巖溶富水區鐵路隧道加厚底板結構施工力學行為研究

高 偉， 趙前進, 劉永勝

(1. 中鐵隧道局集團有限公司， 廣東 廣州 511458； 2. 中國鐵路昆明局集團滇南鐵路建設指揮部, 云南 玉溪 653100; 3. 中鐵隧道局集團有限公司勘察設計研究院， 廣東 廣州 511455)

0 引言

近年來，黔桂、廣昆、滬昆及貴開等鐵路隧道運營期間均發生了邊墻開裂、仰拱隆起和無砟道床變形等水害事件，引起了鐵路設計、施工、建設和運營各方的高度重視。經調查，既有線路水害主要分為以下2類： 1)襯砌結構變形開裂。其表現主要是在雨季和極端暴雨氣候條件下，隧道襯砌結構受巖溶水作用產生的變形、開裂和破壞。2)仰拱填充上浮變形。其表現主要是隧底結構的分層施工帶來的施工縫在水壓作用下的變形和擴張。在巖溶富水區隧道水害方面，文獻[1-8]對水害形成及其整治等進行了研究。在隧底結構受力性能方面，文獻[9-14]對不同類型隧道仰拱的合理形式、受力性能及破壞機制等進行了研究。但以上研究均局限于傳統的仰拱襯砌結構范疇。實踐表明，巖溶富水區因其大量富水和高水壓特殊條件，對隧道底部結構和排水系統有更高的要求，傳統的隧道設計方案大多不能滿足要求，需要提出一種新的、更具針對性的襯砌結構和排水系統。

目前設計的隧道大部分為有仰拱襯砌，其排水系統以“隧道體內排水”為主要模式，即隧道結構周邊的水通過初期支護滲透經由排水盲管引排進入隧道結構本體之內的中心水溝，最終排出洞外。這種隧道體內排水系統主要的缺陷在于： 1)隧道仰拱以下的積水無法有效引排，仰拱承受部分水壓。2)連續降雨或暴雨天氣，傳統的排水體系難以及時引排驟增的地下水，導致水壓升高并引起底仰拱或仰拱填充的破壞。3)洞內側溝或中心溝的過水斷面自由度不大，過水能力受限。

巖溶富水區隧道的設計，對于地下水的處置需謹慎。受制于地勘精度的制約，地下水的賦存情況無法明確，設置有效的防排水體系尤其是隧底排水體系成為巖溶隧道設計的關鍵。隧道傳統的防排水系統無法完全規避上述隧底水害。為降低巖溶地區或地下水發育地段隧道運營安全風險，中鐵二院提出加厚底板+隧底大水溝的“結構體外排水系統”這一適合灰巖地區地質特性各級圍巖的新型襯砌結構，可以較好地解決巖溶富水區隧底水害問題。但是，隧底結構由傳統的仰拱結構改為加厚底板結構以后，將帶來施工工法、工藝及施工安全步距要求等變化，隧底開挖方法、底板施作時機及取消仰拱鋼架后洞室變形控制等都需要進行詳細的配套研究。針對上述問題，本文利用大型商業有限元軟件，對中心大水溝的開挖工況進行分析計算，研究巖溶富水區鐵路隧道加厚底板結構施工力學行為。

1 工程概況

以新建鐵路貴陽段客運專線為工程背景，其中隧道主要穿越灰巖地層，巖溶強烈發育、地表洼地漏斗發育，地層中含水量大。隧道Ⅳ級圍巖和Ⅴ級圍巖的隧底結構由傳統的仰拱結構改為加厚底板結構，采用結構體外排水系統，隧道外的滲水不再進入隧道內部，而是由設置在隧道底板以下的大斷面中心排水溝集中排出。大斷面水溝能及時引排巖溶富水區地下水，防止結構承受過大的靜水壓力。同時，加厚的底板結構取消了仰拱回填，消除了仰拱分層施工帶來的水患風險。中心水溝成倒梯型結構，水溝深1.3 m，底寬1.62 m，上部寬2.92 m。Ⅴa型襯砌結構斷面圖見圖1。中心排水溝結構見圖2。

圖1 Ⅴa型襯砌結構斷面圖(單位： cm)Fig. 1 Cross-section of Ⅴa lining structure (unit: cm)

