花椒箐软岩隧道变形规律与支护对策研究_鲍先凯.pdf

第 42 卷第 3 期重 庆 交 通 大 学 学 报(自 然 科 学 版)Vol 42No32023 年 3 月JOUNAL OF CHONGQING JIAOTONG UNIVESITY(NATUAL SCIENCE)Mar 2023DOI:103969/jissn1674-069620230306花椒箐软岩隧道变形规律与支护对策研究鲍先凯1，时睦涵1，雷彦宏2，张武1，王舒锐1(1 内蒙古科技大学 土木工程学院，内蒙古 包头 014010;2 中铁二十局集团第五工程有限公司，云南 昆明 650200)摘要:软岩隧道施工过程中经常出现围岩挤出变形、衬砌变形侵限、支护结构断裂失稳等情况。以花椒箐软岩隧道为背景，运用数值分析软件模拟隧道环状开挖双台阶预留核心土法施工过程，分析变形机理并改进支护措施，采用“关键部位强化支护+高强锁脚锚杆支护+断面锚杆整体强化”新支护对策;模拟分析改进后支护效果，达到要求后予以采用，并进行现场变形监测。研究结果表明:花椒箐隧道变形是由两帮和拱脚的围岩在高应力影响下发生剪切破坏，导致了拱部整体下沉变形;模拟变形结果超出预警值，支护效果不佳;通过增加锚杆长度，增设锁脚锚杆等措施进行针对性优化;改进后模拟的拱顶、拱底、水平方向变形量较优化前分别减少了 203%、152%、20%，均未超出预警值，优化效果显著;经现场监控量测验证表明，改进支护措施后，拱顶、拱肩和拱腰最大变形量分别为 17、367、302 cm，优化效果符合预期。关键词:隧道工程;支护优化;有限元分析;软岩隧道;变形监测中图分类号:U4563+1文献标志码:A文章编号:1674-0696(2023)03-044-08Deformation Law and Supporting Countermeasures ofHuajiaoqing Soft ock TunnelBAO Xiankai1，SHI Muhan1，LEI Yanhong2，ZHANG Wu1，WANG Shurui1(1 School of Civil Engineering，Inner Mongolia University of Science and Technology，Baotou 014010，Inner Mongolia，China;2 China ailway 20th Bureau Group No5 Engineering Co，Ltd，Kunming 650200，Yunnan，China)Abstract:During the construction of soft rock tunnel，there are often extrusion deformation of surrounding rock，deformationlimit of lining，fracture and instability of support structure and so on Taking Huajiaoqing soft rock tunnel as thebackground，the numerical analysis software was used to simulate the construction process of double step reserved core soilmethod for circular excavation of tunnel，analyze the deformation mechanism and improve the support measures Moreover，the new support countermeasures of“strengthened support at key parts+high-strength locking anchor bolt support+overallreinforcement of section anchor bolt”was adopted The support effect after improvement was simulated and analyzed，whichwould be adopted after meeting the