隋毅,王衛(wèi)軍,袁超,范磊

(湖南科技大學(xué) 資源環(huán)境與安全工程學(xué)院,湖南 湘潭 411201)

隨著我國(guó)高速鐵路的迅速發(fā)展,隧道工程的穩(wěn)定控制和支護(hù)技術(shù)也愈發(fā)受到國(guó)內(nèi)外眾多專家和學(xué)者的關(guān)注.現(xiàn)階段,我國(guó)高速鐵路主要采用無砟軌道技術(shù),由于高速鐵路對(duì)軌道的變形量和使用年限要求較普通鐵路更高[1-2],因此在高速鐵路的隧道工程中,隧底結(jié)構(gòu)的變形及穩(wěn)定性控制便顯得尤為重要.特別對(duì)于穿越地質(zhì)構(gòu)造較為復(fù)雜的隧道,底部結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)期穩(wěn)定已成為影響隧道使用壽命的關(guān)鍵點(diǎn)之一.針對(duì)隧道內(nèi)出現(xiàn)的底鼓問題,國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究.孔恒等[3]基于工程實(shí)踐,較為系統(tǒng)地分析了致使隧道底部隆起變形的原因、分類和針對(duì)性的控制技術(shù);汪洋等[4]以云嶺隧道為工程背景,分析了隧道底鼓的成因,推導(dǎo)了隧道底鼓的表達(dá)式,并通過現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)驗(yàn)證了表達(dá)式的準(zhǔn)確性;鄧濤等[5]通過深入分析石林隧道底鼓致災(zāi)過程,總結(jié)出該隧道底鼓災(zāi)害是一種集底板巖層彎曲失穩(wěn)、遇水膨脹和擠壓流動(dòng)為一體的綜合型底鼓模式;杜明慶等[6]以室內(nèi)模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬為基礎(chǔ),闡述了圍巖吸水膨脹致使隧道仰拱變形破壞的機(jī)理;馬曉文等[7]通過數(shù)值模擬手段,探討了泥巖隧道基底圍巖處于不同軟化系數(shù)和軟化深度下,對(duì)仰拱結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響;高震等[8]以強(qiáng)度劣化理論為依據(jù),結(jié)合有限元模擬軟件,通過折減基底圍巖力學(xué)參數(shù),研究了仰拱結(jié)構(gòu)在不同條件下的隆起變形量大小,并驗(yàn)證了圍巖強(qiáng)度劣化理論的適用性.針對(duì)底鼓問題的處理,不少煤礦巷道支護(hù)方面的專家學(xué)者[9-13]也進(jìn)行了大量的研究,能夠?yàn)樗淼赖坠臑?zāi)害的治理提供寶貴的參考意見.綜合以往研究成果來看,多數(shù)學(xué)者對(duì)隧道底部破壞原因的研究都著重于仰拱結(jié)構(gòu)自身的力學(xué)性能,而對(duì)于仰拱基底圍巖的變形機(jī)理和控制措施研究卻相對(duì)較少.因此,本文以某高速鐵路隧道的3#橫洞隧道為研究背景,探討隧道底板隆起開裂的原因,針對(duì)性地提出合理支護(hù)方案并用于工程實(shí)踐.

1 工程概況

1.1 隧址區(qū)地質(zhì)情況

某高速鐵路隧道位于湖北恩施境內(nèi),隧道全長(zhǎng)13 186 m,最大埋深約為646 m.根據(jù)設(shè)計(jì)要求,隧道共開設(shè)3個(gè)橫洞、1個(gè)進(jìn)口、1個(gè)出口.其中,3#橫洞位于隧道出口地段,橫洞起訖里程H3DK0+000～H3DK0+478,最大埋深約為257 m,隧址區(qū)內(nèi)地層巖性以砂巖夾泥巖、泥質(zhì)粉砂巖和頁(yè)巖為主,局部夾含銅砂巖及石膏,設(shè)計(jì)定性為軟弱Ⅳ級(jí)圍巖.橫洞隧道穿越的地層地下水賦存且以基巖裂隙水為主,對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)侵蝕性較大.

