围岩蠕变作用下隧道支护结构的劣化特征

蓝日彦; 杨凯; 邱云辉; 崔耀中; 乔敏杰; 晏启祥

doi:10.3969/j.issn.0258-2724.20230442

围岩蠕变作用下隧道支护结构的劣化特征

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20230442

蓝日彦^1,,
杨凯^{2, 3, 4, ,},
邱云辉²,
崔耀中²,
乔敏杰²,
晏启祥²

1.
广西新发展交通集团有限公司，广西南宁 530029
2.
西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，四川成都 610031
3.
西华大学建筑与土木工程学院，四川成都 610039
4.
四川省公路规划勘察设计研究院有限公司，四川成都 610041

基金项目: 国家自然科学基金项目（U21A20152）；2020年度交通运输行业重点科技项目（2020-MS3-083）；广西科技计划项目（桂科AB20238036）

详细信息

作者简介:
蓝日彦（1976—），男，教授级高级工程师，工学博士，研究方向为岩土工程、公路建设与运营管理，Email：47573043@qq.com

通讯作者:
杨凯（1987—），男，讲师，工学博士，研究方向为隧道及地下工程，Email：87642189@qq.com

中图分类号: U45
计量
- 文章访问数: 27
- HTML全文浏览量: 5
- PDF下载量: 5
- 被引次数: 0
出版历程
- 收稿日期: 2023-08-31
- 修回日期: 2024-01-04
- 网络出版日期: 2025-05-20

Deterioration Characteristics of Tunnel Support Structures under Surrounding Rock Creep

LAN Riyan^1
,,
YANG Kai^{2, 3, 4
, ,},
QIU Yunhui²,
CUI Yaozhong²,
QIAO Minjie²,
YAN Qixiang²

1.
Guangxi Xinfazhan Communication Group Co., Ltd, Nanning 530029, China
2.
Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering, Ministry of Education, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China
3.
School of Architecture and Civil Engineering, Xihua University, Chengdu 610039, China
4.
Sichuan Highway Planning Survey, Design and Research Institute Ltd, Chengdu 610041, China

摘要

摘要:
为探究蠕变效应下支护结构的长期劣化特性，针对隧道支护结构体系，建立锚杆破断、钢拱架屈服和混凝土塑性损伤力学模型，采用数值算例验证支护结构劣化力学模型的有效性，并探究竖向应力为主、静水压力和水平应力为主条件下锚杆破断、钢拱架屈服和衬砌损伤的劣化特性. 研究表明：破断首先发生在隧道边墙中部位置的锚杆，再沿隧道环向向两侧发展；钢拱架轴力呈先加速增长、后缓慢发展、最后急速降低的特征，轴力快速降低的同时伴随着弯矩的剧烈变化，部分测点弯矩出现由负变正的特征；受压损伤破坏区主要分布在隧道边墙和墙脚位置，受拉损伤首先出现在二次衬砌边墙中部的表面；侧压力系数越大，锚杆破断、钢拱架屈服、衬砌形成贯通的受压破坏区、受拉损伤达到最大值的时间越早.
- 蠕变 /
- 锚杆破断 /
- 钢拱架屈服 /
- 衬砌损伤 /
- 劣化特征
Abstract:
To investigate the long-term deterioration characteristics of tunnel support structures under creep effect, mechanical models of anchor bolt fracture, steel arch frame yielding, and concrete plastic damage were established for the tunnel support structure system. Numerical examples were used to verify the validity of the mechanical models for support structure deterioration. The deterioration characteristics of anchor bolt fracture, steel arch frame yielding, and lining damage were explored under conditions dominated by vertical stress, hydrostatic pressure, and horizontal stress. The results show that the fracture first occurs at the anchor bolt at mid-height of the tunnel sidewall and then develops circumferentially towards both sides. The axial force of the steel arch frame first increases rapidly, then develops slowly, and finally decreases significantly. The rapid decrease of axial force is accompanied by drastic changes in the bending moment, with some measuring points appearing a change of bending moment from negative to positive. The compressive damage zones are mainly distributed at the sidewall and wall foot positions of the tunnel, while tensile damage first appears on the surface of the secondary lining at the mid-height of the sidewall. As the lateral pressure coefficient increases, the anchor bolt fracture, the steel arch frame yielding, formation of a continuous compressive damage zone in the lining, and the maximum tensile damage appear earlier.
- creep /
- anchor bolt fracture /
- steel arch frame yielding /
- lining damage /
- deterioration characteristic

HTML全文

矿山法隧道多采用复合式衬砌作为支护结构的主体，构成“围岩-初期支护-二次衬砌”共同作用的复合承载结构^[1-3]. 围岩条件较好时，初期支护承担主要围岩荷载，二次衬砌主要作为安全储备^{[4, 5]}；围岩条件较差时，二次衬砌承担的荷载比例大为增加^{[6, 7]}. 在复合承载体系中，初期支护主要保证施工期隧道围岩的稳定性，二次衬砌主要保证运营期隧道结构的长期安全性. 《公路隧道设计细则》^[8]规定隧道衬砌须按照满足100年正常使用的永久性结构设计，《公路工程技术标准》^[8]根据公路等级不同将隧道的设计使用年限规定为50～100年不等，《铁路隧道设计规范》^[5]明确提出隧道衬砌的设计使用年限为100年，这些规范对隧道支护结构的耐久性提出了严格的要求. 然而，软岩隧道岩体中存在大量节理裂隙和渗水通道，由系统锚杆、钢拱架和喷射混凝土组成的支护体系长期处于恶劣的工作状态，易造成锚杆破断、钢拱架屈服、混凝土性能退化^[9-12]；同时，围岩在高地应力条件下产生明显的蠕变效应，导致围岩荷载随着使用年限的增加而不断增长^[13-19]. 因此，在围岩蠕变作用下，支护结构发生腐蚀劣化，围岩荷载逐步由初期支护向二次衬砌转移，作用于二次衬砌的形变压力不断增长，甚至引起二次衬砌的开裂、破坏和失稳，致使混凝土开裂成为二次衬砌的常见病害.

针对隧道支护结构的长期稳定性，学者们展开了大量的研究工作. 戴永浩等^[20]通过将钢支撑的力学参数等效到二次衬砌中，采用弹塑性模型来评估大坂膨胀性泥岩引水隧洞长期稳定性，指出围岩蠕变是引起隧洞底部隆起的主要原因之一. 李建军等^[21]采用Burgers蠕变模型，通过二次衬砌应力、轴力、弯矩和安全系数等指标，分析了蠕变效应下二次衬砌力学性能的演变特征. 徐国文等^[22]构建了蠕变作用下壳-接头的二次衬砌开裂模型，评估了二次衬砌裂损程度、开裂位置和裂纹数量对结构长期安全性的影响. 王迎超等^[23]采用广义Kelvin模型，研究了蠕变荷载下支护时机、支护刚度对二次衬砌承载性能的影响. 师亚龙等^[24]研究了木寨岭隧道在不同流变周期内支护结构受力随时间变化的规律，指出围岩流变性对衬砌结构长期稳定性影响极大，衬砌结构在数年后发生压溃开裂的风险较大. 钱文喜等^[25]拟合得到泥质粉砂岩的Cvisc模型参数，重点研究了隧道埋深对运营隧道衬砌结构稳定性的影响. 上述的研究工作都考虑了蠕变荷载对衬砌长期稳定性与安全性的影响，但忽略了支护体系中锚杆、钢拱架可能发生的锈蚀断裂行为，也忽视了衬砌在达到峰值强度后承载性能的降低.

本文以宗思隧道为工程背景，针对隧道支护结构体系的长期劣化行为，建立锚杆破断、钢拱架屈服、混凝土塑性损伤力学模型，分析蠕变效应下支护结构长期劣化特性，为蠕变围岩隧道的设计提供参考，为隧道长期安全运营和维护提供依据.

