新型泡沫混凝土緩沖層對深埋軟巖隧道卸壓規律的影響

李永靖,王 松*,張淑坤,馮佃芝

(1.遼寧工程技術大學土木工程學院,遼寧 阜新 123000;2.遼寧工程技術大學遼寧省煤矸石資源化利用及節能建材重點實驗室,遼寧 阜新 123000;3.棗莊學院城市與建筑工程學院,山東 棗莊 277160)

隧道工程軟弱圍巖體由于具有顯著的流變特性和時效特征,隧道開挖后圍巖往往會發生較大的變形,易造成隧道支護結構的開裂與破壞。以往許多隧道采用“強制硬頂”的聯合支護方式,支護結構存在變形能力不足與協調性差等缺點,難以適應軟巖隧道開挖后圍巖長期變形的要求。隨著施工工藝與施工技術的不斷提高,在軟巖隧道圍巖支護體系中施作緩沖層并填充高性能材料吸收圍巖流變變形、降低二次襯砌上變形壓力的新型緩沖層讓壓支護技術已逐漸得到眾多學者和工程建設單位的認可[1-3]。其中,泡沫混凝土由于具有經濟環保、質輕多孔、施工便捷、變形能力強等優點,在軟巖隧道圍巖支護緩沖層填充材料卸壓減能方面的應用較為廣泛[4-5]。

眾多研究表明,采用泡沫混凝土緩沖層支護結構可以很好地吸收軟巖隧道圍巖流變變形,保證隧道圍巖-支護結構的變形協調[6-13]。陳衛忠等[7]、Wu等[8]、Wang等[9]通過室內試驗研究了泡沫混凝土的力學性能,并基于數值模擬方法比較了隧道支護結構有、無泡沫混凝土緩沖層兩種支護方案的支護效果,結果表明泡沫混凝土緩沖層可以有效地吸收隧道圍巖的蠕變變形;柳厚祥等[10]采用控制變量法和數值模擬方法分析了高地應力軟巖隧道泡沫混凝土緩沖層支護結構的卸壓效應及影響因素;Tan等[11-12]、Bonini等[13]采用現場試驗與數值分析方法研究了泡沫混凝土緩沖層在軟巖大變形條件下的力學變形特征以及對隧道圍巖變形的控制效果;田云等[2]考慮到軟巖隧道圍巖強度時效弱化效應,對泡沫混凝土緩沖層支護參數進行了深入研究。

以上研究主要針對泡沫混凝土緩沖層支護結構對軟巖隧道長期穩定性的影響分析,均采用單一的數值分析方法,而針對深埋軟巖隧道泡沫混凝土緩沖層變形規律的研究相對較少,關于模型試驗分析方法更是未見報道。事實上,數值分析方法多為輔助工具,而開展大型隧道模型試驗可以彌補數值模擬手段的不足,并相互驗證。因此,本文以貴州省某在建隧道為例,基于本研究團隊提出的新型泡沫混凝土(CNTAFC)材料容重與抗壓強度的關系、應力-應變曲線和能量演變規律的分析,采用隧道模型試驗與數值模擬的方法研究了深埋軟巖隧道CNTAFC緩沖層的變形規律,以彌補該方面研究的不足。

1 新型泡沫混凝土材料

由于普通泡沫混凝土材料具有孔隙率高、收縮量大和強度偏低等缺點,為了滿足深埋軟巖隧道緩沖層填充材料卸壓減能等力學變形性能的要求,本研究團隊針對上述缺陷研制了一種新型泡沫混凝土材料——微量碳納米管(CNTs)增強粉煤灰泡沫混凝土(CNTAFC)材料,并采用單軸壓縮試驗聯合數字散斑(DSCM)技術對CNTAFC試件進行了不同容重(300～1 200 kg/m3)與抗壓強度的關系、應力-應變曲線和能量演化規律研究,探究CNTAFC材料的卸壓減能性能。

