高地應(yīng)力富水軟巖鐵路隧道變形機(jī)理及施工控制措施

柳彥軍， 劉家奇， 徐繼保， 梁斌， 李文杰*

(1. 中鐵十五局集團(tuán)第三工程公司， 成都 610097； 2. 河南科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 洛陽 471023)

隨著中國基礎(chǔ)建設(shè)的不斷發(fā)展，中國隧道工程總量不斷增長，但由于中國地形地貌復(fù)雜，喀斯特地貌在云貴高原分布廣泛，軟弱圍巖、巖溶富水、高地應(yīng)力等問題尤為突出，隧道工程在該地區(qū)建造難度更大，所以在高地應(yīng)力軟弱圍巖地層修建隧道過程中，如何控制圍巖變形是保證隧道工程施工安全的重點(diǎn)[1-4]。

國內(nèi)外專家學(xué)者結(jié)合不同的工程實(shí)例，針對(duì)高地應(yīng)力軟巖隧道的圍巖變形特點(diǎn)、變形機(jī)理、支護(hù)措施等多方面進(jìn)行研究，形成了豐富的科研成果[5-10]。王建等[11]通過隧道現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)及回歸分析法研究了圍巖變形時(shí)空效應(yīng)，得出圍巖變形的3個(gè)階段及隧道支護(hù)施工的最佳時(shí)機(jī)。張金龍等[12]依托景寨隧道圍巖變形特征，通過數(shù)值模擬的方法優(yōu)化開挖支護(hù)方式，經(jīng)現(xiàn)場驗(yàn)證該方案可以有效控制圍巖變形。于介[13]根據(jù)賈塬隧道地質(zhì)數(shù)據(jù)，采用FLAC3D數(shù)據(jù)計(jì)算軟件建立3種不同工況的隧道模型，優(yōu)化了紅黏土與砂巖夾泥巖地層圍巖隧道施工工法，明顯提升了施工效率。趙晨陽等[14]根據(jù)東馬場1號(hào)隧道大變形問題，通過分析初支變形特征提出“抗放結(jié)合，以抗為主”的圍巖處置原則和應(yīng)對(duì)措施，經(jīng)過現(xiàn)場施工驗(yàn)證，該措施處治效果良好。馬玉春等[15]基于MIDAS/GTS NX有限元軟件建立了3種工況的隧道模型，通過對(duì)比分析得出適于中國西北地區(qū)的高地應(yīng)力軟巖隧道的施工方法。李守剛[16]依托天平關(guān)山隧道，通過現(xiàn)場試驗(yàn)的方法分析了隧道內(nèi)應(yīng)力分布特征，提出改變邊墻曲率抑制圍巖變形的措施。陳志敏等[17]運(yùn)用室內(nèi)模型試驗(yàn)方法，研制出能夠方便、準(zhǔn)確地預(yù)測高地應(yīng)力軟弱圍巖隧道內(nèi)施工進(jìn)行所導(dǎo)致的應(yīng)力變化和圍巖及支護(hù)結(jié)構(gòu)變形情況的模型試驗(yàn)裝置。張俊儒等[18]通過解析計(jì)算分析了高地應(yīng)力變質(zhì)層狀板巖地層隧道的變形特征，根據(jù)合理性和可行性對(duì)比選定雙洞單線隧道洞型，并指出高跨比在1.02～1.06時(shí)隧道變形量較小，且易于控制。曹小平等[19]針對(duì)高地應(yīng)力板狀軟弱圍巖隧道大變形問題，提出單層初支+雙層二襯的支護(hù)形式，通過現(xiàn)場試驗(yàn)驗(yàn)證了該方案的可行性及隧道后期長期運(yùn)營的穩(wěn)定性。方星樺等[20]通過數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗(yàn)提出了優(yōu)化圍巖拱腰曲率、長短錨桿結(jié)合的雙層初支形式等方案，有效控制了圍巖變形量及變形速率。國內(nèi)外專家學(xué)者對(duì)高地應(yīng)力軟弱圍巖隧道施工技術(shù)及應(yīng)用有較多的研究成果，但對(duì)于在高地應(yīng)力軟弱圍巖地區(qū)地應(yīng)力釋放方法和隧道圍巖變形量控制措施的研究相對(duì)較少。

