王志杰， 許瑞寧,2,*， 何能方

(1. 西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031； 2. 河北省交通規(guī)劃設計院，河北 石家莊 050011； 3. 中交隧道工程局有限公司第四工程公司， 四川 成都 610041)

昔格達組地層大斷面隧道變形特征分析

王志杰1， 許瑞寧1,2,*， 何能方3

(1. 西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031； 2. 河北省交通規(guī)劃設計院，河北 石家莊 050011； 3. 中交隧道工程局有限公司第四工程公司， 四川 成都 610041)

為掌握昔格達組地層大斷面隧道變形特征，確保大斷面隧道施工期間圍巖的穩(wěn)定性，以改建鐵路成都至昆明線米易至攀枝花段桐梓林隧道為依托，采用數(shù)值模擬與現(xiàn)場多斷面監(jiān)測相結合的方法，研究在三臺階臨時仰拱法施工中昔格達組地層大斷面隧道變形的時空效應。研究結果表明： 昔格達組地層大斷面隧道洞周圍巖變形以豎向沉降為主；拱頂先行沉降與上臺階開挖引起的拱頂沉降之和占總沉降的41.3%，超前影響范圍為1.3D；隧道開挖期間拱頂沉降和拱腳水平收斂主要受中臺階開挖的影響；隧道拱頂沉降隨時間變化的預測公式為U=102.105·exp(-5.33/X)；隧道拱腳水平收斂隨時間變化的預測公式為L1=19.552·exp(-7.49/X)；隧道墻腰水平收斂隨時間變化的預測公式為L2=17.862·exp(-23.26/X)。

昔格達組地層； 大斷面隧道； 變形特征； 數(shù)值模擬； 現(xiàn)場測試

0 引言

昔格達組地層是一種我國特有的工程性質(zhì)較差的河湖相沉積半成巖，以攀西地區(qū)鹽邊縣紅格鄉(xiāng)昔格達村命名，呈不連續(xù)的南北向片狀、條帶狀分布，面積約4萬km2[1]。該地層水穩(wěn)性較差，遇水后易泥化、崩解，強度大幅度降低。在該地層中開挖隧道，易產(chǎn)生圍巖大變形，初期支護結構開裂、掉塊、坍塌冒頂?shù)仁鹿剩瑖乐赜绊懼淼拦こ痰陌踩玔2]。

隨著我國西南地區(qū)交通網(wǎng)的進一步完善，昔格達組地層工程建設越來越受到關注和重視。文獻[3]和林振湖[4]分別結合成昆鐵路和攀枝花滑坡，研究了昔格達組地層的工程特性；彭盛恩[5]研究了昔格達土是否適合作為筑壩土料，得出單一昔格達組細粒黏土干容重小、強度低的結論，若將33%～50%昔格達組黏土礫土與50%～67%細砂礫土混合，可獲得較低壓縮性和較高的抗剪強度，且抗?jié)B透變形特性也將得到很好地改善，可以作為筑壩土料；黃俊[6]從昔格達組微觀和宏觀角度，研究了昔格達組地層易滑性，提出昔格達組地層層面間的3種接觸類型；李小泉[7]在粟子坪水電站廠基礎研究中，認為昔格達土在不受擾動和含水量不發(fā)生太大變化的前提下，可以作為廠房基礎持力層；周云金等[8]在紅格提水工程二級泵站外側坡體發(fā)生變形拉裂成因分析中，認為昔格達組地層是產(chǎn)生變形的內(nèi)因，水的作用是造成坡體變形的重要誘導因素；吳興序等[9]通過對昔格達組地層中灌注樁進行單軸豎向承載力試驗，認為昔格達組地層具有較高的承載力，可以作為一般建筑物樁基的持力層。上述研究主要集中于昔格達組地層路基、邊坡以及基礎工程，而關于該地層大斷面交通隧道工程的研究很少。

本文以改建鐵路成都至昆明線米易至攀枝花段桐梓林隧道為工程依托，通過數(shù)值模擬與現(xiàn)場實測相結合的方法，討論昔格達組地層大斷面隧道采用三臺階臨時仰拱法施工過程中圍巖的變形特征，進而為類似工程建設提供參考。

