硅藻土地层隧道初期支护力学行为现场试验研究

侯 峰，章慧健，司君岭，张 帅

（1.中铁十八局集团有限公司，天津 300222；2.西南交通大学a.交通隧道工程教育部重点实验室，b.土木工程学院，成都 610031）

近年来，随着国家“一带一路”战略的推进，我国高速铁路事业也在迅速发展.隧道作为一种优化线路，缩短时间以及方便通行的重要工程，在高速铁路建设过程中的地位也在与日俱增.支护体系的选择与设计是隧道整体设计中的重要一环.支护形式、开挖方法和地质条件是不可分割的考虑因素.

硅藻土或硅藻岩（原状介于土岩之间，以下统称硅藻土）主要分布在全球十几个国家，其中中国硅藻土的储量排名世界第二，仅次于美国.目前硅藻土的应用多集中于环保、复合材料、食品级医药等领域，但对于硅藻土工程特性的研究较少［1-2］.

针对硅藻土的工程特性研究主要集中于硅藻土的物理力学特性以及硅藻土边坡的工程案例.方遥越［3］分析了嵊州硅藻土的结构性对其物理力学特性的影响，发现其独特的多孔微观结构是造成嵊州硅藻土高压缩性、强结构性特征的内因.张永双等［4］对腾冲芒棒地区硅藻土的分布和膨胀性进行了研究，认为该区硅藻土属于轻质膨胀性岩土，具有显著的膨胀、崩解现象.洪振舜等［5］采用压汞法和高压三轴仪对日本大分县分布的天然硅藻土的应力水平与孔隙空间分布、强度变形特性进行了研究，认为天然硅藻土具有很强的结构性.高华喜等［6］对嵊州硅藻土滑坡的成因和稳定性进行了研究，认为嵊州硅藻土具有密度小、结构性强、孔隙比大、吸附性强（吸水率达75%～120%）等特点，硅藻土吸水后软化是产生滑坡的主要影响因素.韩建文等［7-8］在嵊州硅藻土地区开展了单桩静载、复合地基承载性能、基床原位激振等现场试验，研究了不同桩型加固硅藻土地基的适宜性，硅藻土桩筏复合地基特性以及基床动力特性.Tateishi［9］对日本天然硅藻土的研究结果表明，尽管其具有很高的天然含水率、强度和弹性模量，但在受到扰动后，硅藻土结构性受到破坏，强度会明显降低.综合目前不同研究者对硅藻土工程地质性质的研究，硅藻土具有含水量高、易崩解、密度低、孔隙大、结构性强等特点，是一种典型的半成岩.

郭长宝等［10］以新建腾泸公路边坡滑坡为例，对硅藻土滑坡的分布特征和形成机理进行了研究，认为受黏土质硅藻土膨胀性、结构性影响，人类工程扰动、降雨等引起边坡表面土体出现强度分层、膨胀性增强和力学强度降低，从而导致原支护结构破坏，并在此基础上，对冯家大山边坡进行了优化设计和数值模拟分析.同时，复杂地质条件下的隧道施工面临软岩大变形、偏压荷载、软岩非线性流变、高压富水突水等问题，在其复合作用下，隧道的围岩变形机理与支护结构的力学行为复杂多变［11］.对于软岩隧道，其围岩强度低、自稳能力差，需要提高支护结构强度与改善支护结构体系去控制围岩变形.

综上所述，目前软岩或土质隧道的施工阶段支护力学行为在国内外都有较多的研究，但是硅藻土隧道工程案例较为少见，同时对于施工阶段支护结构弯矩分布特征的研究也有必要进行完善.本文基于新建杭绍台铁路飞凤山隧道工程，选取试验段开展现场监测，旨在揭示硅藻土地层隧道施工与初期支护力学行为演变特征，为依托工程和今后类似工程的设计施工优化提供参考.

1 依托工程概况及监测方案设计

1.1 工程概况

新建杭州经绍兴至台州（杭绍台）高速铁路位于浙江省中东部，线路由杭甬客专绍兴北站接出，经绍兴市越城区、上虞区、嵊州市、新昌县，穿越绍兴与台州交界的九龙山进入台州市，经台州市天台县、临海市、椒江区、路桥区至温岭市，如图1所示.途经嵊州市、新昌县区域时勘察发现，在玄武岩台地区第三系多期喷发的玄武岩与多期河湖相沉积层中，赋存大量硅藻土，主要分为白色、蓝色和黑色硅藻土，层厚4～90 m不等.

图1 杭绍台铁路线路平面图Fig.1 Hangzhou-Shaoxing-Taizhou railway floor plan

杭绍台铁路飞凤山隧道位于嵊州市境内，起止里程为DK84+449～DK85+780，全长1 331 m.该隧道进口段和出口段均穿越硅藻土地层.为研究硅藻土地层隧道的支护力学特性，在出口端的斜井隧道内设置了试验段，如图2所示，主要穿越硬土状白色、蓝色硅藻土，且洞口段存在一定的地形偏压情况.

