何忠明，劉森峙，胡慶國(guó)，劉清芳(1.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 特殊環(huán)境道路工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙，410114；2.廣西交通投資集團(tuán)有限公司，廣西 南寧，50022；.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410114)

基于尖點(diǎn)突變理論的路堤填筑下伏溶洞頂板穩(wěn)定性研究

何忠明1,2,3，劉森峙3，胡慶國(guó)3，劉清芳3
(1.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 特殊環(huán)境道路工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙，410114；
2.廣西交通投資集團(tuán)有限公司，廣西 南寧，530022；
3.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙，410114)

為了分析路堤填筑過(guò)程中下伏溶洞頂板穩(wěn)定性，基于尖點(diǎn)突變理論建立穩(wěn)定性判定的數(shù)學(xué)模型；以湖南省益婁(益陽(yáng)—婁底)高速公路巖溶路段地質(zhì)條件為研究背景，基于上述穩(wěn)定性判定模型，設(shè)計(jì)不同厚度的溶洞頂板填筑時(shí)的工況，采用FLAC3D軟件模擬分析每層路堤填筑時(shí)的頂板穩(wěn)定性變化規(guī)律。研究結(jié)果表明：隨著路堤填筑高度增加，頂板會(huì)逐漸發(fā)生失穩(wěn)變形，頂板厚度與路堤極限填筑高度之間呈二次函數(shù)關(guān)系；當(dāng)路堤填筑高度超過(guò)極限填筑高度時(shí)，上部黏土層與頂板的沉降等值線連通，沉降值最大區(qū)域從黏土層移動(dòng)至頂板中部，塑性區(qū)向上延伸發(fā)展至地表貫通，對(duì)路堤建設(shè)產(chǎn)生危害。

尖點(diǎn)突變理論；溶洞；路堤填筑；頂板穩(wěn)定性；極限填筑高度

隨著公路建設(shè)的發(fā)展，在巖溶地區(qū)修筑高速公路較常見(jiàn)。在巖溶地區(qū)的公路建設(shè)中，需要特別考慮路堤填筑的施工過(guò)程對(duì)溶洞頂板穩(wěn)定性的影響。天然溶洞或人工洞室頂板不穩(wěn)定現(xiàn)象，會(huì)逐漸向上延伸破壞最終使得地表塌陷，對(duì)建筑環(huán)境會(huì)造成潛在危害[1]。溶洞頂板作為基礎(chǔ)的持力層，其穩(wěn)定性與溶洞頂板厚度、圍巖特性、巖溶發(fā)育程度、基礎(chǔ)尺寸、頂板跨度以及工作荷載等多種因素密切相關(guān)[2-3]。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外不少學(xué)者[1,4-7]對(duì)于建筑物下方溶洞頂板穩(wěn)定性的評(píng)價(jià)以及安全厚度的確定，逐漸由傳統(tǒng)的定性方法發(fā)展為半定量及定量方法。由于溶洞頂板具有非線性失穩(wěn)破壞的特性，大量學(xué)者采用突變理論探討路基溶洞頂板的穩(wěn)定性，得到了較合理的結(jié)論[8-9]。但現(xiàn)階段對(duì)溶洞穩(wěn)定性方面的研究較側(cè)重于路基溶洞頂板穩(wěn)定性影響因素的分析[10]、頂板安全厚度的確定[5-8]以及采用強(qiáng)度折減法[7,9-12]探討安全系數(shù)，而對(duì)于路堤填筑過(guò)程及填筑高度對(duì)隱伏溶洞頂板穩(wěn)定性影響的研究較少。為此，本文作者根據(jù)極限平衡的思想，基于尖點(diǎn)突變理論建立路堤填筑過(guò)程中溶洞頂板失穩(wěn)判定的數(shù)學(xué)模型，探討不同溶洞頂板厚度下路堤填筑過(guò)程中頂板穩(wěn)定性及其極限填筑高度，以便為工程實(shí)踐提供參考。

