CN115062390A - 一种深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法，其分析方法步骤如下：步骤一：隧道挤压型大变形数值分析；其具体步骤如下：S1:采用遍布节理模型确定工程概况与计算模型；S2:深埋隧道挤压大变形规律分析；S3:深埋隧道挤压大变形影响因素分析；步骤二：深埋隧道挤压型大变形分级标准确定；其具体步骤如下：S1:确定挤压性大变形的判断依据；S2:构建深埋隧道挤压性大变形变分级标准评价体系；S3:评价指标权重的确定，通过数据统计及理论分析，将隧道变形划分为4个等级：严重大变形、中等大变形、轻微大变形、无大变形，同时提出了准则层和指标层各因子的评价标准及风险值和大变形的界限及分布范围。
Description
技术领域
本发明涉及深埋隧道施工技术领域，具体是一种深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法。
背景技术
深埋隧道能够克服山地和峡谷等地形障碍，缩短两地距离，让铁路、公路和管道运输的运行线路更为平顺，提高交通和运输安全质量。深埋隧道在施工过程中遇到的变形破坏形式不同，但是本质是围岩应力的重新分配导致洞周的变形，例如侧壁和掌子面坍塌、挤压、岩爆等。挤压性大变形和岩爆是高地应力条件下典型的变形破坏。
国内、外学者针对深埋隧道的挤压型大变形开展大量研究，HOEK等基于相对变形和强度应力比为指标进行变形等级划分，AYDAN以基于相对变形为指标进行变形等级划分，JETHWA等以强度应力比进行变形等级划分，乌鞘岭隧道基于强度应力比和原始地应力为指标，进行变形等级划分，兰渝铁路采用相对变形和强度应力比为指标进行变形等级划分。
从预留变形量出发，认为正常预留变形量对于单线隧道一般不大于150mm，对于双线隧道不大于300mm，并粗略取上述值的0.8倍作为正常变形值的上限，当单线隧道支护位移大于130mm，双线隧道支护位移大于250mm时，即发生了大变形。张祉道建议以初期支护位移值以及支护破坏现象作为定义指标，并将大变形定义为：当采用常规支护隧道由于地应力较高而使其初期支护发生程度不同的破坏且位移与洞壁半径之比大于3％时，认为发生了大变形。
从围岩变形量上给大变形作了界定，即：若围岩变形量超过正常规定的2倍时，可把围岩变形视为大变形(南昆线家竹箐隧道的经验是单线超过25cm，双线超过50cm确定为大变形)，围岩变形量介于正常预留变形量及其2倍之间时，可认为是正常变形至大变形的过渡阶段。
何满潮认为大变形问题有弹性大变形和塑性大变形之分，而软弱围岩的大变形问题可归结为塑性大变形，塑性大变形区别于弹性大变形和小变形的显著标志是前者与过程紧密相关。也有学者指出，大变形是隧道施工过程中，围岩在复杂外部环境作用下，其自承能力的丧失或部分丧失，进而发生塑性破坏的现象。与一般岩体局部破坏(如岩爆、坍塌)的区别在于这种塑性破坏具有显著的持续性和时间效应。
根据受控条件，大变形可以分为：受围岩岩性控制型，受围岩结构构造控制型和受人工采掘扰动影响型等三大类型。围岩岩性控制型变形破坏形式一般为由于剪切变形或弯曲变形产生的塑性流动；岩体结构控制型主要发生在结构构造发育的硬质岩中，按照岩体结构面类型又可划分为构造改造型和浅表生改造型，其中按结构面发育情况，可进一步划分为块裂状、碎块状和碎屑状三种结构类型；人工采掘扰动控制型一般是由于受人工扰动的岩体(如采空区周边岩体)发生移动从而导致隧道围岩的大变形，这类围岩的变形破坏主要表现为剪切和滑动破坏，多发生于相对厚层的沉积岩中，具体表现为沿层面的滑动破坏和完整岩体的剪切破坏两种形式。
目前关于大变形，目前还没有统一的定义和判别标准，我国规范中的极限变形是根据围岩级别、隧道埋深、单双线隧道断面，以松散—约束理论计算为主和部分监测变形数据综合确定的。这一标准是针对拱顶下沉和净空位移的，实际上变形是多种多样的，应该建立有针对性的围岩变形控制标准，如掌子面前方变形、掌子面挤出变形和掌子面后方变形、地表沉降、拱脚下沉等控制基准。因此有必要对大量挤压性围岩隧道变形数据进行统计分析，在此基础上选择合适的挤压型大变形评价指标，建立高海拔超大深埋隧道挤压型大变形设计阶段变形潜力分级、施工阶段变形分级标准体系，采用已建成的隧道对其进行验证，进而提出一种深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法。
发明内容
本发明的目的在于提供一种深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法，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：
一种深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法，其分析方法步骤如下：
步骤一：隧道挤压型大变形数值分析；
其具体步骤如下：
S1:采用遍布节理模型确定工程概况与计算模型；
S2:深埋隧道挤压大变形规律分析；
S3:深埋隧道挤压大变形影响因素分析；
步骤二：深埋隧道挤压型大变形分级标准确定；
其具体步骤如下：
S1:确定挤压性大变形的判断依据；
S2:构建深埋隧道挤压性大变形变分级标准评价体系；
S3:评价指标权重的确定；
S4:深埋隧道挤压性大变形分级标准的模糊评价；
S5:隧道大变形分级标准的工程应用。
作为本发明进一步的方案：所述步骤一中深埋隧道挤压大变形规律分析包括：(1)初支应力分析；(2)洞周位移。
作为本发明再进一步的方案：所述步骤一中深埋隧道挤压大变形影响因素分析包括：(1)围岩物理力学指标影响分析；(2)隧道埋深影响分析；(3)地应力最大主应力方向影响分析；(4)地下水水压力影响分析；(5)围岩结构面倾角和结构面走向与隧道轴向的夹角影响分析。
与现有技术相比，本发明的有益效果是：
(1)隧道的初期支护结构受力以压应力为主，拱脚部位的压应力较大，拉应力分布在拱底部位；洞周沉降和隆起最大部位是在拱顶和拱底处，水平收敛较大的部位在上台阶，施工时要完成初期支护或采取临时仰拱等补强措施；掌子面的变形速度比较大，而且挤出变形值也大，施工时可以选择超前预支护和预留核心土法，且核心土尺寸不宜过小。
