季節凍土地區強風化砂泥巖隧道邊墻開裂原因分析及整治對策研究

吳劍，鄭波，師亞龍

(1.中國鐵道科學研究院研究生部，北京100081;2.中鐵西南科學研究院有限公司，四川成都611731)

季節凍土地區強風化砂泥巖隧道邊墻開裂原因分析及整治對策研究

吳劍1，2，鄭波2，師亞龍2

(1.中國鐵道科學研究院研究生部，北京100081;2.中鐵西南科學研究院有限公司，四川成都611731)

采用理論分析、數值計算、室內及現場試驗等方法，結合準格爾至朔州鐵路梁家坪2號隧道的工程實際，對季節凍土地區強風化砂泥巖季節性凍脹對隧道結構的影響進行了研究。該隧道邊墻縱向開裂是由于隧道含水圍巖的季節性凍脹所致，對此提出了錨固、注漿、掛網噴混凝土的襯砌開裂整治措施，并指出了現行規范中的不足，即應根據含水圍巖凍脹率和圍巖凍結深度來綜合確定是否考慮凍脹力。

強風化砂泥巖 隧道 邊墻開裂 季節凍脹 整治對策

我國在季節凍土地區修建的隧道越來越多，出現的隧道病害也呈增多趨勢，如準朔鐵路梁家坪2號隧道邊墻在冬季出現縱向裂縫，隨著來年氣溫的回升裂縫停止發展，邊墻縱向裂縫的發展隨季節交替出現，影響隧道結構和列車運營安全。

目前，國內外學者對凍土地區隧道的凍脹問題取得了大量研究成果。張德華等對大板山隧道進行了研究，考慮了圍巖的完整度，采用彈性力學方法提出了襯砌所受凍脹壓力的彈性解析解［1］;張祉道等在分析日本凍害隧道調查資料的基礎上，提出了風化層凍脹模型，認為凍脹一般發生在邊墻風化層，拱頂凍脹較小，凍脹壓力可用側壓力代替，同時建議拱頂4 m范圍內布設彈簧來考慮地層提供的彈性抗力，并給出了凍脹壓力計算公式［2］;王建宇等通過對青藏線隧道的研究，提出了存水空間凍脹模型，認為襯砌所受的凍脹壓力主要是因地下水凍結體積膨脹受到圍巖和支護襯砌約束所致［3］。

現行公路和鐵路隧道設計規范對凍脹壓力均有規定［4-5］:最冷月份氣溫低于－15℃地區的隧道應考慮凍脹力，凍脹力可根據當地自然條件、圍巖冬季含水量及排水條件等通過研究確定。規范條文對凍脹力做了一些原則性規定，缺乏可操作性，如凍脹力的大小如何確定，且最冷月份氣溫低于－15℃地區的隧道應考慮凍脹力也值得商榷。本文采用理論分析、數值計算、室內及現場試驗等多種手段，結合準朔鐵路梁家坪2號隧道的工程實際，對最冷月份氣溫－10℃左右季節性凍土地區強風化砂泥巖凍脹對隧道結構的影響進行研究，以期為類似地區隧道設計提供參考依據。

1 工程概況

準朔鐵路梁家坪2號隧道全長221 m，上覆第四系上更新統沖風積新黃土、坡洪積細圓礫土，下伏三疊系下統(T1)砂巖，隧道洞身穿越三疊系強風化砂巖夾泥巖，巖層基本水平，節理裂隙發育。隧道開挖時掌子面為砂巖夾泥巖條帶，強風化，節理裂隙發育，雨季含少量裂隙水。隧道整體埋深較淺，最大埋深39 m，大部分區段不足20 m。冬季氣溫較低，最低月平均氣溫在－10℃左右，月平均氣溫低于0℃的月份有5～6個月，地表土體最大凍結深度約為1.5 m，按對鐵路工程影響的氣候分區為寒冷地區。

