马素健，Saqib Ashraf，崔 瑛

（横滨国立大学都市创新研究院,日本 横滨 240-0067）

膨胀土对于工程建设而言是一种较为危险的地质土体，由于其在吸水和失水过程中具有显著的胀缩性以及自身具备的裂隙性和较为普遍的超固结性[1]，对于隧道工程的施工以及安全性都将产生巨大的影响。膨胀土容易导致施工过程中超固结压力的消散、土体吸水膨胀造成围岩应力的重分布，继而引起围岩塌方，造成人员和财产损失。此外，由于周围膨胀土吸水之后产生的巨大膨胀力可能导致衬砌的开裂[2]，将对隧道的维护与安全造成巨大困扰。

目前，大部分中国学者主要通过数值仿真和基于现场监测的数据展开研究。针对膨胀土隧道的数值仿真研究，陈纤等[3]通过ABAQUS 有限元软件对于膨胀土隧道的开挖展开研究，得到增湿条件下围岩的应力场和位移场，并指出增湿强度为影响隧道稳定性的主要因素。常帅斌[4]采用GTS/NS有限元软件对于不同含水率下的膨胀土隧道的围岩应力展开研究，得到原状土与重塑土含水率与膨胀力之间的关系。张艺腾等[5]针对黄土的局部膨胀影响隧道稳定性的情况采用FLAC 3D 指出仰拱为局部膨胀的明显影响区域。郑俊杰等[6]针对降雨入渗对于膨胀土隧道影响的情况采用FLAC 3D 分析了入渗时间、膨胀系数等对于围岩变形的影响。施有志等[7]采用PLAXIS 3D 对膨胀土层渗水后的车站底部隧道进行应力分析，研究发现膨胀土更容易引起土层底部隆起和掌子面回弹。

目前相关标准[8−9]只是在无法规避的情况下出于安全的考虑建议对隧道衬砌进行加厚，此外关于膨胀土隧道的试验研究也相对较少。基于此，本文针对围岩中膨胀土出现的位置对隧道的影响展开试验研究。通过模型试验测试研究膨胀土膨胀过程中隧道的受力特征和围岩的变形特征以揭示局部土体膨胀对于隧道稳定性的影响。

由于膨胀土是一种非饱和并且受含水量影响性质较为不稳定的土体，具有明显的吸水膨胀和失水收缩的性质，其含有的蒙脱石、伊利石等黏粒物质将极大地影响土体的膨胀性能[10]，在开始膨胀土隧道试验前需开展自由膨胀试验对膨胀土试样进行相关物理参数的测定。

图1 为自由膨胀实验示意图及试验装置图。本研究所选取的膨胀土试样为25 %的膨润土与75 %的Toyoura 砂[11−12]（两者均为质量比），在制作完土样后采用高20 mm、直径60 mm 的模具装载试样进行自由膨胀试验，试样物理力学参数如表1 所示。

表1 膨胀土力学参数Tab.1 The parameters of expansive soil

图1 自由膨胀试验Fig.1 Free swell test

将试样装入测试盒中，仪器组装完成后在测试盒顶部加压，初始固结完成后样品中开始渗水进行自由膨胀直到膨胀完毕。试样膨胀到最大体积后施加负载直至样品达到其初始的孔隙率从而测试其膨胀力。试样膨胀曲线如图2(a)所示。

图2 自由膨胀试验曲线Fig.2 Curve of free swell test

在达到膨胀峰值前土体处于一直膨胀的状态，最终膨胀量约为22%。在0～40 h 内膨胀曲线斜率较为一致，说明土体处于线性膨胀的状态，在40 h之后随着时间的增长曲线斜率逐渐降低。由e-logP曲线可知，试样初始孔隙比为0.65，试样膨胀后孔隙比迅速增大，膨胀完全后施加负向荷载直至恢复其初始孔隙比得到试样的膨胀压力[13]，由曲线可知在加载压力为161.72 kPa (膨胀压力)后其孔隙比恢复至0.65。

2.1 模型试验装置

模型试验采用日本横滨国立大学Cui Lab.自主研发设计的膨胀土隧道模型试验装置，试验装置主要由模型箱、隧道衬砌、两侧渗水装置组成，如图3 所示。隧道为马蹄形隧道，其直径为100 mm。根据已有研究[14]可知，当横向尺寸为隧道直径的3～5 倍时可以有效地减缓模型箱效应。试验模型箱由有机玻璃板组成，平面尺寸为600 mm×600 mm，由于所涉及的研究问题为平面应变问题，因此纵向厚度沿隧道轴线方向取200 mm。

