动静荷载作用下衬砌裂损原因及加固技术研究

冷希乔，吴剑，陈礼伟

(中铁西南科学研究院有限公司，四川成都611731)

动静荷载作用下衬砌裂损原因及加固技术研究

冷希乔，吴剑，陈礼伟

(中铁西南科学研究院有限公司，四川成都611731)

衬砌裂损是运营期隧道工程的主要病害之一，对隧道结构承载力的影响尤为严重。本文以某隧道衬砌裂损的病害整治为依托，基于现场调查和专项检测对衬砌结构安全进行了评价;同时分析了在动、静荷载作用下衬砌裂损的原因。计算分析显示:地震动荷载作用下隧道衬砌变形图呈y轴对称，应力图呈中心对称;在松散静荷载作用下采用刚度退化模型的裂损衬砌变形主要为竖直方向变形。而后对病害隧道提出了加固措施，并分别采用松散静荷载和隧规塌落拱荷载对裂损衬砌加固后的承载力进行了验算，为隧道衬砌裂损的加固措施提供了依据。

隧道工程;衬砌裂损;地震动荷载;松散静荷载;加固

我国是一个多山的国家，随着基础建设的快速发展，公路、铁路隧道建设的规模不断扩大。隧道结构虽具有良好的承载性和耐久性，但受多种因素影响，一些隧道结构存在着渗漏水、衬砌裂损、基底下沉和翻浆冒泥等病害，为隧道运营期的行车安全带来隐患。

其中衬砌裂损对隧道结构的影响尤为严重，对衬砌裂损的原因分析、理论计算、现场监测、模型试验及加固措施，国内已做了许多研究，如陈正勋等［1］基于地震作用对衬砌结构裂损类型及原因进行研究;崔光耀等［2］对震区公路隧道衬砌震害类型进行了统计分析;肖同刚等［3］采用弹性地基梁法建立了裂缝宽度的间接计算方法;潘洪科等［4］采用钢弦式频率测缝计等对衬砌裂缝进行了监测;张世殊等［5］基于三维激光扫描技术对隧道变形进行了测试并对裂缝病害进行了结构荷载反分析研究;仇文革等［6］基于衬砌劣化试验对衬砌结构的受力特征进行了研究;陈礼伟［7］对公路隧道病害的原因及处理措施进行了研究;王华劳等［8］对隧道衬砌结构纵向裂缝的安全评价和加固技术进行了研究。然而，就软弱围岩条件，动、静荷载作用下隧道衬砌结构裂损的原因分析与加固措施计算模型方面还缺乏系统性研究。

本文结合某隧道病害调查、专项检测和有限元计算对隧道衬砌裂损的原因进行了分析，在地震动荷载和松散静荷载作用下分别对裂损衬砌的应力特征和变形规律进行了研究，并采用两种计算模型对加固方案进行了验证，为隧道衬砌裂损的原因分析及加固措施提供新的思路和建议。

1　工程概况

某隧道为直线、单洞对向行车隧道，设计行车速度30 km/h;隧道净宽9.0 m，限高5 m，隧道长4 176 m。隧址区地质构造格局受NE向龙门山构造带控制，地震基本烈度为8度，隧道穿越地层以志留系、泥盆系浅海——滨海相碳酸岩和碎屑岩为主。隧道紧急停车带处衬砌出现裂损，该处围岩级别为Ⅳ级，紧急停车带断面开挖宽度约为13.9 m，开挖高度约为10.2 m，二衬为素混凝土结构，厚度为50 cm。

2　病害调查、检测及安全性评价

2.1病害调查

1)地质描述。紧急停车带处围岩主要为灰绿色、中层厚状泥岩夹薄层状灰岩，部分段落节理面扭曲脱拉，岩体较破碎;施工阶段紧急停车带处曾发生高度为2.6 m塌方。说明该段地质较差，为松散软弱围岩。

2)裂缝调查。紧急停车带右拱腰纵向裂缝长约35 m，裂缝最大宽度达10 mm，轻微错台;左拱腰纵向裂缝长约35 m，裂缝最大宽度达8 mm，裂缝上侧错台凸出。衬砌裂缝裂损示意见图1。

2.2病害专项检测

1)衬砌雷达检测。采用SIR-3000雷达对衬砌裂缝前后约50 m段落进行扫描，探测衬砌裂缝段周围的不密实情况，拱顶、拱腰及边墙雷达扫描检测结果见表1。基于地质雷达扫描检测结果，说明该段衬砌与周围围岩不密贴。根据研究资料［9］，衬砌和围岩密贴不密实对结构承载力及结构安全性影响严重。

