昔格達地層隧道圍巖的失穩(wěn)特征及變形控制工法

首格達地層隧道國巖的失穩(wěn)特征及變形控制工法王志杰;周平;楊建民;曹曉川;趙啟超;徐海巖;許瑞寧【摘要】昔格達地層是一種分布于我國西南地區(qū)的河湖相沉積半成巖，具有水穩(wěn)性差，遇水易泥化、崩解等特點，在隧道開挖中易出現(xiàn)坍塌、圍巖大變形等災害，對隧道安全施工產(chǎn)生不利影響.基于此，依托攀西地區(qū)昔格達地層桐梓林、埡口以及鹽邊隧道工程，現(xiàn)場取樣并進行圍巖室內(nèi)物理力學試驗，同時建立不同含水率深淺埋昔格達地層隧道有限元模型，探究不同含水率下昔格達地層隧道圍巖的失穩(wěn)特征，并提出針對昔格達地層隧道施工變形控制工法.研究結(jié)果表明:昔格達地層對水較為敏感，其中淺灰色頁巖夾砂巖的物理力學性質(zhì)受含水率影響最大;當圍巖含水率在0-20%之間時,昔格達地層隧道圍巖變形呈現(xiàn)遞增，但變形較小,自穩(wěn)性較好，當含水率在20%~25%時，隧道圍巖變形增大明顯，失穩(wěn)潛力巨大;在大埋深、高含水率的條件下，隧道仰拱隆起累計變形和掌子面擠出累計變形急劇增大，在拱頂部位，掌子面擠出變形主要發(fā)生在上中臺階交界處;針對昔格達地層隧道圍巖失穩(wěn)變形特征，提出在無水和有水狀態(tài)下的昔格達地層頁巖夾砂巖、砂巖夾頁巖隧道圍巖施工工法.【期刊名稱】《西南交通大學學報》【年(卷)，期】2019(054)004【總頁數(shù)】12頁(P757-768)【關鍵詞】昔格達地層隧道;含水率;物理力學試驗;失穩(wěn)特征;施工工法【作者】王志杰;周平;楊建民;曹曉川;趙啟超;徐海巖;許瑞寧【作者單位】西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川成都610031;西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川成都610031;中鐵二院工程集團有限責任公司，四川成都610031;中交隧道工程局第四工程有限公司，四川成都610091;西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川成都610031;中鐵第一勘察設計院集團有限公司，陜西西安710043;西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川成都610031;河北省交通規(guī)劃設計院，河北石家莊050011【正文語種】中文［中圖分類】U45昔格達地層分布在我國川西南一帶，形成于第四系早期，主要由細砂巖、粉砂巖、泥質(zhì)粉砂巖和粉砂質(zhì)泥巖等形成的一套靜水河湖相沉積地層［1-2］.由于其形成時氣候環(huán)境、地形地貌的差異以及形成后新構(gòu)運動的改造等因素影響，昔格達地層巖性似土非土、似巖非巖的半成巖特征［3］.昔格達土強度較低，特別是在水的作用下承載力和抗剪強度都會大幅度降低，易產(chǎn)生滑坡、塌方等地質(zhì)災害.隨著我國西部大開發(fā)戰(zhàn)略的深入推進，川西南地區(qū)公路、鐵路隧道等基礎設施的建設如火如荼，但是在修建過程中不可避免遇到大范圍分布的昔格達地層，為了節(jié)約工程成本，保證隧道的安全施工及運營，對昔格達圍巖物理力學特性以及隧道圍巖失穩(wěn)特征的研究顯得尤為重要.由于昔格達地層巖性的特殊性，國內(nèi)夕卜學者［4-11］土邊坡、路塹樁基、路基工程等報道較多，但在昔格達地層隧道工程的理論和施工關鍵技術研究中報道較少，近兩年來伴隨著成昆復線的開展，學者們對昔格達地層隧道的研究也逐漸增多：丁文富等［12］系統(tǒng)研究了成昆鐵路昔格達地層隧道工程、橋梁工程和路基工程地質(zhì)特性和對策進行研究；周平等［13］通過物理力學試驗等手段提出了昔格達地層隧道圍巖亞級分級的體系，并得到不同含水率下昔格達地層圍巖的動態(tài)分級結(jié)果；王志杰等［14-15］通過現(xiàn)場監(jiān)測研究隧道圍巖變形和支護受力形態(tài)，得到昔格達地層大斷面隧道圍巖變形特征和初期支護安全性；許瑞寧等［16］通過數(shù)值模擬對昔格達地層大斷面隧道施工工法進行比選.