王志杰， 許瑞寧,2,*， 何能方

(1. 西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031； 2. 河北省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)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(dá)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(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031； 2. 河北省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)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(dá)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(jié)合的方法，研究在三臺(tái)階臨時(shí)仰拱法施工中昔格達(dá)組地層大斷面隧道變形的時(shí)空效應(yīng)。研究結(jié)果表明： 昔格達(dá)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(tái)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(tái)階開挖的影響；隧道拱頂沉降隨時(shí)間變化的預(yù)測公式為U=102.105·exp(-5.33/X)；隧道拱腳水平收斂隨時(shí)間變化的預(yù)測公式為L1=19.552·exp(-7.49/X)；隧道墻腰水平收斂隨時(shí)間變化的預(yù)測公式為L2=17.862·exp(-23.26/X)。

昔格達(dá)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(dá)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(dá)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(qiáng)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(hù)結(jié)構(gòu)開裂、掉塊、坍塌冒頂?shù)仁鹿剩瑖?yán)重影響著隧道工程的安全[2]。

隨著我國西南地區(qū)交通網(wǎng)的進(jìn)一步完善，昔格達(dá)組地層工程建設(shè)越來越受到關(guān)注和重視。文獻(xiàn)[3]和林振湖[4]分別結(jié)合成昆鐵路和攀枝花滑坡，研究了昔格達(dá)組地層的工程特性；彭盛恩[5]研究了昔格達(dá)土是否適合作為筑壩土料，得出單一昔格達(dá)組細(xì)粒黏土干容重小、強(qiáng)度低的結(jié)論，若將33%～50%昔格達(dá)組黏土礫土與50%～67%細(xì)砂礫土混合，可獲得較低壓縮性和較高的抗剪強(qiáng)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(dá)組微觀和宏觀角度，研究了昔格達(dá)組地層易滑性，提出昔格達(dá)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(chǔ)研究中，認(rèn)為昔格達(dá)土在不受擾動(dòng)和含水量不發(fā)生太大變化的前提下，可以作為廠房基礎(chǔ)持力層；周云金等[8]在紅格提水工程二級泵站外側(cè)坡體發(fā)生變形拉裂成因分析中，認(rèn)為昔格達(dá)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(dǎo)因素；吳興序等[9]通過對昔格達(dá)組地層中灌注樁進(jìn)行單軸豎向承載力試驗(yàn)，認(rèn)為昔格達(dá)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(dá)組地層路基、邊坡以及基礎(chǔ)工程，而關(guān)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(shí)測相結(jié)合的方法，討論昔格達(dá)組地層大斷面隧道采用三臺(tái)階臨時(shí)仰拱法施工過程中圍巖的變形特征，進(jìn)而為類似工程建設(shè)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(shè)計(jì)時(shí)速160 km/h，最大埋深616 m，穿越昔格達(dá)組地層段長1 036 m。選取隧道進(jìn)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(tái)階臨時(shí)仰拱法施工。圍巖以昔格達(dá)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(dá)組地層遇水后易泥化，如圖2所示。支護(hù)結(jié)構(gòu)按照新奧法原理設(shè)計(jì)，采用Vc型復(fù)合式襯砌結(jié)構(gòu)，支護(hù)參數(shù)如表1所示。進(jìn)口段初期支護(hù)結(jié)構(gòu)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(xué)中開挖影響范圍，以邊界效應(yīng)對隧道的影響可以忽略為前提[10]，運(yùn)用有限元軟件ANSYS建立三維模型，共計(jì)298 560個(gè)六面體實(shí)體單元，304 773個(gè)節(jié)點(diǎn)。模型邊界為： 左右兩側(cè)(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(jì)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(dá)組地層遇水泥化

支護(hù)類型設(shè)置部位設(shè)計(jì)參數(shù)初期支護(hù)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(qiáng)度C25，厚度27cm仰拱強(qiáng)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(qiáng)度C35，厚度50cm全環(huán)HRB400，直徑22mm，間距20cm

圖3 初期支護(hù)結(jié)構(gòu)壓潰

圖4 計(jì)算模型示意圖(單位： m)

2.2 計(jì)算參數(shù)

在依托工程地質(zhì)勘察資料的基礎(chǔ)上，綜合考慮昔格達(dá)組部分土體的室內(nèi)物理力學(xué)試驗(yàn)結(jié)果、前人關(guān)于昔格達(dá)組地層巖土特性研究的結(jié)果[6,11-17]以及其他相關(guān)文獻(xiàn)資料[18-20]，確定計(jì)算模型所取巖土深度范圍內(nèi)巖土層計(jì)算參數(shù)如表2所示，支護(hù)結(jié)構(gòu)計(jì)算參數(shù)如表3所示。