(2)围岩级别为I～IV级时，隧道围岩不易发生大变形，而V级和VI级围岩则在高地应力条件下极易产生大变形。这说明围岩物理力学指标是产生隧道大变形的重要影响因素。
(3)双线隧道洞周变形均大于单线隧道，但拱顶沉降和水平收敛的比例关系存在明显区别，双线隧道的拱顶沉降要比单线隧道明显，单线隧道的水平收敛要比双线突出。
(4)隧道埋深大于300m时，洞周出现大变形，埋深在450m和600m时，隧道洞周变形增长较快，总体上增长速率先大后小，水平收敛增长幅度最大，拱顶沉降次之，拱底隆起最小。
(5)隧道轴向垂直于最大主应力时，应注意加强洞壁的支护，由于拱顶和拱底位移值较大，开挖成形后不应二次扰动，避免发生再次破坏现象；隧道轴向平行于最大主应力时，因掌子面挤出变形严重，存在坍塌风险，要加强掌子面的监测并进行补强措施。
(6)洞周变形均随孔隙水压力的增大呈增长趋势。特别是，孔隙水压力大于0.25MPa时，洞周变形值大幅度增大，水平收敛、拱顶沉降和拱顶隆起则已经远远超过正常变形的上限。
(7)围岩结构面倾角大于45°和结构面倾角与隧道轴向的夹角小于45°时，洞周变形破坏严重，拟建隧道时要选择合适的隧道轴向，围岩结构面倾角较大时要采取补强支护措施。
附图说明
图1为FLAC3D节理面屈服准则图。
图2为尖山隧道DK112+020～DK113+870段纵断面图。
图3为数值计算模型图。
图4为三台阶法施工图。
图5为初期支护主应力云图。
图6为三台阶法的竖向位移和水平位移云图。
图7为隧道拱顶沉降与拱底隆起与开挖步关系图。
图8为隧道水平收敛与开挖步关系图。
图9为深隧道拱顶沉降变形曲线图。
图10为隧道掌子面挤出变形云图。
图11为隧道开挖时三维位移云图。
图12为不同围岩等级的隧道拱顶沉降曲线图。
图13为掌子面最大挤出变形与围岩等级的关系图。
图14为隧道埋深150m时竖向位移和水平位移分布云图。
图15为隧道埋深300m时竖向位移和水平位移分布云图。
图16为隧道埋深450m时竖向位移和水平位移分布云图。
图17为隧道埋深600m时竖向位移和水平位移分布云图。
图18为隧道埋深750m时竖向位移和水平位移分布云图。
图19为不同埋深的隧道拱顶沉降曲线图。
图20为不同埋深的隧道拱底隆起曲线图。
图21为不同埋深的隧道中台阶水平收敛曲线图。
图22为最大主应力方向为0°时竖向位移和水平位移分布云图。
图23为最大主应力方向为30°时竖向位移和水平位移分布云图。
图24为最大主应力方向为60°时竖向位移和水平位移分布云图。
图25为最大主应力方向为90°时竖向位移和水平位移分布云图。
图26为最大主应力方向为0°时隧道开挖三维位移分布云图。
图27为最大主应力方向为90°时隧道开挖三维位移分布云图。
图28为不同地下水水压力工况下的隧道开挖水压力分布云图。
图29为洞周变形与地下水水压力的关系图。
图30为围岩结构面与隧道的空间分布示意图。
图31为结构面倾角为45°不同夹角工况的三维位移云图。
图32为结构面夹角为45°不同倾角工况的三维位移云图。
图33为结构面倾角为30°时变形与夹角的关系图。
图34为结构面倾角为45°时变形与夹角的关系图。
图35为结构面倾角为60°时变形与夹角的关系图。
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1～35，本发明实施例中，一种深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法，其分析方法步骤如下：
步骤一：隧道挤压型大变形数值分析；
其具体步骤如下：
S1:采用遍布节理模型确定工程概况与计算模型；
深埋隧道挤压大变形影响因素复杂，围岩主要由变质砂岩构成，并且考虑结构面的影响，因此常规的模型所建立的网格划分数量较多且不精确，FLAC3D软件自带的遍布节理本构模型可以直接设置围岩节理参数，不需要单独划分结构面网格，极大的提高了计算效率。
遍布节理模型(ubiquitous-joint model)是摩尔-库仑模型(Mohr-Coulombmodel)的扩展，即在摩尔-库仑体中增加节理面，此节理面也服从摩尔-库仑屈服准则。该模型同时考虑岩体和节理的物理力学属性，破坏可能首先出现在岩体中或沿节理面，或两者同时破坏，其主要取决于岩体应力状态、节理产状、岩体及节理力学性质等。
在运用软件进行数值计算时，当运用的本构模型为遍布节理本构模型，材料发生破坏的时候会历经两个过程，分别是整体破坏和塑形修正。通过塑形修正后，在节理弱面上将会产生出新的应力分布，根据新的应力分布，对模型整体应力应变情况进行更新。通过与节理弱面垂直的整体坐标系中的笛卡尔坐标分量来判断弱面的方向，规定局部坐标系x'(节理弱面倾角方向)和y'(节理弱面水平方向)在弱面上，z'在弱面的单位法向[n]上，整体遵守右手定律。定义[C]为旋转张量，它的三个竖列为x'，y'和[n]的余弦，则局部坐标系下的应力分量σi′j′可以表示为：
[σ]′＝[C]T[σ][C]
其中：
相反，整体坐标系下的应力分量与局部坐标系下的应力分量，它们之间的转换关系为：
[σ]＝[C]T[σ]′[C]
节理弱面上的切应力定义为：
与切应力相关的应变为：
在接下来的介绍当中，定义σij p为当下计算步完成时，在摩尔库伦材料中已经进行塑性修正后的应力分量。
描述遍布节理模型在弱面上的广义应力矢量为σ1′1′、σ2′2′、σ3′3′和τ，与之所对应的广义应变矢量为ε1′1′、ε2′2′、ε3′3′和γ。
局部坐标系下广义弹性应力与应变增量有下列关系：
其中：α1、α2为与材料性质(剪切模量G、体积模量K)相关的常数，以下式表示：
遍布节理模型节理弱面的屈服准则(σ3′3′，τ)如图1所示，根据摩尔-库仑屈服准则，局部坐标系下屈服包络线AB可表示为
拉伸破坏包络线BC可表示为
与
的表达式为：
式中，
为节理摩擦角，cj为节理黏聚力，
为节理抗拉强度。
势函数由两个函数组成，g、g'，分别用来定义剪切塑性流动和拉张塑性流动：
流动法则以下列方式唯一定义，h(σ3′3,τ)＝0表述为(σ3′3,τ)平面中
和
的对角线，有如下形式：
其中
定义如下：
尖山隧道是中(卫)至兰(州)客运专线控制性工程，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。尖山隧道为双线隧道，隧道起讫里程为DK109+780～DK115+750，全长5.97km，洞身共穿越7条断层，施工难度大，最大埋深约519m(DK112+780)，隧道进出口浅埋段长约300m，此段纵断面如图2所示；
