CN111551438A - 大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，对隧洞大埋深洞段所在的地层，开展现场地应力测试和现场岩石力学试验，获得的该地层的地应力和岩体力学参数，并采用围岩变形预测公式，对围岩大变形进行预测，从而根据隧洞不发生软岩大变形的埋深阈值作为采纳现行设计规范进行软岩大变形隧洞锚固支护的适用条件，采用针对性的大变形支护措施，为大埋深隧洞围岩大变形的支护设计优化提供依据。

Description

大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法

技术领域

本发明公开了一种大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，具体涉及一种基于勘探平硐现场测试和试验，以及考虑支护效应围岩变形预测公式的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，在施工期借助勘探平硐对隧洞区域的地应力进行测试，对岩体力学参数进行现场岩石力学实验，并根据考虑支护效应的围岩变形预测公式，开展大埋深隧洞软岩大变形锚固支护控制效果的评价。

背景技术

软岩大变形是大埋深隧洞工程施工中经常遭遇的一种地质灾害，主要发生在高应力软岩或软弱破碎围岩地层，并以岩石强度应力比低(一般小于4)或岩石单轴抗压强度低(一般小于25MPa)为标志，表现为围岩发生量值大、持续时间长、收敛缓慢的变形。软岩大变形不仅会因围岩变形过大而侵占隧洞设计净空尺寸，还会在持续变形过程中驱使支护结构受力不断增加，诱发支护结构破坏，包括锚杆受力超过屈服值、喷混凝土开裂脱落、钢拱架屈曲变形，这些支护措施的失效导致已实施支护措施无法实现预期的加固效果，需要重新施加支护，包括补打锚杆、重新施作喷混凝土和更换钢拱架，这就导致工程造价增加、工期延长，既不利于隧洞工程施工安全，也增大了工程投资。因此，根据隧洞施工期开挖所揭示的实际地质条件，对拟实施的初期支护措施的锚固控制效果进行评价，有利于在软岩大变形发生之前及时预测预报，快速识别支护措施锚固控制效果不佳的洞段，从而采用更有针对性措施控制围岩变形，避免软岩大变形引起的隧洞侵限和支护结构破坏，降低隧洞侵限后扩挖和重新施加支护所导致的额外时间成本和施工费用，具有重要的工程意义。

与隧洞支护相关的现行国家标准和行业规范，均针对易发软岩大变形的IV类和V类围岩洞段，提出了以喷混凝土、锚杆、钢拱架或格栅拱架等措施为主要支护类型的隧洞围岩初期支护体系，并依据围岩分类和隧洞直径(跨度)，进一步给出了每种支护类型可采用的量化参数。但是，现行规范并未对采用这些支护措施后的隧洞围岩变形进行量化描述，也未对所提出支护措施的变形锚固控制效果进行评价。目前，虽然已有一些针对锚固支护措施的围岩变形锚固控制效果的量化计算方法，但在应用于大埋深软岩大变形地质灾害方面还存在较多不足。例如，以芬纳公式为代表的围岩变形预测公式，基于静水压力场和小变形假定，以及理想弹塑性理论推导而得，用于一般条件下围岩的变形预测具有较好的适应性，但大埋深条件下的围岩变形具有变形量值大、围岩峰后强度弱化的特点，这类围岩变形预测公式的预测结果一般要小于实际围岩变形，故不再适用；并且，这类公式将所有支护措施的加固作用等效为施加在开挖面表层的面荷载反力，导致围岩变形预测结果无法反映锚杆通过提高围岩完整性、增强围岩刚度实现围岩变形控制的锚固支护机理。因此，对于大埋深隧洞软岩大变形锚固支护控制效果的评价，目前还缺乏一套相对完整的预测方法和实施技术作为指导依据。另外，公路、铁路和水工隧洞(道)等线路工程具有长距离的特点，隧洞施工期在遭遇大埋深软岩地层时，一般只能根据勘察设计阶段获得的地应力和岩体力学参数，对支护措施的加固效应做简化，采用现有围岩变形预测方法，进行围岩变形量值范围的粗略估计，并根据其他工程经验，对锚固支护措施的变形控制效果简单评价，难以做到基于围岩实际条件的定量分析和支护措施锚固控制效果的准确评价。

