0 引言

在隧道修建穿越软弱地层时，覆盖层的厚度及稳定性直接关系到隧道的安全与施工质量。粉质黏土在中国各大地区分布广泛，尤其是西南地区，在一般情况下其力学性能稳定，密实性较高，但受到外界因素(如机械振动、强降雨和降雪等)影响时，粉质黏土的工程特性极易劣化，影响隧道施工的安全及质量，对隧道的修建带来极大的安全隐患^[1-2]。

粉质黏土具有膨胀性和收缩性，其力学性质随含水量大小而变化。为此，已有众多学者对粉质黏土的工程特性进行了相关研究：余燚等^[3]基于Pearson分析法对新伊高速粉质黏土室内土工试验数据分析发现：粉质黏土具有强度低、压缩性差的特性，同时含水率对土体力学指标存在影响；孙义强等^[4]通过低温三轴压缩试验研究发现粉质黏土应力-应变关系在不同温度及含水率条件下均呈应变软化型；Wang等^[5]根据液性指数对粉质黏土进行了分类，并提出了不同类别粉质黏土的力学参数；胡田飞等^[6-7]发现随着含水率的改变，粉质黏土的抗剪强度呈非线性变化，水分重分布是造成强度改变的原因之一；杨博等^[8]通过冲击回波法测试了在压实度一定的条件下黏性土动态模量与含水率之间的关系，并建立了三者间的多元关系式；Xu等^[9]通过试验得出回弹模量以及黏聚力随含水率的增大呈线性减小。另有相关研究^[10-12]表明，粉质黏土的工程特性受地域影响较大，因此在研究时应根据各地的具体情况区别对待，以保证结论的准确性。

在土质隧道施工过程中沉降是最主要的变形形式，其中顶部坍塌也是常见的隧道灾害^[13-15]。粉质黏土地层隧道作为土质隧道的一种，其变形特征受到学术界的广泛关注：刘传广^[16]通过数值模拟得出隧道施工及渗流对隧道竖向位移影响要大于水平位移；展宏跃^[17]将数值模拟及现场监测结合，研究得到隧道沉降主要出现在开挖初期，其变形速度快、变形量大，初期支护封闭成环能有效控制隧道变形；储文静等^[18]研究了第三系粉质黏土地层隧道变形特征，发现其变形具有明显的时空效应，隧道边墙水平收敛变形大于拱顶沉降，且稳定时间长。

通过上述调研可以发现，含水率对粉质黏土的工程特性有着重要影响，并存在一定的规律性，且不同地区的规律也存在明显差异，不能一概而论，而粉质黏土地层隧道变形特征与其工程特性密不可分。当前对云南地区粉质黏土工程特性及变形特征的研究极少，在此方面进行相关工作可为后续的研究分析提供理论依据和基础数据。基于上述背景，本研究依托杨(柳)宣(威)高速公路大营坡隧道，对不同含水率的粉质黏土进行三轴压缩试验，采用数值模拟定量分析不同含水率影响下的大营坡隧道变形特征，并通过现场监测进行验证，最终得到基于含水率变化的粉质黏土隧道变形特征。

1 依托工程概况 1.1 工程背景

杨(柳)宣(威)高速公路大营坡隧道地处滇、黔交界处，右线长2 156 m，左线长2 163 m。隧道埋深最大为220 m，地形起伏较大，根据地勘资料显示，大营坡隧道进口段上覆第四系残坡积层粉质黏土，厚度约为16.9~39.7 m，地基承载力较低，约180~200 kPa，结构松散，稳定性差；洞身下部为强风化灰岩，承载力约500 kPa，裂隙发育，岩石破碎，稳定性差。地下水以基岩裂隙水和岩溶水为主，隧道内出现点状滴水现象，雨季降水下渗隧道内有淋雨状出水现象。隧道穿越粉质黏土地层段地质纵断面如图 1所示。大营坡隧道开挖高度10.49 m，跨度13.24 m，支护参数见表 1。隧道施工方法采用环形开挖预留核心土法，衬砌断面见图 2。