1 工程概況

桐梓林隧道位于我國攀西龍肘山脈中段，地形起伏較大，相對高差為100～650 m，隧道全長6 092 m，設計時速160 km/h，最大埋深616 m，穿越昔格達組地層段長1 036 m。選取隧道進口DK566+400～DK572+460段作為隧道變形研究范圍，該段平均埋深約45.5 m，開挖面積133 m2，采用三臺階臨時仰拱法施工。圍巖以昔格達組灰色頁巖夾砂巖為主，掌子面圍巖揭露情況如圖1所示。昔格達組地層遇水后易泥化，如圖2所示。支護結構按照新奧法原理設計，采用Vc型復合式襯砌結構，支護參數(shù)如表1所示。進口段初期支護結構壓潰如圖3所示。

2 隧道施工數(shù)值模擬

2.1 模型建立

根據(jù)圣維南原理和隧道力學中開挖影響范圍，以邊界效應對隧道的影響可以忽略為前提[10]，運用有限元軟件ANSYS建立三維模型，共計298 560個六面體實體單元，304 773個節(jié)點。模型邊界為： 左右兩側(X向)邊界取3.8倍的隧道跨度；下邊界(Z向)取3.9倍的隧道跨度；上邊界取至地表；前后(Y向)邊界取4.4倍的隧道跨度。計算模型如圖4所示。

(a) 掌子面圍巖揭露

(b) 掌子面圍巖取樣

圖2 昔格達組地層遇水泥化

支護類型設置部位設計參數(shù)初期支護二次襯砌系統(tǒng)錨桿噴射混凝土鋼筋網(wǎng)鋼架混凝土鋼筋拱部 長3．5m，直徑25mm，中空錨桿，間距1．2m×1．0m(環(huán)×縱)邊墻 長3．5m，直徑22mm，砂漿錨桿，間距1．2m×1．0m(環(huán)×縱)拱墻強度C25，厚度27cm仰拱強度C25，厚度25cm拱墻 直徑8mm，間距20cm×20cm(橫×縱)全環(huán)I20b工字鋼，間距0．6m全環(huán)強度C35，厚度50cm全環(huán)HRB400，直徑22mm，間距20cm

圖3 初期支護結構壓潰

圖4 計算模型示意圖(單位： m)

2.2 計算參數(shù)

在依托工程地質(zhì)勘察資料的基礎上，綜合考慮昔格達組部分土體的室內(nèi)物理力學試驗結果、前人關于昔格達組地層巖土特性研究的結果[6,11-17]以及其他相關文獻資料[18-20]，確定計算模型所取巖土深度范圍內(nèi)巖土層計算參數(shù)如表2所示，支護結構計算參數(shù)如表3所示。

表2 巖土層計算參數(shù)

表3 支護結構計算參數(shù)

3 模擬結果分析

3.1 隧道拱頂圍巖沉降規(guī)律

選取模型中間斷面(Y=30 m)作為隧道拱頂沉降監(jiān)測斷面，監(jiān)測斷面的豎向位移云圖如圖5所示，拱頂沉降時程曲線如圖6所示。

圖5 隧道洞周圍巖豎向位移云圖(單位： m)

Fig. 5 Nephogram of vertical displacements of surrounding rocks (m)

A—上臺階開挖； B—中臺階右側開挖； C—中臺階左側開挖； D—下臺階右側開挖； E—下臺階左側開挖； F—仰拱開挖； G—二次襯砌施作。

圖6 隧道拱頂沉降時程曲線

Fig. 6 Time-dependent curve of tunnel crown top settlement

由圖5可知： 隧道采用三臺階臨時仰拱法開挖后，隧道洞周豎向變形關于隧道幾何中心線對稱分布，且自開挖輪廓線向外逐漸遞減，最大沉降發(fā)生在隧道拱頂處，為136.92 mm；隧道仰拱處因開挖卸載的緣故，其底部有較為明顯的隆起，約為52.68 mm。

