汶马高速公路沿线广泛分布以炭质千枚岩为代表的层状软岩, 这些岩体具有显著的各向异性特征。层理面的倾角对围岩蠕变特性和支护结构的力学响应具有显著影响^[1]。岩体层理构造导致既有隧道支护结构受偏压荷载的现象已屡见不鲜。受偏压作用影响, 隧道在施工过程中易出现钢拱架扭曲剪断、支护结构开裂、掉块等病害^[2]。同时, 由于岩体的蠕变效应, 作用在支护结构上的荷载会随着运营时间不断增大, 而二次衬砌的安全系数逐渐减小, 支护结构处于更为不利的力学状态。因此, 围岩的蠕变效应对隧道的长期安全性能构成很大威胁。

针对层状岩体对隧道围岩和支护结构的影响, 许多学者进行了研究。李晓红等^[3]通过现场监测和数值模拟的方法对深埋层状围岩隧道进行了研究, 结果表明, 地层结构特征对围岩的变形和破坏具有显著影响。夏彬伟等^[4]基于相似原理, 利用弹脆性材料模拟砂质页岩, 通过模型试验研究了深埋层状围岩的应力分布及变形破坏特征。刘红兵^[5]利用有限差分软件FLAC3D计算了在不同层理面倾角下, 隧道初期支护的应力和锚杆轴力, 结果显示隧道拱部的偏压严重程度与倾角大小有关。李建军等^[6]以泥巴山隧道为依托, 分析了在运营期的不同阶段, 蠕变效应对隧道周边围岩应力重分布以及二次衬砌的力学性能的影响。韩庚友等^[7]通过岩石三轴蠕变机开展单轴蠕变试验, 研究了层状二云石英片岩在不同层理面倾角下的蠕变特性。并采用改进的西原模型对二云石英岩的蠕变参数进行了辨识。

然而, 目前已有的研究主要侧重于层状岩体对隧道施工期受力和变形特性的影响研究, 很少关注层理面和围岩蠕变的耦合作用对支护结构长期力学响应和安全性能的研究。本文基于汶马高速公路鹧鸪山隧道, 通过块体离散元软件3DEC建立层状围岩-支护结构的数值模型, 采用Burgers模型模拟层状岩体的蠕变效应, 并且以现场实测数据为基础, 辨识了围岩的蠕变参数, 探讨了不同层理面倾角下隧道支护结构的受力特性, 并且对二次衬砌的长期力学响应进行了预测。

鹧鸪山隧道位于四川省阿坝藏族羌族自治州, 是汶马高速公路的控制性工程, 为双向4车道分离式隧道。隧道左线全长约8 790m, 右线全长约8 766m, 最大埋深>1 300m。洞身周边的岩体主要为炭质千枚岩、变质砂岩和板岩, 岩体结构破碎、完整性差, 遇水后易发生泥化和软化。围岩主要软弱结构面为千枚岩层理面, 层理平直光滑无填充或由黏土薄膜填充。由水压致裂法测得的数据可知, 鹧鸪山隧道最大主应力量级为13～25.5MPa, 为典型的高地应力层状软岩隧道。隧道纵断面如图1所示。

鹧鸪山隧道采用三台阶预留核心土的施工工法开挖。初期支护由厚0.26m、强度等级C20的喷射混凝土, 20cm×20cm规格的8钢筋网和间距0.5m的I20钢拱架组成。锚杆为长度4.0m20热轧带肋钢筋, 纵向与环向间隔均为1m。二次衬砌为模筑钢筋混凝土, 厚60cm, 混凝土强度等级C30。支护结构的力学参数如表1所示。受偏压和蠕变影响, 鹧鸪山隧道出现二次衬砌开裂现象, 如图2所示。

在高地应力场中, 软弱围岩的蠕变效应显著, 二次衬砌承担较大围岩荷载。因此, 对隧道结构进行长期力学特性监测, 研究二次衬砌应力随时间的演化, 对了解隧道的长期安全性能具有重要意义。选取鹧鸪山隧道左线里程ZK188+005处的层状千枚岩断面为监测面, 现场实测结果显示, 隧道周边层状千枚岩层理面倾角β为62°。

