半成岩隧道斜井结构受力分析及参数优化研究*

胡 强 杨 洪 杨春平 曹 琨

(贵州省交通规划勘察设计研究院股份有限公司 贵阳 550081)

围岩软弱破碎段中的隧道斜井一般采用复合式衬砌结构,其中初期支护是隧道开挖阶段抑制围岩不利变形发展的主要受力结构,而二次衬砌则是隧道后期受力的主要承载结构,相关结构参数的确定要充分考虑围岩的性质及状态、地下水情况、隧道净空尺寸及其埋深等客观条件,是一个相对复杂的过程。韩荣杰等[1]结合某铁路隧道工程,对初期支护喷混厚度、锚杆长度等参数对围岩的稳定性影响进行系统分析,进而总结出一定的参数设置规律。殷小亮等[2]依托青岛地铁6号线华山一路站,采用多种研究手段探究不同支护参数下的隧道施工力学特性。周建春等[3]以定量确定某公路隧道施工初期支护参数为研究对象,采用数值模拟手段验算了初期支护承载能力。姜高勇等[4]研究对比验证了多种隧道二次衬砌可靠度的计算方法,分析总结出相应方法计算偏差的内在原因。

隧道支护结构的参数选取及可靠度分析与隧道建设条件密贴相关,不同围岩情况下的支护结构存在较大的差异性。本文以某隧道斜井工程为研究对象,通过数值模拟手段从钢构件受力、初支混凝土受力及二衬结构受力三方面对支护结构的整体受力进行综合验算,以计算分析该隧道斜井支护结构的可靠性。

1 工程概况

某隧道为分离式特长隧道,左幅隧道起讫桩号ZK21+460-ZK29+470,全长8 010 m,右幅隧道起讫桩号YK21+440-YK29+480,全长8 040 m。考虑到后续运营通风需要,该隧道设置有1座通风斜井,斜井长1 984.926 m,斜井纵坡为-11.14%,井口设计高程为1 924.98 m,井底设计高程为1 703.88 m,高差221.10 m。

该隧道斜井穿越一处断层,其上盘围岩以砂岩夹黏土岩为主,属半成岩,岩质极软,结合差,呈碎裂结构;下盘围岩为印支期二长花岗岩,其节理裂隙发育,岩体破碎,呈碎裂状或裂隙块状结构。因该隧道主洞进口端半成岩段在施工过程中出现较多的初期支护开裂变形问题,为确保斜井支护结构的可靠性,特对其结构进行综合验算。

该段落斜井的设计支护方案为:24 cm厚的C25喷射混凝土、纵向间距为80 cm的I18钢拱架、长度为3.5 m的直径22 mm砂浆锚杆、长度为3 m的直径22 mm锁脚锚杆、45 cm厚C30钢筋混凝土二次衬砌、斜井中隔墙、仰拱填充和路面结构等,其中斜井中隔墙在后期方才施作,故在施工阶段时不作为承重结构考虑。隧道斜井支护结构断面见图1。

图1 某隧道斜井支护结构示意图

2 建模分析

2.1 计算工况设置

结合斜井的工程建设条件,采用数值模拟手段对设计支护方案进行综合分析。考虑到浅埋情况下隧道所承受的围岩压力随埋深增加而增大,故浅埋情况下的分析断面选择在深浅埋分界的界限深度,从而保证所计算工况的代表性。结合相关规范[5]及某隧道斜井的结构参数,计算深浅埋界限深度如下。

ω=1+i(Bt-5)=1.598 m

(1)

Hp=2.5hq=2.5×0.45×2s-1w≈29 m

(2)

式中:Bt为隧道最大开挖跨度,取10.98 m;i为

围岩压力增减率,取0.1;w为宽度影响系数;hq为荷载等效高度;s为围岩级别,取值为5。

同时,考虑到某隧道斜井断层下盘印支期二长花岗岩的工程力学性质相比上盘砂岩夹黏土岩而言相对较好,深埋情况下的分析断面应保证隧道整体处于砂岩夹黏土岩中,且上覆土体深度最大的最不利位置。根据设计图纸可知,深埋分析断面的埋深为65 m,具体深浅埋分析断面示意见图2。

图2 某隧道斜井深浅埋分析断面位置示意图

基于上述分析,本次模型计算共设置2种分析工况,见表1。

表1 分析工况设置表

2.2 模型参数选取

根据隧道斜井的地勘报告及其他相关材料,选取围岩及支护结构的物理力学指标,见表2。

表2 围岩及支护结构的物理力学指标

3 有限元计算分析

采用midas GTS NX软件构建平面应变计算模型,具体模型参数设置如下:根据圣维南原理,取模型宽度为110 m,模型底部深度30 m,模型上部高度根据分析工况调整;隧道初支混凝土采用板单元模拟,二衬采用梁单元模拟,系统锚杆、锁脚锚杆、工字钢均采用植入式梁单元模拟;结合该斜井实际施工情况,模型开挖方法采用环形开挖留核心土法,同时在开挖过程中围岩应力释放比例按钝化网格瞬间释放40%的比例,其后每一循环步释放10%的比例进行,以最大限度地模拟某隧道斜井软弱围岩的受力特性。在此基础上,进行模型计算分析,下面以工况二为例,对计算结果进行分析。