對昔格達地層進行的大量研究主要集中在昔格達地層的成因以及單一土層物理力學特性，關于昔格達地層隧道的理論和工程實踐的研究較少，尚無學者研究昔格達地層隧道圍巖失穩(wěn)特征以及變形控制工法等，因此，本文采用現(xiàn)場勘探、現(xiàn)場取樣、室內(nèi)物理力學試驗、數(shù)值模擬和理論研究等手段對昔格達地層的物理力學特性及隧道圍巖失穩(wěn)特征進行系統(tǒng)研究，此研究成果可為昔格達地層隧道快速掘進提供參考.1巖樣物理力學試驗在攀西地區(qū)昔格達地層分布較為廣泛，其工程性質(zhì)特殊，遇水即會崩解溶化成泥漿狀態(tài)，灰褐色的泥質(zhì)粉砂巖中夾有鈣質(zhì)粉砂巖，強度風化，極為松軟，圍巖不能自穩(wěn)，抗壓強度極低，為極不穩(wěn)定的泥砂巖，如圖1所示.圖1昔格達土Fig.1Xigedasoil為探究昔格達地層隧道巖樣的力學性質(zhì)，獲取不同含水率下的力學參數(shù)，依據(jù)《鐵路工程土工試驗規(guī)程》進行不同含水率下原狀巖樣試樣室內(nèi)力學試驗，因此本文在攀西米攀段桐梓林、埡口和鹽邊隧道里程段獲取巖樣，通過原狀巖樣的壓縮試驗和三軸剪切試驗，確定昔格達地層隧道巖樣的壓縮模量和抗剪強度指標，以此來確定含水率對昔格達地層隧道失穩(wěn)特征的影響.1.1原狀圍巖試樣壓縮試驗對5種原狀圍巖試樣展開壓縮試驗，并進行數(shù)據(jù)統(tǒng)計，分別得到5種圍巖試樣在不同含水率及各級垂直壓力作用下的壓縮模量，如圖2所示.為系統(tǒng)地探究昔格達地層隧道不同圍巖的物理力學性質(zhì)，對比分析5種昔格達地層原狀圍巖試樣物理力學參數(shù).根據(jù)圖2分別對比不同含水率對5種原狀圍巖壓縮模量的影響，結(jié)果見表1.試驗結(jié)果表明：1、3、5號原狀圍巖試樣壓縮模量隨著含水率的增大逐漸減??；1號圍巖當含水率超過20%時，壓縮模量急劇減小，最大含水率時的壓縮模量僅為0含水率時的12.1%，受含水率的影響較大；2、4號原狀圍巖試樣壓縮模量隨著含水率的增大先升再降；在相同含水率下，與其它圍巖試樣相比，4號圍巖試樣壓縮模量最小.綜上，1號原狀圍巖壓縮模量受含水率的影響最大.1.2原狀圍巖試樣三軸剪切試驗對5種原狀圍巖試樣進行不固結(jié)不排水剪（UU）試驗，根據(jù)試驗結(jié)果繪制5種原狀圍巖試樣在各個含水率條件下的極限摩爾圓和強度包絡線，以此可以得到不同含水率下原狀圍巖試樣的抗剪強度指標粘聚力c、內(nèi)摩擦角，如圖3所示.由圖3可知：1、3、5號圍巖的抗剪強度受含水率的影響相對較大，當含水率達到30%時，其原狀圍巖粘聚力分別為：75.5、71.1、67.0kPa，分別為0含水率時的22%、21%、12%，內(nèi)摩擦角分別為22.8°、21.4°、23.8°，分別為0含水率時的51%、53%、58%.綜上，含水率對3號巖樣的粘聚力影響最大，對1號巖樣的內(nèi)摩擦角影響最大.圖2不同含水率和各級垂直壓力下試件的壓縮模量Fig.2Compressivemoduliofspecimenswithdifferentmoisturecontentsandlevelsofverticalpressure表15種原狀圍巖試樣最大壓縮模量Tab.1Maximumapproximatecompressionmodulusoffivekindsofundisturbedsoil圍巖種類最大壓縮模量/MPa最大含水率壓縮模量/MPa占最大壓縮模量比例/%1號64.607.8012.12號64.1739.0760.93號49.4825.5851.74號38.5616.3442.45號70.5929.1741.3圖3原狀圍巖試樣在不同含水率下的抗剪強度指標Fig.3Shearstrengthindexvalueoftheremoldedsoilsamplesunderdifferentmoisturecontents2圍巖變形失穩(wěn)特征2.1計算模型依據(jù)《改建鐵路成都至昆明線擴能改造工程米易至攀枝花設計附圖》中設計方案及現(xiàn)場施工方案進行建模.