西藏林拉高等级公路米拉山隧道长5 720 m，平均海拔4 700多米，最高海拔5 020 m，是目前世界上海拔最高的公路特长隧道。米拉山隧道围岩主要为Ⅳ级和Ⅴ级凝灰岩，约占85%。由于凝灰岩遇水软化等特性，使得隧道在施工过程中经常发生大变形、塌方，产生初衬拱架变形与混凝土开裂以及二衬支护净空不足等一系列严重问题，严重威胁着施工设备及人员安全，带来经济损失，给施工带来严重困难。

因此，开展高海拔高寒地区凝灰岩隧道开挖与支护力学特性的研究具有重要的实际工程意义^[1-5]。

凝灰岩隧道开挖与支护力学行为研究是一个非常复杂的问题，包括凝灰岩遇水软化、凝灰岩的流变特性、软弱围岩的支护等。怀平生^[6]从凝灰岩的特性、隧道设计理念、支护参数设计、施工步骤等方面阐述了欧洲凝灰岩段隧道的设计施工技术，融入国内隧道施工经验优化设计方案，并在实践中取得了良好的效果。李习平等^[7]利用室内蠕变试验方法，研究凝灰岩的流变特性，得出凝灰岩蠕变变形随时间趋于稳定，属于稳定蠕变。张向东等^[8]采用非线性有限元分析软件ADINA，对隧道围岩的3种开挖施工方法进行数值模拟，得出3种开挖方法各自的隧道围岩变形特点。侯公羽等^[9]采用数值分析的方法对地铁隧道施工中开挖卸荷效应进行详细分析，提出模拟地铁隧道开挖卸荷效应的四阶段模拟方法。王树英等^[10]采用现场地应力测试、数值分析和现场监测的方法，研究高地应力强风化凝灰岩地层隧道支护结构大变形的原因及其整治方案，得到高地应力状态是诱发强风化凝灰岩地层隧道支护结构大变形的主要因素。勒晓光^[11]等采用弹塑性三维有限元数值模拟对初期支护锚杆、喷射混凝土、钢支撑及二次衬砌混凝土的力学特性进行分析，得到不同部位的位移、最大主应力和剪应力的特点。张海龙等^[12-13]借用非线性Maxwell模型，求解了广义应力松弛条件下可变模量本构方程解析解，特别提出了通过交替荷载速率试验和加、卸载试验，精确求解峰前区域荷载速率依从性系数n₁的新方法。蔡燕燕等^[14]借助可描述蠕变全过程行为的河海模型，获得了围岩黏弹塑性区蠕变位移表达式。针对不同NVPB蠕变参数和不同材料参数m值情况，得到了洞周面力与扩容角对隧洞洞壁蠕变位移的影响规律。李习平等^[15]采用现场调研、室内试验、现场监测和数值分析4种手段研究了凝灰岩地层的物理力学特性，得到了隧道凝灰岩地段的变形特点，以及采用H-K模型可以较好地描述凝灰岩的流变特性。沈周^[16]采用室内试验和数值分析的方法，得到了禾洛山隧道玄武岩、凝灰岩各种地质条件的力学特性和变形规律。赵瑜等^[17]采用现场实测、理论计算、和反演理论建立了深埋隧道围岩系统的非线性动力学模型，获得了待定参数和正演模型的各变量，定量地分析了系统的混沌动力学特性。王更峰等^[18]通过建立大跨小净距隧道施工动态有限元分析程序，对不同围岩条件下隧道施工方案进行了数值模拟分析，得出了不同围岩等级条件下大跨小净距隧道合理的开挖方法。纵观目前的研究成果，还未涉及高海拔高寒地区凝灰岩隧道研究，为此，以米拉山隧道为例，开展了高海拔高寒地区凝灰岩隧道开挖与支护力学特性研究，可为米拉山隧道围岩大变形控制、施工工艺的改进和支护参数的优化提供了重要的依据。

图 1为米拉山隧道YK4480+495断面拱顶沉降及周边收敛实测曲线，图 2为米拉山隧道YK4480+495断面拱顶沉降速率及周边收敛速率曲线。图 1及图 2可以看出：隧道上台阶开挖后前10 d，拱顶沉降及周边收敛速率小且较稳定，但从开挖后的第11天(11月24号)开始，拱顶沉降及周边收敛速率开始快速增大，这是由于受断层影响，加上持续的降雨，地表水沿断层渗入隧道所在围岩地层，围岩开始遇水软化，经过7 d以后，变形速率逐渐减小并趋于稳定，在下台阶开挖准备开挖前几天，拱顶沉降达到186.83 mm，上台阶周边收敛达到287.60 mm，下台阶开挖后几天，拱顶沉降速率又开始变大，下台阶周边收敛速率较均匀，后期随着仰拱的施作和围岩应力释放，变形速率开始减小，最终沉降速率为每天1.86 mm，下台阶周边收敛速率为每天1.07 mm。最终拱顶沉降量为226.85 mm，上台阶周边收敛达到287.60 mm，下台阶周边收敛为18.30 mm。