由圖6可知： 掌子面前方拱頂處圍巖的先行沉降量為48 mm，占總沉降量的35.0%，超前影響范圍為1.3D(D為隧道最大開挖寬度)；上臺階開挖引起的拱頂沉降量為36 mm，占總沉降量的26.3%；中臺階開挖引起的拱頂沉降量為21 mm，占總沉降量的15.3%；下臺階開挖引起的拱頂沉降量為13 mm，占總沉降量的9.5%；自仰拱施作至二次襯砌施作完畢產(chǎn)生的拱頂沉降為6 mm，占總沉降量的4.4%；自二次襯砌施作完畢至隧道拱頂沉降基本穩(wěn)定產(chǎn)生的拱頂沉降為13 mm，占總沉降量的9.5%，且拱頂沉降在掌子面后方3.4D處開始趨于穩(wěn)定。其中，拱頂先行沉降與上臺階開挖引起的拱頂沉降之和占總沉降量的41.3%，說明昔格達組地層大斷面隧道采用三臺階臨時仰拱法開挖時，超前加固和上臺階開挖是關鍵工序，在現(xiàn)場施工中應加強重視。

3.2 隧道洞內(nèi)水平收斂規(guī)律

監(jiān)測斷面的水平位移云圖如圖7所示，拱腳和墻腰處水平收斂時程曲線如圖8所示。

圖7 隧道洞周圍巖水平位移云圖(單位： m)

Fig. 7 Nephogram of horizontal displacements of surrounding rocks (m)

A—上臺階開挖； B—中臺階右側開挖； C—中臺階左側開挖； D—下臺階右側開挖； E—下臺階左側開挖； F—仰拱開挖； G—二次襯砌施作。

圖8 隧道水平收斂時程曲線

Fig. 8 Time-dependent curves of horizontal convergence

由圖7可知： 隧道施工完畢后，洞周水平收斂呈“貓耳朵”形狀；由于隧道采用三臺階臨時仰拱法開挖時，中臺階和下臺階又分為左右2部分開挖，且右側部分先開挖，錯距約為3.6 m，進而使左側受到的前期開挖擾動時間和程度較大，而右側相比左側支護的時間要稍早，從而產(chǎn)生了隧道左側位移較右側位移普遍偏大的現(xiàn)象；最大收斂值為54.3 mm。

由圖8可知： 隧道開挖過程中拱腰處先行收斂值約為20 mm，占拱腰總收斂量的68.0%；上臺階開挖引起的拱腰水平收斂值為7.4 mm，占拱腰總收斂量的25.2%；中、下臺階開挖引起的拱腰水平收斂值為1.6 mm，占拱腰總收斂量的5.4%；自仰拱施作至二次襯砌施作完畢拱腰處產(chǎn)生的水平收斂值為0.4 mm，占拱腰總收斂量的1.4%。墻腰處先行收斂值約為23.2 mm，占墻腰總收斂量的42.7%；中臺階開挖引起的墻腰水平收斂值為14.8 mm，占墻腰總收斂量的27.3%；下臺階開挖引起的墻腰水平收斂值為12.6 mm，占墻腰總收斂量的23.2%；自仰拱施作至二次襯砌施作完畢墻腰處產(chǎn)生的水平收斂值為3.7 mm，占墻腰總收斂量的6.8%。

其中，監(jiān)測斷面各水平收斂監(jiān)測點處先行水平收斂值約占總水平收斂量的42.7%～56.5%，超前影響范圍為1.7D(D為隧道最大開挖寬度)，說明昔格達組地層隧道采用三臺階臨時仰拱法開挖時，保障掌子面前方圍巖的穩(wěn)定性對于控制隧道水平收斂變形是非常重要的。

4 隧道變形現(xiàn)場測試

4.1 測試內(nèi)容

在桐梓林隧道昔格達組地層試驗段內(nèi)開展隧道洞內(nèi)現(xiàn)場監(jiān)測，測試項目包括拱頂沉降和洞內(nèi)水平收斂，監(jiān)測項目及儀器如表4所示。拱頂沉降和水平收斂分別布設6個變形監(jiān)測斷面，每個斷面設置7個監(jiān)測點，分別位于拱頂、拱腳、墻腰及墻腳處，測點布置如圖9所示。