1. 围岩蠕变与支护结构劣化力学模型

1.1 围岩蠕变力学模型

隧道开挖后，岩体的应力重新分布导致隧道围岩发生变形. 如果忽略岩体的时效特征，则开挖完成后隧道围岩完成全部变形. 但是，大量的现场监控量测数据表明隧道开挖后围岩的变形随时间推移不断增长，表现出明显的时间效应，蠕变作用产生的附加荷载使隧道变形不断增长，导致支护结构受力增大，进而导致结构发生劣化，甚至会引起隧道的失稳坍塌. 因此，在研究隧道开挖后支护体系的力学行为时，需要考虑围岩的蠕变特征，才能获得支护结构的真实力学响应^[26]. 因同时考虑隧道开挖后围岩的塑性和蠕变行为，围岩本构模型采用Burgers粘塑性蠕变模型（CVISC模型），由Kelvin体、Maxwell体和塑性体串联而成，见图1. 图中：σ为应力，E_M、η_M分别为Maxwell体的弹性模量、黏滞系数；E_K、η_K分别为Kelvin体的弹性模量、黏滞系数. 模型中塑性体采用Mohr-Coulomb屈服准则，其屈服函数f如式（1）所示.

图 1 CVISC蠕变模型

Figure 1. CVISC creep model

下载: 全尺寸图片幻灯片

$f=\left\{\begin{aligned} &{\sigma }_{1}-{\sigma }_{3}{N}_{\varphi } + 2c\sqrt{{N}_{\varphi }},\quad 剪切破坏, \\& {\sigma }_{3}-{\sigma }_{t}, \quad 拉伸破坏, \end{aligned}\right.$

(1)

式中：σ₁、σ₃分别为第一、第三主应力；N_φ=（1 + sinφ）/（1-sinφ），φ为内摩擦角；c为内聚力；σ_t为抗拉强度.

当主应力满足屈服准则时，围岩既发生塑性变形也发生蠕变变形. 当主应力未达到塑性屈服条件时，模型退化为黏弹性的Burgers模型，其蠕变方程为

$\varepsilon = \left[ {\frac{1}{{{E_{\mathrm{M}}}}} + \frac{1}{{{\eta_{\mathrm{M}}}}}t + \frac{1}{{{E_{\mathrm{K}}}}}\left( {1 - {{\text{e}}^{ - \tfrac{{{E_{\mathrm{K}}}}}{{{\eta_{\mathrm{K}}}}}t}}} \right)} \right]\sigma,$

(2)

式中，ε为应变，t为时间.

1.2 锚杆破断力学模型

在隧道支护体系中，锚杆作为轴向受力构件，主要承受拉力，在达到一定的伸长率后，锚杆发生断裂. 对于端固式锚杆，杆体断裂后轴力下降为0，锚杆对围岩变形的控制作用完全丧失；对于全长粘结式锚杆，断裂处轴力为0，其余部位发生卸荷回弹，锚杆对围岩形变的约束效应大大减弱. 在包括FLAC3D（fast lagrangian analyses of continua in three-dimensions）^[27]、Abaqus^[28]、Ansys^[29]等数值模拟软件中，锚杆多采用弹性或弹塑性本构模型，弹性模型的轴力随应变的增加而线性增大，不存在上限；弹塑性模型的轴力存在最大值，但进入塑性状态后，无论应变多大，锚杆轴力保持不变（图2（a）），即锚杆不会发生断裂. 因此，弹性模型和弹塑性模型都不能真实体现锚杆支护破断后的力学效应. 为分析锚杆在围岩发生大变形条件下的工作性能，需将锚杆的破断效应（图2（b））引入，其本构关系为

图 2 锚杆力学模型

Figure 2. Mechanical model of anchor bolt

下载: 全尺寸图片幻灯片

$F = \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {EAu},&\quad{F \leqslant {F_{\mathrm{t}}},u < {u_{\max }}}, \\ {{F_{\mathrm{t}}}},&\quad{F > {F_{\mathrm{t}}},u < {u_{\max }}}, \\ 0,&\quad{u \geqslant {u_{\max }}} , \end{array}} \right.$

(3)

式中，F为锚杆单元轴力，u为锚杆单元变形量，E为锚杆弹性模量，A为锚杆横截面积，EA为锚杆轴向刚度，F_t为锚杆抗拉强度，u_max为锚杆极限变形量.

锚杆破断力学模型通过Fish语言编程实现. 当锚杆单元轴力F达到抗拉强度F_t且变形量u大于极限变形量u_max时，将锚杆单元的横截面积降低为初始面积的万分之一，即可实现锚杆破断轴力降低的力学效果. 验证锚杆破断行为的数值模型见图3（a），采用长度为3 m全长黏结式锚杆，将锚杆划分为10个单元，编号为C01～C10，每个单元长度为300 mm. 锚杆物理力学参数^[30]见表1，锚杆破断荷载约为127 kN. 将节点N02固定，在节点N01施加速度1 × 10⁻⁵ m/步的位移边界条件，计算步设为50000步. 锚杆单元的轴力随计算步的变化曲线见图3（b）. 可以看出，随着计算步的增加，锚杆单元的轴力快速增长至127 KN，之后轴力保持不变；当计算步达到24800步时，单元C01发生破断，轴力快速降低至0，其余单元的轴力随后也逐步降低至0. 锚杆单元轴力与长度的关系见图3（c）. 当单元长度达到约348 mm时，锚杆延伸率为16%，锚杆发生破断，轴力降低为0，而弹塑性模型的轴力始终保持在127 kN. 由此可见，破断模型能够实现锚杆真实的支护力学行为.

图 3 锚杆破断力学模型验证

Figure 3. Verification of mechanical model for anchor bolt fracture

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 锚杆物理力学参数

Table 1. Physical and mechanical parameters of anchor bolt

弹性模量E/GPa	抗拉强度F_t/MPa	延伸率/%	直径d/mm
200	335	16	22

下载: 导出CSV

| 显示表格

1.3 钢拱架屈服力学模型

钢拱架既能承受轴向拉压荷载，也能发挥抵抗弯曲变形的作用. 当轴力或弯矩超过钢拱架的极限承载能力时，钢拱架必然发生屈服，轴力和弯矩迅速显著降低. 钢拱架的力学行为常采用线弹性特征的梁单元来模拟，其轴力和弯矩会随变形无限增大，夸大钢拱架的支护效果. 因此，引入参数极限轴力N_u和极限弯矩M_u来表征钢拱架的屈服力学行为，通过Fish语言在梁单元节点之间增加拉压屈服弹簧和扭转屈服弹簧以实现钢拱架的屈服. 当钢拱架轴力达到极限轴力时，将拉压屈服弹簧和扭转弹簧的最大承载力都降低并接近0；当弯矩达到极限弯矩时，将扭转弹簧和拉压屈服弹簧的最大承载力降低至趋于0，实现钢拱架承载能力达到峰值后降低的力学效果.

以I20a型工字钢为例，钢拱架屈服的数值模型见图（4a）、（4b），钢拱架被划分为10个梁单元，编号为B01～B10，钢拱架的物理力学参数^[30]见表2. 模型共有20个节点，在梁单元连接处存在2个坐标相同的节点，例如N10和N11的坐标相同. 相同坐标节点之间通过屈服弹簧相连接. 验证钢拱架轴向屈服的特性时，将节点N20固定，在节点N01处施加速度为1 × 10⁻⁷ m/步的水平位移边界条件，计算50000步；验证钢拱架的极限弯矩时，固定节点N01和N20的竖向位移，在节点N10处向下施加速度为1 × 10⁻⁸ m/步的位移边界条件，计算15000步. 图（4c）为钢拱架轴力随时间步变化曲线，初始模型的轴力随时间步线性增长，最大值达到1460 kN，改进模型的轴力达到设定的849 kN后迅速降低至0. 图（4d）为钢拱架弯矩随时间步变化曲线，初始模型的弯矩达到100 kN•m，而修正模型的最大弯矩在达到最大值71 kN•m后迅速跌落至0. 由此可见，改进模型能反映钢拱架的屈服力学特性.

