斷層破碎帶公路隧道底鼓小導管注漿數值模擬

李 勇，黃凌君，蘭升元，寧賦巖

(1.中鐵十八局集團 第二工程有限公司莆炎高速YA18合同段項目部, 福建 三明 365004；2.三明學院 建筑工程學院， 福建 三明 365004；3.三明莆炎高速公路有限責任公司， 福建 三明 365004 )

隧道在穿越軟弱膨脹圍巖，并伴隨惡劣環境高地應力區域影響時，易發生仰拱底鼓現象。底鼓對隧道底板造成危害，加速隧道邊墻的內部收斂，引起支護發生破壞，導致仰拱變形、開裂[1]。底鼓的形成是一個復雜的物理和力學過程，不同地質環境隧道底鼓形成機理和處治技術也不盡相同[2-7]。目前在對隧道底鼓的處理方法中，徑向注漿加固是較有效和普遍的方法。一些學者針對隧道底鼓錨注支護機理展開研究并通過有限元軟件數值模擬，得到圍巖位移量、塑性區等分布，結合監測數據分析，探討注漿等方案合理性[8-12]。

盡管人們在以上科研中取得了大量成果，但是在隧道實際注漿時，多是憑經驗確定注漿范圍和深度，較少研究針對合理的隧道徑向注漿深度展開，徐嵩基采用 FLAC3D計算模擬某位于構造剝蝕沉積巖低中山區高速公路隧道底鼓不同厚度仰拱時圍巖塑性區變化和不同注漿圈厚度下圍巖豎向位移、最小主應力變化，并提出合理的注漿圈厚度，在這方面研究中有一定的進展[13]。然而隧道所處地質條件及應力狀態的復雜程度不一致，例如遇到斷層破碎帶地質，使得注漿效果和注漿深度將有所區別。王猛等[14]選取處于強透水巖體且夾雜斷層破碎帶的引水隧洞斷面，應用有限元程序 ABAQUS對圍巖穩定性進行分析，探究混凝土注漿圈加固措施的支護效果，在該地質條件下對圍巖注漿圈的研究有了一定進展。

本文以福建三明地區出現的某斷層破碎帶公路隧道底鼓治理為例，基于加固前后檢測和監測，理論分析注漿加固機理，利用FLAC3D軟件，合理設置圍巖、注漿區、支護結構相關參數，模擬不同長度小導管注漿條件下圍巖位移分布及塑性區變化，進而提出該類地質條件下底鼓合理的小導管注漿長度。

1 工程概況

某公路隧道位于三明境內中低山地貌，全長2 860 m，地表較陡且水量豐富。主要巖性洞口段為泥質粉砂巖和千枚狀粉砂巖，洞身段為泥巖、石英砂巖、千枚狀粉砂巖、灰巖等(見圖1)。地下水為潛水形式，穩定水位較高。右洞YK14+260—YK14+320段勘探有斷層破碎帶穿過(見圖1)，該段落施工過程遇突泥涌水，變形劇烈，導致初支結構明顯侵限，經設計支護參數變更加強，仰拱施工后仍發生嚴重底鼓災害，過程最大隆起量為36 cm，幾個月后，該段落施作的二襯邊墻也出現斜向開展細微裂縫。

圖1 隧道右洞斷層區域地質縱斷面圖

2 底鼓災害特征

2.1 裂縫形態分布

通過對隧道底鼓段落及附近路面破壞情況的調查檢測表明，仰拱填充裂縫范圍廣，中線裂縫最為顯著，沿路面中軸線延伸27 m，最大寬度為24 cm，除此之外也有斜裂縫和橫向裂縫(見圖2)。

圖2 YK14+260—YK14+320隧道仰拱底鼓現場

2.2 地質雷達無損檢測結果分析

采用探地雷達對底鼓段隧道仰拱襯砌質量及圍巖擾動情況進行檢測。仰拱左中右共布置3條測線， 典型的雷達波形圖如圖3所示(以仰拱中部100 M、500 M天線測試為例)，根據對雷達脈沖反射波波形圖進行綜合分析后得到的隧道仰拱背后圍巖擾動情況見表1。

圖3 典型的雷達波形圖

表1 石林隧道仰拱背后圍巖擾動情況統計表

由雷達波形圖和表1看出隧道底鼓段仰拱背后圍巖存在擾動，在2.3 m～7.5 m范圍內圍巖擾動明顯。

2.3 病害成因評價

通過相關資料分析，底鼓段圍巖松散破碎，風化徹底。地下水頻繁導致富含黏土礦物伊利石的圍巖膨脹，加之穿越斷層帶等復雜構造下支護體系受力不均影響造成仰拱軟弱圍巖通過開挖形成的自由面擠壓隆起，使得該隧道底鼓成為集多種成因的綜合性底鼓。