Ⅴ級圍巖和Ⅳ級圍巖取消仰拱，加上中心排水溝的開挖，會進一步增大墻腳的水平收斂變形量。針對不同的圍巖級別，底板型襯砌中心水溝與掌子面的距離以及每循環施工長度，需謹慎考慮。為此，特對Ⅴ級圍巖和Ⅳ級圍巖在不同中心水溝每循環開挖長度及其與掌子面的間距進行模擬分析。

圖2 中心水溝斷面形式圖(單位： cm)Fig. 2 Cross-section of center ditch (unit: cm)

2 計算模型的建立

利用大型商業有限元分析軟件，采用地層結構法建立三維模型，模擬Ⅳa型襯砌段和Ⅴa型襯砌段隧道中心水溝，分析距掌子面不同距離以及不同的管溝開挖長度對隧道圍巖變形的影響。掌子面開挖需要預留施工臺架和鏟車的空間，但預留空間過長，會導致掌子面至中心水溝之間的底板無法及時封閉，導致圍巖不穩定。綜合掌子面施工所需空間和底板封閉長度要求等因素，Ⅳa型襯砌段和Ⅴa型襯砌段中心水溝開挖面至掌子面的距離為15 m。

2.1 建模方案

1)將圍巖在自重作用下進行地應力平衡； 2)隧道采用三臺階開挖，在水溝開挖初始階段，已做好距離掌子面15 m的初期支護結構。根據現場情況，針對Ⅳa型襯砌段，隧道中心水溝每次向前開挖5 m；針對Ⅴa型襯砌段，工況1條件下隧道中心水溝每次向前開挖3 m，工況2條件下隧道中心水溝每次向前開挖4 m，工況3條件下隧道中心水溝每次向前開挖5 m。Ⅳa型襯砌段施工工況如表1所示。Ⅴa型襯砌段施工工況如表2所示。

表1 Ⅳa型襯砌段施工工況Table 1 Construction conditions of Ⅳa lining

2.2 圍巖參數

隧道所處圍巖為Ⅳ級和Ⅴ級，其物理力學參數如表3所示。

表2 Ⅴa型襯砌段施工工況Table 2 Construction conditions of Ⅴa lining

表3 圍巖參數Table 3 Parameters of surrounding rocks

2.3 支護參數

Ⅳa型復合式襯砌適用于Ⅳ級硬質巖深埋地段。Ⅴa型復合式襯砌適用于Ⅳ級硬質巖深埋地段。Ⅳa型襯砌段初期支護參數如表4所示。Ⅴa型襯砌段初期支護參數如表5所示。

表4 Ⅳa型襯砌段初期支護參數Table 4 Primary support parameters of Ⅳa lining section

表5 Ⅴa型襯砌段初期支護參數Table 5 Primary support parameters of Ⅴa lining section

隧道結構材料及力學性能如表6所示。

表6 隧道結構材料及力學性能Table 6 Materials and mechanical properties of tunnel structure

2.4 幾何模型及邊界條件

采用有限元數值分析軟件建立三維動態模型，隧道圍巖采用三維實體單元，對隧道開挖過程進行仿真模擬。根據有限元理論并結合工程實際，分析模型圍巖邊界取 2 倍洞徑寬，模型埋深為拱頂以上35 m，底部取2 倍洞徑；施加模型左右邊界水平向約束，底部邊界施加豎向和水平向約束，頂部為自由邊界條件。圍巖模型類型選擇摩爾-庫侖，其他結構材料特性均采用各向同性彈性類型[15]。模型中圍巖、初期支護及管溝采用實體單元，錨桿和鋼拱架采用桿單元。模型中不考慮襯砌背后水壓力和構造應力。

襯砌結構示意如圖3所示。襯砌結構幾何模型如圖4所示。

圖3 襯砌結構示意圖Fig. 3 Sketch of lining structure

圖4 襯砌結構幾何模型圖Fig. 4 Geometric model of lining structure

3 計算結果及分析

3.1 應力結果及分析

經過計算，得到隧道圍巖及初期支護最大應力，如表7所示。

表7隧道圍巖及初期支護最大應力

Table 7 Maximum stresses of surrounding rock and primary support MPa

由表6和表7分析可知：

1)Ⅳa型襯砌及Ⅴa型襯砌地段各工況中，初期支護的拉應力較大，尤其是Ⅴ級圍巖地段初期支護的拉應力超過了C25噴射混凝土的極限抗拉強度(1.4 MPa)。考慮到初期支護噴射混凝土的拉應力主要由鋼拱架承擔，故認為Ⅴa型襯砌段初期支護結構滿足抗拉要求，但有混凝土存在拉裂風險。