3.1 钢构件受力分析

图3为钢构件受力图。

图3 钢构件受力图

由图3a)可知,在围岩压力的作用下钢构件整体受压,并呈现出上台阶压应力整体较大,中下台阶依次递减的趋势。分析其原因,上台阶初期支护施作时间最早,所承受的围岩压力占比最大,故而结构所承受的应力相对较大。同理,中下台阶的施作时间较晚,且二次衬砌紧跟着施作,故而初期支护结构所承受的围岩压力占比较小,结构受力也较小。

由图3b)可知,钢构件的剪力主要集中于其接头位置,其中拱脚位置处的剪力数值最大。分析其原因,钢构件的接头位置即开挖台阶的分界断面,其存在一定的悬空阶段,易发生侧向挤压变形的现象。实际施工中宜通过增设锁脚管棚等措施,以保证隧道施工安全。由图3c)可知,钢构件在拱部、边墙和仰拱处内侧受拉,拱腰和拱脚处外侧受拉,衬砌受力与实际相吻合。拱脚处剪力和弯矩突变现象是因为初支结构在拱脚处存在明显的拐角,进而引发应力集中效应。

在上述对钢构件内力分析的基础上,进一步分析其应力分布情况,进而判断钢构件是否满足设计要求。考虑到工字钢为弹塑性材料,故而选用遵循材料力学第四强度理论的范式等效应力作为评价其整体受力的力学指标,见图4。

图4 钢构件的范式等效应力

由图4可知,在围岩压力的作用下,钢构件在仰拱、边墙处范式等效应力相对较小,拱顶、拱腰处数值大小居中,而拱脚处的范式等效应力水平较高。拱脚处应力水平较高的原因在于该位置为钢构件连接的拐点,存在着一定的应力集中效应,进而导致范式等效应力出现突变,施工过程可通过增设加劲肋等形式加强该位置的施工质量,初支封闭成环后,应尽快施作仰拱及仰拱回填,减小拱脚位置的应力集中效应。

3.2 初期支护结构受力分析

在上述对初期支护钢构件分析的基础上,对喷射混凝土的受力情况进行分析,综合判断初期支护的结构安全性。喷射混凝土主应力云图见图5,本计算模型中采用二维板单元来模拟喷射混凝土其可提取单元的最大及最小主应力,采用容许应力法分析喷射混凝土的结构安全性。

图5 喷射混凝土主应力云图

由图5a)可知,喷射混凝土的压应力分布规律与钢构件的大体一致,呈现出隧道拱部位置压应力相对较大,隧道边墙和仰拱位置相对较小的趋势。喷射混凝土最小主应力极值出现在隧道拱腰位置,数值为-10.13 MPa。

由图5b)可知,喷射混凝土的拉应力集中出现在锁脚锚杆与初支结构的搭接部位及左、右侧拱脚位置,其中拱脚位置的拉应力水平明显高于其他区域,其极值达-2.91 MPa。

本隧道初期支护采用C25喷射混凝土,其轴心抗压强度为12.5 MPa,弯曲抗压强度为13.5 MPa,抗拉强度为1.3 MPa。结合上述计算结果可知,喷射混凝土在拱脚位置存在一定的拉裂破坏,拉应力超限区域约占截面总面积的1.8%。

3.3 二衬混凝土结构受力分析

作为配筋结构,一般采用安全系数的指标来评价二次衬砌的受力状态。本模型中采用可提取单元轴力值和弯矩值的梁单元来模拟二衬结构,计算结构的安全系数,二次衬砌受力图见图6。

图6 二次衬砌受力图

由图6可知,在围岩压力的作用下二次衬砌整体受压,其中仰拱位置的压应力相对最小,拱顶、拱腰位置次之,拱脚位置则存在一定程度的应力集中现象,其最大值为-2 362.8 kN。与之类似,由于结构自身拐角及采用梁单元简化模拟的影响,二衬弯矩在拱脚位置呈现出明显的应力集中状态,其数值达-417.40 MPa,而其它区域的弯矩值均相对较小。

对二衬拱脚处应力异常集中的现象进行分析,其原因主要有两方面:①围岩应力释放是一个相对漫长的过程,实际的受力荷载是仰拱与仰拱填充等结构物共同承担的,模型中围岩压力则全部由初支和二次衬砌承担,导致计算出来的结构受力较实际情况大;②二衬拱脚处存在相对突兀的结构拐点,且本模型所采用的梁单元无法模拟结构的空间效应,将结构拐点极度简化为一个单元节点,导致该节点的应力集中现象异常严重。鉴于上述原因,后续分析过程中剔除二衬梁单元在拱脚节点的计算结果,以相邻节点作为结构验算的控制点,从而确保分析结论的可靠性。