隧道位于水泉尖山中山区，大气降水和雨洪渗入于基岩裂隙和沟谷砾石中形成地下水。基岩裂隙水沿裂隙运动。表层地下水主要沿基岩垂向裂隙渗入补给深层基岩裂隙水或沿基岩面径流，表明该层水在介质中的赋存时间相应较短，不会形成稳定的地下潜水含水体。加上该层水主要是受大气降水的直接补给，水位埋深较浅，地下水的富水性差。大部分基岩裂隙水的矿化度在2～6g/L之间，未发现有直接出露于基岩水泉。基岩裂隙水多沿裂隙向地形低洼处及被切割的现代河床运动。
先设定基本工况，隧道为双线隧道(参照时速250km/h客货共线隧道断面尺寸)，埋深300m，围岩级别为V(变质砂岩)，最大主应力垂直(0°)于隧道轴向，孔隙水压力0MPa。在数值模拟时，为减少边界约束效应，所建立的模型大小范围取值为：左右边界取至距离隧道中线50m，上边界取至距离隧道起拱线以上55m，下边界取至距离隧道起拱线以下45m，模型沿隧道轴向拉伸80m，即模型在X、Y、Z三个方向为100m×80m×100m，如图3所示。模型采用位移边界条件，左右和前后侧面施加水平约束，底部边界仅施加竖直约束，上边界定义为自由面，按埋深取垂直自重应力施加荷载。
隧道采用三台阶法开挖，循环进尺1m，台阶长度均为5m，初期支护滞后1m，隧道全长80m，总开挖步数为98步，详见图4所示。开挖完成后，为减少边界对计算结果的影响，选取隧道的中间断面(Y＝40m)为监测断面；
根据隧道的地勘报告和《铁路隧道设计规范》(TB1003-2016)，隧道围岩及支护结构力学参数见表1。其中体积模量和剪切模型通过弹性模量E和泊松比v换算得出，为：
隧道的支护采用初支和二衬，隧道初支二衬为喷射混凝土，强度标号为C25。且将钢拱架弹性模量折算入初期混凝土中，其公式如下：
式中：E0——原初喷混凝土的弹性模量；
Sg——钢拱架截面积；
Eg——钢拱架弹性模量；
Sc——初喷混凝土的截面积；
E——折算后初支混凝土弹性模量。
数值模拟过程中，隧道围岩和支护均采用实体单元，其参数的选定按照表1和表2进行计算。
表3-1围岩参数表
表3-2支护参数表
| 支护类型 | 厚度/mm | 弹性模量E/<u>GPa</u> | 泊松比v | 重度(Kg·m<sup>-3</sup>) |
| 初期支护 | 26 | 15 | 0.20 | 2 200 |
| 二次衬砌 | 42 | 30 | 0.17 | 2 500 |
S2：深埋隧道挤压大变形规律分析；
隧道围岩的变形是围岩应力调整导致的结果和外在表现，而围岩应力的调整是一个由掌子面开挖而引起的三维动态过程。因此，隧道围岩的变形是一个空间和时间的变量。基于工况1的数值模拟，分析深埋隧道的挤压大变形规律；
其具体步骤如下：
(1)初支应力分析；
初期支护是隧道开挖之后保证隧道结构不被破坏的支护方式之一，施作步骤为，在隧道开挖完成后架设格栅钢架和钢筋网片，保证隧道承受一定的抗力，架设完成后立即喷射混凝土，完成初期支护。工况1的隧道开挖后初期支护结构的最大、最小主应力云图，见图5；
从图5可以看出，隧道初期支护结构受力基本为压应力，只要部分区域会存在拉应力，但是值很小。拉应力注意区域分布于拱底部位，大小只要0.28MPa左右，远远小于C25混凝土的轴心抗拉强度1.3MPa，初期支护支护结构处于安全状态；但是初期支护拉应力最大能达到31.2MPa，主要区域分布在拱脚附近，值为20MPa左右的压应力分布范围最广，基本覆盖了初期支护的大部分范围。
由于在计算过程中将钢架和钢筋网的刚度通过等效折算，运用到初期支护结构的计算中，初期支护结构所受的应力均较大，均超过了C25混凝土的轴心抗压强度，因此在施工过程中，要注意隧道的大变形所造成的破坏，如裂缝和掉块等；
(2)洞周位移；
洞周的位移值可以直观的表现隧道的安全稳定性，本文通过隧道布设的监测点位移计算结果和位移云图等来分析隧道开挖变形规律。隧道稳定性最重要的指标就是水平位移(收敛)、竖向位移(隆起和沉降)和掌子面挤出变形。
工况1下的隧道开挖完成后竖向位移和水平位移如图6所示。洞周监测点变形计算结果见表3；
表3洞周变形计算值
从计算结果图6和表3可以得出三台阶法开挖支护完成后的位移分布主要为：
最小的水平位移在隧道拱底，其次拱顶的水平位移也很小，基本忽略不计，上拱腰与下拱腰的横向位移较大，最大水平位移发生在上拱腰处，值为367.4mm，说明隧道在台阶法开挖支护中，隧道的水平位移受影响最大的部位在隧道上台阶下部。
隧道最大沉降在拱顶处，最大值为348.5mm，其次左右两拱肩的沉降很很大，为275.3mm，接着上拱腰和下拱腰左右边墙的沉降较小，拱脚沉降为123.2mm，占拱顶沉降的35.4％，拱脚的变形控制是隧道大变形控制的关键因素之一；最大隆起发生在隧道拱底，值为169.0mm，隆起范围集中在拱底附近，范围较小。
为了进一步了解并研究其变形规律并运用指导施工，论文提取数值计算模拟中监测点数据，绘制成曲线研究其变形规律；
由图7可以看出：隧道拱顶沉降值和拱底隆起值与开挖步数的变化规律基本一致，但是拱顶沉降值大于拱底隆起值。隧道开挖介于0～40开挖步期间，隧道开挖产生的隧道变形值较小，几乎为零或者有几毫米的微小变化，到达开挖面时变形值迅速增大，然后趋于稳定。开挖步60步左右时数据趋于平衡，拱顶沉降值和拱底隆起值分别稳定达到的终值大小为348.5mm和169.0mm，位移达到平衡状态，变化速率基本为零，说明隧道结构处于稳定状态，可以进行下一步工序施工；
通过图8可知，隧道拱肩、拱腰和拱脚水平收敛变化趋势基本一致，在0～40开挖步，隧道水平收敛变化很小，收缩不明显；随着开挖步逐步增大，隧道水平收敛位移呈正相关，位移值迅速增大，水平收敛值趋于平衡状态时开挖步达到60步左右。各台阶达到终值大小有所差异，水平收敛终值大小为：上拱腰367.4mm、下拱腰228.7mm、拱脚69.3mm、拱肩69.3mm。上拱腰的水平收敛最大，容易发生隧道失稳，随着下台阶施工和初期支护封闭成环，变形趋于稳定，在施工过程中应及时完成初期支护，加强初期支护喷射混凝土的密实性，必要时辅助其他补强措施。并且拱顶沉降较水平收敛变形更加显著，说明软弱围岩隧道施工中加强拱部超前预支护对控制大变形有重要意义；
