丁冬冬，梁庆国，徐善常，王新东

(1.甘肃省道路桥梁与地下工程重点实验室，甘肃 兰州 730070；2.兰州交通大学 土木工程学院，甘肃 兰州 730070；3.中铁第一勘察设计院集团有限公司，陕西 西安 710043)



软化泥岩对隧道仰拱的受力特性影响研究

丁冬冬1,2，梁庆国1,2，徐善常1,2，王新东3

(1.甘肃省道路桥梁与地下工程重点实验室，甘肃 兰州 730070；2.兰州交通大学 土木工程学院，甘肃 兰州 730070；3.中铁第一勘察设计院集团有限公司，陕西 西安 710043)

针对宝兰客专上庄隧道仰拱底鼓开裂现象，采用现场监控量测的方法得到隧道围岩压力、钢拱架应力、二次衬砌混凝土应变、钢筋轴力和二衬压力，分别讨论应力和应变随时间演化特性和沿仰拱横断面的空间分布规律；采用数值模拟的方法分析泥岩遇水软化前后隧道仰拱的受力特性。研究结果表明：仰拱基底受力不均匀，左侧应力应变值大于右侧，导致仰拱底板开裂；泥岩遇水软化之后拱底同一深度处竖直位移远大于软化之前位移值，并且拱底泥岩软化之后仰拱下部塑性区范围明显增大，泥岩遇水软化是引起隧道仰拱底鼓开裂的重要因素。研究方法和结论对分析相似隧道仰拱底鼓开裂的原因具有一定参考价值。

底鼓；开裂；监控量测；数值模拟；软化

仰拱是隧道衬砌结构的主要组成部分之一，是为改善上部支护结构受力条件而设置在隧道底部的反向拱形结构。隧道仰拱对提高隧道结构的承载力，抑制围岩塑性区的扩展，约束隧道洞周位移的发展，提高衬砌结构的安全度等方面都有非常重要的作用[1]。在富水地区，隧道开挖形成临空面后，地下水通过围岩孔隙、裂缝积留在仰拱处，泥岩在含水量饱和后出现泥化、软化以及膨胀现象,强度降低,容易产生底鼓。所以在富水区隧道建设中必须重视仰拱的设计与施工，充分考虑泥岩遇水软化的危害，及时采取措施，防止发生隧道仰拱底鼓现象，避免造成更大的经济损失。针对这一现象，国内外学者做了大量研究，孔恒等[2]提出了隧道仰拱底鼓的分类形式，樊纯坛[3～6]等对仰拱底鼓、开裂机理以及衬砌结构的受力特性进行研究。但是上述研究均是采用力学模型或者现场监测的方法来进行相应的研究，而结合现场监控量测并通过数值分析来探讨引起仰拱底鼓原因的研究还比较少。本文在前人的研究基础上，通过现场监测来分析仰拱的受力特性；采用MIDAS/GTS有限元软件计算仰拱拱底泥岩遇水软化之后和软化之前拱底不同位置处的位移值以及围岩塑性区的大小，并将结果进行对比来分析研究泥岩遇水软化之后对隧道仰拱受力特性的影响。

1　工程概况

宝兰客运专线通渭至榆中段上庄隧道位于兰州市榆中县甘草店镇。隧道起讫里程DK979+425～DK983+440，全长4 015 m，为双线隧道，最大埋深203 m。上庄隧道地处黄土梁峁沟壑区，地面高程1 885～2 120 m，相对高差200～250 m。隧道按新奥法原理施工，采用复合式衬砌，初期支护采用喷锚支护，以钢拱架，锚杆，钢筋网和喷混共同组成联合支护系统，钢拱架为I25型钢，间距为0.5 m，二次衬砌为模筑钢筋混凝土。上庄隧道进、出口端洞身位于第四系上更新统砂质黄土中，洞身通过的地层主要为第四系上更新统砂质黄土、中更新统黏质黄土及第三系上新统泥岩。且浅埋沟中上更新统黄土处于软塑状态，地下水具氯盐、硫酸盐侵蚀，围岩以Ⅳ～Ⅴ级为主。监控量测断面埋置处与泥岩风化层界面较近，仰拱处泥岩易遇水软化。

