穿越活断层铰链式衬砌隧道减震措施动力响应研究

2021-08-06姬云平

地震工程学报 2021年4期

姬云平

(中铁第一勘察设计院集团有限公司,甘肃兰州 730000)

0 引言

穿越地震活动带逆断层的山岭隧道易受断层滑动的影响，近年来逐渐受很多学者研究关注[1-8]。马栋等[9]为解决富水铁路隧道断层破碎带极易突水涌泥的难题,依托赣深高铁龙南隧道F8断层施工,采用地表抽水试验获取F8断层破碎带岩土体渗透系数、抽水影响半径等水文地质参数,提出“地质雷达+TSP+超前钻孔”综合预测手段超前探测断层影响区,并采用“分水降压+内堵外固+安全监测”等综合处理措施;张少强等[10]以云南某穿越断层的隧道工程为背景,利用FLAC3D软件建立了跨断层隧道的三维有限差分模型,分析断层倾角、断层倾向、衬砌厚度对隧道变形及应力的影响;刘学增等[11]以棋盘石隧道为工程背景,采用有限元方法,设置5种不同仰拱半径的三心圆断面,分析了不同衬砌断面型式链式结构隧道的抗错断能力;樊玲等[12]设计了一种三维正断层滑动装置。还有其他学者提出了活动断裂带隧道监测的基本原则和监测方法[13-16]。

综上所述,铁路隧道全洞身穿越地震高发区活动性逆断层可借鉴的设计成果较少。而一味地增加衬砌的刚度不一定能够有效地抵抗地震带的作用。

综上目前已有文献和减震措施可知,目前穿越断层修建隧道有4种设计理念:(1)加固围岩;(2)设置减震层;(3)设置柔性接头;(4)超挖设计。

活动性断层段隧道围岩及支护结构变形机理、隧道衬砌在地震作用下的可靠性、隧道衬砌地震受损后的修复措施、施工过程中的变形控制等问题都是亟待解决的技术难题。基于敦格铁路隧道特点,本文通过现场调查、数值分析、现场测试相结合的方法,研究活动性断层对围岩及支护结构变形机理、地震作用下衬砌结构可靠性等,从而确定活动性断层隧道衬砌结构设计和施工措施,从而保障隧道施工安全、结构稳定、运营安全和震后可修复性,以期为今后类似工程结构设计与施工提供参考。

1 工程简介

敦格铁路阔克萨隧道位于祁连褶皱系阿尔金山断块的党河南山—青海南山断褶带,由于受到多期地质构造的影响,该褶皱带地质构造较为复杂。工点范围内沟谷发育,地形凌乱,植被稀疏。隧道洞身全段位于F3断层破碎带内。隧道纵断面如图1所示。

图1 阔克萨隧道纵断面图Fig.1 Profile view of Kuokesa tunnel

F3断层性质为一左旋走滑逆断层，走向近东西向，倾角75°左右。上盘为震旦系长城组石英片岩，下盘为第三系泥岩夹砾岩。断层破碎带宽度500～1 200 m，物质组成主要为断层泥、断层角砾，局部可见有碎裂岩。该断层为全新世活动断层,有明显活动的痕迹,断层两侧强烈挤压,在断层南侧可见有泉出露。预测未来100年的突发位错量:水平6.2 m、垂直2.8 m。阔克萨隧道全部在断层破碎带内通过,对隧道工程影响很大。考虑隧址区断层分布范围广,日后活动的可能性较大,为提高衬砌结构抗错断性能,采取“衬砌节段+剪切缝”的链式结构方案,即为节段式衬砌结构。顾名思义,节段式衬砌结构不同于整体式浇筑衬砌,而是将整体衬砌分为不同节段,节段间用剪切缝链接,进而提高抗错动能力。

该隧道为单线隧道复合式结构，其中初支为C25喷射混凝土厚25 cm、H175钢架间距0.6 m，钢筋混凝土二次衬砌衬厚55 cm,如图2所示。围岩支护参数如表1所列。

