龙塘隧道出口段二次衬砌开裂原因探究

龙塘隧道出口段二次衬砌开裂原因探究
卜韶芬;史超;胡柏学
【摘要】针对复杂地质条件隧道二衬结构在多因素作用下的开裂损伤,以龙塘隧道左洞二衬开裂为研究背景,通过分析左洞ZK58+795断面的变形监测数据并进行有限元数值模拟,结合理论与实测数据得到如下结论:隧道左洞围岩塑性圈厚度约2m,左洞二次衬砌所受的最大弯矩(1.159 73 tonf· m)(1 tonf=10 kN)出现于拱顶位置,最大轴力(1 118.690tonf)出现于左侧拱腰.出洞口段地形和地质条件的不对称使得支护结构在偏压荷载作用下产生局部应力集中,致使衬砌实际应力超过允许强度,是隧道衬砌开裂的主因,而施工过程中混凝土捣实质量欠缺与后期保养不力也为开裂提供了生长条件,最终造成龙塘隧道左洞二衬混凝土受拉屈服破坏.
【期刊名称】《湘潭大学自然科学学报》
【年(卷),期】2014(036)002
【总页数】7页(P42-48)
【关键词】小净距隧道;偏压;监控量测;数值模拟
【作者】卜韶芬;史超;胡柏学
【作者单位】湘潭大学土木工程与力学学院,湖南湘潭411105;湘潭大学土木工程与力学学院,湖南湘潭411105;湖南省交通科学研究院,湖南长沙410015
【正文语种】中文
【中图分类】TU744
由于受特殊地质和地形条件、线桥隧衔接方式、总体路线线性及工程造价等方面的限制，双洞隧道出现间距难以满足规范的要求，为获得良好的经济效益和环境效益，小净距隧道方案已成为重要的可选方案之一，越来越多地应用于中短隧道和长大隧道洞口局部地段.小净距隧道是一种介于普通分离式隧道和连拱隧道之间的隧道结
构形式，是一种解决特殊地质条件下公路线桥隧相接、总体线性优化等问题的有效形式.受地形限制，不少小净距隧道进出口段都受偏压作用，少数小净距隧道不同
程度存在二次衬砌开裂变形、渗漏水等问题.大量的工程实践表明：地质环境的不
确定性和模糊性及开挖支护不合理是导致偏压小净距隧道二衬混凝土开裂的主要原因.
对隧道二衬开裂的研究一直是工程界十分重要的课题.Asakura和Kojima[1] 对衬
砌的变形机理进行了描述；Richards[2] 、张弥[3] 认为设计初期对衬砌所处的实
际工程和水文地质环境缺乏深入了解，导致设计荷载值与作用在衬砌上的围岩压力值不符，因此造成的各种施工缺陷是衬砌裂损的主要原因；何川和佘健[4]对初期
支护和永久衬砌结构的实际受力状况和围岩体的稳定性进行了长期跟踪观测，并通过模型试验分析了不同施工缺陷对连拱隧道衬砌承载力的影响，从荷载形式和大小、衬砌受力与变形方面探讨了衬砌产生病害的原因.
对于偏压小净距隧道，受地形和地质条件不对称的影响，隧道开挖后应力重新分布，引起隧道围岩变形场和应力场的改变，过大的变形和应力集中都会对围岩应力应变和结构反应造成很大的影响，这种影响通常从隧道洞室岩体中应力集中程度高、结构面强度低的最薄弱部位开始，逐步向岩体内部应力-强度关系中的次薄弱部位发展.
针对复杂地质条件隧道二衬结构在多因素作用下的开裂损伤，本文以龙塘隧道为工程背景，通过分析隧道量测数据及模拟隧道双洞二维模型，探究偏压和施工对隧道
二衬结构开裂的影响，为相似工程环境下隧道衬砌的致裂机理分析提供参考.
1 工程概况
广西壮族自治区汕昆高速公路阳朔至鹿寨段4标龙塘隧道左洞起讫里程为
ZK58+615～ZK58+865，全长250 m，为小净距隧道.单洞采用拱高0.074 m，上半圆半径为5.65 m的三心圆曲边墙结构，隧道净宽11.04 m，净高7.40 m，隧道最大埋深为65 m.进口左侧边坡高200 m以上，坡度50°～55°；出口左侧边坡高度200 m以上，坡度40°～50°，仰坡高度60 m以上，坡度25°～30°.据设计资料，隧道地表层为第四系覆盖层粉质粘土和含砾粘土，围岩为泥盆系下统莲花山组风化泥质细砂岩，局部渐变为泥岩或石英砂岩(见图1)，节理较发育，裂隙间多无填充物，进出口端(ZK58+615～685和ZK58+775～865)围岩级别为Ⅴ级，中部为Ⅳ级.出口段处于明显的斜坡区域(见图2).