1　溶洞頂板穩(wěn)定性判定數(shù)學(xué)模型的建立

1.1頂板極限平衡狀態(tài)判據(jù)及極限填筑高度確定

溶洞頂板的受力狀態(tài)可簡(jiǎn)化為受致塌力(如巖土體的自重和外界荷載，以F表示)以及抵抗力(由巖土體自身強(qiáng)度決定，以f表示)兩者共同的作用；溶洞的穩(wěn)定狀態(tài)由致塌力和抵抗力兩者之間的比值決定。

在巖溶區(qū)，溶洞上方路堤填筑施工前，溶洞處于穩(wěn)定狀態(tài)，隨著路堤填筑高度的不斷增加，溶洞所受的致塌力不斷加大，溶洞頂板從穩(wěn)定狀態(tài)向非穩(wěn)定狀態(tài)發(fā)展。當(dāng)F=f時(shí)，頂板處于極限平衡狀態(tài)，此時(shí)，溶洞上方路堤的填筑高度為極限填筑高度，設(shè)為[H]。路基溶洞頂板的受力狀態(tài)較復(fù)雜，極限平衡狀態(tài)的判據(jù)也較困難。路基溶洞的沉降變形會(huì)隨路堤填筑高度的增加而增大，可以對(duì)溶洞頂板最易發(fā)生沉降的部位設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，分析沉降剛要發(fā)生突變時(shí)的狀態(tài)，以此作為路堤填筑下伏溶洞頂板極限平衡狀態(tài)的判據(jù)是較可取的方法。因此，本文作者建立溶洞頂板中點(diǎn)的豎向沉降Z隨溶洞上方路堤填筑高度h的數(shù)學(xué)函數(shù)關(guān)系式Z(h)，再將其轉(zhuǎn)化為尖點(diǎn)突變模型的勢(shì)函數(shù)，計(jì)算分叉集值來(lái)確定溶洞頂板的極限平衡狀態(tài)。

記錄每層填筑的路堤荷載p作用下的溶洞頂板中點(diǎn)豎向沉降Z，將二者擬合為泰勒級(jí)數(shù)形式的關(guān)系曲線。為獲得尖點(diǎn)突變勢(shì)函數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)形式，截取至函數(shù)4次項(xiàng)：

式中：a0，a1，a2，a3和a4均為不確定系數(shù)；p=γh；γ為路堤填土的容重，kN/m3；h為填筑高度，m。故式(1)可轉(zhuǎn)化為

式(2)可參考文獻(xiàn)[9]和[12]中方法進(jìn)行變換：令hi=m-n，n=b3/(4b4)，則式(2)可通過(guò)矩陣

化為

對(duì)式(4)進(jìn)一步化簡(jiǎn)得

式中：

分別對(duì)式(5)求一階導(dǎo)數(shù)和二階導(dǎo)數(shù)得：

式(7)與(8)均與系數(shù)C無(wú)關(guān)，故可根據(jù)以上各式的推導(dǎo)，確定溶洞上方路堤填筑的尖點(diǎn)突變理論標(biāo)準(zhǔn)勢(shì)函數(shù)模型為

在路堤填筑溶洞頂板的系統(tǒng)中，該系統(tǒng)的狀態(tài)由控制變量u和v以及狀態(tài)變量m確定。在由(m，u，v)所構(gòu)成的三維狀態(tài)空間中(如圖1所示)，平衡曲面M為所有平衡點(diǎn)的集合，平衡點(diǎn)應(yīng)滿足

M在(m，u，v)空間中為1個(gè)具有褶皺的光滑曲面，具有突跳、雙模態(tài)、滯后、發(fā)散及不可達(dá)等特征[13]。對(duì)于突變點(diǎn)應(yīng)滿足：

它們?cè)诳刂谱兞縰-v平面的投影就構(gòu)成分叉集Δ。聯(lián)立式(10)和式(11)消去m可得

平衡曲面的空間圖形由上葉、中葉和下葉構(gòu)成，當(dāng)系統(tǒng)控制變量u和v位于交叉集外區(qū)域即Δ＞0時(shí)，相應(yīng)的平衡曲面空間點(diǎn)在曲面的上葉或下葉平衡變化，溶洞頂板穩(wěn)定；當(dāng)Δ＜0時(shí)，空間點(diǎn)位于中葉，中葉是不穩(wěn)定的，故系統(tǒng)處于不穩(wěn)定狀態(tài)，巖溶頂板發(fā)生塌陷；當(dāng)Δ=0時(shí)，空間點(diǎn)位于中葉或上葉邊緣，相應(yīng)點(diǎn)即將發(fā)生突跳，故此時(shí)系統(tǒng)處于臨界穩(wěn)定狀態(tài)也就是極限平衡狀態(tài)，同時(shí)確定路堤的極限填筑高度[H]。