图 1 YK4480+495断面拱顶沉降及周边收敛曲线图 Fig. 1 Curves of vault settlement and surrounding convergence of YK4480+495 cross-section

图 2 YK4480+495断面拱顶沉降及周边收敛速率曲线图 Fig. 2 Curves of vault settlement and surrounding convergence rate of YK4480+495 cross-section

可以看出，米拉山凝灰岩围岩遇水软化后变形量远大于没有遇水软化的情况，其大变形给米拉山隧道的围岩开挖与支护施工带来严重的影响。

米拉山隧道YK4480+495断面围岩为Ⅴ级凝灰岩，开挖尺寸为12.68 m×9.84 m。初期支护为：ϕ25注浆锚杆，长3.5 m；ϕ6.5钢筋网，间距20 cm×20 cm；I18型钢拱架，间距80 cm；24 cm厚C25喷射混凝土。二衬支护为45 cm厚C35钢筋混凝土。

由于公路隧道属于细长结构物，即隧道的横断面相对于纵向的长度来说很小，可以假定在围岩荷载作用下，其纵向没有位移，只有横向发生位移。建模尺寸以隧道为中心水平向取60 m，竖向取80 m；两侧边施加X方向约束，底边施加X和Y方向约束；地应力仅考虑自重应力。隧道围岩材料特性按均质弹塑性考虑，采用弹塑性有限元模型，屈服条件为德鲁克-普拉格(Drucker-Prager)；围岩采用三维实体单元，锚杆采用cable杆单元，初期支护采用shell结构单元，二次支护和仰拱按线弹性考虑，二次支护采用三维实体单元，仰拱采用三维实体单元，仰拱和围岩之间用接触面处理。在隧道结构的附近采用细密单元，模型单元总数55 142个, 节点总数76 806个。有限元网格模型见图 3所示。

图 3 计算模型 Fig. 3 Calculation model

根据米拉山隧道工程地质地勘报告资料，结合工程经验类比，确定米拉山隧道计算参数见表 1。

为了研究米拉山隧道凝灰岩开挖与支护力学特性，选择了4种计算工况：(1)没有遇水情况下的隧道开挖与支护(工况1);(2)上台阶开挖以后下台阶开挖以前围岩遇水软化后再进行下台阶开挖(工况2);(3)二次衬砌支护完成后围岩遇水软化(工况3);(4)上台阶开挖后围岩遇水软化，初期支护变形未完成就进行下台阶开挖和二次衬砌的施作(工况4)。

为了便于研究，布置如图 4所示监测点，监测点1，2，3，4，5，6，7和8分别代表隧道位置为左拱脚、左边墙、左拱肩、拱顶、右拱肩、右边墙、右拱脚和拱底。

图 4 隧道测点布置 Fig. 4 Layout of tunnel measuring points

(1) 围岩变形位移分析

工况1与工况2围岩各测点竖向位移变化见图 5所示。

图 5 工况1与工况2围岩各测点竖向位移变化曲线 Fig. 5 Vertical displacement curve of each measuring point on surrounding rock under working conditions 1 and 2

从图 1可以看出：除8号监测点外，其余监测点工况2围岩竖向位移均大于工况1围岩竖向位移，其中，监测点1和7竖向位移相差不明显，监测点2到6竖向位移相差明显。围岩最大位移均发生在边墙处，而不是拱顶处。在工况1条件下，监测点1，7和8围岩竖向位移向上，而工况2条件下，只有监测点8围岩竖向位移向上。由此可见，在工况2条件下进行隧道开挖，要预留更大的变形量，同时要考虑仰拱的隆起对隧道的影响。

(2) 围岩应力分析

工况1与工况2隧道周边围岩各测点第一主应力变化见图 6，各监测点第三主应力变化见图 7。

图 6 工况1与工况2监测点围岩第一主应力变化曲线 Fig. 6 Curves of 1st principal stresses of measuring points on surrounding rock under working conditions 1 and 2

图 7 Curves of 3rd principal stresses of measuring points on surrounding rock under working conditions 1 and 2