一般的支護(hù)措施往往難以解決高地應(yīng)力軟弱圍巖隧道中圍巖大變形引發(fā)的問題，因此現(xiàn)以云南玉磨鐵路項(xiàng)目三分部曼勒一號(hào)隧道工程為依托，針對(duì)施工現(xiàn)場因高地應(yīng)力軟巖所誘發(fā)的大變形問題，通過分析影響隧道圍巖大變形的重要因素和變形機(jī)理，提出開挖迂回導(dǎo)坑釋放地應(yīng)力控制隧道圍巖大變形的施工措施，采用數(shù)值模擬并結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際情況分析該控制措施的有效性，為后續(xù)高地應(yīng)力軟弱圍巖隧道施工提供變形控制措施建議。

1 工程背景

云南玉磨鐵路由中鐵十五局第三工程有限公司承擔(dān)建設(shè)，其中曼勒一號(hào)隧道為重點(diǎn)控制工程，位于勐遠(yuǎn)至曼勒區(qū)間，隧道全長8 280 m，主要為單線隧道，僅進(jìn)口處是85 m長雙線隧道，線路最大坡度為9.9‰，隧道最大埋深為700 m。為保證工期，解決施工排水、通風(fēng)及滿足防災(zāi)救援疏散需要，隧道采用“1橫洞 + 1斜井”的輔助坑道模式，橫洞長1 008 m，斜井長699 m，在后續(xù)鐵路運(yùn)營期間橫洞作為防災(zāi)救援疏散的避難所。

曼勒一號(hào)隧道橫洞工區(qū)掌子面開挖至DK448+737，掌子面揭示巖性為泥巖、砂巖夾礫巖和炭質(zhì)頁巖，巖質(zhì)整體較硬，局部夾軟弱層，節(jié)理裂隙發(fā)育，巖體較破碎，圍巖完整性及穩(wěn)定性較差。地下水發(fā)育，拱頂呈現(xiàn)淋雨?duì)顫B水，掌子面及以初支多處可見地下水呈線狀、雨淋狀流出，涌水顏色成灰褐色并含有碎渣，泥巖、頁巖遇水后極易軟化、變形，穩(wěn)定性較差，圍巖等級(jí)由原設(shè)計(jì)Ⅲ級(jí)圍巖變更為V級(jí)圍巖。

通過進(jìn)一步地質(zhì)勘查可知，曼勒一號(hào)隧道橫洞工區(qū)大里程掌子面DK448+737圍巖為高地應(yīng)力富水軟巖，圍巖巖體整體強(qiáng)度較低，巖體內(nèi)含有大量膨脹土，隧道所在地區(qū)最大水平地應(yīng)力為14.89～22.53 MPa，豎向地應(yīng)力為12.58～18.81 MPa。由于高地應(yīng)力、富水、軟弱圍巖等特征影響，隧道初支受圍巖擠壓出現(xiàn)大變形現(xiàn)象，鋼拱架出現(xiàn)扭曲變形、噴混開裂向洞內(nèi)侵限，隧道施工存在著施工隱患及安全風(fēng)險(xiǎn)，施工進(jìn)度受到嚴(yán)重影響，曼勒一號(hào)隧道橫洞如圖1所示。

