基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力計(jì)算方法研究

王志杰, 王如磊, 徐君祥, 吳 凡, 李學(xué)廣, 竇廷明, 李 煒, 張 飛

(1. 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；2. 中鐵十八局集團(tuán)第一工程有限公司， 河北 涿州 072750 )

0 引言

近年來(lái)，隨著蒙華鐵路的修建，在內(nèi)蒙至陜西段大量隧道穿越風(fēng)積沙地層。風(fēng)積沙地層具有粒徑小、黏聚力低、抗剪強(qiáng)度低、透水性強(qiáng)、自穩(wěn)能力差等特點(diǎn)[1-3]。在該地層中修建隧道時(shí)，易發(fā)生大量諸如襯砌背后空洞、襯砌開裂、流沙、初期支護(hù)大變形、二次襯砌開裂等事故。諸多問(wèn)題均反映出對(duì)作用在隧道結(jié)構(gòu)上的風(fēng)積沙地層壓力認(rèn)識(shí)不清的現(xiàn)狀，風(fēng)積沙圍巖壓力分布特征還有待更深入研究。

當(dāng)前，作為學(xué)術(shù)界研究的重點(diǎn)問(wèn)題，很多學(xué)者對(duì)不同地質(zhì)條件下隧道圍巖壓力的作用模式與計(jì)算方法進(jìn)行了研究，如黃土隧道[4-5]、軟弱圍巖隧道[6-7]等。李鵬飛等[8]對(duì)國(guó)內(nèi)眾多典型隧道圍巖壓力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，研究隧道圍巖壓力的總體分布特征及其與圍巖級(jí)別、隧道埋深的關(guān)系；房倩等[9]和于麗等[10]研究了高速鐵路隧道圍巖壓力的變化規(guī)律和分布特征；卿偉宸等[11]針對(duì)多線鐵路大跨隧道展開了圍巖監(jiān)測(cè)研究。目前，該方面研究極少涉及到風(fēng)積沙地層，尤其是深埋條件下風(fēng)積沙圍巖壓力大小和分布規(guī)律尚不明確。本文在前人研究的基礎(chǔ)上，依托蒙華鐵路王家灣隧道進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)量測(cè)試驗(yàn)，分析初期支護(hù)受力特性，依據(jù)國(guó)內(nèi)外廣泛使用的3種深埋圍巖荷載計(jì)算方法，得到理論計(jì)算值，與實(shí)測(cè)圍巖壓力值進(jìn)行對(duì)比分析，得到適用于深埋條件下風(fēng)積沙地層的圍巖壓力計(jì)算方法和分布特征； 并結(jié)合數(shù)值計(jì)算手段，進(jìn)一步分析在深埋風(fēng)積沙地層中隧道結(jié)構(gòu)受力特征。研究成果以期為大斷面深埋風(fēng)積沙隧道的支護(hù)設(shè)計(jì)提供參考。

1 工程概況

新建蒙華鐵路王家灣隧道位于陜西省延安市安塞縣境內(nèi)，隧道最大埋深約220 m，進(jìn)口里程DK266+945，出口里程DK274+233，全長(zhǎng)7 288 m。隧道地處中朝古地臺(tái)鄂爾多斯盆地伊陜斜坡區(qū)，區(qū)內(nèi)地質(zhì)構(gòu)造相對(duì)簡(jiǎn)單。褶皺和斷裂不發(fā)育，地勢(shì)東高西低，總體上為傾向西—西北的單斜構(gòu)造; 隧址區(qū)廣布白堊系下統(tǒng)砂巖，斜層理極其發(fā)育; 區(qū)域上無(wú)大的構(gòu)造活動(dòng)，無(wú)大型褶皺和斷層。