隧道开挖后拱脚的沉降和水平收敛值为123.2mm和143.6mm，变形均较大，通过图7和图8可知，隧道开挖后周边变形收敛范围(即隧道变形基本稳定处距掌子面的距离)由大到小依次为：拱脚沉降、拱顶沉降、水平收敛。由于拱脚变形要滞后于水平收敛和拱顶沉降才能达到稳定，因此，对于软弱围岩隧道而言，施工过程中应加强对拱脚沉降的监测，必要时，应对拱脚处围岩和支护结构采取适当的加固和加强措施，以实现对变形的有效控制；
(3)掌子面挤出；
隧道围岩的变形是围岩应力调整导致的结果和外在表现，而围岩应力的调整是一个由掌子面开挖而引起的三维动态过程。因此，隧道围岩的变形是一个空间和时间的变量。计算的拱顶变形曲线如图9所示，掌子面前方围岩的超前变形为97.2mm，全变形为348.5mm，超前变形占总变形量的27.9％。掌子面超前变形大致在掌子面前方1D处(即1倍的洞径)处开始快速增大，掌子面后方变形大致在掌子面后方4D处趋于稳定，围岩变形在掌子面前后1D处变化最大；
隧道上、中、下台阶掌子面纵向挤出变形云图如图10所示。上台阶最大挤出变形发生在掌子面中部偏下位置，最大挤出变形为91.3mm；中台阶最大挤出变形发生在台阶顶部，最大挤出变形为125.4mm；下台阶最大挤出变形发生在台阶顶部，最大挤出变形为102.6mm，因此，对于深埋隧道掌子面的稳定性问题不容忽视，施工中应采取适当措施，以有效控制掌子面变形，并确保掌子面稳定。在实际工程中，如果选择预留核心土法控制掌子面变形，则核心土的平面尺寸不宜过小；根据以上隧道围岩变形的监控量测和数值模拟的研究分析，围岩变形在空间上可分为三部分，即掌子面前方的超前变形、掌子面挤出变形和掌子面后方变形。这三部分变形是同时发生的。在软弱围岩条件下，支护的主要目的就是要抑制这些变形的发展，也就是抑制由这些变形引起的围岩松弛。因此，研究这三部分变形的产生条件和发展规律，并通过合理手段来控制其发展是隧道设计和施工的主要任务，(1)掌子面前方围岩的变形规律众所周知，掌子面前方围岩超前变形(也称先行位移)的概念，可以用两个量值表示，即掌子面处的超前变形量和掌子面前方发生超前变形的范围，如图3-12所示。实际上超前变形是随掌子面的推进而发生的。超前变形的最大值是在掌子面处。在一般的围岩条件下，其值约占总变形的20～30％左右，围岩条件越差，其值也越大。掌子面的超前变形，涉及的范围与围岩条件有关，一般在隧道跨径的1.0～1.5倍左右。
通常，在一般围岩条件下，超前变形可以任其发生，不加控制。但在软弱围岩条件下，其最大值，例如超过全变形的30％以上，甚至达到50％或更大时，如不加控制，则会成为掌子面拱顶部分坍塌以及发生大变形的主因。这也就是我们采用各种超前预支护的主要原因。
掌子面挤出变形是评价掌子面稳定性的重要指标，如图3-10和3-11所示，挤出变形重要集中在掌子面中上部。
当掌子面挤出变形超过一定量值时，掌子面将崩塌，这是不言而喻的。掌子面挤出变形，可以用其最大值评价。因此，当预计掌子面挤出变形过大的场合就必须采取控制掌子面挤出变形的技术对策。这也是我们采用留核心土方法的主要目的之一。
掌子面后方围岩的变形规律目前我们采取的初期支护，主要是控制掌子面后方变形的技术对策。
掌子面后方变形的动态特点是初始阶段的变形速度比较大，而且量值也比较大。因此，控制初期变形速度的发展是非常重要的。这也是判定围岩好坏的一个重要指标。控制了初期变形速度的发展，也就控制了最终变形值。因此，在实地量测中，取得初期变形速度这个重要参数是非常重要的。其次是控制变形的收敛时间(距离)。在一般地质条件下，变形在距掌子面1～2D处，基本上就收敛了。
S3:深埋隧道挤压大变形影响因素分析；
其具体步骤如下：
基于工况1、工况2、工况3和工况4，获取了不同围岩等级的围岩物理力学指标状态下深埋隧道周边累计变形量的数值计算结果，详见表5所示。围岩等级为III、IV、V和VI的物理力学指标，详见表4；
表4围岩参数表
表5洞周变形计算值
根据上表可知，IV级以下的围岩一般变形较小，V级以上的围岩水平收敛和拱顶沉降则已经达到或超过正常变形的上限，即产生大变形。根据数值分析、现场实测资料以及相关工程经验，一般I～IV级围岩区段发生大变形的几率比较小，而V级和VI级围岩则在一定条件下极易产生大变形。这说明围岩物理力学指标是产生隧道大变形的一个不可忽视的重要因素。
如图11所示，随着围岩等级的变差，围岩掌子面超前变形的范围和数值逐渐变大，掌子面后方变形的范围和数值也逐渐变大，直至不收敛；
根据图12可知，隧道施工过程中，IV级围岩掌子面纵向挤出变形不明显，但随着围岩变弱掌子面挤出变形越来越显著，V级围岩中台阶掌子面最大挤出变形为123.4mm，VI围岩中台阶掌子面最大挤出变形则达到318.6mm；
隧道变形与围岩级别之间的变化规律如图11和图12所示，从图中可以看出，隧道施工变形随围岩级别的增加呈加速增长的关系；
基于工况6、工况1、工况7、工况8和工况9，对埋深为150m、300m、450m、600m和750m的隧道施工变形进行了三维数值分析。不同埋深的隧道位移分布云图，见图13-17所示；
隧道周边位移随开挖步的变化规律如图18-20所示；
表6洞周变形计算值
埋深150m时，拱顶沉降值为170.8mm；埋深300m时，拱顶沉降与埋深150m相比增大了2.04倍；埋深450m时，拱顶沉降与埋深300m相比增大了2.5倍；埋深600m时，隧道拱顶沉降与埋深450m相比增大了2.4倍；埋深750m时，隧道拱顶沉降与埋深600m相比增大了1.83倍。同样的，拱底隆起增大的倍数分别为1.96倍、2.2倍、2.3倍和1.6倍；中台阶水平收敛增大的倍数分别为3.74倍、2.7倍、2.48倍和1.8倍。
综合分析隧道随埋深洞周位移的变化情况可以看岀，泂周变形均随埋深呈増长趋势发展，埋深在450m和600m时，隧道周边变形增长较快，总体上增长速率先大后小，水平收敛增长幅度最大，拱顶沉降次之，拱底隆起最小。
地应力最大主应力方向影响分析：
基于工况1、工况10、工况11和工况12，获得了地应力最大主应力方向分别设为0°、30°、60°和90°状态下的的隧道开挖后应力分布云图；
从图21中可以看出，在θ＝0°时，隧道竖向位移较大的区域主要集中在隧道拱顶和拱底，水平位移较大的区域主要集中在隧道的左右两侧，对称分布；