从图 7可以看出：两种工况下，除监测点8处围岩第一主应力相差较大外，其余监测点处围岩第一主应力均相差不大。监测点8处工况2第一主应力小于工况1第一主应力，其原因是围岩软化后，拱底变形增大，应力得到释放。两种工况下，隧道右侧大部分监测点围岩第一主应力大于相应左侧部分，两侧拱脚部分第一主应力相差不大，这主要和隧道开挖方式有关，隧道下台阶右侧部分最后开挖。

从图 7可以看出：两种工况下各监测点围岩第三主应力走势和大小相差不大，最大值均出现在拱顶监测点处，最小值均出现在拱底监测点处，最大值和最小值相差明显。各监测点处第三主应力也出现明显的不对称分布，除拱脚处监测点外，右侧监测点第三主应力均大于左侧。由此可见，隧道的开挖顺序对围岩第三主应力影响明显。

(3) 喷射混凝土层内力分析

工况1与工况2监测点处喷射混凝土层弯矩变化见图 8所示，各监测点处喷射混凝土层剪力变化见图 9所示，各监测点处喷射混凝土层轴力变化见图 10所示。

图 8 工况1与工况2各监测点喷射混凝土弯矩变化曲线 Fig. 8 Curves of bending moments of measuring points on sprayed concrete under working conditions 1 and 2

图 9 工况1与工况2各监测点喷射混凝土剪力变化曲线 Fig. 9 Curves of shearing forces of measuring points on sprayed concrete under working conditions 1 and 2

图 10 工况1与工况2各监测点喷射混凝土轴力变化曲线 Fig. 10 Curves of axial forces of measuring points on sprayed concrete under working conditions 1 and 2

从图 8可以看出：除两侧拱脚处外，其余各处监测点喷射混凝土层弯矩相差明显，各监测点处弯矩值越小，两种工况下弯矩值相差也就越小，反之越大。最大弯矩值均出现在两侧拱肩处，拱顶处弯矩相对较小。由此可见，围岩在上台阶开挖后遇水软化再进行隧道的开挖与支护最终喷射混凝土层的弯矩变化非常明显。

从图 9可以看出：两种工况下两侧拱脚、拱顶监测点处剪力相差相对较小，剪力相对差值最大的位置出现在两侧边墙处，工况2条件下边墙处的剪力明显增大，其原因是上台阶开挖后围岩遇水软化，喷射混凝土层在水平方向受到向隧道方向的压力增大，并且隧道内部下台阶围岩也软化，使得抵抗变形的作用力减小。在隧道施工时，遇到这种工况建议施作临时仰拱来抵抗初期支护的变形。

从图 10可以看出：在两种工况下各监测点处喷射混凝土层的轴力相差均不大，除左拱肩、拱顶处喷射混凝土层轴力在工况2条件下略大于工况1外，其余监测点处喷射混凝土层轴力都是工况1条件下大于工况2条件下。由此可知，上台阶开挖围岩遇水软化后再进行隧道的开挖与支护，最终喷射混凝土层的轴力影响较小。

(4) 锚杆轴向应力分析

工况1与工况2监测点附近锚杆轴向应力变化见图 11所示。

图 11 工况1与工况2各监测点锚杆轴向应力变化曲线 Fig. 11 Curves of axial stresses of measuring points on anchor rods under working conditions 1 and 2

从图 11可以看出：各监测点处锚杆在工况2时的轴向应力大于工况1时，两侧拱脚处的锚杆应力均较小，在工况1时最后施作的右侧拱脚处的锚杆值很小，可以考虑在设计时不设计该处的锚杆。虽然各监测点处锚杆的轴向应力均在安全范围以内，但是在工况2时两侧边墙处附近有锚杆已经发生滑动，这与实际工程中相符。在设计过程中要考虑该部位锚杆滑动所引起的锚杆作用损失。

(1) 工况3、工况4二次衬砌竖向位移分析

工况3、工况4二次衬砌及仰拱竖向位移变化见图 12。

图 12 工况3、工况4各监测点二次衬砌竖向位移变化曲线 Fig. 12 Curves of vertical displacements of measuring points on secondary lining under working conditions 3 and 4

从图 12可以看出：工况3条件下各监测点处二次衬砌竖向位移均向下，仰拱处监测点位置竖向位移向上；工况4条件下监测点处二次衬砌竖向位移除两侧拱脚向上外，其余都向下，但是其值都很小，仰拱处监测点位置竖向位移也向上，最终竖向位移和工况3条件下相差不大。由此可知，在隧道变形未完成就施作二次衬砌的工况下，二次衬砌的最终位移要小于二次衬砌施作完成后位移遇水软化的工况，且仰拱的向上凸起工况也小于后者。

