岩溶地区涌水对地铁隧道轨道结构的影响及防治

2021-07-21莫伟平

城市轨道交通研究 2021年7期

莫伟平

(贵阳市城市轨道交通集团有限公司， 550081，贵阳∥高级工程师)

岩溶地区承压水水位较高，水量较大，且多储存在岩体裂缝中，具有一定的特殊性。岩溶地区地下水由地铁隧道的仰拱施工缝等薄弱环节涌入轨道的道床与仰拱填充层之间，使道床抬起的现象时有发生。目前此种病害在广东、贵州、江苏等省的多个城市轨道交通中已有案例。

城市轨道交通的轨道结构主要起着列车运行的导向和承载作用，其结构状态的优劣直接影响行车的安全性和舒适度。道床隆起后，会极大地破坏轨道的平顺性，当列车通过时只能采取限速运行；同时，道床与下部基础结构混凝土脱开而存在较大裂缝,也会产生一定的安全隐患。

目前，对于岩溶地区涌水造成道床隆起的研究，均为原因分析以及整改方案研究。整改方案主要为注浆加固、设置锚杆、泄水降压和加强监测等措施[1-6]。总体上看，目前对道床隆起的认识还处于定性分析的阶段，缺少定量的计算分析以及理论支撑。在目前的轨道设计中，一般也不考虑地下水渗入的浮力作用。

本文以贵阳某项目为例，讨论在岩溶地区涌水浮力下的轨道结构受力变形规律，对结构防水提出指标要求；同时与实测数据相结合，计算出轨道结构所受浮力的分布及大小，指出轨道结构本身的风险和薄弱点，为实际工程方案的改进提供理论依据。

1 道床隆起地段实测数据分析

贵阳某项目的地铁隧道多采用矿山法施工，沿线穿越多为可溶岩，不良地质主要有岩溶、断层及破碎带；沿线地下水为孔隙水、基岩裂隙水和岩溶水，地铁所经中心城区岩溶水较为发育。在全线轨道状态检查时发现某处道床隆起，如图1所示。

图1 贵阳某地铁轨道道床隆起处实景图

道床异常隆起范围可分为4段，从小里程往大里程方向分别编号为1#、2#、3#、4#。图2和图3分别为道床隆起地段的钢轨高程偏差和横向偏差图。

图2 道床隆起地段的钢轨高程偏差

图3 道床隆起地段的钢轨横向偏差

从图2可以看出：

1) 沿道床横向，左、右钢轨高程偏差不同，说明道床板下所受浮力不均匀，左侧所受浮力较大。

2) 沿道床纵向，道床板隆起从1#段范围内开始显著增加，在2#和3#段范围达到峰值，然后在4#段范围内显著减小;这说明板下浮力主要作用在以2#、3#段为中心的某个区间，且右侧浮力的作用范围小于左侧。

3) 左轨和右轨的最大高程偏差均在2#段末端，分别为18.72 mm和8.6 mm。

从图3可以看出：左右轨横向变形方向基本一致，仅同一方向的变化量略有不同;这说明横向偏差是由道床上浮引起，无外部横向集中力，道床板受到的横向力整体均匀,左右轨最大横向偏差为6.36 mm。

为了使隆起道床复位，同时判断道床下水压的范围及大小，对隆起道床进行了钻孔泄水。同侧水沟泄水孔的纵向间距为5 m，对侧水沟泄水孔的纵向间距为2.5 m，均呈梅花形布置。泄水孔需打穿道床水沟底板至仰拱填充层。

2 道床隆起的数值仿真分析

钻孔后通过水头高度来判断道床下涌水压力。但其准确性较难保证，压力作用范围更是难以确定，因此需要仿真计算与实测数据相结合，用仿真模型模拟实际变形，从而计算确定轨道结构所受浮力的分布及大小。

2.1 数值仿真模型的建立

传统仿真模型中轨道结构一般处于受压状态，因此可以将其扣件和下部结构支承层简化为线形弹簧-阻尼单元。其弹性模量可分为扣件(主要考虑弹条和弹性垫板)的弹性模量和下部结构混凝土的弹性模量。

在岩溶地区涌水环境下，轨道结构受到向上的浮力影响，隆起范围的钢轨会对扣件产生拉拔作用。此时线形弹簧-阻尼单元不再适用，需对既有模型进行优化改进。

根据实际工况，采用60 kg/m钢轨，其截面面积为7 745 mm2、截面惯性矩为3.217×10-5m4、弹性模量为210 GPa；道床和下部回填层采用C35混凝土，其弹性模量为31.5 GPa；轨距为1 435 mm，其扣件间距为595 mm；两伸缩链之间的道床尺寸为12.5 m×2.4 m×0.33 m。

仿真模型的边界条件：①由于钢轨两端位移为零，故采用固定约束；②由于道床底部胀锚螺栓的存在，故约束水平滑移，且由于螺栓松动后抗上浮的能力可以忽略，故向上的位移不做约束计算时不考虑竖直向上的约束力；③用于模拟回填层的杆单元底部受隧道结构约束，故采取固定约束。