从图22中可以看出，在θ＝30°时，隧道竖向位移较大的区域主要集中在隧道的右侧拱顶和右侧拱底，隧道水平位移较大的区域主要集中在隧道的左侧拱肩和右侧拱脚，特别是，隧道右侧拱脚处的位移明显变大；
从图23中可以看出，在θ＝60°时，隧道竖向位移较大的区域主要集中在隧道的右侧拱顶和右侧拱底，隧道水平位移较大的区域主要集中在隧道的左侧拱肩和右侧拱脚，特别是，隧道右侧拱脚处的位移明显变大；
从图24中可以看出，在θ＝90°时，隧道竖向位移较大的区域主要集中在隧道的拱顶和拱脚，水平位移较大的区域主要集中在隧道的左右两侧，与θ＝0°相比，拱顶沉降值减小，拱底隆起值增大；
表7洞周监测点变形结果
根据对在4种不同最大地应力方向下隧道开挖后形成的位移分布云图以及隧道洞周变形结果的分析，得出以下结论。
不同主应力方向作用下，隧道围岩的变形存在一定的差别，地应力最大主应力方向为0°和90°时，隧道的竖向变形较大区域集中在隧道拱顶和拱底，水平变形较大区域集中在隧道左右两侧；地应力最大主应力方向为为30和60°时，位移变形较大区域集中在拱脚和拱肩。位移变形最大的部位总是出现在沿开挖截面形心与最大主应力相垂直方向的两侧围岩，这是由于最大主应力在开挖边界处发生偏转使得垂直于最大主应力方向的两侧围岩发生应力集中所导致的。最大主应力方向分别为30°和60°时，拱肩处岩体单元的位移较大部位有所转移，但不论最大主应力方向如何，拱脚处的位移始终大于正常变形值，当最大主应力方向为60时，拱脚的变形值最大；
基于工况1和工况12，获取最大主应力方向分别垂直(0°)和平行(90°)于隧道轴向时位移分布对比云图(图25)；
观察图25，可以看到两种地应力条件下位移场的分布差异明显。最大主应力垂直(0°)于隧道轴向时，位移变形较大的部位位于拱顶和拱底，变形最大部位位于洞壁下方近拱底处。最大主应力平行(90°)隧道轴向时，位移变形较大的部位位于掌子面，掌子面的挤出变形明显大于前者；同时，拱顶和拱底变形量也比较大，但与前者相比，拱顶沉降减小，拱底隆起增大；
根据以上位移场对比分析，当拟建隧道轴向垂直于最大主应力时，应注意加强洞壁的支护，由于拱顶和拱底位移值较大，开挖成形后不应二次扰动，避免发生再次破坏现象。当拟建隧道轴向平行于最大主应力时，因掌子面挤出变形严重，存在发生挤压大变形或其它地质灾害的风险，应注意观察掌子面的实时开挖状态；
地下水水压力影响分析
基于工况1、工况13、工况14和工况15，对地下水水压力分别设为0GPa、0.1GPa、0.25GPa和0.5GPa状态下的的的隧道施工变形进行了三维数值分析。获取了不同地下水水压力的分布云图，见图26所示；
深埋隧道周边累计变形量的数值计算结果如表8所示，隧道洞周变形与地下水水压力之间的变化规律如图27所示；
表8洞周变形计算值
地下水水压力为0.1GPa时，拱顶沉降值和拱底隆起值与水压为0时相比基本持平，水平收敛值与水压力为0时相比略有增大；地下水水压力为0.25GPa时，隧道拱顶沉降与水压力为0.1GPa相比增大了1.39倍，拱底隆起值增大了1.56倍，上、下拱腰和拱肩水平收敛值均增大了1.5倍左右；地下水水压力为0.5GPa时，隧道拱顶沉降与水压力为0.25GPa相比增大了2.04倍，拱底隆起值增大了2.22倍，上、下拱腰和拱肩水平收敛值分别增大了2.01倍、1.99倍、2.09倍。综合分析，在其他条件相同的情况下，是否有地下水的存在，对隧道围岩的变形有较大的影响，整体上洞周变形均随地下水水压力的增大呈增长趋势。特别是，地下水水压力大于0.25GPa时，洞周变形值大幅度增大，水平收敛、拱顶沉降和拱顶隆起则已经远远超过正常变形的上限；
围岩结构面倾角和结构面走向与隧道轴向的夹角影响分析
FLAC3D模型中层状岩体通过遍布节理模型模拟，基本假设为：岩体中的结构面成组分布，每组结构面相互平行、不间断；各组结构面之间互不影响；与整个岩体相比，结构面的体积很小。围岩结构面与隧道的空间分布如图28所示；
基于工况1、工况2、工况3和工况4，分别进行不同结构面倾角和结构面走向与隧道轴向夹角(下文以“θ”代替)工况下的围岩位移变形计算，共获取30种位移计算云图。
因工况较多，本文只展示了结构面倾角为45°条件下，θ为0°、30°、45°、60°和90时的计算结果，其三维位移云图分布如图3-20所示；夹角θ为45°条件下，倾角为0°、30°、45°、60°和90°时计三维位移云图分布如图29所示；
通过图29综合对比，岩层倾角45°条件下，θ＝0°时隧道围岩拱肩处垂直围岩结构面的变形非常明显，表现出了强烈的非对称变形特征；0°<θ≤30°时，位移变形量迅速减小，但非对称位移特征依然显著；θ＝45°时，垂直围岩结构面的变形量进一步减小，最大变形量为夹角0°时的0.8倍，且受顺层结构面滑移变形的影响，洞周环向表现出了较明显的对称变形特征；θ≥60°后，洞壁变形基本呈对称形态，可完全忽略隧道围岩的结构面偏压作用。可以看出隧道围岩的非对称变形在很大程度上受夹角θ的影响和控制；
通过图30综合对比，结构面走向与隧道轴向的夹角为45°条件下，隧道拱顶变形随着岩层倾角增大而增大，但幅度较小；0°～45°倾角范围内，左上拱腰水平收敛的变化不大，45°～90°倾角范围内，水平收敛值随岩层倾角的增大而小幅增大；0°～60°倾角范围内，左拱脚变形量随倾角增大而增大，60°～90°倾角范围内，变形量小幅度减小；仰拱，右半断面的拱腰、拱脚变形随岩层倾角增大得不明显。对比左、右拱腰和拱脚的变形发现，左半断面变形量受力普遍大于右半断面的，表现出了强烈的非对称变形特征。这说明在隧道开挖过程中会引起偏压，且在围岩结构面倾角为45°～65°范围内时，偏压最严重；
不同岩层倾角和夹角工况下的深埋隧道周边累计变形量的数值计算结果如表9；
表9洞周监测点变形结果
由以上数据绘制3种岩层倾角条件下各关键观测点的变形与夹角关系曲线，为充分体现围岩结构面与隧道走向夹角对围岩非对称变形和变形增长率的影响，数据分析中，主要对比以隧道截面竖轴对称的两点的变形值，拱顶和拱底的变形值，分析其随夹角变化的分布特征；