发明内容

本发明针对上述存在的问题，提出一种大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果的评价方法，在施工期，对隧洞大埋深洞段所在的地层，开展现场地应力测试和现场岩石力学试验，获得该地层的地应力和岩体力学参数，并采用考虑支护效应的围岩变形预测公式，对围岩变形进行预测，从而实现软岩大变形支护措施锚固控制效果的评价。

为实现上述目的，本发明所设计的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特殊之处在于，所述方法包括：

步骤1：在隧洞施工现场，利用勘探平硐进行原位地应力测试，获得测试部位的水平向最大主应力σ_H及其侧压系数λ，当λ≤1时，地下洞室的初始应力场以自重应力场为主，测试部位最大主应力σ_0max即为铅直向应力σ_z＝ρgH，其中ρ为上覆岩体的密度，g为重力加速度，H为上覆岩体的厚度，即洞室埋深；当λ>1时，地下洞室的初始应力场以构造应力场为主，测试部位最大主应力σ_0max即为水平向最大主力σ_H＝λσ_z＝λρgH；

步骤2：在勘探平硐内进行岩石变形试验和岩体直剪强度试验，获得隧洞测试部位岩体的变形模量E_mass、抗剪强度参数粘聚力c和摩擦系数

并判定测试部位的岩体类别；

步骤3：当岩体类别判定结果为IV类或V类时，根据岩体的粘聚力c和摩擦系数

计算得到测试部位隧洞岩体的单轴抗压强度σ_mass，以及隧洞开挖后的洞周应力集中最大值σ_θmax；

步骤4：根据现行设计规范，确定对应于不同“岩体分类-隧洞直径”组合的用于软岩大变形的锚固支护类型与量化参数；

步骤5：根据步骤1～3得到的岩体力学参数和岩体分类，并结合隧洞直径，采用与当前“岩体分类-隧洞直径”组合对应、并结合锚固支护效应的围岩相对变形预测公式

计算得到围岩相对变形ε，其中α、β、γ为一组系数，E₀为变形模量基准值；

步骤6：根据考虑支护效应的围岩相对变形预测值ε，划分围岩变形等级，评价根据规范所确定的锚固支护方案用于软岩大变形的控制效果；

步骤7：根据步骤5的围岩相对变形预测公式，建立隧洞埋深H与围岩相对变形ε的关系式，得到隧洞不发生软岩大变形的埋深阈值H_cr，作为采纳现行设计规范进行软岩大变形隧洞锚固支护的适用条件。

优选地，所述步骤5中，确定系数α、β、γ的值的方法为：根据规范和经验确定力学参数和初始地应力分布、正交试验设计获得参数样本、建立计算模型并考虑锚固支护效应、进行数值分析获得围岩相对变形、幂函数拟合结果优选。

优选地，所述建立计算模型并考虑锚固支护效应的实施方法为：采用

计算喷混凝土支护效应，其中，σ_pc为作用于隧洞开挖面的压应力，用以反映喷混凝土措施的支护效应，R_c为喷混凝土材料的抗压强度设计值，δ为喷混凝土层厚度，D为隧洞直径。

优选地，所述建立计算模型并考虑锚固支护效应的实施方法为：采用

计算钢拱架支护效应，其中，σ_gj为作用于隧洞开挖面的压应力，用以反映钢拱架措施的支护效应，R_s为钢材料的抗压强度设计值，A_s为型钢拱架的横截面积，l_dis为钢拱架榀与榀的间距，D为隧洞直径。

优选地，所述步骤6中，将ε<2.5％作为根据现行设计规范进行支护时，取得不发生软岩大变形的锚固控制效果的评价标准。

优选地，所述步骤7中，采用式(1)建立隧洞埋深H与围岩相对变形ε的关系式：

将ε＝2.5％代入式(1)，求得在根据现行设计规范进行支护后，隧洞不发生软岩大变形的埋深阈值H_cr，即：当隧洞埋深H≤H_cr时，按照现行设计规范建议的锚固支护参数足量实施，当隧洞埋深H>H_cr时，调整支护类型，提高支护强度和优化开挖方案。

优选地，所述步骤1中，所述原位地应力测试采用水压致裂法实现。

优选地，所述步骤2中，所述岩石变形试验采用刚性承压板试验方法实现，勘探平硐内的承压面积不小于2000cm²。

优选地，所述步骤3中，采用式

计算岩体的单轴抗压强度σ_mass；隧洞开挖后的洞周应力集中最大值σ_θmax，当初始地应力场以自重应力场为主时，计算式为σ_θmax＝(3-λ)σ_0max＝(3-λ)ρgH，当初始地应力场以构造应力场为主时，计算式为

