富水巖溶隧道涌、積、排水過程結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

李芒原

摘 要：以華麗高速控制性工程營盤山隧道2#斜井工區(qū)主洞涌積水為工程背景，運(yùn)用數(shù)值模擬方法研究隧道涌水前后、不同積水時間及分階段排水過程中隧道圍巖穩(wěn)定性特征。結(jié)果表明：涌、積、排水各階段中積水階段圍巖穩(wěn)定性最優(yōu);隧道積水時長對圍巖和初支穩(wěn)定性影響較小;斜井與主洞交叉連接處圍巖所受壓應(yīng)力以及變形值在涌水發(fā)生后至排水完成期間均為隧道各處最大;排水后隧道穩(wěn)定性明顯降低，圍巖塑性應(yīng)變值增加顯著，約比排水前增加385%。

關(guān)鍵詞：富水隧道;巖溶涌水;隧道積水;圍巖強(qiáng)度變化

中圖分類號：U459.2 ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

文章編號：1001-5922（2022）02-0169-12

我國西南地區(qū)地形以山區(qū)、丘陵為主，地質(zhì)復(fù)雜且區(qū)內(nèi)斷裂和褶皺構(gòu)造頻現(xiàn)、新構(gòu)造運(yùn)動活躍，造成地表及地下巖溶發(fā)育強(qiáng)烈，在此區(qū)域修建隧道巖溶涌水問題突出，成為困擾隧道建設(shè)的主要難題。

西南地區(qū)隧道建設(shè)過程中由于巖溶涌水問題導(dǎo)致的事故頗多。據(jù)統(tǒng)計，成昆鐵路415座隧道施工期間有93.5%的隧道發(fā)生了不同程度的涌水或突水災(zāi)害，其中涌水量超過10 000 m3/d的有8座;宜萬鐵路發(fā)生了多次巖溶突水事故，其中馬鹿箐隧道暗河突水造成11人死亡;野三關(guān)隧道發(fā)生巖溶突水事故，造成52人被淹，10人遇難;廣安—重慶高速公路華鎣山隧道（長4.7 km）施工時遇到特大規(guī)模的涌突水，其最大涌突水達(dá)7.95 m3/s[1-2]。隧道巖溶涌突水災(zāi)害輕則延誤工期，重則危害施工人員生命安全，并且可能導(dǎo)致環(huán)境負(fù)效應(yīng)。因此，對巖溶隧道涌水問題的研究近些年也成為熱點(diǎn)之一。在巖溶地區(qū)涌突水原因方面，有學(xué)者根據(jù)地質(zhì)結(jié)構(gòu)類型不同劃分了涌突水災(zāi)害賦存的地質(zhì)體，研究表明：裂隙、斷層、地下河、溶洞等發(fā)育區(qū)段易誘發(fā)隧道施工過程中重大的涌突水災(zāi)害[3-4];通過對巖溶區(qū)隧道涌水進(jìn)行研究后得出，涌水地質(zhì)條件（即災(zāi)害源）分為斷層破碎帶、向斜盆地儲水構(gòu)造、巖溶含水體、不整合面和侵入接觸面以及其他含水構(gòu)造、含水體6種[5]。鑒于此，隧道穿越斷層地帶和溶洞存在是造成隧道巖溶涌水的主要原因。而涌水事故發(fā)生后是否會對隧道圍巖及結(jié)構(gòu)造成破壞，眾多學(xué)者從巖溶地帶水巖作用機(jī)理出發(fā)做了相關(guān)研究， 結(jié)果表明：巖石飽水過程中微觀結(jié)構(gòu)的改變是其遇水軟化后力學(xué)性狀劣化的主要原因[6-7]。通過單軸試驗(yàn)研究了飽水度對印度石膏巖峰值強(qiáng)度和彈性模量的影響[8]。對干燥和飽水狀態(tài)下的紅砂巖進(jìn)行壓縮試驗(yàn)的結(jié)果表明：孔隙水對紅砂巖力學(xué)性能有較大影響[9]。此外，對巖石浸水后力學(xué)特性研究表明：巖石在浸水后其力學(xué)性能會表現(xiàn)出下降趨勢[10～14]。

對于巖溶地區(qū)隧道涌水問題的研究，涌水成因和地質(zhì)條件密不可分，涌水后隧道穩(wěn)定性的研究側(cè)重于單一條件下圍巖力學(xué)特性的變化，而對隧道涌、積、排水全過程下隧道穩(wěn)定性的影響和浸水時長對圍巖的整體穩(wěn)定性研究卻相對較少。

本文依托華麗高速某隧道項目，對隧道涌排水前后進(jìn)行建模分析，從圍巖、初支應(yīng)力及圍巖位移、塑性區(qū)分布變化規(guī)律研究斜井及主洞涌水前后、積水時期、圍巖長時間浸泡、分階段降水時隧道圍巖的穩(wěn)定性。