图2 隧道支护结构断面图(单位:cm)Fig.2 Section view of tunnel supporting structure (Unit:cm)

表1 支护参数表Table 1 Physical and mechanical parameters of supporting structure

2 蠕滑错动隧道位移与应力演化

为揭示逆断层地质构造在上盘错动时对下盘岩层内位移场、应力场的影响,采用三维有限差分程序FLAC3D模拟逆断层在不同错动量下岩层位移场、应力场变化规律。

2.1 数值计算假设

考虑到所涉问题的复杂性,对计算模型进行如下简化:模型中下盘为断层带,取Ⅴ级围岩,上盘岩层取IV级围岩;围岩在计算模型中定义为弹塑性材料,符合Mohr-Coulomb屈服准则;错动面采用FLAC3D中Interface的“硬”接触面模拟,在荷载作用下可以产生滑移和分离;逆断层的错动主要通过在右侧面和上盘的底面施加与断层倾角一致的位移来实现。

2.2 计算模型及参数选择

(1)计算模型

数值分析采用三维弹塑性分析,数值模型长400 m(x轴方向)、宽50 m(z轴方向)、高100 m(y轴方向),如图3所示,共剖分128 000个单元,断层倾角为75°。在数值模型试验中,采用模型上盘不动,即断层带(左侧部分)底部及左侧为位移约束,顶面为自由边界;右侧滑动块底部和右侧边界为位移速率边界,顶面为自由;模型的前后方向(z方向)采用位移约束。

图3 逆断层错动数值模型及边界条件Fig.3 Numerical model of reverse fault dislocation and its boundary conditions

(2)物理力学参数

模拟断层带岩体下盘为Ⅴ级围岩、上盘为Ⅳ级围岩，隧道围岩及结构采用八节点六面体单元来模拟。Ⅳ、Ⅴ级围岩的物理力学参数见表2。断层面采用interface单元模拟，法向和切向刚度为20.76 GPa，内聚力为0.125 MPa，摩擦角为23.5°，抗拉强度为47.9 kPa。

表2 物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters

2.3 计算结果分析

为了研究不同断层错距对地层变形的影响特征,模拟了断层错动0.5 m、1.5 m、2.0 m及3.0 m工况,不同错距下下盘断层产生的附加竖向变形云图和竖向应力分布特征如表3所列。

由表3计算结果得出:不同错距时下盘断层发生的最大竖向附加变形不同,表现为错距越大下盘产生的最大附加变形量越大;不同错距下对下盘断层地层竖向变形主要影响区域在距断层面5 m范围内,但对地层表层部分变形影响范围大于对深部的影响,到达一定深度后影响范围基本一定。

表3 不同错距下盘断层产生的附加竖向变形云图和竖向应力分布特征Table 3 Additional vertical deformation and stress distribution characteristics caused by footwall fault with different offset

(1)断层在不同错距下对下盘竖向应力分布特征影响规律基本一致,除去模型底部边界效应影响外,皆呈现出断层错动对深部应力扰动较大,而对浅部应力扰动较小的规律;

(2)不同错距错动后,地层相同深度位置处的应力值相差不大,表明断层错动后相邻地层的应力值与分布特征基本定型,错距增大对其影响较小;

(3)断层错动后对下盘地层应力扰动范围要远大于变形影响范围。

3 黏滑错动围岩结构动力响应分析

根据上节揭示的逆断层地质构造在上盘错动时对下盘岩层内位移场、应力场的影响,本节继续采用三维有限差分程序FLAC3D模拟不同围岩加固方式和超挖设计工况对穿越活动断层铰链式衬砌隧道的减震影响,选取最优工况服务于工程建设,同时为今后类似工程结构设计与施工提供参考。

3.1 计算模型建立

(1)模型及参数

数值计算中隧道结构采用单线隧道复合式结构型式,三维数值模型计算范围选取沿隧道轴线纵向(z轴)取50 m,隧道横截面方向(x轴)长56 m、约取隧道跨度的6倍,垂直方向(y轴)取62 m,隧道埋深24m，处于模型中偏上部位。隧道轴线方向与断层面倾向一致。其力学参数与2.2节一致。

