高地應力區緩傾互層巖體無砟軌道隧道底部隆起的成因分析及整治方案

肖小文, 王立川， 陽軍生， 張學民

(1.中南大學 土木工程學院, 湖南 長沙　410075；2.成都鐵路局, 四川 成都　610082；3.中南大學 重載鐵路工程結構教育部重點實驗室, 湖南 長沙　410075)

鐵路隧道，尤其是高速鐵路隧道，其底部結構的安全對于保證鐵路的正常運營至關重要。“隧底隆起”將造成線路的不平順，惡化運營條件，嚴重時將危及隧道結構甚至行車的安全。如蘭渝鐵路玄真觀隧道在襯砌施作3個月后，仰拱和填充層隆起，最高達720 mm，襯砌亦多處開裂，局部剝落掉塊[1]，危及隧道結構安全；四川省紫坪鋪隧道在運營1年半后，出現底部隆起，危及行車安全[2]。

通常“隧底隆起”是一個動態過程，原因眾多且機理復雜。對其成因的認識是否正確直接影響預防措施和后續整治的成敗，許多學者對此進行了相關研究。孔恒[3]等在統計和分析眾多工程實例的基礎上，總結和歸納了隧底隆起的成因、分類及控制措施，將成因歸為物理、力學及巖體結構三大類。汪洋等[4]對云嶺隧道底部隆起進行機理分析并提出了治理措施，具有一定的工程借鑒意義。鐘祖良等[5]基于桃樹嶺隧道底部隆起病害提出了1個計算隆起量的經驗公式。王立川等[6]從多角度對某鐵路隧道底部結構隆起病害的成因進行了分析，并對整治方案提出了方向性建議。但研究主要集中在其成因的理論推測及整治方案的討論方面，而結合調查、試驗和數值手段對具體隧道進行隆起原因分析及整治方案效果評價的相關報道還較少。

本文在文獻[6]的基礎上，數值模擬分析該隧道底部隆起的原因，在此基礎上對預應力錨索(桿)錨固方案和鋼管樁結合中空錨桿注漿加固2種整治方案進行數值模擬，比較分析二者的整治效果。

1　工程概況

該隧道建成運營約3年后，因隧道底部持續隆起而引起仰拱填充層開裂，導致軌道幾何尺寸變化，影響線路正常運營。在實施預應力錨索(桿)加固后，隆起速率有所下降但隆起趨勢仍未抑止[6]，因此，有必要對其原因進行深入分析。

該隧道底部隆起病害以K107+970—K109+270段最為嚴重，該段隧道開挖斷面B×H(跨度×洞高)=13.30 m×11.77 m，仰拱內徑r3=14.80 m，開挖面積127.18 m2；按Ⅲ級圍巖支護，拱墻襯砌為40 cm厚C25混凝土。底部結構從下往上依次為：5 cm厚水泥砂漿找平層，敷設防水層后澆筑40 cm厚C25混凝土，施作128 cm厚C20混凝土填充層，再鋪設40 cm厚鋼筋混凝土道床板[6]。圖1為隧道支護結構設計示意圖。

圖1　隧道支護結構設計示意圖(單位：m)

2　隧道底部隆起原因分析

王立川等[6]就可能導致該隧道底部隆起的原因進行了廣泛調查，在此基礎上，本文主要對極高地應力、底部緩傾互層巖體和底部軟弱巖層等因素的影響進行深入分析。

2.1　高地應力

在該隧道底部隆起段采用水壓致裂法實施地應力量測，結果顯示最大主應力為8.31～9.50 MPa，最小主應力為5.20～5.49 MPa，側壓力系數為1.52～1.82，對于隆起段圍巖(中風化泥巖、砂巖)，其巖石飽和單軸抗壓強度與最大地應力的比值小于4[6]，根據GB 50218—94《工程巖體分級標準》[7]，該段屬極高地應力區。

在極高地應力條件下，由于巖體開挖卸荷，隧道兩側底角周圍易出現剪應力集中區，剪應力超過巖體抗剪強度將導致圍巖發生剪切滑移破壞；同時底部中央易出現拉應力集中區，導致圍巖發生拉伸破壞。這2種機制共同的作用導致底板圍巖發生剪切錯動、翻滾旋轉及相互分離等復雜運動，宏觀表現為底部隆起變形。