图 4 钢拱架屈服力学模型验证

Figure 4. Verification of mechanical model of steel arch frame yielding

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 2 钢拱架物理力学参数

Table 2. Physical and parameters of steel arch frame

钢拱架型号	弹性模量E/GPa	泊松比v	极限轴力N_u/kN	极限弯矩M_u/kN•m
I20a	200	0.3	849	71

下载: 导出CSV

| 显示表格

1.4 混凝土塑性损伤力学模型

混凝土是一种组分变化显著的人工复合材料，其材料配比和浇筑养护环境的差异，导致力学性能复杂多变. 混凝土在单轴压缩和单轴拉伸条件下，表现出高度的非线性特征. 在隧道施工力学行为中，衬砌多采用线弹性本构关系，缺乏专门的本构模型，忽略了衬砌开裂后力学性能的降低，无法准确获得衬砌的支护力学响应特征. 因此，针对受压和受拉状态下不同的破坏方式，以Mohr-Coulomb破坏准则为基础，建立混凝土的损伤力学模型.

混凝土的受压塑性损伤可以分为峰前和峰后2个阶段，见图5（a）. 在峰前损伤区，受压损伤D_s以割线模量的降低来定义，则有

图 5 混凝土塑性损伤模型及其验证

Figure 5. Concrete plastic damage model and its verification

下载: 全尺寸图片幻灯片

${D_{\mathrm{s}}} = 1 - \frac{{{E_1}}}{{{E_0}}}{\text{ = }}1 - \frac{\sigma }{{{E_0}\varepsilon }} ,$

(4)

式中：E₀为混凝土初始弹性模量，E₁为混凝土割线弹性模量，σ为应力.

峰值应力σ_p对应的损伤值D_p为

${D_{\mathrm{p}}} = 1 - \frac{{{\sigma _{\mathrm{p}}}}}{{{E_0}{\varepsilon _{\mathrm{p}}}}}.$

(5)

在峰后损伤区，损伤以应力的降低来定义，则有

${D_{\mathrm{s}}} = {D_{\mathrm{p}}} + \left( {1 - {D_{\mathrm{p}}}} \right)\left( {1 - \frac{\sigma }{{{\sigma _{\mathrm{p}}}}}} \right){\text{ = }}1 - \left( {1 - {D_{\mathrm{p}}}} \right)\frac{\sigma }{{{\sigma _{\mathrm{p}}}}}.$

(6)

混凝土在受拉状态下，假设应力达到抗拉强度σ_t时进入损伤状态（图5（b）），则受拉损伤D_t为

${D_{\mathrm{t}}} = 1 - \frac{\sigma }{{{\sigma _{\mathrm{t}}}}}.$

(7)

为实现塑性损伤模型的二次开发，需要将损伤关系转化为三维差分形式. 在主应力空间，三维差分形式的应力增量表达式为

$\left\{ \begin{gathered} \Delta {\sigma _1}{\text{ = }}{\alpha _1}\Delta \varepsilon _1^e + {\alpha _2}\left( {\Delta \varepsilon _2^e + \Delta \varepsilon _3^e} \right) \\ \Delta {\sigma _2}{\text{ = }}{\alpha _1}\Delta \varepsilon _2^e + {\alpha _2}\left( {\Delta \varepsilon _1^e + \Delta \varepsilon _3^e} \right) \\ \Delta {\sigma _3}{\text{ = }}{\alpha _1}\Delta \varepsilon _3^e + {\alpha _2}\left( {\Delta \varepsilon _1^e + \Delta \varepsilon _2^e} \right) \\ \end{gathered} \right.$

(8)

$\left\{ \begin{gathered} {\alpha _1}{\text{ = }}\left( {1 - D} \right)\left( {K + {{4G} \mathord{\left/ {\vphantom {{4G} 3}} \right. } 3}} \right) \\ {\alpha _2}{\text{ = }}\left( {1 - D} \right)\left( {K - {{2G} \mathord{\left/ {\vphantom {{2G} 3}} \right. } 3}} \right) \\ \end{gathered} \right.$

(9)

式中：Δσ₁、Δσ₂和Δσ₃分别表示第一、第二和第三主应力的增量，Δεe 1、Δεe 2和Δεe 3分别表示第一、第二和第三主应变的弹性增量部分，α₁和α₂均为材料常数；K为体积模量，K=E/[3（1−2v）]；G为剪切模量，G=E/[2（1 + v）].

当应力水平达到峰值强度的约30%～80%时，混凝土由弹性状态过渡到塑性状态^[31]. 本研究中，取其为0.7，则受压状态下屈服准则为

${f_{\mathrm{s}}}{{ = }}\left\{ {\begin{aligned}& {{\sigma _1} - {\sigma _3}{N_\phi } + 2c \sqrt {{N_\phi }} (0.7 + 0.3\frac{{{D_{\mathrm{s}}}}}{{{D_{\mathrm{p}}}}})}, \quad{{D_{\mathrm{s}}} \leqslant {D_{\mathrm{p}}}}, \\& {{\sigma _1} - {\sigma _3}{N_\phi } + \frac{{2c\sqrt {{N_\phi }} (1 - {D_{\mathrm{s}}})}}{{1 - {D_{\mathrm{p}}}}}}, \quad{{D_{\mathrm{s}}} > {D_{\mathrm{p}}}} . \end{aligned}} \right.$

(10)

式中：ϕ为内摩擦角，N_ϕ=（1 + sinϕ）/（1-sinϕ）.

受拉状态下屈服准则为

${f_{\mathrm{t}}} = {\sigma _3} - (1 - {D_{\mathrm{t}}}){\sigma _{\mathrm{t}}}.$

(11)

求解过程中，根据主应力空间中的判断函数h（σ₁，σ₃）=0来判断单元进入塑性状态后的屈服类型，其表达式为

$h = {\sigma _3} - {\sigma _{\mathrm{t}}} + (\sqrt {1 + N_\phi ^2} + {N_\phi })({\sigma _1} - {\sigma _{\mathrm{t}}}{N_\phi } + 2c\sqrt {{N_\phi }} ).$

(12)

单元的屈服类型根据式（13）进行判断.

$屈服类型\text=\left\{\begin{aligned}&受压屈服,\quad {f}_{{\mathrm{s}}}\le 0且h\le 0\\& 受拉屈服,\quad {f}_{{\mathrm{t}}}\le 0且h > 0\end{aligned}\right.$

(13)

当单元发生受压损伤时，主应力为

$\left\{ \begin{gathered} \sigma _{{\mathrm{N}}1} = \sigma _{\mathrm{I}1} - {\lambda _{\mathrm{s}}}({\alpha _1} - {\alpha _2}{N_\psi }), \\ \sigma _{\mathrm{N}2} = \sigma _{\mathrm{I}2} - {\lambda _{\mathrm{s}}}{\alpha _2}(1 - {N_\psi }), \\ \sigma _{\mathrm{N}3} = \sigma _{\mathrm{I}3} - {\lambda _{\mathrm{s}}}( - {\alpha _1}{N_\psi } + {\alpha _2}), \\ \end{gathered} \right.$

(14)

${\lambda_{\mathrm{s}}} = \frac{{{f_{\mathrm{s}}}(\sigma_{\mathrm{I}1},\sigma _{\mathrm{I}3})}}{{({\alpha _1} - {\alpha _2}{N_\psi }) + ( - {\alpha _1}{N_\psi } + {\alpha _2}){N_\phi }}},$

(15)

式中：σN 1、σN 2和σN 3分别表示更新的第一、第二和第三主应力，σI 1、σI 2和σI 3分别表示以弹性状态计算的第一、第二和第三主应力，λ^s是与受压屈服相关的正值常数，Ψ为剪胀角，N_Ψ=（1 + sinΨ）/（1−sinΨ）.