2　现场监控量测

2.1监控量测内容

依据《铁路隧道监控量测技术规程》[7]以及《铁路隧道施工规范》[8]TB10204—2002 的要求，结合上庄隧道的施工环境、施工方法，着重掌握仰拱底鼓开裂的原因，在仰拱底部布设监测点进行现场测试，监测内容包括：围岩与初期支护间接触压力、喷射混凝土应变、钢筋应力、钢拱架应变和初期支护与二次衬砌间接触压力。使用的测试元件有压力盒、表面应变计、钢筋计、混凝土应变计(埋入式),本次监控量测所用元件埋设在断面DK981+075处，测点布置如图1所示。

图1　监测断面测点布置示意图Fig.1 Layout of measurement points on moitoring section

2.2监控数据分析

2.2.1围岩压力

上庄隧道断面DK981+075的围岩与初期支护间接触压力(以压为正，拉为负)时程曲线如图2所示，稳定值如图3所示。由图2可知，各测点的压力值在埋设初期都是骤然增大，然后缓慢上升。仰拱左中下部(C)和仰拱拱底(D)压力值远大于其他部位，最大值分别为367.44 kPa和310.68 kPa，其余部位数值相对较小，都是处于逐渐平稳的缓慢变化状态，说明隧道拱底土体向上变形趋势较大。左右拱脚(A和A1)压力不对称，总体而言，左侧围岩压力大于右侧的围岩压力。由于元件布设处泥岩含水量较大，隧道开挖后，出现大量涌水现象，泥岩遇水泥化，对现场施工极为不利。所以，仰拱开挖24 d后，元件所在断面处才开始施作二次衬砌。二衬施作完毕之后，各测点的围岩压力值逐渐稳定。由图3可以看出，围岩压力稳定之后，仰拱左中下部围岩压力值最大，为367.36 kPa，仰拱拱底附近围岩压力值大于其他部位，这与仰拱开挖后，地下水随隧道围岩空隙渗入到仰拱拱底，而使拱底处泥岩遇水软化现象比较严重，上部围岩与支护结构下沉，导致拱底处应力集中有关。

图2　围岩压力时程曲线图Fig.2 Time-history curves of ground pressure

图3　围岩压力沿仰拱分布图Fig.3 Distribution of ground pressures along the tunnel invert

2.2.2钢拱架应力

隧道开挖后，其周边钢拱架等形成支护结构，就会对岩体的位移产生阻力，形成约束。在开挖后的前期阶段，钢拱架承受围岩给予的作用力，产生变形[9]。各监测点的钢拱架应力(以拉为正，压为负)时空演化规律如图4～5所示，由图可以看出：钢拱架总体处于受压状态，应力值随时间发展存在一个“急剧增大—增大放缓—趋于稳定”的过程，这与初期支护与围岩间接触压力、钢筋内力、二次衬砌混凝土应变及初期支护与二次衬砌间接触压力分布规律基本相似。 初期支护钢拱架应力在横截面上也表现出“左侧大、右侧小”的特征。钢拱架应力最大值出现在仰拱左侧中下部，应力值为-111.42 MPa，应力值远小于其极限强度，现场监测表明该处并没有发现混凝土的开裂现象。因此在富水区泥岩隧道施工中出现的初期支护开裂和钢拱架扭曲变形，并不是由于钢拱架的强度或刚度不足造成的，而是由于混凝土受水侵蚀，未能更好的凝结，钢拱架与混凝土没有很好的发挥协同工作能力。

单位：MPa图4　初期支护钢拱架应力时程曲线图Fig.4 Time-history curves of steel frame’s stress in primary lining

