍巖整體剝落，剝落體保持完整；開挖卸載時，直墻兩側(cè)圍巖向臨空面逐層擠壓潰曲，剝落體的完整性差，開挖卸載路徑下的圍巖破碎程度更大。