圖1　尖點(diǎn)突變模型示意圖Fig.1　Model of cusp catastrophe

1.2路堤填筑下伏溶洞頂板穩(wěn)定性判定的過(guò)程

在本文中，對(duì)于溶洞頂板穩(wěn)定性的研究，采用Mohr-Coulomb模型，并假設(shè)溶洞頂板巖體完整，且能產(chǎn)生大變形。Mohr-Coulomb破壞準(zhǔn)則的表達(dá)式為[14]

式中：I1和J2為應(yīng)力張量第 1不變量和應(yīng)力偏量第 2不變量；θ0為應(yīng)力羅德角；c和φ分別為黏聚力和內(nèi)摩擦角?；诩恻c(diǎn)突變理論的路堤填筑下伏溶洞頂板穩(wěn)定性判定過(guò)程為：先利用FLAC3D軟件建立溶洞幾何模型并劃分網(wǎng)格，進(jìn)行初始應(yīng)力平衡，設(shè)置路堤填筑前的初始應(yīng)力條件；采用Mohr-Coulomb模型進(jìn)行彈塑性求解至收斂；模擬溶洞上方路堤逐層填筑的過(guò)程，記錄各層填筑高度hi下洞頂中點(diǎn)的沉降z(mì)i，并分別將hi填筑高度及其之前記錄的所有的(h,z)數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行4次函數(shù)的曲線擬合，設(shè)為Z(h)i；將函數(shù)變換為突變數(shù)學(xué)模型，計(jì)算交叉集的值，對(duì)溶洞頂板系統(tǒng)的穩(wěn)定性進(jìn)行判定，從而確定路堤極限填筑高度。

需說(shuō)明的是：本文對(duì)路堤填筑的模擬，每層填筑增加的高度都相等，因此，在分析過(guò)程中，當(dāng)確定某一層填筑后系統(tǒng)為穩(wěn)定，而下一層填筑后為不穩(wěn)定，將默認(rèn)該層路堤填筑后的系統(tǒng)狀態(tài)為極限平衡狀態(tài)。具體判定過(guò)程如圖2所示。

1.3穩(wěn)定性判定的可靠性驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型判定的可靠性，在本文中利用有限差分?jǐn)?shù)值分析軟件FLAC3D對(duì)鄭穎人等[11]作過(guò)的隧洞模型實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬。由于本文討論溶洞頂板穩(wěn)定性，故選取文獻(xiàn)[11]中的淺埋隧洞模型，其尺寸及力學(xué)參數(shù)均不變，材料采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型。FLAC3D軟件對(duì)整個(gè)模型共劃分5 360個(gè)單元，對(duì)隧洞周圍單元?jiǎng)澐州^密，其他區(qū)域依次變疏，模型的幾何形狀以及網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖3所示。

室內(nèi)模擬試驗(yàn)的過(guò)程是對(duì)模型逐級(jí)增加荷載，并記錄每級(jí)荷載下模型洞頂中點(diǎn)的豎直沉降。頂板沉降位移發(fā)展趨勢(shì)如圖4所示，沉降位移隨荷載逐級(jí)增加而增大，當(dāng)荷載超過(guò)25 kN時(shí)，沉降趨勢(shì)明顯，此時(shí)可將各監(jiān)測(cè)點(diǎn)之前所有數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行曲線擬合。表1所示為荷載高于27 kN時(shí)部分?jǐn)M合曲線的函數(shù)關(guān)系式，各曲線的擬合系數(shù)R2均大于0.96，故各擬合曲線能反映系統(tǒng)的沉降位移趨勢(shì)。從表1可知：當(dāng)荷載≤27.24 kN時(shí)，尖點(diǎn)突變模型的交叉集Δ大于0，判定隧洞模型的頂板未破壞；當(dāng)荷載≥27.30 kN時(shí)，Δ小于0，可以判定隧洞模型頂板已經(jīng)發(fā)生破壞，由此可以確定模型隧洞的極限荷載為27.24~27.30 kN，由于兩者相差不大，極限荷載默認(rèn)為27.24 kN。選取文獻(xiàn)[11]中室內(nèi)模型試驗(yàn)的破壞狀態(tài)與27.24 kN下的數(shù)值模擬塑性區(qū)云圖進(jìn)行對(duì)比(見(jiàn)圖5)，可知二者的破壞模式較一致，且數(shù)值計(jì)算得到的極限荷載為27.24 kN，與室內(nèi)試驗(yàn)的28 kN接近，由此說(shuō)明采用尖點(diǎn)突變的數(shù)學(xué)模型判定路堤填筑荷載下溶洞頂板穩(wěn)定性是合理、可靠的。