隧道跨度為12.82m，高度為11.40m，根據(jù)圣維南原理，為減少模型的邊界效應，計算模型的邊界取開挖洞徑的3~5倍，故模型的左右邊界均取距隧道側(cè)面65m，下邊界取距隧道底部40m，模型沿隧道軸向拉伸40m的距離，隧道埋深分別取20、50、80、110m.模型左右兩側(cè)邊界施加水平約束，底面施加豎向約束，正面、后面沿隧道軸向進行約束，僅考慮自重應力場的作用.隧道埋深50m計算模型如圖4所示，采用三臺階法臨時仰拱法進行開挖，上臺階長度為3m,中臺階及下臺階長度均為5m^^HH法和支護建模見圖5.圖4三維計算模型(埋深50m)Fig.4Three-dimensionalmodel(depth:50m)2.2計算參數(shù)圖5施工工法和支護建模Fig.5Threestepmethodmodel依據(jù)昔格達地層隧道圍巖物理力學試驗結(jié)果，選擇物理力學性質(zhì)受含水率影響最大的1號淺灰色頁巖夾砂巖進行數(shù)值模擬.查閱國內(nèi)外資料，一般情況下，彈性模量可按壓縮模量的3~5倍取值，計算中圍巖采用Mohr-Coulomb理想彈塑性模型，襯砌采用彈性模型，采用實體單元來模擬圍巖與襯砌均，通過等效剛度的原則模擬鋼架的加強效果，采用BEAM單元模擬超前小導管注漿，同時考慮注漿的加固效果，對小導管加固范圍內(nèi)的圍巖參數(shù)進行一定的提高，并通過錨索單元來模擬隧道錨桿的作用.據(jù)此，圍巖在不同含水率條件下的物理力學參數(shù)見表2，材料物理力學參數(shù)見表3.表2不同含水率條件下的圍巖物理力學參數(shù)Tab.2Physicalandmechanicalparametersofsurroundingrocksunderdifferentmoisturecontents注：密度對數(shù)值模擬結(jié)果影響較小，因此，圍巖密度均取室內(nèi)物理力試驗得到的密度平均值1.95g/cm3.內(nèi)摩擦角/(°)01.95193.890.4343.444.551.95189.540.4322.840.7101.95184.800.4302.136.8151.95180.060.4281.433.0201.95175.350.4260.729.1251.95121.650.4196.324.8301.9523.430.475.522.8含水率/%密度/(g-cm-3)彈性模量/MPa泊松比粘聚力/kPa表3材料物理力學參數(shù)Tab.3Physicalandmechanicalparameters密度/(kg-m-3)初期支護27.570.2 2500二次襯砌32.640.2 2500仰拱回填區(qū)28.000.2——2300名稱彈性模量/MPa泊松比粘聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)鑒于工程試驗段地質(zhì)條件的復雜性，本文針對數(shù)值模擬部分做了一些假設和簡化：(1)計算模型中所有材料均為連續(xù)、均質(zhì)的理想體，圍巖采用Mohr-Coulomb模型本構(gòu)關系，支護結(jié)構(gòu)采用各向同性法則；(2)巖土體初始地應力僅考慮自重應力，不考慮構(gòu)造應力和地下水滲流作用；初期支護分別于圍巖和二次襯砌結(jié)構(gòu)密貼，不考慮防水板和土工布；假定試驗段地表為水平.2.3模擬結(jié)果及變形特征分析在隧道開挖過程中，以隧道中斷面為監(jiān)控面，主要監(jiān)控隧道中斷面開挖面的拱頂沉降、水平收斂、仰拱隆起以及掌子面擠出等失穩(wěn)特征.2.3.1拱頂沉降分析不同隧道埋深中斷面拱頂沉降變形曲線見圖6.