表1 龙塘隧道支护参数表
Tab.1 The Supporting Parameters of Long Tang tunnel
(a)Ⅴ级围岩支护参数
项目Ⅴ级围岩衬砌类型XS5aXS5b初期支护C20喷砼24 cm24 cmφ6.5钢筋网@20×20 cm@20×20 cmφ22砂浆锚杆@50×80 cm,L=4.0 m@70×100 cm,L=3.5 m预留变形量12 cm10 cm二次衬砌55 cmC25钢筋砼50 cmC25钢筋砼仰拱55 cmC25钢筋砼50 cmC25钢筋砼辅助施工措施超前大管棚超前小导管初期支护加劲措施I18工字钢@50cmI18工字钢@70 cm
(b)Ⅳ级围岩支护参数项目Ⅳ级围岩衬砌类型XS4初期支护C20喷砼20 cmφ6.5钢筋网@25×25 cmφ22砂浆锚杆@100×100 cm,L=3.0 m预留变形量6 cm二次衬砌40 cmC25钢筋砼仰拱40 cmC25钢筋砼辅助施工措施超前锚杆初期支护加劲措施钢格栅拱@100 cm
龙塘隧道的施工顺序是先进行靠近山体内侧洞室(左洞)的开挖，而后进行靠近山体外侧洞室(右洞)开挖.2013年5月8日龙塘隧道左洞二次衬砌施工全部完成，同一时刻，右洞正进行出口段最后5 m的开挖.跟踪观测表明：2013年6月23日龙塘隧道左洞ZK58+835附近部分二次衬砌开始出现裂缝，之后， ZK58+830处裂缝数量逐渐增加，裂缝开始沿隧道轴向两侧逐渐延伸，2013年7月11日开始出现环向裂缝，而后裂缝发展逐渐放缓，至2013年7月28日裂缝的发展基本结束. 龙塘隧道出口段二衬开裂现场调查结论：
(1) 二衬结构开裂发生于二衬混凝土浇筑4个月后，开裂前二衬混凝土未受到人为外力破坏.
(2) 二衬裂缝分布于左洞出口端左侧拱腰区域ZK58+793～858之间，其中
ZK58+825桩号附近开裂程度较为集中，右洞未产生裂缝.
(3) 轴向裂缝最大延伸长度65.27 m，裂缝宽度1～2 mm之间；环向裂缝最大延伸长度超过11.35 m，裂缝宽度1～2 mm之间.
(4) 所有裂缝均无明显错动，且同一裂缝沿延伸方向基本等宽，开裂区域未发生剥落或渗水现象.
二衬裂缝的分布特征见图3和表2.
表2 裂缝分布特征表
Tab.2 Thecrack distribution characteristics
测量区段轴向裂缝/条环向裂缝/条最大宽度/mmZK58+793～
ZK58+803201ZK58+803～ZK58+813702ZK58+813～
ZK58+8231412ZK58+823～ZK58+8331122ZK58+833～
ZK58+843501ZK58+833～ZK58+858311
2 监测数据分析
根据公路隧道施工技术规范[5]的要求，在龙塘隧道开挖后进行了及时现场布点，
开展选测项目的监控量测工作.ZK58+795测设断面处于开裂区段，依据该断面的
监测数据对开裂区段进行针对性分析.
2.1 二衬混凝土应变
龙塘隧道左洞ZK58+795处二衬混凝土应变的现场监测数据如图4～5(数据来源：JMZX-215埋入式混凝土应变计及JMZX-30XX/B综合测试仪，传感器产地：长
沙金码高科).
图4为ZK58+795断面二衬混凝土累计应变时程曲线，由图可知，在混凝土初凝期，由于受混凝土内部的物理化学反应及初期收缩的影响，二次衬砌的受力情况主要表现为受拉.拱顶A点处的应变值大于按规范[5]换算得到C25混凝土的极限拉
应变45με，说明在混凝土浇筑初期二次衬砌A点附近局部区域内是拉裂缝的可能产生区；当达到初凝之后，混凝土内的拉应变值逐渐减小，最后只有C点处减小
至0而后进入受压状态，且在此变化过程中C处应变变化量绝对值远大于其他两
点应变变化量绝对值.
图5显示为ZK58+795断面二衬混凝土应变速率时程曲线，混凝土初凝期，测点累计应变速率呈上下波动变化，且A点处变化幅度较大；随着混凝土初凝的进行，累计应变速率波动趋缓，且3个测点处变化幅度基本一致；待混凝土初凝完成，
混凝土累计应变速率均变为0，其二衬混凝土累计应变变化已趋于稳定.
