茂縣隧道擠壓性變形段錨桿作用效果分析

王立川，侯國強，劉志強，龔倫，吳劍

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茂縣隧道擠壓性變形段錨桿作用效果分析

王立川1, 2, 5，侯國強3，劉志強4，龔倫5，吳劍4

(1. 成都局集團公司，四川 成都 610082； 2. 中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075； 3. 中鐵十七局集團第一工程有限公司，山西 太原 030006；4. 中鐵西南科學研究院有限公司，四川 成都 611731； 5. 西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031)

針對茂縣隧道穿越活動斷裂帶及其影響區(qū)所遇到的擠壓性變形問題，通過對1號斜井及左洞前期施工變形統(tǒng)計分析，以及現(xiàn)場錨桿施工存在的問題，針對性地提出錨桿施工工藝的改進措施，并開展長期跟蹤監(jiān)測。研究結果表明：錨桿工藝改進前，1號斜井和左洞收斂均值分別為689.2 mm和624.8 mm，且1號斜井變形不收斂，左洞收斂時間達6個月；錨桿工藝改進后，左、右洞水平收斂均值分別為320.4 mm和141.2 mm，相比左洞工藝調整前分別下降77.4%和40.6%，且收斂時間縮短至約4個月；按“孔腔通暢+非收縮漿液+可簡單驗證和不可逆轉灌注滿漿”的思路綜合性改進錨桿施工工藝可顯著提升錨桿質量，發(fā)揮其在抑制隧道擠壓性變形中應有的作用。

鐵路隧道；擠壓性變形；錨桿；工藝改進；變形控制

隨著中國經(jīng)濟的高質量發(fā)展方針和《中長期鐵路網(wǎng)規(guī)劃》(2016修訂版)及《“十三五”現(xiàn)代綜合交通運輸體系發(fā)展規(guī)劃》的有序推進，特別是 19大以來“交通強國”和“區(qū)域協(xié)調發(fā)展”戰(zhàn)略的實施，鐵路建設規(guī)模將中長期處于小幅波動的持續(xù)高位。高品質交通網(wǎng)路大量有序向中西部擘畫，是破解“不充分不平衡”發(fā)展短板的重要舉措之一。中西部地區(qū)復雜和脆弱的地質條件，使交通隧道工程難以完全繞避擠壓性變形地質區(qū)段。如何在這類地層中安全、快速、經(jīng)濟地修建隧道工程，已經(jīng)并將在一個時期內(nèi)成為隧道建設者須直面的難題[1?2]。擠壓性變形隧道在施工中易產(chǎn)生支護破壞和侵 限[3?4]，造成工程投資的浪費和建設工期的顛覆性遲滯。近年來，隧道工作者“建成”了一些變形量值頗高的擠壓性隧道(段)，但迄今并未形成經(jīng)濟免拆的系統(tǒng)技術對策，多次拆換支護(以初支為主，不乏襯砌)和給運營留下或輕或重缺陷甚至隱患的“慘成”案例，絕不能稱為“成功經(jīng)驗”。對類似條件，國外主要以長錨桿結合可縮式剛架為主來應對擠壓性變形地層的隧道支護，如奧地利阿爾貝格公路隧道、日本惠那山2號公路隧道、瑞士圣歌達鐵路隧道。在俯仰各異的技術探索中，國內(nèi)部分工程師已始由“強支硬頂”向“剛柔結合”和“支護可讓”的理念轉變[5?9]。接地氣的隧道工程師開始重視錨桿作用，如蘭新線烏鞘嶺隧道[10]通過采用包括中等長度系統(tǒng)錨桿和補強錨桿、短錨桿超前支護和多重支護等手段，并適當提升支護剛度和提前施作加強型襯砌，以限制隧道開挖變形；蘭渝鐵路[11?12]新城子等隧道采用長錨桿和長錨索，留足變形量，適當提高支護剛度，實現(xiàn)了隧道變形的控制。作者認為錨桿在擠壓性變形隧道支護中作用爭議的主要根源為，頗具爭議的現(xiàn)行設計、施工、驗收規(guī)章與行業(yè)普遍存在的施工質量不當、凝膠時間與形變時程的契合性差等不利因素的多重疊加。質量合格和適時奏效的長強錨桿是應對隧道擠壓性(大)變形不可或缺的技術手段之一。本文結合成蘭鐵路茂縣隧道擠壓性變形段的實踐探索，以錨桿施工工藝的改進與優(yōu)化及其效果驗證為核心，分析錨桿在擠壓性變形隧道支護中的顯著貢獻性作用，而不贅于錨固理論，以期為類似工程的開展提供指導和借鑒。

