杨军平,王沾义,樊永华,马勇,周立新

(1.桂林理工大学 广西岩土力学与工程重点实验室，广西 桂林 541004;2.贺州市住房和城乡建设局，广西 贺州 542800)



干湿交替条件下膨胀土隧道衬砌内力试验研究

杨军平1,2,王沾义1,樊永华1,马勇1,周立新1

(1.桂林理工大学 广西岩土力学与工程重点实验室，广西 桂林 541004;2.贺州市住房和城乡建设局，广西 贺州 542800)

为开展衬砌受膨胀土胀缩特性影响的内力变化及变形特征的规律性研究，对膨胀土隧道模型实施了5个循环的干湿交替试验。研究结果表明：在衬砌弯曲应力值方面，其随循环次数的增加呈减小趋势，衬砌弯曲应力—时间关系曲线趋于平缓，说明衬砌受膨胀围岩胀缩效应的影响随循环次数的增加而逐渐减弱；在衬砌变形方面，受围岩吸水膨胀影响，衬砌被压扁，且拱腰处为最不利截面。而受失水收缩影响，衬砌发生弹性恢复变形但残留部分塑性变形；在循环时间方面，其随循环次数的增加而逐次减短，说明干湿循环作用能扩展土体中水分运动的孔隙网络，提高围岩的渗透能力。

膨胀土隧道；干湿循环；胀缩效应；衬砌弯曲应力；衬砌变形

近年来，随着我国公路、铁路及城市轨道等基础设施的大规模兴建，处于膨胀性岩土地区的隧道的建设数量以及在建设过程中所遇到的问题也随之增多。其中当隧道穿越膨胀土地质体时，隧道衬砌受到来自膨胀围岩胀缩特性影响而造成的损伤或破坏就是一个较为常见且突出的问题。

隧道衬砌的变形及内力变化是受多场耦合因素影响的[1]，膨胀土隧道衬砌受影响的一个主要因素是膨胀围岩吸水膨胀及失水收缩的特性。这是因为膨胀土物理力学性质对水分的变化极为敏感[2]，当膨胀土隧道处于地下水丰富及地表降水量大的情况下，常因含水量的变化造成围岩吸水膨胀。且在膨胀受到限制时便转化成膨胀压力作用于衬砌上，随围岩含水量的继续增加和时间的延展，土体中的隐裂隙不断发展，为深部围岩的吸水提供便利通道，造成更大范围的土体吸水膨胀。而当膨胀所产生的压力超过衬砌极限承载力时，衬砌便遭受破坏，导致隧道支护系统稳定性恶化，引发洞室坍塌[3]。此外，受大气降雨入渗及自然风干蒸发等环境因素的影响，围岩和外界环境之间时刻进行着季节性的水分交换，那么围岩便经历反复的胀缩变形致使衬砌受到周期性的疲劳荷载以致产生疲劳累积损伤[4]。

就目前而言，国内外学者对膨胀土隧道进行了不少的研究，如膨胀土隧道的工程病害[5～6]、施工技术[7～8]、膨胀土增湿过程中的工程特性[9～11]等方面的研究和分析。但在膨胀围岩干湿循环方面的研究还未见较为系统且深入的理论成果，虽然曾仲毅等[12]基于 FLAC3D热-力耦合模块，开展了增湿对膨胀土隧道支护结构的影响研究；周坤[13]利用数值模拟手段，对隧洞开挖后的洞周膨胀土吸水膨胀做了一定的研究；张永平[14]通过将现场测试及数值模拟相结合的方式，对强膨胀土隧道的设计及施工方法进行了探究；Grunicke等[15]通过在膨胀侵蚀性地层中利用预应力衬砌结构的方式，对隧道结构修筑时的力学行为进行了试验研究。但均未对干湿交替条件下膨胀围岩胀缩特性对衬砌所造成的影响规律进行研究。因此，开展干湿循环对膨胀土隧道衬砌内力影响的试验研究具有一定的科学意义和工程价值。