2.2　底部圍巖結構

隧道底部地層為蓬萊鎮組下段泥巖，巖性為紫紅色、棕紅色且薄至中厚層狀泥巖、砂質泥巖，夾粉砂巖及細粒長石砂巖，其間夾有1層灰綠色水云母巖，巖層平緩。中風化砂巖單軸抗壓強度約為中風化泥巖的4倍[6]，屬典型的軟弱互層巖體。工程實踐表明，圍巖結構特征對底部隆起的影響要較巖石的單軸抗壓強度指標大[3]。對于層狀巖體，隧道易發生頂板坍塌和底部隆起，又由于層面多平直，黏結強度較低，易形成“疊合梁”效應，巖體易撓曲變形從而使垂直層面方向變形大幅增加。

2.3　底部軟弱巖層

巖石強度是隧道工程中不可或缺的重要設計參數，直接關系支護結構所承受荷載及工程整體穩定性。施工記錄資料表明，隧道開挖時底部巖體結構大體較為完整，但隨著時間推移，在下述原因的綜合作用下，可能導致底部存在軟弱巖層。

(1)以泥巖為主的軟質巖體，遇水易泥化、崩解，吸水后強度明顯降低，抗風化能力和工程穩定性較差。

(2)水的影響。由于多種原因，仰拱底部易積聚地下水，水的存在加速了底部巖石的開裂、破壞。

(3)列車振動荷載的作用。在列車荷載長期作用下，底部巖石的受力狀態將發生改變，巖體的物理力學性質也將發生變化，加上水的影響，最終導致底部一定范圍內巖體強度降低。

(4)施工期仰拱底部殘留部分虛砟的影響。

隧道發生底部結構破損后，在該段鉆探取芯如圖2所示，結果表明，仰拱下方0.5 m范圍內巖石破碎成塊狀或土狀，強度喪失，手捏易碎。巖石破碎后其承載能力嚴重喪失，將荷載轉移給深層圍巖承擔并引起深部圍巖位移，導致底部圍巖向隧道空間內擠，從而造成底部隆起。

圖2　隧底典型鉆孔柱狀圖

3　底部隆起的數值模擬分析

基于現場實測的地應力、鉆探揭露的底部泥、砂巖緩傾互層巖體特征，以及仰拱下部存在局部軟弱巖層的實際情況，建立數值模型，針對性地分析隧道圍巖與結構的力學響應，從而分析隧道底部隆起的原因。

3.1　模型建立

數值模擬采用FLAC2D有限差分軟件[8]。選取隧道底部隆起嚴重地段K108+630典型斷面進行分析，該處隧道上覆土體約180 m。模型計算范圍取150 m×100 m(寬×高)，底部固定約束，兩側水平約束。根據地應力實測結果綜合分析，頂部施加等效均布應力P=2.93 MPa，側壓力系數K取均值1.7。隧道底部結構(包含支護結構、底部填充和道床板)采用實體單元模擬，按彈性材料考慮，如此可直接獲得隧道結構的應力分布情況。圍巖采用實體單元模擬，服從Mohr-Coulomb屈服準則。巖層接觸面則采用interface單元模擬[8]。

Clock等人[9]研究表明，在節理裂隙發育的圍巖中，一般只在1倍洞室跨度的深度內受節理裂隙的影響較顯著，因此，僅考慮底部15 m深度范圍內圍巖層面的影響。圖3為計算模型示意圖及隧道底部細化圖。

3.2　材料參數

圖3　計算模型示意及隧道底部細化圖

鉆探揭露的隧道下部軟硬互層巖體中，中風化泥巖、砂巖的力學性能相差較大，故在模型中考慮由此2種巖石組成的互層巖體，其層厚度取30 cm。中風化泥巖、砂巖的物理力學參數通過室內實驗獲取，并采用霍克—布朗方法進行弱化[10]。底部軟弱巖層及層面的物理力學參數通過工程類比得到[11]。支護結構的力學參數按“等效剛度法”計算。各材料的計算參數均列于表1。