由实测数据可知，道床异常隆起有4段。为保证计算结果，建立5段轨道结构模型，即在4#段后增加1段，从而减小边界条件对计算区域的影响。

2.2 荷载作用范围及取值

模型所受荷载考虑为轨道结构自重以及道床下水压力。由检测数据分析可知，水压作用的纵向里程范围为RDK0+190～RDK0+225,长度为35 m。经计算，为了达到轨检数据的左右轨高程偏差，需要板下水压力的作用宽度为0.9 m,范围如图4所示。浮力作用面积S为道床板长度与宽度的乘积,经计算可得,S为31.5 m2，作用范围内每个节点上力的大小为435 N。

图4 道床板下水压力作用范围(阴影部分)

2.3 计算结果验证

据探测资料显示，道床与回填层之间存在薄弱层，在列车荷载的作用下会转变为缝隙，同时导致胀锚螺栓在道床内的部分发生松动。裂隙的产生使得道床与回填层之间的粘结力可忽略不计。胀锚螺栓主要用于水平抗剪，松动后的竖向约束力也可忽略不计。

图5为计算所得轨道结构竖向变形云图。从图5可以看出:轨道结构最大竖向变形位于2#和3#段处，与检测结果相符;道床在不均匀浮力作用下发生了转动，导致左、右钢轨高程偏差不同。

图5 轨道结构竖向变形云图截图

提取左、右钢轨仿真变形，如图6所示。通过对比图6和图2可知，仿真计算值与高程偏差实测值基本一致,其中的差别是因为模型中段与段之间无相互作用。但实际情况下伸缩缝处也有摩擦力等相互作用力，故实测的钢轨变形更加平滑。

图6 钢轨高程偏差仿真计算值

当浮力取图4所示作用范围，且节点浮力值取435 N时，仿真计算值与实测数据相吻合。

2.4 道床板下压强计算

经查找，浮力作用范围内共有1 666个节点，故道床板下浮力的合力F为724.7 kN;由上文可知S为31.5 m2，采用道床板下压强(减去一个大气压后)P=F/S的计算式,可得P为0.023 MPa(即理论水头高度为2.3 m)。

实际钻孔后喷出的水柱由于扩散和摩擦，会有较大水头损失,损失的大小与喷孔的形状尺寸、孔壁摩擦系数等因素有关。例如，曾有实际案例:内部压强为5 MPa(理论水头高度为500 m)的输油管道破裂，实际喷出的高度不足50 m。

本项目钻孔后实际水头高度为0.15～0.30 m，可验证仿真计算值基本在合理范围内。

2.5 结构应力分析

通过模型仿真计算涌水浮力下道床隆起变形引起的轨道结构应力，以寻找轨道结构本身的风险点及薄弱点。道床最大主应力分布如图7所示。

图7 道床主应力云图截图

从图7中可以看出，在板端自由的情况下，伸缩缝处发生了转角错台，最大主应力位于1#段端部扣件处(位于错台下方)，其值为21.8 MPa，因此该处有混凝土拉裂、扣件拔出的风险。实际情况下，伸缩缝处各段的端部不是完全自由的，两段之间有一定的相互作用，故转角错台处的应力小于仿真计算值，扣件未出现拔出情况。建议加强道床伸缩缝处的连接，进一步减小错台。

图8为道床剪切应力分布云图。从图8中可以看出，道床剪切应力对称分布，最大值为2.32 MPa。

图8 道床剪切应力云图截图

图9为道床弯曲应力分布云图。由图9可见，此时道床内的局部最大拉应力约1 MPa。进一步核验其他高程偏差超过30 mm的区间，道床内局部最大拉应力均超过2 MPa。

图9 道床弯曲应力分布云图截图

从道床剪切应力和弯曲应力来看，道床异常隆起后的区间基本达到C35混凝土的极限抗拉强度，道床顶面有开裂风险。

3 单段道床板下理论压强限值

为了得出具有一定指导意义的压强限值，假设一段道床板下布满浮力，由于段间连接较弱，可以忽略其它段下浮力的影响。

建模时，在需要计算的段两端各加1段道床板，用以减小边界条件对计算区域的影响。其数值模型以及浮力分布如图10所示。

图10 单段道床板数值模型以及浮力分布云图截图

若道床隆起限制按2 mm控制，允许节点最大浮力值为220 N,此时道床竖向变形如图11所示。

经查，浮力作用范围内共有1 577个节点，故板下浮力的合力F=220 N×1 577=346.9 kN，浮力作用面积S=12.5 m×2.4 m=30 m2，故单段道床下压强(已减去一个大气压)P为0.01 MPa(即理论水头高度为1 m)。此压强限值具有一定的指导意义，可作为结构防水控制指标。

值得注意的是，根据设计提供相关资料，轨道在12.5 m范围内的质量约为34 t，则其重力约为340 kN，与仿真计算得出的道床板下浮力的限值十分接近。可见道床板下浮力略大于道床重力时就会发生钢轨轨面高程超限。因此，对于现场实际操作而言，当上浮力超过轨道自重时，就需要加强警戒，注意控制道床板下的涌水上浮力。