采用了以上技术方案，本发明的积极效果和优点在于：

(1)本发明借助勘探平硐，在隧洞现场开展原位地应力测试和岩石力学试验，获得的测试结果和试验数据直接反映隧洞工程实际条件，为软岩大变形锚固控制效果评价提供准确参数。

(2)本发明根据勘探平硐的现场岩石力学试验所获得的岩体力学参数，可判定隧洞的岩体类别，从而将软岩大变形限定在易发此类灾害的IV类和V类岩体，这样就使得锚固控制效果评价的适用对象更具针对性。本发明分别针对IV类岩体和V类岩体的力学参数取值范围，以及隧洞直径，划分不同的“岩体分类-隧洞直径”组合，分别确定围岩变形预测公式中α、β、γ系数的采用值，可反映不同岩体类别和隧洞直径条件下的围岩变形水平，提高围岩变形预测结果的针对性和准确性。

(3)本发明根据现行国家标准和行业规范，在详细梳理隧洞锚固支护类型和支护参数的基础上，基于在现行规范建议范围内取最强支护的原则，确定了不同“岩体分类-隧洞直径”组合条件下用于软岩大变形控制的锚固支护措施方案，概化描述了依据规范可采用的最大支护量，并且进一步建立了隧洞埋深与围岩相对变形的关系式，提出采纳现行规范进行锚固支护的埋深适用条件，解决了现行隧洞设计规范只有最小埋深适用条件，而缺少最大埋深适用条件的问题。

(4)现有方法将所有支护措施的加固作用等效为施加在开挖面表层的面荷载反力，导致围岩变形预测结果无法反映锚杆通过提高围岩完整性、增强围岩刚度实现围岩变形控制的锚固支护机理。本发明针对每种支护类型的特点，分别提出针对性的支护效应量化方法，更加符合喷混凝土、锚杆和钢拱架各自的支护原理和加固作用。

(5)本发明所述的围岩变形预测公式，采用岩体抗压强度与隧洞开挖后洞周应力集中最大值之比

和变形模量比

两个指标进行围岩变形预测，不仅体现了围岩体强度不足是孕育围岩大变形灾变的内因，进而采用强度应力比为指标，而且考虑到了围岩变形参数是决定围岩变形量值的重要指标，可使得围岩大变形预测结果更为接近实际情况。

(6)本发明所述的FLAC^3D软件，在计算正交试验设计产生的(n+1)⁵组样本时，开启了大变形计算模式，该模式允许网格节点在计算过程中，根据位移值实时动态更新节点位置，计算所得的围岩变形量值可以达到米级，即接近或超过1m，使计算结果可达到围岩大变形水平。以这些计算结果拟合得到的围岩变形预测公式就更加符合“变形量大”这一软岩大变形的关键属性。

附图说明

图1为本发明基于勘探平硐现场测试和试验，以及考虑支护效应围岩变形预测公式的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法的流程图。

图2为本发明确定围岩相对变形预测公式的α、β、γ系数的流程图(以IV类岩体为例)。

图3为本发明在确定围岩预测公式的α、β、γ系数时(以“IV类围岩-洞径10～15m为例”)，所依据的(n+1)⁵个样本在以ε为纵轴、以

为横轴的坐标系中的分布，以及基于幂函数的拟合曲线(n＝5，θ取初值0.5)。

图4为变形模量影响系数θ与R的平方值的关系曲线。

具体实施方式

以下结合附图和具体实施例对本发明作进一步的详细描述。

如图1所示，本发明基于勘探平硐现场测试和试验，以及考虑支护效应围岩变形预测公式，提出的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法的实施步骤如下：

步骤1：在隧洞施工现场，利用勘探平硐进行原位地应力测试，获得该部位的水平向最大主应力σ_H及其侧压系数λ，当λ≤1时，地下洞室的初始应力场以自重应力场为主，该部位最大主应力σ_0max即为铅直向应力σ_z＝ρgH，其中ρ为上覆岩体的密度，g为重力加速度，H为上覆岩体的厚度，即洞室埋深；当λ>1时，地下洞室的初始应力场以构造应力场为主，该部位最大主应力σ_0max即为水平向最大主力σ_H＝λσ_z＝λρgH。本例中的原位地应力测试采用水压致裂法实现。