当单元发生受拉损伤时，主应力为

$\left\{ \begin{gathered} \sigma _{\mathrm{N}1} = \sigma _{\mathrm{I}1} - {\lambda_{\mathrm{t}}}{\alpha _2}, \\ \sigma _{\mathrm{N}2} = \sigma _{\mathrm{I}2} - {\lambda_{\mathrm{t}}}{\alpha _2}, \\ \sigma _{\mathrm{N}3} = \sigma _{\mathrm{I}3} - {\lambda_{\mathrm{t}}}{\alpha _1}, \\ \end{gathered} \right.$

(16)

${\lambda_{\mathrm{t}}}{\text{ = }}\frac{{\sigma _{\mathrm{I}3} - {\sigma ^t}}}{{{\alpha _1}}}.$

(17)

式中，λ_t是与受拉屈服相关的正值常数.

通过建立塑性应变与损伤变量之间的函数映射关系，即可得到混凝土的损伤力学行为，这种映射关系可通过对材料的塑性损伤行为反分析来确定. 受压状态下塑性应变采用塑性剪切应变κ_s，受拉状态下塑性应变采用塑性拉伸应变κ_t，则对应的函数关系F如式（18）所示.

$\left\{ \begin{gathered} {D_{\mathrm{s}}} = F({\kappa _{\mathrm{s}}}), \\ {D_{\mathrm{t}}} = F({\kappa _{\mathrm{t}}}) . \\ \end{gathered} \right.$

(18)

塑性剪切应变κ_s为塑性剪切应变增量Δκ_s之和，如式（19）所示.

$\left\{\begin{aligned} & {\kappa _{\mathrm{s}}} = \sum {\Delta {\kappa _{\mathrm{s}}}} =\\ & \quad \sqrt {\frac{{{{(\Delta \varepsilon _{{\mathrm{ps}}1} - \Delta \varepsilon _{{\mathrm{ps}}{\mathrm{m}}})}^2} + {{\Delta \varepsilon _{{\mathrm{psm}}}}^2} + {{(\Delta \varepsilon _{{\mathrm{ps}}3} - \Delta \varepsilon _{{\mathrm{psm}}})}^2}}}{2}}, \\ & \Delta \varepsilon _{{\mathrm{psm}}} = \frac{{\Delta \varepsilon_{{\mathrm{ps}1}} + \Delta \varepsilon_{{\mathrm{ps}3}}}}{3}, \\& \Delta \varepsilon _{{\mathrm{ps}1}} = {\lambda_{\mathrm{s}}}, \\ & \Delta \varepsilon _{{\mathrm{ps}}3} = - {\lambda_{\mathrm{s}}}{N_\psi } . \end{aligned} \right.$

(19)

塑性拉伸应变κ_t为塑性拉伸应变增量Δκ_t之和，如式（20）所示.

$\left\{\begin{aligned} & {\kappa _{\mathrm{t}}} = \sum {\Delta {\kappa _{\mathrm{t}}}} = \sum {\left| {\Delta \varepsilon _{{\mathrm{pt}}3}} \right|},\\& \Delta \varepsilon _{{\mathrm{pt}}3} = {\lambda_{\mathrm{t}}}. \end{aligned} \right.$

(20)

根据上述的损伤力学模型，推导出的本构方程三维差分形式，即可在C + + 语言环境下完成对模型进行程序的二次开发，编译成动态链库文件，通过命令config cppudm和model load实现本构模型的注册及调用.

以混凝土结构设计规范GB50010—2002^[32]中的C25混凝土曲线为参照，用单轴压缩试验和单轴拉伸试验对提出的损伤模型进行验证. 选用的混凝土基本力学参数见表3，损伤参数见表4. 建立边长为150 mm的立方体数值模型. 固定试件的底部，从顶部向下压缩，记录顶部中心的竖向位移和顶面反力.

表 3 混凝土力学参数

Table 3. Mechanical parameters of concrete

强度等级	弹性模量E /GPa	泊松比ν	内聚力c/MPa	内摩擦角φ/（°）	抗压强度σ_c /MP	抗拉强度σ_t /MPa
C25	28.0	0.2	3.0	50	16.7	1.78
C35	31.5	0.2	3.7	55	23.4	2.20

下载: 导出CSV

| 显示表格

表 4 混凝土弹塑性损伤参数

Table 4. Elasto-plastic damage parameters of concrete

C25混凝土				C35混凝土
κ_s/ （ × 10⁻³）	D_s	κ_t/ （ × 10⁻³）	D_t	κ_s/ （ × 10⁻³）	D_s	κ_t/ （ × 10⁻³）	D_t
0	0	0	0	0	0	0	0
0.06	0.01	0.42	0.55	0.07	0.01	0.45	0.55
0.20	0.02	1.02	0.75	0.23	0.02	1.13	0.75
0.45	0.03	3.60	0.99	0.56	0.04	3.92	0.99
1.20	0.11	/	/	1.40	0.12	/	/
3.00	0.40	/	/	2.90	0.39	/	/
4.50	0.70	/	/	4.10	0.67	/	/
7.00	0.99	/	/	6.00	0.99	/	/

下载: 导出CSV

| 显示表格

单轴压缩下，模拟应力-应变曲线在峰值应力的70%之前呈现弹性应力状态，见图5（c）. 当荷载超过峰值的70%后，混凝土进入剪切破坏状态，曲线斜率逐渐减小，直至应力达到峰值. 在峰值应力后，曲线表现出明显的应变软化行为. 此时，数值模拟得到的峰值应力非常接近标准值. 在单轴拉伸下，模拟应力-应变曲线在峰值应力前也表现出明显的弹性，峰后阶段表现出应变软化行为，如图5（d）所示. 曲线与规范中的曲线吻合较好，开发的损伤模型能够有效反映混凝土在单轴受拉时的力学行为. 因此，开发的混凝土弹塑性损伤模型能较好地描述混凝土在受压状态、受拉状态下的非线性力学行为.

2. 工程背景及数值模型

2.1 工程背景

宗思隧道是丽江至香格里拉铁路的控制性工程之一. 隧道全长2 205 m，大围岩1 250 m，V级围岩955 m，最大埋深190 m，隧道纵、横断面见图6. 隧道位于青藏高原东南缘的滇西地震带，区内地质构造复杂、构造运动强烈、地震活动频繁. 受褶皱、断裂和地震的影响，区内岩层扭曲变形严重，节理裂隙发育、层间结合性差，岩体结构松散破碎，手掰即碎. 岩体的强度低，属极软质岩石，浸水后立即出现软化、泥化现象，具有塑性蠕变形特性. 施工初期支护开裂剥落、侵限情况严重，隧道收敛变形量大，水平收敛最大为738.9 mm，收敛速率达最大为151.8 mm/d，致使隧道大范围换拱，换拱比例极高，隧道大变形已成为影响施工安全、制约工程进度、降低工程经济效益的关键问题. 受复杂的地质条件及严重的大变形困扰，可以预见在隧道运营期的必将面对支护结构劣化问题.

图 6 宗思隧道（单位：cm）

Figure 6. Zongsi Tunnel (unit: cm)

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.2 数值模型的建立

以宗思隧道为研究背景建立数值模型，模型宽80 m，高80 m，走向长10 m，见图7（a）. 锚杆长度为3.0 m，直径为22 mm，采用cable单元；钢拱架型号为I20a，间距为1.0 m，采用beam单元；初期支护采用C25混凝土，二次衬砌采用C35混凝土，围岩、初期支护和二次衬砌采用实体单元，见图7（b）. 模型共有38720实体单元、800个beam单元、1900个cable单元. 锚杆、钢拱架和衬砌的物理力学参数分别见表1 ～ 4. 结合炭质页岩力学特性试验成果^[33-34]，综合宗思隧道施工过程中的围岩位移表现，选取炭质页岩的蠕变力学参数取值见表5. 模型的前、后、左、右和底面采用位移边界条件，控制其法向位移为0；模型的顶面采用应力边界条件，以隧道埋深100 m处为研究对象，隧道洞身处的竖向主应力约为2.7 MPa，因此，模型顶部施加大小为1.485 MPa的面力，设定围岩蠕变时间为100 a. 宗思隧道现场未开展地应力测试，地应力分布情况不明，因此考虑侧压力系数λ的取值0.5、1.0和1.5共3种工况，分别代表竖向应力为主、静水压力和水平应力为主3种条件. 假设隧道一次开挖完成，开挖后及时施作初期支护，当初期支护位移稳定后施作二次衬砌，再进行蠕变计算. 在数值模型中，对顺时针方向编号的锚杆轴力进行监测，同时对B1 ～ B4点位的钢拱架轴力与弯矩进行监测，监测点布置见图7（c）.