图2 飞凤山隧道斜井试验段Fig.2 The inclined shaft test section of Feifengshan tunnel

1.2 硅藻土的物理力学性质

硅藻土具有结构性强、孔隙比高、稳定性差、遇水易软化崩解等特点.根据地勘资料，依托工程硅藻土的基本物理力学指标如表1所示.

表1 硅藻土主要物理力学指标Tab.1 Main physical and mechanical parameters of diatomite

1.3 测试断面布置

为了分析硅藻土浅埋隧道施工期支护结构力学行为，对试验隧道进行多种支护组合形式的现场监测，如图3所示.

图3 监测断面布置图（单位：m）Fig.3 Monitoring section layout（Unit：m）

1.4 断面测点布置与测试方法

测试项目包括A类必测和B类选测项目.A类监测项目主要是拱顶沉降和水平收敛监测，相应的测点如图4（a）所示.B类监测项目主要包括初支钢架应力、围岩-初支接触压力、初支-二衬接触压力，相应的每个断面测点布置如图4（b）所示.

图4 测点布置图Fig.4 Measuring points layout

测试方法：拱顶沉降和水平收敛采用全站仪进行监测；围岩-初支之间接触压力、初支-二衬之间接触压力采用双膜压力盒测试；型钢钢架应力通过表面应变计焊接在型钢钢架翼缘监测；格栅钢架应力通过钢筋计测试相应的格栅钢筋受力；混凝土应力是采用混凝土应变计，通过扎丝捆绑至钢架内、外两侧来测试的.现场传感器安装效果如图5所示.

图5 现场传感器安装Fig.5 Installation of sensors on site

2 现场实测数据分析

2.1 拱顶沉降

选取距洞口13 m、18 m、23 m、28 m等4个典型断面，作出隧道拱顶沉降随时间变化曲线，见图6，监测时间为2019年2月至4月.同时为了分析各种支护组合形式以及不同埋深对拱顶沉降的影响（隧道详细支护组合分布形式见图3），作出各断面最大拱顶沉降沿隧道纵向分布，如图7所示.

图6 拱顶沉降随时间变化关系曲线Fig.6 Relationship curves of crown settlement VS time

图7 各断面最大拱顶沉降沿隧道纵向分布Fig.7 Longitudinal profile of the maximum crown settlementalong tunnel

由图6和图7可知：洞口段拱顶沉降较大，主要由于洞口段埋深较浅，难以形成自承拱，且易受洞外雨水影响；各台阶开挖通过引起拱顶沉降存在一个加速发展过程，在初期支护结构闭环后拱顶沉降渐趋稳定；监测时程曲线显示硅藻土隧道拱顶沉降可分为微小变形阶段（约占总变形量的15%）、急剧变形阶段（约占总变形量的80%）、缓慢变形阶段（约占总变形量的5%）、稳定阶段4个阶段；进洞管棚及洞口段小导管超前支护形式对控制硅藻土地层隧道洞口拱顶沉降是有效的，但需注意管棚与小导管衔接位置的拱顶沉降增加问题；对比格栅钢架和型钢钢架段，两种钢架形式均能较好地控制拱顶沉降，但型钢钢架相比格栅钢架控制效果更佳.

2.2 上台阶水平收敛

选取距离洞口8 m、13 m、18 m、23 m等4个典型断面，作出上台阶水平收敛随时间变化曲线，见图8.现场监测时间为2019年2月至4月，此处规定向隧道内部收敛为正.

图8 上台阶水平收敛随时间变化曲线Fig.8 Convergence curves of upper bench VS time

由图8可知：水平收敛值普遍小于拱顶沉降，均在10 mm以内；上台阶水平收敛随后续台阶开挖而持续增长，在初期支护闭环后趋于稳定.

结合拱顶沉降和水平收敛，选取距洞口13 m断面作出开挖前后的洞室整体轮廓线对比，如图9所示.由图9可知，隧道开挖后，整体呈现向洞内收敛变形，有一定的受偏压荷载特征；宏观上基本是拱顶和仰拱变形大于边墙部位变形.

图9 隧道洞内净空收敛图（单位：mm）Fig.9 Clearance convergence diagram inside tunnel（Unit：mm）

2.3 初支钢架受力分析

为了对比初期支护不同钢架形式（型钢与格栅）的受力，分别给出10 m断面的型钢钢架应力（见图10）和44 m断面的格栅钢架内力（见图11）.图12显示了两类钢架的最终应力沿洞周分布规律，图12中N/A表示数据缺失.