本次單軸壓縮試驗采用WDW-300型萬能試驗機,其中最大試驗力為300 kN,可控試驗力范圍為1.2～300 kN,控制加載速率為1 mm/min。DSCM圖像采用1630×1224像素的高清CCD相機采集,并采用Matlab軟件對DSCM圖像進行處理。試驗前,在制備的CNTAFC試件表面噴涂白漆,并隨機噴灑黑點。DSCM圖像校準分辨率為0.05 mm/pixel,圖像采集頻率為2個樣本/s,CNTAFC試件加載和DSCM圖像采集測試同步進行。本試驗裝置如圖1所示。

圖1 試驗裝置Fig.1 Test device

1.1 CNTAFC材料的制備

根據本研究團隊初步的篩選試驗,制備的CNTAFC材料密度為1.0 g/cm3,骨料采用天然河砂,粒徑小于2.36 mm,表觀密度為2.23 g/cm3。不同于普通泡沫混凝土材料的制備,CNTAFC膠凝材料選用水泥與粉煤灰的混合物。其中,水泥為阜新鷹山牌P·O42.5普通硅酸鹽水泥,粒徑分布D50為20 μm,密度為3.0 g/cm3;粉煤灰細度為10.8%,密度為2.12 g/cm3,質量等級為Ⅰ級,其粒度分布曲線如圖2所示。

圖2 粉煤灰粒度分布曲線Fig.2 Particle size distribution curves of fly ash

碳納米管(CNTs)直徑為3～15 nm,長度為15～30 μm,比表面積為250～270 m2/g,體積密度為0.06～0.09 g/cm3。泡沫采用鄭州市鵬翼化工建材有限公司生產的濃縮型高效水泥發泡劑制備,其基本參數如表1所示。

表1 發泡劑基本參數

在CNTAFC材料制備過程中,通過超聲分散協同機械攪拌的方法制備如表2所示的4種CNTs配比的懸浮液,并將其與水泥、粉煤灰、天然砂的混合漿液混合攪拌,倒入直徑5 cm、高10 cm的模具中,脫模后在(20±2)℃、相對濕度為95%以上條件的標準養護室養護至28 d,利用上述WDW-300萬能試驗機同步DSCM圖像采集測試CNTAFC試件,并分析CNTAFC試件容重與抗壓強度的關系、應力-應變曲線以及能量演化規律。

表2 CNTAFC材料配比

1.2 CNTAFC材料的變形特征

1.2.1 CNTAFC試件容重對其抗壓強度的影響分析

如何控制發泡劑的用量使得泡沫混凝土既可以實現輕質、吸能的工作性能,又可使其抗壓強度達到預定目標是亟待解決的問題,故有必要研究CNTAFC試件容重對其抗壓強度的影響。本文選取泡沫混凝土干容重為常見的300、600、900和1 200 kg/m3為研究變量,探究4種CNTs摻量下CNTAFC試件容重對其抗壓強度的影響,其中每種干容重下不同CNTs摻量的CNTAFC試件進行3組試驗,并取其平均值,其試驗結果如圖3所示。

圖3 不同CNTs摻量下CNTAFC試件抗壓強度與干容 重的關系曲線Fig.3 Relationship curves between compressive strength and dry bulk density of CNTAFC specimens with different CNTs contents

由圖3可以看出:在不同CNTs摻量下,CNTAFC試件的抗壓強度隨著其干容重的增加而快速增大,這是因為隨著CNTAFC試件干容重的提升,試件內部氣孔孔徑減小,孔隙率降低,隨之試件的密實度增大,強度也隨之提升;此外,不同CNTs的摻量下,CNTAFC試件的抗壓強度也有不同程度的提升,這是因為CNT纖維橋聯與填充作用使得試件內部加速水化反應,改善了CNTAFC材料的孔隙結構,但過量的CNTs(0.15%CNTs摻量)會使得CNT纖維產生團聚現象,不能充分發揮CNT纖維對材料孔隙結構的抑制作用,從而降低了CNTAFC試件的抗壓強度。