步骤2：在勘探平硐内进行岩石变形试验和岩体直剪强度试验，获得隧洞该部位岩体的变形模量E_mass、抗剪强度参数粘聚力c和摩擦系数

并判定该部位的岩体类别。本例中所述岩石变形试验采用刚性承压板试验方法实现，勘探平硐内的承压面积不小于2000cm²；岩体直剪强度试验采用平推法实现，勘探平硐内制成的岩体试样受剪截面为正方形，边长不小于50cm，岩体受剪面有效面积不小于2500cm²。结合步骤2的试验结果，可以获得洞室岩体的变形模量E_mass、粘聚力c和摩擦系数参数

根据水利水电工程地质勘察规范(GB50487)的岩体力学参数取值范围，判定隧洞该部位的岩体类别，见表1。因为软岩大变形的易发洞段为IV类和V类岩体，所以如果岩体类别判定结果为I类、II类或III类，则认为隧洞该部位不会发生软岩大变形，不再进行软岩大变形锚固支护控制效果评价。

表1岩体力学参数取值范围

岩体分类	变形模量(GPa)	粘聚力(MPa)	摩擦系数
				I类	>20	2.0～2.5	1.4～1.6
II类	10～20	1.5～2.0	1.2～1.4
				III类	5～10	0.7～1.5	0.8～1.2
IV类	2～5	0.3～0.7	0.55～0.8
				V类	0.2～2	0.05～0.3	0.4～0.55

例如，若试验结果为E_mass＝3.5GPa，c＝0.34MPa，

根据表1，判定为IV类岩体，进入下一步骤；若试验结果为E_mass＝6.0GPa，c＝0.8MPa，

根部表1，判定为III类围岩，认为隧洞该部位不会发生软岩大变形，不再进行软岩大变形锚固控制效果评价。

步骤3：当岩体类别判定结果为IV类或V类时，根据岩体的粘聚力c和摩擦系数

计算得到该部位隧洞岩体的单轴抗压强度σ_mass，以及隧洞开挖后的洞周应力集中最大值σ_θmax。当初始地应力场以自重应力场为主时，计算式为σ_θmax＝(3-λ)σ_0max＝(3-λ)ρgH，当初始地应力场以构造应力场为主时，计算式为

本例中，采用式

计算岩体的单轴抗压强度σ_mass，承步骤2的c＝0.34MPa，

试验结果实例，算得σ_mass＝1.39MPa。隧洞开挖后的洞周应力集中最大值σ_θmax，当初始地应力场以自重应力场为主时，计算式为σ_θmax＝(3-λ)σ_0max＝(3-λ)ρgH，当初始地应力场以构造应力场为主时，计算式为

步骤4：根据现行设计规范，确定对应于不同“岩体分类-隧洞直径”组合的可用于软岩大变形的锚固支护类型与量化参数。本例中根据《岩土锚杆与喷射混凝土支护工程技术规范(GB50086)》、《水利水电工程锚喷支护技术规范(SL377)》和《水工隧洞设计规范(DL/T5195)》提出的锚固支护类型及支护参数，采用在现行规范建议范围内取最强支护参数的原则，确定不同“岩体分类-隧洞直径”组合条件下用于软岩大变形控制的锚固支护措施方案，见表2，其中，钢拱架的支护参数根据工程经验确定。

表2根据现行规范确定软岩大变形锚固支护类型与量化参数的采用方案

例如，对于“IV类围岩-洞径10～15m”的隧洞，根据现行设计规范确定的用于软岩大变形控制的锚固支护措施方案为：喷混凝土厚度20cm，锚杆长5.0m，间排距1.0m，钢拱架I20型，间距1.0m。

步骤5：根据步骤1～3得到的岩体力学参数和岩体分类，并结合隧洞直径，采用与当前“岩体分类-隧洞直径”组合对应、并考虑了锚固支护效应的围岩相对变形预测公式

计算得到围岩相对变形ε，其中α、β、γ系数，与围岩类别和隧洞直径相关，E₀为变形模量基准值，取为1.0GPa。

采用“根据规范和经验确定力学参数和初始地应力分布——正交试验设计获得参数样本——建立计算模型并考虑锚固支护效应——进行数值分析获得围岩相对变形——幂函数拟合结果优选”的方法确定系数α、β、γ，如图2所示，其具体过程为：