2 監(jiān)測(cè)方案

為了明確風(fēng)積沙隧道圍巖荷載計(jì)算方法及襯砌受力狀態(tài)，優(yōu)化初期支護(hù)及二次襯砌結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，在隧道穿越風(fēng)積沙Ⅵ級(jí)圍巖段共布設(shè)8個(gè)監(jiān)測(cè)斷面，每個(gè)監(jiān)測(cè)斷面設(shè)置12個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。每個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)測(cè)量包括初期支護(hù)及二次襯砌混凝土應(yīng)變、鋼架內(nèi)力、圍巖與初期支護(hù)之間接觸壓力、二次襯砌與初期支護(hù)之間接觸壓力。測(cè)點(diǎn)位置、編號(hào)如圖1所示，壓力盒現(xiàn)場(chǎng)安裝如圖2所示。

3 實(shí)測(cè)圍巖壓力分析

為研究深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力分布特征，在DK270+504、DK270+509等8個(gè)監(jiān)測(cè)斷面測(cè)得圍巖與初期支護(hù)間圍巖壓力及其分布規(guī)律如圖3所示。

圖1 測(cè)點(diǎn)布置示意圖

(a) 壓力盒

由圖3可知，不同斷面深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力在全斷面上分布形態(tài)具有較大的差異性，部分顯示隧道上方存在脫空的情況，呈現(xiàn)出非均勻接觸壓力。究其原因，風(fēng)積沙隧道屬于一種特殊的砂性隧道，其上部圍巖存在拱結(jié)構(gòu)，如圖4(a)所示。此種情況下，隧道上部荷載為拱內(nèi)松散砂體壓力，圍巖荷載呈現(xiàn)如圖3(d)所示。而根據(jù)測(cè)試結(jié)果分析，該復(fù)合拱結(jié)構(gòu)[12]并不總是存在于隧道正上方，而可能出現(xiàn)隧道偏壓的情況，如圖4(b)所示，此時(shí)作用在隧道結(jié)構(gòu)上的荷載如圖3(a)、圖3(c)所示。

各斷面實(shí)測(cè)圍巖壓力的豎直方向分量與水平方向分量的最大值見表1，表中豎直方向分量值是1#—7#測(cè)點(diǎn)中分量的最大值，水平方向分量值是2#—11#測(cè)點(diǎn)中分量的最大值。

(a) DK270+504斷面

(b) DK270+509斷面

(c) DK270+514斷面

(d) DK270+519斷面

(e) DK270+524斷面

(f) DK270+529斷面

(g) DK270+534斷面

(h) DK270+539斷面

(a) 拱結(jié)構(gòu)在正上方

(b) 拱結(jié)構(gòu)不在正上方

表1實(shí)測(cè)圍巖壓力各方向分量最大值

Table 1 Measured maximum value of each direction component of surrounding rock pressure kPa

斷面里程圍巖壓力分量最大值豎直方向分量水平方向分量DK270+504119.51204.35DK270+509145.49132.23DK270+514222.56220.59DK270+51949.36195.87DK270+52456.29170.41DK270+52998.00147.08DK270+534110.85142.13DK270+539129.04187.38

由圖3、表1可知，大斷面深埋風(fēng)積沙隧道各斷面圍巖壓力分布較為不均勻，但普遍拱部圍巖壓力豎直分量較小，拱腰與拱腳圍巖壓力水平分量較大。

4 深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力計(jì)算方法

4.1 計(jì)算參數(shù)確定

風(fēng)積沙作為一種典型的砂性土，其黏聚力低、自穩(wěn)能力差，物理力學(xué)特性與黏粒含量及含水率有明顯關(guān)系。王家灣隧道所穿越風(fēng)積沙地層夾雜少量黃土，含水量較地表、淺埋風(fēng)積沙高。隧道風(fēng)積沙段埋深60 m，洞身凈跨度12 m，凈高11.6 m。為了明確該種條件下圍巖物理力學(xué)參數(shù)，據(jù)此計(jì)算隧道承壓情況，在現(xiàn)場(chǎng)段取土進(jìn)行室內(nèi)物理力學(xué)試驗(yàn)，主要包括顆粒密度試驗(yàn)、固結(jié)試驗(yàn)，直剪試驗(yàn)等。試驗(yàn)過(guò)程如圖5所示，所得王家灣隧道風(fēng)積沙基本物理力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 基本物理力學(xué)參數(shù)