图10 型钢钢架应力随时间变化Fig.10 Stress of steel rib VS time

图11 格栅钢架应力随时间变化Fig.11 Stress of lattice girders VS time

由图10～图12可知：型钢钢架对围岩压力的反应较快，基本在掌子面通过10 d内就能够达到受力峰值；格栅钢架对围岩压力的反应较慢，基本在掌子面通过后30-40 d之后才逐渐达到受力峰值；根据材料是否达到屈服判断型钢钢架和格栅钢架均处于安全状态，均能适应硅藻土地层；型钢钢架仰拱部分由于受力较小，其应力约在掌子面通过后20 d趋于稳定；受力较大的右边墙部位稳定时间约在掌子面通过后40～60 d之间.格栅钢架内、外侧应力在掌子面通过后40 d才趋于稳定.

图12 钢架最终应力沿洞周分布(单位：MPa)Fig.12 Stress distribution of steel rib and lattice girders inside tunnel(Unit：MPa)

2.4 初支弯矩轴力安全系数合成方法及分布规律

基于初期支护喷射混凝土内、外侧应力实测数据，根据材料力学偏心受压构件计算弯矩和轴力为

式中：M表示断面所受弯矩；N表示断面所受轴力；σ1、σ2分别表示监测点内、外侧的混凝土应力；W表示弯曲截面系数；A表示截面面积.

以距洞口10 m断面为例，初期支护的弯矩、轴力、安全系数时程曲线如图13所示，图13中使隧道支护内侧受拉的弯矩为正，轴力受拉为正.由图13中可知：初期支护以负弯矩为主，随着施工过程的推进而持续增加，初支闭环后渐趋稳定.在掌子面通过后20 d以内（根据施工台账换算约为距掌子面20 m内），初期支护弯矩增长速率最快，随后增速放缓，直到掌子面远离60 m后趋于稳定；初期支护轴力随时间不断增长，直到掌子面通过后60 d（约距掌子面60 m），轴力增速降低并渐趋稳定；初期支护安全系数随着隧道施工推进逐渐降低并趋于稳定，此过程可被划分为急剧降低阶段（掌子面通过后0～20 d或0～20 m内）、缓慢降低阶段（20～40 d或20～30 m内）、稳定阶段（40 d或30 m后）3个阶段.通过变形监测数据可知，安全系数的3个阶段分别对应围岩变形的急剧变形阶段、缓慢变形阶段、稳定阶段.

图13 初期支护受力状态时程曲线Fig.13 Stress state of primary support VS time

此外，汇总最终稳定状态下初支弯矩、轴力、安全系数沿洞周分布，如图14所示.与图9所示的隧道轮廓变形规律一致，初支结构负弯矩较大部位正是隧道变形呈现外部受拉特征的部位，且受偏压荷载影响，初支负弯矩量值较大，最大值偏向左上方；正弯矩量值很小，主要分布在左下方.初支轴力分布无明显必然规律，左右有较大不对称性.从最终状态下隧道初支安全系数的分布可知，隧道拱肩部位的安全系数相对最小，仅为4.0～4.5，最大安全系数出现在仰拱，该部位弯矩、轴力均较小.

图14 隧道稳定状态下各参数分布Fig.14 parameters distribution of tunnel under steady state

2.5 接触压力的分配规律

统计各测点围岩与初支、初支与二衬之间的接触压力，见表2.量测到的接触压力总体上量值较小，围岩-初支间的接触压力普遍大于初支-二衬间的接触压力.受现场量测离散性影响，初支和二衬结构荷载承担比例并不稳定，其中初支承担比例平均值约为72.4%，二衬承担比例平均值约为27.6%，两者分担比约为2.6∶1.

表2 初支与二衬分别承担的围岩压力Tab.2 Pressure on primary support and final lining

3 结论

1）进洞拱顶沉降较大，主要由于洞口埋深浅且易受洞外雨水影响.进洞管棚及整个洞口段小导管超前支护形式对控制硅藻土地层隧道拱顶沉降是有效的.初期支护结构闭环后拱顶沉降趋于稳定.

2）隧道初期支护安全系数随着隧道的开挖推进而逐渐降低并趋于稳定，此过程可被划分为：急剧降低阶段（掌子面通过后0～20 d或0～20 m内）、缓慢降低阶段（掌子面通过后20～40 d或20～30 m内）、稳定阶段（掌子面通过后40 d或30 m以后）3个阶段.该3阶段分别对应围岩变形的急剧变形阶段、缓慢变形阶段、稳定阶段.

3）型钢拱架及格栅拱架均能适用于硅藻土隧道.型钢钢架有更强的控制隧道开挖早期变形能力，其与围岩之间的接触压力基本在10 d之内即达峰值，而格栅钢架在30～40 d达到受力峰值，而后趋于稳定.

4）围岩-初支间的接触压力普遍大于初支-二衬间的接触压力，初支承担比例平均约为72.4%，二衬承担比例平均约为27.6%，两者分担比约为2.6∶1.