表1　材料計算參數

3.3　計算結果分析

計算所得的隧道結構應力云圖如圖4所示。由圖4可知：底部結構存在范圍較大的受拉區域，且拉應力大多超過C20混凝土的抗拉強度設計值(1.13 MPa)[12]；這是由于受現場賦存的高地應力和底部軟弱互層巖體結構的影響，加上仰拱下部存在局部軟弱巖層，仰拱和底部填充層的受力均為極不利狀態，將導致仰拱填充層上出現大量的裂縫，這與實際情況是比較吻合的。

隧道底部結構豎向位移計算值與實測值的比較如圖5所示，其中計算值是指與隧道底部不存在局部軟弱巖層時相比較所得的底部結構位移，實測值為從開始監測到實施病害段鉆探這一時段內的累計值。由圖5可知：計算值與實測值所反映出的隧道底部隆起形態比較相似，都是從隧道中心向兩側遞減，呈倒“U”型；計算值略大于實測值，這可能是由于在監測前隧道底部已經出現隆起，而該部分值未能納入。

圖4　隧道結構應力云圖

圖5　隧道底部結構豎向位移計算值與實測值對照

總之，計算所得的隧道底部結構受力狀態及底部結構豎向位移均能較好地與現場實際相吻合，因此，所建立的數值模擬及選取的材料參數是比較合理的。同時，計算和實測都表明，隧道底部結構的病害比較嚴重，有必要實施相應的整治措施。

4　整治方案的效果對比分析

隧道底部隆起病害的常用整治方案可分為兩類：一是對隧道下部圍巖進行加固，如錨桿注漿，深層注漿，圍巖換填等；二是增強底部結構穩定性及提高其抗力，如置換仰拱，仰拱與邊墻連接處加固，增加仰拱矢跨比，加裝混凝土反拱，預應力錨索(桿)錨固等。在本隧道底部結構出現病害后，實施了預應力錨索(桿)錨固方案，但并未獲得理想的整治效果[6]。為此，本文提出從提高下部巖體的整體性和穩定性入手，以鋼管樁結合中空錨桿注漿，加固隧道下部巖體，以求達到較理想的整治效果。這2種整治方案具體如下。

4.1　底部結構整治方案

1)預應力錨索(桿)錨固方案

預應力錨索(桿)加固方案的具體措施：在無砟軌道兩側混凝土填充層及隧道中心線處采用錨索加固并設置縱梁，錨索縱向間距3.0 m，錨索鉆孔直徑130 mm，錨孔垂直向下，錨索長20 m，單孔拉力為450 kN；左、右線中心處(非軌枕板處)采用預應力錨桿加固，錨桿縱向間距1.5 m，單孔拉力80 kN，錨桿鉆孔直徑110 mm，錨孔垂直于水平方向，錨桿長10 m；同時對軌道板和仰拱填充層鉆孔注膠，封閉裂縫，并修復隧道排水系統。錨索(桿)布置橫斷面如圖6所示[6]。

圖6　錨索(桿)布置橫斷面示意圖

2)鋼管樁結合中空錨桿注漿加固方案

鋼管樁結合中空錨桿注漿加固方案示意如圖7所示。具體如下：采用7 m長錨桿，縱向間距1 m，在桿壁上鉆孔，注漿材料為低水灰比的水泥漿，注漿中監控軌道板高程，防止注漿壓力過大引起軌道板隆起，并根據監控結果調整壓力值；鋼管樁長7 m，縱向間距2 m，布置于兩側電纜槽內，采用預成孔插管壓漿法施工，內設φ127熱軋無縫鋼管，鋼管內及外環內灌注M35水泥砂漿；鋼管間布設錨桿。

圖7　鋼管樁結合中空錨桿注漿加固方案(單位：m)

