杜明慶，張頂立，張素磊，房　倩

(1.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島　266033；2.北京交通大學(xué) 隧道及地下工程教育部工程研究中心，北京　100044)

高速鐵路隧道仰拱結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性直接影響隧道的整體穩(wěn)定和運(yùn)營安全。在新建和已運(yùn)營的隧道中，隧道底部結(jié)構(gòu)若出現(xiàn)開裂、破損甚至沉陷錯臺等現(xiàn)象，將危及行車安全[1-9]。

由于高速列車的速度較快，為保證軌道的平順性，對隧道基底結(jié)構(gòu)的沉降變形提出了更高的要求，因此迫切需要全面了解隧道仰拱的受力變形特征。針對仰拱的受力和變形問題，孔恒等[10]全面分析了隧底隆起的成因、分類與控制技術(shù)，總結(jié)和分析了隧底隆起破壞的3種基本外在表現(xiàn)形式；王明年等[11]通過大比例尺模型試驗(yàn)與有限元分析相結(jié)合的方法研究了隧道仰拱的力學(xué)行為；時亞昕[12]、周佳媚[13]研究了預(yù)制塊仰拱結(jié)構(gòu)的受力特性；施成華等[14-16]研究了鐵路隧道基底結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)、病害產(chǎn)生的機(jī)理以及病害的整治措施；鐘祖良等[17]分析了公路隧道底鼓的發(fā)生機(jī)理及主要影響因素。不少學(xué)者通過現(xiàn)場測試的方法對隧道結(jié)構(gòu)受力進(jìn)行了研究[18-20]，主要分析了初支及二襯的受力和變形特征、初支與二襯之間接觸壓力隨時間的發(fā)展規(guī)律和沿洞周的空間分布特性。然而這些研究多集中于分析其最終形態(tài)，對于仰拱底鼓的歷時過程仍認(rèn)識不足，常常導(dǎo)致選用的控制措施過于保守，造成不必要的浪費(fèi)。

本文以蘭新第二雙線(蘭新高鐵)福川隧道為研究對象，在整治后的仰拱中埋設(shè)了混凝土應(yīng)變計(jì)、鋼筋應(yīng)變計(jì)、土壓力盒等測試元件，根據(jù)現(xiàn)場測試結(jié)果分析仰拱內(nèi)部混凝土及鋼筋的受力發(fā)展過程，提出福川隧道仰拱底鼓的3種程度，給出每種程度對應(yīng)的控制措施，為整治高速鐵路隧道仰拱的底鼓提供依據(jù)和參考。

1　現(xiàn)場測試

1.1　工程概況

福川隧道位于甘肅省永靖縣境內(nèi)，穿行于湟水河右岸高階地和低中山區(qū)，起訖里程DK39+730—DK50+379，全長10 649 m，最大高度為12.23 m，寬度為14.70 m。洞內(nèi)線路縱坡為人字坡，為雙線隧道，隧道洞身一般埋深為50～180 m，最大埋深約270 m，最小埋深約7 m。地層以泥巖為主，局部間夾薄層砂巖，主要為紫紅、棕紅色，局部為灰綠色，泥鈣質(zhì)膠結(jié)，薄層—中厚層構(gòu)造，成巖作用較差；泥巖為泥質(zhì)結(jié)構(gòu)，砂巖為粉、細(xì)砂狀結(jié)構(gòu)；節(jié)理裂隙較發(fā)育，弱風(fēng)化，具膨脹性，屬Ⅳ級圍巖。

襯砌采用Ⅳa-1型，即初期支護(hù)噴C25混凝土，拱墻厚250 mm，仰拱厚100 mm；拱墻設(shè)φ6鋼筋網(wǎng)，間距200 mm×200 mm；拱墻設(shè)置系統(tǒng)錨桿，間距為1.2 m×1.5 m，長度為3.0 m；拱墻設(shè)置Ⅰ18型鋼鋼架，縱向間距為1.0 m。二次襯砌為C30素纖維混凝土，拱墻厚450 mm，仰拱厚550 mm。仰拱結(jié)構(gòu)橫斷面如圖1所示。

圖1　隧道仰拱斷面圖(單位：mm)