requirements，and the on-site deformation monitoring was also carried out The researchresults show that the deformation of Huajiaoqing tunnel is the overall subsidence deformation of the arch caused by the shearfailure of the surrounding rock of two sides and arch foot under the influence of high stress The simulated deformation resultsexceed the early warning value and the support effect is poor Targeted optimization was carried out by increasing the lengthof anchor rods and adding foot locking anchor rods The deformation of arch crown，arch bottom and horizontal direction afterimprovement is reduced by 203%，152%and 20%respectively compared with that before optimization，which all doesnt exceed the early warning value，and the optimization effect is remarkable The field monitoring measurement shows thatafter improving the support measures，the maximum deformation of the arch crown，arch shoulder，and arch waist is 17 cm，367 cm and 302 cm respectively，and the optimization effect meets expectationsKey words:tunnel engineering;supporting optimization;finite element analysis;soft rock tunnel;deformation monitoring收稿日期:2021-12-06;修订日期:2022-01-26基金项目:内蒙古自然科学基金项目(2020LH05018);内蒙古科技大学建筑科学研究所开放基金项目(JYSJJ-2021M19)第一作者:鲍先凯(1974)，男，内蒙古赤峰人，副教授，博士，主要从事岩土与地下工程方面的研究。E-mail:bxkzlm 163com通信作者:时睦涵(1995)，男，江苏连云港人，硕士研究生，主要从事岩土力学与地下工程方面的研究。E-mail:670544755 qqcom0引言软岩隧道存在着大量强度低、风化程度高、结理破碎的膨胀性围岩，当遇到较大地下水时，容易发生膨胀变形。在高地应力工况中，常表现出大位移变形、强流变性、高构造应力等特点，若支护不佳，则容易丧失自稳能力和承载力，严重影响到隧道安全、施工进度及施工人员的生命。关于软岩隧道围岩变形的发生机制，普遍认为应从力学因素和岩性因素两方面进行分析。力学因素方面，罗宁1 认为:隧道因开挖卸载和施工荷载，使得隧道围岩力学条件骤变，引起应力重新分布，当超出围岩强度时则会引发围岩塑性形变;王成虎等2 和李天斌等3 均认为:软岩隧道围岩发生变形是在围岩初稳后由剪应力超限所产生的流变行为;邹洋等4 的研究发现:剪应力超限往往在短时间内完成，流变行为则表现为累进性和时效性。岩性因素方面，OAYDAN 等5 和 KTEZAGHI6 分别认为:软岩隧道围岩中含有大量稳定性较低的特殊矿物，易受水文环境影响，吸水膨胀使得岩体物理构造发生改变，同时还会发生水化反应，从而引起岩体本身的力学性质发生改变，最终造成围岩较大变形。