表2 巖土層計(jì)算參數(shù)

表3 支護(hù)結(jié)構(gòu)計(jì)算參數(shù)

3 模擬結(jié)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(shí)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(tái)階開挖； B—中臺(tái)階右側(cè)開挖； C—中臺(tái)階左側(cè)開挖； D—下臺(tái)階右側(cè)開挖； E—下臺(tái)階左側(cè)開挖； F—仰拱開挖； G—二次襯砌施作。

圖6 隧道拱頂沉降時(shí)程曲線

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

由圖5可知： 隧道采用三臺(tái)階臨時(shí)仰拱法開挖后，隧道洞周豎向變形關(guān)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(tái)階開挖引起的拱頂沉降量為36 mm，占總沉降量的26.3%；中臺(tái)階開挖引起的拱頂沉降量為21 mm，占總沉降量的15.3%；下臺(tái)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(tái)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(dá)組地層大斷面隧道采用三臺(tái)階臨時(shí)仰拱法開挖時(shí)，超前加固和上臺(tái)階開挖是關(guān)鍵工序，在現(xiàn)場施工中應(yīng)加強(qiáng)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(shí)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(tái)階開挖； B—中臺(tái)階右側(cè)開挖； C—中臺(tái)階左側(cè)開挖； D—下臺(tái)階右側(cè)開挖； E—下臺(tái)階左側(cè)開挖； F—仰拱開挖； G—二次襯砌施作。

圖8 隧道水平收斂時(shí)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(tái)階臨時(shí)仰拱法開挖時(shí)，中臺(tái)階和下臺(tái)階又分為左右2部分開挖，且右側(cè)部分先開挖，錯(cuò)距約為3.6 m，進(jìn)而使左側(cè)受到的前期開挖擾動(dòng)時(shí)間和程度較大，而右側(cè)相比左側(cè)支護(hù)的時(shí)間要稍早，從而產(chǎn)生了隧道左側(cè)位移較右側(cè)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(tái)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(tái)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(tái)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(tái)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(diǎn)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(dá)組地層隧道采用三臺(tái)階臨時(shí)仰拱法開挖時(shí)，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(dá)組地層試驗(yàn)段內(nèi)開展隧道洞內(nèi)現(xiàn)場監(jiān)測，測試項(xiàng)目包括拱頂沉降和洞內(nèi)水平收斂，監(jiān)測項(xiàng)目及儀器如表4所示。拱頂沉降和水平收斂分別布設(shè)6個(gè)變形監(jiān)測斷面，每個(gè)斷面設(shè)置7個(gè)監(jiān)測點(diǎn)，分別位于拱頂、拱腳、墻腰及墻腳處，測點(diǎn)布置如圖9所示。

表4 試驗(yàn)段監(jiān)測項(xiàng)目

圖9 洞內(nèi)位移測點(diǎn)布置

4.2 測試結(jié)果及分析

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

通過數(shù)理統(tǒng)計(jì)與回歸分析，得到了隧道拱頂沉降和水平收斂變形預(yù)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(shí)程曲線

圖11 拱腳水平收斂時(shí)程曲線

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

圖12 墻腰水平收斂時(shí)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(tái)階開挖引起的拱頂沉降約占總沉降量的7.33%～19.75%；中臺(tái)階開挖引起的拱頂沉降約占總沉降量的45.54%～64.45%；下臺(tái)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(yīng)斷面觀測結(jié)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(tái)階和下臺(tái)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(jié)果

表6 試驗(yàn)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(yàn)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(yàn)段隧道拱頂沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，得到試驗(yàn)段各監(jiān)測斷面拱頂沉降與開挖時(shí)間的函數(shù)關(guān)系，且擬合決定系數(shù)位于0.883～0.996 5。同時(shí)，對大量拱頂沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)值擬合，得到昔格達(dá)組地層深埋條件下隧道拱頂量測沉降量與開挖時(shí)間之間的函數(shù)關(guān)系U=102.105·exp(-5.33/X)。

4)通過隧道拱頂沉降與開挖時(shí)間的函數(shù)關(guān)系，預(yù)測試驗(yàn)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(shí)，觀測沉降最終值約為對應(yīng)預(yù)測值的85.44%～97.52%。