图3 模型试验装置Fig.3 Model test equipment

2.2 相似比计算及相似材料

模型试验所选用的围岩材料和膨胀土材料按照几何比为1∶100 的相似定理进行计算和设计，得到如表2 所示的模型相似指标及相似常数。

表2 模型试验相似指标Tab.2 Model test similarity index

2.3 试验设备简介

本试验通过采集隧道环向方向的压力值研究局部膨胀土体膨胀对于隧道稳定性的影响，在隧道环向方向均匀布设由东京测量仪器实验室生产的压力传感器，不同工况下传感器布设情况如图4 所示。在模型箱底部设有与渗水装置相连的进水口用于土体膨胀，数据采集由压力测试系统完成。

图4 隧道环向压力测点布置图Fig.4 Measuring point layout

为探究不同位置膨胀土膨胀对于隧道稳定性的影响，本研究设计了两组试验针对底部膨胀土和左侧膨胀土对于隧道稳定性的影响进行研究。在进行试验之前采用水头高度验证传感器的有效性，根据均匀密度为1.6 g/cm3配置膨胀土层[15]，为探究膨胀土对于隧道稳定性的影响，采用假设土层的方法，每层膨胀土厚度均取2 cm。采用#6 硅砂配置围岩材料。夯筑土层前根据均匀密度计算每5 cm厚一层所需要的土量并进行分层夯实。在进行膨胀土夯实过程中在两侧留出空隙以减小模型箱边界效应对于膨胀土的影响。土体夯筑完成后，静置一段时间后将底部进水口与渗水装置连接，渗水装置的水头始终保持在某一高度保证土层的吸水不受限制,如图5 所示。待膨胀土体吸水膨胀后，采用高精度相机对于土体进行拍照，后续采用PIV 技术进行围岩变形分析。

图5 两种工况填筑完成Fig.5 2 cases after compacting soil

4.1 隧道环向压力时程分析

如图6 所示，为底部土体膨胀作用下隧道环向压力分布曲线。在整个膨胀过程中IL、IR 以及IC 膨胀压力变化最大；
WR 和WL 处的膨胀压力在整个过程中的变化也相对较大。约10 h 后其余部位传感器的压力处于平稳状态，位于SL 处的环向压力最小。

图6 底部膨胀土隧道环向压力时程曲线Fig.6 The pressure history-time curve under bottom expansive soil

在膨胀时间10 h 内，位于隧道底部监测点的隧道围压为线性增长阶段，并且随着时间的增长，底部两侧(IL、IR)的环向压力一直呈增长趋势，在约350 h 处膨胀效应达到最大，环向压力达到最大值，分别为97.23 和91.93 kPa，并在之后保持平稳压力。而IC 处的压力值则在约95 h 达到最大值，并由于围岩本身卸载的影响导致其压力值有短暂的降低，当膨胀土将要达到饱和状态时，其压力出现短暂的提升并在之后进入稳定阶段。

如图7 所示，为隧道左侧膨胀土膨胀过程中隧道环向压力的时程曲线图，为测试该工况覆土压力，该工况下使其从第6 h 开始渗水。隧道环向压力膨胀初始阶段增幅较大，10 h 后WL 和SLL 处的压力继续增大，其他位置处的环向压力则保持平稳。由于膨胀土位于隧道左侧位置，并且均匀分布于隧道顶部与底部，当水从模型底部渗透进入膨胀土后，巨大的膨胀作用导致隧道环向围岩压力出现短暂的应力重分布。50 h 后围岩压力达到稳定状态，环向压力变化位置主要集中于WL 和SL 处。当膨胀土达到饱和状态，两处位置的环向压力达到最大值，分别为37.75 和23.76 kPa。当达到最大压力后会出现短暂的负增长，之后维持一个较为平稳的状态。在膨胀土达到饱和后环向压力有所降低的原因可能是由于膨胀土达到饱和后，此时围岩的扰动不再由膨胀土主导，而是由土体本身的卸载导致。由于卸载时间较短，在60 h 后隧道的环向压力持续一个稳定状态。

左侧膨胀土对于隧道影响较大的位置为WL 和SLL。环向最靠近膨胀土的监测点为WL 监测点，其次为SL 监测点，在膨胀5～20 h 过程中WL 处的环向压力的变化近似呈线性变化。值得注意的是在膨胀的整个过程中WR 监测点的压力在经历过陡增阶段后以较小的斜率线性增长，这种情况可能是由于左侧膨胀土的膨胀以及右侧边界固定的影响导致隧道在左侧膨胀的过程中将膨胀受到的压力传递到了右侧。

