王志杰，李瑞堯，徐海巖，唐 力，徐君祥，周 平

(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)

0 引言

蒙華鐵路是我國(guó)北煤南運(yùn)的國(guó)家戰(zhàn)略運(yùn)輸新通道，是國(guó)家綜合交通運(yùn)輸系統(tǒng)的重要組成部分。陽(yáng)城隧道作為蒙華鐵路關(guān)鍵性控制工程之一，地質(zhì)條件極為復(fù)雜，穿越地層包括全風(fēng)化紅砂巖地層、土砂分界地層和土砂互層地層。隧道在施工階段出現(xiàn)了初期支護(hù)開裂變形、掌子面坍塌和涌水涌砂等情況。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者采用理論分析、數(shù)值模擬、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和室內(nèi)試驗(yàn)等方法對(duì)軟弱地層隧道圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行研究。關(guān)寶樹[1]針對(duì)日本、美國(guó)和歐洲等國(guó)的隧道開挖方法及隧道開挖工法選擇的基本條件進(jìn)行了歸納，包括施工條件、圍巖條件、工期和環(huán)境條件、隧道斷面面積及埋深等；李國(guó)良[2]依托鄭西、寶蘭高鐵，對(duì)大斷面黃土隧道臺(tái)階法開挖的適用性進(jìn)行試驗(yàn)研究，得到采用臺(tái)階法一定程度上可加快施工進(jìn)度的結(jié)論；楊建民[3]以鄭西鐵路大斷面黃土隧道為依托，對(duì)多種開挖工法進(jìn)行分析，提出非特殊情況下高速鐵路大斷面黃土隧道宜采用三臺(tái)階七步法開挖；張德華等[4]以蘭新鐵路大梁山隧道為工程背景，采用數(shù)值模擬、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)等方法對(duì)三臺(tái)階七步開挖法施工的高地應(yīng)力隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)受力進(jìn)行研究；朱望瑜[5]結(jié)合太中銀鐵路土石分界地層隧道施工，通過(guò)數(shù)值模擬分析了臺(tái)階法開挖不同臺(tái)階參數(shù)對(duì)隧道穩(wěn)定性的影響；楊斌等[6]以互層圍巖為研究對(duì)象，將近水平軟硬互層圍巖等效為橫觀各向同性巖層，建立平面應(yīng)變有限元模型對(duì)支護(hù)結(jié)構(gòu)受力進(jìn)行分析，得到了開挖后拱頂及仰拱向內(nèi)側(cè)彎曲的結(jié)論；李奎[7]對(duì)隧道穿越水平層狀圍巖的壓力拱進(jìn)行了研究，通過(guò)數(shù)值模擬探究了雙層圍巖隧道的塑性區(qū)分布；黃彬[8]針對(duì)隧道穿越黃土土石分界地層大斷面隧道進(jìn)行了施工技術(shù)方面的研究，得到爆破施工的技術(shù)要點(diǎn)等。

三臺(tái)階七步開挖法在偏壓、高地應(yīng)力及軟巖地層等不同地層中均有研究[9]，但是在互層圍巖及分界地層中的研究并不全面，尚需要補(bǔ)充。雖已有學(xué)者對(duì)互層圍巖施工方法進(jìn)行了研究，包括施工工法對(duì)圍巖穩(wěn)定性的影響、支護(hù)參數(shù)的設(shè)計(jì)等[10-15]，但針對(duì)分界面的影響尚未有系統(tǒng)研究。本文從分界面入手，通過(guò)調(diào)整土砂分界地層相對(duì)層厚，研究三臺(tái)階七步開挖法施工的土砂分界地層隧道圍巖變形、塑性區(qū)擴(kuò)展以及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力對(duì)圍巖穩(wěn)定性的影響。

1 工程概況

陽(yáng)城隧道位于蒙華鐵路浩勒?qǐng)?bào)吉至三門峽段，地理位置處于陜西省榆林市靖邊縣附近，起訖里程為DK242+041～DK249+134，全長(zhǎng)7 093 m，最大埋深約207 m，設(shè)計(jì)時(shí)速120 km。陽(yáng)城隧道為單洞雙線隧道，開挖斷面在100 m2以上，屬大斷面隧道。