4.2 圍巖壓力計(jì)算方法確定

目前，國(guó)內(nèi)對(duì)于風(fēng)積沙地層深埋圍巖壓力荷載計(jì)算方法的研究尚不充分，對(duì)該條件下計(jì)算理論的選擇尚未有明確的定論?，F(xiàn)以陜西王家灣大斷面鐵路隧道為例(風(fēng)積沙段埋深約為60 m，覆跨比H/D=5)，根據(jù)已得到的室內(nèi)物理力學(xué)參數(shù)，對(duì)比普氏理論、太沙基理論和現(xiàn)行TB 10003—2016《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》[13]中深埋隧道圍巖壓力計(jì)算方法這3種主流深埋圍巖壓力計(jì)算方法。

1)普氏理論，公式見(1)—(3)。

q=γha；

(1)

(2)

p=γhatan2(45°-φ0/2)。

(3)

式中:q為豎向壓力荷載;γ為地層重度;ha為自然平衡拱高度;bt為自然平衡拱半跨度;b為隧道凈寬的1/2;H為隧道洞室高度;φ0為巖體內(nèi)摩擦角;fm為巖體的堅(jiān)固系數(shù)，fm≈tanφ0=0.35[14];p為水平壓力荷載。

2)太沙基理論,公式見(4)—(6)。

q=(γbt-c)/(λtanφ0)(1-e-λntan φ0);

(4)

bt=b+Htan(45°-φ0/2);

(5)

p=qtan2(45°-φ0/2)。

(6)

式中:c為地層內(nèi)黏聚力;λ為地層側(cè)壓力系數(shù)，一般取1.0;e為水平荷載計(jì)算值;n為相對(duì)埋深系數(shù)，n=h/bt。

3)TB 10003—2016《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》，公式見(7)—(10)。

q=γh1；

(7)

h1=0.45×2s-1ω;

(8)

ω=1+i(B-5)；

(9)

p=λq。

(10)

式中:h1為圍巖計(jì)算高度;s為圍巖級(jí)別;ω為開挖寬度影響系數(shù);B為隧道開挖寬度;i為B每增減1 m時(shí)圍巖壓力的增減率，當(dāng)B<5，取i=0.2，當(dāng)B>5，取i=0.1。

基于上述3種理論計(jì)算所得的圍巖壓力各分量與實(shí)測(cè)最大值對(duì)比結(jié)果見表3。

表3圍巖壓力理論值與實(shí)測(cè)值最大值對(duì)比

Table 3 Comparison between maximum theoretical and measured values of surrounding rock pressure

壓力方向?qū)崪y(cè)值/kPa普氏理論理論值/kPa理論值/實(shí)測(cè)值太沙基理論理論值/kPa理論值/實(shí)測(cè)值鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范理論值/kPa理論值/實(shí)測(cè)值豎向222.56569.702.56373.281.68410.571.85水平220.59287.081.30188.100.85287.401.30

由表3可知，在不考慮地下水荷載作用的條件下，TB 10003—2016《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》計(jì)算方法和普氏理論在豎直方向和水平方向都偏大； 太沙基理論豎直方向理論值也比實(shí)測(cè)值大，但卻是三者中最小的，水平方向理論值比實(shí)測(cè)最大值稍小，是因?yàn)樗淼榔珘涸斐梢粋?cè)水平壓力較大，所以相比較而言，太沙基理論計(jì)算值與實(shí)測(cè)最大值是最為接近的。因此，推薦采用太沙基理論計(jì)算大斷面深埋風(fēng)積沙隧道的圍巖壓力。