1.2.2 CNTAFC試件的應力-應變曲線分析

CNTAFC試件單軸壓縮試驗結果,如圖4所示。

圖4 不同CNTs摻量下CNTAFC試件應力-應變曲線Fig.4 Stress-strain curves of CNTAFC specimens with different CNTs dosages

由圖4可以看出:在不同CNTs摻量下,CNTAFC試件的應力-應變曲線經歷了從開始變形、破壞到承載能力最終喪失的整個過程,試件極限應變在0.040～0.049之間,均保持較高的殘余應變,而當普通混凝土材料具有較高殘余應變時,相應的極限應變約為0.030[14];當CNTAFC試件中CNTs摻量分別為0%、0.05%、0.10%和0.15%時,CNTAFC試件的峰值強度分別為3.014、6.761、6.953和7.211 MPa,其中0.05%、0.10%和0.15%CNTs摻量下CNTAFC試件的峰值強度相比于0%CNTs摻量下分別提升了124.32%、130.36%和139.25%,表明CNT纖維可以顯著增強普通泡沫混凝土材料的抗壓強度;CNTAFC試件的峰值強度在3.0～8.0 MPa之間,滿足軟巖隧道圍巖支護結構緩沖層填充材料強度的要求[15-16]。此外,CNTAFC試樣的平均峰后強度為3.620 MPa,大于平均峰值強度6.985 MPa的60%,試件峰后應力-應變曲線平均應變范圍為0.013,占極限平均應變0.033的30%以上,這一研究結果表明CNTAFC材料受力變形后可以提供較大的峰后抗壓強度,滿足軟巖隧道圍巖支護結構緩沖層填充材料卸壓變形性能的要求[15]。

1.2.3 CNTAFC試件的能量演化規律分析

對CNTAFC試件數字散斑(DSCM)圖像中最大剪應變云圖進行處理,并結合試件破壞前變形場空間演變特征,以試件最大剪應變云圖的變形局部化帶區域為邊界線,將試件變形場細分為變形局部化帶內區域(塑性區)和變形局部化帶外區域(彈性區域)[17],如圖5所示。

圖5 CNTAFC試件變形局部化帶區域劃分示意圖Fig.5 Schematic diagram of deformation localization zone division in CNTAFC specimens

通過提取不同CNTs摻量下CNTAFC試件彈性區域變形場數據,研究CNTAFC試件變形局部化帶外區域的能量積累和釋放規律,其計算公式為

(1)

式中:U為CNTAFC試件的變形能密度(MPa);E為CNTAFC試件的彈性模量(MPa);ε1、ε2分別為CNTAFC試件表面的第一、第二主應變。

不同CNTs摻量下CNTAFC試件變形能密度的演化曲線,如圖6所示。

圖6 不同CNTs摻量下CNTAFC試件變形能密度U的演化曲線Fig.6 Evolution curves of deformation energy density of CNTAFC specimens with different CNTs dosages

結合圖4和圖6進行對比分析可知:當CNTs摻量為0%時,CNTAFC試件的最大變形能密度為0.57 MPa,對應的應變為0.022,為峰值應變0.027的81.48%;當CNTs摻量為0.05%時,CNTAFC試件的最大變形能密度為1.48 MPa,對應的應變為0.028,為峰值應變0.031的90.32%;當CNTs摻量為0.10%時,CNTAFC試件的最大變形能密度為1.84 MPa,對應的應變為0.036,為峰值應變0.038的94.74%;當CNTs摻量為0.15%時,CNTAFC試件的最大變形能密度為2.02 MPa,對應的應變為0.031,為峰值應變0.035的88.57%。

綜上可見,隨著CNTs的加入,CNTAFC試件能量釋放后應變能密度演化曲線更加陡峭,具有強度顯著提高、變形緩慢和能量逐漸外放的特點,滿足軟巖隧道支護結構緩沖層填充材料吸能和逐步釋壓的要求。