1 工程背景

茂縣隧道(=9 913 m)位居成蘭線茂縣站~龍?zhí)琳緟^(qū)間，地處構造剝蝕深切割高中山地貌，溝谷縱橫，地形起伏大，地表高程1575~3278 m，相對高差1703 m，自然坡度15°~65°，局部陡峭，以Ⅳ和Ⅴ級圍巖為主，最大埋深1656 m。進口段按雙線單洞合修、其余按雙線分修型式設計，全隧按“兩斜井+三平導”模式組織施工。

1.1 工程地質

鑒于本文主要討論擠壓性隧道(段)的錨桿施工問題，僅簡介隧道中段的工程地質情況，如圖1。隧道中段主要穿越千枚巖、灰?guī)r等地層。洞身穿越茂汶斷裂、九頂山斷層及牟托十里鋪背斜、木杷倒轉向斜、茂縣2號倒轉背斜。以基巖和構造裂隙水為主的地下水，水量豐富。

1.2 地應力情況

據(jù)DZ-MXZK-02(DK128+500)深孔水壓致裂法地應力測試結果，最大主應力方向為N34~47W，與D8K127+560~D8K128+200段線路走向(N57°W)呈10°~23°夾角。該孔最大水平主應力8~13 MPa，最小水平主應力4.94~7.86 MPa，垂直主應力按容重估算約6.87~7.43 MPa；三向主應力值的關系為S＞S＞S。

圖1 茂縣隧道縱斷面圖

1.3 擠壓性變形段概述

施工圖設計中，設計單位據(jù)強度應力比和圍巖分級進行大變形等級預測(表1)。斜井XJ1K0+ 628~+280段預測為輕微大變形；XJ1K0+280~+ 120段預測為中等大變形，其中XJ1K0+423~+ 289穿越汶茂斷裂帶；左右洞D8K127+560~+720段160 m，D8K127+950~D8K128+100段150 m預測為嚴重大變形，按大變形Ⅲ型襯砌設計。

表1 設計大變形分級標準表

擠壓性變形段落以千枚巖為主，活動斷裂帶以斷層角礫為主。正洞主要地質情況如下：

1) D8K127+560~+690段巖性為志留系千枚巖夾灰?guī)r、砂巖，呈灰色~灰綠色，千枚巖為鱗片變晶結構、片狀構造，灰?guī)r為隱晶質結構、薄層狀構造，砂巖為細粒結構、薄層狀構造，節(jié)理裂隙較發(fā)育，巖體較破碎~破碎。

2) D8K127+690~D8K128+100段主要位于茂汶活動斷裂帶內(nèi)，巖性以斷層角礫為主，呈中密~密實角礫、碎石狀，局部弱膠結，石質成分以千枚巖、砂巖、灰?guī)r為主，巖體破碎~極破碎。

3) D8K128+100~+200段巖性為奧陶系灰?guī)r、大理巖，呈灰白色、青灰色，巖體節(jié)理裂隙發(fā)育，受構造影響，巖體破碎。

茂汶活動斷裂(龍門山后山斷裂)系北東向壓扭性大斷裂(活動斷層)，地表與線路交于D8K127+ 450~+850段附近，與隧道洞身以75°交于D8K127+ 720~D8K128+200。破碎帶寬度300~400 m，局部達450 m。

1.4 施工圖設計支護參數(shù)

施工圖對預判的斜井和正洞擠壓性地段，均設置了以初支為主的各種加強支護。

2 施工設計的動態(tài)