表7 拱腳處水平收斂回歸分析結(jié)果

表8 墻腰處水平收斂回歸分析結(jié)果

表9 試驗(yàn)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(yàn)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(yàn)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(yàn)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(yàn)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(jìn)行，中臺(tái)階開挖引起的水平收斂約占總收斂量的42.36%～89.74%；下臺(tái)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(yīng)斷面觀測結(jié)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(tái)階開挖的影響。

2)隧道墻腰處水平收斂隨著開挖工序的進(jìn)行，中臺(tái)階開挖引起的水平收斂約占總收斂量的4.42%～57.22%；下臺(tái)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(yīng)斷面觀測結(jié)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(tái)階和下臺(tái)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(shí)間的推移逐漸趨于穩(wěn)定，觀測期間試驗(yàn)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(yàn)段隧道拱腳和墻腰處水平收斂監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，同時(shí)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(shí)間的函數(shù)關(guān)系決定系數(shù)均小于0.8。因此，舍去上述2個(gè)斷面對應(yīng)的監(jiān)測數(shù)據(jù)后，對試驗(yàn)段拱腳和墻腰處水平收斂監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)值擬合，得到昔格達(dá)組地層深埋條件下隧道拱腳處水平收斂與開挖時(shí)間之間的函數(shù)關(guān)系L1=19.552·exp(-7.49/X)；墻腰處水平收斂與開挖時(shí)間之間的函數(shù)關(guān)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(shí)間的函數(shù)關(guān)系，預(yù)測試驗(yàn)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(yīng)觀測水平收斂最終值約為預(yù)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(yīng)觀測水平收斂最終值約為預(yù)測值的45.08%～93.71%。

5 數(shù)值模擬與預(yù)測公式對比分析

鑒于隧道試驗(yàn)段實(shí)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(shí)測數(shù)據(jù)回歸所得的預(yù)測公式與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對比，來表征昔格達(dá)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(tái)階開挖； B—中臺(tái)階右側(cè)開挖； C—中臺(tái)階左側(cè)開挖； D—下臺(tái)階右側(cè)開挖； E—下臺(tái)階左側(cè)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(jié)果與預(yù)測公式結(jié)果

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

A—上臺(tái)階開挖； B—中臺(tái)階右側(cè)開挖； C—中臺(tái)階左側(cè)開挖； D—下臺(tái)階右側(cè)開挖； E—下臺(tái)階左側(cè)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(jié)果與預(yù)測公式結(jié)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(jié)果與預(yù)測公式結(jié)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(guān)趨勢與結(jié)論對實(shí)際工程具有較高的參考價(jià)值。

2)隧道開挖后拱腳水平收斂數(shù)值模擬結(jié)果與預(yù)測公式結(jié)果吻合度較高，最大偏差為7.7 mm。由于隧道現(xiàn)場在下臺(tái)階初期支護(hù)完畢后，會(huì)用部分開挖土體回填一定高度的下臺(tái)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(jié)果與預(yù)測公式結(jié)果相差較大，最大偏差為16.9 mm。

B—中臺(tái)階右側(cè)開挖； C—中臺(tái)階左側(cè)開挖； D—下臺(tái)階右側(cè)開挖； E—下臺(tái)階左側(cè)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(jié)果與預(yù)測公式結(jié)果

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

6 結(jié)論與討論

本文結(jié)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(jié)合的方法，對昔格達(dá)組地層隧道圍巖變形特征進(jìn)行了較為深入的研究，并得到以下結(jié)論。

1)昔格達(dá)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(tái)階開挖的影響；數(shù)值模擬結(jié)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(tái)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(yù)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(tái)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(tái)階和下臺(tái)階開挖的影響。數(shù)值模擬結(jié)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(yù)測公式為L1=19.552·exp(-7.49/X)，墻腰水平收斂預(yù)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(jìn)行研究，埋深較單一，因此需要進(jìn)一步收集多組不同埋深類型下的隧道變形數(shù)據(jù)，并進(jìn)行對比分析，從而對昔格達(dá)組地層大斷面隧道圍巖變形特征做進(jìn)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(xué)基金資助項(xiàng)目(51678498)； 中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助(SWJTU11ZT33)； 教育部創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)發(fā)展計(jì)劃(IRT0955)； 鐵道部科技研究開發(fā)計(jì)劃重大課題(2009.GD20-B)； 交通運(yùn)輸部西部科技項(xiàng)目(2013318J13340)

王志杰(1964—)，男，山西萬榮人，1987年畢業(yè)于西南交通大學(xué)，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(shí)踐、既有隧道的安全性與評估技術(shù)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