单位：MPa图5　钢拱架应力沿仰拱分布图Fig.5 Distribution of steel frame‘s stress of primary lining

2.2.3初期支护与二次衬砌间接触压力

仰拱初期支护与二次衬砌间接触压力的时空演化规律如图6～7所示，可以看出：初期支护与二次衬砌间接触压力分布极不均匀，仰拱左侧出现较大的接触压力集中现象。初期支护与二次衬砌间接触压力随时间增长存在一个“急剧增大—缓慢减小—趋于稳定”的过程，分布规律与围岩压力相似。初期支护与二次衬砌间接触压力沿仰拱周围分布呈现出“左侧大、右侧小”的特征，其最大值在仰拱左中下部(C)，数值为490.04 kPa，该数值远大于其他部位。结合现场施工日志发现，隧道在开挖过程中，左侧围岩渗水量大于右侧，左侧泥岩泥化现象更加严重，随着地下水的不断侵蚀，左侧泥岩塑性圈半径逐渐增大，围岩变形破坏从浅部向深部发展，衬砌结构承受的压力较大。

图6　初期支护与二次衬砌间接触压力时程曲线Fig.6 Time-history curves of contact pressures between primary support and secondary linings

单位：kPa图7　初期支护与二次衬砌间接触压力稳定值沿仰拱周围分布图Fig.7 Distribution of contact pressures between primary support and secondary linings along the invert

2.2.4钢筋内力

为了监测钢筋受力情况，故分别在内、外2层钢筋上安装钢筋计监测钢筋内力。图8为仰拱二次衬砌钢筋内力随时间的变化(以拉为正，压为负)，从发展趋势和数量级看，内层和外层的钢筋内力数值均较小，规律也较为接近，钢筋轴力随时间发展存在一个“急剧增大—缓慢减小—缓慢增大—趋于平稳”的反复过程，二次衬砌施作完毕之后，各测点的内力值达到稳定状态。由于钢材对围岩压力的敏感性较强，所以钢筋内力的“增大”阶段比混凝土应变、围岩压力长。内、外层钢筋轴力稳定值分布如图9所示，由图可知：钢筋内力沿仰拱周围分布表现出明显的离散性，内层钢筋除仰拱右中下部(C1)为负值之外，其余轴力均为正值，内力最大值在左拱脚(A)，数值为-10.45 kN。外层钢筋除仰拱左中上部(B)为负值之外，其余测点均为正值(仰拱左中下部C处的元件由于施工原因已经损坏)，轴力最大值在右拱脚(A1)，轴力值为9.66 kN。

单位：kN(a)内层钢筋内力时程曲线;(b)外层钢筋内力时呈曲线图8　钢筋内力时程曲线图Fig.8 Time-history curves of rebar internal force

单位：kN(a)内层钢筋内力稳定值;(b)外层钢筋内力稳定值图9　钢筋内力沿仰拱周围分布图Fig.9 Distribution of rebar internal force arounding invert

2.2.5二次衬砌混凝土应变

图10为仰拱二次衬砌混凝土应变随时间的变化。应予指出，二次衬砌混凝土应变计安装在仰拱衬砌一半厚度的位置。从发展趋势和量值分布看，与二次衬砌外层钢筋的受力特征极为相似，最大应变值出现在左拱脚(A)，数值为-200.94 με，其次为仰拱左中下部(C)，而仰拱底部正中位置(D)的压应变很小，右拱脚(A1)处最大应变值为105.82 με，远小于左拱脚(A1)。若二次衬砌混凝土弹性模量按23 GPa计，以单向应变按胡克定律估算，得到最大压应力为4.6 MPa，最大拉应力为2.4 MPa，考虑二次衬砌钢筋受力及配筋情况，该数值基本满足混凝土强度要求。各测点二次衬砌混凝土应变值沿仰拱的分布规律如图11所示，可以看出：仰拱左侧应变值明显大于右侧，说明仰拱两侧基底的承载力与变形是不对称的，导致左侧各部位得到的监测结果远大于右侧，与前述围岩压力和初期支护与二衬的接触压力分布规律近似一致。