圖2　判定過(guò)程流程圖Fig.2　Flow chart of determination process

圖3　數(shù)值模擬的有限差分網(wǎng)格Fig.3　Finite difference grids of numerical simulation

圖4　荷載-頂板沉降曲線Fig.4　Relationship between loads and displacements of roof

圖5　模型實(shí)驗(yàn)的破壞狀態(tài)[11]與數(shù)值分析的塑性區(qū)云圖Fig.5　Failure situation of model test[11]and plastic zone of numerical simulation

表1　各荷載下的位移擬合曲線、尖點(diǎn)突變模型控制變量及ΔTable 1　Displacements fitting curves,control variables and Δ of cusp catastrophe models under different loads

2　數(shù)值模型建立

2.1工程概況及計(jì)算模型

湖南省益婁高速公路沿線多個(gè)路段巖溶發(fā)育，部分路段勘測(cè)出有大型溶洞，溶洞的形狀接近橢球形，并埋藏于土層下方。溶洞圍巖屬微風(fēng)化巖，上層依次覆蓋有坡積黏土和粉質(zhì)黏土。為簡(jiǎn)化分析最易發(fā)生塌陷地段，本文截取其中一溶洞橫斷面最大路段，取道路行車方向長(zhǎng)度1 m，并假設(shè)填筑的路堤位于溶洞的正上方。

采用FLAC3D軟件建立如圖6所示的數(shù)值計(jì)算模型，模型長(zhǎng)×寬×高為60 m×1 m×36 m，溶洞位于模型正中部，橢圓形溶洞的長(zhǎng)軸為12 m，短軸為6 m，溶洞頂板厚度為2 m，上層覆蓋的坡積黏土及粉質(zhì)黏土的厚度分別為4 m和2 m。模型各巖土地層的力學(xué)參數(shù)如表2所示。

對(duì)于計(jì)算模型的邊界條件設(shè)置為：模型的兩側(cè)均為水平方向位移約束，模型底部為水平和豎直方向位移約束，模型頂部為自由界，整個(gè)模型的行車方向位移約束。

圖6　計(jì)算模型Fig.6　Numerical model

表2　巖土體力學(xué)參數(shù)Table 2　Mechanical parameters of geotechnical

2.2路堤填筑過(guò)程模擬

根據(jù)公路路基設(shè)計(jì)規(guī)范(JTG D30—2015)[15]，路堤施工應(yīng)進(jìn)行分層鋪筑。本文采用FLAC3D中的apply命令施加應(yīng)力來(lái)代替路堤填土的填筑，路堤荷載的應(yīng)力hγσ=，應(yīng)力分布采用gradient命令模擬路堤梯形應(yīng)力的分布；為模擬路堤每層壓實(shí)后的填筑，每級(jí)應(yīng)力的增加相當(dāng)路堤填筑高度增加20 cm，路堤填筑高度增加時(shí)保持路基寬度(包括路肩、行車道和中間道)26 m[16]不變以及路堤邊坡坡率1:1.5不變，以此確定極限填筑高度時(shí)的路堤橫斷面形式。為簡(jiǎn)化分析，在本文中未考慮行車荷載和其他外界條件的影響，且假設(shè)路堤填土為均質(zhì)土，路堤填筑僅考慮溶洞頂板的沉降位移，不考慮路堤的變形作用。