由图31可以看出，围岩结构面倾角30°条件下，隧道围岩整体变形量随θ的减小而增大。左侧拱肩的变形量始终小于右侧。θ>30°时，最大变形差为33mm，两点非对称变形不明显(定义位移差<50mm时为不明显，50～100mm之间时为略为明显，100～300mm之间时为较明显，>300mm时为明显，下同)；0°≤θ≤30°时，变形差随θ的减小不断增大，θ＝0°时差值达72.2mm，非对称变形略为明显；θ<30°时，变形差随夹角减小迅速增大，右拱肩处变形极为突出。右拱腰的变形大于左拱腰，θ>60°时，变形差接近0，两点变形基本对称；θ≤60°时，位移差随θ的减小逐渐增大，但最大差值为38mm，非对称变形不明显。当θ≥60°时，拱顶沉降和拱底隆起变形率较小，当θ<60°时，变形量随θ的减小而有较大幅度的增长；
由图32可以看出，岩层倾角60°条件下，隧道围岩整体变形量也随θ的减小而增大，特别是当θ≤30°时，增长幅度较大。左拱肩的变形量小于右拱肩，θ>60°时，最大变形差为73.4mm，非对称变形略为明显；θ≤60°时，变形差处于73.4～167.9mm之间，非对称变形较为明显。左上拱腰的变形量小于右侧，θ>45°时，形差较小，变形基本对称；θ≤45°时，变形差随θ的减小迅速增大，差值处于24.7～227.8mm之间，非对称特征较明显。左下拱腰的变形多大于右侧，θ≥45°时，变形差较小，变形基本对称；θ<45°时，变形差随θ减小呈近线性增大，差值处于63.1～122.2mm之间，非对称变形较为明显。当θ≥45°时，拱顶沉降和拱底隆起变形量较小，当θ<45°时，变形量随θ的减小而有较大幅度的增长；
综上，不同结构面倾角条件下，隧道洞周变形量均随θ的减小而增大，非对称变形以拱肩最为突出，依次为上拱腰、下拱腰、拱顶和拱底。θ≤30°时，变形增长率很大，30°<θ≤60°时，变形增加率较小，θ>60°时，变形增长率基本为0。
深埋隧道挤压性大变形属于围岩岩性控制类型，围岩物理力学指标、隧道断面形式、隧道埋深、地应力最大主应力方向、孔隙水压力和围岩结构面倾角与走向是围岩产生大变形的重要影响因素。通过FLAC3D有限差分软件进行数值模拟，研究分析大变形的应力应变规律和各个影响因素对变形的影响，根据数值分析结果可以得出以下结论：
(1)隧道的初期支护结构受力以压应力为主，拱脚部位的压应力较大，拉应力分布在拱底部位；洞周沉降和隆起最大部位是在拱顶和拱底处，水平收敛较大的部位在上台阶，施工时要完成初期支护或采取临时仰拱等补强措施；掌子面的变形速度比较大，而且挤出变形值也大，施工时可以选择超前预支护和预留核心土法，且核心土尺寸不宜过小。
(2)围岩级别为I～IV级时，隧道围岩不易发生大变形，而V级和VI级围岩则在高地应力条件下极易产生大变形。这说明围岩物理力学指标是产生隧道大变形的重要影响因素。
(3)双线隧道洞周变形均大于单线隧道，但拱顶沉降和水平收敛的比例关系存在明显区别，双线隧道的拱顶沉降要比单线隧道明显，单线隧道的水平收敛要比双线突出。
(4)隧道埋深大于300m时，洞周出现大变形，埋深在450m和600m时，隧道洞周变形增长较快，总体上增长速率先大后小，水平收敛增长幅度最大，拱顶沉降次之，拱底隆起最小。
(5)隧道轴向垂直于最大主应力时，应注意加强洞壁的支护，由于拱顶和拱底位移值较大，开挖成形后不应二次扰动，避免发生再次破坏现象；隧道轴向平行于最大主应力时，因掌子面挤出变形严重，存在坍塌风险，要加强掌子面的监测并进行补强措施。
(6)洞周变形均随孔隙水压力的增大呈增长趋势。特别是，孔隙水压力大于0.25MPa时，洞周变形值大幅度增大，水平收敛、拱顶沉降和拱顶隆起则已经远远超过正常变形的上限。
(7)围岩结构面倾角大于45°和结构面倾角与隧道轴向的夹角小于45°时，洞周变形破坏严重，拟建隧道时要选择合适的隧道轴向，围岩结构面倾角较大时要采取补强支护措施。
步骤二：深埋隧道挤压型大变形分级标准确定；
其具体步骤如下：
S1:确定挤压性大变形的判断依据；
影响工程隧道变形的诸因素中，围岩物理力学指标和围岩状态是影响围岩变形的主要因素。它们是各类工程的共同特征，反映了围岩变形的基本特征，但并不都是影响围岩变形的全部因素。隧道断面形式、地下水状态和主要结构面产状等，也都是影响围岩变形的重要因素。这些因素对隧道结构的变形和破坏，其影响程度往往是不一样的。
根据理论分析结果及以往研究和类似工程经验，并结合中兰客专尖山隧道工程实际工况，将大变形等级分为4级，严重大变形、中等大变形、轻微大变形、无大变形，建立已相对变形和变形量为判断依据的深埋隧道挤压大变形分级[36-37]，见表10所示；
表10深埋隧道挤压大变形分级
S2:构建深埋隧道挤压性大变形变分级标准评价体系；
深埋隧道挤压性大变形分级标准评价是一个系统工程，在评价体系中，面临的是一个相互影响、互相制约的多因素构成的复杂系统。评价指标选取的原则是以尽量少的指标，反映最主要和最全面的信息。围岩物理力学指标、隧道断面形式、初始应力状态、地下水状态和主要结构面产状是挤压性大变形隧道变形的主控因子，且围岩变形与隧道的赋存环境密切相关，属于工程软岩范畴。本硏究根据定性划分和定量指标相结合的原则进行评价，建立的深埋隧道挤压性大变形分级标准评价体系，并将评价体系分为目标层、准则层和指标层，每一层的各项因素直接相互独立，减少相互的影响，可以有效减少矩阵的阶数[38-39]。如表11所示；
表11深埋隧道挤压性大变形分级标准评价体系
S3：评价指标权重的确定；
评估等级及风险值
把深埋隧道挤压性大变形分级标准评价分为4级，即评语集。
V＝{v1，v2，v3，v4}＝{I级，II级，III级，IV级}＝{严重大变形，中等大变性，轻微大变形，无变形}，为了便于评价，通常为不同的等级相应各分级指标赋予不同的值域，指标层的不同等级指标值域从数量上统一为(0，25)，[25，50)，[50，75)，[75，100]。各分级指标不同等级的代表值域为：I级[d，e]，II级[c，d)，III级[b，c)，IV级(a，b)。建立的挤压性大变形隧道变形等级及接受准则[38-39]，评价标准详见表12所示；
表12深埋隧道挤压性大变形等级及接受准则
根据各级指标因素的排序权向量建立各级指标的权重ω，根据指标层的评价标准进行风险诊断确定其风险估计矩阵R。
将挤压性大变形隧道分级标准体系各层的评价值进行归纳，得到评价指标体系中的各个风险因素评估结果，根据挤压性大变形隧道变形等级及接受准则采取相应的应对技术措施。
构造风险判断矩阵