1 研究背景

某隧道位于云南省麗江市華坪縣境內(nèi)，隧道所處地質(zhì)區(qū)域?yàn)閹r溶發(fā)育地區(qū)，區(qū)域內(nèi)圍巖類型主要為微風(fēng)化白云巖，圍巖節(jié)理裂隙發(fā)育，巖質(zhì)較硬，巖體較破碎，圍巖自穩(wěn)能力較差。經(jīng)過三維地質(zhì)探測得出隧道線路上方存在多個富水溶腔和破碎松散區(qū)。隧道全長11.28 km，起訖里程K18+580至K29+890，最大埋深883 m。隧道為左右兩線施工，分進(jìn)口、出口、1#斜井、2#斜井4個工區(qū)，2#斜井分為排風(fēng)井與送風(fēng)井，其中排風(fēng)井已施作完成。2#斜井排風(fēng)井進(jìn)主洞后在ZK26+188處發(fā)生巖溶涌突水事故，主洞及2#斜井排風(fēng)井被淹，涌水發(fā)生后，排風(fēng)井洞口流水量維持在1 500 m3/h左右。斜井及轉(zhuǎn)主洞洞內(nèi)存水約26萬m3，隧道內(nèi)存水量巨大。隧道ZK26+188掌子面涌水、突泥情況如圖1所示。本文研究范圍為左線主洞進(jìn)口端和2#斜井排風(fēng)井部分。

截止到左線主洞掌子面涌水突泥災(zāi)害發(fā)生時，營盤山隧道2#斜井轉(zhuǎn)主洞進(jìn)口端左線已開挖施工505 m，剩余1 951 m，右線已開挖施工400 m，剩余2 011 m。出口端主洞施工開挖掌子面距斜井存水區(qū)域長度為左線624 m，右線665 m。2#斜井工區(qū)具體施工現(xiàn)狀如圖2所示。

2 數(shù)值分析模型

采用有限元軟件MIDAS GTS NX程序建立營盤山隧道左線主洞ZK26+188涌水位置及排風(fēng)井（送風(fēng)井未與主洞貫通）涌水后積水段三維地層結(jié)構(gòu)模型。由圖2可知，隧道發(fā)生涌水時斜井及主洞大部分已開挖段未及時施作二襯，因此建模時只考慮初支，不考慮二襯。

模型尺寸為300 m×300 m×100 m，隧道埋深200 m，模型中主洞長50 m;斜井長332 m，寬8 m，高6.40 m，斜井高差40 m，斜井與正洞交叉處采用20 m長平坡。隧道圍巖用實(shí)體單元模擬，采用莫爾-庫倫本構(gòu)模型。初支用彈性板單元模擬。斜井進(jìn)洞方向與左線主洞ZK26+188開挖方向在X、Y平面投影角度為50°，斜井為直墻式隧道斷面，斜井與主洞連接處為正交連接。主洞與斜井均采用全斷面法開挖，三維計算模型及網(wǎng)格劃分如圖3所示。

2.1 邊界條件

2.1.1 位移邊界

模型頂部距主洞拱頂48.2 m，其余埋深以圍巖自重均布壓力形式施加在模型頂面。在模型前、后、左、右、下邊界施加法向位移約束，模型上邊界為自由邊界。

2.1.2 滲流邊界

模型頂面不考慮因斜井及主洞開挖導(dǎo)致地下水位下降等問題，模型四周及底面設(shè)置不透水邊界。主洞仰拱處壓力水頭為150 m，主洞及斜井泡水后，主洞仰拱處水壓力為1.5 MPa;洞內(nèi)水壓由主洞仰拱處向斜井洞口處沿豎直方向線性遞減。gzslib202204012322

2.2 物理力學(xué)參數(shù)

根據(jù)某隧道工程地質(zhì)勘察資料，2#斜井工區(qū)圍巖級別為Ⅳ級，初支采用C25素混凝土。具體計算參數(shù)如表1所示。

某隧道2#斜井工區(qū)主洞涌水突泥后，整個主洞及斜井均處于積水狀態(tài)，洞內(nèi)積水在高水壓作用下沿初支裂縫向初支背后圍巖滲透，圍巖進(jìn)入浸泡狀態(tài)。隧道從洞內(nèi)積水至排水作業(yè)完成時間較長。圍巖力學(xué)參數(shù)隨浸水時間長短而變化，夏冬以大水礦山為工程背景，根據(jù)廣義Hoek-Brown準(zhǔn)則對工程現(xiàn)場所取灰?guī)r巖樣進(jìn)行不同浸水時間力學(xué)損傷試驗(yàn)并對巖體損傷參數(shù)進(jìn)行估算，得到不同浸水時間巖石各項力學(xué)參數(shù)值，見表2[15]。