1.2　測試概況

隧道施工完成后，對鋪設(shè)的長鋼軌進(jìn)行小車復(fù)測，發(fā)現(xiàn)左右軌高程差超限。經(jīng)測量、調(diào)查發(fā)現(xiàn)：隧道存在軌道上鼓、道床板與仰拱找平層脫離、仰拱開裂等現(xiàn)象；并且除個別裂縫斜向隧道中線外，大部分的裂縫均沿隧道縱向發(fā)展，裂縫呈張開型，寬度為 1～50 mm不等；橫斷面上裂縫左右側(cè)存在10～50 mm的錯臺現(xiàn)象；如圖2所示。

發(fā)現(xiàn)病害后相關(guān)單位立即對其進(jìn)行了整治，整治后的仰拱及仰拱填充層混凝土為C40，并在仰拱中加設(shè)2層直徑為22 mm的HRB335鋼筋網(wǎng)。為研究隧道病害產(chǎn)生的過程及高速鐵路隧道仰拱的受力特征，整治過程中將測試元件預(yù)埋在裂縫發(fā)育較嚴(yán)重的斷面DK41+324和DK41+410處，通過對橫斷面上裂縫發(fā)育位置的調(diào)查研究，發(fā)現(xiàn)裂縫位置基本集中在仰拱中心、道床板與電纜槽中間的溝槽處(兩側(cè))，故將監(jiān)測元件分別布置在這3處，同時，為能全面地監(jiān)測整個仰拱的受力狀況，在仰拱中心與兩側(cè)溝槽的中間位置各加設(shè)1組監(jiān)測元件，這樣共設(shè)置5組監(jiān)測元件。測試元件包括混凝土應(yīng)變計(jì)、鋼筋應(yīng)變計(jì)和土壓力盒，每個斷面埋設(shè)5個混凝土應(yīng)變計(jì)、10個鋼筋應(yīng)變計(jì)和5個土壓力盒，元件具體布置位置及現(xiàn)場測試情況如圖3所示(圖3(a)中括號內(nèi)的數(shù)據(jù)為斷面DK41+410中元件位置)。

圖2　裂縫分布

2　測試結(jié)果分析

圖3　斷面DK41+410處測試元件埋設(shè)位置及現(xiàn)場測試圖

福川隧道監(jiān)測斷面DK41+324和DK41+410于2012年8月初進(jìn)行了開挖、襯砌及仰拱施工，左、右線道床板施工時間分別為2013年9月20號左右和2013年11月8號左右。2014年9月13號對監(jiān)測斷面處的仰拱結(jié)構(gòu)進(jìn)行了破挖返工，同時埋設(shè)了監(jiān)測傳感器并開始監(jiān)測，監(jiān)測持續(xù)到2015年3月止。

2.1　混凝土應(yīng)力測試結(jié)果與分析

圖4、圖5分別為斷面DK41+324和DK41+410的仰拱混凝土應(yīng)力時程曲線，圖中正值為拉應(yīng)力，負(fù)值為壓應(yīng)力。圖4中斷面DK41+324處仰拱中心混凝土應(yīng)變計(jì)(編號717)在2014年10月末損壞，故其讀數(shù)只有9月及10月2個月份的。

圖4　斷面DK41+324處仰拱混凝土應(yīng)力時程曲線

圖5　斷面DK41+410處仰拱混凝土應(yīng)力時程曲線

由圖4和圖5可知，從仰拱破挖返工到隧道運(yùn)營的整個過程中，仰拱施工過程總體上可以分為以下3個階段。

第1階段：仰拱破挖至混凝土硬化階段。2014年9月13日仰拱破挖后，隧道底部圍巖應(yīng)力在一定程度上得到釋放，且此時二襯失去支撐處于懸空狀態(tài)，仰拱混凝土澆筑后主要承受來自二襯的自重及上部圍巖荷載以及自身的水化熱膨脹力，整個仰拱結(jié)構(gòu)基本承受壓應(yīng)力。

第2階段：混凝土硬化至隧道底部圍巖荷載增大階段。2014年10月中下旬，混凝土逐漸硬化且底部膨脹性圍巖釋放荷載進(jìn)一步增大并逐漸起主導(dǎo)作用，仰拱中心上部混凝土逐漸向受拉狀態(tài)轉(zhuǎn)變，其他部位的混凝土壓力增大速度放緩。

第3階段：隧道底部圍巖荷載增大至鋼軌鋪設(shè)試運(yùn)營后的逐漸穩(wěn)定階段。2014年12月，鋪軌完成后，在軌道等附屬設(shè)施荷載以及試運(yùn)營列車荷載的作用下，隧道仰拱中心的拉應(yīng)力不再增大，仰拱受力基本穩(wěn)定。