3　結(jié)果分析

3.1路堤填筑不同厚度的下伏溶洞頂板穩(wěn)定性

采用上述的模擬過(guò)程和方法探討頂板厚度為2 m的工況下路堤填筑過(guò)程中溶洞頂板的穩(wěn)定性，得到各填筑高度下頂板系統(tǒng)控制變量和分叉集的值，從而分析頂板的穩(wěn)定狀態(tài)，結(jié)果如表3所示。

表3　路堤填筑過(guò)程中頂板穩(wěn)定狀態(tài)Table 3　Stability of roof in process of embankment filling

由表3可知：在路堤填筑高度為4.4 m時(shí)，系統(tǒng)分叉集Δ大于0，可判定頂板未失穩(wěn)破壞；當(dāng)填筑高度達(dá)到4.6 m時(shí)，溶洞頂板中點(diǎn)的沉降位移達(dá)130 mm，且Δ小于0，系統(tǒng)產(chǎn)生突變，頂板失穩(wěn)。因此，可以確定2.0 m厚溶洞頂板上方路堤的極限填筑高度為4.4 m。在實(shí)際工程中，考慮到車輛荷載和其他外界環(huán)境的影響，路堤填筑高度應(yīng)不超過(guò)4 m。

通過(guò)大量試算和判定，確定了頂板厚度為1.5，2.0，2.5，3.0和3.5 m各工況下，極限填筑高度分別為2.2，4.4，7.2，9.8和14.2 m，二者關(guān)系如圖7所示。從圖7可見(jiàn)：隨著頂板厚度增加，路堤填筑的極限高度增加。經(jīng)多次擬合，二者的關(guān)系最符合二次函數(shù)關(guān)系，擬合系數(shù)R2=0.997。分析得知各厚度頂板上路堤的填筑高度超過(guò)極限填筑高度時(shí)，溶洞頂板將產(chǎn)生失穩(wěn)破壞。

3.2路堤填筑下伏溶洞頂板沉降趨勢(shì)分析

當(dāng)頂板厚度為2 m，路堤高度為2.0，3.0和4.4 m時(shí)的溶洞頂板沉降分布見(jiàn)圖8。由圖8可見(jiàn)：在路堤高度未達(dá)到極限填筑高度時(shí)，頂板的沉降不大，路基沉降最大的區(qū)域位于頂板正上方的黏土層。這是由于上方路堤荷載未超過(guò)頂板的強(qiáng)度，路堤的填筑使頂板產(chǎn)生的沉降變形不大，而頂板以上黏土層的模量較小，在路堤荷載下產(chǎn)生壓縮變形。隨著路堤高度達(dá)到極限填筑高度，最大沉降區(qū)域由黏土層移動(dòng)至頂板中心，最大沉降達(dá)到93 mm，沉降將產(chǎn)生突變，并且溶洞頂板與黏土層的沉降等值線連通，頂板將會(huì)發(fā)生失穩(wěn)破壞。

圖7　頂板厚度與極限填筑高度關(guān)系Fig.7　Relationship between thickness of roof and ultimate filling height

圖8　沉降分布Fig.8　Vertical displacement distributions

3.3路堤填筑下伏溶洞頂板的塑性區(qū)分布

圖9所示為在路堤填筑過(guò)程中(頂板厚度為2 m)，填筑高度逐漸達(dá)到和超過(guò)極限填筑高度下的模型塑性區(qū)分布。從圖9可知：在路堤高度為2 m時(shí)，頂板受到上部土層和路堤的荷載作用，已經(jīng)開(kāi)始產(chǎn)生塑性區(qū)，與一般的水平頂板不同，橢圓溶洞的拱形頂板具有一定的應(yīng)力傳遞效應(yīng)，使得頂板兩側(cè)所受的應(yīng)力也較大；頂板上部及兩側(cè)區(qū)域主要產(chǎn)生拉伸破壞和剪切破壞，而上層土體的塑性區(qū)面積較小，對(duì)上方建筑物的穩(wěn)定影響不大；當(dāng)填筑高度為3 m時(shí)，塑性區(qū)發(fā)展開(kāi)始向上延伸，并在黏土層與巖層界面處產(chǎn)生一定的剪切破壞。對(duì)比路堤高度為4.4 m和4.6 m下的塑性區(qū)可知，當(dāng)路堤超過(guò)極限填筑高度時(shí)，溶洞上方的塑性區(qū)向地表處延伸并貫通，頂板的失穩(wěn)破壞將對(duì)路堤建設(shè)造成較大危害。