表4 試驗段監(jiān)測項目

圖9 洞內(nèi)位移測點布置

4.2 測試結果及分析

鑒于依托工程試驗段現(xiàn)場仰拱緊跟施作，墻腳處水平收斂量測時間較短且數(shù)值很小，因此本文僅選取拱腳和墻腰處測點進行分析，實測結果如圖10—12所示。

通過數(shù)理統(tǒng)計與回歸分析，得到了隧道拱頂沉降和水平收斂變形預測公式以及不同工序引起的拱頂沉降量，如表5—10和圖13—15所示。

圖10 拱頂沉降時程曲線

圖11 拱腳水平收斂時程曲線

Fig. 11 Time-dependent curves of horizontal convergence of arch feet

圖12 墻腰水平收斂時程曲線

Fig. 12 Time-dependent curves of horizontal convergence of wall waist

由表5—6及圖13可知：

1)上臺階開挖引起的拱頂沉降約占總沉降量的7.33%～19.75%；中臺階開挖引起的拱頂沉降約占總沉降量的45.54%～64.45%；下臺階開挖引起的拱頂沉降約占總沉降量的20.43%～35.11%；自仰拱施作至對應斷面觀測結束引起的沉降約占總沉降量的2.95%～16.06%。因此，隧道拱頂沉降主要受中臺階和下臺階開挖的影響，兩者開挖過程中產(chǎn)生的沉降約占總沉降量的69.35%～86.95%。

表5 拱頂沉降回歸分析結果

表6 試驗段不同工序下拱頂沉降量

Table 6 Settlements of crown top of test section under different construction procedures

mm

2)觀測期間試驗段最大沉降量為116.5 mm，相對于隧道高度下沉0.98%。

3)采用指數(shù)函數(shù)對試驗段隧道拱頂沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)進行回歸分析，得到試驗段各監(jiān)測斷面拱頂沉降與開挖時間的函數(shù)關系，且擬合決定系數(shù)位于0.883～0.996 5。同時，對大量拱頂沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)進行數(shù)值擬合，得到昔格達組地層深埋條件下隧道拱頂量測沉降量與開挖時間之間的函數(shù)關系U=102.105·exp(-5.33/X)。

4)通過隧道拱頂沉降與開挖時間的函數(shù)關系，預測試驗段各監(jiān)測斷面拱頂處最終沉降量為86.056～119.462 mm(回歸值102.105 mm)，相對于隧道高度，最大下沉1.01%。同時，觀測沉降最終值約為對應預測值的85.44%～97.52%。

表7 拱腳處水平收斂回歸分析結果

表8 墻腰處水平收斂回歸分析結果

表9 試驗段不同工序下拱腳處水平收斂值

Table 9 Horizontal convergences of arch feet of test section under different construction procedures

mm

表10 試驗段不同工序下墻腰處水平收斂值

Table 10 Horizontal convergences of wall waist of test section under different construction procedures

mm

圖13 試驗段不同工序拱頂沉降所占比例

Fig. 13 Proportions of crown top settlements of test section under different construction procedures

圖14 試驗段不同工序拱腳水平收斂所占比例

Fig. 14 Proportions of horizontal convergence of arch feet of test section under different construction procedures

圖15 試驗段不同工序墻腰水平收斂所占比例

Fig. 15 Proportions of horizontal convergence of wall waist of test section under different construction procedures

由表7—10及圖14—15可知：

1)隧道拱腳處水平收斂隨著開挖工序的進行，中臺階開挖引起的水平收斂約占總收斂量的42.36%～89.74%；下臺階開挖引起的水平收斂約占總收斂量的4.40%～47.45%；自仰拱施作至對應斷面觀測結束引起的水平收斂約占總收斂量的5.87%～20.97%。因此，隧道拱腳處水平收斂主要受中臺階開挖的影響。

2)隧道墻腰處水平收斂隨著開挖工序的進行，中臺階開挖引起的水平收斂約占總收斂量的4.42%～57.22%；下臺階開挖引起的水平收斂約占總收斂量的34.22%～53.17%；自仰拱施作至對應斷面觀測結束引起的水平收斂約占總收斂量的6.34%～41.20%。因此，隧道墻腰處水平收斂主要受中臺階和下臺階開挖的影響，兩者開挖過程中產(chǎn)生的水平收斂約占總水平收斂量的62.15%～93.66%。