根据规范和经验确定力学参数和初始地应力分布：根据表1，对IV类岩体的变形模量E_mass、粘聚力c和摩擦系数

指标，按照各指标的取值范围分别n等分(本例以n＝5为例说明，则为5等分)，得到3组，每组共n+1个数据点，即3组、每组6个数据点。另外，依据工程经验，拟定1组隧洞初始地应力场铅直向应力σ_z量值的一般分布范围，为4～24MPa，以及1组水平向最大主应力侧压力系数λ的一般分布范围，为0.6～1.4，分别对取值范围5等分，得到2组，每组共6个数据点。

正交试验设计获得参数样本：将变形模量E_mass、粘聚力c和摩擦系数

的3组共3(n+1)＝18个数据点，以及初始地应力场铅直向应力σ_z和水平向最大主应力侧压力系数λ的2组共2(n+1)＝12个数据点汇总，见表3，相当于5因素6水平。采用同样方法，获得V类岩体力学参数和初始地应力数据点汇总，见表4。分别对IV类岩体和V类岩体，对含有5因素6水平的表3和表4采用正交试验设计方法，生成(n+1)⁵＝6⁵＝7776组样本。

表3 IV类岩体力学参数和初始地应力数据点正交表

表4 V类岩体力学参数和初始地应力数据点正交表

建立计算模型并考虑锚固支护效应：根据隧洞直径D和岩体分类，建立计算网格并导入FLAC^3D软件，采用

考虑喷混凝土的支护效应，采用FLAC^3D的cable结构单元考虑锚杆的支护效应，采用

考虑钢拱架的支护效应。

1)喷混凝土支护效应：采用

计算，其中，σ_pc为作用于隧洞开挖面的压应力，用以反映喷混凝土措施的支护效应，R_c为喷混凝土材料的抗压强度设计值，δ为喷混凝土层厚度。

2)锚杆支护效应：采用FLAC^3D的cable结构单元，根据表2的锚杆长度和间排距支护参数，在计算网格中直接建出，以反映锚杆措施的支护效应。

3)钢拱架支护效应：采用

计算，其中，σ_gj为作用于隧洞开挖面的压应力，用以反映钢拱架措施的支护效应，R_s为钢材料的抗压强度设计值，A_s为型钢拱架的横截面积，l_dis为钢拱架榀与榀的间距。

本例以“IV类围岩-洞径11m”的隧洞为例，与该“岩体分类-隧洞直径”组合对应的锚固支护措施为：喷混凝土厚度20cm，锚杆长5.0m，间排距1.0m，钢拱架I20型，间距1.0m。取喷混凝土为C20标号，其抗压强度设计值为9.6MPa，考虑80％的材料强度利用率，算得R_c＝7.68MPa；I20钢拱架的抗压强度取为320MPa，钢拱架截面积为0.00355m²，将这些参数代入，计算得到作用于隧洞开挖面的用以反映喷混凝土措施支护效应的压应力σ_pc＝0.274MPa；作用于隧洞开挖面的用以反映钢拱架措施支护效应的压应力σ_gj＝0.207MPa。

进行数值分析获得围岩相对变形：根据岩体分类，将(n+1)⁵＝6⁵＝7776组样本，分7776次输入计算网格，每输入一次即完成一次岩体力学参数和初始地应力场的赋值，然后将反映喷混凝土和钢拱架支护效应的压应力σ_pc和σ_gj施加到开挖面，开启FLAC^3D软件的大变形计算模式后进行隧洞开挖计算，获得围岩变形量，将其除以隧洞半径，得到相对变形值ε。每输入1组样本可获得1个围岩相对变形值，共可计算得到7776个围岩结果。建立以