本文以广西南宁地区膨胀土为围岩材料制作了膨胀围岩隧道物理模型，通过对隧道模型进行五个循环的干湿交替试验，来对膨胀土胀缩特性影响下的隧道衬砌内力变化及变形特征随时间变化而变化的规律性进行研究和分析。

1 地质及气象资料

本模型试验主要针对广西膨胀性岩土的特殊地质体及炎热多雨的特殊气候条件而开展，为研究两种特殊条件下隧道衬砌受膨胀土围岩吸水膨胀及失水收缩影响的普遍性规律，试验不以某一具体工程实例为研究原型，而是根据广西地区现有隧道的建设情况以及参考公路隧道设计规范(JTG/T D70-2010)[16]，按一般双车道公路隧道设计。

广西膨胀土分布广、种类多。其中，宁明、百色和南宁盆地一带主要由第三系湖相沉积泥岩、粉质砂岩及其风化残积物形成，局部则由上述岩土风化物经流水搬运冲积形成；桂林、柳州和来宾以及南宁盆地东南缘、武鸣等岩溶盆地或丘陵地区则主要由碳酸盐岩经风化残积形成。另外，广西地处亚热带地区，炎热多雨，极端气温发生在7～9月最高达39 ℃；降雨量时空分布不均，4～7月降雨充沛，11～2月降雨稀少；干湿季节分明，夏湿冬干，因此极易造成膨胀土的干湿循环。在隧道埋深较浅或隧道洞口段且节理较发育的情况下，在降雨量充沛季节，大气降雨极易渗入，导致围岩吸水体积膨胀。而在天气干燥雨水枯竭季节，又因太阳辐射，蒸发风干效应致使围岩失水体积收缩。

2 模型试验

2.1 模型箱设计

模型箱由10 mm厚的高强钢板组成，其包括前、后大面板和左、右侧面板并且各板通过螺栓栓接而成。模型箱的主要作用是作为模型夯筑时的成型模具以及为围岩提供边界约束条件。因试验模拟的是平面应变问题，故模型箱的设计厚度在沿隧洞轴线方向取40 cm。另外，隧洞直径按试验要求设计为18 cm，取围岩深度为3～5倍洞径，从而确定模型箱其他两个方向净空尺寸为：110 cm×110 cm。

2.2 围岩材料

模型夯筑所用围岩材料均取自广西南宁畜牧研究所水牛养殖场附近的膨胀土，以膨胀土制作隧道模型最大优势在于能有效消除相似材料与实际工程材料之间的差异。该土取土深度为50～70 cm，外观棕黄色，呈硬塑状态，并夹有灰白色黏土，含水量较大，其基本物理力学指标见表1所示。表中密度、压缩系数、渗透系数、凝聚力及摩擦角均是在围岩夯筑的控制干密度1.6 g/cm3和目标含水率27%的情况下而得。考虑到在密实度越高和含水率越低的情况下，围岩膨胀力越大，膨胀效果越明显[17]，所以以最优含水率27.85%和最大干密度1.62 g/cm3为参考来确定控制干密度和目标含水率2个参数值。此外，根据自由膨胀率按膨胀土膨胀潜势分类可知该土具有弱膨胀性。

表1 材料的物理力学参数

2.3 试验设备简介

衬砌应变值的采集由高速静态应变测试系统完成，该系统主要由电阻应应变片、高速静态应变仪、计算机三部分组成。其中高速静态应变仪型号为DH3818-2，该应变仪可广泛用于土木、交通、机械等领域，其测试应变范围±19 999με；分辨率为1με；自动平衡范围±15 000με；灵敏度系数K=2。

循环试验过程中对围岩含水率的监测以及对干湿循环幅度的控制则由FDR湿度监控系统完成，该系统由土壤湿度传感器、无纸记录仪、计算机三部分组成。其利用FDR(Frequency Domain Reflectometry)频域反射技术的电磁脉冲原理，根据电磁波在土壤中传播的频率来测量土壤的表观介电常数，进而对土壤的水分进行测定。湿度传感器和无纸记录仪均为杭州联测自动化技术有限公司生产，传感器型号为SIN-TH-6，由主体和三根探针组成，量程为0～100%，测量区域是95%的影响在以中央探针为中心，直径7 cm、高7 cm的圆柱体内。无纸记录仪型号为SIN-R200D，采样最小周期为1 s；精度为±0.2%FS。它采用高速、高性能微处理器，并利用通讯的方式和上位机进行数据交换。