由圖5可知：斷面DK41+410仰拱中心處的混凝土應(yīng)力在2014年11月初迅速增大，最大拉應(yīng)力達(dá)到1.9 MPa。其主要原因是，11月初隧道所在地區(qū)雨雪天氣頻繁，地下水得到大量補(bǔ)充，隧道基底圍巖具有膨脹性，圍巖遇水后膨脹，導(dǎo)致底部圍巖應(yīng)力增大從而取代二襯壓力成為控制仰拱受力變形的主導(dǎo)因素，使仰拱結(jié)構(gòu)由受壓狀態(tài)向受拉(彎)狀態(tài)轉(zhuǎn)變。

對斷面DK41+410，在3個階段中各選1 d的數(shù)據(jù)，分析仰拱中心兩側(cè)不同距離處的混凝土應(yīng)力，如圖6所示。結(jié)合圖4、圖5和圖6可知：第1階段混凝土受壓(2014-09-22)，第2階段壓應(yīng)力繼續(xù)增大，仰拱中心逐漸向受拉轉(zhuǎn)變(2014-11-10)，第3階段拉壓應(yīng)力逐漸穩(wěn)定 (2014-12-08)。

圖6　斷面DK41+410處混凝土應(yīng)力隨距離的變化

2.2　土壓應(yīng)力測試結(jié)果與分析

圖7、圖8分別為斷面DK41+324和斷面DK41+410處的土壓應(yīng)力時程曲線(需要說明的是，由于監(jiān)測環(huán)境比較惡劣，斷面DK41+324中E1217和斷面DK41+410中的E1188和E1211測點(diǎn)沒有測得有效值)。由圖7和圖8可知：2014年11月初，這2個斷面均有土壓應(yīng)力迅速增大的現(xiàn)象，與混凝土應(yīng)力監(jiān)測結(jié)果一致，這同樣是由于雨雪天氣造成的；斷面DK41+410處的土壓應(yīng)力變化較大，從11月1日到11月12日的12天中，土壓應(yīng)力由180 kPa增大到400 kPa，最終的土壓應(yīng)力最大值達(dá)到636 kPa；斷面DK41+324仰拱中心處，土壓應(yīng)力從11月1日到11月12日的12天中由145 kPa增大到255 kPa，最終的土壓應(yīng)力最大值為350 kPa；監(jiān)測點(diǎn)1201和1246在2014年10月4日土壓應(yīng)力呈現(xiàn)出減小的趨勢，這主要是由混凝土降溫收縮及仰拱底部偏壓等多種因素共同作用造成的。

圖7　斷面DK41+324處土壓應(yīng)力時程曲線

圖8　斷面DK41+410處土壓應(yīng)力時程曲線

2.3　鋼筋應(yīng)力測試結(jié)果與分析

圖9、圖10分別為斷面DK41+324和斷面DK41+410處的仰拱鋼筋應(yīng)力時程曲線。由圖9和圖10可知：仰拱鋼筋的應(yīng)力變化過程與混凝土的應(yīng)力變化過程類似，同樣可以劃分為3個階段，在不同階段，隧道二襯的自重、上部圍巖荷載、隧道底部圍巖釋放荷載、軌道道床的荷載及列車荷載分別起主導(dǎo)作用；混凝土剛澆筑后鋼筋受壓，隨后鋼筋壓應(yīng)力短暫減小，且上排鋼筋的壓應(yīng)力減小幅值明顯大于下排鋼筋，說明基底圍巖對仰拱結(jié)構(gòu)的作用力增大；隨著底部圍巖釋放荷載進(jìn)一步增大，仰拱中心上部鋼筋出現(xiàn)拉應(yīng)力，其他部位的鋼筋壓應(yīng)力增大幅度減小，鋼軌鋪設(shè)及列車試運(yùn)營后仰拱鋼筋應(yīng)力逐漸穩(wěn)定，除仰拱中心點(diǎn)上部鋼筋受拉外，其余處鋼筋均受壓。