2)裂缝形态及深度检测。采用钻孔取芯对左、右拱腰处二衬的裂缝形态及发展深度进行检测，根据钻孔取芯结果，芯样裂缝纵向深度达到50 cm，裂缝已贯穿芯样，说明裂缝已贯穿二衬结构。

3)衬砌强度检测。采用超声回弹综合法对二衬强度进行检测，检测结果表明二衬强度均合格。

2.3病害安全评价

紧急停车带处衬砌和围岩密贴不密实，拱腰处纵向裂缝长度为35 m，裂缝已贯穿二衬;根据规范［10］结构存在严重破坏，已危及行车安全，综合判定裂缝衬砌隧道安全等级为3A。

图1　衬砌裂损示意

表1　雷达扫描检测结果

3　病害原因分析

3.1地震动荷载对衬砌结构的影响分析

隧址区位于地震带，曾受到芦山7.0级地震及康定6.3级地震的作用，两处地震震源产生的地震波均与隧道轴线斜交。为评估地震动荷载对衬砌结构的影响，采用平面应变模型对地震动荷载作用下素混凝土衬砌结构的应力特征及变形规律进行研究。

计算软件采用Ansys，模型网格两侧及底部约束，由于无芦山和康定地震波数据，因此地震动荷载采用汶川地震波，阻尼比取0.05，屈服准则为D-P准则。物理力学计算参数见表2，地震波形图见图2，建模图见图3。计算t=8.06时刻衬砌的变形及拉应力分别见图4和图5。

表2　计算参数

图2　汶川地震波

图3　模型网格单元

图4　t=8.06时刻变形(单位:mm)

图5　t=8.06时刻拉应力(单位:MPa)

计算结果表明:

1)t=7.96时刻，在x轴负向地震波的作用下，隧道沿x轴负向变形，最大变形量为4.3 mm，隧道拉应力区域主要在左拱腰和右边墙脚处，最大拉应力值分别为0.73 MPa和0.86 MPa。

2)t=8.06时刻，在x轴正向地震波的作用下，隧道沿x轴正向变形，最大变形量为4.8 mm(图4);隧道拉应力区域主要在右拱腰和左边墙脚处，最大拉应力值分别为1.00 MPa和1.18 MPa(图5)。

3)地震波持续作用下，隧道沿x轴正、负向反复变形，其反复变形图呈y轴对称;而隧道拉应力区域主要在左拱腰、右拱腰、左边墙脚和右边墙脚处，结构拉应力图呈中心对称。

4)根据研究资料［11-12］，在荷载长期作用下混凝土的抗压和抗拉强度会衰减。由于该隧道为素混凝土衬砌结构且左、右拱腰处为结构受力的不利部位，左、右拱腰处素混凝土结构在地震动荷载的作用下易受拉而屈服，所以左、右拱腰位置出现微裂缝。

3.2裂缝衬砌结构静力变形特征

裂缝对衬砌截面刚度产生较大的影响，根据试验结果［13］钢筋混凝土结构开裂后根据配筋率其刚度折减系数为0.2～0.8，从偏于安全角度考虑，将素混凝土衬砌刚度折减系数确定为0.1。采用三维模型模拟塌落拱高度为2.6 m的均布荷载作用下，分析纵向裂缝衬砌结构的变形特征。围岩级别为Ⅳ级，结合隧规［14］计算参数见表3。

表3　主要计算参数

计算采用Ansys软件，二衬采用Solid 65模拟，屈服准则为W illiam-Warnke准则，围岩对衬砌的约束采用压缩弹簧单元模拟。建模图见图6，分析计算结果见表4。

图6　模型网格单元

表4　纵向裂缝衬砌变形值

由分析结果表4知:

1)拱顶最大变形达到319.1 mm，而裂缝下侧的边墙衬砌变形量仅为1.6 mm;可见由于衬砌裂缝的存在，引起裂缝上侧衬砌结构沿竖直方向显著变形。

2)左拱腰竖向变形为105.1 mm，而右拱腰竖向变形为212.1 mm，左、右侧变形不均主要是由于裂缝处集中应力影响;可见即使在对称均布松散荷载作用下，由于裂缝的存在仍会导致衬砌结构左、右侧产生不对称的变形。