但因FDR系统测得的数据为体积含水率ωFDR，那么就需与烘干法测得的质量含水率ω烘之间建立对应关系式，以将ωFDR值转换为ω烘值。在这方面笔者曾做过一定的试验工作[18]，得出了在本试验控制干密度及目标含水率条件下的ωFDR值和ω烘值之间的数学模型关系式(1)，本试验均可利用此式对ωFDR值进行转化。

30.08ωFDR-209.9(20<ωFDR<31)

(1)

2.4 隧道模型成型

膨胀土取回后，经翻晒、风干、碾细、过2 mm筛等工序，通过分层洒水、均匀混合的方法配成所需含水率的重塑土。并按前面所述的控制干密度1.6 g/cm3和重塑土实测含水率26.43%对模型进行夯筑。

夯筑前，根据控制干密度和重塑土实测含水率计算每2 cm厚为一层所需的土量，并通过人工进行分层夯实。夯筑过程中，各湿度传感器均根据预先设计好的测点位置，并按要求将探针沿水平方向插入土体中进行埋置，又因模型左右对称，故只单侧布置传感器，如图1所示。夯筑完毕后，在其顶面铺一层30 mm厚的海绵板以将水流均匀分散于围岩顶部，接着盖上顶板并以混凝土浇筑块为等效静载在顶板上均匀施加载荷约2.3 kN，折算成土层厚度相当于1.5倍洞径的厚度。将模型静置3 d，待围岩应力发展稳定后，进行隧洞开挖。

单位：cm图1 测点布置Fig.1 Arrangement of measure points

隧洞开挖贯通后，为防止围岩长时间暴露于大气中引起稳定性问题，在开挖完成后适时将衬砌施作于隧洞内。本试验选取直径18 cm、壁厚6 mm的圆形无缝钢管作为隧洞衬砌，因土质软岩隧道中圆形截面受力较为均匀并且选取大刚度的钢管作为隧洞的刚性支护，能有效抵抗围岩吸水膨胀时产生的膨胀压力，不致造成较大程度的衬砌变形，从而降低围岩应力释放及膨胀应力的损失。衬砌施作完毕后，及时采用注浆器注射水泥净浆将衬砌和围岩之间的间隙填充密实，以保证围岩和衬砌之间的压力正常传递，成型后的隧道模型见图2。

图2 隧道模型Fig.2 Tunnel model

3 干湿循环试验

3.1 试验方法

试验以广西炎热多雨环境为依据，参考实际的降雨及风干情况对模型进行降雨入渗及水分蒸发的模拟。本文共进行5个循环的干湿交替试验，按先干后湿的顺序进行。通过暖风机送风升温的方式达到水分蒸发的目的以模拟干循环，通过自制渗水装置向围岩内注水的方式达到降雨入渗的目的以模拟湿循环。干湿循环试验的循环幅度以及循环时间，如图3所示。图中实线为1号和2号传感器而虚线为3吃传感器的监测结果，横坐标表示各循环的时间历程，纵坐标表示循环幅度。试验从2015年6月8日持续到2015年10月25日，历时共计140 d。在整个试验过程中，各系统的采集频率均设定为1 h/次，并在各循环开始前对各测点进行平衡归零操作。

图3 干湿循环幅度及时间历程Fig.3 Circulating amplitude and time course

3.2 干循环过程

本过程以广西7～9月的极端气候为参考，将环境温度及风速等参数控制在40oC及1.5 m/s左右，来模拟夏季炎热的太阳日晒温度和自然风对围岩的风干作用。

围岩受热及风干作用面为模型前侧大面，为保证水分蒸发均匀以及防止热量损失，在模型前侧架设由油布组成的保温棚。在整个过程中，采用温度计和风速测试仪来监测和调整模型周边的温度和风速。此外，因桂林6月份湿度大，特采用空气除湿器将模型周围环境的相对湿度控制在80%左右，以减小其对试验的影响。