由圖6可知：隧道的開挖會對隧道中斷面產(chǎn)生影響，隧道拱頂沉降主要發(fā)生在隧道開挖深度5~35m之間，隧道開挖深度大約在5~20m之間時，拱頂發(fā)生向上的位移，開挖深度在20-35mN間時，主要發(fā)生向下的位移；當隧道開挖深度在0-5m之間時，對隧道拱頂位移的影響較小，開挖深度在5-20m左右時，會對中斷面拱頂沉降產(chǎn)生較大的影響，中斷面拱頂會產(chǎn)生向上的位移，且隨著埋深增大和含水率減小，拱頂向上的位移反而減小，這是因為隨著隧道埋深的增大，隧道頂部的自重應力增大，限制了拱頂向上的位移；計算結(jié)果表明埋深越大，含水率越大時，拱頂沉降越大，應該加固拱頂圍巖.圖6不同隧道埋深中斷面拱頂沉降變形曲線Fig.6Settlementdeformationcurveofthetunnelcrownunderdifferentburialdepths隧道拱頂沉降累計變形曲線見圖7,由圖7(a)可知：在隧道埋深一定的條件下，隨著圍巖含水率的增大，隧道拱頂沉降位移逐漸增大；不同埋深條件下，拱頂沉降最大值出現(xiàn)在含水率為25%時，拱頂沉降最大值分別為33.75、100.07、158.74、281.41mm;當含水率在0~20%之間時，拱頂沉降位移線性增大；且隨著隧道埋深的增大，拱頂沉降位移增大的趨勢顯著增加；含水率從20%增大到25%的過程中，拱頂沉降累計變形位移大幅度增大，因此，對于深埋隧道，當圍巖含水率增大到25%時，應密切關注圍巖的變形動態(tài)，做好加固措施.由圖7(b)可知：在隧道埋深為20m的條件下，不同含水率隧道的拱頂沉降累計變形量基本相同，在埋深為110m時，各含水率下隧道拱頂沉降均為最大值，分別為110.13、114.66、132.91、175.25、193.93、410.24mm；同一含水率下，隧道拱頂沉降累計變形與隧道埋深基本呈線性關系，且隨著圍巖含水率的增大，拱頂沉降累計變形增大的趨勢逐漸增大，當含水率增大到25%時，拱頂沉降增大趨勢顯著增加.2.3.2水平收斂分析不同隧道埋深中斷面水平收斂變形曲線見圖8.由圖8可知：隧道水平收斂主要發(fā)生在隧道開挖深度為5~35m之間，且水平收斂變形主要發(fā)生在隧道穿越過中斷面后15m的范圍內(nèi)，在不同埋深條件下，隧道開挖深度0~25m的過程中，含水率在0~20%之間，隧道水平收斂曲線基本重合，水平收斂變化較小，只有含水率為25%時，不同埋深下隧道的水平收斂值相對增大趨勢增加；當隧道開挖完成以后，不同含水率下的隧道水平收斂值隨著隧道埋深的增大逐漸變得分散，水平收斂累計變形量也逐漸增大.隧道水平收斂累計變形曲線見圖9.由圖9(a)可以看出：隧道水平收斂最大累計變形量的曲線與拱頂沉降曲線較為相似，只是數(shù)值以及變化趨勢上有差異，在不同的埋深條件下，水平收斂最大值總發(fā)生在含水率為25%的條件下，水平收斂最大值分別為38.45、132.11、237.45、410.24mm；在淺埋條件下，兩者值基本相等，隨著埋深的增大，拱頂沉降值明顯較大.圖7隧道拱頂沉降累計變形曲線Fig.7Settlementcumulativedeformationcurveofthetunnelcrown圖8不同隧道埋深中斷面水平收斂變形曲線Fig.8Horizontalconvergencecurveofthetunnelunderdifferentburialdepths由圖9(b)可以發(fā)現(xiàn)：隧道水平收斂累計變形值與拱頂沉降曲線也較為相似；當隧道埋深為110m時，不同含水率下的隧道水平收斂均為最大值，分別為110.13、114.66、132.91、175.25、193.93、410.24mm；相比于埋深為110m時的拱頂沉降最大值而言，隧道水平收斂值明顯較小.2.3.3仰拱隆起分析不同埋深條件下，隧道中斷面仰拱隆起變形見圖10.從圖中可以發(fā)現(xiàn)，在不同埋深條件下，不同含水率條件下，隧道中斷面仰拱處隆起變形都是隨著隧道的開挖逐漸增大，仰拱位移增大主要發(fā)生在開挖深度為10-35m的范圍內(nèi)，尤其是在隧道穿越過中斷面后15m的范圍內(nèi)，中斷面的位移變化較大.