计算模型如图4所示，其底部施加沿横向水平(x方向)地震波，土体及支护计算参数如表4所列,其中加固圈厚度为80 cm,减震层厚度为15 cm。

表4 土体及支护计算参数Table 4 Calculation parameters of soil and support

图4 三维数值计算模型Fig.4 Three-dimensional numerical model

(2)监测点布置

监测点设在隧道的衬砌上,沿隧道进深方向每隔4 m设一组监测点,位置如图5所示。

图5 衬砌上横断面监测点示意图Fig.5 Schematic diagram of monitoring points on cross section of lining

(3)地震波选取

本文采用瑞利阻尼,最小临界阻尼比。本文选择最小临界阻尼比为3%;结合地震动峰值加速度最小中心频率确定为2.5 Hz。采用埃而森特罗波(EI Centro)，20 s加速度时程曲线如图6所示。从模型底部施加该地震波，采用黏弹性动力边界条件。

图6 地震加速度时程曲线Fig.6 Time history curve of seismic acceleration

(4)围岩加固工况

加固围岩的主要有全环间隔注浆、全环接触注浆和局部注浆三种方式。本文计算模型分为无加固圈、全环间隔注浆法形成的加固圈、全环接触注浆法形成的加固圈、利用局部注浆法形成的加固圈四种工况,断面如图7所示。

图7 围岩加固计算工况Fig.7 Calculation conditions of surrounding rock reinforcement

(5)超挖设计工况

在得到最优加固圈和减震层工况的基础上,分别设置2种不同的超挖对比,工况1为:预留超挖面,仅施作一层50 cm厚衬砌,工况2在工况1的基础上，在预留的空间再施做一层衬砌，形成2层衬砌的复合结构,如图8所示。

图8 不同工况横断面示意图Fig.8 Diagram of cross section under different working conditions

3.2 围岩加固工程结果对比分析

(1)位移响应对比分析

① 衬砌各监测点的沿隧道轴线方向位移对比由表5可知，衬砌在地震作用下整体沿隧道轴线方向移动，当大小位移差值越大，衬砌压应变就越大，衬砌就越容易被压坏或是拉坏，全环接触注浆和全环间隔注浆加固加固效果较好。

表5 衬砌结构沿隧道轴线方向位移差值(单位:mm)Table 5 Displacement difference of lining structure along tunnel axis (Unit:mm)

② 衬砌各监测点沿主震方向位移对比

由表6可知,在地震作用下注浆加固对隧衬砌的位移影响不大。

表6 衬砌结构沿主震方向位移(单位:mm)Table 6 Displacement of lining structure along the direction of main shock (Unit:mm)

(2)应力响应对比分析

① 衬砌上各个监测点的最大拉应力对比

由图9可知,4种工况衬砌的下半部分的拉应力明显小于上半部分所受的拉应力。由图10可知，局部注浆加固、全环接触注浆加固和全环间隔注浆加固相对无加固圈加固，从最大拉应力降低幅度来看，局部注浆加固降低幅度最小，全环接触注浆次之，全环间隔注浆加固降低幅度最大。

图9 衬砌关键部位最大拉应力峰值Fig.9 Peak value of maximum tensile stress at key parts of lining

图10 衬砌关键部位最大拉应力峰值相对无加固圈降低幅度Fig.10 Decrease of the peak value of maximum tensile stress at key parts of lining relative to the working condition without reinforcement ring

② 衬砌上各个监测点的最大压应力对比

由图11及图12可知,局部注浆加固相比于无加固圈时，衬砌的许多部位的压应力增大，全环接触注浆加固和全环间隔注浆加固和明显降低了衬砌上的压应力。但是全环接触注浆加固时衬砌在拱顶、拱腰、仰拱处压应力的减小幅度大；全环间隔注浆加固时衬砌在拱肩和墙角部位处的应力降低幅值较大。

图11 衬砌关键部位最大压应力峰值Fig.11 Peak value of maximum compressive stress at key parts of lining