此外,將CNTAFC試件變形能密度下降幅度與應變跨度之比定義為能量下降釋放率,不同CNTs摻量下CNTAFC試件能量下降釋放率,如表3所示。

表3 不同CNTs摻量下CNTAFC試件能量下降釋放率

由圖6和表3可知:當CNTs摻量分別為0.05%、0.10%、0.15%時,CNTAFC試件變形能密度相比于0%CNTs摻量時分別下降了235.48%、296.77%和525.81%,能量下降釋放率分別增加了416.13%、892.26%和978.06%,其中0.15%CNTs摻量比0.10%CNTs摻量CNTAFC試件的能量下降釋放率增加了5.14%,這表明當CNTs摻量從0.10%提升至0.15%時CNTAFC試件能量下降釋放率并未得到較大的改善,仍然過大。從能量釋放的角度分析,CNTs摻量為0.05%的CNTAFC試件更滿足軟巖隧道支護結構緩沖層填充材料卸壓的要求。鑒于此,后續隧道模型試驗時軟巖隧道支護結構緩沖層CNTAFC填充材料選取CNTs摻量為0.05%,即CNTAFC材料配比為:CNTs摻量0.05%,水膠比50%,骨膠比15%,粉煤灰摻量80%,泡沫用量120%。

2 隧道模型試驗設計

2.1 隧道工程概況

貴州省遵義市某在建隧道全長為10.5 km,為全線高風險重點控制工程。該隧道最大埋深為639.61 m,穿越12次不同地層,隧道Ⅳ、Ⅴ級圍巖占比高達83%,地質條件極為復雜。此外,隧道全線多處面臨瓦斯突出、高地應力、軟巖大變形、突水涌泥等地質災害問題,隧道施工難度大,安全風險高。

本次隧道模型試驗選定區段位于隧道YK45+015段,為Ⅴ級圍巖。該區段圍巖巖性以灰巖夾炭質泥巖、砂質灰巖和泥質粉砂巖為主,巖體整體較為破碎,強風化層節理裂隙發育,自穩能力差。此外,隧道圍巖巖體伴隨潮濕狀或點滴狀出水,地下水含量較為豐富。

2.2 隧道模型試驗系統

本次試驗采用多功能相似模型試驗框架完成,模型框架凈空尺寸為3.60 m×0.30 m×2.00 m(長×寬×高),且長、寬、高均可獨立拆裝調節,安裝簡單方便。根據隧道實況及研究需要,本次隧道模型試驗選用的框架尺寸為2.00 m×0.05 m×1.50 m,兩端用長短夾固定,隧道模型上方的前、后、左、右各布置1塊鋼化玻璃組成“開口玻璃箱”,用以束縛模型上端采用石英砂堆積的靜載。隧道模型試驗裝置,如圖7所示。

圖7 隧道模型試驗裝置Fig.7 Model test instrument

試驗監測裝置由YJZA-32型智能數字應變儀與DSCM技術聯合組成,通過計算機內部采集卡分析逐次加載受力信息,實現隧道模型應力場和應變場數據同步高速采集。

該試驗應力測量系統如圖8所示。YJZA-32型智能數字應變儀測量精度為±0.1%,分辯度為1個με ,采集速率為1s/點,應變儀與模型中心斷面處布設的壓力盒傳感器通過導線相連,調節壓力盒初始數值,然后將應變儀連接于電腦,可傳送模型內部采集的應力數據。此外,分別在隧道中心斷面左、右、上測各布設兩個壓力盒,其中1#、2#、3#壓力盒位于隧道變形層邊緣處,其余每條測線上壓力盒相距為10 cm。

圖8 試驗應力測量系統Fig.8 Test stress measurement system

利用DSCM技術采集隧道模型變形破壞數字散斑圖像信息。首先通過三腳架上的卡槽及螺栓固定像素為1 630×1 224的高清CCD相機,調試校準攝像頭與隧道模型中人工制造的散斑場,確保攝像頭與水平地面平行、其軸線與模型待測區域垂直。如圖9所示,先將CCD相機攝像頭固定在距離隧道模型中軸線1.4 m處,且與水平地面高度保持0.56 m;然后將CCD相機與電腦通過導線相連,并打開基于Matlab平臺的DSCM技術處理系統,同時啟動CCD相機攝像頭,調整攝像頭光圈直至電腦屏幕顯示出清晰的散斑場。