根據(jù)計算結(jié)果，隧道中斷面仰拱隆起變形與水平收斂變形趨勢基本一致，僅是數(shù)值上有差異.圖9隧道水平收斂累計變形曲線Fig.9Cumulativedeformationcurveofhorizontalconvergence圖10不同埋深條件下，隧道仰拱隆起變形曲線Fig.10Upliftdeformationcurveoftheinvertedarchoftunnelunderdifferentburialdepths隧道仰拱隆起累計變形曲線見圖11.由圖11(a)可以發(fā)現(xiàn)：不同埋深條件下的隧道仰拱隆起累計變形曲線與隧道拱頂沉降曲線及水平收斂曲線基本一致，只是數(shù)值及變化的趨勢上有差異；在含水率為25%時，各埋深下的隧道仰拱隆起累計變形值分別為44.73、99.05、165.30、247.50mm；相比于隧道拱頂沉降累計變化值及水平收斂累計變形值，隧道仰拱隆起累計變形值最大，因此，實際施工中，一定要及時回填仰拱，盡早形成〃閉合環(huán)”.由圖11(b)可以發(fā)現(xiàn)：不同含水率的隧道仰拱隆起累計變形曲線與隧道拱頂沉降曲線及水平收斂曲線也基本類似；隧道埋深110m時，不同含水率的隧道仰拱隆起累計變形值分別為109.62、112.43、121.21、131.76、145.51、247.50mm；與相同條件下的隧道拱頂沉降累計變形值與水平收斂累計變形值相比，隧道仰拱隆起累計變形值最大.圖11隧道仰拱隆起累計變形曲線Fig.11Upliftcumulativedeformationcurveoftheinvertedarch2.3.4隧道掌子面擠出變形分析不同埋深下的隧道掌子面擠出變形見圖12.由圖12可知：掌子面擠出變形主要發(fā)生在上、中、下臺階，而回填區(qū)擠出變形相對較小，主要因為回填區(qū)相對高度較小，不利于受荷變形；隨著圍巖含水率的增大，掌子面擠出變形逐漸增大，隧道埋深從20~110m變化過程中，不同含水率下的掌子面擠出變形曲線，從密集逐漸變得稀疏，說明隨著隧道埋深的增大，不同含水率下的掌子面擠出變形增大比率逐漸增大；且在4種不同埋深條件下，當圍巖含水率達到25%時，掌子面擠出變形急劇增大，施工中應重點觀測圍巖變形.圖12不同埋深下的隧道掌子面擠出變形曲線Fig.12Extrusiondeformationcurveofthetunnelfaceunderdifferentburialdepths昔格達圍巖含水率為25%條件下，隧道埋深分別為20、50、80、110m時的掌子面擠出變形最大值見表4.表4不同埋深隧道掌子面擠出變形最大值Tab.4Maximumvaluesofextrusiondeformationofthetunnelfaceunderdifferentburialdepths隧道埋深/m擠出變形最大值/mm位置增大比率209.04上中臺階交界處2.215029.07上臺階距中臺階較近處8068.99上中臺階交界處1.37110138.06上中臺階交界處1.01根據(jù)表4可得：在圍巖含水率為25%下，不同埋深隧道掌子面擠出變形最大值主要發(fā)生在上中臺階交界處；且隨著隧道埋深的增大，掌子面擠出變形最大值增大比率逐漸減小，實際工程中，在三臺階工法下進行隧道開挖時，要重點監(jiān)控上中臺階交界處的擠出變形，保證施工安全.3圍巖變形控制工法針對昔格達地層隧道施工過程中的圍巖變形等問題，本文根據(jù)現(xiàn)場實際情況，提出了考慮有水和無水狀態(tài)下的頁巖夾砂巖、砂巖夾頁巖的昔格達地層隧道施工工法.3.1無水狀態(tài)下（1） 當隧道洞身上半斷面為第三系昔格達頁巖、頁巖夾砂巖，原則上采用三臺階臨時仰拱法，超前支護及加強支護等參照施工圖設計，工法如圖13（a）所示，圖中：為一級鋼筋直徑；L為長度.（2） 當隧道洞身上半斷面為第三系昔格達砂巖、砂巖夾頁巖：軌面以上埋深小于50m時，原則上采用交叉中隔壁法；軌面以上埋深大于50m時，原則上采用三臺階臨時仰拱法.