高地应力互层软岩隧道破坏机理及施工控制研究方法

摘要

本发明公开了高地应力互层软岩隧道破坏机理及施工控制研究方法，其方法步骤如下：步骤一：数值模型建立；步骤二：尖山隧道围岩稳定性分析；步骤三：尖山隧道初期支护稳定性分析；步骤四：高地应力互层软岩隧道破坏机理分析；步骤五：尖山隧道监控量测方案实施；步骤六：现场监控量测结果分析，围岩的变形总体呈现水平收敛大于拱顶沉降的规律，且水平收敛值及速率要大于拱顶沉降量及沉降速率，拱顶的沉降量要比水平收敛值要先趋于稳定，与数值模拟的围岩变形规律相一致；总体的规律相一致，因此具有一定的合理性，同时也验证了这种断面优化、超前加固和变截面喷层的支护模式对高地应力互层软岩隧道的支护具有很好的效果。

说明书

技术领域

本发明涉及隧道破坏及施工技术领域，具体是高地应力互层软岩隧道破坏机理及施工控制研究方法。

背景技术

尖山隧道位于甘肃省白银市平川区大营水至水泉镇附近，穿越水泉尖山山脉。隧道起讫里程为DK109+810～DK115+812，全长6002m，最大埋深约519m(DK112+780)。隧区地层岩性较复杂，主要以沉积岩和变质岩为主。区内出露的地层主要有第四系松散堆积层，侏罗系中统红沟组砂岩夹泥岩；泥盆系中下统雪山群砂岩夹砾岩；志留系下统马沟营组变质砂岩夹千枚岩、变质砂岩夹片岩和片岩、板岩互层。隧道纵断面如图1所示。

不良地质作用

尖山隧道主要有高地应力、岩爆和软岩变形等不良地质。北西～南东向应力场为该区的主控应力场，控制区内地层的分布、构造的空间展布。测区内的地应力状态，相互之间关系表现为SH>Sh>Sv。最大水平主应力值大于最小水平主应力和垂直应力，水平应力占主导地位。测量结果表明工程区现今构造应力状态以NE～SW方向挤压为主。隧道设计洞轴线方位约为N26E，最大水平主应力方向与隧道洞轴方向夹角为0°～26°，夹角较小，地应力方向对隧道稳定性的影响不大。实测最大水平主应力方向为N25～52E，根据工程类比及计算得最大埋深处的应力值为SH：25.32MPa、Sh：15.07MPa、Sv：13MPa。

施工中可能出现的问题

岩体中的存在大量结构面，特别是层理的存在将导致围岩体发生变形和破坏，对整个隧道施工过程造成影响，对隧道开挖而言，层理效应使得岩层层间结合力差，不利于隧道围岩的稳定；对于锚杆支护而言，当层理存在时，采用锚杆支护技术难度大、安全可靠性低。且隧道开挖区内断裂构造发育，第四系以来多有活动，应力有所释放。从地应力测试结果及计算结果看，隧道洞轴线附近地应力值最高为21.08MPa，以水平地应力为主，在软岩地段以及断层破碎带等部位，可能存在软岩大变形破坏的可能。在类似地层条件下乌鞘岭隧道、两水隧道施工过程中均发生了大变形和支护衬砌结构的破坏。

当前隧道建设过程中，信息化施工作为新奥法施工理念的一部分，已经被大范围推广应用。其中监控量测作为信息化施工其中必不可少的核心环节，在隧道施工过程中越来越受重视。通过对施工全过程的同步监控量测，数据的及时反馈分析，可以更准确地了解隧道围岩和支护结构的受力和变形情况，可以对下一步施工进行合理预测和指导，确保围岩和结构的安全性和稳定性。通过监测和测量信息反馈，还可以进一步优化设计参数和施工工艺，确保工程的安全可靠，经济合理。

在对支护结构合理形式的研究中，从理论上提出了几种对于高地应力互层软岩隧道变形有较好效果的支护方式，但实际工程面临的环境往往更复杂，影响因素也更多，因此有必要对这些支护方式支护的实际效果进行现场试验，加以验证和改进。这里对采用断面优化+超前加固+变截面喷层的工况进行了现场试验，对数值模拟结果进行了验证和改进。