综合大量实际工程案例发现，高地应力、岩性软弱、地质结构恶劣的软岩隧道常会因为支护措施不当引起围岩大变形。LI Guang 等7 考察了甘肃金川煤矿软岩巷道 4 000 m 范围发生的偏压、冒顶、顶板开裂、底部隆起、侧壁开裂、两帮剥落(最严重)等 6 种病害类型数量，并重点分析了其中 4 种主要变形类型的力学机理;ZHENG Lujing 等8 通过 ocsciencePhase 20 软件对贵州深部破碎软岩巷道主进路进行了数值分析，认为其变形破坏机理主要是由于围岩中泥岩强度弱、地应力高和支护强度低的共同作用所致;SUN Xiaoming 等9 利用人工泥岩和砂岩材料复刻了甘肃省新安煤矿的地层构造模型，并进行了相似性试验，分析了深埋软岩隧道在开挖过程中的变形机理和力学行为演化过程，认为应力传递路径首先从巷道右侧向左侧传递，再向巷道顶部移动，最后应力向巷道远场岩体传递。以上深埋软岩隧道变形研究积累了大量的软岩大变形理论和工程经验。在工程实践中，不同软岩隧道存在着不同的工程地质特性和力学环境，使其变形机制和变形规律各有特点，相关研究往往需要具体化，而设计阶段采取的施工方法和控制技术有时缺乏工程针对性，使得施工过程中出现大变形，增加了施工的难度。笔者以花椒箐软岩隧道为工程背景，通过数值模拟了软岩隧道施工过程，分析了围岩在施工过程中的力学特征，并重点研究预留核心土施工工法下软岩隧道的变形规律和发生机制，提出的新支护对策，模拟验证符合设计要求后，运用至实际工程，并进行现场变形监测。1工程概况花椒箐隧道位于新建的大丽高速公路土建第 7合同段，是一座分离式隧道。该隧道右幅出口分界段里程为 K40+802K39+000，全长 4 385 m;左幅隧道起止点桩号为 K36+490K40+880，全长 4 390m，左、右幅隧道间净距约为 32 m，最大埋深约为 417m，属于深埋隧道，是大理地区仅次于中梁子隧道的第二长隧道。该隧道穿越洱海断陷盆地外围的中山区，该地区地形切割较深、地势较陡峻、地形复杂、沟谷纵横，受红河-洱海区域性大断裂及次生小断层影响，岩体相互穿插、构成复杂、风化强烈、自稳能力差，加之隧道区段内有多处玄武岩侵入灰岩内，破碎带及岩性接触带很发育，围岩岩性十分复杂。隧道所处围岩地层岩性主要包括:第四系粉质黏土、碎石土、角砾土、块石土及粉质黏土夹粉土粉砂，奥陶系下统向阳组页岩、砂质页岩夹泥质砂岩泥岩，泥盆系下统青山组灰岩，喜山期煌斑岩，华力西期辉长岩，喜山期碱性玄武岩等 11 种。隧道围岩级别主要为级和级，是软岩隧道。室内土工试验测得的围岩物理力学参数见表 1。隧道断面形式为曲墙拱式，采用复合衬砌结构形式，环形开挖双台阶预留核心土法施工。施工过程中发现原有的支护方案无法满足设计要求，需要进一步改进。表 1隧道围岩类型及物理力学参数Table 1Tunnel surrounding rock types and physical andmechanical parameters材料类型力学参数容重/(kNm3)弹性模量E/GPa泊松比 黏聚力c/kPa内摩擦角/()粉质黏土190050432035强风化页岩220200416033全风化页岩2103503810032弱风化页岩21060035200322软弱围岩变形数值模拟21模型建立为了能直观反映隧道变形过程和力学状态，笔54第 3 期鲍先凯，等:花椒箐软岩隧道变形规律与支护对策研究者利用 Midas/GTS 进行数值模拟，并对隧道开挖过程的应力演化和变形进行研究。根据圣维南原理及相关数值模拟经验10，一般隧道直径的 35 倍11 范围内均是应力影响的地层区域，为消除边界效应对模拟精度的影响，模型尺寸选择 3 倍隧道直径。模型边界条件是:隧道直径为 11 m，高度为 85m;在水平方向上(x 轴)，模型水平宽度取为 1132+11=77 m(左、右隧道围岩水平宽度各取开挖隧道直径的 3 倍，其中隧道跨度为 11 m);在垂直方向上(z 轴)，模型底部与隧道底部的距离为洞高的 3 倍即 853=255 m，隧道的埋深为 88 m，总高度 122m;在纵深方向上(y 轴)，模型长度取 72 m，上台阶开挖步距 36 m，下台阶开挖步距 12 m，共 60 个循环步;采用复合衬砌结构形式，喷射 C30 混凝土，厚度为 28 cm，6 钢筋网片，网格尺寸为 20 cm 20 cm，系统锚杆长度为 35 m，梅花形布置，环向间距 08 m，纵向间距 12 m。