施工補勘及開挖揭示表明，該隧斜井及正洞的大變形等級及穿越活動斷裂帶里程與施工圖預測有顯著差異。擠壓性變形段均未見富水，與施工圖判斷不符，但和“擠壓性與富水不相容”的規(guī)律一致。遂對斜井及正洞擠壓性變形等級、活動斷裂帶位置及延伸段等進行動態(tài)調整。

2.1 擠壓性變形段的異動

活動斷裂帶與斜井相交里程由XJ1K0+423~+ 289調整為XJ1K0+400~+042，與正洞相交里程由D8K127+720~D8K128+200調整為D8K127+687~ D8K128+080段；活動斷裂帶影響范圍向兩側延伸各50 m，具體里程為D8K127+637~D8K128+130段，如圖2，開挖揭示圍巖如圖3。

圖2 活動斷裂帶與擠壓性變形段平面圖

圖3 D8K127+620掌子面圍巖照片

2.1.1 地應力再確認

斜井XJ1K0+060處的應力解除法測試結果顯示，測區(qū)以水平構造應力為主。最大水平主應力27.51 MPa，最小水平主應力16.35 MPa，中間應力19.291 MPa，屬于高地應力區(qū)。

2.1.2 擠壓因子和等級研判檢視

基于擠壓因子[13]對DK127+980附近揭示圍巖進行大變形等級再研判，千枚巖巖塊強度估算27.6 MPa、巖體強度1.6 MPa，m和GSI取值分別為9和28，隧道埋深約600 m，計算得到擠壓因子0.12，屬于中等大變形。而動態(tài)設計研判此段為嚴重等級大變形，其原因在于與設計采用的研判指標不同。以支護效果預測變形量值，當支護質量較好時，預計收斂量值約440 mm；當支護質量較差時，預計收斂量值約820 mm。

2.1.3 變形量異常

斜井XJ1K0+628~+466段和正洞左洞D8K128+ 010~+100斷層角礫巖段，相繼出現(xiàn)量測數(shù)據(jù)超限、初支開裂、掉塊、仰拱隆起，收斂值遠高于設計的預留變形量值100 mm。

2.2 動態(tài)設計

據(jù)斜井和正洞揭示的地質情況，按鐵路建設相關管理程序，建設單位組織參建各方現(xiàn)場核對，采用超前地質預報、地質分析方法、地應力測試、監(jiān)控量測手段和數(shù)值模擬技術進行定量和定性的綜合預測，并結合前期科研成果，對斜井和正洞實施動態(tài)設計管理。大幅度提高支護參數(shù)和加大預留變形量。

3 初支變形與破損

3.1 斜井

隧道初支施作畢，即始與圍巖協(xié)同變形[13]。1號斜井變形段XJ1K0+100~+400的統(tǒng)計結果和典型斷面變形曲線如圖4和圖5所示。

圖4 1號斜井XJ1K0+100~+400段變形統(tǒng)計

圖5 1號斜井XJ1K0+265斷面變形曲線

從中分析知：

1) 總體表現(xiàn)出變形具量值大、速率快、時程長、似不收斂等特征，整體呈現(xiàn)同一橫斷面水平收斂明顯大于拱頂沉降，局部地段因初支背后破碎巖體的小范圍松動致沉降與收斂較接近。

2) 頂沉均值251.6 mm，最值765.2 mm位于XJ1K0+245斷面，該斷面水平收斂1 030.5 mm；水平收斂均值689.2 mm，最值1845.3 mm位于XJ1K0+265斷面，該斷面頂沉462.3 mm。

3) 3 a內(nèi)頂沉和水平收斂曲線均呈“上揚”不收斂形態(tài)，初支破壞較為嚴重，1層和2層錨噴初支及局部補強處均出現(xiàn)破壞，嚴重的結構安全風險逼近顯性呈現(xiàn)，并對施工通風和行走設備的掣肘而制約施工安全與效率，如圖6所示。

