軟化泥巖對隧道仰拱的受力特性影響研究

丁冬冬，梁慶國，徐善常，王新東

(1.甘肅省道路橋梁與地下工程重點實驗室，甘肅 蘭州 730070；2.蘭州交通大學 土木工程學院，甘肅 蘭州 730070；3.中鐵第一勘察設計院集團有限公司，陜西 西安 710043)

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軟化泥巖對隧道仰拱的受力特性影響研究

丁冬冬1,2，梁慶國1,2，徐善常1,2，王新東3

(1.甘肅省道路橋梁與地下工程重點實驗室，甘肅 蘭州 730070；2.蘭州交通大學 土木工程學院，甘肅 蘭州 730070；3.中鐵第一勘察設計院集團有限公司，陜西 西安 710043)

針對寶蘭客專上莊隧道仰拱底鼓開裂現象，采用現場監控量測的方法得到隧道圍巖壓力、鋼拱架應力、二次襯砌混凝土應變、鋼筋軸力和二襯壓力，分別討論應力和應變隨時間演化特性和沿仰拱橫斷面的空間分布規律；采用數值模擬的方法分析泥巖遇水軟化前后隧道仰拱的受力特性。研究結果表明：仰拱基底受力不均勻，左側應力應變值大于右側，導致仰拱底板開裂；泥巖遇水軟化之后拱底同一深度處豎直位移遠大于軟化之前位移值，并且拱底泥巖軟化之后仰拱下部塑性區范圍明顯增大，泥巖遇水軟化是引起隧道仰拱底鼓開裂的重要因素。研究方法和結論對分析相似隧道仰拱底鼓開裂的原因具有一定參考價值。

底鼓；開裂；監控量測；數值模擬；軟化

仰拱是隧道襯砌結構的主要組成部分之一，是為改善上部支護結構受力條件而設置在隧道底部的反向拱形結構。隧道仰拱對提高隧道結構的承載力，抑制圍巖塑性區的擴展，約束隧道洞周位移的發展，提高襯砌結構的安全度等方面都有非常重要的作用[1]。在富水地區，隧道開挖形成臨空面后，地下水通過圍巖孔隙、裂縫積留在仰拱處，泥巖在含水量飽和后出現泥化、軟化以及膨脹現象,強度降低,容易產生底鼓。所以在富水區隧道建設中必須重視仰拱的設計與施工，充分考慮泥巖遇水軟化的危害，及時采取措施，防止發生隧道仰拱底鼓現象，避免造成更大的經濟損失。針對這一現象，國內外學者做了大量研究，孔恒等[2]提出了隧道仰拱底鼓的分類形式，樊純壇[3～6]等對仰拱底鼓、開裂機理以及襯砌結構的受力特性進行研究。但是上述研究均是采用力學模型或者現場監測的方法來進行相應的研究，而結合現場監控量測并通過數值分析來探討引起仰拱底鼓原因的研究還比較少。本文在前人的研究基礎上，通過現場監測來分析仰拱的受力特性；采用MIDAS/GTS有限元軟件計算仰拱拱底泥巖遇水軟化之后和軟化之前拱底不同位置處的位移值以及圍巖塑性區的大小，并將結果進行對比來分析研究泥巖遇水軟化之后對隧道仰拱受力特性的影響。

1　工程概況

寶蘭客運專線通渭至榆中段上莊隧道位于蘭州市榆中縣甘草店鎮。隧道起訖里程DK979+425～DK983+440，全長4 015 m，為雙線隧道，最大埋深203 m。上莊隧道地處黃土梁峁溝壑區，地面高程1 885～2 120 m，相對高差200～250 m。隧道按新奧法原理施工，采用復合式襯砌，初期支護采用噴錨支護，以鋼拱架，錨桿，鋼筋網和噴混共同組成聯合支護系統，鋼拱架為I25型鋼，間距為0.5 m，二次襯砌為模筑鋼筋混凝土。上莊隧道進、出口端洞身位于第四系上更新統砂質黃土中，洞身通過的地層主要為第四系上更新統砂質黃土、中更新統黏質黃土及第三系上新統泥巖。且淺埋溝中上更新統黃土處于軟塑狀態，地下水具氯鹽、硫酸鹽侵蝕，圍巖以Ⅳ～Ⅴ級為主。監控量測斷面埋置處與泥巖風化層界面較近，仰拱處泥巖易遇水軟化。