3.3 湿循环过程

该过程根据广西降雨充沛季节4～7月的降雨情况，按暴雨的等级根据国家气象局规定的日均降雨量60 mm，来模拟多雨季节大气降雨入渗的过程。

试验开始前，将设计好的渗水装置按要求安装于指定位置。并将模型前侧大面钢板装上，这可增大模型箱的整体刚度，有效降低因箱体微变形所造成的围岩膨胀力的损失[19]。

4 试验结果及分析

图4～图7为衬砌弯曲应力值和时间历程之间的关系曲线，且图中正负号规定为衬砌内侧受拉为正。图8及图9分别为干、湿循环过程中衬砌各截面的最大内力包线图。图中各内力值均是通过监测得到的衬砌内、外侧应变值，按照式(2)和式(3)计算而出：

(2)

(3)

式中：b为单位长度；h为衬砌设计厚度；E为衬砌的弹性模量。

湿循环过程中随降雨入渗的进行，围岩不断吸水体积膨胀，产生的强大膨胀力使衬砌受力变形并产生截面内力。简言之，衬砌的变形及内力的产生主要是受洞周围岩吸水湿胀及失水干缩而表现出的力学行为的影响。图4为各测点衬砌弯曲应力—时间关系曲线图，各曲线表明了弯曲应力随时间的变化而呈不同的发展变化趋势。从图中分析可知，拱顶和底板处衬砌内侧受拉，二者发展变化趋势类似，拱腰处外侧受拉，与前面二者的发展趋势相反。此外，各关系曲线大致可分为前期零增长、持续增长、下降、二次回升、后期稳定等5个发展变化阶段。

图4 第一次湿循环衬砌各测点弯曲应力—时间关系曲线Fig.4 Lining bending stress-time relation curves of each measuring points during the first wetting cycle

前期零增长阶段，主要反映的是在湿循环前期，围岩湿胀范围较小，其整体膨胀效应不明显。且受上一干循环围岩失水体积收缩的影响，围岩膨胀应力需在体积膨胀到初始状态时才能产生，因此围岩需经历一个吸水回胀阶段，在该阶段衬砌不会产生明显的内力变化；持续增长阶段，该阶段主要表明洞室上部土体吸水范围扩大，越来越多的土颗粒吸水，膨胀土湿胀效应逐渐明显，此时衬砌受到的来自于上部土体膨胀而产生的竖直方向的膨胀挤压力也逐渐增大，致使衬砌有被压扁的趋势。而随水流渗透范围的继续扩展，衬砌受力变形的程度加剧，因此衬砌的弯曲应力持续增大；下降阶段，当水流渗透到洞室两侧时，因两侧土体吸水膨胀，给衬砌以水平方向的膨胀挤压力，这为衬砌的压扁变形提供有效的抵抗力，致使衬砌被压扁的变形趋势慢慢减弱。而随两侧土体膨胀能力渐增时，衬砌两侧水平挤压力也逐渐增大，衬砌变形出现回弹，因此使得衬砌弯曲应力降低；二次回升阶段，当水流渗透到洞室下部时，因下部土体吸水膨胀，衬砌再一次受到来自洞室下侧的竖直向上的膨胀挤压力，衬砌被压扁的趋势再次发展。从理论上讲，衬砌的弯曲应力将显著增强，但从曲线图来看，此时的增长非常微小。这主要是因为随土体埋深增加，土体受大气降水的影响深度有限，水流在长距离的渗透过程中，逐渐汇聚成若干条主流并沿着固定的渗透路径流出模型体外，使得处于模型底部的土体吸水不充分且不均匀，造成土体膨胀不完全，致使衬砌受力变形的程度不大；后期稳定阶段，土颗粒达到最大吸水能力，土体达到最大体积膨胀量并逐渐趋于稳定，此时衬砌不再产生明显的受力变形，出现最终稳定阶段。