图 7 隧道支护结构劣化特征分析数值模型

Figure 7. Numerical model for deterioration characteristic analysis of tunnel support structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 5 围岩蠕变力学参数

Table 5. Creep mechanical parameters of surrounding rock

K/ GPa	E_M/ GPa	E_K/ GPa	η_M/ GPa.a	η_K/ （GPa.a）	c/ MPa	φ/（°）	σ_t/ MPa
2	2.5	4	3	1.2	7	26	1

下载: 导出CSV

| 显示表格

3. 围岩蠕变作用下隧道支护结构劣化特征

3.1 锚杆破断行为分析

3.1.1 锚杆破断时间演化特征

侧压力系数λ为0.5的轴力监测曲线见图8（a）. 当蠕变时间达到54 a时，锚杆C3首先发生破断，其他锚杆随时间的增加而逐渐破断；当达到85 a时，每根锚杆都发生断裂破坏. 锚杆破断顺序为C3→ C17→C18→C2→C16→C4→C1→C19→C15→C5→C13→C14→C12→C6→C7→C8→C10→C9→C11. 侧压力系数λ为1.0的轴力监测曲线见图8（b）. 首先发生破断的锚杆为C17，破断时间为26 a；当达到68 a时，所有锚杆均发生破断，最后发生破断的为锚杆C11. 锚杆破断顺序为C3→C17→C16→C4→C2→C18→C1→C19→C5→C15→C6→C14→C7→C13→C8→C12→C10→C9→C11. 侧压力系数λ为1.5的轴力监测曲线见图8（c）. 蠕变时间达到14 a时，锚杆C3首先发生破断；当达到47 a时，所有锚杆都发生破断. 锚杆的破断顺序为C3→C17→C4 →C16→C2→C18→C5→C1→C15→C6→C19→C14→C7→C8→C13→C9→C12→C10→C11.

图 8 锚杆轴力监测结果

Figure 8. Axial force monitoring results of anchor bolt

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.1.2 锚杆破断空间分布特征

蠕变作用下锚杆破断部位的空间分布情况见图9. 图中可以看出，无论地应力以竖向应力为主，或者以水平应力为主，还是静水压力条件，每根锚杆都发生破断，隧道两侧的锚杆几乎在全长范围发生破断，拱部锚杆的破断长度有所减小、破断部位分布在锚杆中部. 此外，在侧压力系数λ增大的同时，位于拱部锚杆的破断长度逐步增加. 锚杆破断时间分布见图10. 结果表明，3种侧压力条件下，破断首先出现在隧道边墙中部的锚杆C3和锚杆C17，然后沿隧道环向向两侧发展；靠近拱部和位于最下侧的锚杆破断时间较晚. 此外，侧压力系数越大，锚杆发生破断时间越早.

图 9 破断锚杆空间分布

Figure 9. Spatial distribution of anchor bolt fracture

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 锚杆破断时间

Figure 10. Timing of anchor bolt fracture

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.2 钢拱架屈服行为分析

3.2.1 钢拱架轴力演化特征

钢拱架轴力监测曲线见图11，弯矩监测曲线见图12. 当侧压力系数λ为0.5时，轴力在初期的2年内迅速上升，而后呈缓慢增长趋势，轴力最大达到约550 kN；当蠕变达到63 a时，拱顶B1处钢拱架轴力为360 kN、弯矩为71 kN•m，因达到极限弯矩发生屈服，此后轴力迅速降低；当达到75a时，测点B2、B3和B4的轴力快速降低至200 kN以内. 当侧压力系数λ为1.0时，轴力同样在初期的2年内快速上升，之后进入一个稳定发展时期，轴力变化缓慢；当达到26 a时，拱顶B1处钢拱架轴力为410 kN、弯矩为71 kN•m，达到极限弯矩而未达到极限轴力，钢拱架屈服、轴力迅速降低；当达到62 a后，测点B2的轴力快速降低至75 kN以内，测点B3和B4的轴力短暂上扬后也快速降低至150 kN以内，其中测点B4的轴力最大达到600 kN. 当侧压力系数λ为1.5时，钢拱架轴力整体变化规律与前面相似，蠕变时间约为17 a时，拱顶B1处钢拱架轴力因达到极限弯矩而屈服，轴力迅速降低；B3测点的轴力最大接近750 kN；当达到40 a时，测点B2、B3和B4的轴力开始下降，其中测点B3的轴力保持在440 kN左右，而B2和B4测点的轴力降低至225 kN之内. 因此，钢拱架的轴力呈现先快速增长、再缓慢发展、后期快速降低的特征；侧压力系数越大，蠕变后期轴力降低的时间越早.

图 11 钢拱架轴力监测曲线

Figure 11. Monitoring curves of axial force in steel arch frame

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 钢拱架弯矩监测曲线

Figure 12. Monitoring curves of bending moment in steel arch frame

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.2.2 钢拱架弯矩演化特征

从弯矩上看，侧压力系数λ为0.5时，B1测点弯矩在达到极限承载力之前近似线性增长，之后降低为0；B2测点始终为正弯矩，B3测点始终为负弯矩，B3测点的弯矩在80 a左右由负弯矩变为正弯矩；在75 a左右，弯矩发生剧烈变化，轴力在相应时间同样发生快速变化. 当侧压力系数λ为1.0时，拱顶B1测点轴力在3年内快速上升，此后到26 a之前平稳上升，直至达到极限弯矩屈服；B2测点在前95 a全部为正弯矩，在最后5 a时处于正负间波动状态；B3和B4测点在前65 a为负弯矩，此后逐步转变为正弯矩，B4测点的弯矩绝对值始终大于B3测点. 当侧压力系数λ为1.5时，拱顶B1测点同样因达到极限弯矩而在17 a时发生屈服，B2、B3测点弯矩在40 a左右开始逐步由负弯矩转变为正弯矩，且B3测点的弯矩绝对值始终大于B2测点的弯矩绝对值；B4测点的弯矩始终为正值，前40 a在20 kN•m左右波动，后面则超过30 kN•m. 整体上看，拱顶测点B1都因达到极限弯矩而屈服，且侧压力系数越大，钢拱架发生屈服的时间越早；在蠕变后期，B2、B3和B4测点的钢拱架轴力都降低，但部分测点弯矩则出现由负变正的特征.