圖1 曼勒一號(hào)隧道橫洞Fig.1 Horizontal hole of Manle No.1 tunnel

2 圍巖變形機(jī)理分析

2.1 圍巖變形影響因素

曼勒一號(hào)隧道開挖由橫洞進(jìn)入正洞后受到復(fù)雜的地質(zhì)條件影響，開挖過程中出現(xiàn)隧道拱頂沉降量及拱腰收斂量大，初支受圍巖變形侵限導(dǎo)致鋼拱架變形、錨桿失效，部分混凝土開裂。隧道圍巖出現(xiàn)大變形主要影響因素如下。

(1)圍巖巖性。隧道圍巖主要為砂巖夾泥巖、炭質(zhì)頁巖，泥質(zhì)粉粒結(jié)構(gòu)，局部夾軟弱層，巖質(zhì)較軟，巖體較破碎，巖層走向與洞軸線小角度相交。泥巖、頁巖遇水后極易軟化、變形，其黏聚力下降，內(nèi)摩擦角增大抗滑移能力下降，圍巖完整性及穩(wěn)定性受到較大影響，易產(chǎn)生圍巖松動(dòng)、大變形。

(2)高地應(yīng)力因素。圍巖初始應(yīng)力較高，隧道開挖會(huì)導(dǎo)致原本整體性很好的圍巖應(yīng)力場重分布，高地應(yīng)力在隧道開挖后快速釋放，應(yīng)力場未能保持平衡狀態(tài)，圍巖出現(xiàn)應(yīng)力集中，當(dāng)集中應(yīng)力值大于圍巖強(qiáng)度時(shí)軟弱圍巖產(chǎn)生塑性變形，逐漸向隧道洞內(nèi)擠壓持續(xù)變形，使得圍巖的塑性區(qū)逐漸增加，這是圍巖產(chǎn)生大變形的因素之一。

(3)大變形持續(xù)時(shí)間。由于炭質(zhì)頁巖與砂泥巖遇水后極易軟化，強(qiáng)度低，隧道開挖后隨著地下水滲漏，圍巖地應(yīng)力重分布持續(xù)時(shí)間變長，導(dǎo)致圍巖變形持續(xù)時(shí)間較長。例如：木寨嶺隧道大變形持續(xù)時(shí)間在25～30 d；川藏鐵路藏嘎隧道大變形段變形持續(xù)時(shí)間在45 d以上。

2.2 圍巖變形機(jī)理分析

隧道圍巖出現(xiàn)大變形破壞與無法平衡的地應(yīng)力場有著密切關(guān)系，曼勒隧道埋深較大且地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜，導(dǎo)致隧道內(nèi)初始地應(yīng)力較大。圍巖塑性變形主要是由初始地應(yīng)力產(chǎn)生的徑向應(yīng)力和切向應(yīng)力作用下導(dǎo)致。

隧道圍巖彈性變形階段的徑向應(yīng)力σr與切向應(yīng)力σθ分別為

σr=σv-(R0/r)2σv

(1)

σθ=σv+(R0/r)2σv

(2)

(3)

式中：σv為原始地應(yīng)力；R0為隧道半徑；r為計(jì)算點(diǎn)圍巖實(shí)際半徑；Rb為圍巖抗壓強(qiáng)度；φ為圍巖內(nèi)摩擦角；當(dāng)圍巖抗壓強(qiáng)度與初始地應(yīng)力比值小于2時(shí)，圍巖變形將由彈性變形進(jìn)入塑性變形階段。

均質(zhì)地層中隧道圍巖塑性區(qū)半徑Rp理論公式為

(4)

式(4)中：p0為計(jì)算點(diǎn)地應(yīng)力；pi為支護(hù)結(jié)構(gòu)抗力。

由式(4)可知，圍巖塑性區(qū)半徑Rp主要受計(jì)算點(diǎn)地應(yīng)力p0的影響，兩者呈線性關(guān)系。如果圍巖因滲水導(dǎo)致圍巖抗壓強(qiáng)度Rb減小，圍巖塑性區(qū)半徑也會(huì)隨之增加。

3 高地應(yīng)力隧道模型

3.1 模型參數(shù)