因此亟需设计高地应力互层软岩隧道破坏机理及施工控制研究方法，方便对高地应力互层软岩隧道破坏机理进行了解并进行施工控制。

发明内容

本发明的目的在于提供高地应力互层软岩隧道破坏机理及施工控制研究方法，以解决上述背景技术中提出的问题。

为实现上述目的，本发明提供如下技术方案：

高地应力互层软岩隧道破坏机理及施工控制研究方法，其方法步骤如下：

步骤一：数值模型建立；

根据尖山隧道施工中可能遇到的问题，从实际工况入手，针对施工中可能存在的问题，采用离散元软件3DEC对隧道施工过程进行模拟，通过对隧道开挖及支护后的围岩及支护结构的力学响应进行分析进而揭露其变形破环机理；作为3DEC软件的运算机制，这里对离散元的概念进行简单概述；

步骤二：尖山隧道围岩稳定性分析；

步骤三：尖山隧道初期支护稳定性分析；

步骤四：高地应力互层软岩隧道破坏机理分析；

通过以上对隧道开挖支护后，围岩及层理应变场及支护结构受力特性的分析，可知，由于层理的存在，隧道开挖后围岩的应力应变场呈现出与层理分布相关的对称特征，都出现了沿层理对称分布的应力与应变的集中，受二次应力的影响，围岩的破坏特征先表现为最初的层理的剪切破坏，层理的拉伸破坏继而发生岩体的剪切破坏，循环往复，从表层岩体逐步向深处发展，对于支护结构而言，由于左侧拱肩与右侧拱脚处层理法向应力的释放，围岩的过分变形对支护结构产生了较大的支护压力，使得支护结构受偏压作用，在左拱肩及右侧拱脚处支护结构内侧产生负弯矩，极易引起这部分的支护结构表面开裂，继而引发支护结构的整体失稳，这与许多该类型隧道在施工过程中支护破坏的特征相一致，因此在施工过程中，要采取针对性的措施，改善围岩的偏压作用，增强隧道结构对偏压问题的适应性；

步骤五：尖山隧道监控量测方案实施；

步骤六：现场监控量测结果分析。

与现有技术相比，本发明的有益效果是：

(1)由于层理的存在，隧道开挖后，围岩的二次应力分布沿层理分布呈近似对称关系，围岩的二次应力以压应力为主，在左侧拱肩与右墙脚较小范围内部分围岩呈现受拉状态，在右侧拱肩及左侧拱脚出现剪应力的集中。

(2)层理及岩体的应变场也沿着层理的分布呈对称，与隧道轮廓相切的左侧拱肩与右墙脚范围内法向应力释放充分，法向位移大，其余部位层理围岩剪应力集中，剪切变形大。法向位移大的围岩范围小，剪切位移相对较小围岩范围大，而隧道整体变形表现为水平位移收敛大，拱底隆起明显。

(3)受层理与围岩二次应力的分布及开挖工序的影响，围岩的塑性区发展也呈现一定的规律，围岩中层理的破坏总是先于岩体破坏发生，层理的剪切破坏总是先于拉伸破坏发生，随着应力的释放，由表及里，循序渐进向围岩深部发展，在左侧拱肩与右侧拱脚范围表现的尤为明显。

(4)受围岩及层理二次应力及变形的影响，支护结构受到明显的偏压作用，在左侧拱肩与右侧拱脚处支护压力较大，造成了支护局部的内力集中，支护结构受力呈不对称分布，这是引起隧道支护结构破坏的主要原因。

(5)围岩的变形总体呈现水平收敛大于拱顶沉降的规律，且水平收敛值及速率要大于拱顶沉降量及沉降速率，拱顶的沉降量要比水平收敛值要先趋于稳定，这与数值模拟的围岩变形规律相一致；

(6)数值模拟的结果虽然比实测的结果要大，但是总体的规律相一致，因此具有一定的合理性，同时也验证了这种断面优化+超前加固+变截面喷层的支护模式对高地应力互层软岩隧道的支护具有很好的效果。