2　現場監控量測

2.1監控量測內容

依據《鐵路隧道監控量測技術規程》[7]以及《鐵路隧道施工規范》[8]TB10204—2002 的要求，結合上莊隧道的施工環境、施工方法，著重掌握仰拱底鼓開裂的原因，在仰拱底部布設監測點進行現場測試，監測內容包括：圍巖與初期支護間接觸壓力、噴射混凝土應變、鋼筋應力、鋼拱架應變和初期支護與二次襯砌間接觸壓力。使用的測試元件有壓力盒、表面應變計、鋼筋計、混凝土應變計(埋入式),本次監控量測所用元件埋設在斷面DK981+075處，測點布置如圖1所示。

圖1　監測斷面測點布置示意圖Fig.1 Layout of measurement points on moitoring section

2.2監控數據分析

2.2.1圍巖壓力

上莊隧道斷面DK981+075的圍巖與初期支護間接觸壓力(以壓為正，拉為負)時程曲線如圖2所示，穩定值如圖3所示。由圖2可知，各測點的壓力值在埋設初期都是驟然增大，然后緩慢上升。仰拱左中下部(C)和仰拱拱底(D)壓力值遠大于其他部位，最大值分別為367.44 kPa和310.68 kPa，其余部位數值相對較小，都是處于逐漸平穩的緩慢變化狀態，說明隧道拱底土體向上變形趨勢較大。左右拱腳(A和A1)壓力不對稱，總體而言，左側圍巖壓力大于右側的圍巖壓力。由于元件布設處泥巖含水量較大，隧道開挖后，出現大量涌水現象，泥巖遇水泥化，對現場施工極為不利。所以，仰拱開挖24 d后，元件所在斷面處才開始施作二次襯砌。二襯施作完畢之后，各測點的圍巖壓力值逐漸穩定。由圖3可以看出，圍巖壓力穩定之后，仰拱左中下部圍巖壓力值最大，為367.36 kPa，仰拱拱底附近圍巖壓力值大于其他部位，這與仰拱開挖后，地下水隨隧道圍巖空隙滲入到仰拱拱底，而使拱底處泥巖遇水軟化現象比較嚴重，上部圍巖與支護結構下沉，導致拱底處應力集中有關。

圖2　圍巖壓力時程曲線圖Fig.2 Time-history curves of ground pressure

圖3　圍巖壓力沿仰拱分布圖Fig.3 Distribution of ground pressures along the tunnel invert

2.2.2鋼拱架應力

隧道開挖后，其周邊鋼拱架等形成支護結構，就會對巖體的位移產生阻力，形成約束。在開挖后的前期階段，鋼拱架承受圍巖給予的作用力，產生變形[9]。各監測點的鋼拱架應力(以拉為正，壓為負)時空演化規律如圖4～5所示，由圖可以看出：鋼拱架總體處于受壓狀態，應力值隨時間發展存在一個“急劇增大—增大放緩—趨于穩定”的過程，這與初期支護與圍巖間接觸壓力、鋼筋內力、二次襯砌混凝土應變及初期支護與二次襯砌間接觸壓力分布規律基本相似。 初期支護鋼拱架應力在橫截面上也表現出“左側大、右側小”的特征。鋼拱架應力最大值出現在仰拱左側中下部，應力值為-111.42 MPa，應力值遠小于其極限強度，現場監測表明該處并沒有發現混凝土的開裂現象。因此在富水區泥巖隧道施工中出現的初期支護開裂和鋼拱架扭曲變形，并不是由于鋼拱架的強度或剛度不足造成的，而是由于混凝土受水侵蝕，未能更好的凝結，鋼拱架與混凝土沒有很好的發揮協同工作能力。

單位：MPa圖4　初期支護鋼拱架應力時程曲線圖Fig.4 Time-history curves of steel frame’s stress in primary lining