2)Ⅴa型襯砌段初期支護壓應力較大，接近C25噴射混凝土的軸心極限抗壓強度(17.2 MPa)。由于壓應力最大值均出現在隧道拱墻部位，故施工過程中拱墻部位初期支護混凝土壓壞的風險很大。

3)圍巖的應力較小，沒有超過其極限(抗拉和抗壓)強度。

4)中心水溝每循環開挖長度對圍巖和初期支護的應力影響較小。

3.2 變形結果及分析

經過計算，水平和豎向變形量如圖5所示。

圖5 水平和豎向變形量Fig. 5 Horizontal and vertical deformations

按照承載能力對隧道設計時，復合式襯砌初期支護的允許洞周相對收斂值應根據圍巖地質條件分析確定，缺乏資料時可按照表8選用。

表8 洞周相對收斂允許值[16]Table 8 Allowances of relative convergence of tunnel surrounding[16]

注： 表中數據為洞周收斂值與隧道跨度比值的百分數。

硬質圍巖隧道取表8中較小值，軟質圍巖隧道取表8中較大值。拱頂下沉允許值一般可參照表8數值的0.5～1.0倍采用。Ⅳa型襯砌段開挖寬度為14.7 m，Ⅴa型襯砌段開挖寬度為14.87 m。結合位移的物理力學參數，Ⅳ級圍巖允許洞周水平相對收斂值取0.35%，Ⅴ級圍巖允許洞周水平相對收斂值取0.60%，拱頂下沉允許值參照表8數值的0.8倍取值。由表8可得： Ⅳa型襯砌段水平相對收斂位移累計允許值為51.45 mm，拱頂下沉允許值為41.16 mm；Ⅴa型襯砌段水平相對收斂位移累計允許值為89.22 mm，拱頂下沉允許值為71.376 mm。

由圖5分析可知： Ⅳa型襯砌段中心水溝每循環掘進5 m工況以及Ⅴa型襯砌段工況1—3共計4種工況，洞周水平收斂值及拱頂下沉值均小于允許值。Ⅴa型襯砌段工況1模型變形計算結果如圖6和圖7所示。

圖6 中心水溝開挖5 m工況圍巖水平變形(單位： m)

Fig. 6 Horizontal deformation of surrounding rock in condition of 5 m excavation length of center ditch (unit: m)

圖7 中心水溝開挖3 m工況圍巖豎向變形(單位： m)

Fig. 7 Vertical deformation of surrounding rock in condition of 3 m excavation length of center ditch (unit: m)

由圖6和圖7分析可知：

1)拱腳以上設置初期支護但底板不封閉時，中心水溝距離掌子面下臺階15 m，Ⅳa型襯砌段(中心水溝每循環掘進5 m)、Ⅴa型襯砌段(中心水溝每循環掘進3 m、4 m或5 m)，隧道內輪廓水平收斂及拱頂沉降均在規范允許范圍內。

2)Ⅴa型襯砌段每循環開挖進尺為3 m、4 m或5 m 3種工況時，隧道內輪廓水平收斂值、拱頂沉降值相差不大。由此可見，中心水溝每循環開挖長度對變形影響較小。

3.3 基底隆起分析

Ⅳa型襯砌段和Ⅴa型襯砌段基底隆起最大值如圖8和圖9所示。Ⅳa型襯砌段基底隆起如圖10所示。Ⅴa型襯砌段工況1基底隆起如圖11所示。

圖8 Ⅳa型襯砌段基底隆起最大值Fig. 8 Maximum basement uplift in Ⅳa Lining

圖9 Ⅴa型襯砌段3種工況基底隆起最大值Fig. 9 Maximum basement uplift in Ⅴa Lining

圖10 Ⅳa型襯砌段基底隆起(單位： m)Fig. 10 Basement uplift in Ⅳa lining section (unit: m)

圖11 Ⅴa型襯砌段工況1基底隆起(單位： m)

Fig. 11 Basement uplift in Ⅴa lining section in construction condition 1 (unit: m)

由圖8—11分析可知：

1)Ⅳa型襯砌段的基底隆起量為49.6 mm，工況1、工況2、工況3條件下Ⅴa型襯砌段模型的基底隆起量分別為93.1、94.8、95.9 mm，均大于2種襯砌類型各自的拱頂下沉變形量，這是由于隧道初期支護緊隨掌子面，而隧底中心水溝滯后于掌子面15 m距離，導致隧道底板封閉時間相應滯后，造成隧底變形過大。