為了控制隧道開挖過程中的圍巖變形量，釋放高地應(yīng)力，經(jīng)討論提出在高地應(yīng)力軟弱圍巖隧道右側(cè)增設(shè)迂回導(dǎo)坑釋放地應(yīng)力以控制圍巖大變形，采用數(shù)值模擬方法對(duì)該措施進(jìn)行分析，選取合適的力學(xué)參數(shù)、支護(hù)措施和符合高地應(yīng)力圍巖的模型邊界條件，驗(yàn)證控制效果及合理性。參考曼勒1號(hào)隧道迂回導(dǎo)坑段超前地質(zhì)預(yù)報(bào)報(bào)告和《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB 10003—2016)[21]，圍巖初期支護(hù)力學(xué)參數(shù)如表1所示。

3.2 模型及邊界條件

使用MIDAS GTS NX建立3D單元隧道模型，隧道模型為雙洞模型，在隧道開挖過程中首先進(jìn)行右側(cè)迂回導(dǎo)坑開挖，之后再進(jìn)行隧道正洞開挖，迂回導(dǎo)坑中心距正洞中心40 m，隧道正洞及迂回導(dǎo)坑均采用臺(tái)階法開挖。模型邊界條件取隧道洞徑的3～4倍，X軸水平方向取120 m，Z軸豎直方向取60 m，Y軸縱向開挖長度取75 m；圍巖土為四面體單元，采用莫爾-庫倫本構(gòu)模型，隧道及迂回導(dǎo)坑初支為二維板單元，采用各向同性彈性本構(gòu)模型，為保證錨桿及超前小導(dǎo)管模擬效果，采用植入式梁單元，共劃分76 291個(gè)實(shí)體單元，模型四周設(shè)置位移約束，模型靜力荷載設(shè)置自重荷載模擬土體自重?？紤]到本隧道處于高地應(yīng)力地區(qū)，為分析高地應(yīng)力對(duì)隧道開挖方式及圍巖穩(wěn)定性的影響，在隧道圍巖上下施加18 MPa均布荷載，左右施加20 MPa均布荷載，側(cè)壓力系數(shù)K=1.1，3D模型如圖2所示。

表1 模型力學(xué)參數(shù)Table 1 Model mechanical parameters

圖2 隧道3D模型Fig.2 Tunnel 3D model

4 結(jié)果分析

4.1 不同工況下隧道圍巖位移對(duì)比

由于受到18 MPa垂直應(yīng)力與20 MPa水平應(yīng)力的共同作用，兩種開挖方式下圍巖最大豎向位移均未出現(xiàn)在拱頂位置，圍巖水平位移均大于豎向位移。設(shè)置迂回導(dǎo)坑模型模擬結(jié)果中，圍巖最大豎向位移為13.72 mm，出現(xiàn)在迂回導(dǎo)坑上臺(tái)階左側(cè)，最大水平收斂位移為33.40 mm，位于迂回導(dǎo)坑右側(cè)拱腰處，隧道正洞最大豎向位移和最大水平收斂位移分別為10.50 mm和9.34 mm；無迂回導(dǎo)坑模型模擬結(jié)果中，隧道圍巖最大豎向位移為16.33 mm，出現(xiàn)在隧道上臺(tái)階左側(cè)，最大水平收斂位移為22.42 mm，位于左側(cè)拱腰處。兩種開挖方式結(jié)果對(duì)比可知，隧道正洞圍巖變形均有所降低，豎向沉降位移降低38.46%，水平收斂位移降低58.34%，隧道正洞圍巖變形情況有所改善，隧道圍巖位移量對(duì)比如圖3、圖4所示。

4.2 不同工況下圍巖塑性區(qū)對(duì)比

高地應(yīng)力地區(qū)隧道開挖對(duì)圍巖造成的擾動(dòng)破壞了初始地應(yīng)力平衡狀態(tài)，導(dǎo)致地應(yīng)力重分布，該區(qū)域隧道圍巖為軟弱圍巖，隨著地應(yīng)力逐漸作用，隧道圍巖逐漸產(chǎn)生塑性區(qū)，有無迂回導(dǎo)坑隧道圍巖塑性區(qū)如圖5所示。