图5为1号，4号和7号三个关键测点处的五次湿循环衬砌弯曲应力—时间关系曲线图。从图中各曲线的发展变化趋势来看，随循环次数的增加，各曲线的弯曲应力变化幅度减小，曲线趋于平缓，这种衰减现象在第四、第五次循环时尤为明显。说明膨胀围岩经历反复干湿循环后，其膨胀能力呈衰减趋势，且在前三个循环膨胀效果明显。也证明了衬砌所受围岩的膨胀挤压力逐级递减，衬砌受力变形减小，截面弯曲应力降低。从弯曲应力值大小来看，各次循环持续增长阶段的增长值、下降阶段的减小值、二次回升阶段的增长值均随循环次数的增加而逐渐减小，且进行到第三、四次循环时，各测点二次回升阶段的增长值已处于负增长状态。分析认为这同样是因围岩膨胀能力减弱所引起，但这种膨胀能力的减弱并不是绝对的，因为在减弱的同时伴随有新的土颗粒吸水膨胀。这可从图3中3号湿度传感器测得的湿循环最大含水率得到解释，3号湿度传感器位于模型底部，随循环次数的增加，孔隙网络不断扩展，土体储水量增加，其监测值升高。这直接证明了大气降水对地层的影响深度有限，而干湿循环作用能使这种影响深度逐渐加深。

(a)1号测点；(b)4号测点；(c)7号测点图5 五次湿循环关键测点衬砌弯曲应力—时间关系曲线Fig.5 Lining bending stress-time relation curves of the key measuring points during the five wetting cycles

干循环过程中，随围岩中水分蒸发，土体不断失水收缩体积减小，衬砌受围岩体积收缩的影响也随时间产生一定的内力变化。但由于受试验条件限制，本试验干循环过程采用暖风机对模型前侧大面送风加热的方式进行土体脱水，因此干循环水分蒸发方向和湿循环水流渗透方向具有明显不同。水流渗透是沿竖直方向自上而下被土颗粒吸收，而水分风干是沿水平方向自外而内逐渐蒸发，所以衬砌弯曲应力的变化不像湿循环那样随时间的变化而呈现出较为明显的变化特征。

图6为衬砌各测点的衬砌弯曲应力—时间关系曲线图，因第一次干循环的数据具有一定的局限性，故图中均取第二次干循环的衬砌弯曲应力进行内力分析。从图中可知，各关系曲线均可分为两个阶段即弯曲应力值持续增长及平稳阶段。持续增长阶段，在干循环过程前期，围岩体积减小，由上一湿循环围岩体积膨胀所产生的膨胀压力势能逐渐消去，衬砌受到的膨胀挤压力减小，衬砌开始出现回弹恢复变形，此时1号测点(拱顶处)、7号测点(底板处)为外侧受拉，4号测点(拱腰处)为内侧受拉，所以这种弯曲应力的增长在一定程度上又可称之为衬砌的弹性恢复应力。平稳阶段主要反映的是在持续增长阶段的后期，衬砌所受膨胀挤压力减小变形恢复的同时，因受衬砌两侧土体失水收缩水平约束力减小并在竖向土体自重应力的影响下，衬砌的弹性恢复变形被抑制，在这两种交替作用发展下，衬砌的弹性恢复应力进入稳定阶段。

图7为1号，4号和7号三个关键测点处的五次干循环衬砌弯曲应力—时间关系曲线图。从图中各曲线可知，第一次干循环衬砌的弯曲应力发展趋势和其余各次循环完全相反，衬砌的变形形态也互为相反，这是因为第一次干循环是从围岩初始平衡状态开始，此时围岩中尚无膨胀应力，当土体失水收缩后直接导致衬砌两侧的水平约束减弱，并在洞室上部土体自重应力作用下，1号测点以及7号测点内侧受拉，4号测点外侧受拉，衬砌具有被压扁的趋势。