隧道地層巖性主要為第四系上更新統(tǒng)風(fēng)積(Q3eol)砂質(zhì)新黃土及黏質(zhì)新黃土、第四系中更新統(tǒng)沖洪積(Q2al+pl)中砂、白堊系下統(tǒng)洛河組(K1l)砂巖。其中，土砂分界地層下部為全風(fēng)化砂，上部為砂質(zhì)新黃土局部夾塊石，掌子面素描圖及現(xiàn)場(chǎng)圖如圖1所示。

(a) 掌子面素描圖1 (b) 掌子面現(xiàn)場(chǎng)圖1 (c) 掌子面素描圖2 (d) 掌子面現(xiàn)場(chǎng)圖2

圖1掌子面素描圖及現(xiàn)場(chǎng)圖
Fig.1 Sketches of tunnel face and site photos

2 初期支護(hù)開裂變形

2017年10月15日01：00時(shí)，陽(yáng)城隧道大里程段在臺(tái)階平整過(guò)程中發(fā)現(xiàn)中臺(tái)階左側(cè)拱腳處局部發(fā)生涌水涌砂。為保證施工安全，立即對(duì)初期支護(hù)進(jìn)行支撐加固，約04：00，DK245+270左側(cè)邊墻位置處初期支護(hù)開裂，并有發(fā)展趨勢(shì)，后期對(duì)變形段進(jìn)行反壓回填、壓密注漿和逐榀換拱等措施，變形得以控制。變形段為土砂分界地層，右側(cè)為強(qiáng)風(fēng)化砂巖夾塊石、左側(cè)為土層夾砂層，圍巖由Ⅴ級(jí)調(diào)整為Ⅵ級(jí)，采用三臺(tái)階七步開挖法進(jìn)行施工，開挖過(guò)程中邊墻及掌子面無(wú)法自穩(wěn)，發(fā)生涌水涌砂現(xiàn)象，且掌子面發(fā)生溜塌及核心土后移；初期支護(hù)沉降及收斂較大，控制難度大。涌水、涌砂及圍巖變形相關(guān)圖片如圖2所示。

(a) 涌水涌砂 (b) 溜塌 (c) 初期支護(hù)開裂變形

圖2涌水、涌砂及圍巖變形相關(guān)圖片
Fig.2 Photos of water gushing,sand gushing and surrounding rock deformation

通過(guò)分析土砂分界地層圍巖變形機(jī)制，除了地層圍巖強(qiáng)度分布不均、砂巖遇水易崩解坍塌等造成大變形的主觀因素，對(duì)土砂分界地層圍巖的認(rèn)識(shí)不足也使得隧道在設(shè)計(jì)施工中出現(xiàn)問(wèn)題?；诖?，本文采用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、室內(nèi)試驗(yàn)及數(shù)值試驗(yàn)等研究方式對(duì)土砂分界地層圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行探究，重點(diǎn)探討地層種類及其厚度變化對(duì)圍巖變形、圍巖塑性區(qū)及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力的影響。

3 室內(nèi)基本物理性能試驗(yàn)

本次研究的土砂分界地層為上土下砂地層，砂層為全風(fēng)化砂巖夾塊石，土層為砂質(zhì)新黃土夾薄砂層。對(duì)天然黃土及全風(fēng)化砂巖進(jìn)行風(fēng)干并測(cè)定含水率，進(jìn)行篩分試驗(yàn)及顆粒密度試驗(yàn)；同時(shí)選取原狀黃土和全風(fēng)化砂巖進(jìn)行固結(jié)試驗(yàn)、直剪試驗(yàn)和三軸試驗(yàn)，測(cè)得其壓縮模量、黏聚力及內(nèi)摩擦角。土砂分界地層基本物理力學(xué)試驗(yàn)如圖3所示，基本物理參數(shù)如表1所示。

(a) 黃土風(fēng)干 (b) 篩分試驗(yàn) (c) 顆粒密度試驗(yàn) (d) 三軸試驗(yàn) (e) 固結(jié)試驗(yàn) (f) 直剪試驗(yàn)

圖3土砂分界地層基本物理力學(xué)試驗(yàn)
Fig.3 Basic physic-mechanical test for soil-sand strata