圖9 數字散斑系統Fig.9 Digital speckle system

2.3 相似材料選擇及制備

為了實現隧道真實的地質情況,確保隧道模型受荷試驗結果真實準確,應使得模型的幾何尺寸、模型圍巖重度與抗壓強度、邊界條件及作用荷載均滿足相似三大基本定理[18]。本次試驗選擇幾何相似比Cl為50,重度相似比Cγ為1,隧道模型襯砌結構直徑為16 cm。根據相似原理,得到隧道模型試驗各物理力學參數的相似比,見表4。

表4 隧道模型試驗各物理力學參數的相似比

本次隧道模型試驗骨料選用石英砂,膠結材料采用嵌縫石膏與白云石混合配制相似材料,經過多次調整材料配比,并重復進行土工試驗測定其相關參數,最終確定隧道模型試驗各巖層試驗材料的配比,見表5。此外,確定本次隧道模型試驗水灰比為1∶1,通過表4和表5中隧道模型試驗各物理力學參數的相似比和各巖層材料的配比,進一步計算得到隧道模型試驗各巖層厚度、抗壓強度和材料用量等重要參數,見表6。

表5 隧道模型試驗各巖層試驗材料的配比

表6 隧道模型試驗各巖層材料的用量

2.4 隧道模型試驗方案

本次隧道模型試驗通過隧道支護結構有、無設置泡沫混凝土緩沖層,研究在逐級加載情況下隧道圍巖受力及變形規律,并驗證隧道圍巖支護體系中施作CNTAFC緩沖層的卸壓效果。在隧道模型試驗過程中,采用橡膠氣囊注入相同大小氣壓的方法來模擬隧道支護結構。但需要說明的是,本次隧道模型試驗過程中僅以“隧道支護結構是否預設CNTAFC緩沖層”為變量,其余試驗方法和過程完全相同。

隧道模型填筑過程中部分工序,如圖10所示。

圖10 隧道模型填筑過程中部分工序圖Fig.10 Partial process diagram of tunnel model filling process

在隧道模型填筑之前,先完成預置CNTAFC材料的澆筑,并在框架底部鋪設一層橡膠片防止石英砂、石灰等材料的泄漏,同時將預埋壓力盒放至指定位置,并在其外側包裹一層聚四氟乙烯薄膜,中間涂抹潤滑油,以減小壓力盒與模型試驗材料間的接觸摩擦;然后,將各巖層所需材料依次稱取并撒入模型試驗箱內,分層壓實直至達到模型試驗指定高度(試驗各巖層材料用量及厚度見表6),并在層間采用2～3 mm厚度的云母片分隔,待模型鋪設完成后,將壓力盒計數調至為零,采用石英砂堆積的方式模擬隧道加載過程,分為6次逐步加載,每次堆積高度為10 cm,約施加壓力1.7 kPa,加載30 min后再進行下一級壓力施加;最后,布設尺寸為60 cm×50 cm(長×寬)人工散斑場,采用既定監測裝置采集隧道圍巖加載過程中受力及變形數據。

3 試驗結果與分析

3.1 隧道圍巖應力場變化規律分析

有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道變形層各測點圍巖應力隨加載次數的變化曲線,見圖11。

圖11 有、無CNTAFC緩沖層條件下隧道變形層各測點圍巖應力隨加載次數的變化曲線Fig.11 Stress changes in surrounding rock at various measurement points of tunnel deformation layer with or without CNTAFC buffer layer support structure

由圖11可以看出:

1) 無CNTAFC緩沖層支護結構條件下[圖11(a)],在逐級加載過程中,隧道變形層各測點圍巖應力的變化規律基本一致,逐級增大。整體而言,隧道拱頂應力最高,該測點最大應力達到8.98 kPa,隧道左側應力次之(為7.48 kPa),隧道右側應力值最小,為7.21 kPa。此外,在硐周沿徑向應力分布情況也有所不同,如1#測點圍巖應力高于4#測點,2#測點圍巖應力高于5#測點,3#測點圍巖應力高于6#測點,即隧道圍巖應力從硐周沿徑向呈現減小的趨勢。