附图说明

图1为尖山隧道纵断面图。

图2为尖山隧道模型示意图。

图3为三台阶法施工工序图。

图4为监测点布置图。

图5为围岩最大主应力云图。

图6为围岩最小主应力云图。

图7为层理法向应力云图。

图8为层理切向应力云图。

图9为围岩总体位移云图。

图10为围岩水平位移分量云图。

图11为围岩竖直位移分量云图。

图12为监测点位移分量随施工步变化图。

图13为层理法向位移云图。

图14为层理切向位移云图。

图15为层理滑移区发展图。

图16为围岩塑性区发展图。

图17为锚杆轴力随工序变化图。

图18为初期支护位移分量云图。

图19为初期支护位移分量云图。

图20为支护轴力包络图。

图21为支护弯矩包络图。

图22为试验段量测断面布置图。

图23为测点布置图。

图24为监测断面累积变形量折线图。

图25为监测断面变形速率折线图。

具体实施方式

下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

请参阅图1～25，本发明实施例中，高地应力互层软岩隧道破坏机理及施工控制研究方法，其方法步骤如下：

步骤一：数值模型建立

根据尖山隧道施工中可能遇到的问题，从实际工况入手，针对施工中可能存在的问题，采用离散元软件3DEC对隧道施工过程进行模拟，通过对隧道开挖及支护后的围岩及支护结构的力学响应进行分析进而揭露其变形破环机理。作为3DEC软件的运算机制，这里对离散元的概念进行简单概述。

1)离散元法概述

对于层状隧道的数值模拟，层理处理尤为关键。有限单元法之与连续介质的模拟已经是非常常用的方法，而离散单元法是一种特别适用于节理岩体应力分析的数值方法,离散元法也像有限元法那样,将区域划分成单元,但是,单元受节理等不连续面的控制,在以后的运动过程中,单元节点可以分离,即一个单元与其临近单元可以接触,也可以分开。单元之间相互作用的力可以根据力和位移的关系求出,而个别单元的运动则完全根据该单元所受的不平衡力和不平衡力矩的大小按牛顿运动定律确定。

2)计算模型建立

高地应力围岩条件下互层软岩隧道的变形破环机理，以尖山互层隧道为背景，采用离散元软件进行模拟计算，在充分考虑围岩地质条件及尽量减小其边界效应的基础上，兼顾软件计算效率，模型尺寸采用X*Y*Z＝80m×30m×80m，上边界为自由边界，左右前后边界通过指定其法向速度为0对其施加速度边界，下边界为固定边界，根据尖山隧道工程地质勘查报告中提供的最大埋深处的计算应力水平，对上边界施加边界应力-13.00MPa，左右边界施加边界应力-15.01MPa，前后边界施加边界应力-25.32MPa，计算模型简图如图2所示。

3)本构模型选择

3DEC中本构模型分为块体本构模型和节理本构模型，在模拟中，围岩块体采用塑性模型组中的摩尔库伦本构模型，该本构模型下认为岩体为弹塑性体，节理采用库伦滑移破坏下的区域接触弹/塑型模型，节理的剪切拉伸破环由黏聚力、张力和摩擦残余值来确定，默认黏聚力和张力残余值为0，初期支护采用结构单元中的liner单元进行模拟。锚杆支护采用结构单元中的cable单元进行模拟，二次衬砌作为安全储备考虑。

4)参数选择

边界条件施加后，需对块体及层理等参数进行赋值。根据工程概况，本此模拟隧道围岩选取具有代表性的志留系下统马沟营组变质砂岩夹千枚岩互层，选取数值模拟计算中因采用薄层，单元划分数目较多，影响计算效率。综合考虑，对互层围岩中的砂岩地层采用1m左右的厚层，对千枚岩地层采用0.5m左右的中厚层。在3DEC建模的时候,往往只考虑断层,连贯的较长的节理,本次模拟选取工程地质勘察报告给出的一组参数为262°∠59°的优势节理作为单斜互层结构的层间结合节理。由于对于岩体中小的节理以及节理裂隙等进行了忽略，因而实验室测得的岩石力学参数不能直接应用在3DEC模型中解决问题，我们需要对实验室获得的参数进行调整。综合考虑，本次模拟所采用的围岩及支护材料参数见表1至表4。

表1岩体力学参数表

表2层理力学参数表

表3锚杆力学参数表

表4支护结构力学参数表

5)隧道开挖顺序及监测点布置

本次施工模拟，开挖拟采用V级围岩常用的三台阶的开挖工法，台阶长度为5m，隧道台阶每循环进尺1m，初期支护落后开挖2m施工，二次衬砌不作为受力结构考虑，仰拱开挖后及时施做隧底支护并及时回填。三台阶施工工序如图3所示。