隧道施工过程中的开挖和支护分别采用“钝化”和“激活”功能进行模拟。为消除开挖过程中的端部效应，选取模型中间部位断面 距离洞口 36m 处(以下简称“目标断面”)进行模拟分析，这更能反映出隧道施工的一般性情况。在确保单元节点耦合的前提下，将目标断面单独设置为一个平整的网格组，以便提取更直观的应力应变数据，隧道三维网格模型如图 1。图 1三维隧道计算模型Fig 13D tunnel calculation model隧道围岩采用实体单元模拟，围岩单元弹塑性阶段采用 Drucker-Prager 弹塑性本构，衬砌采用板单元模拟，锚杆采用植入式桁架模拟，将钢筋网片的物理参数折算到混凝土中12。支护部件模型物理参数见表 2;模拟预留核心土法施工步序见表 3。表 2模型物理力学参数Table 2Model physical and mechanical parameters支护部件力学参数容重/(kNm3)弹性模量 E/GPa泊松比 锚杆78521003钢筋网片+喷砼软化2451602钢筋网片+喷砼硬化2453102仰拱回填2453102表 3环形开挖双台阶预留核心土法模拟施工步序Table 3Simulated construction sequence of circular excavation withdouble-bench reserved core soil method施工步序工序内容CS1CS60开挖隧道上部环形部分CS2CS61添加上部环形锚杆，钢筋网片及上部喷砼软化CS3CS62喷砼硬化CS4CS63开挖预留核心土CS5CS64开挖下部台阶土体CS6CS65添加下部锚杆，钢筋网片及下部喷砼软化CS7CS66下部喷砼硬化CS8CS67仰拱施作22数值模拟结果221隧道断面变形软岩隧道开挖拱顶和拱底的最大变形量为断面的中间点13-14，故可以通过拱顶中点净空值变化来反映拱顶、拱底的变形情况，通过布置水平测线 AB(拱肩部)、CD(拱腰部)长度值变化来实现净空水平收敛的监测，净空收敛与拱顶下沉测点布设在同一个断面，监测点布置情况如图 2。在数值计算过程中，特地增加对拱底变形量的监测。目标断面各测点累计变形量如图 3，变形预警值为 20 cm。图 2监测点布置示意Fig 2Schematic diagram of the layout of monitoring points64重 庆 交 通 大 学 学 报(自 然 科 学 版)第 42 卷图 3目标断面隧道变形结果Fig 3Deformation results of the target tunnel section由图 3 可知:在隧道开挖到 26 步时(距目标断面 48 m，见图 4)，此时目标断面各部位变形量很小;随着开挖面向前推进，从第 27 步起目标断面各区域变形量开始加速;从第 31 步(目标断面上部环形土体开挖完成)到第 38 步(目标断面仰拱施作完成)，隧道各监测点变形量急剧增加，各测点发生变现量占总变形量的 539%，说明目标断面开挖施工对其变形影响最大;第 38 步之后，随着开挖断面支护体系逐渐发挥作用，隧道变形速率开始逐渐放缓，最终趋于平稳。待整个隧道开挖完成之后，拱顶最大沉降量为 202 cm，拱底最大隆起量为 217 cm，最终隆起量为 213 cm，超出工程预警值;拱肩最大收敛值为 70 cm，拱腰最大收敛值为 48 cm，均小于工程预警值。图 4S26 目标断面竖向位移云图Fig 4Vertical displacement nephogram of target section for S26综上，相比于拱顶、拱底变形量，隧道水平收敛值小很多，各部位变形量大小关系为:仰拱拱顶拱肩拱腰。随着隧道开挖，目标断面累计变形量的发展经历了“初期缓慢增长中期骤变最后平稳”的过程，硐室整体向内收敛，隧道各部位变化节奏基本同步。这主要是因为隧道施工过程中的围岩变形经历了超前变形阶段、开挖变形阶段和收敛变形阶段。超前变形阶段主要是由于隧道施工导致工作面前方围岩产生一定的荷载释放，造成目标工作面出现较小变形量;开挖变形阶段主要是隧道施工引起上部围岩荷载释放，应力重分布，隧道围岩变形响应剧烈，变形较大;在收敛变形阶段，随着掌子面向前推进，隧道变形速率逐渐减小，洞周变形趋于稳定。