1.2 隧道灾害特征

该段土体整体天然含水率较低，虽然局部伴随有渗水现象，但支护结构依然能保持稳定；根据降雨入渗非饱和土渗流试验^[19]可知，降雨入渗过程中土体含水率变化经历了3个时期，第一是地表含水率增大至稳定状态，随着雨水下渗，土体含水率自上而下增加；第二是当土体底部含水率不断增加直至饱和状态；第三是底部土体饱和后水位线上升致使土体自下而上达到饱和状态。雨季受降水影响，地表水补给致使围岩含水率增高，隧道所处位置土体含水率增高，但并没有达到饱和。通过原状土室内试验测得饱和含水率在42%左右，而现场含水率试验显示围岩含水率最高为36%，隧道土体处于降雨入渗的第二时期，含水率增大但仍旧处于地下水位线以上。此时施工时隧道内出现初期支护下沉、掌子面坍塌等灾害，本节主要针对受降水影响，围岩含水率较高的情况下隧道灾害进行研究。

大营坡隧道左线Z6K65+430断面上台阶初期支护整体下沉，拱顶累计沉降量最大达到69.8 cm，侵入限界57.8 cm，同时出现了错台现象，示意图如图 3所示；同时右线K65+402~ K65+422段(共20 m)初期支护也出现过大沉降，拱顶累计沉降量超过100 cm，严重侵入限界，影响施工安全及进度。

在隧道开挖过程中，由于地下水的作用，粉质黏土的力学性能被严重削弱，导致围岩稳定性大幅下降，掌子面无法自稳，从而出现塌方及掌子面涌出等工程问题。在开挖大营坡隧道左线洞口段时，上台阶掌子面表面光滑有光泽，含水率较高，左上侧出现坍塌，塌腔中可见已施工完成的超前小导管，如图 4所示；同时在大营坡隧道洞口的施工过程中，掌子面失稳垮塌，大量粉质黏土涌出将掌子面掩埋，如图 5所示。

该地区粉质黏土表现出极强的水敏性，具有出“干硬湿软”的特征。当含水率较低时围岩具有良好的稳定性，但在水的作用下极易出现软化现象，这导致隧道开挖时围岩容易出现大变形，造成过大的地表沉降，进而导致较大的地层损失而形成明显的地表裂缝。大营坡隧道施工过程中，在洞口位置出现了宽度较大的裂缝，其中Z6K65+430~+450段地表出现4道横向裂缝，裂缝宽度为1~2.5 cm，横向分布长度约为40 m，如图 6所示。

2 粉质黏土力学试验研究

采用不固结不排水三轴压缩试验对不同含水率下粉质黏土试样的破损形态、应力应变关系和力学参数等方面进行研究，从而掌握依托工程所处地层粉质黏土的工程特性。

2.1 试验方案

本节需要对不同含水率的土样进行试验得到其物理参数，但原状土样含水率变化范围较小且不可控，为了更好的控制变量对课题进行研究，土样含水率需要按固定梯度进行配置，故采用重塑土样进行试验，并选取含水率为15%，20%，25%，30%，35%，40%等6种具有代表性的土样进行试验。

对隧道灾害段原状土取样并按特定含水率配置重塑土试样，按照《土工试验方法标准》(GBT 50123—2019)中扰动土样制备条例进行配置。

经过烘干，碾散过筛，加水侵湿，封装保存等4个步骤后配置出所需含水率的重塑土样。重塑土样配置完成后进行不固结不排水试验，并设置围压为100，200，300，400 kPa的4种工况。

不固结不排水试验主要包括以下几个步骤：(1)试样制备。击实法对土样的含水率及密度的控制程度较好，故采用击实法制备试样。分层击实，且保证每一层土体质量基本相等，击实后表面刮毛。(2)试样安装。压力室底座充水并将试样套在橡皮膜中，后将试样安装在压力室底座上并向压力室充水，完成后施加围压σ₃。(3)试样剪切。按0.32 mm/min的剪切速度进行剪切，若测力计读数有峰值，则剪切至轴向应变增加3%；若测力计环读数无峰值，则应变达15%~20%即可停止剪切。(4)数据处理。根据测力计与轴向位移计读数，通过公式进行换算，绘制应力-应变关系曲线，并计算得到土体抗剪强度指标黏聚力、内摩擦角。