表1 土砂分界地層基本物理參數(shù)Table 1 Basic physic-mechanical parameters of soil-sand strata

4 數(shù)值試驗(yàn)

4.1 建立模型

將隧道穿越的圍巖稱為主層圍巖，隧道拱頂至地表之間的圍巖稱為上覆地層，隧道仰拱拱底以下的圍巖稱為下伏地層，如圖4所示。本次計(jì)算將土砂分界地層簡(jiǎn)化成上部為砂質(zhì)黃土、下部為全風(fēng)化紅砂巖的分界地層。假定水平土砂分界地層土層與砂層黏結(jié)牢固且不產(chǎn)生滑移，即土層間的變形滿足連續(xù)性。

圖4 計(jì)算模型示意(單位：m)Fig.4 Calculation model (unit: m)

采用有限差分軟件FLAC3D進(jìn)行數(shù)值模擬，土層采用彈塑性有限元模型，應(yīng)用Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則，支護(hù)結(jié)構(gòu)采用Elastic模型。模型尺寸如圖4所示，計(jì)算參數(shù)見表2。為充分模擬現(xiàn)場(chǎng)初期的施工情況，隧道開挖方法采用與現(xiàn)場(chǎng)一致的三臺(tái)階七步法，開挖后立即支護(hù)，施工工序及參數(shù)見圖5。

表2 計(jì)算參數(shù)Table 2 Calculation parameters

圖5 隧道三臺(tái)階七步開挖法示意(單位：cm)Fig.5 Sketch of three-bench seven-step excavation method for tunnel (unit: cm)

4.1.1 不同組合地質(zhì)條件下的受力和變形

主要以水平雙主層地層為對(duì)象進(jìn)行詳細(xì)分析，地層分類及其示意圖分別見表3和圖6。

表3 土砂分界地層類別Table 3 Classification of soil-sand strata

注：括號(hào)內(nèi)比例為主層占掌子面厚度的百分比，如1∶3模型為掌子面處25%黃土+75%紅砂巖。

(a) 1∶0/0∶1模型 (b) 1∶3模型 (c) 1∶1模型 (d) 3∶1模型

圖6土砂分界地層類別示意
Fig.6 Sketches of classification of soil-sand strata

隧道貫通后斷面主應(yīng)力分布如圖7所示。由圖可知，隧道貫通后不同地層分類下主應(yīng)力分布范圍有著很大的區(qū)別，由于三臺(tái)階七步法開挖的左右側(cè)存在時(shí)間上的差異性，模型中左側(cè)為先開挖部分，應(yīng)力集中區(qū)域均在左側(cè)位置，同時(shí)可以明顯看出分界地層應(yīng)力集中區(qū)域較大，且1∶3模型和3∶1模型產(chǎn)生了明顯的“下垂”型的分布情況。

(a) 1∶1模型 (b) 3∶1模型

(c) 1∶3模型 (d) 1∶0/0∶1模型

圖7隧道貫通后某斷面應(yīng)力云圖
Fig.7 Stress nephograms of a section after tunnel breakthrough

4.1.2 測(cè)點(diǎn)布置

圍巖監(jiān)測(cè)點(diǎn)主要包含拱頂、拱肩、拱腰、拱底、各分層面與各臺(tái)階底部；初期支護(hù)應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)包含拱頂、拱腰、拱底、各臺(tái)階處和各分層面。監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖8所示。

(a)圍巖變形監(jiān)測(cè)點(diǎn)

(b)初期支護(hù)應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)

4.2 1∶0-1∶1-0∶1模型圍巖穩(wěn)定性探究

如圖8所示，對(duì)圍巖變形及初期支護(hù)應(yīng)力進(jìn)行監(jiān)測(cè)，以探究圍巖的穩(wěn)定性。首先對(duì)1∶0、0∶1及1∶1模型進(jìn)行分析，對(duì)比砂質(zhì)新黃土、全風(fēng)化砂巖及二者1∶1土砂分界地層圍巖穩(wěn)定性，以探究不同類型地層圍巖穩(wěn)定性差異。