該隧道2009年4月開工，同年11月建成。檢測資料表明隧道邊墻襯砌厚度滿足設計文件要求，且襯砌背后不存在脫空和不密實缺陷。隧道2010年春季發現軌面以上2～4 m邊墻范圍內，左右兩側各有一條從進口到出口基本貫通的縱向張拉裂縫，縫寬0.5～1.5 mm，上下伴有少量不規則的豎向裂縫。2011年7月，采用環氧樹脂對部分邊墻縱向裂縫進行了處理，但在2013年春季發現已處理的裂縫仍在繼續發展［6］。

該隧道附近與其氣象條件、地質條件相似的魚爾溝隧道、靈巖廟3號隧道也出現了類似的病害情況。

2 隧道邊墻開裂的成因分析

根據調研資料及對以往工程實例的分析，導致梁家坪2號隧道邊墻縱向開裂的因素主要有高地應力、水壓力、膨脹土壓力、圍巖壓力、凍脹力、施工質量等，以下逐一進行分析。

1)隧道埋深較淺，最大埋深39 m，大部分區段不足20 m，進出口前方場地開闊，且進口方向左側地勢較低，因此不具備產生高地應力的條件，故可以排除高地應力是導致隧道邊墻開裂的主要原因。

2)隧道處于穩定的地下水位線以上，強降雨后，襯砌表面及裂縫處仍然保持干燥，且地下水排導系統暢通，強降雨只是在一定程度上使圍巖含水量增加，地下水難以在圍巖中以重力水的形式賦存［7］，故可以排除水壓力是導致隧道邊墻開裂的主要原因。

3)在隧道圍巖中選取泥巖和砂巖兩種土樣，進行室內試驗，得出泥巖自由膨脹率為15%，砂巖自由膨脹率為8%，根據規范屬于非膨脹土，故可以排除膨脹土壓力是導致隧道邊墻開裂的主要原因。

4)根據隧道地質條件、地形條件等，僅在圍巖壓力作用下，邊墻襯砌所受拉應力不足以導致C30混凝土開裂。且如果是圍巖壓力作用導致的隧道邊墻開裂，裂縫不會隨季節交替變化，故可以排除圍巖壓力是導致隧道邊墻開裂的主要原因。

5)檢測資料表明，隧道邊墻襯砌的厚度滿足設計文件要求，并且襯砌背后不存在脫空和不密實缺陷，故可以排除施工質量缺陷是導致隧道邊墻開裂的主要原因。

從以上分析來看，高地應力、水壓力、膨脹土壓力、圍巖壓力、施工質量均不是隧道邊墻開裂的主要原因，因此，以下從凍脹因素進行深入調查，分析隧址區氣溫和降水量變化規律、圍巖溫度場分布、圍巖含水率和凍脹率、襯砌裂縫發展規律等。

1)氣象條件

隧址區屬中溫帶亞干旱區，區內降水稀少，氣候干燥，夏季炎熱，冬季寒冷，冬春兩季多風，蒸發量大。每年12月底或次年1月初氣溫最低，每年7月底或8月初氣溫最高，凍結期為每年10月至次年3月，最低月平均氣溫在－10℃左右。每年的降雨主要集中在5～9月，其間每月降雨量約50 mm，但2012和2013年夏季降雨量突然增大，特別是在2012年7月隧址區的降雨量出現劇增，降雨量達225 mm，是不同年份相同時間段降雨量的5倍甚至更高。在這種強降雨條件下，會導致隧道襯砌背后圍巖含水量增加。隧址區是季節凍土區，隧道圍巖會產生季節凍脹。

2)圍巖溫度測試

圍巖溫度是導致圍巖凍脹的重要因素。為了準確掌握該隧道圍巖的溫度變化情況，對隧道圍巖溫度進行了動態測試。測試時間從2013年9月初到2014年5月底。結果顯示:2014年1月19日隧道圍巖出現最大凍結深度，其后逐漸解凍;隧道圍巖凍結最大深度約為60 cm。

3)圍巖含水率和飽水自由凍脹率測試

圍巖含水率也是導致圍巖凍脹的重要因素。2013年9月，在隧道現場取圍巖土樣進行了含水率測試，結果顯示，隧道現場圍巖含水率為10.8%，飽和含水率為12.3%，飽水自由凍脹率為1.41%，屬于弱凍脹土，且該隧道洞身穿越三疊系強風化砂巖夾泥巖，節理裂隙發育，故實際凍脹率比純土樣凍脹率要大。