圖9　斷面DK41+324處鋼筋應(yīng)力時程曲線

斷面DK41+324和DK41+410仰拱中心處的鋼筋應(yīng)力在2014年11月初迅速增大，這與混凝土應(yīng)力及土壓應(yīng)力的監(jiān)測結(jié)果相吻合；斷面DK41+324處仰拱中心上部鋼筋受拉，最大拉應(yīng)力36 MPa，仰拱中心下部鋼筋受壓，最大壓應(yīng)力高達(dá)135 MPa；斷面DK41+410處仰拱中心鋼筋呈現(xiàn)出相同的趨勢，仰拱中心上部鋼筋受拉，最大拉應(yīng)力為15 MPa，仰拱中心下部鋼筋受壓，最大壓應(yīng)力高達(dá)138 MPa。

圖10　斷面DK41+410處鋼筋應(yīng)力時程曲線

對斷面DK41+324，在3個階段中各選1 d的數(shù)據(jù)，仰拱中心兩側(cè)不同距離處上下2排鋼筋的應(yīng)力分布如圖11所示。由圖11可知：下排鋼筋始終受壓，且壓應(yīng)力逐漸增大，仰拱中心位置的壓應(yīng)力增幅最大，兩側(cè)壓應(yīng)力增大幅度相對較?。簧吓配摻钍紫仁軌?，然后仰拱中心兩側(cè)鋼筋壓應(yīng)力逐漸增大，仰拱中心位置鋼筋由受壓狀態(tài)逐漸向受拉狀態(tài)轉(zhuǎn)變，且各階段中鋼筋應(yīng)力與所在位置距仰拱中心距離之間的關(guān)系符合高斯分布。

圖11　斷面DK41+324處鋼筋應(yīng)力

3　福川隧道底鼓過程及控制

3.1　福川隧道底鼓過程分析

隧道底鼓往往是由多種復(fù)雜因素共同作用的結(jié)果，需要找到其主要原因才能更好地進(jìn)行整治。福川隧道底鼓段圍巖以膨脹性泥巖為主，隧道開挖后應(yīng)力重分布，淺部圍巖變得軟弱破碎，由于拱部和邊墻都進(jìn)行了有效的支護(hù)，所以在地應(yīng)力作用下仰拱的軟弱巖體受到擠壓向隧道內(nèi)變形，且圍巖具有膨脹性，遇水后圍巖體積膨脹，尤其是地下水大量補(bǔ)充后，基底圍巖膨脹力迅速增大，導(dǎo)致仰拱出現(xiàn)底鼓破壞。根據(jù)底鼓量的大小可分為輕微、中度、嚴(yán)重3種程度，如圖12所示。

圖12　福川隧道仰拱底鼓3種程度示意圖

輕微底鼓：福川隧道為深埋隧道，圍巖本身存在較大的應(yīng)力，隧道開挖后圍巖應(yīng)力重分布進(jìn)入二次應(yīng)力狀態(tài)，高應(yīng)力圍巖作用下淺部圍巖進(jìn)一步破壞，塑性圈半徑擴(kuò)大，使得圍巖變形破壞逐漸從淺部向深部發(fā)展，圍巖變形量加大、圍巖裂隙擴(kuò)展，遠(yuǎn)場地應(yīng)力作用下仰拱的軟弱巖體受到擠壓向隧道內(nèi)變形。另外，在地下水滲透作用下圍巖吸水膨脹，導(dǎo)致仰拱出現(xiàn)少許裂縫，但并沒有出現(xiàn)明顯的底鼓破壞，不影響行車安全，屬于輕微底鼓。

中度底鼓：吸水膨脹后的圍巖膨脹力在作用于仰拱結(jié)構(gòu)的同時，也對未完全膨脹的圍巖施加作用力，使其產(chǎn)生裂隙，裂隙的增加又進(jìn)一步加劇了地下水的滲透，使得未完全膨脹型圍巖向完全膨脹型圍巖轉(zhuǎn)化，此過程長時間循環(huán)往復(fù)導(dǎo)致仰拱裂縫進(jìn)一步發(fā)育并出現(xiàn)足以影響行車安全的底鼓，這屬于中度底鼓，此時有必要對運(yùn)營列車采取降速措施并對基底采取相應(yīng)的加固措施。

嚴(yán)重底鼓：當(dāng)有大量地下水補(bǔ)充時，中度底鼓發(fā)展速度將大大提高，短時間內(nèi)膨脹力急劇增加，將導(dǎo)致仰拱結(jié)構(gòu)出現(xiàn)較嚴(yán)重的底鼓破壞，這屬于嚴(yán)重底鼓，此時在采取控制措施之前應(yīng)限制列車的運(yùn)行。