图12 关键部位最大压应力峰值相对无加固圈降低幅度Fig.12 Decrease of the peak value of maximum compressive stress at key parts of lining relative to the working condition without reinforcement ring

(3)加速度响应对比分析

由图13可知,虽然4种工况衬砌上的主震方向的加速度均呈现出放大效应,但加速度时程曲线相似，加速度峰值相差很小，可见注浆加固圈没有改变衬砌在地震中的震动频谱特性。

图13 衬砌各监测点沿主震方向加速度峰值Fig.13 Peak acceleration of each monitoring point of the lining along the direction of main shock

3.3 超挖设计工况结果对比分析

由图14可知施做二层衬砌对位移在震动响应中影响非常小;由图15(a)知隧道施做减震层和加固圈后,不会对衬砌产生拉裂。施做两层衬砌后,仰拱处最大拉应力有所增大;由图15(b)知两种工况下衬砌上所产生的压应力分布规律一致,拱腰处的压应力较大;由图16知两种工况衬砌震动频谱特性一致。

图14 两种工况下的拱顶处位移对比曲线Fig.14 Comparison curves of displacements at vault under two working conditions

图15 施做衬砌隧道关键部位的最大拉应力和压应力Fig.15 Maximum tensile stress and maximum compressive stress of key parts of lining tunnel

图16 不同工况断面接触面拱顶x方向加速度时程Fig.16 Acceleration time history in the x direction of the vault of contact surface under different working conditions

4 典型断面施工设计及监控量测

根据最优围岩加固方式和超挖设计建设后的隧道需要进行现场监测研究,以测试研究结果的准确性和实用性。为此,本节对典型断面进行监控量测研究。

4.1 监控量测技术

设置2个压力应力量测断面,分别为DK191+97、DK191+70;拱顶下沉及水平收敛量测断面间距为5 m。测点布置如图17所示。

图17 监测点布置图Fig.17 Layout map of monitoring points

量测频率:压力量测1次/天,变形量测1～2次/天。现场元件埋设照片如图18所示。

图18 现场元件埋设Fig.18 In-site component burying

4.2 DK191+97断面量测结果

DK191+97断面,自2014年6月1日上台阶开挖支护,2014年6月21日仰拱开挖支护,2014年7月2日浇筑二次衬砌。

由图19(a)、(b)可见,最大围岩压力0.564 MPa，出现在左拱脚，其次为0.4 MPa，出现在左拱腰。量测过程右墙腰及右拱脚部位中因断线而失效;量测围岩压力在埋设2个月后趋于稳定。由图20(c)可见,最大接触压力发生在右墙腰,其次为右拱脚。左墙角部位量测过程中因断线而失效;由图19(d)可见,量测最大混凝土应力为4.69 MPa,发生在仰拱,其次为拱顶4.10 MPa;由图19(e)可见,量测最大二衬钢筋应力17.692 MPa,发生在右拱腰,其次为仰拱16.464 MPa,衬砌内侧钢筋应力分布较为均匀。

图19 DK191+97断面量测结果Fig.19 Measurement results of DK191+97 section

4.3 DK191+70断面量测结果

DK191+70断面,于2014年6月9日上台阶开挖支护,2014年6月29日仰拱开挖支护,至2014年7月10日浇筑二次衬砌。

由图20(a)可见,量测最大围岩压力0.332 MPa,发生在右拱腰,其次为右墙角0.291 MPa;量测围岩压力在初期受台阶施工步骤影响显著。由图20(b)可见,量测喷混凝土均受压,最大发生在右墙腰,其次为右墙角8.17 MPa,喷混凝土应力均未超过材料的容许应力。由图20(c)可见,最大压力0.196 MPa,发生在右拱脚,其次为拱顶0.160 MPa。仰拱部位量测过程中因断线而失效;由图20(d)可见,量测最大混凝土应力为12.01 MPa,发生在左拱腰,其次为左拱脚10.92 MPa;由图20(e)可见,量测最大二衬钢筋应力17.692 MPa,发生在右拱腰,其次为仰拱16.464 MPa。