對表2中圍巖各項力學(xué)參數(shù)進(jìn)行擬合，并根據(jù)擬合曲線計算出泡水120 d及泡水150 d圍巖各項力學(xué)參數(shù)，結(jié)果如圖4所示。本研究通過與大水礦山灰?guī)r進(jìn)行類比分析，得出某隧址區(qū)不同浸水時間下的圍巖力學(xué)參數(shù)，具體結(jié)果見表3。

4.1 圍巖主應(yīng)力分析

隧道涌水前、后及排水后圍巖最大主應(yīng)力分布如圖5所示。

由圖5可知，在隧道涌水前、后和排水后，隧道圍巖所受最大壓應(yīng)力均在斜井與主洞交叉連接部位拱腰處，最大壓應(yīng)力分別為14.05、12.71和14.19 MPa。隧道內(nèi)發(fā)生涌水后，洞內(nèi)積水產(chǎn)生的內(nèi)水壓力抵消部分圍巖所受壓應(yīng)力，使圍巖所受壓應(yīng)力降低。隧道排水之后，洞內(nèi)積水減少，洞內(nèi)水壓力減小，圍巖所受壓應(yīng)力增加，其最大壓應(yīng)力值相比隧道涌水前增加了約1%。

4.2 初支主應(yīng)力分析

隧道涌水前、后及排水后主洞、斜井、斜井與主洞交叉連接處初支最大主應(yīng)力分布情況，如圖6所示。

由圖6可看知，隧道內(nèi)涌水前后初支所受最大壓應(yīng)力部位由拱腰處變?yōu)檠龉疤?涌水前斜井與主洞交叉連接處最大壓應(yīng)力值約為32.7 MPa，已超過C25混凝土標(biāo)準(zhǔn)抗壓強(qiáng)度。涌水后初支各處所受壓應(yīng)力均大幅下降，以主洞拱腰處為例，由涌水前19 MPa降低到4.5 MPa左右。隧道內(nèi)排水后，初支各處所受壓應(yīng)力猛然增加，為未涌水前2～3倍。

4.3 隧道洞周位移分析

隧道涌、積、排水前后圍巖豎向位移變化如圖7所示。

由圖7可看出，隧道涌水前、后和排水后隧道內(nèi)拱頂圍巖沉降最大值均位于斜井與主洞交叉連接處，涌水前、后和排水后最大沉降值分別為4.85 cm、4.47 cm、5.24 cm。其中排水后隧道拱頂沉降值較涌水前、后增加明顯，最大沉降值較涌水前增長7.4%。隧道涌水前后最大隆起均位于斜井與主洞交叉連接處仰拱，最大隆起值分別為3.75 cm、3.45 cm，排水后最大隆起位于斜井處底板，最大隆起值為8.65 cm，較涌水之前顯著增加，增加值約為131%。

因主洞與斜井開挖方向不一致，故選取主洞拱腰、斜井與主洞交叉連接處拱腰、斜井邊墻提取涌水前、后和排水后各自水平位移。隧道各斷面拱腰水平位移監(jiān)測點(diǎn)布置如圖8所示，各監(jiān)測點(diǎn)水平位移如圖9所示。

由圖9可以看出，涌水前、后和排水后各監(jiān)測點(diǎn)水平位移最大處均為斜井與主洞交叉連接處拱腰，水平位移最小處均為正洞拱腰。涌水后各監(jiān)測點(diǎn)水平位移較涌水前均降低0.2 cm左右，排水后各點(diǎn)水平位移值均高于涌水前，其中斜井邊墻監(jiān)測點(diǎn)增幅最大，約為10%。

4.4 掌子面縱向位移分析

主洞掌子面在涌、積、排水過程中縱向位移如圖10所示。

由圖10可看出，主洞掌子面在隧道涌水、積水、排水過程中掌子面中心為縱向位移最大處。涌水前掌子面中心縱向位移為13.61 cm，涌水后為13.05 cm，比涌水前位移降低4.11%，排水后掌子面中心縱向位移急劇增加，增至64.74 cm，比隧道內(nèi)涌水災(zāi)害發(fā)生前增加375.74%。