3.2　數(shù)值模擬分析

為進(jìn)一步了解仰拱結(jié)構(gòu)的底鼓過程，采用數(shù)值計(jì)算對仰拱受力的全過程進(jìn)行模擬分析。上文中測試斷面處的隧道埋深為190 m，為減小模型尺寸以降低計(jì)算量，模型計(jì)算中以荷載的形式補(bǔ)償隧道模型埋深的不足，取幾何模型的長×寬為100 m×100 m，模型上部為自由邊界，左右兩側(cè)及底部為固定約束。利用ABAQUS熱力耦合場實(shí)現(xiàn)隧道圍巖的膨脹[21]。因?yàn)楸疚闹袛?shù)值模擬重點(diǎn)關(guān)注仰拱底鼓過程中內(nèi)部應(yīng)力的變化，故計(jì)算中讓圍巖充分膨脹，直至計(jì)算不收斂，可認(rèn)為此時仰拱已發(fā)生較大的隆起。計(jì)算模型局部網(wǎng)格圖及材料參數(shù)分別見圖13及表1，數(shù)值計(jì)算中圍巖采用摩爾庫倫本構(gòu)模型，混凝土采用塑性損傷模型，鋼筋采用彈性模型，泥巖黏聚力為110 kPa，內(nèi)摩擦角為25°。

圖13　局部網(wǎng)格圖

表1　材料的物理力學(xué)參數(shù)

仰拱底鼓過程中內(nèi)力變化的3個階段如圖14所示，圖中黑色區(qū)域代表受拉區(qū)，灰色區(qū)域代表受壓區(qū)，混凝土的開裂主要由拉應(yīng)力引起，圖中用虛線表示拉應(yīng)力的大小，用顏色變化表示拉壓應(yīng)力區(qū)域的擴(kuò)展。

仰拱的內(nèi)力變化經(jīng)歷了3個階段，第1階段如圖14(a)所示，仰拱上部為受拉區(qū)，下部為受壓區(qū)，拱腳內(nèi)側(cè)為受壓區(qū)，外側(cè)為受拉區(qū)；隨著圍巖膨脹力的增加，仰拱內(nèi)力進(jìn)入第2階段，見圖14(b)，此階段中仰拱上部受拉區(qū)域向底部擴(kuò)展，中間偏下位置已出現(xiàn)受拉區(qū)，仰拱最大拉應(yīng)力為0.35 MPa時，仰拱填充層中混凝土最大拉應(yīng)力為2.80 MPa，已超過其抗拉強(qiáng)度，填充層中出現(xiàn)裂縫及底鼓現(xiàn)象；第3階段(圖14(c))仰拱受拉值以及受拉區(qū)域均迅速增大，仰拱最大拉應(yīng)力為1.90 MPa，此時仰拱填充中混凝土最大拉應(yīng)力已遠(yuǎn)大于其抗拉強(qiáng)度，填充層中裂縫的長度、寬度以及深度相應(yīng)增加，且底鼓破壞現(xiàn)象更為嚴(yán)重，這與現(xiàn)場監(jiān)測到的仰拱內(nèi)力變化結(jié)果相吻合，因此可將上述計(jì)算結(jié)果作為福川隧道不同程度底鼓的判別依據(jù)。圖15為根據(jù)現(xiàn)場測試和數(shù)值計(jì)算給出的3種程度過程控制的標(biāo)準(zhǔn)及流程。

圖14　仰拱內(nèi)力變化過程

3.3　福川隧道底鼓控制措施

對于隧道內(nèi)其他斷面的底鼓治理可根據(jù)其所處的不同程度采取不同的控制措施。隧道仰拱底鼓的3種程度，即輕微、中度、嚴(yán)重底鼓，為準(zhǔn)確地給出各程度對應(yīng)的控制措施，避免控制措施過于保守而造成浪費(fèi)或者過于薄弱達(dá)不到治理效果，基于本文建立的模型，采用正交試驗(yàn)計(jì)算，給出各階段的最優(yōu)控制措施。

圖15　3程度控制標(biāo)準(zhǔn)