圖6 斜井初期支護結構破壞情況

3.2 左洞

左洞D8K127+950~D8K128+080段各斷面監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示，該段變形量值較大、速率快(最大41.5 mm/d)，典型斷面變形曲線如圖7和圖8所示。

圖7 左洞D8K127+950~D8K128+010段變形統(tǒng)計

1) 該段頂沉均值250.7 mm，最值462.4 mm位于D8K127+950斷面，該斷面水平收斂749.5 mm；水平收斂均值543.6 mm，最值950.5 mm位于D8K127+960斷面，該斷面頂沉442.1 mm；與以擠壓因子進行的預測值相比，水平收斂最大值較支護效果較差時的預測值820 mm略大，均值在支護效果較好時的預測值440 mm和支護效果較差時的預測值820 mm之間。

2) 該段變形曲線于6個月后收斂，但其變形量值仍較大，初支(含二次初支)完成后有局部開裂。隧道左洞變形雖已收斂，但收斂較慢，且變形量大，初支主要表現(xiàn)為邊墻擠出、混凝土剝落等，見圖9所示。

圖8 左洞D8K127+960斷面變形曲線

圖9 左洞初支變形開裂

4 錨桿工藝改進

4.1 現(xiàn)場調研

觀察和監(jiān)測表明，擠壓性變形段雖已執(zhí)行動態(tài)設計措施，并實施了多種型式的加強支護和施工措施，但收效甚微，設計意圖未遂。作者應邀于2016年11月12日到現(xiàn)場調研，在查閱了錨桿灌注漿技術交底并洞見其灌注漿密實度嚴重不足后，在D8K127+960~+965段邊墻任意選取3根已灌注漿24~36 h的錨桿實施破壞性拔出驗證，成功拔出2根，與作者同期在其他鐵路隧道施工現(xiàn)場實施的同類錨桿驗證情況基本一致。結果顯示：錨桿體=8 mΦ32 mm，與設計相符；破壞前最大拉拔力約150 kN；桿體自孔口始約4 m有浮漿，其余段至錨頭段約4 m范圍未見任何形態(tài)漿液痕跡，約80 cm長排氣管亦未沾附任何形態(tài)漿液；詢問現(xiàn)場施工人員知單液水泥漿水灰比大體為0.6~0.8。

4.2 原因簡析

現(xiàn)場分析錨桿施工不合格的主要原因如下：

1) 鉆孔用水量大，致使親水性的千枚巖易在孔內(nèi)結泥，孔壁顯著軟化甚至泥化。

2) 未清孔或清孔不徹底，孔內(nèi)巖碴和孔壁泥塊(漿)堵塞行漿路徑、降低漿體與圍巖粘結力，劣化錨固力。

3) 依循現(xiàn)行鐵路行業(yè)設計和施工規(guī)章而選擇的0.6~0.8水灰比漿液，凝膠收縮較大，結石率約75%，使孔腔內(nèi)灌注滿的漿液必然發(fā)生凝膠空隙并嬗變?yōu)楣嘧{不密實。

4) 主要依循鐵路行業(yè)現(xiàn)行施工規(guī)章而采用的錨桿灌注漿工藝，多憑經(jīng)驗判斷，以表顯灌注漿壓力為灌注漿密實的主要判據(jù)，不能給操作者提供可簡單驗證和保證孔腔灌注滿漿，且停止和撤除灌注漿管時必然引起漿液倒流損失，進一步惡化灌注漿不滿孔腔的程度。

5) 擠壓性圍巖變形的高速率時段集中在開挖后的早期，監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示開挖后約7 d內(nèi)變形速率較大，而鐵路行業(yè)現(xiàn)行規(guī)章推薦和確定的常規(guī)漿材和灌注漿工藝，決定了漿液的凝膠時間多為24~72 h以上，致使錨桿作用發(fā)揮與變形時程脫節(jié)。