3.3 衬砌损伤行为分析

3.3.1 衬砌受压损伤演化特征

蠕变作用下衬砌受压损伤分布见图13，其中Contour of Property damagec表示受压损伤值. 在侧压力系数λ为0.5的条件下，蠕变时间为10 a时，损伤区分布于边墙位置的初期支护、墙脚位置的初期支护与二次衬砌中，最大受压损伤值为0.02；此后直至70 a，边墙位置和墙脚位置的损伤都快速发展，但边墙位置的损伤发展比墙脚位置更显著，70 a时的最大受压损伤值为0.46；当达到80 a时，损伤达0.99的区域在衬砌厚度方向贯通，形成贯通的受压破坏区，其中，边墙位置受压破坏区贯通初期支护和二次衬砌，墙脚位置的受压破坏区仅贯通二次衬砌；当达到90 a时，墙脚处初期支护形成贯通的受压破坏区；达到100 a时，形成了边墙至墙脚范围的受压破坏区，拱部区域损伤开始逐步发展. 在侧压力系数λ为1.0的

图 13 衬砌受压损伤分布

Figure 13. Distribution of compressive damage in lining

下载: 全尺寸图片幻灯片

条件下，受压损伤区的发展规律与侧压力系数λ为0.5时的基本一致，但形成贯通受压破坏区的时间提前. 当蠕变时间达到70 a时，在边墙和墙脚位置形成了贯通的受压破坏区；当达到80 a时，在拱部的二衬形成损伤达到0.99的受压破坏区，此后受压破坏区沿衬砌厚度方向和环向继续发展. 在侧压力系数λ为1.5的条件下，蠕变时间为10 a时，在拱部、边墙和墙脚出现受压损伤，最大损伤值为0.07；此后，边墙部位的损伤区域快速发展；当达到50 a时，在边墙和墙脚出现贯通的受压破坏区；蠕变时间达到60 a时，在拱部出现对称的损伤区；时间达到90 a时，拱部对称的受压破坏区已经贯穿二次衬砌，逐步向初期支护扩展.

通过上述分析可知，侧压力系数越大，衬砌中形成贯通的受压破坏区的时间越早；侧压力系数对隧道衬砌受压损伤的空间分布影响不明显，损伤破坏区主要分布在隧道边墙和墙脚位置；此外，拱部也会形成受压损伤区，且侧压力系数越大，拱部的受压损伤越严重.

3.3.2 衬砌受拉损伤演化特征

蠕变作用下衬砌受拉伤分布情况见图14，其中Contour of Property damaget表示受拉损伤值. 侧压力系数λ为0.5的条件下，蠕变时间为10 a时，在仰拱中心和墙脚位置的二次衬砌出现受拉损伤区，最大受拉损伤值为0.08；当达到20 a时，边墙位置的二次衬砌在表面出现受拉损伤区；随着时间的发展，边墙位置的二次衬砌受拉损伤快速发展；当达到70 a时，边墙位置二次衬砌表面的最大受拉损伤达到0.58；当达到80 a时，边墙位置二次受拉损伤达到0.99；达到90 a时，在拱部的衬砌出现对称分布的受拉损伤区，此后损伤区继续扩展. 在侧压力系数λ为1.0的条件下，衬砌受拉损伤演化特征与前面基本一致，但达到70 a时，最大受拉损伤已经达到0.99，同时在拱部的衬砌出现对称分布的受拉损伤区. 在侧压力系数λ为1.5的条件下，蠕变时间达到50 a时，衬砌最大受拉损伤已经达到0.99. 整体上看，隧道衬砌受拉损伤区域和损伤严重程度小于受压损伤，即以受压损伤破坏为主.

图 14 受拉损伤分布

Figure 14. Distribution of tensile damage

下载: 全尺寸图片幻灯片

综上所述，随着侧压力系数增大，衬砌受拉损伤达到最大值0.99的时间提前，但对受拉损伤区的空间分布影响不明显；受拉损伤首先出现在边墙中部位置的二次衬砌表面，且发展速度快.

3.4 验证与讨论

在宗思隧道现场，对DK124 + 850 ～ 920段落二次衬砌裂纹进行了监测，裂纹分布见图15. 图中可知，二次衬砌中裂纹主要沿隧道轴线方向分布，少量裂纹沿隧道环向或与轴线斜交方向分布. 沿轴线方向分布的裂纹又主要分布于拱墙分界线附近，或者靠近隧道矮边墙. 沿隧道轴线方向裂纹的分布特征与衬砌损伤分布特征相似，这在一定程度上验证了隧道支护结构劣化力学模型的正确性.

图 15 现场实测二衬裂纹分布

Figure 15. Measured crack distribution of secondary lining

下载: 全尺寸图片幻灯片

根据蠕变作用下隧道支护体系中锚杆、钢拱架和衬砌的劣化特性分析可知，侧压力系数对锚杆破断、钢拱架屈服和衬砌损伤的空间分布特征影响不明显，但对它们随时间的发展变化影响显著. 侧压力系数越大，锚杆发生破断、钢拱架屈服和衬砌形成贯通的损伤破坏区的时间都会越早，这是因为3种侧压力系数下，竖向应力的大小始终保持不变，侧压力系数增大的同时，水平应力随之增大. 在蠕变条件下，更大的水平应力产生更显著的蠕变荷载，导致作用在支护结构上的作用力增加，相同时间条件下支护结构必然发生更大的变形，致使劣化效应发生的时间提前.

4. 结　论

1）建立了锚杆破断、钢拱架屈服和混凝土塑性损伤力学模型，实现了支护结构劣化力学模型的二次开发，采用数值算例验证了3种劣化力学模型的有效性.

2）无论侧压力系数的大小，隧道边墙中部位置的锚杆都先发生破断，然后沿隧道环向向两侧发展，靠近拱部和最下侧锚杆的破断时间较晚；侧压力系数越大，锚杆发生破断时间越早.

3）无论侧压力系数大小，拱顶处钢拱架均因达到极限弯矩而屈服；钢拱架轴力呈先加速增长、后缓慢发展、最后急速降低的特征；钢拱架轴力快速降低时，弯矩剧烈变化，部分监测点出现由负变正的特征；侧压力系数越大，钢拱架屈服时间越早，轴力降低和弯矩剧烈变化时间也越早.

4）侧压力系数对衬砌受压损伤、受拉损伤区的空间分布影响不明显，受压损伤破坏区主要分布在隧道边墙和墙脚位置，受拉损伤首先出现在边墙位置的二次衬砌表面；拱部也会形成受压损伤区，且侧压力系数越大损伤越严重；侧压力系数越大，衬砌中形成贯通的受压破坏区、受拉损伤达到最大值的时间越早.

致谢：西华大学人才引进项目（Z231016）资助.

图 1 CVISC蠕变模型

Figure 1. CVISC creep model

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 锚杆力学模型

Figure 2. Mechanical model of anchor bolt

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 锚杆破断力学模型验证

Figure 3. Verification of mechanical model for anchor bolt fracture

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 钢拱架屈服力学模型验证

Figure 4. Verification of mechanical model of steel arch frame yielding

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 混凝土塑性损伤模型及其验证

Figure 5. Concrete plastic damage model and its verification

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 宗思隧道（单位：cm）

Figure 6. Zongsi Tunnel (unit: cm)

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 隧道支护结构劣化特征分析数值模型

Figure 7. Numerical model for deterioration characteristic analysis of tunnel support structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 锚杆轴力监测结果

Figure 8. Axial force monitoring results of anchor bolt

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 破断锚杆空间分布

Figure 9. Spatial distribution of anchor bolt fracture

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 锚杆破断时间

Figure 10. Timing of anchor bolt fracture

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 钢拱架轴力监测曲线

Figure 11. Monitoring curves of axial force in steel arch frame

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 钢拱架弯矩监测曲线

Figure 12. Monitoring curves of bending moment in steel arch frame

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 13 衬砌受压损伤分布

Figure 13. Distribution of compressive damage in lining

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 14 受拉损伤分布

Figure 14. Distribution of tensile damage

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 15 现场实测二衬裂纹分布

Figure 15. Measured crack distribution of secondary lining

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 锚杆物理力学参数

Table 1. Physical and mechanical parameters of anchor bolt

弹性模量E/GPa	抗拉强度F_t/MPa	延伸率/%	直径d/mm
200	335	16	22

下载: 导出CSV

表 2 钢拱架物理力学参数

Table 2. Physical and parameters of steel arch frame

钢拱架型号	弹性模量E/GPa	泊松比v	极限轴力N_u/kN	极限弯矩M_u/kN•m
I20a	200	0.3	849	71

下载: 导出CSV

表 3 混凝土力学参数

Table 3. Mechanical parameters of concrete

强度等级	弹性模量E /GPa	泊松比ν	内聚力c/MPa	内摩擦角φ/（°）	抗压强度σ_c /MP	抗拉强度σ_t /MPa
C25	28.0	0.2	3.0	50	16.7	1.78
C35	31.5	0.2	3.7	55	23.4	2.20