選用底鼓治理中常用的打設(shè)錨桿和注漿加固2種控制措施進(jìn)行綜合治理。因?yàn)橹卫頂嗝鏋橥坏貙印⑦x用同一注漿材料，故可假設(shè)注漿強(qiáng)度、滲透率等參數(shù)相同，僅考慮注漿厚度對加固效果的影響，漿液強(qiáng)度選用C30混凝土強(qiáng)度，錨桿選用φ20螺紋錨桿，將錨桿長度和注漿厚度分別分為4個水平進(jìn)行計(jì)算，見表2。

表2　控制措施水平值

根據(jù)上述因素及水平確定選用L16(45)正交試驗(yàn)表，即五因素四水平的正交表，因計(jì)算中僅有2個因素，故正交試驗(yàn)組數(shù)與全面試驗(yàn)組數(shù)相同，為16組。仰拱最大隆起量是表征底鼓最直觀的參數(shù)，故選取仰拱最大隆起量作為目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行計(jì)算。由上文計(jì)算可知，輕微底鼓，即仰拱拉應(yīng)力小于0.35 MPa時，仰拱最大隆起量為2 mm，故計(jì)算中選用仰拱最大隆起量2 mm作為控制標(biāo)準(zhǔn)。中度底鼓和嚴(yán)重底鼓的計(jì)算結(jié)果見表3及表4。

表3　中度底鼓的計(jì)算結(jié)果

表4　嚴(yán)重底鼓的計(jì)算結(jié)果

由表3和表4可知：將仰拱最大隆起量控制在2 mm左右，中度底鼓對應(yīng)的有2種計(jì)算結(jié)果：①錨桿長度4 m、注漿厚度4 m；②錨桿長度8 m、注漿厚度2 m；嚴(yán)重底鼓對應(yīng)的有1種計(jì)算結(jié)果，即錨桿長度6 m、注漿厚度6 m。綜合考慮經(jīng)濟(jì)因素和施工難易程度，中度底鼓選用的控制措施為錨桿長度4 m、注漿厚度4 m，嚴(yán)重底鼓選用的控制措施為錨桿長度6 m、注漿厚度6 m。控制措施施加前后仰拱豎向最大位移云圖對比如圖16所示。

結(jié)合現(xiàn)場測試及數(shù)值計(jì)算，建議采取如下控制措施。

(1)對于隧道內(nèi)屬于輕微底鼓的區(qū)間，應(yīng)加強(qiáng)巡視，對中心水溝及時清淤，保證及時、順暢地排出積水，以避免中度底鼓的發(fā)生。

(2)對于隧道內(nèi)屬于中度底鼓的區(qū)間，除了做好排水措施外，在隧道中心水溝與道床板之間的中間位置，沿縱向打設(shè)間隔1.0 m、長4.0 m、φ42自進(jìn)式錨桿，同時對圍巖進(jìn)行厚度4 m的注漿加固，以充填圍巖裂隙，但同時應(yīng)嚴(yán)格控制注漿壓力，防止因壓力過大而出現(xiàn)抬升，有效地阻止嚴(yán)重底鼓發(fā)生的可能。

(3)對于隧道內(nèi)屬于嚴(yán)重底鼓的區(qū)間，在隧道中心水溝與道床板之間的中間位置，沿縱向打設(shè)間隔1.0 m、長6.0 m、φ42自進(jìn)式錨桿，同時對圍巖進(jìn)行厚度6 m的注漿加固，對于局部特別嚴(yán)重的底鼓區(qū)間可采取與文中監(jiān)測斷面相同的破挖返工措施。

4　結(jié)　論

(1)根據(jù)現(xiàn)場監(jiān)測的仰拱混凝土受力變化，可以將仰拱破挖返工到隧道運(yùn)營的整個施工過程分為3個階段：仰拱破挖—混凝土硬化；混凝土硬化—隧道底部圍巖荷載增大；隧道底部圍巖荷載增大—鋼軌鋪設(shè)試運(yùn)營后的逐漸穩(wěn)定階段。在不同階段，隧道二襯、自重及上部圍巖荷載、隧道基底圍巖膨脹、軌道附屬設(shè)施及列車荷載分別起主導(dǎo)作用。

(2)在整個施工過程中，仰拱混凝土首先受壓，隨后仰拱中心上部混凝土向受拉狀態(tài)轉(zhuǎn)變，其他部位混凝土壓應(yīng)力的增大速度降低，鋪軌完成及列車運(yùn)營后，仰拱混凝土受力趨于穩(wěn)定，拉、壓應(yīng)力基本不再變化。