222围岩应力与应变为进一步研究隧道开挖的力学环境，分析目标断面隧道最终的等效应力云图、等效应变云图、剪应力云图、有效塑性应变云图如图 5。在不考虑体积应变条件下，等效应变和等效应力是将隧道围岩中同时关联的三向应力和三向应变等效成简单的单向拉伸或压缩状态15，以表示围岩加载-形变关系，等效应力-等效应变关系与隧道围岩弹、塑性区的各阶段应力-应变状态相对应，可以根据等效应变来确定隧道围岩的滑移线，即松动圈分布情况。从图 5(a)可看出:隧道拱顶和仰拱卸载效应明显，且范围大，最小应力位于拱底，为 0006 7MPa;隧道拱腰部位发生较大程度的应力集中，分布范围相对较小，最大应力为 3424 MPa。卸载效应和应力集中是围岩在地应力作用下出现破坏的主要力学因素，这二者的分布直接影响着洞周围岩破坏剥离程度，并与隧道断面在不同方向发生的位移程度相对应，这在图 5(b)中得到了很好地印证。由图 5(b)可知:松动区域成椭圆形分布，竖向大，横向小，呈现出“扁鸭蛋形”，等效应变程度较大区域主要位于拱底下方，最大等效应变发生在拱脚处，隧道各部位等效应变值大小关系为:拱脚拱腰拱底拱顶;隧道各部位等效应变分布范围大小关系为:拱底拱顶拱肩拱腰，这与隧道目标断面各部位发生变形结果(图 3)关系一致。由图 5(c)可知:目标截面左、右半幅剪应力在绝对值上呈对称分布，方向相反，剪应 力 集 中 在 拱 脚 部 位，最 大 剪 切 应 力 为088 MPa;结合图 5(a)可看出，卸载效应区域和应力集中区域与原岩应力场交错处(即拱脚和拱肩)易形成剪应力分布，一般认为隧道围岩形变破坏是由于施工加、卸载引起的岩体极限剪应力失稳所致，故剪应力直接导致了塑性应变的产生。由图 5(d)可知:塑性应变区域分布同剪应力分布相对应，呈十字交叉形，主要分布在拱肩和拱脚，其中拱脚的塑性程度最严重，范围最大，塑性范围最大拓展深度约为洞径的 2倍;值得注意的是，拱肩部位上方出现明显的应变集中区域，说明锚杆锚固深度不足，锚固的围岩区域不74第 3 期鲍先凯，等:花椒箐软岩隧道变形规律与支护对策研究够稳定，锚杆支护作用发挥不佳。因此，模拟原来的支护条件无法很好地满足本工况下的支护要求。图 5目标断面围岩力学环境特征云图Fig 5Nephogram of mechanical environment characteristics of surrounding rock of the target section3花椒箐隧道变形机制及支护对策根据隧道围岩压力拱的形成过程16，支座水平力与拱顶围岩稳定性关系的描述如式(1):y=VHx WH(x x0)(1)式中:y 为拱高;H 为支座水平力;V 为支座竖直力;W 为拱体单位荷重;x、x0分别为拱的横坐标。压力拱高度会随着支座水平力的增加而减小，这说明拱脚力学状态情况直接影响着围岩的稳定性。这种围岩拱效应是岩体拱结构为了抵抗变形而发生力传递的偏离，即拱压力由顶板向两帮和底板传递的过程17。为了进一步分析目标断面开挖时的应力演化情况，弄清花椒箐隧道发生大变形的主要机制，特提取目标断面上部环状土体开挖(S31)和下台阶土体开挖(S35)两个特征工序节点的剪应力云图进行应力演化过程分析，如图 6。图 6特征工序节点的目标断面剪应力云图Fig 6Shear stress nephogram of the target section of the characteristic process node84重 庆 交 通 大 学 学 报(自 然 科 学 版)第 42 卷由于隧道工法特点，断面在施工过程中会发生两个阶段拱效应。第 1 阶段位于隧道拱腰部位，如图 6(a)，当上部环形土体开挖后，拱顶围岩力通过拱结构传导至上台阶拱脚部位(断面贯通后的拱腰部位)，初步发生剪应力集中;第 2 阶段位于隧道拱脚部位，如图 6(b)，随着工序进行，核心土和下台阶开挖，剪切应力集中区域向两帮及下台阶拱脚的围岩深处转移。两次过高的应力集中，加之软岩强度和变形模量小，使得两帮和拱脚的围岩在施工工法和高应力影响下极易发生剪切变形破坏和滑移变形破坏，并进一步导致顶板下沉量和变形速率增加，这也进一步会造成拱肩部位的锚杆因锚固深度不足而产生剪应力集中，对隧道竖向变形的约束作用减小，使得整个隧道处于不稳定状态，这与塑性应变云图5(d)情况相一致。