圖9　塑性區(qū)分布Fig.9　Plastic zone distributions

4　結(jié)論

1)建立了路堤填筑過(guò)程中溶洞頂板穩(wěn)定性判定的尖點(diǎn)突變理論數(shù)學(xué)模型，驗(yàn)證了該方法對(duì)溶洞頂板穩(wěn)定性判定的可靠性，是一種較合理的定量分析方法。

2)以湖南省益婁高速公路的巖溶路段地質(zhì)條件為例，確定了溶洞頂板厚度分別為1.5，2.0，2.5，3.0 和3.5 m工況時(shí)，路堤的極限填筑高度分別為2.2，4.4，7.2，9.8和14.2 m，頂板厚度與極限填筑高度之間較符合二次函數(shù)關(guān)系。

3)在未處治的情況下，當(dāng)溶洞上方的路堤填方高度超過(guò)極限填筑高度時(shí)，溶洞頂板的失穩(wěn)破壞將延伸至上方地表，對(duì)路堤建設(shè)造成較大危害。

[1]PARISE M,LOLLINO P.A preliminary analysis of failure mechanisms in karst and man-make underground caves in Southern Italy[J].Geomorphology,2011,134(1/2):132-143.

[2]陽(yáng)軍生,張軍,張起森,等.溶洞上方圓形基礎(chǔ)地基極限承載力有限元分析[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2005,24(2):296-301. YANG Junsheng,ZHANG Jun,ZHANG Qisen,et al.Finite element analysis of ultimate bearing capacity of circular footing above karst cave[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(2):296-301.

[3]胡慶國(guó),張可能,陽(yáng)軍生.溶洞上方條形基礎(chǔ)地基極限承載力有限元分析[J].中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2005,36(4): 694-697. HU Qingguo,ZHANG Keneng,YANG Junsheng.Finite element analysis of ultimate bearing capacity of strip footing above karst cave[J].Journal of Central South University(Science and Technology),2005,36(4):694-697.

[4]韓紅艷,吳燕舞,黑亮,等.巖溶路基溶洞頂板穩(wěn)定性分析[J].工程地質(zhì)學(xué)報(bào),2012,20(6):1078-1082. HAN Hongyan,WU Yanwu,HEI Liang,et al.Stability analysis of karst cave roof beneath highway subgrade[J].Journal of Engineering Geology,2012,20(6):1078-1082.

[5]HATZOR Y H,WAINSHTEIN I,MAZOR D B.Stability of shallow karstic caverns in blocky rock masses[J].International Journal of Rock Mechanics&Mining Sciences,2010,47(8): 1289-1303.

[6]JIANG Chong,LIU Lang,WU Junping.A new method determining safe thickness of karst cave roof under pile tip[J]. Journal of Central South University,2014,21(3):1190-1196.

[7]曹文貴,程曄,趙明華.公路路基巖溶頂板安全厚度確定的數(shù)值流形方法研究[J].巖土工程學(xué)報(bào),2005,27(6):621-625. CAO Wengui,CHENG Ye,ZHAO Minghua.Studies on numerical manifold method for determination of safe thickness of karst roof in roadbed[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2005,27(6):621-625.

[8]張建華.基于突變理論的巖溶區(qū)路基頂板安全厚度分析[J].鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào),2009,6(3):52-55. ZHANG Jianhua.Analysis of cave roof safe thickness in karst region based on catastrophe theory[J].Journal of Railway Science and Engineering,2009,6(3):52-55.

[9]ZHAO Yanlin,PENG Qingyang,WAN Wen,et al.Fluid-soild coupling analysis of rock pillar stability for concealed karst cave ahead of a roadway based on catastrophe theory[J].International Journal of Mining Science and Technology,2014,24(6): 737-745.

[10]蔣沖,趙明華,胡伯學(xué),等.路基溶洞頂板穩(wěn)定性影響因素分析[J].公路工程,2009,31(1):5-9. JIANG Chong,ZHAO Minghua,HU Boxue,et al.Stability factors analysis for subgrade karst roof[J].Highway Engineering, 2009,31(1):5-9.