5 深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力分布規(guī)律

確定最大圍巖壓力計(jì)算方法后，還需進(jìn)一步研究分析隧道圍巖壓力的分布規(guī)律。同時(shí)，為了使該分布規(guī)律更具有實(shí)際意義，需對(duì)分布規(guī)律進(jìn)行簡(jiǎn)化，即需得到深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力的計(jì)算圖示。

5.1 豎直方向圍巖壓力計(jì)算圖式

將實(shí)測(cè)徑向上的圍巖壓力向豎直方向分解，將各測(cè)點(diǎn)豎向分量與拱頂豎向壓力進(jìn)行對(duì)比，分析其分布規(guī)律。選取DK270+524作為典型斷面，各測(cè)點(diǎn)圍巖壓力的豎向分量及其與拱頂豎向荷載的比例均值見表4。

表4DK270+524監(jiān)測(cè)斷面圍巖壓力豎向分量及比例均值

Table 4 Vertical components and proportion mean value of surrounding rock pressure at DK270+524

測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)位置徑向圍巖壓力/kPa豎向分量/kPa豎向圍巖壓力均值/kPa比例均值1拱頂43.0043.0043.001.002左30°85.0073.613右30°88.0076.214左60°124.0062.005右60°43.0021.506左80°108.0018.757右80°98.0017.0174.911.7441.750.9717.880.42

注： 比例均值為各對(duì)稱測(cè)點(diǎn)均值與拱頂豎向荷載之比。

由表4可知，圍巖壓力豎向分量最大值并非位于拱頂處，而是出現(xiàn)在隧道左右30°附近。

由于不同斷面上各個(gè)測(cè)點(diǎn)圍巖實(shí)測(cè)壓力具有相當(dāng)大的離散性，因此采用統(tǒng)計(jì)法分析其內(nèi)在規(guī)律。將8個(gè)監(jiān)測(cè)斷面拱頂處壓力作為隧道上部荷載計(jì)算基準(zhǔn)，得到風(fēng)積沙深埋隧道上部所受圍巖豎向荷載及荷載計(jì)算比例均值見表5。

表58個(gè)監(jiān)測(cè)斷面圍巖豎向荷載及比例均值統(tǒng)計(jì)

Table 5 Statistics of vertical load and proportion mean value of surrounding rock at 8 monitoring cross-sections

監(jiān)測(cè)位置測(cè)點(diǎn)荷載均值/kPa比例均值拱頂163.00 1.00左右30°2、369.39 1.10左右60°4、535.19 0.56左右80°6、713.67 0.22

注: 比例均值為各對(duì)稱測(cè)點(diǎn)均值與拱頂豎向荷載之比。

由表5可知，拱頂壓力比兩側(cè)30°拱腰處壓力偏小，但比左右兩側(cè)60°和80°處的豎向壓力大。偏于安全考慮，建議深埋大斷面風(fēng)積沙隧道豎向圍巖壓力計(jì)算采用如圖6所示計(jì)算圖示，呈“雙峰”形分布。荷載呈線性對(duì)稱分布，拱頂處豎向壓力為太沙基理論豎向荷載計(jì)算值q，左右30°處峰值推薦取1.0q～1.5q，60°～ 90°處推薦取0.8q。

圖6 深埋大斷面風(fēng)積沙隧道豎向圍巖壓力計(jì)算圖示

Fig. 6 Vertical surrounding rock pressure calculation sketch of deep large cross-section aeolian sand tunnel

5.2 水平方向圍巖壓力計(jì)算圖式

將實(shí)測(cè)徑向上圍巖壓力按水平方向分解。以斷面DK270+524為例，按各測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)水平向荷載分量進(jìn)行對(duì)比分析，得到各測(cè)點(diǎn)圍巖壓力分量及比例均值見表6。

表6DK270+524監(jiān)測(cè)斷面圍巖壓力水平分量及比例均值

Table 6 Horizontal components and proportion mean value of surrounding rock pressure at DK270+524