鋼管樁結合中空錨桿注漿加固方案的整治機理為：對于底部下伏緩傾互層巖體，錨桿起到串聯作用，從而提高加固范圍內圍巖的穩定性，改善圍巖的受力狀態；注漿則主要起到加固破碎巖石的作用，提高巖石的抗壓強度和抗變形能力；在兩側水溝位置設置與水平向成一定角度的鋼管樁，不僅可以提高兩側墻腳下圍巖的承載能力，也有助于抑制底部圍巖的變形。

4.2　整治方案數值模擬

在上文建立的數值模型基礎上，分別對實施預應力錨索(桿)錨固方案和鋼管樁結合中空錨桿注漿加固2個方案進行數值模擬(下文簡稱為工況1和工況2)，對比分析各自的整治效果。

工況1中的預應力錨索(桿)采用FLAC2D數值軟件的cable單元進行模擬，該單元提供了預應力的輸入選項，并可通過附帶的“pretension.fis”文件來控制錨固應力[8]。預應力錨索、桿的計算參數列于表2。

工況2中的水泥漿液注入破碎巖體固結后，形成的結石體以破碎圍巖為骨料，水泥漿為膠結物，漿液與圍巖相互包裹，從而提高圍巖的整體性，極大地提高了圍巖強度，可通過提高底部破碎巖體的力學參數(將軟弱巖層的彈性模量、黏聚力及內摩擦角的值提高1倍)來模擬加固效果[13]。中空錨桿采用FLAC2D數值軟件中的rockbolt單元模擬，鋼管樁采用pile單元模擬。加固后軟弱巖層、中空錨桿及鋼管樁的計算物理力學參數同樣列于表2。

表2　整治方案模型計算參數

4.3　整治效果對比分析

計算工況1和工況2所得的隧道結構應力狀態如圖8和圖9所示。

圖8　實施預應力錨索(桿)方案后隧道結構應力云圖

對比圖8和圖9可知：工況2下隧道底部結構的受力狀態較工況1有明顯改善，最大和最小主應力均小于工況1；工況1和工況2下仰拱和底部填充層上都分布有一定范圍的受拉區域，但工況1下拉應力較整治前無顯著改變，而工況2下拉應力明顯減小，最大拉應力降低至0.61 MPa。

圖9　實施預錨桿注漿方案后隧道結構應力云圖

2種工況下隧道底部結構的豎向位移計算值如圖10所示。由圖10可知：2種整治方案都能一定程度地抑制隧道底部隆起；工況1下隧道底部結構的豎向位移計算值較整治前減少約50%，而工況2下僅較整治前減少約10%，說明鋼管樁結合中空錨桿方案對隧道底部隆起的抑制效果更佳。

圖10　2種工況下隧道底部結構豎向位移的對比

可見，預應力錨索(桿)錨固方案能一定程度地抑制隧道底部的隆起變形，但并不能顯著改善隧道底部結構的受力狀態，且未能改善下部圍巖條件和防止局部軟弱巖層進一步劣化。因此，當下部軟弱巖層范圍擴大或破碎程度加劇時，隧道底部仍會持續隆起，僅隆起速率較整治前略低；現場高程監控結果也表明，實施預應力錨索加固方案后，隧道底部仍以較整治前略低的速率持續隆起，隆起趨勢并未抑止[6]。而實施鋼管樁結合中空錨桿注漿加固方案后，不僅隧道底部的隆起得到有效抑制，而且隧道底部結構的受力狀態也明顯改善；同時，通過注漿可抑制隧道底部軟弱巖層的進一步劣化，防止病害持續發展；顯然，鋼管樁結合中空錨桿方案更適用于該隧道底部結構病害的處理。

5　結　論

(1)隧址區賦存的高地應力、底部下伏緩傾互層巖體及仰拱下部存在軟弱巖層是引起該隧道底部結構破損的主要原因。

(2)預應力錨索(桿)加固方案能一定程度上抑制隧道底部的隆起，但不能有效改善隧道底部結構的受力狀態，當隧道底部軟弱巖層范圍擴大或破碎程度加劇時，隧道底部仍會以較整治前較小的速率持續隆起。因此，采用預應力錨索(桿)方案并不能得到理想的整治效果。

(3)采用鋼管樁結合中空錨桿注漿加固方案，不僅能有效抑制隧道底部隆起，而且隧道底部結構的受力狀態也明顯改善。同時，通過注漿可抑制隧道底部軟弱巖層的進一步劣化，防止病害持續發展。顯然，鋼管樁結合中空錨桿注漿加固方案更適用于該隧道底部結構病害的處理。

[1]孫韶峰, 袁竹, 趙萬強. 高地應力區砂泥巖地層隧道開裂原因分析及處理原則[J]. 現代隧道技術, 2013,50(4)：170-175.