通過分析圖5可知，在僅開挖隧道正洞情況下，隧道圍巖塑性區(qū)主要出現(xiàn)在拱腰及接近拱頂位置，說明隧道拱腰處產(chǎn)生變形破壞的風(fēng)險(xiǎn)較大；而設(shè)置迂回導(dǎo)坑后圍巖塑性區(qū)主要出現(xiàn)在導(dǎo)坑拱腰處，隧道正洞塑性區(qū)有明顯減?。桓鶕?jù)兩種工況下塑性應(yīng)變計(jì)算結(jié)果來看，隧道正洞塑性區(qū)塑性應(yīng)變最大值減小了25.40%，結(jié)果表明在有迂回導(dǎo)坑的工況下隧道正洞圍巖較為穩(wěn)定。

圖3 圍巖豎向位移量Fig.3 Vertical displacement of surrounding rock

圖4 圍巖水平位移量Fig.4 Horizontal displacement of surrounding rock

4.3 不同工況下圍巖應(yīng)力對(duì)比分析

兩種工況下的應(yīng)力云圖如圖6、圖7所示，根據(jù)圖6應(yīng)力云圖可知，迂回導(dǎo)坑開挖后高地應(yīng)力首先作用于迂回導(dǎo)坑初支結(jié)構(gòu)上，其拱頂及拱腰處壓應(yīng)力相較于正洞更加集中，而隧道正洞拱頂所受應(yīng)力相對(duì)迂回導(dǎo)坑有所降低；其中圖6(b)中迂回導(dǎo)坑拱頂受壓明顯大于正洞拱頂。當(dāng)不設(shè)置迂回導(dǎo)坑隧道正洞直接開挖時(shí)，圖7(a)所示隧道拱腰受壓明顯，仰拱處受力不均勻有隆起跡象，圖7(b)中顯示拱頂受力較大。由圖6、圖7比較可以得出，高地應(yīng)力軟巖隧道開挖增設(shè)迂回導(dǎo)坑后，提前導(dǎo)致圍巖地應(yīng)力重分布，當(dāng)正洞開挖時(shí)洞身所受地應(yīng)力相對(duì)有所減小，根據(jù)圖中數(shù)據(jù)可知設(shè)置迂回導(dǎo)坑后隧道所受最大主應(yīng)力減小了24.18%，所受最大von Mises應(yīng)力降低了18.39%，正洞拱頂應(yīng)力集中現(xiàn)象有明顯改善，可以有效降低隧道支護(hù)結(jié)構(gòu)受壓變形量。

圖5 圍巖塑性區(qū)云圖Fig.5 Cloud map of surrounding rock plastic zone

圖6 迂回導(dǎo)坑隧道應(yīng)力圖Fig.6 Stress of by-pass tunnelling

圖7 無迂回導(dǎo)坑隧道應(yīng)力圖Fig.7 Stress of tunnel without by-pass tunnelling

由圖8(b)可知，隧道主洞單獨(dú)開挖的情況下，在高地應(yīng)力的作用下隧道初期支護(hù)結(jié)構(gòu)在拱腰處出現(xiàn)應(yīng)力集中；根據(jù)圖8(a)隧道開挖過程中，在迂回導(dǎo)坑初支結(jié)構(gòu)的拱腰處出現(xiàn)了壓應(yīng)力應(yīng)力集中現(xiàn)象，隧道正洞初支結(jié)構(gòu)受力相對(duì)較為均勻，相較于未設(shè)置迂回導(dǎo)坑隧道應(yīng)力集中分布明顯減少，其中正洞支護(hù)結(jié)構(gòu)所受最大主應(yīng)力減少了20.35%，由此可得，高地應(yīng)力地區(qū)隧道開挖過程中，設(shè)置迂回導(dǎo)坑有釋放地應(yīng)力、減少隧道正洞受地應(yīng)力影響的作用。