測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)位置徑向圍巖壓力/kPa水平方向圍巖壓力/kPa水平圍巖壓力均值/kPa比例均值2左30°85.0042.503右30°88.0044.004左60°124.00107.395右60°43.0037.246左80°108.00106.367右80°98.0096.518左110°167.00156.939右110°33.0031.0110左135°241.00138.2311右135°121.0085.5643.251.00 72.321.67 101.44 2.35 93.97 2.17 111.90 2.59

注: 比例均值為各對(duì)稱測(cè)點(diǎn)均值與左右30°處荷載均值之比。

對(duì)其他監(jiān)測(cè)斷面水平分量進(jìn)行相同計(jì)算，統(tǒng)計(jì)分析所有斷面圍巖壓力水平分量比例均值見表7。

根據(jù)測(cè)量數(shù)據(jù)，得到深埋風(fēng)積沙隧道圍巖水平壓力分布如圖7虛線所示，呈“階梯”形分布，與太沙基理論中推薦的側(cè)壓力梯形分布具有一定相似性，但在拱腳處水平圍巖壓力凸出。水平圍巖壓力最大值出現(xiàn)在拱腳部位，越靠近拱腳，水平壓力越大。

表78個(gè)監(jiān)測(cè)斷面圍巖水平荷載及比例均值統(tǒng)計(jì)

Table 7 Statistics of horizontal load and proportion mean value of surrounding rock at 8 monitored cross-sections

監(jiān)測(cè)位置測(cè)點(diǎn)荷載均值/kPa比例均值左右30°2、342.471.00 左右60°4、566.901.58 左右80°6、783.77 1.97左右110°8、959.55 1.40左右135°10、11 119.77 2.82

注: 比例均值為各對(duì)稱測(cè)點(diǎn)均值與左右30°處荷載均值之比。

偏于安全考慮，推薦深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力水平分量按照?qǐng)D7實(shí)線所示進(jìn)行計(jì)算。拱頂處水平圍巖壓力為太沙基理論水平向荷載計(jì)算值e，隧道斷面左右60°～110°推薦取值1.5e～2.0e，仰拱部位推薦取值2.5e～3.0e。

圖7 深埋大斷面風(fēng)積沙隧道水平圍巖壓力分布圖示

Fig. 7 Distribution sketch of horizontal surrounding rock pressure in deep large cross-section aeolian sand tunnel

6 初期支護(hù)受力分析

在得到深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力計(jì)算圖示后，為驗(yàn)證其合理性，可通過(guò)計(jì)算現(xiàn)場(chǎng)量測(cè)的鋼架內(nèi)力、噴射混凝土內(nèi)力，并與通過(guò)數(shù)值模擬得出的理論值對(duì)比分析，比較二者之間的大小和變化趨勢(shì)，以此來(lái)驗(yàn)證所給出計(jì)算圖示的合理性。

6.1 格柵鋼架內(nèi)力

選取監(jiān)測(cè)斷面中數(shù)據(jù)較為完整的4個(gè)斷面，其格柵鋼架內(nèi)外側(cè)應(yīng)力分布如圖8和圖9所示,根據(jù)應(yīng)力分布計(jì)算得到的軸力、彎矩見表8。量測(cè)數(shù)據(jù)表明: 各監(jiān)測(cè)斷面格柵鋼架內(nèi)外側(cè)都是承受壓應(yīng)力的，拱頂和拱肩處壓應(yīng)力較大，邊墻和仰拱中心處壓應(yīng)力較??； 各斷面格柵鋼架應(yīng)力表現(xiàn)出不對(duì)稱性，大體分布具有“上大下小”的特點(diǎn)，格柵鋼架所承受的軸力和彎矩都較小。

6.2 噴射混凝土內(nèi)力

各斷面噴射混凝土內(nèi)外側(cè)應(yīng)力分布如圖10和圖11所示，根據(jù)應(yīng)力分布計(jì)算得到的軸力、彎矩見表9。量測(cè)數(shù)據(jù)表明: 各量測(cè)斷面噴射混凝土基本都承受壓應(yīng)力，有少部分區(qū)域承受拉應(yīng)力，但值很小，分布在拱腳處； 同樣，各斷面噴射混凝土內(nèi)力分布表現(xiàn)出不對(duì)稱性，噴射混凝土承受軸力較大，彎矩較小。