综合分析不同位置土体膨胀下隧道环向压力膨胀曲线可知，受与膨胀土的距离影响，距离膨胀土越近的监测点的压力越大。图6 中显示受影响最大的为IL、IR，其次为IC，而WL 和WR 由于其位置接近于隧道底部的膨胀土，因此受影响依旧比较大；
图7 显示监测点与膨胀土越近，其受影响时间和压力增幅越大。

此外，值得注意的是隧道环向压力受膨胀土影响的变化并不是单一的切线斜率变化，由图6 的a、b、c 处区域可知，环向压力同样在此区域内出现近乎持平状态；
由图7 的a 处位置可知，SLL 处在10 h 附近达到第一个极值点时，首次出现应变缓冲的时间约为总膨胀时间的1/5，环向压力稳定一段时间后再次增长。因此可以得到膨胀土膨胀过程虽然是一个持续膨胀的过程，但是每当膨胀土膨胀到一定阶段，就会出现持平状态，即围岩的卸荷状态。也就是说膨胀土的饱和程度在这一阶段起着重要的作用，膨胀压力不再成为变形的主导因素，而是围岩自身的应变缓冲。

4.2 土体膨胀下隧道压力分布规律

如图8 所示，为隧道底部膨胀土分别膨胀10、50、70 h 和膨胀结束后的隧道围压变化图。在膨胀的整个过程中随着时间的增长，环向压力整体呈增长趋势，随着与底部距离的增大压力逐渐减小；
而对于隧道直墙之上的部分，其环向压力在整个过程中基本为0，以SL 部位为界限环向压力的传递急速降低。以WL 和SLL 为例，在膨胀150 h 时，对应部位的环向压力分别为24.00 和2.33 kPa，可能是由于SL 部位以上为马蹄形隧道的拱形区域，其剪力发生变化，因此环向压力急速减小。

图8 底部膨胀作用环向压力分布Fig.8 The Circumferential pressure of bottom expansive soil

由于整个模型呈对称分布，隧道环向压力大致呈对称分布，当膨胀150 h 后隧道的WL 和WR 处的压力基本没有发生变化，因此可以推测底部膨胀土的膨胀对于隧道部位的影响按照区域由远及近依次停止。此外，位于底部中心位置区域的压力在整个时间范围内并没有较大的变化，因此可以将隧道底部膨胀土推测假定为一受弯结构（上部受压）。随着膨胀时间的增大，底部两侧部位受到较大的土体压力。以IL 为例，在膨胀时间为50、150 h 和膨胀结束后的时间段，其膨胀压力分别为40.74、68.26 和96.39 kPa，随着时间的增长，其膨胀效应也在逐渐削弱。

如图9 所示，为隧道左侧膨胀土膨胀作用下10、50、70 h 和膨胀结束后环向压力变化图。当左侧出现膨胀土时，其影响的主要区域为左侧的WL 和SLL 区域，与4.1 节内容所分析一致，但环向压力并未随着膨胀时间的增大而呈增大趋势，而是在膨胀50 h 左右膨胀作用停止，并且环向压力有一定的减小趋势。而其他区域监测点的环向压力变化并不明显甚至为0 kPa 左右，其原因大致是由于隧道在整个过程中固定，因此压力并不能传递到另一端。由于膨胀过程中上层围岩在整个过程中主要沿隧道中线位置向上运动，导致一侧出现膨胀土时隧道失稳。此外，由于隧道顶部为拱形，下面为直墙部分，因此压力最大点更容易出现在WL 部位。

图9 左侧膨胀作用环向压力分布Fig.9 The Circumferential pressure of left expansive soil

综合分析隧道不同部位膨胀土膨胀作用的影响，可以发现由于隧道形状以及与膨胀土距离的原因，膨胀土的膨胀效应对隧道各部位的影响与距离呈负相关，而且由于底部膨胀土的膨胀压力过大且扰动范围较大，因此底部膨胀土对整个模型产生较大范围的扰动。此外，膨胀土对于隧道的影响将随着时间慢慢减弱，即变化范围逐渐减小，与4.1 分析曲线中其切线斜率逐渐减小相对应。

4.3 围岩变形及剪切分布

如图10 所示，为通过PIV 技术分析所得到的底部膨胀土膨胀过程中围岩变形云图。在整个膨胀过程中围岩的变形不断增大，随着膨胀效应的隧道两侧围岩受到的扰动越大。底部土体膨胀过程中位于隧道底部的土体变形很小，并且在横向范围内随着与隧道距离的增大变形逐渐增大，从而进一步验证了本文4.2 节中关于膨胀土层的力学特性的讨论。