图6 第二次干循环衬砌各测点弯曲应力—时间关系曲线Fig.6 Lining bending stress-time relation curves of each measuring points during the second drying cycle

(a)1号测点；(b)4号测点;(c)7号测点图7 各关键测点五次干循环衬砌弯曲应力—时间关系曲线Fig.7 Lining bending stress-time relation curves of the key measuring points during the five drying cycles

另外，从图中可知，随循环次数的增加各阶段的弯曲应力幅值逐渐减小，到第四循环后，衬砌中的弯曲应力基本已无明显变化，衬砌变形也趋于稳定，这也间接反应了膨胀围岩在反复干湿循环后的膨胀性能具有逐渐衰减的特性。在循环时间方面，各次循环所耗时间也均随循环次数的增加呈现出逐渐短化的趋势，其中第五次循环相比于第一次循环时间减短了44.79%。造成这种现象的原因在于水分在围岩中蒸发所形成的孔隙，能为下一次的循环提供便利的通道，这不仅加速湿循环水流的渗透速度还使得干循环水分蒸发的能力大幅提高。

图8及图9分别为湿循环和干循环过程中衬砌最大内力包线图，从图8可直接看出，受围岩湿胀影响，圆形衬砌拱顶及底板处内侧受拉，拱腰处外侧受拉，衬砌被压扁，且最大弯曲应力值出现在拱腰处。同时衬砌受洞周围岩径向力作用，其轴力均以受压为主，且最大值也出现在拱腰处，出现在该处的原因在于洞室两侧土体的膨胀给衬砌的压扁变形提供有效的约束阻力，在一定程度上阻止了衬砌的受力变形，使得该处的内力由弯曲应力向轴力转化。通过上述分析说明圆形衬砌在膨胀围岩吸水膨胀的过程中拱腰为受力最不利截面，需特别注意拱腰处的受力特征并采取相应的补强措施。而从图9也可看出，受围岩干缩的影响，无论是衬砌的弯曲应力还是轴力均和湿循环具有相反的特征，其拱顶及底板处外侧受拉，拱腰处内侧受拉，各测点的轴力均以受拉为主，但不管是干循环还是湿循环其最大弯曲应力值及轴力值均出现在拱腰处。此外，从二者最大内力值的角度来比较可知，由湿循环围岩膨胀引起的衬砌最大弯曲应力值为330×10-3N·m，最大轴力值为-319 N。而由干循环围岩收缩引起的衬砌最大弯曲应力恢复值为221×10-3N·m，最大轴力恢复值为254 N。这意味着衬砌内力值不能完全恢复，说明经历干湿循环后衬砌中遗留部分残余应力及塑性变形，但这种应力和变形不会逐次累积下去。从图5可知，由围岩体积胀缩变形而作用于衬砌上的往复荷载是一种周期衰减荷载，随循环次数的增加，衬砌所受这种荷载逐渐减弱且疲劳累积变形增量值逐渐减小。当然这种残余应力和塑性变形不完全是围岩胀缩变形所引起，洞室上部土体的自重应力抑制衬砌的弹性恢复也属于其中一部分。

图8 湿循环过程衬砌最大内力包线图Fig.8 Maximum internal force envelope diagram of lining during wetting cycle

图9 干循环过程衬砌最大内力包线图Fig.9 Maximum internal force envelope diagram of lining during drying cycle

5 结论

1)在衬砌弯曲应力变化值方面，其值均随着循环次数的增加呈现减小趋势，衬砌弯曲应力—时间关系曲线也逐渐趋于平缓。说明衬砌受膨胀围岩胀缩效应的影响随循环次数的增加而逐渐减弱，且其所受围岩的影响主要集中在前三个循环。

2)在衬砌变形方面，湿循环围岩吸水膨胀使拱顶和底板处衬砌内侧受拉，拱腰处外侧受拉，致使衬砌产生压扁变形，且拱腰处为最不利截面，不管是变形还是内力值变化均最为明显，应采取相应的防范措施。而干循环围岩失水收缩使拱顶和底板处衬砌外侧受拉，拱腰处内侧受拉，衬砌产生弹性恢复变形并残留部分塑性变形。

