深大断层破碎带隧道突水突泥机理研究*

杨 超 邹永木 李 磊 钟祖良 李亚朋

(1.成贵铁路有限责任公司,成都 610031;2.中铁十一局集团第五工程有限公司,重庆 400045;3.重庆大学土木工程学院,重庆 400045)

在隧道开挖过程中,尤其当穿越深埋富水断层破碎带区域时,在爆破等施工扰动下,极易产生突水突泥,造成较大经济损失和工期延误。[1]目前,国内外学者对隧道突水突泥机理进行了一定研究：Ma等对不同初始孔隙度、粒度组成和水压力下砂岩样品中小颗粒的迁移过程进行研究,揭示了断层破碎带突水突泥微观机理;[2]王德明等通过建立的三维地质模型实验系统,揭示了断层带围岩应力-应变及渗流特性;[3]文献[4-5]认为地质因素和地下水的溶蚀作用是造成断层带塌方的主要原因;隧道预留防突厚度不足是导致突水突泥的直接原因。从1944年Ribicic等首先提出相对隔水层厚度[6]的概念以来,较多学者也对隧道安全防突厚度进行了关注,文献[7-8]等基于筒仓理论推导了断层破碎带隧道突水突泥最小安全厚度表达式,发现断层破碎带宽度对防突安全厚度影响显著。

目前对隧道突水突泥机理及防突厚度研究取得了一定成果,但是,针对富水断层破碎带水力耦合作用下防突岩体剪切失稳机理的研究较为匮乏,且已有研究所依托的断层破碎带宽度也较小,对于百米以上宽度的深大富水断层破碎带,水力耦合特性更加复杂,但对此类地质条件下隧道突水突泥的研究鲜有报道。

因此,以成昆铁路德昌隧道穿越高家湾深大富水断层破碎带为背景,通过理论分析,数值模拟等手段,对突水突泥灾变机理及掌子面防突安全厚度进行研究,为类似不良地段工程施工提供参考。

1 工程概况

成昆铁路德昌隧道为长大铁路隧道,隧道进出口里程DK494+575—D2K508+855,全长14 280 m。隧道最大埋深为1 030 m,断面开挖宽度12.3 m,高度11.1 m,属深埋大断面石质隧道。

德昌隧道于D2K504+250附近与高家湾深大断层破碎带相交,隧道埋深为450 m左右,地下水位高度430 m左右。高家湾断层带为区域性大断裂,断层走向为N12°E,倾向北西,倾角为48°,宽度为100～150 m,该断层岩体破碎,岩质以断层角砾为主,地质断面如图1所示。

图1 高家湾断层破碎带区域地质断面Fig.1 A profile of the fracture zone in the Gaojiawan fault

德昌隧道隧址区地下水以孔隙水、基岩裂隙水和断层破碎带孔隙潜水为主,尤其在高家湾断层区域,岩土体颗粒间存在较大孔隙,并相互连接贯通至地表,直接接受大气降水补给,在掘进过程中岩体破碎,掌子面漏水严重。

2 突水突泥灾变过程

根据前期地质勘察及现场钻探揭露,德昌隧道D2K503+270—D2K504+245段为正常围岩,围岩等级Ⅱ—Ⅲ级,采用上下台阶法开挖。隧道于桩号D2K504+245—D2K504+355段穿越高家湾断层破碎带,断层破碎带宽度约为110 m,围岩等级Ⅳ—Ⅴ级,采用三台阶施工工法。