施工模拟过程中，需对围岩及支护结构应力位移分量等进行监测，考虑边界效应带来的影响，选取开挖段的中间断面(Y＝0m)作为监测断面，测点布置如图4所示。

步骤二：尖山隧道围岩稳定性分析

1)隧道开挖后围岩应力场特征

由于隧道开挖改变了围岩的空间受力状态和应力分布特征，围岩通过变形等方式进行应力调整以达到新的平衡，将会在一些部位形成应力集中区和应力降低区。隧道开挖完成后围岩的主应力分布如图5、6所示。

可以看出围岩应力在空间分布上呈现出一定的规律性，主要沿与开挖轮廓相切的层理面的法向和与开挖轮廓相垂直的层理面的切向呈近似的对称分布。围岩二次应力主要表现为压应力(压为负，拉为正)，只有在隧道开挖轮廓左侧拱肩与右侧拱脚较小范围内表现为拉应力，因为这两个范围内的岩体在受沿着层理切向较强的挤压作用值下，随着开挖临空面的形成，相当于无侧向约束条件下的单轴压缩作用，表现出沿层理法向方向受拉的应力状态，在隧道开挖完成后，这个两个范围内的岩体易松动，会出现向洞内的弯折破坏，沿层理面呈片状剥落的现象，应及时给予支撑加固。

从开挖支护完成后层理应力变化的角度分析，由图7、8可知，层理的法向压应力与切向剪切应力分布沿层理方向也呈现近似的对称分布。对于法向压应力，由于法向位移较大，应力释放充分，法向压应力的值较初始应力有了较大幅度下降，尤其在右拱肩与左墙脚范围内，从深部到开挖轮廓的层理法向应力逐渐趋于减小，靠近轮廓表面趋近于0，说明该部位部分层理已发生趋近层面分离的现象。对于层理切向剪应力，在左右拱腰与拱顶拱底一定范围内均出现了一定幅度的增加，这是由于隧道的开挖直挖使这两部分围岩失去沿层理切向的直接约束，这两个范围内的岩体变形主要沿层理切向，出现沿着层理面的“爬坡效应”，从而引起的层理剪切应力的集中，且层理受切向剪切应力的范围要大于层理法向受拉压应力的范围。

2)隧道开挖后围岩位移场特征

由于隧道开挖形成了临空面，减小了对围岩的约束，改变了围岩的初始应力状态，围岩在进行应力调整的过程中会发生一定程度的变形。隧道围岩最终的位移及位移分量分布如图9所示。

可以看出围岩变形场沿与隧道轮廓相切的层理面的法向呈近似对称分布，与围岩应力分布特征相似，左拱肩与右墙脚部位变形较大。围岩最大位移为26.7cm，出现在于隧道轮廓相切的左拱肩位置，呈圆形向外扩散逐渐减小。左侧拱肩变形围岩变形范围要明显大于右侧拱脚，这是因为右侧拱脚开挖轮廓曲面的曲率大，应力集中所形成的的压力拱效应对该部位变形的约束。围岩的水平与竖向位移分量也呈对称分布，如图10、11所示，但左侧的位移水平分量要大于右侧，底部隆起要大于拱顶的沉降值。

在模拟过程中对中间断面布设了监测点，各监测点位移分量随施工步的位移变化曲线如图12所示。从所布设的监测点的监测结果来看，在各台阶开挖后的围岩变形早期，变形量大，且变形速率较快，在后期增长缓慢并逐渐趋于稳定。隧道拱顶最终下沉位移17.3cm，上台阶水平收敛23.2cm，中台阶水平收敛37.7cm，下台阶水平收敛位移29cm，拱底隆起位移18.8cm，隧道变形水平收敛大，拱底隆起大。整体变形已远远超出了设计及规范所给的预留变形量的要求。结合隧道围岩强度应力比的指标，根据挤压性围岩隧道大变形机理及分级标准研究中提出的大变形分级指标，隧道围岩变形已属于轻微大变形的范畴。

从层理位移场分布来看，如图13、14所示，法向位移主要集中在左拱肩与右墙脚范围内，向层理法向深度扩散分布，但分布范围比较小，而剪切位移主要分布于隧道拱顶，隧底，左墙脚及右拱肩剪应力集中的范围内，且层理切向扩散分布，沿层理法向分布范围较小，变形值也逐渐减小。这与层理的应力场规律分布相对应，靠近开挖轮廓表面应力释放充分部位，变形量值较大，反之较小。