4.3 錨桿工藝改進與示范

4.3.1 工藝改進

針對上述錨桿施工工藝問題，依循“孔腔通暢+非收縮漿液+可簡單驗證和不可逆轉灌注滿快凝漿”的總體原則，對施工工藝進行改進。

1) 改減鉆頭水孔尺寸，控制鉆孔用水量，不惜打干鉆，避免孔腔壁軟化、泥化。

2) 用直徑適當?shù)墓懿囊龑Ц邏猴L，徹底清除腔孔內(nèi)巖碴和孔壁泥化物。

3) 按作者多次試驗驗證的0.38±0.02控制普通P.O單液漿水灰比，以確保漿液凝膠不收縮；摻入適量減水劑以滿足灌注漿流動度需求，俗稱“流動度不夠，減水劑來湊”，但須控制摻量，以策應減水劑對漿液快凝的負面效能。

4) 采用雙球閥灌注漿工藝，向上的錨桿須采取桿體外注漿工藝，水平或向下的錨桿采用桿體外或內(nèi)灌注漿工藝執(zhí)兩用中，見圖10。

5) 鑒于植入式中空錨桿的錨頭提供的臨時錨固力和孔口封堵阻力有限，應盡量使用工作壓力低且波動幅度低的注漿泵，如擠壓泵。

6) 基于建設體制制約和現(xiàn)場人員的工藝素養(yǎng)的雙重掣肘，斷然放棄了“快凝”原則。

雙球閥灌注漿工藝的核心：一是待桿體中空孔(體外方式)或排氣管(體內(nèi)方式)連續(xù)股狀返漿后關閉回漿球閥1，斯系可簡單驗證灌注滿漿；二是待管桿有“跳動”感旋關閉灌注漿管路球閥2并庚即關閉灌注漿機(泵)，再解除球閥2和球閥3之間的短軟管，以俟?jié){液初凝后再拆除滯于錨桿尾部之余閥余管，此乃不可逆轉。選擇球閥的目的在于操作和判斷簡便。

4.3.2 工藝示范

在該工作面以3根邊墻部位錨桿為樣本，對工區(qū)部分技術和管理人員進行了清孔、體內(nèi)和體外雙球閥灌注漿的工藝操作示范。示范表明，對作業(yè)工人而言，該工藝安全可靠、易操作、易掌握；平均單孔灌注漿量離散性大，環(huán)比平均灌注漿量顛覆性提升；一定范圍的初支噴混凝土表面有明顯濕漬、少量無壓溢漿甚至極個別處所有漿液噴射，表明初支噴射混凝土與圍巖之間存在罅隙，說明錨桿灌注漿同時起到一定范圍內(nèi)初支背后回填灌漿的作用。

(a) 體外注漿；(b) 體內(nèi)注漿

5 錨桿質量檢驗

現(xiàn)場錨桿施工工藝改進于2017年1月1日完畢，左洞D8K127+785~+945段、右洞YD8K127+683 ~YD8K128+076段均按改進工藝施工。因左洞擠壓性變形段已襯砌畢，2018年2月2日僅對該隧正在施工的右洞擠壓性變形段YD8K127+734~+789雙側邊墻錨桿質量進行隨機的無損檢測和拉拔抽檢，共選取Φ25系統(tǒng)錨桿和Φ32回頭錨桿各18根共計36根。

按《錨桿錨固質量無損檢測技術規(guī)程》(JGJ T 182—2009)標準，無損檢測結果顯示：錨桿長度均符合設計；密實度指標，最高98%，Ⅰ類(優(yōu))24根、占比66.7%，Ⅱ類(良)8根、占比22.2%，Ⅲ類(合格)2根、占比5.6%，Ⅳ類(不合格)2根、占比5.6%，Ⅳ類錨桿均為回頭錨桿且密實度均為50%；優(yōu)良率88.9%，合格率94.4%。