2)Ⅴa型襯砌段3種工況(即中心水溝每循環掘進3、4、5 m)，其基底隆起量變化很小，在15 m處為3.9 mm。由此可見，中心水溝每循環開挖長度對拱底隆起量影響較小。

3.4 隧道圍巖塑性區分析

經計算，隧道圍巖塑性區厚度情況如圖12所示。

圖12 4種工況塑性區厚度對比

Fig. 12 Comparison of thickness of plastic zone in 4 construction conditions

由圖12分析可知：

1)Ⅳa型襯砌段中，隧道拱肩和底板處塑性區厚度較小，而在隧道拱腳處出現突變，高度達到9.45 m；拱頂、拱腰部位處的圍巖塑性區厚度相對較小，只有1.3 m左右，最不利部位出現在拱腳處。由此可見，隧道初期支護提供的支撐力對圍巖的穩定作用非常明顯。

2)Ⅴa型襯砌段3種工況下，塑性區范圍的形狀大致相同。隨著管溝每次開挖長度的增大，塑性區厚度也相應變大，但增幅不明顯。3種工況最不利部位均出現在隧道拱肩和拱腳處，在這兩處塑性區厚度出現突變增大現象；拱頂、拱腰和底板處塑性區厚度相對較小。

4 結論與建議

1)不采取底板預加固措施工況下，Ⅴa型襯砌段隧道開挖，初期支護是安全的，但初期支護混凝土接近正常使用極限狀態(抗壓強度)，初期支護有受壓破壞的風險。

2)Ⅳa型襯砌和Ⅴa型襯砌段開挖，底板未封閉長度和暴露時間是決定施工過程圍巖穩定的關鍵因素，而中心水溝每循環開挖長度影響較小。建議中心水溝與掌子面下臺階的距離最大取15 m，且2種圍巖中心水溝每循環開挖長度可取5 m。

3)Ⅳa型襯砌段和Ⅴa型襯砌段，圍巖開挖至底板封閉期間，最不利部位均在隧道拱腳及拱腰處，且拱底隆起量過大是影響圍巖穩定的最不利因素，Ⅴa型襯砌段拱底隆起尤為嚴重。建議采用臨時支撐約束拱腳水平變形或對隧底地基進行錨索+注漿加固。

4)Ⅴa型襯砌中取消仰拱結構，對于施工過程中隧底穩定性是較大考驗。隧道開挖后盡快施作中心水溝襯砌和加厚底板結構是縮短隧底暴露時間的關鍵，但由于縮短了封底工作面與開挖面之間的距離，掌子面的施工空間更加狹小，大型施工設備的協調、中心水溝的爆破開挖、清底以及襯砌的澆筑與底板結構的施工順序的合理安排，以及與仰拱棧橋的選型、底板與中心水溝蓋板的連接方式都需要深入研究，這些都是決定該新型襯砌能否實施的關鍵因素。

本文探討了適應灰巖地區地質特性的“加厚底板+隧底大水溝”的特殊結構在國內高速鐵路隧道中應用的可行性。如果取消隧道仰拱、采用加厚底板的襯砌結構，對于施工中圍巖穩定及結構安全將是一個較大的考驗。建議相關的結構設計及施工措施根據現場監測數據進行調整，本文的計算結果也需在現場應用中進行修正。

參考文獻(References)：

[1] 譚忠盛, 李健, 薛斌, 等. 巖溶隧道襯砌水壓力分布規律研究[J].中國工程科學， 2009, 11(12): 87.

TAN Zhongshen, LI Jian, XUE Bin, et al. Research of water distribution of tunnel lining in karst region[J]. Engineering Science, 2009, 11(12): 87.

[2] 許振浩， 李術才， 李利平, 等. 一種典型的巖溶隧道襯砌壓裂突水災害成因與防治[J].巖石力學與工程學報, 2011, 30(7) : 1396.

XU Zhenhao, LI Shucai, LI Liping, et al. Cause, disaster prevention and controling of a typical kind of water inrush and lining fracturing in karst tunnels[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(7) : 1396.

[3] 邵金超. 巖溶區隧道襯砌結構力學特性的研究[D].成都： 西南交通大學， 2008.