图10 底部膨胀作用围岩变形云图Fig.10 The surrounding rock deformation figure of bottom expansive soil

膨胀过程中围岩的变形大致以隧道中线位置呈对称分布，两侧土体的变形沿竖向方向逐渐减小，膨胀500 h 后两侧围岩最大变形约为0.09 cm。位于右上部的区域50 h 时变形约为0.04 cm，在膨胀结束后约为0.06 cm，因此可以推测随着距离的增大，受到膨胀效应扰动的区域影响逐渐减小，而两侧区域仍处于变形较大区域。

由变形云图可知，膨胀过程中位于隧道顶部的围岩变形基本为0，并且变形区域随着膨胀作用的增强逐渐减小。两侧围岩的变形将导致剪力的产生，并且随着膨胀作用的增强剪力逐渐增大，在隧道两侧形成两个剪切带，即为围岩破坏的整个过程。

如图11 所示，为隧道受到左侧膨胀土的膨胀作用时围岩的变形云图。由于膨胀土主要分布在隧道左侧，围岩的扰动范围主要集中在左侧部位，右侧围岩的变形基本为0，在左侧沿与隧道距离方向呈上升梯度变化，随着膨胀作用的增强左侧土体的变形以及区域都出现显著扩大，当膨胀结束后左侧围岩的最大变形约为0.1 cm。与底部分布均匀膨胀土不同，当左侧分布膨胀土时大致以隧道顶部为界限出现剪切带，随着膨胀作用的增强剪切作用也逐渐增大。

图11 左侧膨胀作用围岩变形云图Fig.11 The surrounding rock deformation figure of left expansive soil

当膨胀结束时，最大变形基本贯穿整个左侧区域。值得注意的是位于模型右上角的区域由于自由边界、膨胀作用以及土体吸水之后出现的短暂收缩的影响出现负向变形用于整体平衡，随着膨胀作用的增强右上部的围岩负向变形进一步扩大，从而加剧了围岩破坏的剪切作用。

综合分析不同位置膨胀土作用下围岩的变形云图可知，当膨胀土分布在隧道底部时两侧围岩呈现向上运动的趋势，而中部位置的围岩并无明显变形，出现双边剪切的现象；
当膨胀土出现在左侧，左侧土体发生向上运动，并随着膨胀作用的增强变形量以及变形区域都在向左侧扩张。一侧分布膨胀土时其膨胀时间短但是土体的变形量以及变形范围远远大于相同时间下隧道底部分布膨胀土的情况，而且由于左侧的巨大变形以及右侧土体吸水之后出现的短暂体积缩小从而导致围岩进一步变形，由此可知一侧分布膨胀土的情形可能对隧道同侧的围岩以及隧道变形产生强烈的局部集中破坏。

本文通过自由膨胀实验以及模型试验探究了隧道围岩局部出现膨胀土时隧道的力学响应特征，从膨胀作用下环向压力的时程分布、压力分布特征以及围岩的变形剪切揭示隧道的失稳特征，从而得到以下结论。

1）针对局部膨胀的影响，膨胀效应对于隧道的影响随着时间逐渐增大并最终趋于稳定；
靠近膨胀土一侧的隧道位置压力扰动最大，而相对侧的压力扰动较小。膨胀效应随着时间的增大逐渐增强，最终由于土体本身变形卸载导致达到最大压力后出现短暂的负增长并在之后维持一个较为平稳的状态。

2）土体膨胀是一个持续膨胀的过程，但是每当膨胀土膨胀到一定阶段，会出现一定时间的稳定区域，之后再次进入膨胀状态，在长期过程，由于土体的膨胀和土体自身的缓冲共同作用从而导致围岩变形增大。

3）隧道底部膨胀土可以看作受弯结构，随着膨胀时间的增大，底部两侧部位受到较大的土体压力，而中部位于受压区域环向压力较小。底部膨胀土膨胀过程中位于隧道底部的土体变形很小，并且在横向范围内随着与隧道距离的增大变形逐渐增大。

4）隧道底部为膨胀土时，两侧围岩的巨大变形将产生剪切作用，对于围岩产生整体干扰并且随着膨胀作用的增强剪力逐渐增大，对于围岩产生较大的整体扰动，在隧道两侧形成两个剪切带，即双边剪切；
当左侧分布膨胀土时以隧道顶部为界限出现剪切带，即单边剪切，而由于一侧土体巨大膨胀作用可能导致剪切效应更加明显，对于隧道同侧围岩以及隧道变形将产生强烈的局部集中破坏。

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