深埋隧洞穿越破碎带诱发围岩变形特征

周吉学

(1. 武汉理工大学 土木工程与建筑学院，武汉 430070；2. 中铁二十局集团有限公司，西安 710016)

在国家“一带一路”战略的引领下，我国公共交通建设持续发力，打通丝绸之路建立高速铁路网向西延伸将成为必然，沿线必将经过青藏高原和新疆地区，将面临海拔高、地势起伏大、地质条件复杂的挑战与考验.在此区域修建高铁，所面对越岭隧道的占比大，且多为大埋深、穿越不良地质带的长大隧道，施工过程中将对围岩的稳定性控制提出重大挑战.

以往施工中，此类复杂地质条件下的大埋深长大隧道常遇到断层破碎带，对施工影响巨大.如世界著名的Tauem隧道和Arlberg隧道(奥地利)，以及Enasan隧道(日本)等，在开挖过程中都遇到过类似问题.我国近年来隧道开挖中也常遇到断层破碎带问题[1-2].宋瑞刚等[3]认为破碎带围岩的突发失稳与几何-力学参数和综合刚度比相关.

在隧道开挖变形计算方面，房倩等[4]通过收集整理大量山岭隧道变形监测数据，统计分析了围岩变形量、围岩变形稳定时间与围岩级别、隧道开挖面积等因素之间的关系，提出了不同围岩级别下，隧道变形的建议控制值以及变形稳定时间参考值.Lisjak等[5]基于对Mont Terri地下岩体实验室的变形监测数据分析认为，岩体层状特性对其近区变形特性有极大影响.Moffat等[6]则基于光纤光栅设备对巷道轴向应变变化与分布规律进行了研究.

纵剖面变形分布计算方法方面，张常光等[7]研究认为，相比支护力系数法，位移释放系数式法适用范围更广，可以考虑多种因素对隧道开挖面空间效应的影响.Alejano等[8]基于理想弹塑性假定，对一定GSI(geological strength index)范围内的岩体进行数值分析计算，并提出一种简化的围岩塑性区半径计算公式，用以优化应变软化岩体纵断面变形分布计算方法.Vlachopoulos等[9]则基于对最终径向塑性位移计算方法的进一步研究，对围岩纵剖面变形能分析计算进行了优化.

苏道振等[10]对小盘岭隧道进出口段多个监测断面进行现场试验研究，结果表明隧道持续变形一般到48 d才能稳定，并且累计变形量很大，且利用BP神经网络方法，能够比较准确的预测隧道围岩在施工过程中的拱顶沉降及围岩收敛.王开禾等[11]应用改进的遗传模拟退火算法提高了BP神经网络的预测精度.

数值分析方面，孙闯等[12]与Zhao等[13]均基于数值计算方法分析了软岩隧道掘进过程中围岩变形随隧道轴线变化过程.Basarir等[14]则考虑了岩体特性、隧道大小和掌子面后方围岩的受力状态等因素的影响，利用三维有限元分析对隧道纵剖面变形分布进行了计算，并提出拟合公式.

以往的研究表明，在确定的围岩条件下，选择相宜的开挖与支护方法，增大成本与工期，往往能有效的控制围岩变形.而在围岩条件较好的情况下，开挖进尺更大，支护更简单，对于突发性不良地质带的抵御能力则更弱.因此，当掌子面前方突现破碎带的情况下，极有可能诱发变形突变，甚至塌方.

由于以往的研究多采用二维平面模型进行计算分析，因此所针对的问题大多也是考虑断层破碎带走向与隧道轴线平行的情况.本文主要针对厚度较小且走向与洞轴线垂直的断层破碎带，通过分析围岩变形的现场实测数据，并结合理论分析与数值计算，探索隧道开挖邻近穿越破碎带时诱发的围岩位移演化特征规律.

1 大梁隧道开挖变形特性

1.1 工程背景

兰新高铁(兰州至乌鲁木齐)被称为“钢铁丝绸之路”，全长1 776 km，是世界上一次性建成通车里程最长的高速铁路.其中，大梁隧道起止里程DK328+820～DK335+370,全长6 550 m，为双线隧道，开挖高度13 m，跨度15 m，属特大断面隧道.洞内线路坡度为6‰，-9‰的人字坡，除进口端位于曲线上外，其余均位于直线上.隧道穿越了海拔超过4 000 m的祁连山，最大埋深超过600 m.隧道内岩性变化较大，且存在多条断层和破碎带，风险评估中重点防范的是邻近出口处的F5断层，宽度约100 m(如图1所示，如表1所列[15]).由于开挖该洞段时采取了合理的开挖方法，利用超前支护预处理安全防护措施，因此并未产生明显的大变形或围岩破坏.然而，在原设计中风险较小的洞段却产生了较大的变形突变和围岩破坏.