拉拔檢測：選取YD8K127+756右邊墻Φ25系統(tǒng)錨桿、YD8K127+761左邊墻Φ32回頭錨桿、YD8K127+766左邊墻Φ32回頭錨桿共3根，因3根錨桿均切割了外露段，須焊接接長桿體拉拔檢測。3根試驗錨桿均在拉拔力100~145 kN時焊縫被拉斷，后使用挖掘機對該3根錨桿進行破壞性拔出(拔出力遠大于200 kN)驗證，YD8K127+761左邊墻和YD8K127+766左邊墻Φ32回頭錨桿均發(fā)生錨桿焊接處、鋼絲繩拉斷未被拔出，僅YD8K127+756右邊墻Φ25系統(tǒng)錨桿被成功拔出，觀察桿體全長螺窩均被漿液凝膠物握裹，與無損檢測密實度98% 一致。

檢測結果顯示，錨桿施工工藝尤其是灌注漿工藝改進后，錨桿密實度和潛在承載效能得到了很好的保證，驗證了綜合改進的錨桿施工工藝的可行性和質量可靠性，但無法驗證凝膠時間。

6 改進錨桿工藝后的變形及對比

6.1 左洞

變形縱向統(tǒng)計結果和典型斷面變形曲線如圖11和圖12所示。

圖11 左洞D8K127+785~D8K127+945段變形統(tǒng)計

圖12 左洞D8K127+890斷面變形曲線圖

結果顯示：該段頂沉均值166.6 mm，最值390.4 mm位于D8K127+935斷面，該斷面水平收斂483.8 mm；水平收斂均值320.4 mm，最值548.1 mm位于D8K127+890斷面，該斷面頂沉188.9 mm。變形在開挖初支3個月余后已趨穩(wěn)。

6.2 右洞

全部采用改進工藝施工，段落變形統(tǒng)計結果和典型斷面變形曲線(圖13和圖14，中間空白數(shù)據(jù)段為未施工段)顯示，該段頂沉均值109.8 mm，最值585.8 mm位于YD8K127+980斷面，該斷面水平收斂443.8 mm；水平收斂平均值179.4 mm，最值564.8 mm位于YD8K127+713斷面，該斷面頂沉91.4 mm；沉降最值YD8K127+980斷面及附近拱頂可能存在局部松散壓力導致沉降值偏大且出現(xiàn)沉降值大于收斂值的情況。

圖13 右洞大變形核心段變形統(tǒng)計圖

圖14 右洞YD8K127+726斷面變形曲線

從同一地層的比較看，右洞變形量值較明顯小于左洞，變形曲線在初支約3個月后基本穩(wěn)定。

6.3 改進工藝前后變形對比分析

由表2錨桿工藝改進前后的變形對比知：

1) 1號斜井雖采用動態(tài)設計參數(shù)施工，并對部分區(qū)段以套拱加強支護，但其大量值的擠壓性變形并未得到有效控制；大變形段頂沉均值251.6 mm、最值765.2 mm，水平收斂均值689.2 mm、最值1 845.3 mm，且變形不收斂。

2) 錨桿施工工藝綜合改進前施工的左洞D8K127+950~D8K128+010段頂沉均值289.6 mm、最值464.2 mm，水平收斂均值624.8 mm、最值950.5 mm；改進后施工的D8K127 +785~+945段頂沉均值166.6 mm、最值390.4 mm，較工藝改進前分別下降42.5%和15.6%；水平收斂均值320.4 mm、最值548.1 mm，較工藝改進前分別下降48.7%和42.3%。

3) 錨桿施工工藝改進后施工的右洞擠壓性變形段頂沉均值111.1 mm，較左洞工藝改進前下降61.7%，最值585.8 mm；水平收斂均值141.2 mm，最值564.8 mm，較左洞工藝改進段分別下降77.4%和40.6%。

4) 無法排除拱部錨桿質量不達標(未驗證)和拱頂可能存在松散壓力，導致擠壓性變形段個別斷面拱頂沉降值大于水平收斂。

5) 從監(jiān)測數(shù)據(jù)的穩(wěn)定時間上看，斜井大部分斷面在長達3 a的時間內(nèi)未穩(wěn)定，錨桿施工工藝改進前左洞需約6個月時間，改進后的左洞和右洞基本在3個月余趨穩(wěn)。