3)隧道开挖后围岩塑性区特征

在数值模拟的过程中分别提取监测断面层理剪切破坏、拉伸破坏和岩体块体塑性破坏的云图，通过分析层理滑移与块体塑性区随着施工过程的发展近一步揭示围岩破坏的发展过程，结果如图15、16所示。由图可以看出互层层理及岩体主要发生如下三种破坏：层面拉伸破坏、层面剪切破坏和岩块剪切和拉伸破坏。

尖山隧道研究段围岩为陡倾围岩，岩层走向与隧道走向基本一致。隧道开挖后洞壁围岩处于二维受力状态，二次应力多表现为平行于层理面的切向应力与挤压应力，相当于岩石单轴抗压试验中的平行于层面加载，靠近隧道表面围岩首先发生层面剪切破坏，继而产生垂直于层面的拉应力，发生层面的拉伸破坏。层理面结构破坏后，当岩块荷载超过岩石强度时，发生岩石的剪切破坏。且由于千枚岩与砂岩的变形特性的差异，千枚岩地层总是率先发生剪切破坏。围岩的破坏形态为依次发生的层面剪切破坏-层面拉伸破坏-岩石剪切破坏。如此往返循环，塑性破坏逐渐向围岩深部发展，直到达到新的应力平衡。同时随着深部围岩受约束作用的增强，围岩将只发生层面的剪切破坏，不再发生围岩的层面拉伸和岩石的剪切破坏。

步骤三：尖山隧道初期支护稳定性分析

1)锚杆受力特征分析

隧道开挖过程中，采用系统砂浆锚杆，锚杆长度为3.5m，沿隧道方向间距为1m，环向间距为1m，梅花形布置。这里仅选择离研究断面最近Y＝0.5m断面的锚杆作为研究对象，分析该断面锚杆随开挖步的轴力变化，来研究其变形受力特征。

第一阶段上台阶开挖至研究断面，开始施做上台阶范围内的系统锚杆，第二阶段施工中台阶系统锚杆，第三阶段施工下台阶系统锚杆，各阶段锚杆轴力如图17所示，上台阶锚杆施工后，拱顶至左侧拱肩范围内的锚杆轴力发展较快，其他位置锚杆轴力相比很小,可见互层隧道与层理呈较大角度的锚杆承受较大荷载。中台阶开挖后，上台阶左拱肩处的的锚杆轴力快速发展，急剧增大，部分达到锚杆的最大受力极限，这是由于中台阶开挖使左侧拱肩处的围岩约束减小，锚杆与围岩在协调变形作用下产生了较大变形，引起了内力的急剧增长；而左拱肩到拱顶范围内的锚杆轴力变化不大，但沿最大轴向分布长度加长且趋于均匀，其他位置锚杆轴力变化不大，可见锚杆支护在施工过程中随着围岩应力的释放，轴力逐步调整。随着下台阶开挖施工，左拱腰至左拱肩范围内的锚杆轴力有所增大，右侧拱腰范围内的锚杆轴力也有所增大，其他位置锚杆轴力变化不大。仰拱开挖后，靠近左墙脚处的锚杆轴力有所增大，但增幅不明显，而右侧拱脚范围内的锚杆轴力有明显增大，这是由于仰拱开挖后，右侧拱脚处围岩沿层理面的法向应力释放，产生了较大的法向位移，与锚杆的协调变形增大所导致，同左侧拱肩。第四阶段整条隧道开挖支护完成时的锚杆轴力与仰拱开挖完成后基本相同，可见锚杆轴力已经趋于稳定。

2)喷层受力特征分析

2.1)喷层变形分析

支护结构采用3DEC内置的Liner单元模拟，3DEC默认是大变形模式，即变形较大的话，小的块体可能会有错动之类的变形模式，因此在此基础上生成liner的话也相应的会有误差(如Liner中可能存在小孔洞，或狭长的缝隙)，但基本上能保证是一个整体的支护体系，用来模拟支护结构具有一定的合理性。

隧道开挖支护完成后，围压与支护结构相互作用，产生一定的位移与内力，支护结构的位移分量云图如图18、19所示。位移分量也呈对称分布，但在左侧拱部要普遍大于右侧拱部，拱底的隆起值普遍大于拱顶沉降。支护结构最大水平收敛位移为51.9cm，出现在左侧拱腰位置，说明该部位已经出现了支护结构开裂、向洞内弯折破坏现象。