SHAO Jinchao. Study of mechanical characteristics of tunnel lining structure in karst area[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2008.

[4] 馮升， 夏其勇， 朱江華. 巖溶隧道運營期病害處治技術[J].釆礦技術， 2012, 12(5)： 33.

FENG Sheng, XIA Qiyong, ZHU Jianghua. Disease treatment technology in operation period of karst tunnel [J]. Mining Technology, 2012, 12(5)： 33.

[5] 劉亭, 蘇謙, 趙文輝， 等. 板式無砟軌道路基翻漿整治效果研究[J]. 鐵道學報， 2015， 37(12)： 88.

LIU Ting, SU Qian, ZHAO Wenhui，et al. Study of injection-repaired and reinforcement effects of subgrade frost boiling under ballastless track[J]. Journal of the China Railway Society, 2015， 37(12)： 88.

[6] 胡勝強. 某高速公路隧道仰拱底鼓原因分析及處治方案數值模擬[J]. 路基工程， 2015， 180(3)： 238.

HU Shengqiang. Reason analysis and numerical simulation for control scheme of inverted arch floor heave of highway tunnel[J]. Subgrade Engineering, 2015， 180(3)： 238.

[7] 鄧濤, 黃明, 詹金武， 等. 石林隧道底鼓災害的特征與機理研究[J]. 工程地質學報, 2014, 22(1): 173.

DENG Tao, HUANG Ming， ZHAN Jinwu， et al. Study of the formation mechanism of floor heave disaster in Shilin tunnel[J]. Journal of Engineering Geology, 2014, 22(1): 173.

[8] 南力輝, 楊其新, 蔣雅君, 等. 隧道仰拱涌突水原因分析及治理措施研究[J]. 鐵道建筑, 2015(12): 54.

NAN Lihui, YANG Qixin, JIANG Yajun, et al. Cause analysis and study of treatment measures of gushing water out from tunnel invert[J]. Railway Engineering, 2015(12): 54.

[9] 關寶樹. 仰拱對維護隧道整體穩定的力學行為的研究[J]. 隧道建設, 1993, 13(4)： 11.

GUAN Baoshu. Study of mechanical behavior of inverted arch to maintain overall stability of tunnel[J]. Tunnel Construction, 1993, 13(4)： 11.

[10] 王明年， 翁漢民， 李志業. 隧道仰拱的力學行為研究[J]. 巖土工程學報， 1996, 18(1): 46.

WANG Mingnian, WENG Hanmin, LI Zhiye. Study of mechanical behavior of tunnel inverted arch[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1996, 18(1): 46.

[11] 仇文革. 隧道仰拱的施作時機與縱向效應的試驗分析[J]. 西南交通大學學報, 1993， 28(6)： 68.

QIU Wenge. Test analysis of construction time and longitudinal effect of tunnel inverted arch[J]. Journal of Southwest Jiaotong University， 1993， 28(6)： 68.

[12] 孔恒, 王夢恕, 張德華， 等. 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)： 30.

KONG Heng, WANG Mengshu，ZHANG Dehua,et al. Causation and classification of tunnel floor heave and its control[J]. China Safety Science Journal, 2003(13)： 30.

[13] 陳力華, 任尚強, 郝雷杰. 大跨扁平隧道仰拱研究[J].公路交通技術, 2009, 12(6): 106.

CHEN Lihua, REN Shangqiang, HAO Leijie. Research on inverted arch in large-span flat tunnel[J]. Technology of Highway and Transport, 2009, 12(6): 106.

[14] 時亞昕， 王明年. 隧道仰拱組合結構的現場試驗研究[J]. 鐵道學報, 2008, 30(1): 70.

SHI Yaxin, WANG Mingnian. Field test study of composite construction of tunnel invert[J]. Journal of the China Railway Society, 2008, 30(1): 70.

[15] 王海濤. MIDAS/GTS巖土工程數值分析與設計[M]. 大連: 大連理工大學出版社, 2013.

WANG Haitao. Numerical analysis and design of MIDAS/GTS geotechnical engineering[M]. Dalian: Publishing House of Dalian University of Technology, 2013.

[16] 中交第二公路勘察設計研究院有限公司. 公路隧道設計細則: JTG/T D70—2010[S]. 北京: 人民交通出版社, 2010.

Second Highway Consultant Co., Ltd. Guidelines for Design of Highway Tunnel： JTG/T D70-2010 [S]. Beijing: China Communications Press, 2010.