表2 茂縣隧道擠壓性變形段變形統(tǒng)計對比

6.4 缺憾與展望

鑒于從圖8顯示的約40%~75%的變形量值發(fā)生在快速變形的早期階段，十分遺憾于在本工程中放棄基于“快凝”原則的工藝的驗證?；仡?995年在小浪底導流洞初支中完全的預應力錨桿技術實踐，作者有理由相信將“快凝”和“預應力”要素植入應對擠壓性變形，必將在“變形總量值控制”和“變形收斂時間壓縮”方面展現(xiàn)可預期的錨固 效果。

綜上所述，針對茂縣隧道擠壓性變形問題，1號斜井采用多種支護+套拱方式強化支護措施，未能控制住大變形的發(fā)生和發(fā)展，且變形不收斂，變形量大于左右洞隧道；左右洞實施錨桿施工工藝改進后，隧道變形明顯減小，表明該工藝改進效果明顯，驗證了合格錨桿對抑制擠壓性變形的有效性。

7 結論

1) 工藝改進前，1號斜井和左洞變形量值均較大，水平收斂最值分別為1 845.3 mm，950.5 mm，均值分別為689.2 mm，624.8 mm，且1號斜井變形不收斂，左洞收斂時間長達6個月。

2) 工藝改進后，左、右洞變形量值顯著降低，水平收斂最值分別為548.1 mm，564.8 mm，均值分別為320.4 mm，141.2 mm，相比左洞工藝改進前分別下降77.41%和40.57%，且收斂時間縮短到3個月余。

3) 依循“孔腔通暢+非收縮漿液+可簡單驗證和不可逆轉灌注滿漿”原則，通過調整鉆頭水孔、控制鉆孔用水量、提高清孔質量、控制漿液水灰比、雙球閥注漿等手段的聯(lián)合施策，能顯著提高錨桿質量，可使長錨桿在擠壓性變形隧道中的支護作用名符其實。

4) 實施“快凝”和“預應力”錨桿工藝，使擠壓性隧道(段)變形總量值控制水平和使初支更快趨穩(wěn)的可預期驗證迫在眉睫。

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Analysis on the effects of anchor bolt in squeezing deformation section of Maoxian tunnel

WANG Lichuan1, 2, 5, HOU Guoqiang3, LIU Zhiqiang4, GONG Lun5, WU Jian4

(1. China Railway Chengdu Group Co., Ltd, Chengdu 610082, China; 2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 3. China Railway 17th Bureau Group First Engineering Co., Ltd, Taiyuan 030006, China; 4. China Railway Southwest Research Institute Co., Ltd, Chengdu 611731, China; 5. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

Aiming at addressing the compressive deformation of Maoxian tunnel passing through active fault zone, based on the statistical analysis of the deformation of No.1 incline shaft and left tunnel at the early stage, as well as the study of the construction of bolt at site, an improved construction technology of bolt was proposed, and long-term monitoring were carried out. The results show that: Without any improved technology being applied, the mean convergence values of the No. 1 inclined shaft and the left tunnel are 689.2 mm and 624.8 mm, respectively, and the deformation of the No. 1 inclined shaft does not converge, and the convergence time of the left tunnel is up to 6 months; After the improved technology for bolt is performed, the horizontal convergence average values of the left and right tunnels are 320.4 mm and 141.2 mm, respectively, which are 77.4% and 40.6% lower than before, and the convergence time is shortened to about 4 months; According to the idea of ‘open hole + non-shrinking slurry + simple verification and irreversibly fully pouring slurry’, the bolt construction technology can be comprehensively improved, which significantly improve the quality of the bolt and then achieve its supposed role in suppressing the compressive deformation in tunnel construction.

railway tunnel; squeezing deformation; anchor; technology improvement; deformation control

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.04.024

U455.4

A

1672 ? 7029(2019)04 ? 1016 ? 10

2018?10?31

國家自然科學基金資助項目(51478392)；中鐵建股份公司科研項目(14-C23)

王立川(1965?)，男，河南孟州人，高級工程師，博士，從事隧道與地下工程建設的建設技術研究、管理和咨詢工作；E?mail：wlc773747@126.com

(編輯 陽麗霞)