3)在衬砌内力变化周期所耗时间方面，其随循环次数的增加呈减短的趋势。说明干湿交替作用能扩展围岩中水分运动的孔隙网络，不仅能增大土的渗透性能还为土中水分蒸发提供便利通道，提高循环速度。

4)由于膨胀土隧道模型的室内干湿循环试验研究尚不多见，受试验经验和条件限制，所得试验结果具有一定局限性。那么在以后类似试验研究中，可采用强膨胀土作为围岩材料并采用钢筋混泥土模筑衬砌，来对干湿循环条件下膨胀土反复胀缩引起的衬砌的疲劳累积损伤做进一步研究。

[1] 段坚堤, 傅鹤林, 张敬宇, 等. 浅埋盾构隧道管片设计荷载的确定[J]. 铁道科学与工程学报, 2014, 11(2): 101-105. DUAN Jiandi, FU Helin, ZHANG Jingyu, et al. Deformation of shallow load design of shield tunnel segment[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2014, 11(2): 101-105.

[2] 董新平. 铁路膨胀岩隧道施工技术研究[J]. 铁道工程学报, 2001(1): 58-61. DONG Xinping. Study on construction technology for railway tunnels with expansive surrounding rock[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2001(1): 58-61.

[3] 刘黎, 朱臻. 膨胀土地质条件下的隧道施工技术[J]. 公路交通科技, 2014(1): 221-223. LIU Li, ZHU Zhen.Tunnel construction technology under the condition of expansive soil geology[J]. Highway Traffic Science and Technology, 2014(1): 221-223.

[4] 黄娟. 基于损伤理论的高速铁路隧道结构振动响应分析及疲劳寿命研究[D].长沙: 中南大学,2010. HUANG Juan. Study on the vibration response and fatigue life of high-speed railway tunnels based on damage theory[D]. Changsha: Central South University, 2010.

[5] 李朝晖, 李永丰. 膨胀性围岩隧道工程病害述评[J]. 西部探矿工程, 2002(5): 83-85. LI Zhaohui, LI Yongfeng. Engineering diseases reviews of swelling wall rock tunnel[J]. West-China Exploration Engineering, 2002(5): 83-85.

[6] 赵飞. 新建云桂铁路百色盆地膨胀岩工程特性试验研究与病害机理初步探讨[D]. 成都:成都理工大学,2011. ZHAO Fei.Swelling rock experimental study to the project feature and exploration to mechanism for new Yun-Gui railway Baise basin[D]. Chengdu: Chengdu University of Technology, 2011.

[7] 王金明. 膨胀土浅埋隧道松动土体力学行为及侵限处理施工技术[J]. 华北水利水电大学学报, 2015,36(3): 63-67. WANG Jinming. Mechanical characteristics of loosing soil and construction technique for treatment of exceeding clearance limit of the shallow tunnel in expansive soil[J]. Journal of North China University of Water Resources and Electric Power (Natural Science Edition), 2015,36(3): 63-67.

[8] 胡世权. 过膨胀土隧道塌方段施工技术研究与应用[J]. 山东建筑大学学报, 2013,28(1): 73-77,81. HU Shiquan. On construction technology in expansive soil tunnel collapse[J]. Journal of Shandong Jianzhu University, 2013,28(1): 73-77,81.

[9] Ikizler S B, Aytekin M, Vekli M, et al. Prediction of swelling pressures of expansive soils using artificial neural networks[J]. Advances in Engineering Software, 2010, 41(41): 647-655.

[10] Kariuki P C, Meer F V D. A unified swelling potential index for expansive soils[J]. Engineering Geology, 2004, 72(1): 1-8.

[11] Rao S M, Reddy B V V, Muttharam M. The impact of cyclic wetting and drying on the swelling behaviour of stabilized expansive soils[J]. Engineering Geology, 2001, 60(7): 223-233.