2.2 试验结果分析

(1) 试样破损形态分析

不固结不排水三轴压缩试验结果显示，含水率对粉质黏土的破损形态具有一定的影响：当含水率w≤30%时，试样发生剪切破坏，有明显剪切带；当含水率w≥35%时，试样未发生剪切破坏，而是产生较大的塑性变形，呈现中间大两边小“腰鼓状”形态。

(2) 应力-应变关系曲线特性分析

根据式(1)计算得到轴向应变：

(1)

式中，ε为轴向应变；Δh为水试样剪切所发生的高度变化；h₀为试样初始高度。

主应力差(σ₁-σ₃)可按式(2)计算得到：

(2)

式中，C为测力计率定系数；R为测力计读数；A_a为试样剪切时的面积，其计算公式为A_a=A₀/ (1-0.01ε); A₀为试样初始面积。

通过将轴向应变作为横坐标，主应力差作为纵坐标，可以绘制出不同含水率下粉质黏土的应力-应变关系曲线，如图 8所示。

根据应力-应变曲线分析得出该地区粉质黏土在不同含水率下具有如下变形特性：当含水率≤30%时，其应力-应变曲线出现显著的峰值，且峰值应力随着围压的增加而增大，其变形经历了弹性变形、塑性变形、剪切破坏这3个阶段，具有应变软化特性；当含水率≥35%时，变形经过了弹性变形、塑性变形、流变3个阶段，表现出流变特性，应力-应变曲线所体现出的变形过程与试样破损形态能够较好地吻合起来。

(3) 含水率与力学参数相关性分析

根据应力-应变曲线进一步计算得到不同含水率ω下的黏聚力c，内摩擦角φ以及弹性模量E，见表 2。

根据表 2可以看出：随着含水率的升高，弹性模量逐渐减小，黏聚力以非线性变化趋势先增大后减小，内摩擦角呈现出指数型减小的变化趋势。含水率与土样的力学参数表现出较强的相关性，说明该粉质黏土具有明显的水敏性。

三轴压缩试验的结果符合粉质黏土水-土物理劣化机理，随着含水率的增大，粉质黏土的抗剪强度降低。同时，含水率的大小对于土体的破坏形式及最终破损形态会产生明显的影响。粉质黏土具有明显的水敏性，在实际工程中需要加以重视。

3 基于数值模拟的围岩变形特征研究 3.1 数值计算

根据现场调查及现场含水率和饱和含水率试验数据显示地下水位线在隧道以下，渗流作用不明显，并且为了对不同含水率粉质黏土地层公路隧道的围岩变形特征进行定量分析，而考虑渗流问题只能做定性分析，故本研究未考虑渗流问题，在进行数值模拟时采用Mohr-Coulomb本构模型，通过试验得出的力学参数对不同含水率下的围岩赋值，并以此来模拟隧道不同含水率的变形情况。其中含水率考虑15%，20%，25%，30%，35%，40%这6种情况，并设置为10，20，30，40，50，60 m等6种埋深的工况。隧道埋深60 m的计算模型如图 9所示。采用环形开挖预留核心土法进行开挖，开挖进尺0.6 m，台阶长度15 m，隧道开挖模型如图 10所示，支护结构与围岩节点耦合。

根据第二节的三轴压缩试验结果及《公路隧道设计细则》(JTG/T D70—2010)，得到不同含水率粉质黏土的力学参数，围岩物理力学参数如表 3所示。

初期支护参数的计算仅考虑喷射混凝土和钢架的作用，根据等效刚度原则将钢架折算到喷射混凝土中，支护结构计算参数见表 4。

3.2 围岩变形特征分析

选取模型中间断面作为监测断面，对隧道开挖过程中的拱顶沉降、拱脚水平收敛、仰拱隆起进行研究，本研究重点以拱顶沉降为例对不同含水率粉质黏土和不同埋深下的隧道围岩变形进行分析。

