川藏铁路巴玉隧道开挖二次应力分布特征与岩爆风险分析

吴春成

(中国铁路青藏集团有限公司,西宁 810007)

引言

川藏铁路沿线穿越8座高山和7大山河，全线隧道共计198座，总长1 223.5 km，占线路总长的70.2%，其中，35座为高地应隧道，最大埋深近2 600 m[1]。目前已开挖完成的拉林段深埋超长隧道(如巴玉隧道[2，3]、桑珠岭隧道等)均遭受了严重的岩爆灾害，而待建的林康段高地应力岩爆问题将更为突出。岩爆是地下工程施工过程中典型的动力灾害，严重威胁着隧道的施工安全[4]。因此，有必要深入研究以巴玉隧道为典型代表的高应力隧道岩爆发生的应力特征与规律，为即将开工的林康铁路强岩爆洞段安全建设提供科学支撑。

岩爆是在开挖或其他外界扰动下，地下工程岩体中聚积的弹性变形势能突然释放，导致围岩爆裂、弹射的动力现象[5]。地应力是岩爆发生的控制性因素[6-7]。隧道开挖后，地应力发生重分布，形成沿洞周的切向应力，所以也叫开挖二次应力。国内外学者如Hoek和Brown[8]、Barton和Grimstad[9]、Russenes[10]、徐林生和王兰生[11]等都建立了基于隧道开挖后切向应力的岩爆评估判据。巴福隆[12]采用应力解除法测试洞壁二次应力，基于切向应力判据预测了九岭山隧道岩爆情况。宋章等[13]在地应力测试的基础上，揭示了成兰铁路某隧道岩爆成因机制，并对其他洞段岩爆等级进行了预测。切向应力在许多模型如神经网络[14-15]、功效系数法[16]等模型中获得应用。王庆武[17]等基于早期的地应力测试进行了地应力反演，并利用修改后的谷-陶岩爆判据评估了巴玉隧道的岩爆，表明隧道开挖过程中隧道边墙和拱脚为潜在岩爆主要发生部位。但由于地应力测试结果的影响，岩爆主要发生部位与实际有所偏差。

另外，隧道分合修的比选同样是施工设计所需要考虑的问题[18]。学者常常从防灾救援、运营维修、空气动力学、施工组织及工程投资等方面对分合修方案进行比较。岩爆同样是隧洞分合修设计中需要考虑的因素。高应力环境下，采用分修方案可以减小隧道断面面积，有效降低开挖过程中的岩爆风险。但隧道分修不可避免带来隧道超前与滞后掘进(平行错开掘进)，进而影响岩爆的发生情况。巴玉隧道在正洞旁超前施工平导，形成类似于隧道分修的设计，二者施工过程中的相互影响尚不明确。

本文基于巴玉隧道初始地应力场反演成果，结合典型声波测试结果验证数值模型，分析该隧道强岩爆洞段的开挖过程不同阶段二次应力分布特征，评估岩爆潜在发生的主要断面部位，并分析隧道平行错开掘进对正洞及平导岩爆风险的影响。

1 巴玉隧道概况及其初始地应力特征

1.1 工程概况

巴玉隧道位于西藏自治区山南地区，是新建川藏铁路拉林段的三大控制性工程之一(图1)。隧道走向为104°，正洞全长13 073 m，进、出口平导共计8 131 m，沿雅鲁藏布江峡谷区布设。隧道工程大部分为中粒角闪黑云花岗岩(E2R)，部分区段夹有极少量的伟晶岩脉，构造发育轻微，里程DK200+006左右有近垂直藏木断层，断层破碎带宽30～50 m，工程区地面高程3 260～5 500 m，属于典型的高山峡谷地貌。隧道埋深最大的位置位于DK195-DK196，最大埋深达2 080 m[4]。该隧道正洞和平导平行错开掘进，隧道正洞与平导中心线间距为30 m，其中平导超前开挖200～300 m[19]。