为横轴，相对变形值ε为纵轴的坐标系，θ为变形模量影响系数。对于每组样本，计算其

值，并将根据每组样本计算得到的相对变形值ε，视为坐标点

在坐标系中绘出，7776组样本共可绘出7776个点，见图3。

幂函数拟合结果优选：采用幂函数y＝αx^β进行数据拟合，即：

式中γ＝βθ，每取1个θ值，可以得到一组α、β、γ系数，以及评价幂函数y＝αx^β拟合接近程度的R平方值。在-1～1之间取多个θ值，得到多个R平方值，绘制“θ-R平方值”的关系曲线。根据该曲线，确定当R平方值取最大，即拟合接近程度最高时的θ值，作为采用值，进而将与θ采用值对应的α和β作为采用值，再计算得到γ采用值。每1种“岩体分类-隧洞直径”组合与1组α、β、γ系数对应。见图3，当θ＝0.5时，幂函数y＝αx^β拟合公式为y＝0.0444x^-1.476，反映拟合接近程度的R平方值为0.8941。在-1～1之间取多个θ值，得到多个R平方值，绘制“θ-R平方值”的关系曲线，见图4，可知当θ＝0.7时，R平方值达到最大，对应的拟合公式为y＝0.066x^-1.46，即α＝0.066、β＝-1.46、γ＝βθ＝-1.02，代入式(1)，即得IV类岩体围岩大变形预测公式：

承步骤3的E_mass＝3.5GPa，c＝0.34MPa，

试验结果实例，以及步骤4的岩体单轴抗压强度σ_mass计算值1.39MPa，取隧洞初始地应力铅直向应力σ_z为12MPa，水平向最大主应力侧压力系数λ＝1.0，可以算得隧洞开挖后的洞周应力集中最大值σ_θmax＝24MPa，围岩相对变形值ε＝1.177％。

步骤6：围岩变形等级划分标准，以及锚固支护方案用于软岩大变形控制效果的评价见表5，其中，围岩相对变形ε<2.5％时，软岩大变形风险为无或较低，支护措施为适宜，锚固控制效果评价为优或良，故将ε<2.5％作为根据现行设计规范进行支护时，可取得不发生软岩大变形的锚固控制效果的评价标准。

表5围岩变形分级及锚固控制效果评价

根据考虑支护效应的围岩相对变形预测值ε，划分围岩变形等级，评价根据规范所确定的锚固支护方案用于软岩大变形的控制效果。承步骤5的围岩相对变形值预测实例，当ε＝1.177％时，根据表5，属于“轻微挤压变形”，软岩大变形风险可评价为“较低”，锚固控制效果可评价为“良”，依据现行规范进行拟定的支护措施是适宜的，可正常施工，但须注意现场观察。

步骤7：隧洞埋深H与围岩相对变形ε的关系式，可在确定α、β、γ系数后，根据式

σ_θmax＝(3-λ)ρgH、

得到：

将ε＝2.5％代入式(2)，可得在根据现行设计规范进行支护后，隧洞不发生软岩大变形的埋深阈值H_cr，即：当隧洞埋深H≤H_cr时，只要按照现行设计规范建议的锚固支护参数实施，就可基本保证隧洞不发生软岩大变形灾害，当隧洞埋深H>H_cr时，即便采用现行设计规范建议的锚固支护最强参数，也很可能会发生软岩大变形灾害，此时现行规范就不再适用。

本例中，根据步骤5的围岩相对变形预测公式，建立隧洞埋深H与围岩相对变形ε的关系式，得到隧洞不发生软岩大变形的埋深阈值H_cr。根据式(2)，将σ_mass＝1.39MPa、E_mass＝3.5GPa、E₀＝3.5GPa、λ＝1.0、ρg＝2500*9.8＝0.0245MPa/m，以及α＝0.066、β＝-1.46、γ＝βθ＝-1.02代入，可得：

H＝438ε^0.685 (4)

将ε＝2.5％代入式(4)，可得在根据现行设计规范进行支护后，隧洞不发生软岩大变形的埋深阈值H_cr＝820m。即：当隧洞埋深H≤820m时，只要按照现行设计规范建议的锚固支护参数足量实施，就可基本保证隧洞不发生软岩大变形灾害，当隧洞埋深H>820m时，即便采用现行设计规范建议的锚固支护最强参数，也很可能会发生软岩大变形灾害，此时现行规范就不再适用，应启动专题研究论证，包括调整支护类型，提高支护强度和优化开挖方案等工作。

尽管上面结合附图对本发明的优选实施例进行了描述，但是本发明并不局限于上述的具体实方式，上述的具体实施方式仅仅是示意性的，并不是限制性的，本领域的普通技术人员在本发明的启示下，在不脱离本发明宗旨和权利要求所保护的范围情况下，还可以作出很多形式的具体变换，这些均属于本发明的保护范围内。

Claims (9)