2) 有CNTAFC緩沖層支護結構條件下[圖11(b)],隧道變形層各測點圍巖應力的分布規律與無CNTAFC緩沖層支護結構條件下存在著顯著的差異:在CNTAFC緩沖層支護結構條件下,隧道頂部和左側圍巖應力均在第四次加載、隧道右側圍巖應力在第五次加載情況下達到最大值,應力值分別為5.48、5.01和4.92 kPa,較無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道變形層各測點圍巖最大應力值[見圖11(a)]分別降低了38.98%、33.02%和31.76%;但當達到最大應力值繼續加載時,隧道圍巖應力減小,這是因為在隧道模型累計4次加載后,CNTAFC緩沖層材料已開始發生破壞,導致材料內部壓力減小,壓力盒讀數降低。此外,隨著隧道模型完成加載后,有CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道變形層圍巖最大壓力值為4.65 kPa,較無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道變形層圍巖最大壓力值7.12 kPa降低了34.69%,進一步表明CNTAFC緩沖層支護結構可有效改善隧道圍巖應力狀態,提高隧道圍巖的承載能力。

3.2 隧道圍巖位移場變化規律分析

3.2.1 隧道圍巖水平位移

不同加載等級作用下有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道頂部圍巖水平位移分布散斑云圖,見圖12。

圖12 不同加載等級作用下有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖水平位移分布散斑云圖Fig.12 Speckle cloud map of horizontal displacement distribution of tunnel surrounding rock under different loading levels with or without CNTAFC buffer layer support structure

由圖12可以看出:

1) 無CNTAFC緩沖層支護結構條件下,在逐級加載過程中隧道圍巖最大水平位移分別為0.10、0.40、0.60、1.40、3.0、8.0 mm;在逐級加載過程中,隧道圍巖水平位移在隧道左右兩側多呈現對稱分布,且在隧道洞周兩側邊墻部位及底部出現應變集中,表現出擠出現象[圖12(a)]。

2) 有CNTAFC緩沖層支護結構條件下,在逐級加載過程中隧道圍巖最大水平位移分別降至0.02、0.30、0.60、1.40、2.50、3.00 mm,隧道圍巖最大水平位移降低了62.5%;在CNTAFC緩沖層支護結構和隧道圍巖共同作用前期(1.7～5.1 kPa),隧道圍巖水平位移變化較小,并未有明顯的應力集中現象;當隧道頂部圍巖加載增至6.8 kPa時,相比于無CNTAFC緩沖層支護結構,隧道圍巖水平位移始終保持著較小的發展,而在隧道拱頂及拱底豎向變形較為集中[見圖12(b)],表明CNTAFC緩沖層支護結構有效地限制了隧道圍巖水平位移發展,使隧道圍巖從水平拉剪受力變為豎向受壓,從而保證了隧道的安全與穩定;此外,當隧道頂部圍巖加載至6.8 kPa時,CNTAFC緩沖層材料因受力超出極限承載能力而開始發生破壞,表現為隧道拱底、拱腳及右側邊墻開始產生應變集中現象,但應變集中遠小于無CNTAFC緩沖層支護結構,這說明CNTAFC緩沖層材料變形破壞后仍然可提供承受壓力的潛力,具有較好的隧道圍巖卸壓效果。

3.2.2 隧道圍巖豎向位移

不同加載等級作用下有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖豎向位移分布散斑云圖,見圖13。

圖13 不同加載等級作用下有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖豎直位移分布散斑云圖Fig.13 Speckle cloud map of vertical displacement of tunnel under different loading levels with or without CNTAFC buffer layer support structure

由圖13可以看出:

1) 無CNTAFC緩沖層支護結構條件下,在逐級加載過程中隧道圍巖最大豎向位移分別為0.06、1.40、1.60、2.80、6.00、7.00 mm;此外,隧道洞周圍巖豎向位移總是在隧道拱頂或拱底附近出現最大值,且隧道拱頂或拱底圍巖豎向位移變化明顯高于兩側邊墻圍巖,并由該位置向隧道圍巖深處發展,圍巖變形逐漸減小[圖13(a)]。

2) 有CNTAFC緩沖層支護結構條件下,在逐級加載過程中隧道圍巖最大豎向位移分別為0.04、0.80、1.60、2.0、2.20、2.8 mm,隧道圍巖最大豎向位移降低60%;在隧道頂部圍巖加載初期(1.7～5.1 kPa),豎向位移增長較為緩慢,圍巖變形較為均勻,并未產生明顯的應力集中現象;當隧道頂部圍巖加載增至6.8 kPa時,隧道圍巖周邊開始在一定范圍內產生局部變形帶,氣囊承載能力達到最大,且隧道圍巖左右兩側及底部開始產生顯著的應變集中現象,并伴隨著裂紋的出現;繼續加大荷載,CNTAFC緩沖層材料因受力超出極限承載力而發生破壞,但未出現如同圖13(a)中的應變顯著集中現象,僅在隧道拱頂左右側出現應變微集中表現,這說明CNTAFC緩沖層支護結構改善了隧道圍巖受力狀況,隧道圍巖、CNTAFC緩沖層支護結構所構成的共同承載體避免了隧道圍巖應力集中而產生的應變集中現象,有效地提高了隧道圍巖強度,維護了隧道圍巖的穩定性[圖13(b)]。

3.3 隧道圍巖最大剪應變場變化規律分析

相比于位移場,最大剪應變可以更加直接地反映隧道圍巖的變形破壞狀況。限于篇幅,本文僅展示了第六次加載(10.2 kPa)時隧道圍巖最大剪應變云圖,如圖14所示。

圖14 有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖 最大剪應變分布散斑云圖Fig.14 Speckle cloud map of maximum shear strain with or without CNTAFC buffer layer support structure

由圖14可以看出:

1) 無CNTAFC緩沖層支護結構條件下,在較小的加載情況下隧道圍巖最大剪應變值相對較小,且集中于隧道左右兩側,表明此時隧道圍巖破裂主要集中于兩邊墻拱腰處;隨著隧道頂部圍巖加載增大至5.1 kPa時,隧道兩邊墻破裂將逐漸向拱頂及拱底擴展;當隧道頂部圍巖加載至10.2 kPa時,隧道圍巖最大剪應變值為0.07,并集中于隧道頂部左側圍巖[圖14(a)]。

2) 有CNTAFC緩沖層支護結構條件下,隧道頂部圍巖加載初期(1.7～5.1 kPa)隧道圍巖最大剪應變的變化情況與無CNTAFC緩沖層支護結構相似,隧道圍巖最大剪應變變化較小;當隧道頂部加載增至6.8 kPa時,隧道周邊圍巖最大剪應變出現在隧道拱底處,且隨著隧道頂部荷載的增大,隧道圍巖破裂區向隧道兩邊墻角延伸,表明CNTAFC緩沖層有效改善了隧道上部荷載對支護結構擠壓作用造成的裂縫與破壞;當隧道頂部圍巖加載至10.2 kPa時,隧道圍巖最大剪應變出現在隧道右側墻角[圖14(b)]處,約為0.03,相比于無CNTAFC緩沖層支護結構隧道圍巖最大剪應變降低了57.14%。

4 CNTAFC緩沖層支護結構數值模擬

4.1 計算模型及參數

依據貴州省某在建隧道實際工況,為了消除隧道邊界效應的影響,模型左右邊界取值約為隧道洞徑的3.5倍,上邊界距隧道頂部約10 m,下邊界距隧道底部約15 m,故隧道模型尺寸取為65 m×35 m×25 m(長×寬×高),并固定模型前后、左右邊界的法向約束與底面邊界的豎向約束,模型頂面為自由約束。為了等效于模型試驗逐級加載大小,在隧道頂部圍巖施加0.89 MPa的均布應力。隧道計算模型如圖15所示。