3.3病害原因综合评估分析

紧急停车带处隧道断面面积较大且二衬结构为素混凝土结构，在荷载长期作用下混凝土的抗压和抗拉强度会衰减;同时隧道左、右拱腰处为结构受力的不利部位，左、右拱腰处素混凝土结构在地震动荷载的作用下易受拉而屈服，所以左、右拱腰位置会出现微裂缝。

素混凝土衬砌出现裂缝后结构刚度急剧减小，且衬砌背后的围岩为软弱破碎岩体且施工中曾出现塌方，地震的作用也会导致衬砌背后的围岩进一步松弛而产生较大的松散压力，因此在地震动荷载和松散静荷载的综合作用下，衬砌微裂缝进一步发展形成宏观纵向裂缝。

4　加固方案设计

4.1加固方案设计原则

1)由于隧道为软弱围岩且施工中曾发生塌方，因此首先应加固地层，以增强围岩自稳能力。

2)衬砌与围岩密贴不密实，在外荷载作用下，围岩会进一步松弛，因此应保证衬砌与围岩密贴。

3)衬砌结构裂损严重但大部分结构具有承载力且净空满足要求时，宜采用套衬措施。

4)当加固方案与结构防水有矛盾时，保证结构安全是第一要务，在结构安全的前提下，再研究结构防水补救措施。

4.2加固方案

设计加固方案采用注浆、自进式锚杆和钢拱架套衬，具体加固方法描述如下:

①在二衬内纵向布置I28@0.5 m钢拱架。②对衬砌与围岩密贴不密实处进行注浆加固。③采用自进式锚杆对软弱围岩及二衬进行锚固注浆加固，考虑2 m的锚固段长度，因此自进式锚杆长度设计为5 m，间距为1 m;纵向裂缝两侧范围按梅花形布置，拱脚处设置锁脚锚杆。④每榀钢拱架与锚杆应焊接为一体;每榀钢架设置纵向连接钢筋。⑤考虑混凝土与型钢刚度的差异及多发地震的影响，为防止混凝土发生掉块，在型钢表面不喷射封闭混凝土。⑥锚杆会破坏原有防水结构，应在边墙脚设置泄水孔进行引排水。

4.3加固方案验算模型

4.3.1施工塌方荷载计算模型

计算荷载为2.6 m的施工塌方荷载。根据检测结果拱顶及拱腰处围岩松散范围大，因此不考虑拱顶及拱腰处锚杆作用，即仅考虑裂缝下侧、边墙及拱脚处锚杆的作用且锚杆与钢架焊接，计算模型焊接处采用铰接约束，钢拱架间距0.5 m。采用Ansys软件进行计算，屈服准则为Mises准则，计算参数见表5。计算模型图及计算结果分别见图7，图8。

表5　主要计算参数

图7　计算模型

图8　M ises应力云图(单位:Pa)

由计算结果知，加固后钢拱架最大应力位于拱腰处，最大应力为132 MPa，满足强度要求。

4.3.2隧规荷载计算模型

对于荷载结构模型，通常采用压缩弹簧来模拟围岩对衬砌的约束作用。本次验算考虑加固后锚杆的作用，锚杆采用可承受拉压作用的弹簧单元模拟，钢拱架间距1.0 m，计算荷载按照隧规［14］取值，按Ⅳ级围岩塌落拱计算，计算参数见表6。建模图及计算结果分别见图9、图10。

表6　计算参数

图9　计算模型

图10　M ises应力云图(单位:Pa)

由计算结果知，加固后钢拱架最大应力位于拱腰位置，最大应力为116 MPa，满足强度要求。

显然，按照上述2种计算工况验算，钢拱架间距0.5 m时结构承载力均满足要求，加固方案合理可行。

4.4加固施工注意事项

1)工字钢拱脚应架设在稳定且具有较大承载力地层，工字钢与衬砌壁面应楔紧，钢楔块及锚杆应与工字钢连接牢固。

2)为保证型钢加固后结构美观、防锈及防汽车尾气腐蚀，应对工字钢表面进行处理。

3)锚杆注浆压力建议1.2 MPa左右，锚杆注浆完成应以排气孔回流浆液为准。

5　结论

基于隧道现场病害调查、专项检测和有限元计算，对地震动荷载和松散静荷载作用下衬砌裂损的原因进行了研究，并采用2种计算模型对加固方案进行了验算，得出以下结论。

1)通过对衬砌裂缝的形态描述、雷达检测、钻芯取样及强度检测等，分析了衬砌裂缝对运营隧道结构的影响并进行了安全性评价。

2)对于运营隧道素混凝土的衬砌结构，在地震动荷载的作用下左、右拱腰处素混凝土结构易受拉而达到屈服强度，隧道拉应力区域主要在左、右拱腰及左、右边墙脚处。

3)基于素混凝土衬砌刚度折减，分析了松散静荷载作用下左、右拱腰衬砌裂缝存在时衬砌的变形特征，裂缝上侧衬砌沿竖直方向产生显著变形;由于裂缝处集中应力影响，衬砌左、右侧变形为不对称变形。