表1 大梁隧道围岩分级与设计开挖方法[15]Tab.1 Classification of surrounding rock and excavation method of Daliang tunnel[15]

1.2 施工期间面临的问题

在进行辅助正洞施工时，隧道埋深465 m的洞段，遇到了严重的突发大变形，最大下沉速率达41 mm/d，导致初期支护混凝土开裂和剥落，变形不收敛.设计报告表明，该洞段本应为IV级围岩，而实际揭示围岩则为节理发育的黑色板岩，并且呈薄层压碎状，围岩构造挤压特征突出，稳定性差，导致采用原来设计的施工方法作业后产生了较大的围岩变形.

DK331+885单日最大沉降量为56 mm，单日最大收敛值为30.8 mm；DK331+766测点4 d累计最大沉降量和收敛值分别高达197.5 mm、151.3 mm，其中单日最大沉降量和收敛值则分别为45.8 mm、29.9 mm.

2012年10月11日下午2时，当开挖至DK334+241桩号时，距掌子面17～24 m处出现坍塌，初支钢架受挤压脱落，约185 m3破碎松散体失稳涌入坑道(如图2所示)，塌腔深3.5 m，高6 m，纵向长7 m.塌方区围岩内存在明显呈碎块状压碎结构的碳质板岩夹层，受构造作用强烈，不断塌滑，围岩处失稳状态.塌方区周边约10 m内围岩初支喷层多处开裂，拱顶喷层掉快严重，边墙部分最大收敛值为1 m，初支侵限.围岩监控量测显示，围岩塌方使得该部位及周边围岩产生了较大变形，距塌方区5 m部位，当天沉降值和收敛值分别高达36.4 mm和57.6 mm.

对该洞段及周边围岩的长期累积沉降与收敛变形值进行观察(如图3所示)，可见该部位累积变形远大于周边围岩，原设计为III级围岩，实际趋于稳定时间更长.可见，准确判断前方围岩级别，识别潜在的破碎带，对于选择合理的开挖方法，施加超前支护，主动控制围岩变形及稳定，有着较重要的现实意义.

2 临近破碎带的围岩位移特征分析

2.1 岩体物理力学参数与地应力场

对现场获取的破碎带岩体样本进行室内试验分析，结果表明，破碎带岩体多为原生岩体在地质作用下形成，其重度介于18.2～19.6 kN/m3，级配较均匀，颗粒较粗，同时又得到足量细颗粒填充，因此内摩擦角与粘聚力均较高，其原生稳定状态下可视作等效弹塑性体，故采用了Drucker-Prager屈服准则进行计算，岩体物理力学参数如表2所列.

表2 围岩与破碎带物理力学参数Tab.2 Physical and mechanical parameters of surrounding rock and fracture zone

基于现场测试，在斜井辅助正洞孔深15.0 m、18.5 m、19.0 m和27.0 m得到有效地应力测试数据，如表3所列.表明，在所测深度内最大水平主应力最大值为25.14 MPa，方向近似垂直于洞轴线；最小水平主应力13.77 MPa；垂直应力最大值为12.30 MPa；侧压力系数介于1.89～2.08之间，且与掌子面开挖断面上观测到的岩层弯曲现象一致.故基于测试结果将地应力施加到计算模型中.

表3 铅直钻孔水压致裂成果表[16]Tab.3 Result table of vertical drilling hydraulic fracturing[16]

2.2 破碎带周边位移有限元分析与对比

参考实际工程建立三维有限元计算模型，模型长宽均为100 m，深200 m.采用8节点单元进行网格划分，共划分为117 872个单元和120 098个节点，结构面采用加密网格划分，如图4所示.利用单元生死技术模拟开挖过程，每次进尺为1 m，计算朝向破碎带掘进过程中各测点围岩变形演化过程.

对大梁隧道塌方区周边开挖过程进行分析，按照塌方区宽度及岩层倾角判断破碎带宽度约为7 m，倾角约为66°，走向与开挖方向垂直，倾向于开挖方向一致.参考实际开挖过程进行计算，开挖速率为1 m/d，计算朝向破碎带掘进过程中各测点围岩变形演化过程，并与实测数据进行对比，如图5所示.

通过对比距离破碎带38 m的测点顶拱沉降变形计算结果与实测数据发现，计算值与实测值存在一定差别.一方面，计算所得变形曲线中，在测点开挖出露后1 d左右可见明显的变形速率增大，即可见明显的变形拐点，但在实测曲线中却并未体现；另一方面，两条曲线在第31 d的累积位移值大小存在高达10 mm的差别.然而，考虑到实际工程中，测点刚刚揭露时，紧贴掌子面附近作业往往存在较大安全风险，因此，实际监测过程通常在开挖出露后1 d甚至数天后才开始.故此，将监测滞后的因素考虑进来，将计算所得开挖曲线进行左向平移，得到新的曲线.对比发现，考虑监测滞后的变形曲线与实测曲线，无论是在变形趋势上还是具体数值上均较为契合.

对向破碎带掘进过程中，周边洞段各测点的顶拱沉降变化规律，进行进一步分析，并绘制三维曲面图如图6所示.