3 底鼓注漿加固機理

隧道底鼓段治理采用基礎徑向小導管注漿后更換仰拱的方式，注漿前需鏟除原先的C15片石混凝土仰拱回填，然后穿越原仰拱二襯采用一定長度小導管開展施工作業。注漿加固機理如下：

(1) 底鼓段仰拱基礎圍巖原先存在的裂縫是相互連通的，通過注漿使得節理填充成骨架，圍巖塊體粘結性加強，從而大大增加整體性，一定程度上降低圍巖擾動。

(2) 經注漿填充，不易形成圍巖受力集中現象，有效改善仰拱基礎應力狀態，減少塑性區域，避免局部破壞。

(3) 小導管注漿后漿液擴散并凝固，可以封閉原有導水裂隙，削弱富含黏土礦物的底鼓段強風化石英砂巖和千枚狀粉砂巖膨脹軟化。

(4) 有效提升底板圍巖強度，避免斷層帶等復雜構造下支護體系受力不均從而使圍巖擠壓流動導致隆起。

4 數值模擬分析

4.1 建立模型

采用FLAC3D程序進行數值模擬，發生底拱位置實際埋深為80 m，故本次模擬該深度隧道施工過程。注漿小導管長度先采用4 m、5 m、6 m和7 m加固等四種方案。圍巖和隧道結構采用實體單元模擬，注漿小導管采用直徑Φ50、環向間距0.8 m的Cable單元模擬，假定鋼管與注漿區無相對滑移。斷層破碎帶采用程序獨特的接觸面命令Interface實現，接觸面采用無厚度單元，本構模型為庫侖剪切模型。

4.2 計算參數確定

依據地勘資料對計算模型參數進行取值，圍巖考慮砂土狀強風化石英砂巖夾千枚狀粉砂巖和弱風化灰巖兩種，仰拱段主要是弱風化灰巖。采用小導管注漿后圍巖參數資料現場缺乏，可參考文獻[10]取值，注漿后圍巖的彈性模量和黏聚力分別提高50%。斷層接觸面圍巖較為軟弱[15]，黏聚力按灰巖1/20選取，內摩擦角按灰巖1/2選取，計算參數見表2。

表2 圍巖及支護結構物理力學參數

4.3 計算結果分析

考慮篇幅因素，選取有代表性的圍巖豎向位移和圍巖塑性區進行分析。

4.3.1 圍巖豎向位移分析

分析僅換拱但未施加注漿小導管條件下、注漿小導管先考慮4 m、5 m、6 m和7 m等四種方案。

僅換拱但未施加注漿小導管條件下，隧道頂部圍巖最大豎向位移為-52.40 mm，沉降較大，隧道仰拱位置圍巖的最大豎向位移為61.93 mm，隆起量較大；注漿小導管長度為4 m條件下，隧道頂部圍巖最大豎向位移為-52.17 mm，隧道仰拱位置圍巖的最大豎向位移為61.52 mm，較前一工況更小，但變形依然明顯；注漿小導管長度為5 m條件下，隧道頂部圍巖最大豎向位移為-52.15 mm，隧道仰拱位置圍巖的最大豎向位移為60.22 mm，較前一工況略有改善；注漿小導管長度為6 m條件下，隧道頂部圍巖最大豎向位移為-6.30 mm，沉降有較大減小，隧道仰拱位置圍巖的最大豎向位移為35.20 mm，隆起量也有較大減小；注漿小導管長度為7 m條件下，隧道頂部圍巖最大豎向位移為-6.30 mm，隧道仰拱位置圍巖的最大豎向位移為35.20 mm，豎向位移峰值和注漿小導管長度為6 m的情況相等。

4.3.2 圍巖塑性區分析

僅換拱但未施加注漿小導管條件下、注漿小導管先考慮4 m、5 m、6 m和7 m等四種方案條件下圍巖塑性區分布圖見圖4。

圖4 圍巖塑性區分布圖

僅換拱但未施加注漿小導管條件下，隧道拱頂到拱腰范圍內其圍巖未出現剪切破壞，但是仰拱局部部位其圍巖出現了剪切破壞；注漿小導管長度為4 m條件下，隧道圍巖未出現剪切破壞，塑性分布較前一工況有了改善；注漿小導管長度為5 m條件下塑性區和上一工況相似；注漿小導管長度為6 m條件下隧道圍巖未出現剪切破壞，塑性分布有較大改善；施加注漿小導管長度為7 m后，相對于注漿小導管長度為6 m的情況，隧道圍巖的塑性分布幾乎相等。

4.3.3 小導管長5.5 m時圍巖豎向位移和塑性區分析

根據以上計算結果，注漿小導管長度為6.0 m條件下，圍巖位移與塑性區分布較5.0 m條件明顯改善，為了進一步分析，取小導管長度為5.5 m計算，所得圍巖豎向位移分布云圖和圍巖塑性區分布圖見圖5。