4.2.1 圍巖變形分析

1∶0-1∶1-0∶1模型土砂分界圍巖變形時(shí)程曲線如圖9所示。由圖可知：1)上臺(tái)階弧形導(dǎo)坑開挖后，監(jiān)測(cè)斷面收斂增長(zhǎng)迅速，隨著進(jìn)一步開挖，拱頂沉降發(fā)展，上臺(tái)階初期支護(hù)完成后變形減緩，仰拱封閉后，凈空收斂基本達(dá)到穩(wěn)定。 2)對(duì)比3個(gè)模型的圍巖變形，洞周收斂和拱頂沉降：0∶1模型>1∶1模型>1∶0模型。 3)隨著隧道的開挖，3種模型沉降趨于穩(wěn)定的時(shí)間并不一致，明顯觀察到由于土層改變而產(chǎn)生“穩(wěn)定滯后”，這一現(xiàn)象主要表現(xiàn)在拱頂沉降上，洞周收斂則沒(méi)有明顯的滯后情況，1∶0模型在核心土開挖前已趨于穩(wěn)定，0∶1模型在仰拱封閉成環(huán)后趨于穩(wěn)定，而1∶1模型正好處于上述2個(gè)模型中間、在核心土開挖完成后趨于穩(wěn)定。

(a)拱頂沉降時(shí)程曲線

(b)拱腰收斂時(shí)程曲線

本研究中土的黏聚力優(yōu)于砂，但其彈性模量和內(nèi)摩擦角均劣于砂。土的變形主要由較小的彈性模量來(lái)影響，而砂由于黏聚力較小，造成的塑性流動(dòng)對(duì)收斂值造成了較大的影響。綜合考慮，在變形性質(zhì)方面，砂是劣于土的。圍巖各臺(tái)階變形時(shí)程曲線及40 m斷面處圍巖變形最終收斂值分別見圖10和表4。

圖10 1∶0-1∶1-0∶1模型土砂分界圍巖各臺(tái)階變形時(shí)程曲線Fig.10 Time-history curves of bench deformation of surrounding rock in 1∶0-1∶1-0∶1 model of soil-sand strata

表4 1∶0-1∶1-0∶1模型40 m斷面處圍巖變形最終收斂值Table 4 Final convergences of surrounding rock deformation at 40 m cross-section in 1∶0-1∶1-0∶1 model mm

由圖10可得：1)上、中、下3個(gè)臺(tái)階處，上臺(tái)階的收斂最小，下臺(tái)階次之，中臺(tái)階最大；2)上、中、下臺(tái)階處的收斂，1∶0模型小于0∶1模型，在變形性質(zhì)方面，全土地層優(yōu)于全砂地層；3)1∶1模型，各個(gè)臺(tái)階處的收斂值均處于全土和全砂之間，相比于全土地層，各收斂值更接近全砂地層。

全土地層水平收斂大于拱頂沉降，應(yīng)著重對(duì)邊墻處進(jìn)行加固；其他地層除拱頂處需要監(jiān)測(cè)并加固外，在拱腰處也應(yīng)進(jìn)行加固處理。

表5所示為施工各階段變形占總變形量的百分比。由表可以得到，上、中臺(tái)階的開挖對(duì)拱頂沉降影響較大，中、下臺(tái)階、核心土開挖對(duì)水平收斂影響較大。

表5 1∶0-1∶1-0∶1模型各施工階段變形占總變形量的百分比Table 5 Proportions of deformation of every construction phases in 1∶0-1∶1-0∶1 model in total deformation