下载: 导出CSV

表 4 混凝土弹塑性损伤参数

Table 4. Elasto-plastic damage parameters of concrete

C25混凝土				C35混凝土
κ_s/ （ × 10⁻³）	D_s	κ_t/ （ × 10⁻³）	D_t	κ_s/ （ × 10⁻³）	D_s	κ_t/ （ × 10⁻³）	D_t
0	0	0	0	0	0	0	0
0.06	0.01	0.42	0.55	0.07	0.01	0.45	0.55
0.20	0.02	1.02	0.75	0.23	0.02	1.13	0.75
0.45	0.03	3.60	0.99	0.56	0.04	3.92	0.99
1.20	0.11	/	/	1.40	0.12	/	/
3.00	0.40	/	/	2.90	0.39	/	/
4.50	0.70	/	/	4.10	0.67	/	/
7.00	0.99	/	/	6.00	0.99	/	/

下载: 导出CSV

表 5 围岩蠕变力学参数

Table 5. Creep mechanical parameters of surrounding rock

K/ GPa	E_M/ GPa	E_K/ GPa	η_M/ GPa.a	η_K/ （GPa.a）	c/ MPa	φ/（°）	σ_t/ MPa
2	2.5	4	3	1.2	7	26	1

下载: 导出CSV

参考文献(34)

[1]	关宝树. 漫谈矿山法隧道技术第四讲:钢架[J]. 隧道建设,2016,36(2): 123-130. doi: 10.3973/j.issn.1672-741X.2016.02.001 GUAN Baoshu. Tunneling by mining method: lecture Ⅳ: steel arch[J]. Tunnel Construction, 2016, 36(2): 123-130. doi: 10.3973/j.issn.1672-741X.2016.02.001
[2]	李天胜,何川,方砚兵,等. 基于围岩变形失效的隧道结构可靠度设计方法[J]. 西南交通大学学报,2023,58(3): 613-621. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20220137 LI Tiansheng, HE Chuan, FANG Yanbing, et al. Reliability-based design method of tunnel structures based on deformation failure of surrounding rock[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2023, 58(3): 613-621. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20220137
[3]	潘钦锋,张丙强,黄志斌. 隧道下穿诱发既有管道-土体非协调变形解析研究[J]. 西南交通大学学报,2024,59(3): 637-645. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20230334 PAN Qinfeng, ZHANG Bingqiang, HUANG Zhibin. Analytical study for uncoordinated deformation of existing pipeline and soil induced by tunnel undercrossing[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2024, 59(3): 637-645. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20230334
[4]	中华人民共和国交通运输部. 公路隧道设计细则:JTG/T D70—2010[S]. 北京:人民交通出版社,2010.
[5]	国家铁路局. 铁路隧道设计规范:TB 10003—2016[S]. 北京:中国铁道出版社,2017.
[6]	周建,杨新安,蔡键,等. 深埋复合式衬砌隧道二衬分担比研究[J]. 公路交通科技,2020,37(5): 92-99.
[7]	王耀东,朱力强,余祖俊,等. 基于样本自动标注的隧道裂缝病害智能识别[J]. 西南交通大学学报,2023,58(5): 1001-1008,1036. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20210092 WANG Yandong, ZHU Liqiang, YU Zujun, et al. Intelligent tunnel crack recognition based on automatic sample labeling[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2023, 58(5): 1001-1008,1036. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20210092
[8]	中华人民共和国交通运输部. 公路工程技术标准:JTG B01—2014[S]. 北京:人民交通出版社,2015.
[9]	陈志豪. 锈蚀加筋喷砼拱肋支护承载性能劣化与损伤评价[D]. 长沙:长沙理工大学,2021.
[10]	丁万涛,李术才. 锈蚀对海底隧道锚固支护结构加固性能的影响[J]. 华南理工大学学报(自然科学版),2013,41(6): 100-107,139. doi: 10.3969/j.issn.1000-565X.2013.06.016 DING Wantao, LI Shucai. Effect of corrosion on reinforcement performance of anchorage support structure of subsea tunnel[J]. Journal of South China University of Technology (Natural Science Edition), 2013, 41(6): 100-107,139. doi: 10.3969/j.issn.1000-565X.2013.06.016
[11]	杜建明,房倩,程荔琼,等. 围岩-支护结构时效性共同作用下运营隧道服役特性[J]. 中南大学学报(自然科学版),2022,53(10): 4001-4011. doi: 10.11817/j.issn.1672-7207.2022.10.020 DU Jianming, FANG Qian, CHENG Liqiong, et al. Service characteristics of operational tunnel under combined action of time effects of surrounding rock and supporting structure[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2022, 53(10): 4001-4011. doi: 10.11817/j.issn.1672-7207.2022.10.020
[12]	席红兵,李柏生. 硫酸盐-冻融共同作用下隧道衬砌支护喷射混凝土劣化性能研究[J]. 隧道建设(中英文),2022,42(7): 1219-1226. XI Hongbing, LI Bo Sheng. Deterioration performance of tunnel lining support shotcrete under sulfate-freeze-thaw interaction[J]. Tunnel Construction, 2022, 42(7): 1219-1226.
[13]	杜学才,周辉,郭鹏云,等. 香炉山引水隧洞围岩的蠕变特性及模型研究[J]. 长江科学院院报,2022,39(12): 75-81. doi: 10.11988/ckyyb.20221011 DU Xuecai, ZHOU Hui, GUO Pengyun, et al. Creep characteristics and modelling of surrounding rock of Xianglushan water diversion tunnel[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute, 2022, 39(12): 75-81. doi: 10.11988/ckyyb.20221011
[14]	封坤,王胤丞,马文帅,等. 围岩蠕变对盾构隧道受荷特征影响研究[J]. 铁道标准设计,2022,66(8): 117-124,131. FENG Kun, WANG Yincheng, MA Wenshuai, et al. Influence of surrounding rock creep on loading characteristics of shield tunnel[J]. Railway Standard Design, 2022, 66(8): 117-124,131.
[15]	经纬,陈洪恩,杨仁树,等. 基于岩石蠕变及D-P准则的深部巷道围岩弹塑性分析[J]. 力学学报,2022,54(7): 1982-1993. doi: 10.6052/0459-1879-21-619 JING Wei, CHEN Hongen, YANG Renshu, et al. Elastoplastic analysis of surrounding rock of deep roadway based on rock creep and d-p criterion[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 2022, 54(7): 1982-1993. doi: 10.6052/0459-1879-21-619
[16]	路军富,肖铮,喻渝,等. 铁路隧道底鼓段围岩蠕变参数反演方法研究[J]. 铁道工程学报,2021,38(1): 66-71. doi: 10.3969/j.issn.1006-2106.2021.01.012 LU Junfu, XIAO Zheng, YU Yu, et al. Research on the back analysis method of creep parameters of surrounding rock at floor heave section of railway tunnel[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2021, 38(1): 66-71. doi: 10.3969/j.issn.1006-2106.2021.01.012
[17]	张海洋,徐文杰,王永刚. 各向异性软岩隧道围岩蠕变特征及支护方案对比分析[J]. 铁道建筑,2018,58(8): 71-74. doi: 10.3969/j.issn.1003-1995.2018.08.18 ZHANG Haiyang, XU Wenjie, WANG Yonggang. Creep characteristics of surrounding rock in anisotropic soft rock tunnel and comparative analysis of supporting schemes[J]. Railway Engineering, 2018, 58(8): 71-74. doi: 10.3969/j.issn.1003-1995.2018.08.18
[18]	YANG K, YAN Q X, SHI Z D, et al. Numerical study on the mechanical behavior of shotcrete lining with yielding support in large deformation tunnel[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 2023, 56(2): 1563-1584. doi: 10.1007/s00603-022-03126-w
[19]	XU G W, GUTIERREZ M. Study on the damage evolution in secondary tunnel lining under the combined actions of corrosion degradation of preliminary support and creep deformation of surrounding rock[J]. Transportation Geotechnics, 2021, 27: 100501. doi: 10.1016/j.trgeo.2020.100501
[20]	戴永浩,陈卫忠,于洪丹,等. 大坂膨胀性泥岩引水隧洞长期稳定性分析[J]. 岩石力学与工程学报,2010,29(增1): 3227-3234. DAI Yonghao, CHEN Weizhong, YU Hongdan, et al. Long-term stability analysis of daban diversion tunnel buried in swelling mudstone[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(S1): 3227-3234.
[21]	李建军,张志强. 岩石蠕变对隧道二次衬砌结构影响的研究[J]. 现代隧道技术,2011,48(6): 58-64,81. doi: 10.3969/j.issn.1009-6582.2011.06.012 LI Jianjun, ZHANG Zhiqiang. Study of the influence of rock creep on the structure of a tunnel’s secondary lining[J]. Modern Tunnelling Technology, 2011, 48(6): 58-64,81. doi: 10.3969/j.issn.1009-6582.2011.06.012
[22]	徐国文,何川,汪耀,等. 流变荷载作用下隧道裂损二次衬砌结构安全性能研究[J]. 土木工程学报,2016,49(12): 114-123. XU Guowen, HE Chuan, WANG Yao, et al. Study on the safety performance of cracked secondary lining under action of rheological load[J]. China Civil Engineering Journal, 2016, 49(12): 114-123.
[23]	王迎超,尚岳全,孙红月,等. 复合式衬砌在围岩蠕变过程中的受力规律研究[J]. 水文地质工程地质,2010,37(2): 49-54. doi: 10.3969/j.issn.1000-3665.2010.02.011 WANG Yingchao, SHANG Yuequan, SUN Hongyue, et al. Study on mechanical rules of double-lining in creeping surrounding rock[J]. Hydrogeology & Engineering Geology, 2010, 37(2): 49-54. doi: 10.3969/j.issn.1000-3665.2010.02.011
[24]	师亚龙,郑波,刘志强,等. 流变效应作用下高地应力铁路软岩隧道衬砌结构长期稳定性研究[J]. 铁道标准设计,2017,61(10): 95-99. SHI Yalong, ZHENG Bo, LIU Zhiqiang, et al. Study on long term stability of tunnel lining structure in high stress soft rock tunnel under the effect of rheology[J]. Railway Standard Design, 2017, 61(10): 95-99.
[25]	钱文喜,耿大新,梁国卿. 围岩蠕变对运营隧道衬砌安全性的影响[J]. 公路交通科技,2020,37(9): 90-96. doi: 10.3969/j.issn.1002-0268.2020.09.012
[26]	汪耀. 高地应力下围岩蠕变对隧道结构长期安全性的影响分析[D]. 成都:西南交通大学,2017.
[27]	Itasca Consulting Group Inc. Fast lagrangian analyses of continua in three-dimensions[CP/OL]. (2012-06-23)[2023-08-12]. https://www.itascacg.com/software/FLAC3D.
[28]	Hibbitt, Karlsson and Sorensen, Inc. Abaqus analysis user’s guide[CP/OL]. (2014-05-06)[2023-08-12]. https://www.3ds.com/products/simulia/abaqus.
[29]	Ansys. Mechanical 12.0 user’s guide & theory guide [CP/OL]. (2009-10-14)[2023-08-12]. https://www.ansys.com/.
[30]	徐国文. 层状千枚岩地层隧道稳定性分析[D]. 成都:西南交通大学,2017.
[31]	过镇海,时旭东. 钢筋混凝土原理和分析[M]. 北京:清华大学出版社,2003.
[32]	中华人民共和国建设部. 混凝土结构设计规范:GB 50010—2002[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2004.
[33]	YANG K, YAN Q X, ZHANG C, et al. Study on mechanical properties and damage evolution of carbonaceous shale under triaxial compression with acoustic emission[J]. International Journal of Damage Mechanics, 2021, 30(6): 899-922. doi: 10.1177/1056789521991193
[34]	刘新喜,李盛南,徐泽沛,等. 冻融循环作用下炭质页岩蠕变模型研究[J]. 中国公路学报,2019,32(11): 137-145. LIU Xinxi, LI Shengnan, XU Zepei, et al. Research on creep model of carbonaceous shale under freeze-thaw cycle[J]. China Journal of Highway and Transport, 2019, 32(11): 137-145.