图1 巴玉隧道进口位置

1.2 初始地应力场特征

巴玉隧道DK194+200和DK201+468地应力测点结果[19-20]表明：初始应力场的最大主应力近似于水平方向且基本垂直于隧道走向，中间主应力近似于垂直方向，最小主应力近似水平且平行于隧道走向。基于该测试结果的地应力反演分析表明：巴玉隧道主应力值与埋深呈正相关关系[20]，最大主应力最大值可达58 MPa，中间主应力最大值为45.6 MPa，最小主应力最大值为29.9 MPa。

2 巴玉隧道开挖响应数值模拟

2.1 数值模型建立

为研究巴玉隧道开挖二次应力分布特征，在大型复杂山体模型的基础上，建立了隧道开挖的子模型，其基本思想就是先进行大范围的地应力场反演，获取所要研究区域的边界条件，建立针对此区域的精细模型，从而研究此局部区域开挖二次应力分布特征。

考虑到模型网格划分及计算机计算能力的限制，建立如图2所示三维数值模拟模型，正洞为三心拱形，宽为8.16 m，高为9.78 m，平导为半圆拱形，正洞与平导中心线间距30 m。为研究隧道周边损伤区分布，对隧道周围4 m范围内网格细化处理，网格尺寸0.5 m，模型尺寸为200 m(长)×150 m(宽)×100 m(高)，模型网格为451 900，节点数目为464 814，X方向为隧道掘进方向。模型底部添加垂直位移约束，上表面为自由面，通过施加竖向载荷模拟上覆岩层作用力，侧面施加水平位移约束并通过施加侧向应力模拟水平方向上的构造应力挤压作用。竖向应力及边界侧向应力可通过地应力反演得到。模型建模时采用弹性本构模型，开挖采用莫尔库伦本构模型，岩体力学参数见表1所列。

表1 岩体力学参数

DK195～DK196为隧道埋深最大位置，为分析掘进该洞段时的应力分布及塑性区分布特征，结合现场测试以及地应力反演，确定上覆岩层作用力为45.6 MPa，Y向水平应力为58 MPa，X向水平应力为26.8 MPa。

为分析正洞与平导平行错开掘进的相互影响，设计模型开挖方案，如图3(a)所示，受限于计算机运算能力的限制，平导开挖180 m，正洞开挖84 m，平导超前了96 m。在平导掌子面后方4 m，正洞掌子面后方4 m及远离掌子面的后方布置3个监测断面Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ，分别研究平导掌子面超前掘进、正洞掌子面滞后掘进及开挖平衡后的应力与损伤分布特征。

为分析平导超前开挖对正洞掌子面的卸压作用，设计正洞独头掘进的开挖方案，如图3(b)所示。平导无开挖，正洞开挖84 m，在正洞掌子面后方4 m布置监测断面Ⅳ，与监测断面Ⅱ形成对比，分析超前开挖平导对正洞的卸压作用。

图3 模型开挖方案(单位：m)

2.2 模拟结果分析

2.2.1 开挖二次应力场分布特征

如图4所示，分别为监测断面Ⅰ～Ⅳ的开挖二次应力场分布特征云图。图5为正洞与平导间岩柱最大主应力分布情况。

图4 隧道开挖后最大主应力分布特征

图5 平行掘进隧道岩柱主应力分布情况

(1)平导超前掘进后，掌子面后方4 m最大主应力为121.26 MPa，见图4(a)，分布于隧道顶底板深度1.5～2.0 m处，从顶板到拱肩到洞壁，相同深度主应力逐渐减小。隧道围岩表面发生应力松弛，边墙卸载区域较大，卸载程度高，不易发生岩爆，但容易发生开裂。拱肩及拱顶应力较高，卸载区较小，极易发生岩爆。正洞最大主应力分布位置与平导基本一致。所以巴玉隧道即时型岩爆[21]主要发生于拱顶及拱肩，边墙岩爆风险较低。