[12] 曾仲毅, 徐帮树, 胡世权, 等. 增湿条件下膨胀土隧道衬砌破坏数值分析[J]. 岩土力学, 2014, 35(3): 871-880. ZENG Zhongyi, XU Bangshu, HU Shiquan, et al. Numerical analysis of tunnel liner failure mechanism in expansive soil considering water-increased state[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(3): 871-880.

[13] 周坤. 膨胀土隧道衬砌膨胀力数值模拟研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2007. ZHOU Kun. Numerical simulation study on expansive force of lining for tunnel in expansive soil[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2007.

[14] 张永平. 安康膨胀土隧道的设计和施工[J]. 铁道工程学报, 2013(10): 77-80,95. ZHANG Yongping. Design and construction of expansive soil tunnel in Ankang[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2013(10): 77-80,95.

[15] Grunicke U H, Risti M. Pre-stressed tunnel lining-pushing traditional concepts to new frontiers[J]. Geomechanics and Tunnelling, 2012, 5(5): 503-516.

[16] JTG/T D70—2010,公路隧道设计细则[S]. JTG/T D70—2010, Guidelines for Design of Highway Tunnel[S].

[17] 丁振洲, 郑颖人, 李利晟. 膨胀力变化规律试验研究[J]. 岩土力学, 2007, 28(7): 1328-1332. DING Zhenzhou, ZHENG Yingren, LI Lisheng. Trial study on variation regularity of swelling force[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 28(7): 1328-1332.

[18] 杨军平, 王沾义, 周立新, 等. FDR技术在膨胀围岩隧道模型含水率测定中的应用[J]. 科学技术与工程, 2015, 15(30): 191-197,205. YANG Junping, WANG Zhanyi, ZHOU Lixin, et al. Application of FDR technology in the determination of moisture content of swelling wall rock tunnel model[J]. Science Technology and Engineering, 2015, 15(30): 191-197, 205.

[19] 欧孝夺, 唐迎春, 钟子文, 等. 重塑膨胀岩土微变形条件下膨胀力试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2013, 32(5): 1067-1072. OU Xiaoduo, TANG Yingchun, ZHONG Ziwen, et al. Test research on expansive force under small deformation of remolded expansive rock and soil[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013, 32(5): 1067-1072.

Experimental study on the internal forces of expansive soil tunnel lining under the drying-wetting alternate condition

YANG Junping1,2, WANG Zhanyi1, FAN Yonghua1, MA Yong1, ZHOU Lixin1

(1.Guangxi Key Laboratory of Geomechanics and Geotechnical Engineering, Guilin University of Technology,Guilin 541004, China;2.Bureau of Housing and Urban-Rural Construction of Hezhou, Hezhou 542800, China)

In order to carry out the regularity study of the internal force variation and deformation characteristics of tunnel lining influenced by the expansive soil swell-shrink characteristics, the five-cycle wetting-drying tests of the expansive soil tunnel model were implemented. Several results and conclusions are gained as following: 1)In the aspect of lining bending stress value, the stress value showed a decrease trend with the increase of cycling times, and the lining bending stress-time relation curves become to flatten. It means that with the increase of cycling times the influence by swell-shrink effect of swelling wall rock to tunnel lining has gradually weakened. 2)In the aspect of lining deformation, affected by the expansion of surrounding rock, lining is squashed and the haunch is the critical section. While affected by the contraction of surrounding rock, the elasticity recovery deformation of lining has occurred but part of plastic deformation remained. 3)In the aspect of cycling time, the time gradually shortened with the increase of cycling times. It indicates that the wetting-drying cycles could enlarge the pore network for moisture movement in clay, and improve the penetration ability of the surrounding rock.

expansive soil tunnel; wetting-drying cycles; swell-shrink effect; lining bending stress; lining deformation

2016-01-05

国家自然科学基金资助项目(51368014)

杨军平(1971-)，男，湖南永州人，副教授，博士，从事地下结构及隧道工程方面的研究工作;E-mail：529454826@qq.com

U459.2

A

1672-7029(2016)11-2220-09