4.2.2 圍巖塑性區(qū)分析

表6所示為三臺(tái)階七步法各工序下隧道圍巖塑性區(qū)變化。由表可知：1)1∶0模型(全土地層)，上臺(tái)階開挖后，掌子面范圍內(nèi)邊墻位置出現(xiàn)剪切塑性區(qū)；隨著中臺(tái)階左側(cè)土體開挖(見表6中第2步)，拱腳和拱底處出現(xiàn)了剪切塑性區(qū)，核心土出現(xiàn)了拉伸塑性區(qū)；隨著開挖，拱肩處出現(xiàn)了剪切塑性區(qū)，拱腳處的塑性區(qū)逐漸向邊墻處擴(kuò)展，最終拱腳和拱底處產(chǎn)生的塑性區(qū)深度約為6 m。2)0∶1模型(全砂地層)，開挖前拱部處出現(xiàn)剪切塑性區(qū)；隨著開挖進(jìn)行，兩側(cè)拱腳處出現(xiàn)剪切塑性區(qū)，向邊墻處擴(kuò)展，最終塑性區(qū)深度最大處為邊墻位置，為4 m。3)1∶1模型(土砂分界地層)，塑性區(qū)的發(fā)展由拱肩和拱腳處逐漸向邊墻處延伸。4)單一地層中，全砂地層的塑性區(qū)發(fā)展較早，但是全土地層的發(fā)展較快；不同于單一地層模型，1∶1模型在第3、4步中，分界面處圍巖先出現(xiàn)塑性區(qū)，且1∶1模型的最終塑性區(qū)分布與0∶1模型更為接近，與前述變形分析中“1∶1模型位移值與0∶1模型更為接近”的結(jié)論相同。

表6 三臺(tái)階七步法各工序下隧道圍巖塑性區(qū)變化Table 6 Variations of surrounding rock plastic zone under different construction sequences of three-bench seven-step method

注：0表示開挖到掌子面前方；1表示開挖上部弧形導(dǎo)坑；2表示開挖中臺(tái)階左側(cè)；3表示開挖中臺(tái)階右側(cè)；4表示開挖下臺(tái)階左側(cè)；5表示開挖下臺(tái)階右側(cè)；6表示開挖核心土；7表示開挖仰拱。同表9。

4.2.3 支護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)受力直接影響隧道施工安全，初期支護(hù)應(yīng)力曲線如圖11所示。

由圖11可知，土砂分界地層支護(hù)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的最大主應(yīng)力(不論是拉應(yīng)力還是壓應(yīng)力)均較小，主應(yīng)力差隨著土層向砂層的轉(zhuǎn)化(1∶0-1∶1-0∶1)逐漸減小，且在拱頂處受較大的拉力。前文對(duì)比分析了1∶1土砂分界地層與單一地層圍巖穩(wěn)定性，下文將在所得結(jié)果基礎(chǔ)上改變土層與砂層相對(duì)厚度比，對(duì)土砂分界地層圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行探究。

(a) 各臺(tái)階處最大主應(yīng)力 (b) 各臺(tái)階處主應(yīng)力差 (c) 拱頂處主應(yīng)力

圖11土砂分界支護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)力曲線
Fig.11 Stress curves of supporting structure in soil-sand strata

4.3 1∶3-1∶1-3∶1模型圍巖穩(wěn)定性探究

在1∶1模型的基礎(chǔ)上，設(shè)置1∶3模型和3∶1模型，探究土砂分界地層土層與砂層相對(duì)厚度對(duì)圍巖穩(wěn)定性的影響，分析其圍巖變形、塑性區(qū)擴(kuò)展及支護(hù)結(jié)構(gòu)受力變化。

4.3.1 圍巖變形分析

1∶3-1∶1-3∶1模型土砂分界圍巖變形時(shí)程曲線如圖12所示。由圖可知：1)拱頂沉降的趨勢(shì)與前述結(jié)果一致，但是不同相對(duì)厚度比的土砂分界地層，沉降趨于穩(wěn)定的時(shí)間并不一致，1∶1模型和1∶3模型在核心土開挖前趨于穩(wěn)定，而3∶1模型沉降趨于穩(wěn)定在35 m左右，即核心土開挖后。 2)拱頂沉降與洞周收斂位移值為1∶3模型>1∶1模型>3∶1模型。 3)軟硬互層圍巖的性質(zhì)取決于較軟弱圍巖。如前所述，在黏聚力上砂劣于土，1∶1模型洞周收斂與0∶1模型接近；在彈性模量上土劣于砂，1∶1模型拱頂沉降與1∶0模型更為接近。3∶1模型由于掌子面土占的比例更大、土對(duì)拱頂沉降影響較大，其拱頂沉降與1∶1模型較為接近；而1∶3模型由于掌子面砂占的比例更大、砂對(duì)水平收斂影響較大，其洞周收斂與1∶1模型更為接近。土砂分界地層圍巖各臺(tái)階變形時(shí)程曲線及40 m斷面處圍巖變形最終收斂值分別如圖13和表7所示。