單位：MPa圖5　鋼拱架應力沿仰拱分布圖Fig.5 Distribution of steel frame‘s stress of primary lining

2.2.3初期支護與二次襯砌間接觸壓力

仰拱初期支護與二次襯砌間接觸壓力的時空演化規律如圖6～7所示，可以看出：初期支護與二次襯砌間接觸壓力分布極不均勻，仰拱左側出現較大的接觸壓力集中現象。初期支護與二次襯砌間接觸壓力隨時間增長存在一個“急劇增大—緩慢減小—趨于穩定”的過程，分布規律與圍巖壓力相似。初期支護與二次襯砌間接觸壓力沿仰拱周圍分布呈現出“左側大、右側小”的特征，其最大值在仰拱左中下部(C)，數值為490.04 kPa，該數值遠大于其他部位。結合現場施工日志發現，隧道在開挖過程中，左側圍巖滲水量大于右側，左側泥巖泥化現象更加嚴重，隨著地下水的不斷侵蝕，左側泥巖塑性圈半徑逐漸增大，圍巖變形破壞從淺部向深部發展，襯砌結構承受的壓力較大。

圖6　初期支護與二次襯砌間接觸壓力時程曲線Fig.6 Time-history curves of contact pressures between primary support and secondary linings

單位：kPa圖7　初期支護與二次襯砌間接觸壓力穩定值沿仰拱周圍分布圖Fig.7 Distribution of contact pressures between primary support and secondary linings along the invert

2.2.4鋼筋內力

為了監測鋼筋受力情況，故分別在內、外2層鋼筋上安裝鋼筋計監測鋼筋內力。圖8為仰拱二次襯砌鋼筋內力隨時間的變化(以拉為正，壓為負)，從發展趨勢和數量級看，內層和外層的鋼筋內力數值均較小，規律也較為接近，鋼筋軸力隨時間發展存在一個“急劇增大—緩慢減小—緩慢增大—趨于平穩”的反復過程，二次襯砌施作完畢之后，各測點的內力值達到穩定狀態。由于鋼材對圍巖壓力的敏感性較強，所以鋼筋內力的“增大”階段比混凝土應變、圍巖壓力長。內、外層鋼筋軸力穩定值分布如圖9所示，由圖可知：鋼筋內力沿仰拱周圍分布表現出明顯的離散性，內層鋼筋除仰拱右中下部(C1)為負值之外，其余軸力均為正值，內力最大值在左拱腳(A)，數值為-10.45 kN。外層鋼筋除仰拱左中上部(B)為負值之外，其余測點均為正值(仰拱左中下部C處的元件由于施工原因已經損壞)，軸力最大值在右拱腳(A1)，軸力值為9.66 kN。

單位：kN(a)內層鋼筋內力時程曲線;(b)外層鋼筋內力時呈曲線圖8　鋼筋內力時程曲線圖Fig.8 Time-history curves of rebar internal force

單位：kN(a)內層鋼筋內力穩定值;(b)外層鋼筋內力穩定值圖9　鋼筋內力沿仰拱周圍分布圖Fig.9 Distribution of rebar internal force arounding invert

2.2.5二次襯砌混凝土應變

圖10為仰拱二次襯砌混凝土應變隨時間的變化。應予指出，二次襯砌混凝土應變計安裝在仰拱襯砌一半厚度的位置。從發展趨勢和量值分布看，與二次襯砌外層鋼筋的受力特征極為相似，最大應變值出現在左拱腳(A)，數值為-200.94 με，其次為仰拱左中下部(C)，而仰拱底部正中位置(D)的壓應變很小，右拱腳(A1)處最大應變值為105.82 με，遠小于左拱腳(A1)。若二次襯砌混凝土彈性模量按23 GPa計，以單向應變按胡克定律估算，得到最大壓應力為4.6 MPa，最大拉應力為2.4 MPa，考慮二次襯砌鋼筋受力及配筋情況，該數值基本滿足混凝土強度要求。各測點二次襯砌混凝土應變值沿仰拱的分布規律如圖11所示，可以看出：仰拱左側應變值明顯大于右側，說明仰拱兩側基底的承載力與變形是不對稱的，導致左側各部位得到的監測結果遠大于右側，與前述圍巖壓力和初期支護與二襯的接觸壓力分布規律近似一致。

圖10　仰拱二次襯砌混凝土應變時程曲線(10-6)Fig.10 Time-history curves of shotcrete’s strain of secondary lining(10-6)