1.2 隧道斷面襯砌設(shè)計(jì)及底板變形情況

由于3#橫洞隧道作為高速鐵路隧道的附屬通道,出于成本考慮,斷面大小及支護(hù)方式依照單車道Ⅲ型Ⅳ級(jí)錨噴襯砌標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行設(shè)計(jì)(無仰拱結(jié)構(gòu)).隧道原設(shè)計(jì)斷面尺寸為6.96 m(高)×7.64 m(寬),采用錨噴構(gòu)筑法進(jìn)行施工,底板采用模筑混凝土一次澆筑成型,斷面設(shè)計(jì)方案如圖1所示.

圖1 橫洞斷面與原設(shè)計(jì)支護(hù)方案(單位:mm)

自橫洞開掘13個(gè)月后,H3DK0+232～H3DK0+252段內(nèi)出現(xiàn)了明顯的底板隆起現(xiàn)象.經(jīng)實(shí)測(cè),底鼓區(qū)段內(nèi)底板的最大隆起量達(dá)466 mm,嚴(yán)重影響施工機(jī)械和出渣車輛的正常通行.圖2為橫洞內(nèi)底板變形破壞情況.

圖2 橫洞底板隆起變形

2 隧道底板隆起變形成因分析

2.1 圍巖強(qiáng)度及地下水滲流影響

3#橫洞底鼓段穿越暗紅色砂巖夾泥巖地層,圍巖強(qiáng)度等級(jí)為Ⅳ級(jí),巖體的黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ值較低,屬中風(fēng)化狀態(tài),巖層節(jié)理裂隙發(fā)育.隧址區(qū)域內(nèi)地下水較為豐富,經(jīng)地質(zhì)鉆探結(jié)果顯示,H3DK0+227～H3DK0+266里程內(nèi)平均涌水量約 197 m3/d.隧道爆破開挖后,周邊圍巖切向應(yīng)力增大,塑性區(qū)范圍呈持續(xù)擴(kuò)展?fàn)顟B(tài),基底淺部圍巖勢(shì)必受卸荷影響出現(xiàn)大量擾動(dòng)裂隙,地下水沿巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)面和擾動(dòng)裂隙進(jìn)行遷移.一方面由于水分的遷移作用,使得原本存在于巖體結(jié)構(gòu)面之間的膠結(jié)礦物隨水分一起流失,直接影響圍巖的自身強(qiáng)度;另一方面,地下水的遷移使得水頭壓力產(chǎn)生一定變化,并作用于淺部破碎圍巖當(dāng)中,加劇了圍巖裂隙的擴(kuò)展.隨著圍巖體裂隙的進(jìn)一步擴(kuò)展,水分子又有了新的遷移路徑,導(dǎo)致較淺部泥質(zhì)圍巖體吸水軟化、崩解并產(chǎn)生新的裂隙.這種過程周而復(fù)始,使得隧道周邊破碎圍巖范圍不斷增大,并在上覆巖層壓力和遠(yuǎn)場(chǎng)構(gòu)造應(yīng)力的疊加影響下,產(chǎn)生較大的散體地壓作用于底板結(jié)構(gòu)上,導(dǎo)致底板的隆起變形.

2.2 原支護(hù)方案下數(shù)值模擬分析

為分析原支護(hù)狀態(tài)下隧道圍巖的控制效果,通過FLAC3D有限差分軟件構(gòu)建數(shù)值分析模型,對(duì)原支護(hù)方案下橫洞底板隆起變形的成因過程進(jìn)行研究.模型尺寸為80 m×20 m×80 m(長(zhǎng)×寬×高),選用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型,模型頂部施加4.98 MPa的垂直應(yīng)力作為補(bǔ)償荷載,模型前后左右以及底部邊界均約束法向速度.為避免巖體在初次平衡過程中,由于軟件迭代算法而產(chǎn)生較大面積的塑性破壞,首先采用彈性本構(gòu)進(jìn)行求解,消除計(jì)算過程中巖體的塑性屈服狀態(tài)后,再進(jìn)行正常求解.待初次平衡完成后,清除圍巖體已產(chǎn)生的位移和速度,即可得到模擬的原巖應(yīng)力場(chǎng).數(shù)值模擬力學(xué)參數(shù)如表1所示.