不同埋深下隧道围岩拱顶沉降时程曲线如图 11所示。隧道拱顶沉降变形过程可以分为4个阶段，分别为：预收敛变形阶段(监测断面开挖前)、快速变形阶段(监测断面开挖后、初支封闭成环前)、缓慢变形阶段(初支封闭成环后、二次衬砌施作前)及收敛稳定阶段(二次衬砌施作后)。

根据拱顶沉降时程曲线可以看出，当含水率w≤25%时，各个埋深下的曲线形态均趋于一致，快速变形阶段是拱顶沉降的主要产生阶段，且各含水率下的最终收敛值相差不大；而当含水率w=30%时，各个埋深下的曲线形态明显均不同于其他，预收敛变形阶段所产生的拱顶沉降所占比例大幅上升，且埋深越高，占比越大，当埋深h≥20 m时，该阶段产生的沉降变形占比明显超过快速变形阶段，对整个变形过程起到控制性作用。

以埋深、含水率作为横坐标，隧道拱顶沉降最终收敛值作为纵坐标，绘制埋深、含水率与拱顶沉降量关系曲线，如图 12所示。当含水率一定时，见图 12(a)，拱顶沉降量随着埋深的增加呈现增大的变化趋势，并且拱顶沉降量与隧道埋深的关系亦受到含水率的影响：当含水率w≤25%时，拱顶沉降量随着隧道埋深的增加趋于线性增大，但含水率w≥30%时，拱顶沉降量随着隧道埋深的增加表现出非线性指数型增大。当埋深一定时，见图 12(b)，拱顶沉降量随着含水率的增加呈现出增大的变化趋势，且在含水率为25%时发生突变，当含水率w＞25%后，拱顶沉降量增幅较大，含水率变化对隧道变形的影响程度增大，且增幅随着埋深的增大逐渐增大，不同埋深条件下沉降量增幅见表 5。

对于拱脚水平收敛、仰拱隆起及掌子面挤出变形等，在含水率和埋深的影响下，其变形特征与拱顶沉降相似。

综上所述，以含水率以及隧道埋深作为变量，通过数值计算可以得到围岩变形特征如下：(1)含水率一定时，若含水率w≤25%，围岩变形以线性变化的趋势随隧道埋深增加而增大；含水率达到30%后，围岩变形以非线性指数的趋势随隧道埋深增加而增大。(2)埋深一定时，围岩变形随着含水率的增加呈现出增大的变化趋势，含水率25%是一个突变点，当含水率＞25%时，围岩变形骤增，含水率变化对围岩变形的影响加大，故当雨季围岩含水率持续增长超过25%后，隧道可能在短时间内产生大变形从而导致失稳。

4 基于现场监测的围岩变形特征研究

为对粉质黏土地层公路隧道围岩变形情况有更为准确的了解，并揭示其变形特征，现场针对大营坡隧道围岩拱顶及左右拱脚处进行全过程变形监测。本研究对断面Z6K65+436、Z6K65+442两个断面监测数据进行分析。

4.1 监测数据分析

经过29 d的监测，大营坡隧道Z6K65+436断面位移时程曲线如图 13所示，拱顶沉降、左拱脚和右拱脚的竖向位移累计值分别为341，280，430 mm，水平收敛累计值为69 mm，仅占拱顶沉降的20.23%。根据图中的变化规律来看，拱顶和左右拱脚的竖向位移变化趋势基本一致，在上台阶开挖支护后，初期支护变形量迅速增大，最大变形速率达到65 mm/d，该阶段拱顶发生的沉降量为262 mm，占到总沉降量的76.83%；水平收敛值为53 mm，占到总收敛值的76.81%；在下台阶开挖后，由于围岩扰动及初期支护拱脚悬空而无法提供支护抗力，使得围岩变形也产生了较大的增长，但增加幅度及变形速率不及上台阶开挖支护所造成的影响。