基于隧道围岩大变形各影响因素的统计规律及变形特性分析，根据Hoek、孟陆波和李天斌等对影响软弱围岩大变形各指标的研究及专家打分，在确定各层次各因素之间的权重时，对各层因素两两比较，可以合理地将定性与定量的决策结合。分别对准则层和指标层的各因素，用1-9比较尺度构造成对比较矩阵。
准则层A对目标层O的判断矩阵列出如下：
指标层Bij(j＝1，2)对准则层Ai(i＝3，5)的判断矩阵列出如下：
利用MATLAB软件计算权向量并做一致性检验
先对比较矩阵计算出最大特征值λmax，之后对特征向量W＝(W1,W2,...Wn)T作一致性检验，一致性指标有CI、随机一致性指标RI和一致性比例CR。若通过一致性检验，特征向量进行归一化，得出权向量；若通不过，需重新构造成对比比较矩阵。
对层次总排序进行一致性检验，要从高层到低层逐层进行，如果指标层B某些元素对Aj单层的排序的一致性指标为CIj，相应的平均随机一致性指标
则指标层B总排序随机一致性比率为：
当CR＜0.1时，认为层次总排序里有满意的一致性，否则应重新调整判断矩阵的元素取值。
用于MATLAB软件可以快速求出最大特征值和特征向量，得出权向量和层次总排序并作一致性检验。
准则层A对目标层O的判断矩阵列计算得出：
最大特征根：λmax＝5.1734
权向量：
准则层A的一致性指标：
为了表明准则层A的不一致程度的容许范围，我们引入了随机一致性指标RI，见表13所示：
表13 RI的修正值
| 判断矩阵阶数n | 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | 6 | 7 | 8 | 9 | 10 |
| RI | 0 | 0 | 0.58 | 0.9 | 1.12 | 1.24 | 1.32 | 1.41 | 1.45 | 1.49 |
表中n＝5时，RI＝1.12这时的一致性比率：
同样指标层Bij(j＝1，2)对准则层Ai(i＝3，5)的判断矩阵列计算：
权向量：
权向量：
均得出CR＜0.1，表明矩阵B通过一致性检验，ωij(j＝1.2)可以作为其权向量；
综合权值集合
将各层级指标单权值与所属类别权值进行整合，得出7个评价指标关于隧道变形的综合权值集合，如表14所示；
表14各指标综合权重
S4:深埋隧道挤压性大变形分级标准的模糊评价；
通过数据统计及理论分析，将隧道变形划分为4个等级：严重大变形、中等大变形、轻微大变形、无大变形。基于各隧道不同级别大变形各分级指标的统计特征，参照《工程岩体分级标准》(GBT50218-2014)、《铁路隧道设计规范》(TB1003-2016)和《铁路挤压性围岩隧道技术规范》(QCR95122019)中的分级范围，结合先前关于挤压性大变形分级指标的研究，提出了准则层和指标层各因子的评价标准及风险值和大变形的界限及分布范围。
准则层和指标层从挤压性大变形隧道变形的不同角度反应被评价系统的风险大小，通过3.5节数值模拟结果和现场诊断确定各指标的风险值，对于不涉及的指标认为是没有风险，风险值计为0。
围岩物理力学指标
围岩物理力学指标以《铁路隧道设计规范》(TB1003-2016)中的围岩级别为评价指标，论文在建立评价标准体系时单独考虑了围岩基本划分的修正因素(地下水影响、主要软弱结构面产状和初始地应力状态)，结合高应力软弱围岩的特性，避免相同因素重复评价，围岩级别的划分只考虑围岩的坚硬程度和岩体完整程度两个基本因素。
采用饱和单轴抗压强度作为反映围岩坚硬程度的指标。试验取样时不易直接取得完整岩心样本，单轴抗压强度的获取存在难度，可采用实测的岩石点荷载强度指数的换算值，即按式计算：
点载荷试验因其仪器轻便、操作简易、适用性强的优势能较好地适应隧道地层，克服软弱围岩无法获取单轴抗压强度的不足工程。
岩体完整程度有很多评价指标，岩体完整性指数Kv和岩体体积节理数Jr的测试方法简便，且两者可以相互论证。因此本体系选用Kv和Jr来定量评定岩体的完整程度和计算围岩变形等级。
岩体完整性指标Kv，应根据不同的地层选取代表性的点测试岩体弹性纵波速度，并应在同一岩体取样测定岩石纵波速度。按下式计算：
Kv＝(vpm/vpr)2
式中：vpm-岩体弹性纵波波速(km/s)；
vpr-岩石弹性纵波波速(km/s)。
岩体体积节理数Jr(条/m3)测试和计算方法，应根据不同的地层选取代表性的露头或开挖壁面进行节理(结构面)统计，按下式计算：
Jr＝S1+S2+…+Sn+Sk
式中：Sn-第n组节理每米长测线上的条数；
Sk-每立方米岩体非成组节理条数(条/m3)。
在围岩物理力学指标因素的的定量描述中，以围岩的坚硬程度和岩体完整程度确定的围岩级别为评价标准，详见表15；
表15围岩级别风险评价表
| 围岩级别 | 评价标准 |
| VI | I级 |
| V | II级 |
| IV | III级 |
| III | IV级 |
隧道断面形式
隧道围岩的变形具有明显的尺度效应，即隧道开挖高度与隧道宽度比值不同，对隧道变形的影响也不同，，单、双线两种隧道断面形式的洞周变形，除变形量级不同外，拱顶沉降和水平收敛的比例也有显著差异，双线隧道的拱顶沉降要比单线隧道明显，而单线隧道的水平收敛要比双线隧道突出[40-41]。隧道断面形式的评估，以单、双线两种断面形式为评价标准，详见表16所示；
表16隧道断面形式风险评价表
| 隧道断面形式 | 评价标准 |
| 双线隧道 | II级 |
| 单线隧道 | IV级 |
初始地应力状态
如3.5.3节和3.5.4节所述，当隧道埋深大于450m和地应力最大主应力方向在30°左右时，对隧围岩变形破坏的影响就表现较为明显。初始地应力状态以隧道埋深和地应力最大主应力方向为评价标准，详见表17和表18所示；
表17隧道埋深风险评价表
| 隧道埋深/m | 评价标准 |
| ＞600 | I级 |
| 450～600 | II级 |
| 300～450 | III级 |
| ＜150 | IV级 |
表18地应力最大主应力方向风险评价表
| 地应力最大主应力方向 | 评价标准 |
| 25°～35° | I级 |
| 15°～25°U35°～45° | II级 |
| 0°～15°∪75°～90° | III级 |
| 45°～75° | IV级 |
地下水状态
地下水的控制一直是隧道工程施工的难题，水的主要作用是溶解岩石和结构表面中的易溶物，软化和疏松岩石，降低岩石强度，增加岩石自重，并且水具有流动性，增加动水压力，影响隧道的稳定，加剧了大变形破坏[42]。