(3)將福川隧道仰拱底鼓分為輕微、中度、嚴(yán)重底鼓3個程度，發(fā)現(xiàn)地下水含量和圍巖裂隙發(fā)育程度是影響底鼓程度發(fā)展的主要因素。

(4)通過熱力耦合場進(jìn)行圍巖體積膨脹的模擬，將仰拱中拉應(yīng)力的不同變化作為各程度的判別依據(jù)，針對底鼓發(fā)展的不同程度應(yīng)采用對應(yīng)的控制措施，成功治理了仰拱底鼓，為類似工程病害的治理提供了經(jīng)驗(yàn)。

[1]汪洋，唐雄俊，譚顯坤，等. 云嶺隧道底鼓機(jī)理分析[J].巖土力學(xué)，2010，31(8):2530-2534.

(WANG Yang，TANG Xiongjun，TAN Xiankun，et al. Mechanism Analysis of Floor Heave in Yunling Tunnel [J]. Rock and Soil Mechanics，2010，31(8):2530-2534. in Chinese)

[2]BUTSCHER C, MUTSCHLER T, BLUM P. Swelling of Clay-Sulfate Rocks: a Review of Processes and Controls [J]. Rock Mechanics & Rock Engineering，2015，49(4):1-17.

[3]杜明慶，張頂立，房倩，等.鐵路隧道仰拱及仰拱填充層動力響應(yīng)分析[J].中國鐵道科學(xué)，2016，37(3):38-45.

(DU Mingqing，ZHANG Dingli，F(xiàn)ANG Qian，et al. Dynamic Response Analysis of Railway Tunnel Invert and Its Filling Layer[J].China Railway Science，2016，37(3):38-45.in Chinese)

[4]SHEN Y, GAO B, YANG X, et al. Seismic Damage Mechanism and Dynamic Deformation Characteristic Analysis of Mountain Tunnel after Wenchuan Earthquake[J]. Engineering Geology，2014，180:85-98.

[5]杜明慶，張頂立，張素磊，等.鐵路隧道仰拱結(jié)構(gòu)振動特性實(shí)測分析[J].振動與沖擊，2017，36(8):237-243.

(DU Mingqing，ZHANG Dingli，ZHANG Sulei，et al. In-Situ Monitoring and Analysis of Invert Vibration Characteristics in a Railway Tunnel[J]. Journal of Vibration and Shock，2017，36(8):237-243.in Chinese)

[6]肖小文，王立川，陽軍生，等.高地應(yīng)力區(qū)緩傾互層巖體無砟軌道隧道底部隆起的成因分析及整治方案[J].中國鐵道科學(xué)，2016，37(1):78-84.

(XIAO Xiaowen，WANG Lichuan，YANG Junsheng，et al. Cause Analysis and Treatment Scheme for Bottom Heave of Ballastless Track Tunnel in Nearly Horizontally Interbedded Rock Mass with High Geostress[J].China Railway Science，2016，37(1):78-84.in Chinese)

[7]王樹英，陽軍生，李習(xí)平.高地應(yīng)力凝灰?guī)r地層鐵路隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)大變形的原因及其整治[J]. 中國鐵道科學(xué)，2014，35(5):47-54.

(WANG Shuying，YANG Junsheng，LI Xiping. Causes and Renovation for Large Deformation in Supporting Structure of Railway Tunnel in Tuff Formation under High Geostress[J].China Railway Science，2014，35(5):47-54.in Chinese)

[8]李國良，朱永全.烏鞘嶺隧道高地應(yīng)力軟弱圍巖大變形控制技術(shù)[J]. 鐵道工程學(xué)報(bào)，2008，25(3):54-59.

(LI Guoliang，ZHU Yongquan. Control Technology for Large Deformation of Highland Stressed Weak Rock in Wushaoling Tunnel[J]. Journal of Railway Engineering Society，2008，25(3):54-59.in Chinese)

[9]劉高，張帆宇，李新召，等.木寨嶺隧道大變形特征及機(jī)理分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2005，24(增2):5521-5526.

(LIU Gao，ZHANG Fanyu，LI Xinzhao，et al. Research on Large Deformation and Its Mechanism of Muzhailing Tunnel [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005，24(Supplement 2):5521-5526.in Chinese)

[10]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(xué)學(xué)報(bào)，2003，13(1):30-33.