(2)正洞滞后掘进，掌子面后方4 m最大主应力为125.4 MPa，与其相同位置的平导最大主应力升高，达到138.46 MPa，见图4(b)。与此同时，正洞与平导中间岩柱出现了大范围的“马鞍形”应力升高区，应力值为64.8 MPa，从而引起平导边墙的破坏，甚至引起平导时滞型岩爆[22]，见图5。

(3)远离掌子面的位置，虽然其最大主应力较高(见图4(c))，但积聚的弹性能已通过破裂释放完成，无发生岩爆的能量。正洞与平导中间岩柱虽然还有“马鞍形”主应力，但其最大值下降至56.6 MPa，见图5，表明远离掌子面的位置发生岩爆的风险较小。

(4)对比监测断面II和IV可知，超前开挖平导，正洞掌子面最大主应力为125.4 MPa，见图4(b)。而正洞独头掘进时，掌子面最大主应力为129.5 MPa，见图4(d)。由此可知，超前开挖平导，可以降低正洞掌子面的应力，达到卸压的目的，进而降低岩爆。而平导断面小于正洞，最大主应力为121.26 MPa。从这个角度来说，超前开挖平导可以达到降低施工期岩爆的目的。

2.2.2 损伤区分布特征

图6为隧道开挖过程中监测断面Ⅰ和监测断面Ⅱ塑性区分布特征。由图6可知，平导超前掘进时，塑性区范围为1 m。受正洞开挖的影响，平导塑性区范围扩展至1.5 m，而正洞塑性区范围为1.5～2 m。隧道底板和边墙的表面多表现为拉伸和剪切破坏，拱肩及拱顶位置主要为剪切破坏，围岩深部同样表现为剪切破坏。结合开挖二次应力场结果可知，拱顶及拱肩由于剪切作用易发生岩爆，而边墙则容易发生拉剪破坏。

图6 隧道监测断面塑性区分布特征

在平导典型洞段两侧底板上方1.5 m位置进行了钻孔声波测试，图7为正洞掘进过后的声波测试所获得的波速-深度曲线，由图7可知，损伤区宽度约为1.5 m，与图6所示塑形区宽度基本相符，验证了数值模拟的可靠性，应力在1.9～2.1 m位置集中，此应力为作用于洞壁的切向应力。

图7 波速-深度曲线

3 巴玉隧道开挖岩爆风险分析

以上采用数值模拟研究了巴玉隧道开挖过程围岩二次应力分布。Hoek和Brown总结南非石英岩隧洞围岩脆性破坏案例(岩爆、片帮和剥落)，基于开挖洞周最大切向应力评估岩爆风险，考虑了隧道开挖对岩爆的影响，同时采用隧道轴线应力评估围岩脆性破坏，结果较为可靠。因此，采用Hoek判据评估了巴玉隧道正洞开挖断面上不同位置岩爆发生等级和脆性破坏情况。Hoek判据如表2所列，表2中σmax为围岩的最大切向应力；σv为隧洞垂向作用应力；σc为岩石单轴抗压强度。根据Hoek判据确定的巴玉隧道开挖拱顶/拱肩与边墙岩爆风险如图8所示。其中不同里程段的切向应力与本文相同，即将不同里程段的地应力反演结果赋予模型边界，获得开挖后的二次应力。限于篇幅，不再具体列出。

表2 Hoek判据判别式及判别阀值

受地应力影响，巴玉隧道开挖过程中围岩最大切向应力σmax为Y向水平应力，其作用于拱顶及拱肩，引起拱顶及拱肩的片帮及岩爆，隧洞垂向作用应力σv为垂直应力，作用于边墙，引起边墙的片帮及岩爆，由图8可知，拱肩/拱顶岩爆风险远大于边墙，拱肩/拱顶有强烈岩爆，边墙部分多表现为剥落与片帮破坏。