施引文献

附加材料(0)

访问统计

点击查看大图

图(15) / 表(5)

计量

文章访问数: 27
HTML全文浏览量: 5
PDF下载量: 5
被引次数: 0

1. 围岩蠕变与支护结构劣化力学模型
1.1 围岩蠕变力学模型
1.2 锚杆破断力学模型
1.3 钢拱架屈服力学模型
1.4 混凝土塑性损伤力学模型
2. 工程背景及数值模型
2.1 工程背景
2.2 数值模型的建立
3. 围岩蠕变作用下隧道支护结构劣化特征
3.1 锚杆破断行为分析
3.2 钢拱架屈服行为分析
3.3 衬砌损伤行为分析
3.4 验证与讨论
4. 结　论

1. 围岩蠕变与支护结构劣化力学模型
1.1 围岩蠕变力学模型
1.2 锚杆破断力学模型
1.3 钢拱架屈服力学模型
1.4 混凝土塑性损伤力学模型
2. 工程背景及数值模型
2.1 工程背景
2.2 数值模型的建立
3. 围岩蠕变作用下隧道支护结构劣化特征
3.1 锚杆破断行为分析
3.2 钢拱架屈服行为分析
3.3 衬砌损伤行为分析
3.4 验证与讨论
4. 结　论

参考文献(34)

施引文献

附加材料(0)

访问统计

围岩蠕变作用下隧道支护结构的劣化特征

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20230442

作者简介: 蓝日彦（1976—），男，教授级高级工程师，工学博士，研究方向为岩土工程、公路建设与运营管理，Email：47573043@qq.com

通讯作者: 杨凯（1987—），男，讲师，工学博士，研究方向为隧道及地下工程，Email：87642189@qq.com

计量

出版历程

Deterioration Characteristics of Tunnel Support Structures under Surrounding Rock Creep

1. 围岩蠕变与支护结构劣化力学模型

1.1 围岩蠕变力学模型

1.2 锚杆破断力学模型

1.3 钢拱架屈服力学模型

1.4 混凝土塑性损伤力学模型

2. 工程背景及数值模型

2.1 工程背景

2.2 数值模型的建立

3. 围岩蠕变作用下隧道支护结构劣化特征

3.1 锚杆破断行为分析

3.1.1 锚杆破断时间演化特征

3.1.2 锚杆破断空间分布特征

3.2 钢拱架屈服行为分析

3.2.1 钢拱架轴力演化特征

3.2.2 钢拱架弯矩演化特征

3.3 衬砌损伤行为分析

3.3.1 衬砌受压损伤演化特征

3.3.2 衬砌受拉损伤演化特征

3.4 验证与讨论

4. 结 论

计量

出版历程

目录

1. 围岩蠕变与支护结构劣化力学模型

1.1 围岩蠕变力学模型

1.2 锚杆破断力学模型

1.3 钢拱架屈服力学模型

1.4 混凝土塑性损伤力学模型

2. 工程背景及数值模型

2.1 工程背景

2.2 数值模型的建立

3. 围岩蠕变作用下隧道支护结构劣化特征

3.1 锚杆破断行为分析

3.2 钢拱架屈服行为分析

3.3 衬砌损伤行为分析

3.4 验证与讨论

4. 结 论

作者简介:
蓝日彦（1976—），男，教授级高级工程师，工学博士，研究方向为岩土工程、公路建设与运营管理，Email：47573043@qq.com

通讯作者:
杨凯（1987—），男，讲师，工学博士，研究方向为隧道及地下工程，Email：87642189@qq.com

4. 结　论

4. 结　论