3)隧道水平收斂隨著時間的推移逐漸趨于穩(wěn)定，觀測期間試驗段拱腳處最大水平收斂為18.63 mm，相對凈空變化0.16%；墻腰處最大水平收斂為14.03 mm，相對凈空變化0.10%。

4)采用指數(shù)函數(shù)對試驗段隧道拱腳和墻腰處水平收斂監(jiān)測數(shù)據(jù)進行回歸分析，同時考慮到斷面DK566+435處拱腳和斷面DK566+454處墻腰水平收斂與開挖時間的函數(shù)關系決定系數(shù)均小于0.8。因此，舍去上述2個斷面對應的監(jiān)測數(shù)據(jù)后，對試驗段拱腳和墻腰處水平收斂監(jiān)測數(shù)據(jù)進行數(shù)值擬合，得到昔格達組地層深埋條件下隧道拱腳處水平收斂與開挖時間之間的函數(shù)關系L1=19.552·exp(-7.49/X)；墻腰處水平收斂與開挖時間之間的函數(shù)關系L2=17.862·exp(-23.26/X)。

5)通過隧道拱腳和墻腰處水平收斂與開挖時間的函數(shù)關系，預測試驗段各監(jiān)測斷面拱腳處最終水平收斂為17.088～23.772 mm(回歸值19.552 mm)，最大相對凈空變化0.21%，對應觀測水平收斂最終值約為預測值的85.44%～97.52%；墻腰處水平收斂為6.061～34.571 mm(回歸值17.862 mm)，最大相對凈空變化0.25%，對應觀測水平收斂最終值約為預測值的45.08%～93.71%。

5 數(shù)值模擬與預測公式對比分析

鑒于隧道試驗段實測變形曲線有6條，且存在一定離散性的情況，因此采用將現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)回歸所得的預測公式與數(shù)值模擬結果進行對比，來表征昔格達組地層大斷面隧道變形趨勢，以降低數(shù)據(jù)的離散性，如圖16—18所示。

A—上臺階開挖； B—中臺階右側開挖； C—中臺階左側開挖； D—下臺階右側開挖； E—下臺階左側開挖； F—仰拱開挖； G—二次襯砌施作。

圖16 拱頂沉降數(shù)值模擬結果與預測公式結果

Fig. 16 Comparison between numerical simulated crown top settlement and predicted results

A—上臺階開挖； B—中臺階右側開挖； C—中臺階左側開挖； D—下臺階右側開挖； E—下臺階左側開挖； F—仰拱開挖； G—二次襯砌施作。

圖17 拱腳水平收斂數(shù)值模擬結果與預測公式結果

Fig. 17 Comparison between numerical simulated horizontal convergence of arch feet and predicted results

由圖16—18可以看出：

1)隧道開挖后拱頂沉降數(shù)值模擬結果與預測公式結果吻合度較高，最大偏差為15 mm，說明數(shù)值模擬具有較高的可靠度，得到的相關趨勢與結論對實際工程具有較高的參考價值。

2)隧道開挖后拱腳水平收斂數(shù)值模擬結果與預測公式結果吻合度較高，最大偏差為7.7 mm。由于隧道現(xiàn)場在下臺階初期支護完畢后，會用部分開挖土體回填一定高度的下臺階，持續(xù)2～3 d，而數(shù)值模擬中未考慮該影響；因此，墻腰水平收斂數(shù)值模擬結果與預測公式結果相差較大，最大偏差為16.9 mm。

B—中臺階右側開挖； C—中臺階左側開挖； D—下臺階右側開挖； E—下臺階左側開挖； F—仰拱開挖； G—二次襯砌施作。

圖18 墻腰水平收斂數(shù)值模擬結果與預測公式結果

Fig. 18 Comparison between numerical simulated horizontal convergence of wall waist and predicted results

6 結論與討論

本文結合改建鐵路成都至昆明線米易至攀枝花段桐梓林隧道工程，通過數(shù)值模擬以及多斷面現(xiàn)場監(jiān)測相結合的方法，對昔格達組地層隧道圍巖變形特征進行了較為深入的研究，并得到以下結論。