在ZK58+795断面二衬混凝土累计应变统计表3中，只有C处在二衬混凝土应变稳定后表现为压应变，A、B处均表现为拉应变，且A处应变值较大.压应变极小
值仅为-4με，换算成应力为-0.12 MPa，该值远小于规范[7]规定的混凝土的轴心
抗压设计强度值，表明二次衬砌混凝土不会发生受压屈服破坏，拉应变极大值达到41με，换算成应力为1.21 MPa，该值接近于规范[7]规定的混凝土的轴心抗拉设
计强度值，存在受拉屈服破坏的风险.在现场施工中发现部分二衬混凝土出现蜂窝、麻面和孔洞等状况，说明龙塘隧道存在二衬混凝土捣实质量较差及后期保养不力的情况，使得二衬混凝土失水过程中及水泥水化热过程中产生的干缩应力和温度应力较大，这也成为了二衬混凝土拉应变增大的一个主要原因.
表3 二衬砼累计应变统计表Tab.3 Statistical tabl e of concrete’s strain in secondary lining洞别测点累计微应变测点示意图A41左洞B21C-4
2.2 两层支护间压力
观测龙塘隧道左洞ZK58+795处两层支护间的压力，有助于研究二次衬砌支护围
岩的效果，分析二次衬砌在围压下的受力状态.
图6为ZK58+795断面两层支护间压力时程曲线(数据来源：JMZX-50XX土压力盒及JMZX-30XX/B综合测试仪，传感器产地：长沙金码高科)，图中支护间压力
的变化过程大致为：在衬砌混凝土初凝期，由于受浇筑压力的影响且因模板的存在而使混凝土处于三向应力状态，两层支护间压力明显较大，而在拆模后一段时间内，二衬砼受重力作用和收缩徐变的影响，压力迅速减小；一个月后随着二次衬砌混凝土强度的形成及其对侧壁的挤压，A、B测点处呈现出受被动压力而使压力略微增大，且随之保持相对稳定的状态，C处则表现出受主动压力而使压力有略微减小的趋势，最终支护间压力均稳定在一个较低的应力水平.
在两层支护间压力增量时程曲线中(图7)，初凝期的两层间压力增量变化较大，其
中C点处支护间压力增量变化幅度最大(最大增量达到0.011 2 MPa)；随着混凝土初凝的进行，二衬混凝土与初支不断发生相互作用，各处支护间压力增量变化上下波动，但总体幅度逐渐放缓，最后各处增量变化收敛.该过程表明二次衬砌与初期
支护间发生了变形协调、围岩压力的重新分配.
统计ZK58+795断面两层支护间累计压力，其断面各个方向支护间压力分布不均，
各测点压力值均较小，最大值为0.030 MPa(见表4)，表明在V级围岩条件下，除自重以外其他荷载已通过支护间相互作用传递给二次衬砌结构，二次衬砌已承受了部分荷载，且受偏压作用明显.
表4 两层支护间累计压力统计表Tab.4 Statistical table of pressure between initial support and secondary lining洞别测点累计压力/MPa测点示意图
A0.030左洞B0.027C0.018
表5 材料参数表Tab.5 Material parameters材料重度γ/(kN·m-3)变形模量
E/GPa泊松比μ内摩擦角ψ/(°)粘聚力C/MPaⅢ级围岩24100.28451.1Ⅳ级围岩2230.32330.5Ⅴ级围岩191.50.4230.2硬喷252.50.35300.35软喷
3050.31400.9锚杆782000.3//二衬258.50.3//
3 数值模拟
为研究龙塘隧道左洞开裂段的受力特性，运用MIDAS/GTS [8]，建立二维隧道模
型进行数值分析，同时针对该模型做如下假设：(1)所有材料为均质、连续、各向
同性；(2)不考虑时间效应；(3)初始应力场只考虑自重应力场；(4)屈服准则选用摩尔-库仑模型.
3.1 计算模型
为进行对比分析，选取开裂区段ZK58+795断面作为模拟对象，断面形式为三心圆，断面埋深为28 m，其他设计参数见设计资料[6].根据模型的物理力学参数(见
表5)，建立图8所示的二维计算模型.
3.2 计算结果
图9和图10分别为典型断面ZK58+795第一和第三主应力塑性变形率计算图，
由图9和图10可以看出：左洞塑性区分布不对称，右侧拱腰处围岩塑性变形最大；右洞塑性区分布与左洞相似，同样是右侧拱腰处围岩塑性变形最大，但该处变形大
小远小于左洞拱腰处.而且不管是压应力还是拉应力引起的塑性圈厚度均在2 m范围左右.塑性区的不对称分布表明龙塘隧道已受到地形和地质条件不对称的影响，
龙塘隧道的最不利位置在拱腰区域.