(a) DK270+504斷面

(b) DK270+509斷面

(c) DK270+514斷面

(d) DK270+524斷面

圖8格柵鋼架外側(cè)應(yīng)力分布(單位: MPa)

Fig. 8 Stress distribution on outside of grid steel frame (unit: MPa)

(a) DK270+504斷面

(b) DK270+509斷面

(c) DK270+514斷面

(d) DK270+524斷面

圖9格柵鋼架內(nèi)側(cè)應(yīng)力分布(單位: MPa)

Fig. 9 Stress distribution on inside of grid steel frame (unit: MPa)

表8 格柵鋼架軸力、彎矩匯總表

(a) DK270+504斷面

(b) DK270+509斷面

(c) DK270+514斷面

(d) DK270+524斷面

6.3 實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬值對(duì)比分析

通過(guò)對(duì)格柵鋼架和噴射混凝土內(nèi)力進(jìn)行綜合計(jì)算，得到各量測(cè)斷面綜合軸力、彎矩匯總見表10。

采用大型通用有限元軟件ANSYS按照上述荷載計(jì)算圖示對(duì)初期支護(hù)受力進(jìn)行計(jì)算分析，豎向荷載q和水平荷載e取值為太沙基理論計(jì)算值，見表3； 圍巖計(jì)算參數(shù)采用室內(nèi)試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)，見表2; 初期支護(hù)參數(shù)見表11，格柵鋼架強(qiáng)度折減至噴射混凝土。計(jì)算得到初期支護(hù)結(jié)構(gòu)軸力、彎矩計(jì)算值見表12，軸力、彎矩受力云圖如圖12所示。

(a) DK270+504斷面

(b) DK270+509斷面

(c) DK270+514斷面

(d) DK270+524斷面

表9 噴射混凝土軸力、彎矩匯總表

表10 綜合軸力、彎矩匯總表

表11 初期支護(hù)計(jì)算參數(shù)

表12 ANSYS計(jì)算所得內(nèi)力

對(duì)比分析實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)和依據(jù)所給計(jì)算圖示計(jì)算所得內(nèi)力， 計(jì)算值最大軸力在仰拱中心，最小軸力在仰拱，最大正彎矩在拱腰，最大負(fù)彎矩在拱頂。與實(shí)測(cè)值雖然稍有出入，但總體上看，兩者的軸力、彎矩變化趨勢(shì)大致是相吻合的，計(jì)算值與實(shí)測(cè)值相比相對(duì)較大，具備安全儲(chǔ)備空間，由此可以驗(yàn)證所給的計(jì)算圖示是合理的。

7 二次襯砌結(jié)構(gòu)強(qiáng)度驗(yàn)算分析

進(jìn)一步對(duì)二次襯砌結(jié)構(gòu)強(qiáng)度驗(yàn)算分析，通過(guò)數(shù)值計(jì)算軟件對(duì)深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力作用模式下的隧道內(nèi)力進(jìn)行計(jì)算，對(duì)比采用太沙基理論計(jì)算方法下，隧道二次襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)力及安全系數(shù)的區(qū)別。二次襯砌參數(shù)見表13。

依據(jù)《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》，結(jié)合對(duì)初期支護(hù)圍巖接觸壓力、初期支護(hù)和二次襯砌接觸壓力的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，從安全角度考慮，取二次襯砌荷載分擔(dān)比例為60%。兩者荷載結(jié)構(gòu)模型如圖13所示。

(a) 軸力(單位: N)

(b) 彎矩(單位: N·m)

表13 二次襯砌計(jì)算參數(shù)

