胡麻岭隧道富水粉细砂地层水稳特性研究

张天宇

（中铁十九局集团第三工程有限公司，辽宁 沈阳 110136）

胡麻岭隧道富水粉细砂地层水稳特性研究

张天宇

（中铁十九局集团第三工程有限公司，辽宁 沈阳 110136）

兰渝铁路胡麻岭隧道大段落穿越第三系富水低渗透性粉细砂地层，该地层具有复杂敏感的水稳特性，施工难度极大。文中对该围岩基本物性参数、液塑限、单轴抗压强度与含水率的关系、抗剪强度等进行了试验研究，采用动力触探试验判定了该地层存在振动液化现象。同时结合胡麻岭隧道工程实例，对施工中不同水害现象进行归类研究，描述了该地层隧道开挖后在地下水渗流作用下围岩稳定性的变化特征，总结了不同水害现象的产生机理和条件。可为同类地下工程地质研究做参考。

富水粉细砂；含水率；水稳定性；振动液化

1 工程概况

兰渝铁路胡麻岭隧道大段落穿越第三系富水低渗透性粉细砂地层，该地层具有复杂敏感的水敏感特性，开挖后随时间推移在地下水的渗流作用下围岩含水率和稳定性具有显著变化的特点。隧道开挖后短时间内产生汗状渗水，围岩弱化层层剥离，开挖面附近含水量逐渐增大，围岩由汗状渗水状态逐渐转化为流塑状态，甚至在局部段落出现突水涌砂；同时，富水粉细砂地层受作业人员、设备持续振动和扰动，局部尚产生振动液化现象。该地层隧道施工极为困难，安全风险极高，成为业界难题。如果能够科学地研究并掌握该地层围岩的水稳性变化规律，同时有针对性地对水害状态进行总结归类，并分析其产生机理，对于下步施工中采取积极有效的措施预控、治理水害，具有重要意义。

2 水稳定性研究方法

施工实践证明，水是造成粉细砂地层隧道施工条件急剧恶化的主要因素。王庆林等[1]通过对桃树坪、胡麻岭隧道第三系富水粉细砂地层在不同工况下围岩含水率现场监测和监控量测结果分析，得出了围岩含水量变化和围岩稳定性之间的关系及其规律；王志伟等[2]介绍了饱和砂土和粉土的振动液化原因和发生振动液化的危害，分析了影响地基土液化的因素并提出预防液化措施及处理方法。高金川等[3]对影响武汉市粉土和砂土液化的地质属性和人为因素进行分析，并进行液化判定与液化指数的计算，达到了对饱和粉、砂土振动液化量化分析研究的目的。为探索富水粉细砂地层水稳定性规律，胡麻岭隧道富水粉细砂地层水稳特性研究以下内容：

（1）通过室内试验测取该地层围岩基本物性参数；对该围岩不同含水率条件下的单轴抗压强度、天然土体抗剪强度进行室内试验，得出其力学特性；在施工现场进行动力触探试验，以判定该围岩振动液化特性。

（2）对该地层在隧道开挖后受地下水渗流作用下围岩稳定性的变化特征进行研究，对不同水害现象总结归类，并分析其产生机理。

3 粉细砂地层室内外试验研究

3.1 物性参数试验

确定富水粉细砂地层的物理力学参数是水稳特性研究的基础。依据 GB10102-2010《铁路土工试验规程》进行试验，试验内容包括：筛分、含水率试验、试样密度试验、颗粒密度试验、固结试验、渗透试验。整理试验数据，得粉细砂地层物性参数，如表1。

表1 粉细砂地层物性参数表

3.2 液塑限试验

通过该试验确定粉细砂地层塑液限含水率。对胡麻岭隧道 1#、2#、3#斜井围岩分别取样，依据GB10102-2010《铁路土工试验规程》进行试验。仪器采用光电式液塑限联合测定仪LP-100D，电子天平YP-2001感量0.01 g，圆锥质量76 g，锥角30°。试验得液塑限测定结果如表2，采用解析法对试验数据进行整理如图1。

表2 液塑限联合试验记录

图1 液塑限含水率解析

同时测得1#斜井试样天然含水量14.8%，2#斜井试样天然含水量 15.6%，3#斜井试样天然含水量15.4%，均大于塑限含水率。

根据试验结果得出：含水比（aw=W/WL）1#斜井48.2、2#斜井50.6、3#斜井49.4，原始粉细砂地层未经扰动前处于弱胶结硬质状态；塑性指数（IP=WL-WP）1#斜井21.1、2#斜井20.0、3#斜井21.0，可知该地层土呈粉细粒结构，类粘土特征，可塑性较高。