表1 數(shù)值模擬力學(xué)參數(shù)

經(jīng)數(shù)值模擬,得到隧道周邊位移量、圍巖剪應(yīng)力場(chǎng)及塑性區(qū)分布狀態(tài),如圖3所示.由圖3a可知：原支護(hù)方案條件下,隧道拱頂下沉量約為11 mm,而底板位移量可達(dá)115 mm左右.究其原因,可能是因?yàn)樵ёo(hù)使得隧道兩側(cè)拱墻、拱腰及拱頂位置得到有效支護(hù),但由于底板僅采用一次澆筑的混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行支護(hù),且強(qiáng)度和厚度均不大,因此隧道底板支護(hù)結(jié)構(gòu)不能同時(shí)承受邊墻襯砌結(jié)構(gòu)的壓模效應(yīng)和遠(yuǎn)場(chǎng)地應(yīng)力作用于基底破碎圍巖產(chǎn)生的頂升壓力,最終表現(xiàn)為底板的收斂量顯著大于拱頂下沉量.如圖3b和圖3c所見,基底圍巖由于未能得到有效支護(hù),未形成一個(gè)較為完整的承載體,因此圍巖塑性區(qū)發(fā)展范圍較大,最大塑性深度可達(dá)5.7 m;且原支護(hù)完成后,在兩側(cè)拱腳深度約5.9 m處呈現(xiàn)出大范圍的剪應(yīng)力集中現(xiàn)象,此時(shí)巖體極易因較大剪應(yīng)力影響而產(chǎn)生新的剪切破壞,導(dǎo)致較淺部圍巖承載能力進(jìn)一步降低.

圖3 原設(shè)計(jì)方案數(shù)值模擬云圖

圖4 圍巖遇水泥化現(xiàn)象

橫洞開挖后會(huì)引起大量裂隙水涌入凈空并積聚于基底圍巖處,使得基底軟弱破碎圍巖在水理作用下逐漸崩解、泥化(如圖4所示),泥化后的巖體抗壓、抗剪強(qiáng)度大幅度降低.在拱墻襯砌施作后,由于襯砌自身重力直接作用于底板支護(hù)結(jié)構(gòu)上,限制了底板結(jié)構(gòu)兩側(cè)的豎向位移,使得底板中心部位處于臨空狀態(tài),成為底板整體結(jié)構(gòu)發(fā)生變形破壞的薄弱環(huán)節(jié);加之整個(gè)隧道處于破碎圍巖中,圍巖塑性范圍較大,在隧道兩側(cè)破碎圍巖、上覆巖層自重以及遠(yuǎn)場(chǎng)構(gòu)造應(yīng)力的同時(shí)作用下,基底破碎巖體極易受到擠壓作用向隧道凈空流動(dòng),破壞底板混凝土支護(hù)結(jié)構(gòu),最終形成擠壓流動(dòng)型底鼓[14].

為分析軟巖流變性對(duì)底板隆起變形的影響,在原模擬結(jié)果的基礎(chǔ)上,基于軟件內(nèi)嵌Burgers流變模型對(duì)橫洞周邊圍巖進(jìn)行400 d的蠕變分析,分析結(jié)果如圖5所示.由圖5可見:經(jīng)400 d蠕變作用后,底板圍巖位移量由初始狀態(tài)下的115 mm增長(zhǎng)至372 mm,增長(zhǎng)了223.5%;塑性區(qū)最大深度由5.7 m增加至8.5 m,增長(zhǎng)了49.1%.現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)統(tǒng)計(jì)結(jié)果顯示,底鼓區(qū)段內(nèi)底板的平均隆起位移約為308 mm,與數(shù)值分析狀態(tài)下的圍巖位移量較為接近,由此可判定軟巖蠕變特性是引起底板隆起變形的一個(gè)重要影響因素.