(a) 深埋風(fēng)積沙荷載模式

(b) 太沙基荷載模式

對(duì)比隧道二次襯砌在推薦深埋風(fēng)積沙荷載計(jì)算模式下和太沙基計(jì)算模式下的結(jié)構(gòu)內(nèi)力，如圖14所示。

(a) 襯砌彎矩(單位: kN·m)

(b) 襯砌軸力(單位: kN)

推薦深埋風(fēng)積沙隧道荷載計(jì)算模式下，二次襯砌所受最大正、負(fù)彎矩分別出現(xiàn)在左右拱腰30°處和拱頂處； 而在太沙基計(jì)算模式下，在拱腳處也出現(xiàn)了最大正彎矩。2種計(jì)算方法得到的軸力和剪力分布基本一致?？傮w上，推薦深埋風(fēng)積沙荷載計(jì)算模式與太沙基計(jì)算模式相比，軸力、剪力、彎矩都相對(duì)較大。襯砌實(shí)際受力狀態(tài)具有較大的離散性，但通過(guò)與計(jì)算結(jié)果的對(duì)比可知，深埋風(fēng)積沙荷載計(jì)算模式下襯砌的受力狀態(tài)更貼近實(shí)際，采用深埋風(fēng)積沙荷載計(jì)算模式是更為合理、安全的選擇。

2種計(jì)算方法下，隧道二次襯砌安全系數(shù)見表14，最小安全系數(shù)均出現(xiàn)在拱頂。但相比太沙基理論，根據(jù)推薦深埋風(fēng)積沙荷載計(jì)算模式所得安全系數(shù)較小，在拱頂和左右拱腰60°處安全系數(shù)下降最為明顯。

表14不同荷載計(jì)算模式安全系數(shù)對(duì)比

Table 14 Comparison of safety coefficients of different load calculation modes

荷載計(jì)算模式測(cè)點(diǎn)12、34、56、78、910、1112 深埋風(fēng)積沙荷載計(jì)算模式5.925.78.720.418.915.115.0太沙基計(jì)算模式13.329.423.124.522.117.517.8

8 結(jié)論與討論

本文基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力計(jì)算方法進(jìn)行分析，并利用ANSYS對(duì)大斷面深埋風(fēng)積沙隧道的結(jié)構(gòu)受力進(jìn)行了計(jì)算，主要得出以下結(jié)論。

1)深埋風(fēng)積沙隧道的圍巖壓力大小與普通土質(zhì)、巖質(zhì)隧道不同，在斷面上分布不均勻，由于復(fù)合拱的存在，致使拱部圍巖壓力較小。初期支護(hù)普遍承受壓應(yīng)力，只有少部分區(qū)域承受拉應(yīng)力。

2)深埋風(fēng)積沙隧道的圍巖壓力計(jì)算可采用太沙基理論計(jì)算。

3)深埋風(fēng)積沙隧道圍巖壓力豎向分量分布規(guī)律可采用“雙峰”形分布，兩頭峰值壓力可取1.0～1.5倍拱頂豎向壓力。圍巖壓力水平向分量分布規(guī)律可采用“階梯”形分布，邊墻處可取1.5～2.0倍拱頂水平壓力，在仰拱處可取2.5～3.0倍拱頂水平壓力。

4)相較于太沙基理論中的計(jì)算方法，采用深埋風(fēng)積沙荷載計(jì)算圖示所得到的襯砌內(nèi)力更大，二次襯砌安全系數(shù)在拱頂和拱腰處降低明顯，其受力特征更為貼近實(shí)際。

本文給出了一種深埋風(fēng)積沙隧道的圍巖壓力計(jì)算模式，但是由于研究?jī)?nèi)容的局限性，并沒(méi)有對(duì)后續(xù)支護(hù)設(shè)計(jì)優(yōu)化進(jìn)行研究，還有待進(jìn)一步完善； 另外，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)由于技術(shù)手段及現(xiàn)場(chǎng)的施工干擾，準(zhǔn)確性有待提高。