3.3 抗压强度试验

通过该试验确定粉细砂地层强度随含水量变化的关系。将试件制成五个含水率等级各三组，即干燥状态、含水率2%、5%、8%、12%。仪器采用五联蠕变压缩仪，加载方式采用应力控制，速度0.01 kN/s。通过原始数据绘制应力—应变曲线，对不同含水率试样单轴抗压强度数据整理如表3，得该地层极限应力与含水量关系曲线如图2。

图2 极限应力与含水量之间的关系

表3 不同含水率试件单轴抗压强度

根据试验结果得出：从干燥状态到含水率5%时，该地层强度迅速下降；含水率由5%到12%时，强度下降速度趋缓；含水率继续增大将超过塑限含水率，围岩进入可塑状态，强度逐渐丧失。通过Gauss-Newton迭代进行非线性回归，确定该地层单轴抗压强度与含水量的函数关系如下：

3.4 抗剪强度试验

试验所使用的仪器为应变控制式剪力仪。垂直应力σ的大小由所加荷载换算得出，剪应力的大小由量力环的变形值换算得出。采用几种不同的垂直应力σ，得到相应的然后绘制曲线。该曲线为莫尔-库仑破坏包线。曲线的倾角和纵轴上的截距为的值。各组试样的试验数据见表 4，试样的曲线见图3。

通过直剪试验测得围岩抗剪强度在 157.68～478.8 kPa之间，粘聚力在57.48～99.38 kPa之间，说明该地层土颗粒间呈极弱胶结状态。

表4 剪切试验数据及结果

图3 试件正应力与抗剪强度关系曲线

3.5 动力触探试验

羊小云等[4]提出，在采用标准贯入试验法进行粉土及砂土的液化判别过程中，可以最不利条件确定不同深度处的液化判定标贯击数临界值，根据实测标贯击数大于最不利条件下的临界标贯击数时，即通过触探试验可直接判定该标贯点粉土或砂土不液化，而不需对扰动土样进行室内颗粒分析试验，可满足规范判定要求，减少室内试验工作量。

依据 TB10018-2003《铁路工程地质原位测试规程》标准，采用轻型触探仪（N10）进行试验，探杆长2.1 m，落锤重10kg，落距500 mm，探头直径40 mm，锥角60度，贯入度30 cm。分别对胡麻岭隧道4#斜井正洞隧底DK79+358～DK79+356原状体围岩（剥离清除围岩表面弱化层）、开挖后围岩（受机械设备作业振动后）、支护后围岩（受施工人员作业再扰动后）三种不同工况下进行标准贯入试验。根据经验公式：地基承载力=8×N-20（N 为锤击数）。试验数据整理如表5。

表5 不同工况下围岩动力触探试验数据对比

通过触探试验数据对比可知：对原状体围岩进行触探试验，锤击数N分别为17、20、18，经换算承载力平均值约127kPa；对开挖作业后围岩（受机械设备作业振动后）进行触探试验，锤击数N分别为3、5、7，经换算承载力平均值约28kPa；对支护作业后围岩（受施工人员作业再扰动后）进行触探试验，锤击数N分别为1、3、2，经换算承载力平均值约1 kPa，部分位置振动液化后承载力为0。经过理论判断和现场施工情况比对，胡麻岭隧道富水粉细砂地层在人为动荷载影响下，存在围岩局部振动液化现象。

4 粉细砂地层水稳变化特征研究

4.1 汗状渗水

4.1.1 现象

该地层开挖后普遍存在汗状渗水状态，围岩开挖后基本在5～20 min内产生发汗性渗水，在渗水影响下围岩表面由湿润状态逐渐泥化，随渗水一起呈汗状流淌，渗水汇积及围岩含水率逐渐增大，造成断面失稳剥落。

4.1.2 产生机理

隧道未开挖前，富水粉细砂围岩孔隙水处于各向压力平衡状态或动水稳定渗流状态；土体颗粒也可以看作是各向压力平衡的结构稳定状态，颗粒间通过接触点有效压力维持结构体系稳定平衡。

隧道在开挖后，临空面随之产生，破坏了围岩的原始状态。临空面位置土体颗粒间法向有效应力 σ陡降为0，土颗粒间相互空间结构的稳定主要靠临空面孔隙水表面张力维持，靠骨架支点作用相互支撑嵌合。

但同时，临空面位置孔隙水压力u陡降为0，与近距离位置孔隙水压力形成压力差 Δu，孔隙水在动水压力作用下向临空面方向流动，形成临空面渗水。临空面渗水不断积累，造成临空面位置土颗粒间相互支撑嵌合力不再受孔隙水表面张力作用维持，土颗粒在自身重力及渗流压力Δu作用下开始脱落，悬浮于临空面渗水中，形成临空面液化区。