2.2)喷层内力分析

根据监测数据绘制出喷层的轴力及弯矩分布如图20、21所示。由喷层内力包络图可以看出喷层受力及内力分布呈现非对称现象。喷层右拱肩与左墙脚处轴力较大，其中最大值为637.48kN：左拱肩与右墙脚处轴力较小，其中最大值为210.08kN。右拱肩与左墙脚处受负向弯矩作用(外侧受拉)，最大值为122.43kN·m；左拱肩与右侧拱脚处受正向弯矩作用(内侧受拉)，最大值为92.40kN·m.可见初支喷层受到了严重的偏压作用，在左拱肩到拱腰范围内侧拱脚处，支护压力较大，喷层的内侧受拉，表面易发生混凝土的开裂，掉块。而在外侧混凝土受拉的右拱肩与左墙脚范围内，混凝土更容易发挥其抗压的力学特性，支护结构表现出更好的稳定性。

步骤四：高地应力互层软岩隧道破坏机理分析

通过以上对隧道开挖支护后，围岩及层理应变场及支护结构受力特性的分析，可知，由于层理的存在，隧道开挖后围岩的应力应变场呈现出与层理分布相关的对称特征，都出现了沿层理对称分布的应力与应变的集中。受二次应力的影响。围岩的破坏特征先表现为最初的层理的剪切破坏，层理的拉伸破坏继而发生岩体的剪切破坏，循环往复，从表层岩体逐步向深处发展，对于支护结构而言，由于左侧拱肩与右侧拱脚处层理法向应力的释放，围岩的过分变形对支护结构产生了较大的支护压力，使得支护结构受偏压作用，在左拱肩及右侧拱脚处支护结构内侧产生负弯矩，极易引起这部分的支护结构表面开裂，继而引发支护结构的整体失稳，这与许多该类型隧道在施工过程中支护破坏的特征相一致。因此在施工过程中，要采取针对性的措施，改善围岩的偏压作用，增强隧道结构对偏压问题的适应性。

总结

使用离散元软件结合实际工况对尖山高地应力互层软岩隧道的施工过程进行了模拟，通过过对隧道围岩和层理应力应变场、塑性区发展及支护结构的受力特征的分析，解释了高地应力互层软岩隧道的破坏机理。

(1)由于层理的存在，隧道开挖后，围岩的二次应力分布沿层理分布呈近似对称关系，围岩的二次应力以压应力为主，在左侧拱肩与右墙脚较小范围内部分围岩呈现受拉状态，在右侧拱肩及左侧拱脚出现剪应力的集中。

(2)层理及岩体的应变场也沿着层理的分布呈对称，与隧道轮廓相切的左侧拱肩与右墙脚范围内法向应力释放充分，法向位移大，其余部位层理围岩剪应力集中，剪切变形大。法向位移大的围岩范围小，剪切位移相对较小围岩范围大，而隧道整体变形表现为水平位移收敛大，拱底隆起明显。

(3)受层理与围岩二次应力的分布及开挖工序的影响，围岩的塑性区发展也呈现一定的规律，围岩中层理的破坏总是先于岩体破坏发生，层理的剪切破坏总是先于拉伸破坏发生，随着应力的释放，由表及里，循序渐进向围岩深部发展，在左侧拱肩与右侧拱脚范围表现的尤为明显。

(4)受围岩及层理二次应力及变形的影响，支护结构受到明显的偏压作用，在左侧拱肩与右侧拱脚处支护压力较大，造成了支护局部的内力集中，支护结构受力呈不对称分布，这是引起隧道支护结构破坏的主要原因。

步骤五：尖山隧道监控量测方案实施

1)试验段段选取

尖山隧道DK112+020～DK113+870段岩性为变质砂岩夹板岩、千枚岩：变质砂岩，深灰色、灰绿色，变余砂状结构，薄～厚层状构造，主要矿物成分为石英、长石、绢云母、绿泥石等，层理发育，属硬质岩；千枚岩，灰绿色，变余结构，千枚状构造，层理发育，属软岩。各段围岩级别见表5所示。

表5 DK112+020～DK113+870段围岩级别表

为了给设计优化提供相关的参考数据，前期计划在尖山隧道DK113+200～+735段进行初期支护、二衬混凝土的应力应变量测，在III级围岩(DK113+265～+295)和IV级围岩(DK113+585～+615)互层段各布置一个断面，V级围岩(DK113+685～+715)断层破碎带各布置一个断面，共3个断面，如存在V级围岩互层段的变更，则考虑增设1个测试断面；测试断面根据现场施工揭示地质情况进行调整。每个结构受力量测断面前后分别取15m，共30m作为现场量测试验段，量测项目包括拱顶下沉、水平收敛、三维位移(记录全站仪绝对坐标)，试验段量测断面布置如图22所示。