鹧鸪山隧道长期健康监测项目的主要内容包括围岩压应力的监测和二次衬砌内部应力的监测。其中, 围岩压应力监测的具体操作为:在监测断面围岩与初支间安放5组土压力盒, 分别布置在与隧道中线呈0°, 45°和90°位置, 如图3a所示。

二次衬砌应力监测需在其内外侧钢筋上各埋设1组混凝土应变计, 通过应变计算内外侧的应力数值。在监测断面的拱顶、左右拱肩、左右拱腰处对称布置5个监测点, 具体位置与土压力盒的测点相同。混凝土应变计分布如图3b所示。

监测元件安装与隧道实际的施工进度有关, 初期支护所承受的围岩压力监测始于2014年11月29日, 根据二次衬砌的施作时间, 初期支护与二次衬砌间的接触应力以及二次衬砌内部应力监测始于2014年12月23日。采样频率在监测初期较高, 而后随时间的增长逐渐降低。现场实测结果如下。

由图4可知, 高地应力软岩隧道由于岩体软弱破碎, 且具有显著的蠕变性, 开挖后围岩难以自稳, 初期支护将承担较大围岩压力。隧道周边岩体对隧道的支护结构产生持续性挤压作用。初期支护承受的荷载在竣工初期的100d内迅速增加, 随后其增长速率逐渐变缓。尽管如此, 受围岩蠕变效应的影响, 直到隧道运营3年后, 初期支护上的围岩压力仍然出现小幅增加。

受层状千枚岩岩体倾斜层理面影响, 围岩压力分布呈现显著的非对称特性。隧道垂直于层理面方向承受的围岩压力较大, 沿层理面方向的围岩压力较小。最大围岩压力出现在初期支护的左拱肩处, 其数值为1.54MPa, 与初期支护右拱肩处承受的围岩压力0.89MPa相比, 增大73.1%。

隧道二次衬砌的轴力曲线如图5a所示, 受层理面影响, 二次衬砌轴力分布呈现非对称特征。与围岩压力的分布特征相反, 隧道沿层理方向位置的轴力数值较大。二次衬砌轴力从大到小的位置依次为右拱肩、拱顶、左拱肩、右拱腰、左拱腰, 最大轴力为6 470kN。

隧道二次衬砌的弯矩曲线如图5b所示, 令支护结构内侧受拉弯矩为正弯矩, 负弯矩分布在隧道沿层理面的位置, 如右拱肩和右拱腰处。最大负弯矩位于右拱肩, 数值为-126.9kN·m。正弯矩分布在隧道垂直于层理面的位置, 如左拱肩、拱顶和左拱腰处。最大正弯矩位于左拱肩, 数值为236.9kN·m。

安全系数常用于评价二次衬砌的安全性能, 其数值与截面的轴力和弯矩有关, 本文依据JTG D70—2004《公路隧道设计规范》^[8]计算了隧道竣工3年内二次衬砌监测断面处的安全系数, 并绘制曲线, 如图6所示。

在鹧鸪山隧道建成后, 随着二次衬砌内力的增加, 其截面的安全系数不断降低。安全系数达到稳定所需的时间很长, 最终数值较低。安全系数随时间的演化曲线形状类似于双曲线, 可划分为3个阶段:在二次衬砌竣工后的100d内, 由于二次衬砌与初期支护之间接触压力的快速增加, 安全系数的数值迅速降低;在竣工100～800d, 安全系数仍然不断降低, 但下降速率逐渐变缓;在竣工800d后, 安全系数的变化趋于稳定, 其数值几乎不再变化。由于二次衬砌左拱肩处截面承受的弯矩较大而轴力较小, 偏心系数最大, 此处的安全系数最小, 其大小仅为2.64。总体来说, 高地应力层状软岩隧道其二次衬砌结构安全性能偏低, 且在较长时间内不断下降。因此, 可适当增加二次衬砌的厚度, 以确保隧道服役期间的长期安全性。

为了进一步研究层理面倾角的变化对隧道周边围岩的蠕变效应和支护结构长期力学特性的影响, 本文通过块体离散元软件3DEC建立鹧鸪山隧道监测断面层状千枚岩处的支护结构和围岩的三维模型, 层理面倾角分别为0°, 30°, 60°和90°。研究开挖后隧道周边围岩的变形特征, 以及隧道竣工80年内二次衬砌轴力和弯矩随时间的演化情况。