随着临空面液化区不断向内部深入发展，液化区所受重力作用大于液化区表面张力后，液化区内渗水及土体颗粒持续或间断向下流淌，形成汗状渗水。汗状渗水持续汇积，断面下方围岩抗剪强度不断降低，滑动面破裂趋势不断向断面前方发展，造成围岩持续层层剥落。

4.1.3 产生条件

根据达西定律可知，水通过多孔介质的速度同水力梯度的大小及介质的渗透性能成正比，形成汗状渗水必须同时具备两个基本条件：低渗透性地层中孔隙水的低渗流速度；高水力梯度形成足够的渗流压力Δu去克服渗流阻力。

胡麻岭隧道富水粉细砂地层具有高水位低渗透性的特殊工程地质条件。经过物性试验得出该地层渗透系数在 2.0×10-4～5.2×10-5间，具有低渗透性；经地表补勘，水位在隧道上方约40 m，高水位为地下水在低渗透性粉细砂地层中渗流提供了可能。

4.2 流塑状态

4.2.1 现象

经物性试验可知，富水粉细砂地层含水率达到10.2%时由半固态向塑态转变，当含水率达到 30.9%以上时由塑态向液态转变。因此，受渗水持续作用或富水程度较高时，围岩从掌子面或初期支护背后流塑状流出，如图4。

图4 含水率大于塑限围岩塑态流动

4.2.2 产生机理

杨小军[5]研究指出，砂土的抗剪强度τ与作用在剪切面上的法向应力σ和内摩擦角有关。地下水渗流在土体孔隙中产生动水压力 Gd，当其与土颗粒间有效压力P方向相反时，土的抗剪强度减小，即：

当 Gd不断增大趋近于 P时，Gd→P，土的抗剪强度也趋近于0，即τ→0。此时，围岩含水率达到塑限，土体在重力或压力作用下由半固态转变为塑态，即发生塑态流动。

当Gd=P时，土的抗剪强度τ=0。此时，围岩含水率达到液限，土颗粒呈现为悬浮状态，土体在重力或压力作用下由塑态转变为液态，即发生液态流动。

4.2.3 产生条件

流塑状态形成须同时具备两个条件：地层为砂性土，如细粒、松软的砂土及粉细砂等；位于地下水位以下，动水压力使土体中含水率逐渐增大，能够达到饱和状态。

4.3 突涌状态

4.3.1 现象

富水粉细砂地层隧道施工中，在施工过程中，地质状况复杂多变，时常遭遇水囊、溶腔、岩溶通道或地下河，频发不同危害程度的突水涌砂，施工严重受阻。

4.3.2 产生机理

张敏江等[6]研究指出，突水涌砂发生与否及发生的强度大小，主要取决于含砂层颗粒之间胶结程度、颗粒大小、临空面条件及水力坡度，且临界水力坡度是突水涌砂产生的决定性因素。根据模拟试验及现场突水涌砂资料分析， 判定突水涌砂可能发生的临界水力坡度Icr可按下式计算：

式中，Icr为临界水力坡度，I′cr为无胶结松散粉细砂层发生流砂时的临界水力坡度，其值可按马扎林公式计算，即I′cr=(ds-1)(1-n)+0.5n。（式中：ds为砂粒的相对密度；n为空隙度；c为与砂层性质有关的参数，弱胶结粉细砂层取2，粘粒含量大于10%时取3，中砂取5。）

4.3.3 产生条件

对施工现场突水涌砂灾害状况分析，胡麻岭富水粉细砂地层隧道通过区内多发水囊溶腔等含水腔体以及地下水通道，因此施工中承压水水头压力冲破作业面易形成突水涌砂；同时，在动水压力的作用下地下水持续向作业面渗流，造成作业面围岩含水率逐渐增大至超过液限，也会引发突水涌砂。

4.4 振动液化

4.4.1 现象

当富水粉细砂地层围岩含水率较高或趋于饱和状态时，受施工人员、设备持续振动和扰动，围岩表面急速弱化为液塑状，即产生振动液化[10]。围岩的振动液化造成人员施工困难、设备陷入液化围岩中无法移动；严重时造成基底液化隆起，造成仰拱开裂，甚至引起初期结构沉降变形，如图5。

图5 动荷载作用下的振动液化现象

4.4.2 产生机理

振动液化是饱和土在动荷作用下由于其原有强度的丧失而转变为一种类似液体状态的现象，它是一种土体强度大幅度骤然丧失的特殊强度问题。

在动荷载持续振动的影响下，粉细砂的性状以及自身的土水平衡体系发生改变，土骨架因振动影响而受到一定的惯性力和干扰力，它们作用在各个土颗粒上产生大小、方向各异的动附加应力。当动附加应力超过一定的数值时，就会破坏土颗粒之间原来的联结强度与结构状态，使砂粒彼此脱离基础，有效压力传给孔隙水承担，引起孔隙水压力的骤然增高。孔隙水在超静水压力的作用下向上排除趋势，土颗粒在重力作用下向下沉落趋势，因此土颗粒在结构破坏的瞬间或一定时间内，处于局部或全部悬浮（孔隙水压力等于有效覆盖压力）状态，土的抗剪强度局部地或全部地丧失，出现不同程度的变形或完全液化，即振动液化。