1.大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特征在于：所述方法包括：

步骤1：在隧洞施工现场，利用勘探平硐进行原位地应力测试，获得测试部位的水平向最大主应力σ_H及其侧压系数λ，当λ≤1时，地下洞室的初始应力场以自重应力场为主，测试部位最大主应力σ_0max即为铅直向应力σ_z＝ρgH，其中ρ为上覆岩体的密度，g为重力加速度，H为上覆岩体的厚度，即洞室埋深；当λ>1时，地下洞室的初始应力场以构造应力场为主，测试部位最大主应力σ_0max即为水平向最大主力σ_H＝λσ_z＝λρgH；

步骤2：在勘探平硐内进行岩石变形试验和岩体直剪强度试验，获得隧洞测试部位岩体的变形模量E_mass、抗剪强度参数粘聚力c和摩擦系数

并判定测试部位的岩体类别；

步骤3：当岩体类别判定结果为IV类或V类时，根据岩体的粘聚力c和摩擦系数

计算得到测试部位隧洞岩体的单轴抗压强度σ_mass，以及隧洞开挖后的洞周应力集中最大值σ_θmax；

步骤4：根据现行设计规范，确定对应于不同“岩体分类-隧洞直径”组合的用于软岩大变形的锚固支护类型与量化参数；

步骤5：根据步骤1～3得到的岩体力学参数和岩体分类，并结合隧洞直径，采用与当前“岩体分类-隧洞直径”组合对应、并结合锚固支护效应的围岩相对变形预测公式

计算得到围岩相对变形ε，其中α、β、γ为一组系数，E₀为变形模量基准值；

步骤6：根据考虑支护效应的围岩相对变形预测值ε，划分围岩变形等级，评价根据规范所确定的锚固支护方案用于软岩大变形的控制效果；

步骤7：根据步骤5的围岩相对变形预测公式，建立隧洞埋深H与围岩相对变形ε的关系式，得到隧洞不发生软岩大变形的埋深阈值H_cr，作为采纳现行设计规范进行软岩大变形隧洞锚固支护的适用条件。

2.根据权利要求1所述的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特征在于：所述步骤5中，确定系数α、β、γ的值的方法为：根据规范和经验确定力学参数和初始地应力分布、正交试验设计获得参数样本、建立计算模型并考虑锚固支护效应、进行数值分析获得围岩相对变形、幂函数拟合结果优选。

3.根据权利要求2所述的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特征在于：所述建立计算模型并考虑锚固支护效应的实施方法为：采用

计算喷混凝土支护效应，其中，σ_pc为作用于隧洞开挖面的压应力，用以反映喷混凝土措施的支护效应，R_c为喷混凝土材料的抗压强度设计值，δ为喷混凝土层厚度，D为隧洞直径。

4.根据权利要求2所述的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特征在于：所述建立计算模型并考虑锚固支护效应的实施方法为：采用

计算钢拱架支护效应，其中，σ_gj为作用于隧洞开挖面的压应力，用以反映钢拱架措施的支护效应，R_s为钢材料的抗压强度设计值，A_s为型钢拱架的横截面积，l_dis为钢拱架榀与榀的间距，D为隧洞直径。

5.根据权利要求1所述的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特征在于：所述步骤6中，将ε<2.5％作为根据现行设计规范进行支护时，取得不发生软岩大变形的锚固控制效果的评价标准。

6.根据权利要求1所述的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特征在于：所述步骤7中，采用式(1)建立隧洞埋深H与围岩相对变形ε的关系式：

将ε＝2.5％代入式(1)，求得在根据现行设计规范进行支护后，隧洞不发生软岩大变形的埋深阈值H_cr，即：当隧洞埋深H≤H_cr时，按照现行设计规范建议的锚固支护参数足量实施，当隧洞埋深H>H_cr时，调整支护类型，提高支护强度和优化开挖方案。

7.根据权利要求1所述的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特征在于：所述步骤1中，所述原位地应力测试采用水压致裂法实现。

8.根据权利要求1所述的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特征在于：所述步骤2中，所述岩石变形试验采用刚性承压板试验方法实现，勘探平硐内的承压面积不小于2000cm²。

9.根据权利要求1所述的大埋深隧洞软岩大变形锚固控制效果评价方法，其特征在于：所述步骤3中，采用式

计算岩体的单轴抗压强度σ_mass；隧洞开挖后的洞周应力集中最大值σ_θmax，当初始地应力场以自重应力场为主时，计算式为σ_θmax＝(3-λ)σ_0max＝(3-λ)ρgH，当初始地应力场以构造应力场为主时，计算式为

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