为消除边界效应对计算结果的影响, 模型边界与隧道之间的净距要大于3～5倍的隧道洞径。据此, 利用3DEC建立尺寸为80m×80m×1m的数值计算模型, 如图7所示。在该模型中, 围岩和初期支护采用实体单元模拟, 层理由节理单元模拟, 锚杆采用cable单元模拟, 二次衬砌通过beam单元模拟。根据层理面间距的实测结果适当简化, 计算模型中层理面间距设为1m。模型的下表面固定, 模型的周边施加法向约束, 上表面为自由边界。

根据应力解除法测得初始地应力大小, 在该模型的竖直和水平方向分别施加13.9MPa和11.3MPa的初始应力。

基于室内单轴压缩试验结果, 层状千枚岩的岩体与层理面的物理力学参数分别如表2和表3所示。

蠕变是指在岩体内部应力保持不变的情况下, 其应变随时间持续增长的现象。目前通常利用弹性元件、塑性元件、黏性元件通过串联和并联方式形成的元件组合模型, 来反映岩体蠕变的本构关系^[9]。Burgers模型由1个Kelvin体和1个Maxwell体串联而成, 其结构如图8所示。

其中, Maxwell体能反映岩石的瞬时弹性变形和稳态蠕变过程, Kelvin体能反映岩石的衰减蠕变过程, 因此Burgers模型可较全面地反映围岩的蠕变特征。

蠕变参数辨识的实质是通过回归反演等方法, 确定Burgers模型中的弹性系数及黏滞系数k₁, η₁和k₂, η₂的值, 使得利用这些参数进行数值计算的结果和蠕变试验或现场实测结果的偏差最小, 如式 (1) 所示:

式中:C为计算值向量;R为实测数据向量。基于文献[10]提出的粒子群算法对Burgers模型参数进行辨识, 蠕变参数的数值如表4所示。将Burgers模型的参数代入数值模型中, 进行隧道二次衬砌长期力学响应计算。

本文假定除层理面外隧道周边岩体为均质各向同性理想弹塑性体, 符合Mohr-Coulomb屈服准则, 其蠕变特性满足Burgers模型。

由于隧道周边围岩的蠕变是一个长期过程, 隧道施工过程中围岩的应力状态, 经过长时间的应力重分布, 对隧道运营80年后的围岩和支护结构的应力分布影响很小。因此, 隧道施工时采用的具体工法不做详细模拟。各层理面倾角工况下的隧道数值计算模型经过块体离散元软件3DEC的计算, 得到隧道开挖后其周边各层状围岩的变形数据, 其位移云图如图9所示。

由图9可知, 当层理面倾角β为0°和90°时, 隧道周边围岩的变形呈对称分布。此时, 围岩的最大位移均出现在隧道拱顶位置。层理面与隧道中线斜交时, 隧道周边围岩的变形呈现出显著的非对称特征。随着层理面倾角β的增加, 最大位移所在位置逐渐沿层理方向偏转, 位移指向层理法向方向。开挖后隧道掌子面的轮廓出现向层理法向滑移倾覆趋势。在施工中可适当采取非对称支护等措施, 保证隧道支护结构不因非对称变形发生失稳破坏。隧道周边围岩最大位移的数值随倾角β的增加而逐渐减小, 当β为0°时其大小为2.47mm, β为90°时其大小为1.60mm, 数值减小35.2%。需要注意的是, 尽管在倾角β较大时, 隧道周边围岩的位移峰值较小, 但变形区域集中在隧道拱顶上部, 层状岩体易发生沿层理面的剪切破坏, 隧道支护结构将承受较大的围岩压力。因此, 隧道穿越陡倾地层时应适当提高支护结构的力学参数或采用注浆等辅助工法, 提高层理面的力学性质, 保证隧道施工期的安全。

在隧道静力计算的基础上, 考虑层状岩体的蠕变效应。分析隧道运营80年内, 在具有不同层理面倾角β的岩体中, 二次衬砌关键点处的轴力和弯矩的数值。在计算开始后, 记录隧道运营1年和运营5年的数据, 之后采样频率降低至每隔10年记录1次数据, 二次衬砌轴力随时间的演化曲线如图10所示。