另外，结合数值模拟可知，正洞滞后掘进的扰动作用引起平导的最大主应力增加，同时隧道间的岩柱的最大主应力升高，会诱发平导的时滞型岩爆，主要表现为板状劈裂破坏。

图8 巴玉隧道正洞开挖过程岩爆风险评估

4 巴玉隧道岩爆与破坏发生情况

4.1 岩爆发生的位置情况

白国峰[2]统计了巴玉隧道岩爆的发生特征。从岩爆类型来看，巴玉隧道岩爆灾害类型主要有即时型和时滞型，且主要为即时型岩爆，即主要发生于掌子面或掌子面后面5 m范围。同时发生少量的时滞型岩爆，与数值模拟结果较为一致。

从岩爆在断面上的位置来看，巴玉隧道岩爆主要发生于拱顶和拱肩(图9)。统计结果也表明，接近80%的岩爆发生于拱顶和拱肩(图10)，发生于边墙的岩爆仅占8%。

图9 巴玉隧道强烈岩爆

图10 巴玉隧道岩爆发生位置统计[2]

4.2 巴玉隧道边墙破坏情况

对巴玉隧道正洞边墙的破坏形式进行了调查。如图11所示，隧道开挖过后，巴玉隧道边墙发生片帮与开裂，岩体成板状或薄片，厚度0.3～2 cm。从其破坏形式来看，边墙岩爆较少，主要表现为由拉伸作用导致的岩板弯曲鼓折，由剪切作用导致的岩片剥落，与数值模拟及评价结果较为一致。

图11 巴玉隧道边墙的片帮与开裂

5 结论

针对川藏铁路巴玉隧道施工过程中岩爆频发的现状，采用数值模拟方法研究了巴玉隧道施工过程中的二次应力及损伤分布情况，并采用Hoek判据对岩爆风险进行了分析，结论如下。

(1)巴玉隧道开挖响应数值模拟平导塑性区范围为1～1.5 m，和声波测试获得的损伤区结果一致，表明反演结果可靠。

(2)巴玉隧道开挖后掌子面及围岩最大主应力分布于拱顶及拱肩，所以巴玉隧道即时型岩爆主要发生于拱顶及拱肩。基于Hoek判据评估巴玉隧道开挖过程中拱肩及拱顶存在强烈岩爆风险，实际接近80%的岩爆发生于拱顶和拱肩，与现场岩爆实际发生情况一致。

(3)巴玉隧道边墙卸载区域较大，卸载程度高，不易发生岩爆。损伤模拟表明，边墙表面多表现为拉伸和剪切破坏。基于Hoek判据评估巴玉隧道边墙部分为剥落与片帮破坏。实际中，边墙发生了由拉伸作用导致的岩板弯曲鼓折和由剪切作用导致的岩片剥落。

(4)相比独头掘进，巴玉隧道超前开挖平导，正洞掌子面最大主应力由129.5 MPa下降为125.4 MPa。说明超前开挖平导可以降低正洞掌子面的应力，达到卸压的目的，进而降低正洞掌子面即时型岩爆。但正洞的滞后掘进，引起与其相同位置的平导最大主应力升高，正洞与平导中间岩柱出现了大范围的“马鞍形”应力升高区，从而引起平导边墙的破坏，甚至诱发平导时滞型岩爆。

本文采用数值模拟方法分析了巴玉隧道开挖过程的岩爆风险，不可避免的参数和地应力反演误差一定程度上会影响开挖二次应力数值的准确性，但其应力集中区域、塑性破坏模式以及应力变化规律是正确的，同时数值模拟方法带来的误差会影响部分处于临界阈值段的岩爆风险，但其主要为强烈岩爆的评估结果是准确的。结合开挖二次应力分布特征模拟，给出了岩爆在断面发生位置，以及脆性破坏的模式。