4)裂縫發展測試

為了監測邊墻縱向裂縫在圍巖凍融過程中的動態變化，在隧道里程為DK159+790，DK159+810，DK159+840，DK159+860，DK159+890，DK159+910處布設6個斷面12個測縫計。結果顯示:在2013年10月至2014年3月的凍結期內，隧道邊墻縱向裂縫寬度發生了變化，其總體變化規律是隨著氣溫變冷，圍巖凍結深度逐漸增大，裂縫寬度也逐漸變大，而隨著氣溫回暖，圍巖凍結深度逐漸減小，裂縫寬度逐漸減小。邊墻裂縫寬度增大值最大出現在DK159+810斷面，約為1.0 mm，對應的時間為2014年1月中上旬，與圍巖溫度測試得出的圍巖出現最大凍結深度的時間一致。其它斷面邊墻裂縫寬度增大值為0.2～0.6 mm，變化相對較小，但其變化規律一致。

綜上所述，根據現場調研和室內外試驗結果，該隧道具備了發生季節凍脹的溫度條件、含水條件和圍巖凍脹條件，其邊墻縱向開裂是由于隧道含水圍巖的季節凍脹導致。

3 隧道邊墻開裂的數值模擬

以上對梁家坪2號隧道邊墻縱向開裂的成因進行了定性分析，下面通過數值計算對其開裂的成因進行定量分析。

3.1 計算參數

根據該隧道地質勘察資料和設計文件，結合《鐵路隧道設計規范》(TB 10003—2005)，選取圍巖及襯砌的物理力學參數，見表1。

現場圍巖含水率約為10.8%，圍巖飽和含水率約為12.3%，因此從隧道結構最不利受力角度出發，計算時取圍巖含水率為12.3%，未凍水含量為1%。在進行隧道凍脹力計算時，主要考慮圍巖內水結成冰體積膨脹導致襯砌結構受力。水結成冰的體積膨脹率取9%，計算中圍巖線凍脹率取5.4×10－3，整體凍脹率取1.63%，與室內測試值相比增加15%，這主要是考慮到隧道洞身穿越三疊系強風化砂巖夾泥巖，節理裂隙發育，在降雨量充沛的情況下，會含有相當一部分裂隙水。根據以往經驗，對其凍脹率進行了適當提高。

3.2 計算模型及邊界條件

采用ANSYS軟件進行計算，襯砌采用梁單元Beam 3，圍巖采用平面單元Plane42模擬。該隧道開挖跨度約為5 m，因此，計算模型范圍取為左右邊界及下邊界距隧道中心30 m，埋深取15 m。兩側面、底面施加法向位移約束，頂面為自由邊界。凍脹力采用ANSYS中的熱應力方法進行模擬［8-9］，即通過賦予凍結圍巖膨脹系數，使其與本文中采用的凍結圍巖凍脹率的數值相當，進而實現凍脹力的模擬。計算中襯砌厚度取為0.40 m。

3.3 計算工況

2014年1月19日圍巖凍結最大深度約為0.60 m。計算時凍結深度分別取為0，30，40，50，60，70 cm 6種情況，應力釋放率分別按0，15%，30%計3種情況考慮，分析不同凍結深度和不同應力釋放率下凍脹力對隧道襯砌的影響。本文中的應力釋放率是指隧道開挖和初支后，圍巖與襯砌共同承擔的圍巖應力釋放比例。