德昌隧道在向高家湾断层破碎带方向掘进过程中,围岩强度呈逐渐降低趋势。2018年12月5日,隧道开挖至D2K504+236里程,隧道上台阶初支作业时,拱底及掌子面中心部位出现掉渣,并伴有小股水流出。初支施工完毕后,水压急剧增加,呈喷射状水柱,且水质浑浊、含较多泥沙,掌子面喷射混凝土出现大范围剥落,出现大规模垮塌,大量泥沙涌入隧道,造成突水突泥灾害,如图2a所示。在泥水的猛烈冲击下,支护钢架扭曲变形,拱墙喷射混凝土出现贯通性裂缝,钢筋网及围岩发生塌落,如图2b所示。

a—涌泥;b—初支垮塌。图2 突水突泥灾害现场Fig.2 Sites of water and mud inrush

3 突水突泥机理分析

根据德昌隧道工程地质以及灾变演化过程,并结合文献[4,9]对隧道突涌灾害的划分标准,将此次突水突泥确定为断层破碎带作用下防突岩体剪切滑移引发的泥砾石型特大突涌灾害：德昌隧道普通围岩等级为Ⅲ级,整体强度较高,主要破坏模式为压剪失稳破坏。在隧道开挖扰动下,断层破碎带应力场、渗流场重分布,作用于防突岩体上的断层破碎带应力及水压力增加,且预留防突厚度不足,剪切面产生应力集中,超过岩体极限抗剪强度后发生剪切滑移,造成大规模突水突泥。

为研究防突岩体剪切破坏机理,建立富水断层破碎带防突岩体简化受力模型,如图3所示。

图3 断层破碎带防突岩体受力模型Fig.3 The force model of the outburst-prevention rock mass in the fault fracture zone

图3中,断层面与水平线夹角θ为断层破碎带倾角,隧道掌子面和断层破碎带之间防突岩体厚度为S,防突岩体右表面作用有水平向断层破碎带地应力px以及垂直于断层面的地下水压力pw,防突岩体和普通围岩接触面分布剪应力为τ,将防突岩体所受各力向隧道轴线方向投影,得到平衡方程,如式(1)所示：

(1)

据摩尔-库仑强度准则,防突岩体剪切强度：

τ=c+σtanφ

(2)

式中：c、φ为防突岩体抗剪强度指标;σ为作用于防突岩体竖向应力。根据SL 279—2016《水工隧洞设计规范》[10],隧道围岩水压力pw可近似按(3)式估算：

pw=βγw(z-d)

(3)

式中：β为水压力折减系数,围岩越破碎,其取值越大;γw为水的重度;z为隧道埋深,d为地表到地下水水面的竖向距离。

将式(2)、(3)代入式(1),整理得到隧道防突安全厚度表达式：

(4)

根据式(4),对德昌隧道突水突泥机理分析如下：

1)德昌隧道突水突泥区段埋深450 m,开挖断面面积100 m2以上,且断层破碎带岩体松散,断层颗粒间孔隙发育,水压力折减系数取值较大,由式(4)可知：对于此类深埋大断面富水隧道,等效直径D以及断层带应力px、水压力pw较大,导致防突岩体厚度显著增加。

2)隧道开挖至高家湾断层破碎带附近时,临空面水压消散,断层破碎带地下水水头差增大,防突岩体所受渗透力也增大,初期表现为隧道拱底及掌子面出现掉渣以及股状涌水现象;高家湾断层破碎带组成物主要为胶结强度较差的断层角砾,在施工扰动下,原本处于稳定状态下的地下水沿角砾颗粒空隙向开挖面渗流,同时,断层松散介质及矿物成分溶解于水体,渗流通道扩展,反过来又会增加岩体渗流速度,形成恶性循环,导致原岩结构破坏,抗剪强度指标c、σ值降低,根据式(4),需要更大的防突安全厚度S,而现场实际预留防突厚度不足(仅9 m左右),宏观表现为掌子面水流呈高压喷射状,并夹杂溶解的泥沙。

3)高家湾断层破碎带宽度达100 m以上,相较于其他几十米的层断,防突岩体所要承受的断层带应力px的增大,致使需要更大的防突安全厚度储备,而现场实际开挖至高家湾断层破碎带区域时,未及时调整防突安全厚度,导致突水突泥灾害。