(KONG Heng，WANG Mengshu，ZHANG Dehua. Causation and Classification of Tunnel Floor Heave and Its Control [J]. China Safety Science Journal，2003，13(1): 30-33.in Chinese)

[11]王明年，翁漢民，李志業(yè).隧道仰拱的力學(xué)行為研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，1996，18(1):46-53.

(WANG Mingnian，WENG Hanmin，LI Zhiye. Study on the Mechanic Behaviour of Tunnel Invert[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，1996，18(1): 46-53.in Chinese)

[12]時亞昕，王明年.隧道仰拱組合結(jié)構(gòu)的現(xiàn)場試驗(yàn)研究[J].鐵道學(xué)報(bào)，2008，30(1):70-74.

(SHI Yaxin，WANG Mingnian. Field Test Study on Composite Construction of Tunnel Invert[J]. Journal of the China Railway Society，2008，30(1): 70-74.in Chinese)

[13]周佳媚，高波，李志業(yè).TBM 施工隧道仰拱預(yù)制塊的力學(xué)特性研究[J].巖土力學(xué)，2004，25(12):1973-1976.

(ZHOU Jiamei，GAO Bo，LI Zhiye. Study on Mechanical Characteristics of Precast Block of Inverted Arch for TBM Construction Tunnel[J].Rock and Soil Mechanics，2004，25(12):1973-1976.in Chinese)

[14]施成華，彭立敏，杜學(xué)焜.鐵路隧道鋪底結(jié)構(gòu)破壞的力學(xué)分析[J].中南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2005，36(6):1100-1106.

(SHI Chenghua，PENG Limin，DU Xuekun. Mechanics Analysis on the Bed Destruction of Railway Tunnel[J]. Journal of Central South University：Science and Technology，2005，36(6): 1100-1106.in Chinese)

[15]施成華，彭立敏，黃娟.鐵路隧道基底病害產(chǎn)生機(jī)理及整治措施[J].中國鐵道科學(xué)，2005，26(4):62-67.

(SHI Chenghua，PENG Limin，HUANG Juan. Study on Mechanism and Treatment Measures of Foundation Base Disease in Railway Tunnel[J]. China Railway Science，2005，26(4):62-67.in Chinese)

[16]施成華，彭立敏，王偉. 鐵路隧道基底破壞力學(xué)形態(tài)的試驗(yàn)研究[J].實(shí)驗(yàn)力學(xué)，2005，20(1):57-64.

(SHI Chenghua，PENG Limin，WANG Wei. An Experimental Study on Mechanics Pattern of Bed Disease in Railway Tunnel[J]. Journal of Experimental Mechanics，2005，20(1):57-64.in Chinese)

[17]鐘祖良，劉新榮，王道良，等. 桃樹埡隧道底鼓發(fā)生機(jī)理與防治技術(shù)研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào)，2012，34(3):471-476.

(ZHONG Zuliang，LIU Xinrong，WANG Daoliang，et al. Mechanism Analysis of Floor Heave in Taoshuya Tunnel and Its Prevention Techniques[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2012，34(3):471-476.in Chinese)

[18]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(xué)與工程學(xué)報(bào)，2010，29(8):1690-1696.

(LI Pengfei，ZHANG Dingli，ZHAO Yong，et al. Study of Mechanical Characteristics of Secondary Lining of Large Section Loess Tunnel [J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2010，29(8):1690-1696.in Chinese)

[19]王軍，夏才初，朱合華，等.不對稱連拱隧道現(xiàn)場監(jiān)測與分析研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2004，23(2): 267-271.

(WANG Jun，XIA Caichu，ZHU Hehua，et al. Site Monitoring and Analysis of Non-Symmetrical Multi-Arch Highway Tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2004，23(2): 267-271.in Chinese)

[20]來弘鵬，謝永利，劉苗，等. 黃土地區(qū)淺埋暗挖地鐵隧道襯砌受力分析[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2011，33(8):1167-1172.

(LAI Hongpeng，XIE Yongli，LIU Miao，et al. Mechanical Characteristics for Linings of Shallow Excavation Metro Tunnel in Loess Region[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2011，33(8):1167-1172.in Chinese)

[21]朱以文，蔡元奇，徐晗.ABAQUS與巖土工程分析[M]. 北京：中國圖書出版社，2005.