如图10所示, 二次衬砌轴力的数值随时间的增长逐渐增大。各工况的二次衬砌轴力在第1个10年内的增长速率较高, 其增量约占二次衬砌轴力总增长量的62.3%。随后二次衬砌轴力的增长速率迅速降低并逐渐趋于稳定, 隧道运营20年后每10年的增长率基本相同, 轴力-时间曲线近似呈线性变化。

当层理面倾角β为0°和90°时, 二次衬砌内部的轴力沿隧道中线对称分布。最大轴力在β为0°时, 出现在隧道的拱腰处, 隧道运营80年后, 其数值增长至7 648.2kN;在β为90°时, 最大轴力出现在拱顶处, 80年后其数值增长至7 932.8kN。由图10可知, 二次衬砌的最大轴力出现在隧道沿层理面的位置上, 而隧道垂直于层理面位置的轴力数值较小。随着层理面倾角由0°逐渐增大, 最大轴力的位置将由拱腰逐渐向拱顶位置发生偏转。

由计算结果可知, 在隧道运营80年内, 各层理面倾角工况下二次衬砌的轴力随时间的增长率较为相近。这说明层理面倾角对二次衬砌轴力的时间效应影响较小。

在不同层理面倾角β下, 二次衬砌弯矩随时间演化曲线如图11所示。如图所示, 二次衬砌的弯矩随时间的增加而逐渐增大。各工况的弯矩在第1个10年的增长率较大, 随后增长率迅速降低并趋于稳定, 每10年的增长率基本相同。当层理面倾角为0°时, 弯矩沿隧道中线对称分布。正弯矩分布在隧道的拱顶和仰拱位置, 最大正弯矩位于仰拱处, 隧道运营80年后, 其数值增长至681.3kN·m。当层理面倾角为90°时, 正弯矩分布在隧道的拱腰和拱肩位置, 最大正弯矩位于拱腰处, 隧道运营80年后, 其数值增长至273.8kN·m。当层理面倾角由0°向90°变化时, 正弯矩所在位置逐渐向层理面法线产生逆时针偏转, 主要集中在拱顶、仰拱、左拱肩、左拱腰位置;负弯矩则出现在平行于层理面的位置, 如右拱肩、右拱腰、左拱脚处。

二次衬砌的弯矩曲线表明, 层理面倾角β的数值越大, 二次衬砌弯矩随时间的增长率越小, 弯矩的峰值也越小, 围岩的蠕变效应越不显著。因此, 在相同的蠕变时间下, 大倾角层状围岩中修建的隧道二次衬砌结构更安全。

本文以汶马高速公路鹧鸪山隧道为依托, 通过现场长期健康监测和数值模拟手段, 研究了层状岩体的蠕变效应, 并分析了不同层理面倾角β对隧道长期力学响应的影响, 主要得到以下结论。

1) 受层理面的影响, 隧道结构出现显著的偏压特性。现场监测和数值计算数据显示:隧道垂直于层理面的初期支护承受的围岩压力的数值大于隧道沿层理面的位置, 最大围岩压力出现在左拱肩处, 最大二次衬砌轴力出现在右拱肩处。隧道周边围岩变形值与围岩压力的分布规律相同。正弯矩出现在隧道垂直于层理面的区域, 负弯矩出现在隧道沿层理面的区域, 最大正、负弯矩分别位于左、右拱肩处。

2) 随着隧道运营时间的增长, 二次衬砌内力不断增大。第1个10年内的增长率较大, 约占80年总增量的62.3%, 之后每10年的增长率基本相同。二次衬砌的安全系数较低, 且稳定时间较长。在二次衬砌断面竣工后的100d内迅速降低, 直到800d后才逐渐稳定。因此, 可适当提升二次衬砌的厚度, 确保隧道的长期安全性能。

3) 随着层理面角度的增大, 最大正弯矩的位置沿隧道中线逐渐向左拱腰处移动, 出现逆时针方向偏转, 最大轴力的移动方向与最大弯矩相反。当层理面角度为90°时, 二次衬砌的内力沿隧道中线对称分布, 最大正弯矩出现在拱腰位置, 最大轴力出现在拱顶位置。层理面倾角越大, 二次衬砌弯矩的增长率越小。