2)量测项目及测点布置

测点布置如图23所示，试验断面、量测项目及测点数量统计如表6所示。

表6试验断面、量测项目及测点数量统计表

3)量测方法、仪器元件及量测频率

根据目前施工进度情况，分别在计划在III级、IV级围岩互层段、V级围岩互层段及断层破碎带设置4个试验段。每个试验段布置1个结构受力量测断面，至少7个变形测试断面，变形测试断面间距5m，均匀分布在压力、应力量测断面两侧。

(1)掌子面地质素描及洞内观察

采用观察、罗盘测试、数码成像方法，对掌子面围岩岩性、层理分布、产状等进行描述记录，对围岩条件、喷射混凝土、钢架及二次衬砌的工作状态进行观察记录。

(2)拱顶下沉及水平收敛测试

采用精密水准仪或收敛计或全站仪进行测试，每天量测一次，直至二次衬砌施作前，变形基本稳定为止。

(3)三维位移测试

采用全站仪进行测试，量测测点的绝对坐标换算各测点三维横向、竖向及纵向位移。每天量测一次，直至二次衬砌施作前，位移基本稳定为止。如表7所示。

表7量测仪器、元件、量测频率表

步骤六：现场监控量测结果分析

对隧道开挖支护后隧道断面的变形情况进行了监测，取Ⅴ级围岩DK113+655处断面处拱顶沉降和中台阶水平收敛进行分析，变形量累积与变形速率变化如图24、25所示，从图24、25中曲线看出，监测断面拱顶沉降量与水平收敛量在监测初期都出现了明显的增长，且增长速率也呈增长态势，最高可达2.5mm/day。在支护完成5天后变形速率趋于稳定，在1mm/day左右波动；第15天时变形速率趋于0，变形量也趋于稳定，此时拱顶沉降值7.5mm，水平收敛值为18.7mm，拱顶沉降达到总变形量的64.1％，水平收敛量达到总收敛值的55％，水平收敛值要远大于拱顶沉降，这与数值模拟所呈现出的变形规律也相符。第18天时，由于仰拱开挖对围岩的扰动，拱顶沉降与水平收敛量都出现了明显的增加，变形速率也出现了明显的增大，但拱顶沉降很快趋于稳定，在第20天后基本达到稳定，变形速率也趋近于0，而水平收敛值到第25天才基本达到稳定，可见仰拱的开挖对隧道断面水平收敛变形影响较大，因此在实际施工中要特别注意缩短仰拱的开挖长度并及时回填以减小仰拱开挖对于围岩的扰动；最后围岩变形趋于稳定时，拱顶沉降达到11.7mm，水平收敛值达到34.0mm。为避免数据的随机性，取试验段的另外五个监测断面的最终变形数据进行研究，数据汇总于表8。

表8不同里程断面变形监测数据汇总

各监测断面拱顶沉降最大值为17.32mm，最小值为12.37mm；水平收敛最大值为40.21mm，最小值为33.79mm；总得来看，水平收敛量均大于拱顶沉降量，因此在施工过程中要时刻注意水平收敛的变化，对围岩及支护及时补强增稳，防止边墙因过分变形而挤出，继而发生整体结构的失稳；对比数值模拟，实测数据总得来说整体偏小，但围岩的变形规律基本一致，可见数值模拟的结果具有一定的合理性，对设计和施工起到一定的指导意义，同时也说明了这种断面优化+超前加固+变截面喷层的支护模式起到了很好的支护效果。

总结

确定了量测指标，测点布置、量测方法、量测频率等关键指标，并对现场监测得到的围岩变形数据进行了分析，得到以下主要结论：

(1)围岩的变形总体呈现水平收敛大于拱顶沉降的规律，且水平收敛值及速率要大于拱顶沉降量及沉降速率，拱顶的沉降量要比水平收敛值要先趋于稳定，这与数值模拟的围岩变形规律相一致；

(2)数值模拟的结果虽然比实测的结果要大，但是总体的规律相一致，因此具有一定的合理性，同时也验证了这种断面优化+超前加固+变截面喷层的支护模式对高地应力互层软岩隧道的支护具有很好的效果。

尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，对于本领域的技术人员来说，其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分技术特征进行等同替换，凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。