图10　仰拱二次衬砌混凝土应变时程曲线(10-6)Fig.10 Time-history curves of shotcrete’s strain of secondary lining(10-6)

图11　二次衬砌混凝土应变沿仰拱分布规律(10-6)Fig.11 Distribution of shotcrete’s strain of secondary lining (10-6)

3　数值计算及结果分析

3.1模型介绍

现场监控量测是在隧道开挖后布设测试元件，而此时隧道底部泥岩已经遇水软化，为了准确分析泥岩软化前后隧道的受力特性，采用MIDAS/GTS有限元分析软件建立隧道模型进行数值模拟分析。由于隧道开挖后，在其周围只有相当于其3～5倍孔径的岩体会受到影响，在其以外会受到掘进面的制约，因此在建立隧道模型时，只建立相当于隧道最大跨度九倍左右的岩体模型[10]。建模时按隧道断面高度方向分2种情况考虑：1)上面1/3用砂石层，仰拱部分用饱水泥岩，中间用天然状态泥岩；2)上面1/3用砂石层，中间部分和仰拱下部均采用天然状态泥岩，以考察仰拱部分泥岩软化后对隧道仰拱受力特性的影响。本文中所建立的为二维模型，围岩宽度：4倍洞径+1倍洞径+4倍洞径=108 m，隧道埋深为30 m,拱底距离围岩底部为18 m。围岩采用平面应变单元，初期支护、二次衬砌和钢拱架均采用梁单元模拟。计算模型如图12所示，各岩土体的物理力学参数按照《铁路隧道设计规范》[11]选取，如表1所示。

图12　计算模型及二维有限元网格划分Fig.12 Calculation model and 2D finite element

项目弹性模量E/MPa泊松比ν容重γ/(kN·m-3)粘聚力C/kPa摩擦角φ/(°)抗拉强度/kPa围岩中上部砂石层6000.2218103010天然状态泥岩8000.25222003550饱和状态泥岩3000.3523603015工20a型钢拱架2100000.378——C25喷射混凝土(硬化)230000.20224000—400模筑混凝土295000.2023——

3.2计算结果分析

3.2.1位移分布

仰拱下部泥岩软化前与软化后拱底以下不同深度处的竖直方向上位移值如图13所示。位移值提取结果的节点间隔为1 m,共取10个节点，以向上为正，向下为负。由图13可知，二者的分布规律相似，位移值都是随距离仰拱底部深度的增加而减小，这与土力学[12]中地基基础的沉降规律相符合。仰拱下部同一深度处，泥岩软化后的位移值远远大于泥岩软化前的位移值。这是由于底板岩层的软弱程度决定着隆起量的大小，仰拱下部采用软化泥岩模拟时，泥岩遇水软化之后现泥化、膨胀现象，丧失应有的强度，加之上部支护结构对仰拱形成挤压状态，使得拱底下部泥岩向上隆起，并对仰拱底板形成挤压力，造成仰拱处发生底鼓现象。若挤压力超过模注混凝土的抗拉强度，则会造成仰拱开裂，所以施工时一定要注意迅速排出积留在仰拱处的水，以免泥岩泥化发生灾害事故。

单位：mm图13　竖直方向上位移沿拱底深度分布图Fig.13 Distribution of the displacement along the depth of the invert in vertical direction

3.2.2应变、应力分布

各测点竖直方向上应变(以竖直向上为正，向下为负)沿仰拱周围分布如图14所示，可以看出，软化前与软化后的应变值分布规律基本一致，应变值从拱脚到拱底逐渐变大，软化前拱底应变值为953 με，软化后应变值为3 358 με，软化之后拱脚处的应变值比软化之前增大20倍，其他部位软化之后的应变值比软化之前增大约3倍。图13中，拱底正中处泥岩软化后竖直方向上的位移值相较于软化之前也是增大约3倍。由图15可以看出，泥岩软化前仰拱二次衬砌各测点的大主应力值均为负值，说明二次衬砌处于受压状态，而泥岩软化之后仰拱二次衬砌各测点的大主应力值均为正值，二次衬砌处于受拉状态，由于σmax=σ1，当大主应力增大到一定程度，二次衬砌便会受拉破坏。由此可见，泥岩软化之后对隧道拱底的位移、应变以及主应力值影响都比较大。