根據(jù)初期支護沉降測量情況，沉降超過預警值時，鎖腳錨管可由原來的12根調(diào)整為16根.超前支護管棚套中打小導管進行施作，根據(jù)現(xiàn)場情況在保證施工安全的前提下，可調(diào)整為雙層小導管，工法如圖13（b）所示.圖13昔格達地層隧道圍巖變形控制施工工法Fig.13ConstructioncontrolofthesurroundingrockdeformationfortunnelinXigedastrata3.2有水狀態(tài)下當隧道洞身上半斷面為第三系昔格達頁巖、頁巖夾砂巖，原則上采用三臺階臨時仰拱法，根據(jù)初期支護沉降測量情況，沉降超過預警值時，鎖腳錨管可由原來的12根調(diào)整為16根，同時可調(diào)整長度，以控制初期支護下沉，工法如圖13(c)所示.當隧道洞身上半斷面穿越第三系昔格達砂巖、砂巖夾頁巖，軌面以上埋深小于50m時，采用CRD法；軌面以上埋深大于50m時，采用三臺階臨時仰拱法;根據(jù)初期支護沉降測量情況，沉降超過預警值時，鎖腳錨管可由原來的12根調(diào)整為16根，也可適當調(diào)整長度，以控制初期支護下沉量不超限；超前支護按設計的中管棚套打小導管施作，根據(jù)現(xiàn)場情況在保證施工安全的前提下，可調(diào)整為雙層小導管，工法如圖13(d)所示.4結(jié)論【相關文獻】[1]巫錫勇，朱寶龍.重力侵蝕作用下昔格達地層滑坡特征分析[J].工程地質(zhì)學報，2008，16(4):450-458.WUXiyong，ZHUBaolong.AnalysisoflandslidecharacteristicsinXigedastrataduetogravitational(1)昔格達地層隧道圍巖巖性主要呈現(xiàn)頁巖夾砂巖和砂巖夾頁巖，在不同含水率作用下其基本物理力學參數(shù)敏感性不一致，淺灰色頁巖夾砂巖的壓縮模量受含水率的變化影響最大，且含水率對頁巖夾砂巖的抗剪強度指標影響比砂巖夾頁巖大.(2)昔格達地層隧道圍巖在低含水率0-20%狀態(tài)下，昔格達地層隧道開挖過程中圍巖變形呈線性遞增，但變形量相對較小，由此可知低含水率下的昔格達地層隧道圍巖強度較高；但含水率在20%~25%時，圍巖變形急劇增大，此時應改變施工工法或者加強初支，以保證隧道的安全施工.(3)隧道埋深為110m,圍巖含水率為25%時，隧道中斷面拱頂沉降、水平收斂、仰拱隆起以及掌子面擠出累計變形均出現(xiàn)最大值，從最終變形值可以看出，昔格達地層隧道圍巖在高含水率下,隧道仰拱和掌子面越容易發(fā)生變形，且變形量急劇增大，其次拱頂也呈現(xiàn)出大變形現(xiàn)象，因此要對掌子面及時進行超前勘探預防，仰拱及時閉環(huán).(4)針對昔格達地層隧道圍巖施工過程中變形過大等問題，提出了考慮有水和無水狀態(tài)下的頁巖夾砂巖、砂巖夾頁巖的昔格達地層隧道施工工法，即在條件較好時采用三臺階臨時仰拱法，在條件較差時應采取CRD法.erosion[J].JournalofEngineeringGeology，2008，16(4):450-458.徐則民，劉文連.昔格達組地層研究中需要注意的若干關鍵問題[J].地學前緣，2011，18(5):256-270.XUZemin，LIUWenlian.SomeproblemsinthestudyofthegenesisofXigedaformation[J].EarthScienceFrontiers，2011，18(5):256-270.向貴府，任光明，聶德新，等.含水量對昔格達土填料工程地質(zhì)性質(zhì)的影響研究[J].工程地質(zhì)學報，2004，12(2):136-140.XIANGGuifu，RENGuangning，NIEDexin，etal.InfluenceofmoisturecontentontheengineeringgeologicalpropertiesofXigedasoil[J].JournalofEngineeringGeology，2004，12(2):136-140.