4)采用注浆、自进式锚杆和钢拱架套衬对裂损衬砌进行了加固，采用2种计算模型对加固方案进行了验算，表明加固方案满足规范要求。

［1］陈正勋，王泰典，黄灿辉．山岭隧道受震损害类型与原因之案例研究［J］．岩石力学与工程学报，2011，30(1):45-57．

［2］崔光耀，王明年，林国进，等．汶川地震区典型公路隧道衬砌震害类型统计分析［J］．中国地质灾害与防治学报，2011，22(1):122-127．

［3］肖同刚，荣耀．乌鞘岭隧道岭脊段二次衬砌裂缝计算分析［J］．地下空间与工程学报，2007，3(1):62-65．

［4］潘洪科，杨林德，黄慷．公路隧道偏压效应与衬砌裂缝的研究［J］．岩石力学与工程学报，2005，24(18):3311-3315．

［5］张世殊，裴向军，魏小佳，等．狮子坪电站二古溪1#隧道变形破坏特征及结构荷载反分析研究［J］．岩石力学与工程学报，2014，(11):2283-2290．

［6］仇文革，冯冀蒙，陈雪峰，等．深埋硬岩隧道初期支护劣化过程衬砌力学特性试验研究［J］．岩石力学与工程学报，2013，(1):72-77．

［7］陈礼伟．浅析隧道病害调查方法与处理技术［J］．现代隧道技术，2004，41(2):53-57．

［8］王华牢，刘学增，李宁，等．纵向裂缝隧道衬砌结构的安全评价与加固研究［J］．岩石力学与工程学报，2010，29(5): 2651-2656．

［9］关宝树．隧道工程维修管理要点集［M］．北京:人民交通出版社．2004．

［10］中华人民共和国交通部．JTG H12-2003公路隧道养护技术规范［S］．北京:人民交通出版社，2003．

［11］赵造东，张立翔，王时越．谱荷载下剩余强度衰减的混凝土疲劳寿命可靠性分析［J］．力学与实践，2002，24(1):28-30．

［12］孟宪宏，宋玉普．混凝土抗拉疲劳剩余强度损伤模型［J］．大连理工大学学报．2007，47(4):563-566．

［13］顾祥林，许勇，张伟平．钢筋混凝土梁开裂后刚度退化研究［J］．结构工程师，2005，21(5):20-23．

［14］中华人民共和国交通部．JTG D70—2004公路隧道设计规范［S］．北京:人民交通出版社，2005．

(责任审编 孟庆伶)

Research on Cause of Lining Cracks under Dynamic and Static Loads and Its Reinforcement Technology

LENG Xiqiao，WU Jian，CHEN Liwei
(China Railway Southwest Research Institute Co．，Ltd．，Chengdu Sichuan 611731，China)

Lining crack is one of the principal diseases of the tunnel engineering during operation period，which affects the bearing capacity of the tunnel structure seriously．Based on the disease control for one tunnel lining crack，the safety of lining structure was evaluated by field investigation and special detection and the causes of lining crack were analyzed under the action of dynamic and static load．Calculation analysis shows that the deformation diagram of tunnel lining is Y-axis symmetry and the stress diagram is central symmetry under seism ic dynamic load，crack lining deformation with the stiffness degradationmdel is mainly the vertical deformation under the loose static load．Rein forcement measures for tunnel diseases were put forward and the bearing capacity after crack lining rein forcement by adop ting the loose static load and tunnel gauge collapse arch load was calculated，which could provide a reference for rein forcement measures of tunnel lining crack．

Tunnel engineering;Lining crack;Seismic dynam cload;Loose static load;Rein forcement

U457+．2

A

10．3969/j．issn．1003-1995．2016．11．13

1003-1995(2016)11-0049-05

2016-04-13;

2016-08-25

冷希乔(1982—)，男，工程师，硕士。