圖11　二次襯砌混凝土應變沿仰拱分布規律(10-6)Fig.11 Distribution of shotcrete’s strain of secondary lining (10-6)

3　數值計算及結果分析

3.1模型介紹

現場監控量測是在隧道開挖后布設測試元件，而此時隧道底部泥巖已經遇水軟化，為了準確分析泥巖軟化前后隧道的受力特性，采用MIDAS/GTS有限元分析軟件建立隧道模型進行數值模擬分析。由于隧道開挖后，在其周圍只有相當于其3～5倍孔徑的巖體會受到影響，在其以外會受到掘進面的制約，因此在建立隧道模型時，只建立相當于隧道最大跨度九倍左右的巖體模型[10]。建模時按隧道斷面高度方向分2種情況考慮：1)上面1/3用砂石層，仰拱部分用飽水泥巖，中間用天然狀態泥巖；2)上面1/3用砂石層，中間部分和仰拱下部均采用天然狀態泥巖，以考察仰拱部分泥巖軟化后對隧道仰拱受力特性的影響。本文中所建立的為二維模型，圍巖寬度：4倍洞徑+1倍洞徑+4倍洞徑=108 m，隧道埋深為30 m,拱底距離圍巖底部為18 m。圍巖采用平面應變單元，初期支護、二次襯砌和鋼拱架均采用梁單元模擬。計算模型如圖12所示，各巖土體的物理力學參數按照《鐵路隧道設計規范》[11]選取，如表1所示。

圖12　計算模型及二維有限元網格劃分Fig.12 Calculation model and 2D finite element

項目彈性模量E/MPa泊松比ν容重γ/(kN·m-3)粘聚力C/kPa摩擦角φ/(°)抗拉強度/kPa圍巖中上部砂石層6000.2218103010天然狀態泥巖8000.25222003550飽和狀態泥巖3000.3523603015工20a型鋼拱架2100000.378——C25噴射混凝土(硬化)230000.20224000—400模筑混凝土295000.2023——

3.2計算結果分析

3.2.1位移分布

仰拱下部泥巖軟化前與軟化后拱底以下不同深度處的豎直方向上位移值如圖13所示。位移值提取結果的節點間隔為1 m,共取10個節點，以向上為正，向下為負。由圖13可知，二者的分布規律相似，位移值都是隨距離仰拱底部深度的增加而減小，這與土力學[12]中地基基礎的沉降規律相符合。仰拱下部同一深度處，泥巖軟化后的位移值遠遠大于泥巖軟化前的位移值。這是由于底板巖層的軟弱程度決定著隆起量的大小，仰拱下部采用軟化泥巖模擬時，泥巖遇水軟化之后現泥化、膨脹現象，喪失應有的強度，加之上部支護結構對仰拱形成擠壓狀態，使得拱底下部泥巖向上隆起，并對仰拱底板形成擠壓力，造成仰拱處發生底鼓現象。若擠壓力超過模注混凝土的抗拉強度，則會造成仰拱開裂，所以施工時一定要注意迅速排出積留在仰拱處的水，以免泥巖泥化發生災害事故。

單位：mm圖13　豎直方向上位移沿拱底深度分布圖Fig.13 Distribution of the displacement along the depth of the invert in vertical direction

3.2.2應變、應力分布

各測點豎直方向上應變(以豎直向上為正，向下為負)沿仰拱周圍分布如圖14所示，可以看出，軟化前與軟化后的應變值分布規律基本一致，應變值從拱腳到拱底逐漸變大，軟化前拱底應變值為953 με，軟化后應變值為3 358 με，軟化之后拱腳處的應變值比軟化之前增大20倍，其他部位軟化之后的應變值比軟化之前增大約3倍。圖13中，拱底正中處泥巖軟化后豎直方向上的位移值相較于軟化之前也是增大約3倍。由圖15可以看出，泥巖軟化前仰拱二次襯砌各測點的大主應力值均為負值，說明二次襯砌處于受壓狀態，而泥巖軟化之后仰拱二次襯砌各測點的大主應力值均為正值，二次襯砌處于受拉狀態，由于σmax=σ1，當大主應力增大到一定程度，二次襯砌便會受拉破壞。由此可見，泥巖軟化之后對隧道拱底的位移、應變以及主應力值影響都比較大。