根据数值计算结果并结合隧道自身工况，导致花椒箐隧道变形的主要因素包括:围岩软弱、二次围岩应力分布不均匀(应力卸载与应力集中)、支护整体强度不足。隧道支护设计存在如下不足:支护系统对围岩强化效果不足，围岩自承载能力弱，拱顶与两帮未形成均衡协调的支护系统;锚杆长度较短，未起到主动加固的作用，围岩未形成有效的整体承载结构;未对关键部位(两帮和拱脚)采取及时、有针对性的加强支护，使得两帮和拱脚部位发生剧烈塑性扩展，大大削弱了围岩承载能力。针对上述问题，笔者采取“关键部位强化支护+高强锁脚锚杆支护+断面锚杆整体强化”的手段进行优化，建议采用 C30 早高强纤维混凝土，增长锚杆长度至 6 m，梅花形布置，环向间距 08 m，纵向间距12 m。在初衬施工时，在断面台阶拱脚处增设高强锁脚锚杆，长度为 6 m，锁脚锚杆角度为 15，以应对施工过程中上、下台阶拱脚处应力集中情况。据此，调整模型参数对优化后隧道施工再次进行模拟，优化前后隧道支护措施、目标断面塑性应变分布和变形对比情况，见图 7图 9。由图 8 可知:优化后目标断面塑性应变区域明显减小，塑性应变分布更加紧凑，优化后拱脚和拱肩的塑性应变状况得到明显改善，拱脚区域塑性应变程度相比优化前降低 200%，拱肩部位上方的应变集中现象消失，这说明改进后锚杆支护作用发挥良好，锁脚锚杆对锁脚部位的塑性应变集中发挥了很好地限制作用。由图 9 可知:优化后，拱顶最大沉降量为 160 cm，较优化前减少了 203%，拱底最大隆起量为 184 cm，较优化前减少了 152%，最大水平收敛量平均值比优化前减少了 20%，变形控制在预警值范围内，优化后控制效果显著，故支护改进方案能够达到优化目的。图 7优化前后支护措施对比Fig 7Comparison of support measures before and after optimization图 8优化后目标断面最终塑性应变云图Fig 8Final plastic strain nephogram of the target section afteroptimization图 9优化前后目标断面最大变形量对比Fig 9Comparison of maximum deformation of target cross-sectionbefore and after optimization4实际支护效果监测分析41变形监测为了考察支护优化的实际效果，笔者对优化后的隧道施工段变形进行了现场监测。采用收敛位移计进行现场测量，测点布置与模拟测点(图 2)一致，94第 3 期鲍先凯，等:花椒箐软岩隧道变形规律与支护对策研究由于现场施工时拱底监测点受出渣车辆影响较大，无法真实地反映监测数据，故现场未进行拱底监测点的布置。在避免爆破作业破坏测点前提下，尽可能靠近工作面埋设，一般距工作面为 0520 m，并在下一次爆破循环前获得初始读数。初始读数在开挖后 12 h 内读取，最迟不超过 24 h，在下一循环开挖前，完成初期变形值读数。断面测点布置好后即可通过监控量测仪表进行数据采集工作，为满足分析数据需要，采集数据频率如表 4。表 4监测频率Table 4Monitoring frequency量测项目监测频率115 d16 d1 个月13 个月3 个月拱顶下沉12 次/d1 次/2 d2 次/周2 次/月净空收敛1 次/d1 次/2 d2 次/周3 次/月42现场监测数据分析从监控断面中选取断面 K40+800 进行分析，所得监测数据如表 5。表 5各监测点位移监测数据(K40+800)Table 5Displacement monitoring data of each monitoring point ofK40+800检测位置累计变形/cm最大变形速率/(cmd1)发展趋势是否停止监测预警值/cm拱顶170138正常是20A-B367051正常是5C-D302035正常是5该断面埋深较深，围岩性质差，为软弱围岩，最能反映围岩的变形规律。当水平相对净空变化速度大于 1020 mm/d 时，表明围岩处于急剧变形状态;当变化速度小于 02 mm/d 时，围岩达到基本稳定，围岩变形预警值为 20 cm。各监测部位变形量随时间变化曲线和单日变形速率情况如图 10。