(SUN Shaofeng, YUAN Zhu, ZHAO Wanqiang. Cause Analysis and Treatment Principles for Tunneling Lining Cracking in Sandy Mudstone with High Geostress [J]. Modern Tunneling Technology, 2013,50(4)：170-175. in Chinese)

[2]陳貴紅, 鞏安. 紫坪鋪隧道隧底隆起處治探討[J]. 公路, 2014(1)：228-231.

(CHEN Guihong, GONG An. Discussion on Treatment of Zipingpu Tunnel Uplift[J]. Highway, 2014(1)：228-231. in Chinese)

[3]孔恒, 王夢恕, 張德華. 隧道底板隆起的成因、分類與控制[J]. 中國安全科學學報, 2003,13(1)：30-33.

(KONG Heng, WANG Mengshu, ZHANG Dehua. Causation and Classification of Tunnel Floor Heave and Its Control[J]. China Safety Science Jurnal,2003,13(1)：30-33.in Chinese)

[4]汪洋,唐俊雄,譚顯坤,等. 云嶺隧道底鼓機理分析[J]. 巖土力學,2010,31(8)：2530-2534.

(WANG Yang, TANG Junxiong, TAN Xiankun, et al. Mechanism Analysis of Floor Heave in Yunling Tunnel[J]. Rock and Soil Mechanics,2010,31(8)：2530-2534. in Chinese)

[5]鐘祖良,劉新榮,王道良，等. 桃樹埡隧道底鼓發生的機理與防治技術研究[J]. 巖土工程學報,2012,34(3)：471-477.

(ZHONG Zuliang, LIU Xinrong, WANG Daoliang, et al. Mechanism Analysis of Floor Heave in Taoshuya Tunnel and Its Prevention Techniques[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2012,34(3)：471-477. in Chinese)

[6]王立川,肖小文,林輝. 某鐵路隧道底部結構隆起病害成因分析及治理對策探討[J]. 隧道建設,2014,34(9)：823-836.

(WANG Lichuan, XIAO Xiaowen, LIN Hui. Analysis on Causes for and Renovation of Floor Structure of a High-Speed Railway Tunnel Located in Slightly-Dipping Interbedded Rock Mass[J]. Tunnel Construction, 2014,34(9)：823-836. in Chinese)

[7]中華人民共和國水利部. GB/T 50218—94 工程巖體分級標準[S]. 北京: 中國標準出版社，1995.

[8]Itasca Consulting Group Inc. FLAC2DUsers Manual[M]. USA: Itasca Consulting Group Inc, 2005.

[9]COLAK K, UNLU T. Effect of Transverse Anisotropy on the Hoek-Brown Strength Parameter‘mi’for Intact Rocks[J]. International Journal of Rock Mechanics and Rock Engineering, 2004，41(6)：1045-1052.

[10]Evert Hoek. 實用巖石工程技術[M]. 劉豐收, 崔志芳, 王學潮, 等. 譯. 鄭州： 黃河水利出版社, 2002: 136-154.

[11]鄧少軍.水平層狀巖體隧道圍巖穩定及支護參數優化研究[D]. 長沙：中南大學, 2006.

[12]鐵道第二勘察設計院. GB 10003—2005 鐵路隧道設計規范[S]. 北京: 中國標準出版社， 2005.

[13]金珠鵬, 孫廣義. 東海煤礦錨桿及注漿支護模擬[J]. 中國礦業, 2012, 21(5): 99-100.

(JIN Zhupeng, SUN Guangyi. A Simulation of Bolting and Grouting Support for Donghai Coal Mine[J]. China Mining Magizine, 2012, 21(5): 99-100. in Chinese)