(a)泥巖軟化前;(b)泥巖軟化后圖14　豎直方向上應變沿仰拱周圍分布圖Fig.14 Distribution of the strain around the invert in vertical direction

單位：kPa(a)泥巖軟化前;(b)泥巖軟化后圖15　二次襯砌各測點大主應力分布圖Fig.15 Distribution of main stress of secondary lining

3.2.3圍巖塑性區分布

地基上部荷載產生壓力超過圍巖極限承載力，使局部土體產生變形不可恢復的屈服區域，即為地基塑性區。隧道二次襯砌施作完畢之后塑性區范圍云圖如圖16所示。可以看出：仰拱底部泥巖遇水軟化后仰拱下部塑性區范圍明顯大于泥巖軟化之前塑性區范圍。這說明泥巖遇水軟化之后承載力明顯降低，所以在受同樣大的基底壓力下，軟化泥巖就先產生極限平衡區，達到失穩破壞。

(a)仰拱下部為天然狀態泥巖;(b)仰拱下部為軟化泥巖圖16　隧道塑性區范圍云圖Fig.16 Plastic zone nephogram of tunnel

4　結論

1)監測數據穩定以后，初期支護與圍巖間接觸壓力最大值出現在仰拱左側中下部，壓力值為367.36 kPa，左側與右側壓力值分布不對稱，左側值大于右側值。初期支護與二次襯砌間接觸壓力、鋼拱架應力、鋼筋內力以及二次襯砌混凝土應變的分布規律都是左右不對稱，左側值大于右側值，說明在上覆圍巖壓力和襯砌結構自重作用下，仰拱兩側基底的承載力與變形是不對稱的，左側的基底沉降變形大于右側，導致左側各部位得到的監測結果遠大于右側，正是在不均勻沉降的作用下，使得仰拱受力不均勻，從而局部產生拉應力，使得仰拱產生開裂。

2)通過數值計算分析可知，在拱底同一深度處仰拱下部為軟化泥巖時的位移值遠遠大于仰拱下部為天然狀態泥巖時的位移值。這表明泥巖在遇水軟化之后出現泥化現象，喪失應有的強度，仰拱開挖支護以后，由于上部支護結構下沉，導致仰拱部分所受承載力變大，而軟化泥巖承載力較低，所以達到承載力極限時其拱底位移值與塑性區范圍均較大。泥巖軟化之前仰拱二次襯砌大主應力值為負值，處于受壓狀態；軟化之后仰拱二襯大主應力值為負值，處于受拉狀態，正是這種拉應力，導致仰拱受拉開裂。

3)隧道仰拱是襯砌結構的重要組成部分，特別在軟弱圍巖段，仰拱對提高隧道結構的承載力、抑制圍巖內塑性區的擴展、約束隧道洞周位移的發展以及提高襯砌結構的安全度等方面都有非常重要的作用，在隧道建設中應充分認識隧道仰拱的重要性。為防止仰拱底鼓、開裂現象的發生，應全面清通隧道排水設施，特別確保隧道中心排水溝保持通暢，將隧道內滲水排出洞外，減小隧道底部靜水壓力，避免仰拱底部圍巖遇水軟化。

[1] 王明年，翁漢民．隧道仰拱的力學行為研究[J]．巖土工程學報，1996，18(1)：46-53．

WANG Mingnian,WENG Hanmin. Study on the mechanic behaviour of tunnel invert[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineeering[J]. 1996，18(1)：46-53.

[2] 孔恒，王夢恕，張德華．隧道底板隆起的成因、分類與控制[J]．中國安全科學學報，2003，13(1)：30-33．

KONG Heng,WANG Mengshu, ZHANG Dehua. Causation and classification of tunne1floor heave and it’s contro1[J]. China Safety Science Journal, 2003，13(1)：30-33．

[3] 樊純壇，梁慶國，吳旭陽，等.寶蘭客專魏家嘴黃土隧道受力特性試驗研究[J].鐵道科學與工程學報，2015，12(5)：1006-1014.

FAN Chuntan, LIANG Qingguo,WU Xuyang, et al. Test study on the mechanical characteristics of weijiazui tunnel on Baoji-Lanzhou PDL[J].Journal of Railway Science and Engineering,2015,12(5):1006-1014.