4 突水突泥数值模拟研究

采用FLAC3D数值模拟软件,对德昌隧道在高家湾深大断层破碎带区域施工时突水突泥灾变过程进行研究,并确定该隧道防突安全厚度。

4.1 数值模拟方案

4.1.1模型尺寸选定

模拟D2K504+245—D2K504+355区段110 m宽的高家湾断层带区域隧道开挖,将围岩划分为普通围岩和断层破碎带围岩,模型纵切面如图4所示。

图4 三维数值模型切面Fig.4 A longitudinal section of the 3D numerical model

模型各边界距隧洞距离均大于4倍洞径,长(隧道纵向方向)为239 m,宽为120 m,高为110 m,隧道横截面宽度约为12.6 m,高度约为11.5 m。初支厚度为0.25 m、二衬厚度为0.45 m,均为实体单元,模型单元共195 604个,结点137 244个。

4.1.2材料参数

断层破碎带围岩等级为Ⅳ级,普通围岩等级为Ⅲ级,模型材料参数依据德昌隧道地质勘察报告以及TB 10003—2016《铁路隧道设计规范》[11]等资料进行确定,见表1,其中断层破碎带渗透性具有一定的方向性,表现为竖向渗透系数比水平向渗透系数稍大(kz>kx=ky)。围岩采用摩尔-库仑模型,初支、二衬为弹性模型。

表1 围岩及支护结构物理力学参数Table 1 Parameters of surrounding rock and supporting structures

4.1.3边界条件及开挖方案

模型位移边界条件：侧面限制水平位移,下表面固定,上表面自由,且模型上表面施加上覆岩体所受重力。渗流边界条件：模型初始孔隙水压力沿竖向梯度分布,模型上表面静水压力为4.0 MPa,隧道开挖临空面设置为透水边界且水压为零。

隧道采用全断面开挖,开挖进尺为2 m,开挖后及时施加初支,二衬滞后,流固耦合计算平衡后,进行下一阶段开挖,直至揭露断层破碎带围岩,图5所示断面Ⅰ位置处。

图5 隧道纵向断面示意 mFig.5 A schematic diagram of the longitudinal section of the tunnel

将隧道掌子面中心距断层面水平向长度S(即掌子面与图5中断面Ⅱ距离)作为防突厚度。断面Ⅰ开挖进尺为68 m,断面Ⅰ、Ⅱ间距为5 m,隧道开挖起始面距断面Ⅱ长度为68 m+5 m=73 m,因此,防突安全厚度S为：

S=73-X

(5)

式中：X为隧道掌子面开挖进尺。

为研究隧道开挖对断层破碎带渗流场影响,在断面Ⅱ后1 m处设置水压监测点JD1。

4.2 临界防突厚度的判据

隧道掌子面突水突泥是一个复杂的力学和工程问题,目前国内外对其临界失稳破坏尚未形成统一的判断标准,陈泽龙在研究过程中“将掌子面塑性区和断层带塑性区贯通时作为临界判据”[12],尚明源则“以掌子面最大位移、剪切应变增量为临界判据”[13]。隧道突水突泥的本质在于防突岩体在外界条件作用下产生应力破坏,宏观表现为掌子面大变形、涌水量陡增等,因此,为安全起见,分别将隧道掌子面涌水量、位移、塑性区以及断层带渗流场产生突变时(拐点处)的防突厚度作为临界防突厚度,然后选取其中最大值作为隧道临界防突安全厚度。

4.3 数值模拟结果

4.3.1渗流场变化特征

不同开挖进尺下围岩渗流场及JD1处断层破碎带水压变化分别如图6、图7所示。

a—4 m;b—16 m;c—32 m;d—52 m;e—64 m;f—68 m。图6 不同开挖进尺下围岩渗流场 MPaFig.6 Seepage fields of surrounding rock in different drill depths

图7 不同开挖进尺下JD1监测点水压Fig.7 Water pressure at JD1 in different drill depths

由图6、图7可知：在隧道开挖过程中,原本处于平衡状态的地下水向开挖临空面汇集,形成泄水漏斗,随着开挖进尺的增大,渗流场的扰动范围逐渐扩增。当开挖进尺达到52 m,渗流场扰动扩展至断层破碎带,水压力出现下降,表明富水断层破碎带已形成通往隧道掌子面的泄水通道;随着开挖进尺的增大,断层破碎带围岩泄水漏斗区域显著增大,渗流通道进一步扩展,断层带地下水通过隧道临空面快速泄排,且防突岩体厚度也不断减少,在断层带水力耦合作用下防突体剪切面产生应力集中。由图7可知：隧道开挖进尺达到64 m时,断层带水压出现骤降拐点,表明隧道掌子面和断层破碎带渗流场已完全贯通,断层带地下水大量涌入隧道,防突体失稳破坏。