圖5 原設(shè)計(jì)方案下蠕變分析結(jié)果

3 隧道底鼓聯(lián)合支護(hù)治理技術(shù)

根據(jù)上述底板隆起變形成因分析發(fā)現(xiàn),在原設(shè)計(jì)支護(hù)形式下,僅采用強(qiáng)度為C30的混凝土對(duì)底板進(jìn)行一次性澆筑,無法有效控制軟弱破碎圍巖隧道的底鼓變形,需從改善圍巖體自身力學(xué)性能的角度出發(fā),增強(qiáng)其抗壓抗剪強(qiáng)度、改善受力狀態(tài)、提高整體結(jié)構(gòu)承載能力,并輔以多種方式相結(jié)合的聯(lián)合支護(hù)形式才能從本質(zhì)上解決底板隆起問題.為此,提出以“基底帷幕注漿”為主導(dǎo)、“鎖腳錨桿+底板錨索+網(wǎng)噴+仰拱鋼筋混凝土”為輔助的聯(lián)合支護(hù)技術(shù),隧道拱頂、拱腰及邊墻按原設(shè)計(jì)支護(hù)方式不變,僅對(duì)底板進(jìn)行加強(qiáng)支護(hù)處理,新支護(hù)方案如圖6所示.

圖6 新支護(hù)方案設(shè)計(jì)(單位:mm)

3.1 新支護(hù)方案設(shè)計(jì)參數(shù)

1)利用帷幕注漿技術(shù)對(duì)隧道基底破碎圍巖進(jìn)行預(yù)加固處理,充分提高其抗腐蝕、抗變形能力.注漿工藝流程:首先采取C25混凝土初噴,使表面松散破碎圍巖形成止?jié){層,初噴厚度180 mm;其次,利用Ф130 mm鉆頭低速鉆入至底板圍巖6.5 m處,每2 m設(shè)置4個(gè)注漿鉆孔,斷面之間注漿鉆孔交錯(cuò)布置,待孔位成形后埋設(shè)規(guī)格為Ф108 mm×6 000 mm的注漿膠囊管,并將膠囊管端頭用水泥基錨固劑錨固于底板巖層中;而后,選用水灰比為(0.85～1.1)∶1的硅酸鹽水泥、水玻璃雙漿液注漿材料對(duì)底板整體裂隙發(fā)育圍巖進(jìn)行注漿加固處理,使?jié){液和底板破碎巖層在一定范圍內(nèi)形成穩(wěn)定的帷幕注漿體,有效抵抗深部巖體的變形壓力,阻隔基巖裂隙水對(duì)底板的侵蝕作用.整體注漿速度設(shè)計(jì)為20～45 L/min,終止注漿壓力為1.4～2.0 MPa.

2)鎖腳錨桿為由Φ42 mm×3 000 mm的注漿小導(dǎo)管加工制成,布置于鋼拱架前后兩側(cè),與底板呈45°打入拱腳位置處.

3)底板錨索采用Ф21.6 mm×7 000 mm由9股鋼絞線組成的中空注漿錨索,布置于基底圍巖處,每循環(huán)設(shè)置5根,環(huán)、縱向間距為1.0 m×0.8 m,呈梅花形布置.

4)鋼筋網(wǎng)選用間距為200 mm×200 mm的Ф8 mm鋼筋焊制.

5)底板復(fù)噴砼為C20,厚度120 mm,鋼筋混凝土回填層采用C30,厚度400 mm,充分抵御圍巖變形以及運(yùn)輸車輛荷載對(duì)仰拱結(jié)構(gòu)穩(wěn)定的影響.

3.2 治理方案數(shù)值分析

為驗(yàn)證新支護(hù)方案下隧道底板變形控制效果,依據(jù)原支護(hù)狀態(tài)下的隧道數(shù)值模型,基于FLAC3D分析了隧道底鼓段在新方案下(材料參數(shù)見表2)圍巖豎向位移和塑性區(qū)的分布狀況(見圖7).