典型断面ZK58+795二衬弯矩计算如图11所示，左洞二衬弯矩表现出非对称性，拱顶及左侧拱腰外缘受压，受压区弯矩最大为1.159 73 tonf·m；右侧拱腰外缘受拉，受拉区弯矩最大为1.146 56 tonf·m.右洞二衬弯矩表现出对称性，拱顶及两侧拱腰外缘均表现为受拉，由两侧拱腰向拱顶变化过程中受拉作用越来越明显，且在拱顶弯矩达到最大值1.002 42 tonf·m.同时，在二衬轴力图中(图12)，龙塘隧道左、右洞二衬轴力均表现为受压作用，且左洞受拉作用较右洞明显.左洞二衬轴力
呈现非对称分布，最大轴力出现于两侧拱腰区域，其值为1 118.690 tonf.右洞二
衬弯矩呈现对称分布，最大轴力出现于拱顶，其值为882.367 tonf.
综合弯矩与轴力图，龙塘隧道左洞衬砌围岩压力的分布受右洞施工的影响，左洞原来应由拱顶承受的部分山体压力逐渐转移到拱腰部位，随着右洞施工的不断进行，拱腰拱顶荷载比的不断增大，衬砌拱顶的外缘受压逐渐变为受拉，而拱顶的内缘的变化则相反，由受拉变为受压；又由于左洞受偏压的作用，左侧拱腰的外缘由受压作用越来越严重，内缘受拉作用也进一步增加；而右侧拱腰外缘由受压变为受拉，内缘由受拉变为受压.因此，隧道衬砌的最不利截面也由拱顶下移到拱腰，左侧拱
腰的内缘部分最先拉裂，产生沿隧道轴向方向的裂缝，随后拱顶的外缘也可能出现沿轴向方向的拉裂缝，从而使拱顶的内缘因受压致裂，逐渐产生环向裂缝.
3.3 数值计算结果与实测结果的对比分析
将断面ZK58+795实测值与模拟计算值对比(表6)，其实测值与计算值大小分布情况基本一致，尽管由于存在包括观测误差(应变计虽布置在二衬截面中间，但实际
测得的是弯压组合应变；初期支护表面不平整，与压力盒的接触为点接触，使读数有偏差)、模型误差(建模时的简化与假定造成的误差)，以及参数误差(材料物理性
质按规范取经验值，而不是实际物理力学参数)，数值计算值普遍大于监控实测值，但实测值和计算值的总体分布规律相同，数值模拟具有较好的可靠性.
表6 实测值与计算值对比表Tab.6 Comparison table of measured value and calculated value项目左拱腰拱顶右拱腰监控实测值支护间压力
/MPa0.0300.0270.018二衬砼微应变4121-4数值计算值支护间压力
/MPa0.0410.0390.029二衬砼微应变5234-1
龙塘隧道受偏压影响，开挖后，围岩应力发生了较大改变，在开挖扰动前，主应力σ1方向垂直于山坡面(见图13)，其在水平方向的分力产生偏压；当隧道开挖以后，岩体中应力重分布导致主应力方向偏转至σ1′方向(见图14)，则隧道断面右上角应力最大，且偏压角度越大，埋深越深，这种现象越为严重.这种结果导致龙塘隧道
左洞二次衬砌在偏压荷载作用下产生局部应力集中，又由于施工中二衬混凝土捣实质量较差及后期保养不力对二次衬砌的影响，致使二衬混凝土受拉屈服破坏.
4 结论
基于龙塘隧道衬砌开裂特点及发展过程，结合对二衬混凝土应变与支护间压力的现场监测结果的分析和数值分析结果，得到如下结论：
(1) 龙塘隧道左洞二衬开裂的原因是多方面的，此次病害发生的主要原因是龙塘隧道左洞出口端受偏压荷载作用下产生局部应力集中；施工过程中二衬混凝土捣实质量较差及后期保养不力共同影响，使其实际应力超过允许强度，造成龙塘隧道左洞二衬混凝土受拉屈服破坏.
(2) 对于偏压地区的隧道，支护受偏压荷载的影响，会产生局部应力集中，当二衬混凝土上的应力超过其强度时，即产生开裂.对于施工单位，应加强对隧道地质复
杂性的认识，特别是对地形和地质条件不对称对隧道整体的影响的认识，及时按照施工现场的实际情况调整相应的施工措施，确保工程质量，避免病害的发生. (3) 二衬混凝土微裂缝在偏压作用下，局部受拉，加速扩张.对此，施工单位应加强二衬混凝土的施工管理，避免或减少混凝土裂缝的产生.对于出现的裂缝，应长期
监测，认真分析原因，分清是有害裂缝还是无害裂缝，并对有害裂缝进行正确处治，防止裂缝继续发展，保证二衬结构的稳定.
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