图7断层破碎带水压力曲线骤降,拐点处的开挖进尺X=64 m,根据式(5)计算得到隧道防突厚度为9 m,即0.68D(D为隧道等效洞径)。

4.3.2掌子面涌水量变化规律

在隧道向断层破碎带开挖过程中,对掌子面涌水量进行监测,结果如图8所示。

图8 不同开挖进尺下隧道掌子面涌水量Fig.8 Water inrush volumes from working faces of tunnels in different drill depths

根据图8,隧道掌子面涌水量监测曲线大致可划分成以下3个阶段：

稳定阶段：图8中AB段,隧道开挖进尺小于56 m,掌子面涌水量变化不大,基本稳定在20 m3/h。此时隧道掌子面防突厚度较大,开挖对断层带渗流场扰动较小,岩体处于稳定状态。

发展阶段：BC段,隧道开挖进尺大于56 m后,掌子面涌水量增加,与稳定阶段相比所增加的涌水量来自于断层破碎带的渗流补给,说明此时断层带和掌子面渗流通道已经开始贯通,断层带渗流场产生了较大扰动,也与前文中渗流场变化分析结果相符。

失稳阶段：CD段,隧道开挖进尺大于64 m时,防突岩体在断层带应力和渗透力作用下产生失稳破坏,掌子面涌水量骤增。

根据BC段掌子面涌水曲线拐点处的开挖进尺X=64 m,代入式(5),得到隧道防突厚度0.68D。

4.3.3掌子面位移变化规律

隧道掌子面水平向最大位移与开挖进尺关系如图9所示。

图9 不同开挖进尺下隧道掌子面位移Fig.9 Displacements at working faces of tunnels in different drill depths

隧道掌子面水平向最大位移曲线与涌水量监测曲线趋势相似,也可划分为三个阶段：隧道开挖进尺小于52 m时为稳定阶段(AB段),掌子面位移随开挖进尺变化不大,稳定在5 mm附近;开挖进尺大于52 m时进入发展阶段(BC段),富水断层破碎带作用下防突岩体产生剪切变形,掌子面位移发展较快;当开挖进尺大于62 m时,掌子面迅速变形破坏,进入失稳阶段(CD段)。

根据发展阶段掌子面水平向最大位移曲线拐点处开挖进尺X=62 m,代入式(5),确定隧道防突厚度为0.83D。

4.3.4围岩塑性区变化特征

围岩采用摩尔-库仑模型,当隧道开挖引起的应力扰动超过一定范围后,围岩将进入塑形屈服阶段,产生塑性区。因此,可通过对隧道掌子面前方岩体塑性区进行观察,判断防突岩体稳定性。

图10为不同开挖进尺下掌子面前方岩体塑性区分布情况。隧道开挖进尺2 m时,掌子面塑性区延伸长度为7 m,塑性区主要为剪切破坏。隧道开挖进尺32 m时,掌子面塑性区延伸长度稳定在6～7 m。当开挖进尺达到60 m时,掌子面塑性区扩展至5 m,断层带首次产生剪切破坏塑性区,表明随着防突厚度减少,断层破碎带应力场、渗流场扰动显著,围岩稳定性逐步降低。如图10d、图10e所示,开挖进尺64、68 m时,塑性区体积产生骤增,掌子面前方岩体塑性区与断层破碎带塑性区贯通,防突岩体塑形破坏,突水突泥灾害即将发生,确定防突安全厚度为10 m,即0.76D。

a—2 m;b—32 m;c—60 m;d—64 m;e—68 m。图10 不同开挖进尺下隧道掌子面塑性区分布Fig.10 Plastic zones at working faces of tunnels in different drill depths