吳興序，莊衛(wèi)林，吉隨旺，等.昔格達軟巖中灌注樁單樁豎向承載力試驗研究[J].西南交通大學學報，2006，41(6):669-674.WUXingxu，ZHUANGWeilin，JISuiwang，etal.FieldexperimentresearchonbearingcapacityofcastinsitupilesinXigedarock[J].JournalofSouthwestJiaotongUniversity，2006，41(6):669-674.左永振，張偉，張曉川，等.昔格達組粉砂巖作為筑壩土料的工程特性研究[J].長江科學院院報,2016，33(3):84-88.ZUOYongzhen，ZHANGWei，ZHANGXiaochuan，etal.EngineeringpropertiesofXigedastratasiltstoneasthefillingmaterialofearth-rockdam[J].JournalofYangtzeRiverScientificResearchInstitute，2016，33(3):84-88.陳林，朱劍.昔格達滑坡破壞模式及穩(wěn)定性評價[J].地質(zhì)災害與環(huán)境保護，2015，26(3):11-16.CHENLin，ZHUJian.DeformationmechanismandstabilityassessmentofXigedalandslide[J].JournalofGeologicalHazardsandEnvironmentPreservation，2015，26(3):11-16.文麗娜，符文熹，程謙恭.昔格達地層路堤地基穩(wěn)定性分析[J].公路工程，2014，39(6):103-106，137.WENLina，F(xiàn)UWenxi，CHENGQiangong.ThefoundationstabilityanslysisofembankmentinXigedastrata[J].HighwayEngineering，2014，39(6):103-106，137.周罕，曹平，張科.昔格達組黏土巖和粉砂巖現(xiàn)場直剪試驗研究[J].中南大學學報(自然科學版)，2014，45(10):3544-3550.ZHOUHan,CAOPing,ZHANGKe.In-situdirectsheartestonXigedaformationclaystoneandsiltstone[J].JournalofCentralSouthUniversity(ScienceandTechnology)，2014，45(10):3544-3550.LINGS，WUX，LIAOX，etal.Studyonthewater-rockinteractionbehaviorofXigedastratainlamaxigully，SichuanProvince，China[M].[S.l.]:SpringerInternationalPublishing，2015:2107-2111.張家明，徐則民，劉文連.西昌昔格達粉砂巖動力特性研究[J].實驗力學，2012，27(6):741-749.ZHANGJiaming，XUZemin，LIUWenlian.ResearchofXichangXigedasiltysandstonedynamiccharacteristic[J].JournalofExperimentalMechanics，2012，27(6):741-749.羅運利，劉東升.昔格達沉積環(huán)境演化與回旋地層學研究[J].地質(zhì)學報，2007，73(1):1-6.LUOYunli，LIUDongsheng.ResearchofXigedaformationsedimentaryenvironmentalevolutionandstratigraphyofthecyclotron[J].ActaGeologicaSinica,2007,7