[11]鄭穎人,徐浩,王成,等.隧洞破壞機(jī)理及深淺埋分界標(biāo)準(zhǔn)[J].浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版),2010,44(10):1851-1856. ZHANG Yingren,XU Hao,WANG Cheng,et al.Failure mechanism of tunnel and dividing line standard between shallow and deep bury[J].Journal of Zhejiang University(Engineering Science),2010,44(10):1851-185.

[12]趙延林,吳啟紅,王衛(wèi)軍,等.基于突變理論的采空區(qū)重疊頂板穩(wěn)定性強(qiáng)度折減法及其應(yīng)用[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2010,29(7):1424-1434. ZHAO Yanlin,WU Qihong,WANG Wenjun,et al.Strength reduction method to study stability of goaf overlapping roof based on catastrophe theory[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2010,29(7):1424-1434.

[13]凌復(fù)華.突變理論及其應(yīng)用[M].上海:上海交通大學(xué)出版社, 1987:123-124. LINGFuhua.Catastrophetheoryanditsapplications[J]. Shanghai:Shanghai Jiaotong University Press,1987:123-124.

[14]Itasca Consulting Group.Theory and background[R].Minnesota: Itasca Consulting Group,2002.

[15]JTG D30—2015,公路路基設(shè)計(jì)規(guī)范[S]. JTG D30— 2015,Specificationsfor design of highway subgrades[S].

[16]鄧學(xué)鈞.路基路面工程[M].北京:人民交通出版社,2013: 62-63. DENG Xuejun.Road subgrade and pavement engineering[M]. Beijing:China Communications Press,2013:62-63.

(編輯陳燦華)

Stability of karst cave roof during embankment filling based on cusp catastrophe theory

HE Zhongming1,2,3,LIU Senzhi3,HU Qingguo3,LIU Qingfang3
(1.Key Laboratory of Special Environment Road Engineering of Hunan Province, Changsha University of Science&Technology,Changsha 410114,China;
2.Guangxi Communications Investment Group Co.Ltd,Nanning 530022,China;
3.School of Traffic and Transportation Engineering,Changsha University of Science&Technology, Changsha 410014,China)

In order to analyze the stability of karst carve roof in the process of embankment filling,a mathematical model for stability determination based on the cusp catastrophe theory was established.Based on the geological conditions of the construction section in Yi—Lou highway of Hunan Province and the above stability determination model,the working conditions of the karst cave roof with different thicknesses were designed,and the FLAC3Dsoftware was used to analyze the stability of the roof when the embankment was filled.The results show that the roof gradually exhibits instability deformation with the increase of embankment filling height,and the relationship between the height of roof thickness and the ultimate filling height of the embankment is the quadratic function.When the embankment heightexceeds the limit filling height,the displacement contours of the upper clay layer is connected with the roof,the largest area of the vertical displacement moves from the clay layer to the middle part of the roof,and the plastic zone extends up to the surface and perforating,which is harmful to the construction of the embankment.

the cusp catastrophe theory;karst cave;embankment filling;roof stability;the ultimate filling height

何忠明，博士(后)，副教授，從事道路工程的教學(xué)與研究工作；E-mail:hezhongming45@126.com

U49

A

1672-7207(2016)07-2456-07

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.07.037

2015-11-20；

2016-01-10

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51508042)；湖南省交通運(yùn)輸廳科技進(jìn)步與創(chuàng)新計(jì)劃項(xiàng)目(201417)；長(zhǎng)沙理工大學(xué)特殊環(huán)境道路工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金資助項(xiàng)目(kfj140501)；湖南省教育廳科學(xué)研究重點(diǎn)項(xiàng)目(14A007)(Project(51508042)supported by the National Natural Science Foundation of China;Project(201417)supported by Transportation Department Scientific&Technological Progress and Innovation Plan of Hunan Province;Project(kfj140501)supported by the Open Fund of Key Laboratory of Special Environment Road Engineering of Hunan Province,Changsha University of Science&Technology;Project(14A007)supported by the Research Foundation of Education Burea of Hunan Province)