5 高地應(yīng)力軟巖隧道施工技術(shù)應(yīng)用

根據(jù)超前地質(zhì)預(yù)報(bào)和隧道有限元模型模擬結(jié)果分析，高地應(yīng)力富水軟巖隧道施工中開挖迂回導(dǎo)坑有釋放部分地應(yīng)力和減小隧道正洞圍巖變形作用，為了驗(yàn)證以上迂回導(dǎo)坑的作用及實(shí)際效果，選取(DK448+843)-(DK449+247)段進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)，探究實(shí)際施工中迂回導(dǎo)坑的控制隧道圍巖變形效果。

圖8 初支最大主應(yīng)力圖Fig.8 Maximum principal stress diagram of initial support

5.1 迂回導(dǎo)坑現(xiàn)場試驗(yàn)

迂回導(dǎo)坑開挖前需完成DK448+737處初支仰拱后進(jìn)行迂回導(dǎo)坑開口，該段二襯暫不施工。迂回導(dǎo)坑進(jìn)洞達(dá)到3 m后先進(jìn)行開口段二襯施工，確保開口段隧道穩(wěn)定再進(jìn)行后續(xù)開挖支護(hù)工作。

隧道正洞開挖方向傾斜45°向右前側(cè)開口增設(shè)迂回導(dǎo)坑，迂回導(dǎo)坑進(jìn)洞56.57 m后與隧道正洞平行40 m向前開挖施工，迂回導(dǎo)坑采用臺(tái)階法開挖初襯結(jié)構(gòu)采用V級(jí)加強(qiáng)I型復(fù)合式襯砌，采用全環(huán)I20b型鋼鋼架加強(qiáng)支護(hù)，間距0.6 m/榀，每循環(huán)進(jìn)尺上臺(tái)階1 ～ 2榀，中下臺(tái)階不大于兩榀，開口位置上臺(tái)階采用21根Φ42 mm超前小導(dǎo)管進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)，超前小導(dǎo)管每根4.5 m，環(huán)向間距0.3 m；導(dǎo)坑進(jìn)洞3 m后，超前支護(hù)采用縱向每環(huán)間距6 m，每環(huán)21根，每根長9 m，Φ89 mm大管棚，迂回導(dǎo)坑示意圖如圖9所示。

迂回導(dǎo)坑至隧道正洞里程DK449+207向左傾斜45°出迂回導(dǎo)坑至隧道正洞，向前后兩個(gè)方向增設(shè)兩個(gè)隧道開挖工作面可以有效增加施工進(jìn)度。(DK448+737)-(DK449+247)段隧道施工結(jié)束后對(duì)迂回導(dǎo)坑進(jìn)出口進(jìn)行封堵，對(duì)進(jìn)出口段隧道正洞初進(jìn)行支模注漿，迂回導(dǎo)坑進(jìn)口封堵施工如圖10所示。

圖9 迂回導(dǎo)坑示意圖Fig.9 By-pass tunnelling schematic map

圖10 迂回導(dǎo)坑進(jìn)口封堵Fig.10 By-pass tunnelling import blocked

5.2 現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)

迂回導(dǎo)坑及隧道進(jìn)行連續(xù)26天監(jiān)測隧道正洞與導(dǎo)坑圍巖變形數(shù)據(jù)如圖11、圖12所示。

由圖11可知，迂回導(dǎo)坑拱腰水平收斂最大值為119.2 mm，該位置位于DK448+945處，第0～10天拱腰收斂速率較快，其中第2～4天收斂速率最快達(dá)到9.15 mm/d；拱頂豎向沉降最大值為80.1 mm，位于DK448+845截面，第14～16天的沉降速率為6.15 mm/d，達(dá)到26 d檢測中沉降速率最快值；由以上迂回導(dǎo)坑監(jiān)測數(shù)據(jù)中可以看出，圍巖變形持續(xù)時(shí)間較長、變形量較大，直至第24天開始趨于穩(wěn)定。