掌子面推进到不同位置时，各测点累计沉降分布如图6所示，其中测点与破碎带距离为负值则表示测点位于破碎带后方，掌子面与破碎带距离从开挖后相距48 m一直到开挖后刚好揭露破碎带(相距0 m)变化.可见当掌子面不断向破碎带推进时，各部位围岩沉降变形差异较大.在远离破碎带的洞段，围岩变形随开挖过程的变化速率先增大，后逐渐减小；破碎带后方的测点由于距离开挖面较远，故变形相对较小；而当掌子面靠近距离破碎带不足20 m时，破碎带附近区域的岩体内部变形则已经非.

考虑到实际监测中的理想情况，即开挖揭露测点位置的同时开始变形监测，其中距离破碎带不同距离的测点沉降变化作为单独的曲线进行绘制，各测点累计沉降变形如图6所示.可见，从测点暴露后开始计算，反而距离破碎带51 m处的测点，其15 d内所产生的累计变形值最大，距离破碎带21 m的却最小.如图7所示进行分析可知，距离破碎带较近的测点，其总体累计变形能更大(含测点出露前产生的变形).因此，在一定范围内，距离破碎带越近的测点在出露前(即位于掌子面之后时)会产生更大的变形.从围岩受力分析，则是由于破碎带自身刚度较小，距离破碎带越近的围岩受到的约束约弱，故前期变形越大.

另一方面，测点的完整变形时间曲线应有一个拐点，即从开始变形时的加速变形区，变形速率不断增大，而在经过拐点后，变形速率不断减小.若将距破碎带不同距离的测点变形曲线写作时间的函数，如公式1所示.

δ(x)=f(x,t).

(1)

则，当x确定时，函数应在t>0处有1个拐点，而在前方一定距离存在破碎带时，则拐点消失.考虑到常规条件下隧道围岩变形监测时测点布设的滞后性房倩等[4]，监测到的隧道围岩变形量并不是隧道围岩总变形，也不是测点出露后的变形，而是测点出露后一段时间开始的累计变形，因此往往难以观察到变形曲线中的拐点.

对围岩质量变化较小其周边无破碎带的洞段(DK330+029～DK330+115)2013年2月18日的实测数据进行综合分析，将不同部位测点按照其监测天数和累计沉降变形的相互关系如图8所示，可见顶拱累计沉降值与监测天数的拟合曲线存在明显拐点.

为进一步研究变形曲线拐点的位置，利用三次多项式进行拟合，如公式2所示.

y=-0.001 2x3+0.111 7x2+0.186 6x.

(2)

相关系数R=98.6%

令y(x)的二阶导数为0，可求得拐点位置为：x拐≈31.0 d，即在曲线中第31 d左右可见变形速率由不断增大变化为不断减小.然而对比图6发现，在破碎带周围的测点在被揭露后观测到的变形时间曲线中并未观测到拐点，说明该点在开挖揭露前已经受到开挖区的影响，原本应较大的开挖卸荷变形，在揭露前已经逐步发生，而在实际揭露后则变形速率逐渐减小.从图6中也可观察到，破碎带周边更近的部位，其变形时间曲线中的拐点出现在开挖暴露之前，即x拐<0.

2.3 破碎带倾角对围岩变形曲线的影响

对隧道掘进穿越不同倾角破碎带所诱发的围岩变形进行了分析.用如图8所示的方法进行分析，可得距破碎带不同距离处测点的沉降变化曲线拐点位置分别如表4所列.在特定倾角的破碎带影响下，距离破碎带越近的部位，其变形时间曲线拐点出现的越早，而破碎带倾角的变化对拐点位置也有较大影响.在倾角较小时，倾角变化对拐点位置变化影响更大，而在倾角90°左右时，其变化对拐点位置影响较小.比如在倾角为100°时，若测点在开挖揭露的同时开始变形监测，则尚能在监测几天或十几天后观测到拐点，从而判断前方几十米处是否存在破碎带，可以考虑适时调整开挖和支护参数，避免之后出现大规模施工灾害.

表4 围岩倾角变化导致的不同测点拐点位置变化Tab.4 Change of inflection point of different measuring points caused by variation of surrounding rock inclination angle

3 结论

通过分析兰新高铁大梁隧道开挖过程中破碎带塌方灾害，基于对隧洞不同部位围岩变形监测数据的理论与数值分析，得到以下结论：

1) 在周边无破碎带且围岩条件较好的洞段，隧道纵断面的围岩变形速率先增大后减小，围岩变形曲线存在1个拐点，通过观察其他洞段变形曲线拐点的出现时间，可以估计前方是否有破碎带，从而选择合适的开挖参数避免施工灾害.

2) 围岩变形过程受到周边破碎带的显著影响，使得围岩变形时间曲线中拐点出现时间提前，距离破碎带更近的围岩在开挖揭露前就可能产生大量变形，并且在开挖揭露后变形速率始终减小，无法观测到拐点.

3) 破碎带倾角较小时，倾角变化对拐点位置变化影响更大，在倾角90°左右时，其变化对拐点位置影响较小.

在具体工程中，一方面需通过及时开展监控量测工作更为准确的获取岩体在未受到破碎带影响下变形时间曲线中拐点的出现时间；另一方面则有赖于更为先进的技术手段更早的对围岩测点开展变形观测.