(2) 4种工况二次衬砌及仰拱的受力状态分析

4种工况二次衬砌及仰拱处各监测点第一主应力变化见图 13所示，各监测点第三主应力变化见图 14所示。

图 13 四种工况各测点二次衬砌及仰拱第一主应力变化曲线 Fig. 13 Curves of 1st principal stresses of measuring points on secondary lining and inverted arch under 4 working conditions

图 14 四种工况各测点二次衬砌及仰拱第三主应力变化曲线 Fig. 14 Curves of 3rd principal stresses of measuring points on secondary lining and inverted arch under 4 working conditions

从图 13可以看出：工况1条件下各监测点处二次衬砌和仰拱第一主应力除左拱肩外均小于其他工况，工况3条件下个监测点第一主应力除右边墙外都大于其他工况，其中拱顶处相差最明显。由此可见，不同时期的围岩遇水软化导致最终二次衬砌的第一主应力不同，总体来看，围岩的软化会导致二次衬砌的第一主应力增大。

从图 14可以看出：工况1和工况2条件下各监测点处二次衬砌及仰拱的第三主应力基本相同，而工况3、工况4条件下各监测点二次衬砌及仰拱的第三主应力一次增大，其原因是前两种工况围岩变形基本完成后再施作二次衬砌，最终稳定后二次衬砌最终受到围岩的作用力较小，而后两种工况下围岩变形没有完成或后期软化后围岩抵抗变形能力变差，导致二次衬砌及仰拱受到围岩的作用力增大，故各监测点处二次衬砌及仰拱的第三主应力增大。由此可见，围岩遇水软化对二次衬砌及仰拱的最终第三主应力影响明显。

通过对米拉山隧道围岩和支护结构在隧道开挖不同段围岩遇水软化所引起的力学响应研究，获得的主要结论有：

(1) 从变形方面来看，隧道围岩遇水软化后对隧道的影响非常明显，无论是在开挖阶段还是后期运营阶段。在开挖阶段隧道围岩遇水软化后，隧道的变形加剧，最终变形量远远大于没有软化前的变形量。从分析来看，隧道的变形量大部分发生在隧道的下台阶开挖以前，下台阶开挖以后隧道的变形量相对很小。因此在围岩遇水软化的条件下进行隧道的开挖时，下台阶要紧跟上台阶开挖，快速将隧道封闭成环，这样可以大大减小隧道的变形量。工况1、工况2、工况3开挖时下台阶分左右部分开挖，仰拱也是分左右部分施作，而工况4是下台阶一步开挖完成，仰拱一次施作完成，从隧道变形方面来看，后种开挖方案使得隧道的最终变形更能呈现对称分布。前两种工况下二次衬砌及仰拱的变形量很小，而后两种工况下二次衬砌及仰拱的变形都相应地增大。

(2) 从初期支护受力来看，隧道围岩遇水软化后，喷射混凝土层、锚杆的受力都明显地增大。初期支护的受力在下台阶开挖以前增大明显，下台阶开挖以后受力增大相对较小。锚杆最大的受力部位出现在横向变形最大的部位，围岩遇水软化后，锚杆在达到屈服强度前就已经和围岩产生滑移。因此，在这种条件下进行隧道的设计时，要折减锚杆的作用效果。隧道下台阶处的锚杆，在围岩没有遇水软化时，锚杆的受力相对很小，尤其是最后施作的右侧下台阶处的锚杆，且在围岩遇水软化后其受力也是如此，因此，在设计时可考虑减弱该部位锚杆的力学效应。

(3) 从二次衬砌及仰拱方面受力方面来看，工况3和工况4条件下二次衬砌及仰拱的受力都明显大于工况1和工况2条件下。工况2时围岩也遇水软化，但是在施作二次衬砌前其变形基本完成，二次衬砌后期受到围岩的作用力减小，因此这种工况下二次衬砌及仰拱的最终受力都小于工况3和工况4。在工况4时，下台阶一次开挖，仰拱一次施作，从最仰拱的受力工况来看，这种工况下仰拱的受力成对称分布，其他3种工况仰拱都是左右分步开挖，仰拱的最终受力不成对称分布。因此，从隧道的变形、初期支护的受力、二次衬砌及仰拱的受力工况来看，在围岩软化的工况下进行隧道的开挖时，下台阶一次性开挖、仰拱一次性施作对隧道的安全性和稳定性方面都有提高。