图 10K40+800 断面变化情况Fig 10The change condition of the K40+800 section由图 10(a)可知:K40+800 断面拱顶沉降呈对数增长，前期增长迅速，最后趋于稳定，前 5 d 变形速率较大，起伏变化剧烈，最大值达到 138 cm/d，说明初期围岩能量释放较快，地应力重新分布，且变化较大，初期支护作用发挥较慢，围岩处于急剧变形期;在 69 d 拱顶沉降速率逐渐降低至 075 cm/d，此时围岩弹性应变能逐渐耗散，隧道初期支护强度提高，变形得以控制。随着围岩弹性应变能耗散和应力重分布的逐渐完成，其变形速率进一步减小，隧道变形趋于稳定，拱顶最大沉降值为 17 cm。由图 10(b)、图 10(c)可知:AB、CD 测线的水平收敛量和收敛速率变化趋势基本一致，拱肩处(AB测线)水平收敛量、变化速率均略大于拱腰部(CD测线)。AB 测线最大水平收敛量约为 367 cm，最大收敛速率为 051 cm/d;CD 测线最大水平收敛量约为 302 cm，最大收敛速率为 035 cm/d。这是因为:随着隧道上台阶开挖，隧道开挖区域围岩应力逐渐释放，且初期支护开始发挥作用，使边墙拱肩、拱腰区域的围岩变形受到控制，变形不再进一步发展。综上，实际监测结果与模拟数据基本吻合，支护优化建议能很好解决花椒箐隧道软岩变形问题，支护方案和研究方法可为后续工程设计施工提供借鉴和指导。5结论1)花椒箐隧道变形是由支护条件不佳造成的软弱围岩变形，隧洞硐室整体向内收缩，变形以拱部整体下沉为主要特征，伴随拱脚、拱肩发生较为剧烈的塑性剪切破坏，变形主要发生在工作面开挖过程中，速度快、总量大，加之两帮支护较为薄弱且没有与拱部形成较为协调的支护系统，数值模拟的沉降结果05重 庆 交 通 大 学 学 报(自 然 科 学 版)第 42 卷超出预警值，支护效果不理想。2)结合数值计算的隧道应力和塑性区分布情况可知:二次应力作用造成的竖向变形是导致花椒箐隧道变形的主导因素，隧道拱肩、脚部位应力集中现象明显，通过增加锚杆长度，增设锁脚锚杆等措施进行针对性优化支护，以此提升隧道抗压性能，减少变形。3)支护措施改进后的实际监测表明:拱顶最大沉降量为 17 cm，未超出围岩变形预警值为 20 cm，围岩最大水平收敛量分别为 367、302 cm，支护效果符合预期。参考文献(eferences):1罗宁深埋软岩大变形隧道开挖松动区研究D成都:西南交通大学，2016:7-8LUO Ning esearch on Excavation Disturbed Zone of Deep-BuriedTunnel with Soft and Weak Surrounding ock and Large DeformationD Chengdu:Southwest Jiaotong University，2016:7-8 2王成虎，沙鹏，胡元芳，等隧道围岩挤压变形问题探究J 岩土力学，2011，32(增刊 2):143-147WANG Chenghu，SHA Peng，HU Yuanfang，et al Study on squeezingdeformation problems during tunneling J ock and Soil Mechanics，2011，32(Sup2):143-147 3李天斌，何怡帆，付弦高地应力隧道施工期大变形动态风险评估方法及应用J 工程地质学报，2019，27(1):29-37LI Tianbin，HE Yifan，FU Xian Dynamic risk assessment methodand application of large deformation of high ground stress tunnelduring construction period J Journal of Engineering Geology，2019，27(1):29-37 4邹洋，李夕兵，周子龙，等开挖扰动下高应力岩体的能量演化与应力重分布规律研究J岩土工程学报，2012，34(9):1677-1684ZOU Yang，LI Xibing，ZHOU 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