3.4 計算結果與分析

3.4.1 無凍脹力作用的襯砌結構內力

當隧道襯砌結構不受凍脹力作用，僅受圍巖壓力作用時，襯砌結構內力計算結果見表2。

表1 圍巖及襯砌物理力學參數

表2 無凍脹力、不同應力釋放率時襯砌結構內力

由表2可見:當隧道襯砌結構不受凍脹力作用，僅受圍巖壓力作用時，應力釋放率越高，相同位置處襯砌結構內力越大，這是因為應力釋放率直接體現為襯砌結構所受的荷載。在應力釋放率為15%，30%時，邊墻處所受的最大拉應力為0.58，1.20 MPa，均小于C30混凝土的極限抗拉強度2.2 MPa。而當應力釋放率為0時，結構僅受到自重作用，結構內力值更小，近似為0。總體來說，該隧道不考慮其它外荷載僅受圍巖壓力時，不足以在邊墻產生縱向張拉裂縫，所以除了受圍巖壓力外，一定有其它荷載作用在襯砌上。

3.4.2 圍巖壓力和凍脹力共同作用的襯砌結構內力

表3為不同凍結深度和不同應力釋放率時的襯砌結構內力。

由表3可見，當應力釋放率為30%，凍結深度分別為30，40，50，60，70 cm時，邊墻所受拉應力分別為2.36，2.83，3.29，3.75，4.29 MPa，邊墻所受拉應力隨凍結深度的增大而增大，且所受拉應力均大于C30混凝土的極限抗拉強度(2.2 MPa)。當應力釋放率為15%，凍結深度分別為30，40，50，60，70 cm時，邊墻所受拉應力分別為1.66，2.11，2.56，3.02，3.55 MPa，當凍結深度≥50 cm時，所受拉應力均大于C30混凝土的極限抗拉強度。當應力釋放率為0，凍結深度分別為30，40，50，60，70 cm時，邊墻所受拉應力分別為0.97，1.41，1.82，2.28，2.81 MPa，當凍結深度≥60 cm時，邊墻所受拉應力大于C30混凝土的極限抗拉強度。由此可知，該隧道即使不考慮圍巖壓力，凍結深度為60 cm時也足以使邊墻襯砌出現張拉裂縫。同時，由于該隧道圍巖為強風化砂巖夾泥巖，圍巖級別為Ⅴ級，二襯要承擔部分荷載，所以該隧道邊墻開裂的主要原因是凍脹力，圍巖壓力僅在凍脹力的基礎上起到了加劇作用。

此外，由該隧道襯砌結構內力計算結果(圖1)可見，邊墻拉應力最大值出現位置約在軌面上2.5 m處，與該隧道邊墻開裂位置吻合，進一步驗證了凍脹力使隧道邊墻承受較大拉應力，是導致該隧道邊墻開裂的主要原因。

表3 不同凍結深度和不同應力釋放率時的襯砌結構內力

圖1 隧道襯砌結構內力計算結果(應力釋放率30%，凍結深度60 cm)

4 隧道邊墻襯砌開裂的整治措施

在明確梁家坪2號隧道邊墻縱向開裂是因隧道圍巖的季節凍脹后，針對襯砌的開裂情況，基于“寧補勿拆”的隧道襯砌病害整治原則，綜合考慮結構安全性和成本等因素，提出3種整治措施進行綜合整治:

1)錨固。考慮到在季節凍土中凍脹力對襯砌破壞的不可逆，即使氣溫變暖圍巖解凍后，由凍脹力作用導致的邊墻裂縫不可能完全收縮到襯砌開裂前的狀態。因此，根據圍巖凍脹產生的凍脹力大小設置抗拉錨桿，能夠在一定程度上抑制裂縫的發展。

2)注漿。襯砌背后圍巖經過凍融循環后，圍巖孔隙率會在一定程度上增大，如再遇強降雨，地表水的滲入會使其含水率更大，進而在冷季產生更大的凍脹力。因此，應對襯砌背后一定范圍內圍巖注漿，建議注漿深度取3.0 m。注漿能在一定程度上減小圍巖孔隙率，減輕圍巖凍脹［10］。

3)掛網噴混凝土。掛網噴混凝土能夠提高混凝土襯砌的抗拉強度，有效抑制邊墻在凍脹力作用下產生的破壞。同時，為了提高混凝土的抗裂性能，噴混凝土宜采用合成纖維混凝土，纖維摻量0.1%，纖維長度19 mm，纖維直徑48 μm。

