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(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.中國中鐵二院重慶勘察設計研究院有限責任公司，重慶 401121)

昔格達地層是我國攀西地區(qū)的一種軟弱半成巖，主要分布于金沙江及其支流大渡河、雅碧江和安寧河的河谷地區(qū)[1]。昔格達地層具有開挖后易風化及遇水易泥化崩解的特性，其工程性質介于極軟巖與土之間。近年來，隨著我國西部大開發(fā)戰(zhàn)略的逐步推進，在川西南地區(qū)出現(xiàn)大量穿越昔格達地層的公路、鐵路隧道[2]。

因昔格達地層隧道的特殊性，國內眾多學者已對其開展了研究。文獻[3]根據(jù)昔格達地層的水敏感性，對該地層隧道圍巖進行亞級分級。文獻[4]對昔格達地層隧道的圍巖災變特征進行了分析，認為含水率為25%時是該地層隧道的災變臨界點。文獻[5]對昔格達地層隧道圍巖和初期支護變形特征進行了研究，并對隧道預留變形量設置提出了建議。文獻[6-7]基于強度折減法對隧道圍巖破壞機理及穩(wěn)定性進行了研究。

以往文獻對于昔格達地層隧道的研究多集中于隧道圍巖變形特征及控制技術上，對錨桿的加固效果研究不多。本文通過數(shù)值模擬方法，探求昔格達地層隧道整體失穩(wěn)機制，分析隧道圍巖含水率和隧道埋深對隧道在無支護條件下穩(wěn)定性的影響，為昔格達地層隧道的設計提供指導。

1 工程概況

冉家灣隧道位于成昆鐵路復線攀枝花段，隧道穿越青龍山、馬家田、花城新區(qū)等，地形起伏大，隧址區(qū)相對高程100～650 m，自然坡度15°～45°。隧道全長12.877 km，為單洞雙線隧道，隧道開挖高度為12.14 m，跨度為12.96 m，開挖面積達到133 m2，屬于大斷面隧道。隧道設計時速160 km，采用復合式襯砌。

冉家灣隧道所穿越的昔格達地層巖性主要是頁巖夾砂巖和砂巖夾頁巖，具有較強的水敏性(見圖1)，工程性質隨含水率的增加急劇劣化[8]。

圖1 昔格達地層遇水前后形態(tài)

隧址旱季流量較小，雨季流量較大。地下水總體不發(fā)育，以孔隙潛水為主，主要以滲流方式受大氣降水和地表水供給，且水對混凝土無侵蝕。

2 數(shù)值模擬分析

2.1 模型的建立

本文采用有限差分軟件FLAC 3D進行模擬分析，選取成昆鐵路冉家灣隧道標準斷面。依據(jù)隧道力學理論，隧道開挖后的應力影響范圍為3～5倍隧道洞徑[9-10]。模型見圖2。

2.2 參數(shù)的選取

不同含水率下昔格達地層物理力學參數(shù)見表1，支護結構計算參數(shù)見表2。

表1 不同含水率下昔格達地層物理力學參數(shù)

表2 支護結構計算參數(shù)

2.3 模擬結果與分析

2.3.1 折減系數(shù)對隧道穩(wěn)定性的影響

冉家灣隧道圍巖含水率26.6%、埋深45 m時，圍巖變形與強度折減系數(shù)關系曲線見圖3?？梢姡弘S著折減系數(shù)的增大，拱頂沉降、邊墻和墻腳處水平收斂均逐漸增大，基本成線性關系，折減系數(shù)為1.44時各項位移值發(fā)生突變，隧道處于極限平衡狀態(tài)。

圖3 圍巖變形與強度折減系數(shù)的關系曲線

為直觀分析隧道整體失穩(wěn)破壞機制，選取不同強度折減系數(shù)下最大塑性剪應變，見圖4。

圖4 最大塑性剪應變云圖

從圖4可以看到隧道變形失穩(wěn)的全過程。折減系數(shù)較小時，塑性剪應變分布在隧道兩側，拱頂塑性剪應變較小，此時隧道處于穩(wěn)定狀態(tài)；隨著折減系數(shù)的增大，塑性剪應變范圍擴大，進而向拱頂擴展，塑性剪應變范圍呈“雙耳”狀，此時隧道處于極限狀態(tài)。

2.3.2 含水率對隧道穩(wěn)定性的影響

隧道埋深45 m時不同含水率下隧道整體安全系數(shù)見圖5。

圖5 不同含水率下隧道整體安全系數(shù)

從圖5可以看出含水率對隧道整體穩(wěn)定性影響顯著。當含水率低于20%時，安全系數(shù)與含水率基本成線性關系；當含水率超過20%時，安全系數(shù)急劇下降;當含水率為30%時，隧道無自穩(wěn)能力。

2.3.3 各項加固措施對隧道穩(wěn)定性的影響

對無支護毛洞、僅設置系統(tǒng)錨桿、僅噴射混凝土和噴射混凝土+設置系統(tǒng)錨桿4種工況進行分析。天然含水率下淺埋和深埋時隧道各特征點折減系數(shù)與位移的關系曲線分別見圖6、圖7。不同工況下隧道安全系數(shù)見表3。

由圖6、圖7和表3可以看出：

圖6 淺埋時隧道不同工況下折減系數(shù)與位移的關系曲線

圖7 深埋時隧道不同工況下折減系數(shù)位移曲線

1)設置系統(tǒng)錨桿對淺埋、深埋隧道安全系數(shù)的提升率分別為4.54%和3.11%，噴射混凝土對淺埋、深埋隧道安全系數(shù)的提升率分別為33.48%和29.18%。因此可認為設置系統(tǒng)錨桿不能有效提高隧道結構的安全儲備，噴射混凝土對隧道穩(wěn)定性的影響比設置系統(tǒng)錨桿明顯。

表3 不同工況下隧道安全系數(shù)

2)從各特征點的位移和隧道整體安全系數(shù)來看，各工況下隧道的安全性排序為：噴射混凝土+設置系統(tǒng)錨桿>僅噴射混凝土>僅設置系統(tǒng)錨桿>毛洞。

3)隨著折減系數(shù)的增大，淺埋隧道無支護時各特征點位移始終表現(xiàn)為拱頂沉降>邊墻處水平收斂>墻腳處水平收斂。說明淺埋隧道從拱部開始破壞，并逐漸蔓延至邊墻。隨著折減系數(shù)的增大，圍巖破壞向深部發(fā)展，最終引起隧道整體失穩(wěn)。

4)深埋隧道無支護且折減系數(shù)較小時，各特征點的位移：邊墻處水平收斂>拱頂沉降>墻腳處水平收斂；當折減系數(shù)達到1.44時，隧道各特征點的位移：拱頂沉降>邊墻處水平收斂>墻腳處水平收斂。說明深埋隧道從邊墻開始破壞，逐步蔓延至拱頂，引起隧道整體失穩(wěn)。

3 結論

1)昔格達地層隧道穩(wěn)定性隨著圍巖含水率的增加而減小。當含水率在20%以下時隧道具有一定的自穩(wěn)能力，當含水率超過20%時隧道開挖需要采取一定的超前支護措施。

2)噴射混凝土對昔格達地層隧道安全系數(shù)的提升率大于設置系統(tǒng)錨桿。天然含水率下淺埋昔格達地層隧道破壞從拱部開始，延伸至邊墻；深埋昔格達地層隧道破壞從邊墻開始，蔓延至拱部。