在地下水状态的定量描述中，以孔隙水压力为评价标准，见表19所示；
表19孔隙水压力风险评价表
| 孔隙水压力(<u>MPa</u>) | 评价标准 |
| ＞0.5 | I级 |
| 0.25～0.5 | II级 |
| 0.1～0.25 | III级 |
| ＜0.1 | IV级 |
主要结构面产状
主要结构面产状包括结构面倾角和结构面走向与隧道轴向夹角，二者组合关系不同，对隧道洞周变形的影响程度差别很大。当结构面倾角很小，且结构面走向与隧道轴向夹角很大时，对隧道洞周的变形影响较小。反之，结构面倾角很大，且结构面走向与隧道轴向夹角很小时，对隧道洞周的变形影响很大，极易发生非对称的大变形，甚至发生拱顶坍塌或侧壁滑移[43-44]。结构面倾角评价标准详见表20，结构面走向与洞轴线夹角评价标准详见表21；
表20结构面倾角风险评价表
| 结构面倾角 | 评价标准 |
| ＞75° | I级 |
| 50°～75° | II级 |
| 30°～50° | III级 |
| ＜30° | IV级 |
表21结构面走向与隧道轴向夹角风险评价表
| 结构面走向与隧道轴向夹角 | 评价标准 |
| ＜30° | I级 |
| 30°～45° | II级 |
| 45°～60° | III级 |
| ＞60° | IV级 |
S5：隧道大变形分级标准的工程应用；
以中兰客专尖山隧道DK113+635～DK1 13+735段为例，隧道断面形式为双线隧道，该段隧道最大埋深519m，地应力最大主应力方向为40°。根据地质调查及物探资料判断DK113+650附近发育断层，此断层为逆断层，断层走向北西向，倾向北，结构面倾角70°左右，结构面与隧道轴向夹角80°左右。测区断层两侧出露地层均为志留系下统马沟营组砂岩夹千枚岩，为IV级围岩。且隧道位于水泉尖山中山区，大气降水和雨洪渗入于基岩裂隙和沟谷砾石中形成地下水，为中等富水区，根据钻孔水文地质试验测得该段的孔隙水压力值为0.28MPa。
据上述的数据进行分析，中兰客专尖山隧道DK113+635～DK113+735段大变形的风险评估等级和风险值如表22所示。根据指标层的评估等级确定风险值及相应的权重集，进行中兰客专尖山隧道DK113+635～DK113+735段的风险诊断；
表22尖山隧道DK113+635～DK113+735段的评估等级和风险值
其准则层的风险值为：
其目标层的风险值为：
目标层的风险值为54.08∈(50，75)，根据表4-3挤压性大变形隧道变形等级及接受准则，中兰客专尖山隧道DK113+635～DK113+735段大变形的风险评估等级为II级，接受准则为不期望，中等大变形，必须采取变形控制处理措施减小变形并加强监测，评估结果与工程实践本身的风险程度相符。该风险分析方法合理可行，对尖山隧道安全施工具有指导意义，对深埋隧道工程具有一定的借鉴作用。
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。
Claims (3)
1.一种深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法，其特征在于：其分析方法步骤如下：
步骤一：隧道挤压型大变形数值分析；
其具体步骤如下：
S1:采用遍布节理模型确定工程概况与计算模型；
S2:深埋隧道挤压大变形规律分析；
S3:深埋隧道挤压大变形影响因素分析；
步骤二：深埋隧道挤压型大变形分级标准确定；
其具体步骤如下：
S1:确定挤压性大变形的判断依据；
S2:构建深埋隧道挤压性大变形变分级标准评价体系；
S3:评价指标权重的确定；
S4:深埋隧道挤压性大变形分级标准的模糊评价；
S5:隧道大变形分级标准的工程应用。
2.根据权利要求1所述的深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法，其特征在于：所述步骤一中深埋隧道挤压大变形规律分析包括：(1)初支应力分析；(2)洞周位移。
3.根据权利要求1所述的深埋隧道挤压型大变形分级标准研究分析方法，其特征在于：所述步骤一中深埋隧道挤压大变形影响因素分析包括：(1)围岩物理力学指标影响分析；(2)隧道埋深影响分析；(3)地应力最大主应力方向影响分析；(4)地下水水压力影响分析；(5)围岩结构面倾角和结构面走向与隧道轴向的夹角影响分析。
Priority Applications (1)
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Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN117171841B (zh) * | 2023-08-03 | 2024-04-05 | 中铁二院工程集团有限责任公司 | 一种施工期铁路隧道确定开挖段围岩大变形等级的方法 |
| CN117870609A (zh) * | 2024-03-13 | 2024-04-12 | 中铁七局集团武汉工程有限公司 | 一种基于非完整拱效应的软岩隧道掌子面变形监测方法 |
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2022
- 2022-07-07 CN CN202210801821.XA patent/CN115062390A/zh active Pending
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| CN117171841B (zh) * | 2023-08-03 | 2024-04-05 | 中铁二院工程集团有限责任公司 | 一种施工期铁路隧道确定开挖段围岩大变形等级的方法 |
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| CN117870609B (zh) * | 2024-03-13 | 2024-05-24 | 中铁七局集团武汉工程有限公司 | 一种基于非完整拱效应的软岩隧道掌子面变形监测方法 |
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