(a) 拱頂沉降時(shí)程曲線

(b) 拱腰收斂時(shí)程曲線

圖13 1∶3-1∶1-3∶1模型土砂分界圍巖各臺(tái)階變形時(shí)程曲線Fig.13 Time-history curves of bench deformation of surrounding rock in 1∶3-1∶1-3∶1 model of soil-sand strata

表7 1∶3-1∶1-3∶1模型40 m斷面處圍巖變形最終收斂值Table 7 Final convergences of surrounding rock deformation at 40 m cross-section in 1∶3-1∶1-3∶1 model mm

圖13中，1∶3、1∶1、3∶1模型土砂分界面分別位于上臺(tái)階、中臺(tái)階及下臺(tái)階處。分析圖13和表7可得：1)1∶3模型上、中、下臺(tái)階的洞周收斂均大于其他2個(gè)模型，且下臺(tái)階處位移明顯大于中臺(tái)階處。 2)1∶0、1∶1及0∶1模型洞周收斂為：中臺(tái)階>下臺(tái)階>上臺(tái)階，而1∶3模型和3∶1模型洞周收斂位移為：下臺(tái)階處>中臺(tái)階處>上臺(tái)階處。 3)上臺(tái)階水平收斂，1∶3模型>1∶1模型>3∶1模型；中臺(tái)階水平收斂，1∶3模型>1∶1模型>3∶1模型；下臺(tái)階水平收斂，1∶3模型>3∶1模型>1∶1模型。 4)3∶1模型，由于分界面出現(xiàn)在下臺(tái)階，出現(xiàn)了變形突變的情況；1∶3模型，由于分界面的存在，上臺(tái)階處水平收斂明顯大于另外兩者。同樣在中臺(tái)階處，1∶1模型的水平收斂也較另外兩者大。 5)隨著分界面下移，即掌子面土比例逐漸增大，除去分界面所處位置的突變情況，其余2個(gè)模型均因分界面下移使得各項(xiàng)凈空收斂在減小。 6)隨著分界面上移(3∶1-1∶1-1∶3)，洞周收斂與拱頂沉降之間的差值逐漸縮小。

由以上分析得出：分界面位置處變形均較突出，故需要在分界面位置處進(jìn)行加固處理；分界面位置對(duì)拱頂沉降與洞周收斂間的相互關(guān)系有一定影響。

表8所示為各施工階段變形占總變形量的百分比。由表可以得到，拱頂沉降大都集中在上、中臺(tái)階開挖，中臺(tái)階開挖對(duì)洞周收斂的影響最大。從1∶3-1∶1-3∶1模型，分界面逐漸下移，上、中臺(tái)階開挖造成的水平收斂速率逐漸減小，下臺(tái)階和核心土開挖造成的收斂速率逐漸增大，仰拱封閉前洞周收斂和拱頂沉降均達(dá)到了98%以上。隧道開挖過(guò)程中分界地層分界面位置對(duì)收斂速率有一定影響，接近土層分界面位置的收斂速率較大，但并不改變中臺(tái)階開挖對(duì)洞周收斂影響最大的結(jié)論。

4.3.2 圍巖塑性區(qū)分析

表9所示為三臺(tái)階七步法不同施工工序下隧道圍巖塑性區(qū)變化。由表可得：1)1∶3模型在上臺(tái)階開挖后，核心土上部出現(xiàn)拉伸塑性區(qū)、下部?jī)H有剪切塑性區(qū)；中臺(tái)階左側(cè)開挖，拱腳處出現(xiàn)塑性區(qū)，中臺(tái)階開挖完成后迅速在分界面下側(cè)形成較長(zhǎng)范圍塑性區(qū)，拱腳處塑性區(qū)也加速擴(kuò)展；核心土開挖前，分界面下側(cè)塑性區(qū)已從深度2 m擴(kuò)展到4 m；隧道貫通后，從拱腳到分界面處產(chǎn)生深度超過(guò)4 m的塑性區(qū)，范圍與拱底相當(dāng)。2)3∶1模型在第3步時(shí)，在左邊墻、右拱腳及右拱肩處出現(xiàn)塑性區(qū)，第4步中(開挖下臺(tái)階左側(cè)時(shí))分界面上部邊墻處、下部拱腳處塑性區(qū)迅速擴(kuò)展，最終在拱底到兩側(cè)拱肩間形成深度2 m以上的塑性區(qū)。3)相比于1∶1模型，1∶3模型和3∶1模型在分界面附近邊墻處塑性區(qū)的發(fā)展較早且迅速，1∶3模型邊墻塑性區(qū)在第2—4步中發(fā)展迅速，3∶1模型邊墻塑性區(qū)在第3—4步中發(fā)展迅速，而1∶1模型邊墻塑性區(qū)在第4—5步中發(fā)展迅速。4)3個(gè)分界地層模型中，1∶3模型塑性區(qū)深度最大且發(fā)展最快。