4.4.3 产生条件

李广信[7]指出，饱和砂土发生液化现象必须同时具备两个基本条件：

一方面动荷载振动作用足以使土体的结构发生破坏（即振动荷载较大或砂土的结构强度较小）。液化应力条件，满足强度的基本公式：

另一方面在土体结构发生破坏后，土粒发生移动的趋势不是松胀而是持续压密。

富水粉细砂地层呈天然弱胶结状态，施工中人为动荷载很容易破坏原状岩体结构，同时在作业人员及设备振动条件下，围岩呈持续长时间反复压密趋势，造成了富水粉细砂地层围岩局部振动液化。

5 结语

（1）该地层围岩具有低液塑限特征，围岩含水率在塑限以下时强度已随含水率增大而急剧降低，具有较强的水敏感特征。

（2）该地层具有高水位、低渗透性特征，围岩天然含水率超过塑限。隧道开挖后，在地下水渗流作用下围岩由固态迅速向塑态和流态转变，因此该地层极易产生汗状渗水、流塑状态和突水涌砂不良地质灾害，该地层围岩受水害作用明显。

（3）粉细砂地层围岩强度低、呈天然弱胶结状态，施工中原状土体结构轻易被破坏，并在动荷载作用下呈反复持续压密状态，造成围岩局部振动液化。

（4）对于该地层隧道施工，应采取三方面重要措施避免水害影响：一应采用降水控制围岩含水率在塑限以下，发挥围岩自稳能力；二应采用超前双液劈裂注浆进行，对不良围岩进行预加固；三是通过超前地质预报及时发现不良地质状况，及时预防并有效治理。

[1]王庆林, 刘晓翔. 桃树坪隧道、胡麻岭隧道第三系富水粉细砂层围岩含水率与稳定性关系浅析[J]. 现代隧道技术,2012(04)∶ 1-5.

[2]王志伟, 张淑杰. 饱和砂土和粉土振动液化的危害与防治[J]. 青岛远洋船员学院学报, 2003(2)∶ 69-73.

[3]高金川, 孙亮, 刘超庆. 武汉市饱和粉、砂土的振动液化性分析研究[J]. 探矿工程∶ 岩土钻掘工程, 2008(6)∶ 52-54.

[4]羊小云, 符亚兵. 天津地区标准贯入试验在液化判别中的简化应用[J]. 港工技术, 2008(2)∶ 52-54.

[5]杨小平. 土力学[M]. 广州：华南理工大学出版社, 2001.

[6]张敏江, 张丽萍, 等. 弱胶结砂层突涌机理及预测研究[J].金属矿山∶ 地质与测量, 2002(10)∶ 48-50.

[7]李广信. 高等土力学[M]. 北京：清华大学出版社, 2003.

[8]中华人民共和国铁道部. TB10102-2010，铁路工程土工试验规程[S]. 北京：中国铁道出版社, 2004.

[9]中华人民共和国铁道部. TB10018-2003，铁路工程地质原位测试规程[S]. 北京∶ 中国铁道出版社, 2003.

[10]周烨. 富水弱成砂岩隧道力学特性与支护对策研究[D].北京∶ 北京交通大学, 2013.

Research on the Water Stability Characteristics of the Stratum of Humaling Tunnel Rich Water Silty-Fine Sand

ZHANG Tian-yu
(China Railway 19th Bureau Group 3rd Co. Ltd., Shenyang 110136, China)

The large paragraphs of Humaling tunnel of Lanzhou-Chongqing railway pass through the stratum of the Neogene system water rich low permeability silty-fine sand, the construction is very difficult. This paper tested and studied the basic physical parameters of the surrounding rock, liquid plastic limit, uniaxial compressive strength and water content, shear strength, and determined the formation vibration liquefaction phenomenon exists by using dynamic hammer test. Based on the construction of Humaling tunnel project, the different water disaster phenomenon were classified and researched，the change characteristics of surrounding rock stability of the strata after excavation in groundwater seepage were described, the mechanism and conditions of the different water disaster phenomenon were summarized. It can be a reference for the similar underground engineering geological research.

water rich silty fine sand; moisture content; water stability; vibration liquefaction

U451

A

1008-2395(2015)06-0041-07

2015-06-21

张天宇（1984-），男，工程师，研究方向：桥梁与隧道。