5 結論

1)根據現場調研、室內外試驗結果的定性分析和數值計算的定量分析顯示，該隧道邊墻縱向開裂是由于隧道含水圍巖的季節性凍脹所致。

2)當應力釋放率為30%且凍結深度≥30 cm，應力釋放率為15%且凍結深度≥50 cm，應力釋放率為0且凍結深度≥60 cm時，凍脹力足以使該隧道邊墻出現張拉裂縫。該隧道邊墻開裂的主要原因是凍脹力，圍巖壓力僅在凍脹力的基礎上起到一定的加劇作用。

3)現行公路隧道和鐵路隧道設計規范中“最冷月份氣溫低于－15℃地區的隧道應考慮凍脹力”值得商榷。季節凍土地區強風化砂泥巖由于圍巖含水率增大引起的季節性凍脹問題應在隧道設計中得到足夠重視，應根據含水圍巖凍脹率和圍巖凍結深度來綜合確定是否應考慮凍脹力。即使是弱凍脹土，在凍結深度足夠的情況下，其凍脹力同樣會對隧道襯砌結構產生破壞作用。

4)錨固、襯砌背后圍巖注漿、掛網噴混凝土是整治此類病害的有效措施。

［1］張德華，王夢恕，任少強.青藏鐵路多年凍土隧道圍巖季節活動層溫度及響應的試驗研究［J］.巖石力學與工程學報，2007(3):614-619.

［2］張祉道，王聯.高海拔及嚴寒地區隧道防凍設計探討［J］.現代隧道技術，2004(3):1-5.

［3］王建宇，胡元芳.隧道襯砌凍脹壓力問題研究［J］.冰川凍土，2004(1):112-119.

［4］中華人民共和國鐵道部.TB 10003—2005鐵路隧道設計規范［S］.北京:中國鐵道出版社，2005.

［5］中華人民共和國交通部.JTG D70—2004公路隧道設計規范［S］.北京:人民交通出版社，2004.

［6］鄭波，吳劍，師亞龍，等.準朔鐵路梁家坪2#隧道襯砌開裂機理及整治對策研究［R］.成都:中鐵西南科學研究院有限公司，2014.

［7］張劍.高寒地區鐵路隧道防凍排水設計探討［J］.鐵道建筑，2014(10):16-21.

［8］吳劍，陳禮偉，劉玉勇.凍土隧道凍脹力計算方法研究［J］.隧道建設，2010(2):142-146.

［9］關寶樹.隧道工程設計要點集［M］.北京:人民交通出版社，2003.

［10］王飛，謝洪新，張勝.高海拔寒區隧道保溫材料的選型分析［J］.鐵道建筑，2012(7):54-57.

Analysis of causes of side wall cracking of tunnel located in highly weathered sandstone and mudstone in seasonal frozen soil area and its treatment measures

WU Jian1，2，ZHENG Bo2，SHI Yalong2
(1.Postgraduate Department，China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081;2.China Southwest Research Institute of China Railway Engineering Company Limited，Chengdu Sichuan 611731，China)

T he in fluence of seasonal frost heave of strong weathered sandstone and mudstone in seasonal frozen soil area on the tunnel structu re w as stud ied by using theoretical analysis，num erical sim u lation，labo ratory and field tests and com bing w ith practical engineering of Liang jiaping 2#tunnel in Zhunshuo railw ay.T he cause of longitudinal side w all cracking in tunnel is seasonal frost heaving of w atery su rrounding rock.T he treatm ent m easures of lining cracking was put forward，including anchoring，grouting，concrete spraying w ith net hanging and the shortage of the cu rrent specification w as put forward，which m eans the frost heave force should be determ ined and considered according to the frost heave ratio and frost depth of watery su rround ing rock.

H ighly w eathered sandstone and m udstone;T unnel;Side w all cracking;Seasonal frost heave;T reatm en t m easures

U452.1+2

A

10.3969/j.issn.1003-1995.2015.06.18

1003-1995(2015)06-0067-05

(責任審編葛全紅)

2015-01-20;

2015-04-10

中國中鐵股份有限公司科技開發計劃項目(2014-重點-27)

吳劍(1979—)，男，湖南常德人，高級工程師，碩士。