1)昔格達組地層大斷面隧道洞周圍巖變形以豎向沉降為主，觀測期間隧道拱頂最大沉降量為116.5 mm，主要受中臺階開挖的影響；數(shù)值模擬結果中拱頂最大沉降量為136.92 mm，超前影響范圍為1.3D，拱頂先行沉降與上臺階開挖引起的拱頂沉降之和占總沉降量的41.3%；通過對現(xiàn)場多斷面監(jiān)測數(shù)據(jù)回歸分析，提出隧道開挖后拱頂沉降預測公式為U=102.105·exp(-5.33/X)。

2)拱腳處最大水平收斂值為18.63 mm，主要受中臺階開挖的影響；隧道墻腰處最大水平收斂值為14.03 mm，主要受中臺階和下臺階開挖的影響。數(shù)值模擬結果中隧道洞周水平位移分布呈“貓耳朵”形狀，最大水平收斂為63.29 mm，超前影響范圍為1.7D，先行水平收斂值約占總水平收斂量的58.9%～85.7%。通過對現(xiàn)場多斷面監(jiān)測數(shù)據(jù)回歸分析，提出隧道開挖后拱腳水平收斂預測公式為L1=19.552·exp(-7.49/X)，墻腰水平收斂預測公式為L2=17.862·exp(-23.26/X)。

本文僅選取了埋深為45 m處的典型斷面進行研究，埋深較單一，因此需要進一步收集多組不同埋深類型下的隧道變形數(shù)據(jù)，并進行對比分析，從而對昔格達組地層大斷面隧道圍巖變形特征做進一步探討。

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Study of Deformation Characteristics of Large Cross-section Tunnel in Xigeda Fm Strata

WANG Zhijie1, XU Ruining1, 2, *, HE Nengfang3

(1. Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering, Ministry of Education, Southwest Jiaotong University,Chengdu610031,Sichuan,China; 2.HebeiProvincialCommunicationsPlanningandDesignInstitute,Shijiazhuang050011,Hebei,China; 3.CCCCTunnelFourthEngineeringCompanyLimited,Chengdu610041,Sichuan,China)

The deformation characteristics of large cross-section Tongzilin Tunnel on Miyi-Panzhihua Section on Chengdu-Kunming Railway located in Xigeda Fm strata and constructed by three bench+temporary invert arch method are studied by numerical simulation and site monitoring, so as to guarantee the stability of surrounding rocks during construction. The study results show that: 1) The deformations of surrounding rocks of large cross-section tunnel in Xigeda Fm strata are mainly along vertical direction. 2) The primary crown top settlement and crown top settlement induced by top heading excavation takes 41.3% in total settlement; and the advanced influencing range is 1.3D. 3) The crown top settlement and arch feet convergence are mainly affected by middle bench excavation. 4) The prediction formula for crown top settlement vs. time isU=102.105·exp(-5.33/X). 5) The prediction formula for horizontal convergence of arch feet vs. time isL1=19.552·exp(-7.49/X). 6) The prediction formula for horizontal convergence of tunnel wall waist vs. time isL2=17.862·exp(-23.26/X).

Xigeda Fm strata; large cross-section tunnel; deformation characteristic; numerical simulation; field experiment

2016-04-18;

2016-08-22

國家自然科學基金資助項目(51678498)； 中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項資金資助(SWJTU11ZT33)； 教育部創(chuàng)新團隊發(fā)展計劃(IRT0955)； 鐵道部科技研究開發(fā)計劃重大課題(2009.GD20-B)； 交通運輸部西部科技項目(2013318J13340)

王志杰(1964—)，男，山西萬榮人，1987年畢業(yè)于西南交通大學，隧道及地下鐵道專業(yè)， 碩士，教授，主要從事隧道與地下工程的理論與實踐、既有隧道的安全性與評估技術研究工作。E-mail： xnjdwzj@163.com。*通訊作者： 許瑞寧， E-mail： ruiningxu@yeah.net。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.12.002

U 455

A

1672-741X(2016)12-1412-09