表8 1∶3-1∶1-3∶1模型各施工階段變形占總變形量的百分比Table 8 Proportions of deformation of every construction phase in 1∶3-1∶1-3∶1 model in total deformation

表9 1∶3-1∶1-3∶1模型各工序下隧道圍巖塑性區(qū)變化Table 9 Variations of surrounding rock plastic zone under different construction sequences in 1∶3-1∶1-3∶1 model

4.3.3 支護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

隨著土砂分界面的下移，中臺(tái)階、下臺(tái)階處初期支護(hù)最小主應(yīng)力不斷減小，上臺(tái)階處最小主應(yīng)力不斷增大。支護(hù)結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力隨施工工序變化曲線見圖14。

(a) 1∶3模型 (b) 1∶1模型 (c) 3∶1模型

圖14支護(hù)結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力隨施工工序變化曲線
Fig.14 Variation curves of maximum principal stresses of supporting structure with construction procedures

由圖14可得：1)3個(gè)模型均在分界面處會(huì)產(chǎn)生拉應(yīng)力。2)觀察圖(a)會(huì)發(fā)現(xiàn)，在分界面處左側(cè)(先開挖側(cè))產(chǎn)生了持續(xù)增長(zhǎng)的拉應(yīng)力，而在右側(cè)則產(chǎn)生了很大的壓應(yīng)力，且分界面所在位置產(chǎn)生的拉應(yīng)力遠(yuǎn)大于上臺(tái)階、拱腰處；圖(c)中，分界面所在位置支護(hù)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的拉應(yīng)力也超過(guò)了其附近中臺(tái)階和拱腳處的值。3)觀察三者的最大主應(yīng)力變化趨勢(shì)，1∶1模型中的上臺(tái)階和下臺(tái)階分別在第2、3步和第5、6.1步達(dá)到峰值，平均值分別為0.6 MPa和0.25 MPa；1∶3模型中的上臺(tái)階在第1、2步工序時(shí)達(dá)到峰值，平均值為1 MPa；3∶1模型中的下臺(tái)階最大主應(yīng)力峰值出現(xiàn)在第4、5步，平均值為0.7 MPa左右，分界面的存在影響到了應(yīng)力發(fā)展。

支護(hù)結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力如圖15所示。由圖可知：1)1∶3-1∶1-3∶1模型，拱頂、拱肩、拱底處的最大主應(yīng)力呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。2)相比較其他模型而言，分界處及其所在臺(tái)階處的支護(hù)結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力較大。

綜上，由于分界面的存在，對(duì)分界面處及所在臺(tái)階位置的初期支護(hù)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力產(chǎn)生了較大的影響，在施工過(guò)程中需要對(duì)分界面位置進(jìn)行重點(diǎn)監(jiān)測(cè)。

(a) 拱頂、拱底最大主應(yīng)力 (b) 分界面處最大主應(yīng)力 (c) 臺(tái)階處最大主應(yīng)力

圖15支護(hù)結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力
Fig.15 Maximum principal stresses of supporting structure

5 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)控量測(cè)試驗(yàn)

選取陽(yáng)城隧道1#斜井正洞小里程方向，監(jiān)控量測(cè)斷面為DK244+855、DK244+515、DK245+130和DK245+260。DK244+855斷面上層為砂質(zhì)新黃土，約占掌子面的60%；下層為富水全風(fēng)化紅砂巖，約占40%。DK244+515斷面，掌子面上部分布有少量的砂質(zhì)黃土，約占25%；下部為全風(fēng)化砂巖夾塊石。DK245+130斷面，掌子面上部為土夾薄砂層，占20%；下部為全風(fēng)化紅砂巖。DK245+260斷面，掌子面上部為砂質(zhì)老黃土，占16%；下部為全風(fēng)化砂巖夾少量塊石。現(xiàn)場(chǎng)沉降監(jiān)控量測(cè)如圖16和表10所示。