圖15 隧道計算模型示意圖Fig.15 Schematic diagram of tunnel calculation model

隧道圍巖和模擬氣囊選用M-C理想彈塑性本構模型,依據隧道隧址區現場勘探各巖土層承載力和相關力學參數以及公路隧道設計規范,該隧道各巖層與支護結構相應的計算參數,見表7。

表7 隧道圍巖各巖層與支護結構相應的計算參數

4.2 模擬計算結果與分析

4.2.1 隧道圍巖位移變化規律分析

有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖水平及豎向位移隨加載等級的變化曲線,見圖16。

圖16 有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍 巖水平及豎向位移隨加載等級的變化曲線Fig.16 Variation curves of horizontal and vertical displacement of tunnel surrounding rock with or without CNTAFC buffer layer support structure

由圖16可以看出:

1) 整體而言,無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖水平及豎向位移隨加載等級呈線性變化,并逐漸增大;當隧道頂部圍巖加載至5.34 MPa時,隧道圍巖水平及豎向位移分別為0.129 m和0.090 m。

2) 相比而言, 有CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖水平及豎向位移均控制在較小的變形范圍,處于0.06 m內;另外在第五次加載時,隧道圍巖水平及豎向位移均有突增,這是因為在第四次加載時CNTAFC緩沖層材料已達到極限承載能力并開始發生破壞,這與上述隧道模型試驗分析結果相同,從而驗證了模型試驗結果的正確合理性;當隧道圍巖頂部加載至5.34 MPa時,隧道圍巖水平及豎向位移分別為0.050 m和0.028 m,分別降低了61.24%、68.89%,表明CNTAFC緩沖層在峰值強度后仍有較強的吸能減壓作用,可以較好地改善隧道圍巖受力狀況。

4.2.2 隧道圍巖應力變化規律分析

有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖應力隨加載等級的變化曲線,見圖17。

圖17 有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖 應力隨加載等級的變化曲線Fig.17 Change curves of surrounding rock stress with or without CNTAFC buffer layer support structure

由圖17可以看出:與隧道圍巖位移場變化規律類似,兩種工況下整體上隧道圍巖應力隨加載等級呈上升趨勢,且在第五次加載時隧道圍巖應力突增;此外,無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖最大應力為7.21 MPa,而此時有CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖最大應力為5.67 MPa,降低了21.36%。

5 結 論

1) CNTAFC試件峰值強度為3.0～8.0 MPa,極限應變為0.040～0.049,其平均峰后強度大于平均峰值強度的60%,平均峰后應力-應變曲線的應變范圍占平均極限應變的30%以上,表明CNT纖維顯著增強了普通泡沫混凝土的抗壓強度,且受力變形后可以提供較大的峰后抗壓強度,滿足隧道圍巖緩沖層填充材料卸壓變形性能的要求。

2) CNTAFC試件具有抗壓強度顯著提高、變形緩慢和能量逐漸外放的特點,滿足深埋軟巖隧道支護結構緩沖層填充材料吸能和逐步釋壓的要求。此外,從能量釋放的角度分析,CNTs摻量為0.05%的CNTAFC試件更滿足深埋軟巖隧道支護結構緩沖層填充材料卸壓的要求。

3) 通過對深埋軟巖隧道有、無CNTAFC緩沖層支護結構條件下隧道圍巖水平位移、豎向位移、應力和最大剪應變隨加載等級的變化規律進行研究,結果表明CNTAFC緩沖層支護結構可以有效地改善隧道圍巖的應力狀況,顯著提高隧道圍巖承載能力,緩解二次襯砌上的形變壓力,保證隧道襯砌結構安全穩定。

4) 采用數值模擬方法進一步驗證隧道模型試驗結果的合理正確性,結果表明CNTAFC緩沖層支護結構有效改善了隧道圍巖應變集中現象,滿足軟巖隧道緩沖層填充材料吸能減壓的要求。