观察图10,防突岩体主要破坏模式为剪切破坏,与前文中将此次灾害确定为防突岩体剪切滑移引发的泥砾石型特大突涌灾害的判断相符。

4.4 临界防突安全厚度确定

根据对渗流场(断层带水压)、掌子面涌水量、掌子面水平向位移、掌子面塑性区等指标变化对隧道突水突泥演化机理的研究,可确定其防突安全厚度分别为0.68D、0.68D、0.83D、0.76D,为安全起见,取其中最大值0.83D作为临界防突安全厚度。隧道爆破施工会对围岩产生扰动损伤区,根据Sheorey的研究[14],发现此损伤区距离小于1.5 m,因此,确定最小防突安全厚度为0.83D+1.5 m,即0.95D。

德昌隧道发生突水突泥灾害时,掌子面中心距高家湾断层破碎带水平距离仅为9 m,即0.68D,小于临界防突安全厚度0.95D,防突岩体失稳破坏,产生突水突泥灾害。

4.5 隧道埋深及断层破碎带宽度对临界防突安全厚度的影响

由隧道突水突泥机理的定性分析可知,隧道埋深、隧道断面面积、围岩等级、断层破碎带宽度、地下水等因素均对隧道防突安全影响比较大,但德昌隧道埋深高、穿越断层破碎带宽度大的工程特征最为突出,因此,在德昌隧道实际工况的基础上,进一步定量研究不同隧道埋深、断层破碎带宽度对隧道临界防突厚度的影响。隧道埋深分别为200,300,400,450,500 m时,防突厚度随断层带宽度变化如图11所示。在每一类工况下,除了探究的因素外,其余计算参数与德昌隧道参数相同。

图11 不同隧道埋深下临界防突厚度随断层破碎带宽度的变化Fig.11 Changes of critical outburst-prevention thicknesses with widths of fault fracture zones in different buried depths

由图11可知：断层破碎带宽度一定时,隧道埋深越大,临界防突安全厚度越大,且防突厚度的增加值与隧道埋深增加值的比值近似为一个定值,表明临界防突厚度随隧道埋深线性增加;临界防突厚度也随断层破碎带宽度的增大而增大,但逐渐趋于一个稳定值。隧道埋深为200,300,400 m时,临界防突厚度分别在断层等破碎带宽度为60,80,100 m时开始趋于稳定,可见,随着隧道埋深的增大,还会使得断层破碎带对隧道防突厚度的影响增大,表明隧道埋深对掌子面防突安全的影响更为显著。

5 结束语

以德昌隧道依托,通过理论分析及数值模拟,研究了深大富水断层破碎带隧道施工时突水突泥机理以及防突安全厚度,得出以下主要结论：

1)基于剪切破坏理论及工程实际,建立富水断层破碎带防突岩体受力模型,推导出防突安全厚度表达式,并从隧道埋深及断面面积、断层带分布宽度、地下水渗流以及围岩岩性等方面对突水突泥机理进行了理论分析。

2)通过数值模拟,对隧道不同开挖进尺下围岩渗流场、位移场、涌水量、塑性区等失稳评价指标进行研究,发现其均具有明显的阶段特征,经历了“稳定阶段—发展阶段—失稳阶段”,反映了防突岩体失稳灾害的形成、发展及灾变过程,与现场突水突泥过程基本吻合,并根据各失稳评价指标确定德昌隧道开挖时的临界防突安全厚度为0.95倍隧道等效直径。

3)掌子面临界防突安全厚度随断层破碎带宽度的增加表现出先增加后趋于稳定的变化规律,但随隧道埋深则近似线性增加。对于深大富水断层破碎带隧道,隧道埋深对防突安全的影响大于断层破碎带宽度的影响。

4)突水突泥是一个渐进性破坏过程,在隧道施工时,可通过掌子面涌水量、挤出位移等对围岩稳定性进行评价,当出现突变预警时,须及时采取超前支护及预加固后进行开挖穿越,且预留防突岩体不小于临界防突安全厚度。