[4] 周森．高速公路隧道仰拱底鼓破壞機理分析及處置措施[J]．交通科技，2013(5)：97-99．

ZHOU Sen. Failure mechanism and control measures of floor heave of High-speed railway tunnel invert.Transportation Science Technology, 2013(5)：97-99．

[5] 李鵬飛,田四明,趙勇,等.高地應力軟弱圍巖隧道初期支護受力特性的現場監測研究[J].巖石力學與工程學報,2013(7):3509-3511.

LI Pengfei, TIAN Siming, ZHAO Yong, et al. In-situ monitoring study of mechanical characteristics of primary lining in weak rock tunnel with high grostress[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2013(7):3509-3511.

[6] 李鵬飛,張頂立,趙勇,等.大斷面黃土隧道二次襯砌受力特性研究[J]. 巖石力學與工程學報,2010(8):1690-1696

LI Pengfei, ZHANG Dingli, ZHAO Yong, et al. Study of mechanical characteristics of secondarylining of large-section loess tunnel [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2010(8):1690-1696.

[7] TB 10121—2007,鐵路隧道監控量測技術規程[S].TB 10121—2007, Monitoring and measurement technology for railway tunnel[S].[8] TB1003—2005, 鐵路隧道施工規范[S].

TB1003—2005, Code for construction on tunnel of railway[S].

[9] 趙勇，李國良，喻渝 .黃土隧道工程[M].北京:中國鐵道出版社,2011.

ZHAO Yong, LI Guoliang,YU Yu. Loess tunnel project[M]. Beijing:China Railway Publishing House, 2011.

[10] 侯佳男，王勝，張鑫，等.黃泥川隧道仰拱施工穩定性數值分析[J].西部探礦工程，2009(5):128-131.

HOU Jianan,WANG Sheng, ZAHGN Xin, et al. Inverted arch and the stability factor value of construction to analyze in the Huangnichuan tunnel[J].West-China Exploration Engineering ,2009(5):128-131.

[11] TB 10003—2005，鐵路隧道設計規范[S].

TB 10003—2005, Code for design on tunnel of railway[S] .

[12] 陳仲頤，周景星，王洪瑾 .土力學[M].北京:清華大學出版社,1994.

CHEN Zhongyi, ZHOU Jingxing, WANG Hongjin. Soil mechanics[M]. Beijing:Tsinghua University Publishing House,1994.

Test study on the mechanical characteristics of tunnel invert on softening mudstone section

DING Dongdong1,2, LIANG Qingguo1,2, XU Shanchang1,2, WANG Xindong3

(1.Key Laboratory of Road & Bridge and Underground Engineering of Gansu Province, Lanzhou Gansu 730070, China;2. College of Civil Engineering, Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou Gansu 730070, China;3. China Railway First Survey and Design Institute Group Ltd, Xi'an 710043, China)

With regard to the phenomenon of crack and floor heave of Shangzhuang tunnel on Baoji-Lanzhou Passenger Dedicated Line, surrounding rock pressure,stress of steel arch,strain of shotcrete,axial force of steel and contact pressure between the primary lining and secondary lining obtained by means of in-situ monitoring. Development law over time and spatial distribution along the tunnel ring of the stress and strain were then discussed; The force characteristics of tunnel invert before and after the mustone softing in water was analysed with the use of numberical simulation. It is concluded that the stress of the invert is not symmetric, and the values of stress and strain on left are higher than those on the right,which might lead to the crack of invert.At the same depth, the vertical displacement after mudstone became softened was much higher than that before mudstone became softened,and the plastic zone radius also increased obviously.The softening of mudstone due to water is an important factor leading to the floor heave and the crack of tunnel invert. The research methods and conclusions in this paper may provide reference for the analysis of crack and floor heave of similar tunnel invert.

floor heave; crack; monitoring measurement; numerical simulation; soften

2015-12-24

國家自然科學基金資助項目(41262010)；長江學者和創新團隊發展計劃資助項目(IRT1139)； 甘肅省基礎研究創新群體資助項目(145RJIA332)

梁慶國(1976-)，男，甘肅蘭州人，教授，博士，從事巖土工程與工程地質方面的教學與研究工作；E-mail: lqg_39@163.com

U25

A

1672-7029(2016)10-2001-08