断面Z6K65+442围岩变形监测总时长为30 d，该断面围岩变形特征与断面Z6K65+436所表现出来的规律基本一致。

经过对大营坡隧道穿越粉质黏土地层大变形段Z6K65+436、Z6K65+442两个断面的围岩变形监测数据分析，得到该地区粉质黏土地层公路隧道围岩变形特征如下：

(1) 变形量大。所选取的两个监测断面拱顶沉降累计值分别达到341，352 mm，大幅超过预留变形量，属于大变形，危及隧道施工安全。

(2) 变形速度快。隧道修建全过程中，以上台阶开挖支护后围岩产生的变形速率最快、变形量所占比例最大。以拱顶沉降为例，Z6K65+436断面最大变形速率达到65 mm/d，最大占比76.83%。

(3) 竖向变形为主。Z6K65+436断面竖向位移和水平收敛相差较大，水平收敛为69 mm，仅占到拱顶沉降的20.23%。可以看出围岩变形中竖向变形是最主要的变形形式，水平变形相对较小，初期支护更容易出现整体下沉及错台现象。

(4) 施工扰动影响大。隧道断面的开挖会对围岩造成扰动，并且开挖下台阶时，上台阶初期支护悬空，无法提供足够的支护抗力，使得围岩变形有较大幅度的增长，变形速率也较快。以拱顶下沉为例，断面Z6K65+436和Z6K65+442下台阶开挖所致拱顶沉降量分别为56，106 mm，最大变形速率分别为16 mm/d和11.5 mm/d，直至仰拱开挖支护完成，初支封闭成环形成完整的结构体系后围岩变形逐渐收敛稳定。

4.2 监测数据与数值模拟结果对比分析

根据Z6K65+436和Z6K65+442两个断面拱顶沉降和拱脚水平收敛监测值，对监测数据和数值模拟结果进行对比分析。

根据数值模拟计算得到了不同埋深、不同含水率条件下的拱顶沉降值，由于断面Z6K65+436和Z6K65+442的埋深分别为39.3 m和39.5 m，因此可以利用埋深h=40 m的计算结果进行对比分析，得到拟合曲线如图 14所示。

通过现场含水率试验测定断面Z6K65+436、Z6K65+442的含水率分别为31.1%和31.5%，因此可以计算得到该条件下的数值模拟结果，具体见表 6。

由表 6可知，Z6K65+436和Z6K65+442断面拱顶沉降的数值模拟结果分别为38.3，42.1 cm，与实测数据分别相差10.97%和16.39%；拱脚水平收敛数值模拟结果分别为18.1，21.7 cm，与实测数据分别相差61.88%和37.33%。整体上看，数值模拟结果比实测数据偏大，分析造成结果出现偏差的原因如下：

(1) 在实际工程中，粉质黏土的含水率难以控制，且不同位置的围岩含水率有所不同，这与数值模拟有所差别，导致结果差异。

(2) 现场监测得到的数据为开挖后所产生的位移，而数值模拟所监测的是全位移，所以二者有所差别。

(3) 在现场，真实施工方案会根据实际情况有所调整，数值模拟按照设计方案进行计算，这也是造成二者数据产生差异的一个重要原因。

可以发现，数值模拟和现场监测数据中拱顶沉降较为接近，同时表现出以竖向变形为主的特征，即拱顶沉降值远超水平收敛值。因此，数值模拟结果与现场监测数据可以较好地吻合起来，说明数值模拟结果具有一定的可靠性。

5 结论

(1) 不同含水率的粉质黏土试件采用不固结不排水三轴压缩试验时呈现出的变形特性为：含水率≤30%时，粉质黏土具有应变软化的特点，其变形过程经历了3个阶段，分别为弹性变形、塑性变形、剪切破坏。含水率≥35%时，粉质黏土显示出流变特性，变形经历了弹性变形、塑性变形、流变。

(2) 含水率一定时，若含水率≤25%，围岩变形随隧道埋深增加而线性增加；含水率≥30%后，围岩变形随隧道埋深增加呈现非线性指数式增加；隧道埋深一定时，围岩变形随含水率增加而增大，尤其当含水率达到25%后，围岩变形急聚增加，产生突变。

(3) 现场测试数据表明，围岩变形具有变形量大、变形速度快、以竖向变形为主且受施工扰动影响大的特点，初期支护封闭成环前是围岩变形的主要阶段，在此阶段中围岩变形量及变形速率较大，对整个施工安全及围岩变形起到控制作用。