由圖12可知，隧道正洞拱腰水平收斂最大值為95.2 mm，拱頂豎向沉降最大值為29.4 mm，拱腰收斂最大值與拱頂沉降最大值里程樁號(hào)分別為DK448+955與DK449+25；前8 d的拱腰收斂速率較快，在第8～14天拱頂豎向沉降速率有上升趨勢(shì)后趨于穩(wěn)定。

(DK448+843)-(DK449+247)段隧道正洞最大變形量的95.2 mm變形量，相較于(DK445+751)-(DK445+790)段隧道按臺(tái)階法開挖后的隧道變形量監(jiān)測結(jié)果中，變形量主要為80～250 mm，圍巖變形量減小了61.92%，迂回導(dǎo)坑在隧道開挖過程中對(duì)減小隧道正洞變形量有明顯效果。

圖11 迂回導(dǎo)坑監(jiān)測數(shù)據(jù)Fig.11 By-pass tunnelling monitoring data

圖12 隧道監(jiān)測數(shù)據(jù)Fig.12 Tunnel monitoring data

5.3 實(shí)施效果

曼勒一號(hào)隧道位于勐遠(yuǎn)—曼勒區(qū)間，該地區(qū)全年降雨量較大，泥巖、砂巖夾礫巖圍巖遇水后易軟化，在高地應(yīng)力的作用下圍巖易產(chǎn)生大變形，有較大的施工安全隱患，對(duì)隧道施工產(chǎn)生較大影響，曼勒一號(hào)隧道(DK448+843)-(DK449+247)高地應(yīng)力段采用開挖迂回導(dǎo)坑的施工控制措施，釋放地應(yīng)力，改善隧道正洞受力狀態(tài)，有效降低隧道正洞變形量，使得該段隧道未出現(xiàn)圍巖大變形情況，施工效果良好。

6 結(jié)論

(1)高地應(yīng)力富水軟弱圍巖隧道開挖后，圍巖變形情況表現(xiàn)為變形量大，變形速率大，變形持續(xù)時(shí)間長，拱腰水平收斂明顯大于拱頂豎向沉降，初支完成后圍巖變形導(dǎo)致鋼拱架變形需進(jìn)行換拱處理，嚴(yán)重影響施工進(jìn)度。提出在隧道右側(cè)開挖迂回導(dǎo)坑釋放圍巖中高地應(yīng)力的方法，以控制隧道正洞圍巖變形量。

(2)根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果可知，模擬高地應(yīng)力工況中，開挖迂回導(dǎo)坑后隧道正洞拱頂沉降及水平收斂均有所下降，圍巖塑性區(qū)塑性應(yīng)變減小17.37%，隧道最大主應(yīng)力減小24.18%，結(jié)果表明迂回導(dǎo)坑可以有效降低高地應(yīng)力作用下圍巖的變形量，也可以起到釋放高地應(yīng)力、降低其對(duì)隧道正洞支護(hù)結(jié)構(gòu)的影響。

(3)增設(shè)迂回導(dǎo)坑后現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果表明，正洞的變形量為95.2 mm，相較于前期隧道變形量明顯減小，增加了隧道正洞開挖面，隧道施工效率得到提升，彌補(bǔ)了前期因圍巖大變形導(dǎo)致?lián)Q拱所延長的工期。

(4)通過迂回導(dǎo)坑力學(xué)模型結(jié)合現(xiàn)場施工試驗(yàn)分析，證明了迂回導(dǎo)坑在控制隧道圍巖變形量方面的有效性與可行性，該方案可為今后類似隧道工程提供參考借鑒。