(a) 拱頂沉降時(shí)態(tài)曲線

(b) 拱腰收斂時(shí)態(tài)曲線

表10 各斷面沉降收斂值Table 10 Final convergences of every cross-section

注：比值=拱腰收斂/拱頂沉降×100%。

由表10可知，監(jiān)控量測(cè)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果規(guī)律相同，即隨著分界面的下移(即土占的比例的增多)，初期支護(hù)的變形在減小，且隨著分界面的上移，拱頂沉降和水平收斂的差距在不斷減小，與數(shù)值模擬規(guī)律相類似，印證了前文中所述的“穩(wěn)定滯后”現(xiàn)象的存在。鋼拱架鋼筋應(yīng)力最大值如表11所示，隨著分界面的上移，拱底、拱頂鋼拱架內(nèi)力值增大，與前述的規(guī)律相同。

表11 鋼拱架鋼筋應(yīng)力最大值Table 11 Maximum stress of reinforced bars of steel frame

6 結(jié)論與討論

鐵路大斷面隧道穿越土砂分界地層，洞周圍巖變形及初期支護(hù)內(nèi)力與土砂分界的土石比例有著密切的聯(lián)系，通過(guò)分析可知：

1)土砂分界地層分界面的存在對(duì)圍巖周圍的主應(yīng)力分布產(chǎn)生了較大的影響，產(chǎn)生了不同程度的“下垂”狀態(tài)。當(dāng)從全土層向全砂層轉(zhuǎn)變，拱頂沉降出現(xiàn)了“穩(wěn)定滯后”的現(xiàn)象。分界地層相比于單一地層，在開挖分界面位置處邊墻極易出現(xiàn)塑性變形，產(chǎn)生塑性區(qū)。

2)針對(duì)分界面位置的改變，對(duì)照監(jiān)控量測(cè)數(shù)據(jù)，可以看出實(shí)際工程中結(jié)構(gòu)收斂與數(shù)值模擬規(guī)律相同。即隨著全風(fēng)化砂占的比例的增大，拱頂沉降和洞周收斂都在變大，且部分水平收斂與拱頂沉降的差值會(huì)越來(lái)越小，甚至是超過(guò)拱頂沉降值。

3)開挖模擬中，相比于其他地層條件下相同位置，分界面所處的位置處會(huì)產(chǎn)生較大的水平收斂，且分界面處會(huì)極易產(chǎn)生拉應(yīng)力。分界面的存在對(duì)于支護(hù)結(jié)構(gòu)的應(yīng)力發(fā)展產(chǎn)生了較大的影響，主要體現(xiàn)在到達(dá)峰值的時(shí)機(jī)。

4)當(dāng)分界面出現(xiàn)在掌子面上部時(shí)，支護(hù)結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生極大應(yīng)力和較大的變形，圍巖會(huì)產(chǎn)生極大的塑性變形，且邊墻部位的塑性區(qū)發(fā)展迅速。

5)三臺(tái)階七步法開挖過(guò)程中，拱頂沉降發(fā)展主要集中在上、中臺(tái)階開挖階段，而水平收斂發(fā)展主要在中臺(tái)階開挖階段；分界面的下移會(huì)導(dǎo)致上、中臺(tái)階開挖造成的水平收斂速率減小，使下臺(tái)階開挖造成的水平收斂速率增大；由于開挖順序的影響，左側(cè)和右側(cè)應(yīng)力分布會(huì)產(chǎn)生較大的差異。施工過(guò)程中可根據(jù)左右側(cè)土體的差異來(lái)調(diào)整左右開挖順序。

6)本文僅針對(duì)分界地層下的層厚比進(jìn)行了研究，僅對(duì)分界地層圍巖穩(wěn)定性進(jìn)行了定性分析，關(guān)于定量分析還需要今后進(jìn)一步研究。