圖5 小導管5.5 m時圍巖豎向位移和塑性區分布圖

注漿小導管長度為5.5 m條件下，隧道頂部圍巖最大豎向位移為-41.1 mm，沉降較5.0 m小導管有一定減小，隧道仰拱位置圍巖的最大豎向位移為47.2 mm，隆起量也有一定量減小，位移開始進入變化明顯階段，但不如6.0 m小導管效果；注漿小導管長度為5.5 m條件下隧道圍巖未出現剪切破壞，塑性分布較5.0 m小導管時有一定改善，也不如6.0 m時明顯。

4.3.4 計算結果小結

由以上計算結果可以發現僅換拱但未施加注漿小導管條件下，隧道頂部圍巖沉降較大，仰拱位置隆起量偏大，隧道拱頂到拱腰范圍內其圍巖未出現剪切破壞，但是仰拱局部部位其圍巖出現了剪切破壞。隧道圍巖位移分布特性的改善作用有限，因此有必要在換拱的基礎上施加注漿小導管，以改善隧道圍巖和襯砌的位移及主應力分布特性；在僅換拱的基礎上先施加注漿小導管(長度為4.0 m)后，隧道圍巖的最大豎向位移略有減小，隧道圍巖的塑性分布也有改善；當注漿小導管增長為5.0 m后，相對于4.0 m的情況，隧道圍巖仰拱位置豎向位移減小了2.1%，兩種長度對隧道圍巖塑性分布的改善效果幾乎相等；當注漿小導管增長為6.0 m后，相對于5.0 m的情況，隧道圍巖仰拱位置豎向位移減少42.5%，變化明顯，且隧道圍巖的塑性分布也改善較大；當注漿小導管增加為7.0 m后，相對于6.0 m的情況，兩種長度對隧道圍巖的位移和塑性分布改善效果幾乎相等；當注漿小導管長度為5.5 m時，圍巖豎向位移仰拱位置較5.0 m時減少21.5%，位移開始進入明顯變化階段，隧道圍巖的塑性分布也有一定改善，但不如6.0 m小導管。

對比分析注漿小導管長度采用4.0 m、5.0 m、5.5 m、6.0 m和7.0 m加固等五種方案，考慮到安全和經濟的前提下，對于本工程采用6.0 m長度的注漿小導管是最為合適的。

5 現場監控量測

為驗證小導管注漿措施實施前后過程中隧道穩定性，對YK14+260—YK14+320底鼓災害段范圍進行隧道路基仰拱應力、圍巖壓力監測及填充層底鼓變形觀測。

5.1 路基仰拱應力及圍巖壓力監測

為掌握加固后型鋼的變形動態，對更換仰拱進行了監測，選擇YK14+272斷面同步安裝了壓力盒及鋼筋計，安裝壓力盒1只，鋼筋計2根，壓力盒緊貼仰拱下翼緣底面，鋼筋計兩端與仰拱上翼緣朝上面焊接，如圖6—圖8所示。

圖6 壓力盒及鋼筋計埋設圖

圖7 隧道右線YK14+272斷面壓力盒曲線圖

圖8 隧道右線YK14+272斷面鋼筋計曲線圖

由圖可知混凝土回填過程中對儀器有所擾動，壓力盒和鋼筋計監測數據存在一些變化。從總體上看，壓力盒數據波動較穩；121382和121360兩根鋼筋計應力值變化趨勢相似，都由原來的微小拉應力轉變為微小壓應力，數值均較小，監測應力-時間曲線比較平穩。

5.2 填充層底鼓變形觀測

針對路基隆起及開裂實際情況，進行了路基隆起監測，路面的中心點共布設9個斷面，每斷面3個測點，共計27個測點，如表3所示。

表3 石林隧道右線路基隆起測點里程及測點編號

通過結果分析，在監測斷面中，僅個別斷面因二次應力調整路基隆起較明顯，具有代表性的測點編號為Q4，Q5,累積隆起分別為12.2 mm和10.2 mm，但在后續的監測中兩斷面未出現繼續增大的趨勢，只有輕微的隆起。而其他斷面路基隆起位移變化較小，綜合分析說明隧道圍巖內部二次應力在長時間內不斷地調整，變形有逐漸趨于穩定的跡象。

6 結 論

通過對項目隧道底鼓治理分析，得到如下結論：

(1) 隧道底鼓所處地質條件及應力狀態較復雜，采用有限元分析方法是可行的。

(2) 徑向注漿加固隧道底鼓能改善圍巖力學性能，提高承載力。

(3) 對比分析注漿小導管長度采用4.0 m、5.0 m、5.5 m、6.0 m和7.0 m加固等五種方案，考慮安全和經濟的前提下采用6.0 m長度注漿小導管最為合適。

(4) 監測結果驗證注漿后隧道支護結構漸趨穩定。