(a)泥岩软化前;(b)泥岩软化后图14　竖直方向上应变沿仰拱周围分布图Fig.14 Distribution of the strain around the invert in vertical direction

单位：kPa(a)泥岩软化前;(b)泥岩软化后图15　二次衬砌各测点大主应力分布图Fig.15 Distribution of main stress of secondary lining

3.2.3围岩塑性区分布

地基上部荷载产生压力超过围岩极限承载力，使局部土体产生变形不可恢复的屈服区域，即为地基塑性区。隧道二次衬砌施作完毕之后塑性区范围云图如图16所示。可以看出：仰拱底部泥岩遇水软化后仰拱下部塑性区范围明显大于泥岩软化之前塑性区范围。这说明泥岩遇水软化之后承载力明显降低，所以在受同样大的基底压力下，软化泥岩就先产生极限平衡区，达到失稳破坏。

(a)仰拱下部为天然状态泥岩;(b)仰拱下部为软化泥岩图16　隧道塑性区范围云图Fig.16 Plastic zone nephogram of tunnel

4　结论

1)监测数据稳定以后，初期支护与围岩间接触压力最大值出现在仰拱左侧中下部，压力值为367.36 kPa，左侧与右侧压力值分布不对称，左侧值大于右侧值。初期支护与二次衬砌间接触压力、钢拱架应力、钢筋内力以及二次衬砌混凝土应变的分布规律都是左右不对称，左侧值大于右侧值，说明在上覆围岩压力和衬砌结构自重作用下，仰拱两侧基底的承载力与变形是不对称的，左侧的基底沉降变形大于右侧，导致左侧各部位得到的监测结果远大于右侧，正是在不均匀沉降的作用下，使得仰拱受力不均匀，从而局部产生拉应力，使得仰拱产生开裂。

2)通过数值计算分析可知，在拱底同一深度处仰拱下部为软化泥岩时的位移值远远大于仰拱下部为天然状态泥岩时的位移值。这表明泥岩在遇水软化之后出现泥化现象，丧失应有的强度，仰拱开挖支护以后，由于上部支护结构下沉，导致仰拱部分所受承载力变大，而软化泥岩承载力较低，所以达到承载力极限时其拱底位移值与塑性区范围均较大。泥岩软化之前仰拱二次衬砌大主应力值为负值，处于受压状态；软化之后仰拱二衬大主应力值为负值，处于受拉状态，正是这种拉应力，导致仰拱受拉开裂。

3)隧道仰拱是衬砌结构的重要组成部分，特别在软弱围岩段，仰拱对提高隧道结构的承载力、抑制围岩内塑性区的扩展、约束隧道洞周位移的发展以及提高衬砌结构的安全度等方面都有非常重要的作用，在隧道建设中应充分认识隧道仰拱的重要性。为防止仰拱底鼓、开裂现象的发生，应全面清通隧道排水设施，特别确保隧道中心排水沟保持通畅，将隧道内渗水排出洞外，减小隧道底部静水压力，避免仰拱底部围岩遇水软化。

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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

国家自然科学基金资助项目(41262010)；长江学者和创新团队发展计划资助项目(IRT1139)； 甘肃省基础研究创新群体资助项目(145RJIA332)

梁庆国(1976-)，男，甘肃兰州人，教授，博士，从事岩土工程与工程地质方面的教学与研究工作；E-mail: lqg_39@163.com

U25

A

1672-7029(2016)10-2001-08