3.4 工况计算结果对比

参照上述计算流程,再对工况一进行计算分析,并将计算结果代表值汇总见表3。

表3 2种工况计算结果汇总表

对比分析工况一与工况二的计算结果可知,在支护参数相同的情况下,深埋工况下的衬砌结构受力较浅埋工况大,后续结构验算应重点考虑埋深大的工况。

4 衬砌结构验算

4.1 钢构件验算

本隧道采用工字钢为钢材结构,其管壁容许应力可按公式(3)计算。

fc=fb/n

(3)

式中:fc为管壁容许压应力,MPa;fb为管壁极限压应力,MPa;n为结构安全系数,取值1.5。

本隧道工字钢采用Q235钢材,其钢材的容许压应力计算值为156.7 MPa,大于工况一和工况二下工字钢的范式等效应力极大值,故而认为2种工况下钢构件的结构强度均满足要求。

4.2 喷射混凝土的强度验算

本斜井初期支护均采用C25喷射混凝土,其轴心抗压强度为12.5 MPa,弯曲抗压强度为13.5 MPa,抗拉强度为1.3 MPa。结合表3可知,工况一情况下喷射混凝土最大主应力和最小主应力均低于设计强度,初期支护的结构可靠性有所保障。

工况二情况下,喷射混凝土拱脚位置的最大主应力数值局部超过其设计强度,需进行进一步分析。由图5b)可知,拱脚外侧的应力水平最高,其极值达到了2.91 MPa,已超出C25喷射混凝土的抗拉强度设计值,而拱脚内侧的应力水平相对较低,数值在0.65 MPa左右,尚在容许应力水平以内。分析数值模拟结果,认为初支混凝土虽在拱脚处存在局部拉裂,但拉裂区仅存在于拱脚外侧的端头拐角区域,未沿初支截面贯通,初支结构的整体可靠度尚有保障。

4.3 二衬混凝土的强度验算

该斜井二衬采用45 cm厚的C30钢筋混凝土结构,其环向钢筋采用直径22 mm的HRB400钢筋,纵向钢筋采用直径16 mm的HRB400钢筋,箍筋采用直径8 mm的HPB300钢筋,二次衬砌配筋图见图7。

图7 二次衬砌配筋图

在明确二衬结构尺寸及配筋情况的基础上,结合模型计算结果,求解各工况下二衬结构特征点位置的安全系数,具体见表4。

表4 2种工况下二衬结构安全系数汇总表

由图6可知,二衬在拱顶、边墙及拱底位置属于内侧受拉区,在拱腰和拱脚处属于内侧受压区。由表4的结果可知,2种工况下二衬结构的安全系数均满足钢筋混凝土衬砌结构混凝土达到抗拉极限强度的安全系数2.4及混凝土达到抗压或抗剪极限强度的安全系数2.0的要求,隧道结构安全系数及裂缝宽度均满足规范要求,二衬结构的安全性有所保障。

5 结论

采用数值模拟手段对半成岩隧道斜井支护结构的初支钢构件受力、初支混凝土受力及二衬结构受力进行了系统分析,提出相关参数优化的建议,主要结论如下。

1) 对比工况一与工况二的计算结果可知,在支护参数相同的情况下,深埋工况下的衬砌结构受力较浅埋工况大,洞口软弱围岩段的成拱效应较差。

2) 钢构件的剪力主要集中于其接头位置,存在一定的侧向挤压变形风险,实际施工中宜通过在工字钢接头位置增设锁脚锚管等措施,以有效预防不利变形的发展。

3) 钢构件在仰拱、边墙处范式等效应力相对较小,拱顶、拱腰处数值大小居中,而拱脚处的范式等效应力水平较高。施工过程应采取增设加劲肋等形式加强工字钢在拱脚位置的施工质量,初支封闭成环后,应尽快施作仰拱及仰拱回填,以减小拱脚位置的应力集中效应。

4) 通过计算分析喷射混凝土主应力的数值情况及分布规律可知,拱脚外侧的喷射混凝土拉应力存在超出规范限制的可能性。考虑初支钢构件未发生屈服,且初支混凝土的拉裂区未沿初支截面贯通,初支结构的整体可靠度尚有保障。

5) 通过综合计算可知,隧道斜井的钢构件受力、初支混凝土受力及二衬结构受力均满足结构承载力要求,隧道斜井的支护参数设置合理,结构安全性有所保障。

6) 结合隧道结构受力分析可知,半成岩等软弱围岩中的初支钢架接头及拱脚位置的结构受力相对集中,是整环初期支护中的相对薄弱位置,施工过程中应加强周边位移和拱脚下沉等项目的监测工作,必要时及时采取措施进行结构补强,以确保施工期间支护结构安全。