表2 材料參數(shù)

圖7 新支護(hù)方案下位移和塑性區(qū)云圖

結(jié)合圖3和圖6可知:新支護(hù)方案設(shè)計(jì)下,隧道底板圍巖豎向位移量和塑性區(qū)范圍都較原支護(hù)方案有顯著的降低.其中,基底中心部位圍巖體隆起變形量?jī)H為31.8 mm,較原設(shè)計(jì)方案下的115 mm,縮減了約72.3%;塑性區(qū)深度在新方案下降低至2.7 m,與原方案相比,縮小了約58.7%.說明新支護(hù)方案既提高了底板圍巖的整體強(qiáng)度,使集中應(yīng)力向圍巖深部轉(zhuǎn)移,又加強(qiáng)了隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)的抗變形能力,有效抑制底鼓破壞模式,維護(hù)了隧道結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定.

4 應(yīng)用效果分析

依照新支護(hù)方案,預(yù)先對(duì)隧道底鼓段進(jìn)行基底帷幕注漿處理,通過注漿技術(shù)一方面能夠使底板破碎圍巖迅速形成較為完善的帷幕膠結(jié)體系,大幅度提高破碎巖體的抗剪能力,增強(qiáng)底板結(jié)構(gòu)整體承載能力;另一方面,新形成的帷幕膠結(jié)體能夠有效隔擋后續(xù)開挖過程中地下水的遷移，避免地下水對(duì)底板巖層的軟化.新支護(hù)方案施作完成后,采用孔內(nèi)成像技術(shù)對(duì)底板巖體固結(jié)狀態(tài)進(jìn)行效果評(píng)價(jià),其中A3孔位影像資料如圖8所示.探測(cè)結(jié)果表明,新支護(hù)體系下,基底圍巖破碎程度得到大幅度改善,逐漸形成一個(gè)較為系統(tǒng)的注漿體結(jié)構(gòu).據(jù)圖8孔位影像顯示,改進(jìn)處理后的底板巖層塑性發(fā)育深度約為2.3 m,與數(shù)值模擬結(jié)果較為接近,且孔內(nèi)壁較為平順,無孔洞塌陷情況,無積水、涌水、突泥現(xiàn)象,漿液分布均勻,充填效果較為明顯,初步判定底板巖體強(qiáng)度得以提高.

圖8 A3孔位影像資料

采取新方案對(duì)隧道底鼓段進(jìn)行重新修復(fù)后,通過Trimble TX8三維斷面掃描儀對(duì)H3DK0+255段基底圍巖變形量進(jìn)行為期30 d的監(jiān)測(cè),測(cè)點(diǎn)位置和累計(jì)變形量如圖9所示.由圖9b看出:基底中心部位(監(jiān)測(cè)點(diǎn)A)累計(jì)變形量相對(duì)較大,最大變形量為36.88 mm,并在14 d左右趨于穩(wěn)定;測(cè)點(diǎn)B和C處較中心部位位移量有顯著降低,于11 d左右趨于平穩(wěn)狀態(tài),最大位移量分別為23.47 mm和22.13 mm;而測(cè)點(diǎn)D和E處位移量最小,趨于穩(wěn)定狀態(tài)所用時(shí)間也最短,僅8 d左右就達(dá)到穩(wěn)定,穩(wěn)定時(shí)位移量分別為12.53 mm和14.62 mm.說明新支護(hù)方案下,隧道底板變形控制效果顯著,能夠保障隧道后期的正常使用.

圖9 隧道基底測(cè)點(diǎn)布置及位移曲線

5 結(jié)論

1)匯聚于隧道底部的地下水對(duì)基底圍巖體具有較強(qiáng)的侵蝕作用,使基底圍巖塑性區(qū)范圍顯著大于隧道兩幫和拱頂位置,且隧道各部位圍巖塑性范圍與對(duì)應(yīng)臨空面的變形量存在相對(duì)一致性,即塑性范圍越大的區(qū)域其收斂變形越大.

2)以“基底帷幕注漿”為主導(dǎo)、“鎖腳錨桿+底板錨索+網(wǎng)噴+仰拱鋼筋混凝土”為輔助的聯(lián)合支護(hù)技術(shù)能從根本上改善破碎圍巖體自身強(qiáng)度和所處力學(xué)環(huán)境,提高底角抗剪切滑移破壞能力,阻止巖體的塑性流動(dòng),抑制隧道底板隆起.