4.5 圍巖塑性區(qū)分析

隧道涌水前、涌水后、排水后3個階段圍巖塑性區(qū)分布如圖11所示。

由圖11可看出，隧道涌水前、后和排水后圍巖塑性區(qū)主要分布于主洞及掌子面、斜井與主洞交叉連接及斜井各處。圍巖產(chǎn)生塑性形變在開挖支護(hù)過程中已完成，隧道內(nèi)發(fā)生涌水災(zāi)害，洞內(nèi)水壓雖能降低圍巖形變量，但塑性變形是一種不可恢復(fù)變形，故涌水前后圍巖塑性應(yīng)變區(qū)域及最大塑性應(yīng)變值相差不大。排水前、后最大塑性應(yīng)變均位于主洞掌子面中心處，最大塑性應(yīng)變值分別為0.029 9和0.145，排水后塑性應(yīng)變變化明顯，應(yīng)變值較排水前增加約385%。

5 浸泡時間對隧道圍巖穩(wěn)定性影響分析

隧道內(nèi)積水時間不同，隧道穩(wěn)定性亦有所不同。選取隧道內(nèi)積水1、7、14、30、60、90、120、150 d共8種工況隧道浸水后物理力學(xué)參數(shù)值進(jìn)行模擬，研究隧道內(nèi)涌水災(zāi)害發(fā)生后浸水不同時間對隧道穩(wěn)定性的影響。

5.1 圍巖主應(yīng)力分析

選取積水30 d及積水150 d圍巖主應(yīng)力進(jìn)行分析，積水30 d和積水150 d圍巖主應(yīng)力分布如圖12所示。

由圖12可看出，圍巖所受最大壓應(yīng)力位于斜井與主洞交叉連接拱腰處。圍巖所受壓應(yīng)力隨浸泡時間的增加而增加，但由于洞內(nèi)水壓力作用，積水期間圍巖壓應(yīng)力值增幅較小，積水150 d時圍巖最大壓應(yīng)力為12.88 MPa，涌水發(fā)生時圍巖最大壓應(yīng)力為12.71 MPa，浸水期間圍巖壓應(yīng)力增幅僅為1.34%。

主洞掌子面后4 m及斜井距主洞4 m兩處隧道斷面的拱頂、拱腳、邊墻、墻腳及仰拱5處壓應(yīng)力與積水時間關(guān)系如圖13所示。

由圖13可看出，隧道積水過程中，主洞拱腰處與斜井邊墻處壓應(yīng)力為各自斷面壓應(yīng)力最大值，均在10 MPa左右。隧道圍巖長時間處于積水環(huán)境下圍巖各位置壓應(yīng)力雖緩慢增加但總體增量較小，以正洞拱腰處圍巖為例，隧道內(nèi)積水1 d時，其壓應(yīng)力值為9.86 MPa;積水達(dá)到150 d后，壓應(yīng)力值為9.87 MPa，增長不足1%。隧道圍巖在積水時間達(dá)到60 d后其物理力學(xué)參數(shù)變化趨于穩(wěn)定，圍巖所受壓應(yīng)力在積水60 d后也基本保持不變。gzslib202204012322

5.2 初支主應(yīng)力分析

選取積水30 d及積水150 d初支主應(yīng)力進(jìn)行分析，積水30 d和積水150 d初支主應(yīng)力分布如圖14所示。

由圖14可看出，積水時期初支所受壓應(yīng)力最大處位于斜井仰拱處，積水30 d和150 d時初支所受最大壓應(yīng)力分別為15.55、16.17 MPa，初支所受壓應(yīng)力增加約4%。 ?主洞掌子面后4 m及斜井距主洞4 m兩處隧道斷面的拱頂、拱腳、邊墻、墻腳及仰拱5處初支主應(yīng)力與積水時間關(guān)系如圖15所示。

由圖15可看出，積水過程中斜井?dāng)嗝娓魈幊踔軌簯?yīng)力均高于主洞對應(yīng)位置，主洞和斜井各斷面初支所受最大壓應(yīng)力分別在拱腰和仰拱處。隨著積水時間的增加，初支所受壓應(yīng)力增加，且增長速率大于圍巖壓應(yīng)力增長速率。涌水時間由60 d增加到150 d，初支所受壓應(yīng)力增加緩慢，初支逐漸穩(wěn)定。

5.3 隧道洞周位移分析

選取積水30 d及積水150 d圍巖豎向位移進(jìn)行分析，積水30 d和積水150 d圍巖豎向位移如圖16所示。

由圖16可看出，積水過程中，隧道內(nèi)各段拱頂最大沉降量及仰拱最大隆起量增加不大，從積水災(zāi)害發(fā)生1 d至積水時間達(dá)到150 d，最大沉降增量及最大隆起增量皆不足1 mm?？梢姵踔Ъ八淼纼?nèi)水壓起到支撐作用，使圍巖強(qiáng)度降低對豎向位移量影響較小。

選取隧道積水期間正洞、斜井與正洞交叉連接處、斜井3個斷面的拱頂及仰拱6處位置進(jìn)行豎向位移分析，如圖17所示。

由圖17可看出，積水過程隧道圍巖各處豎向位移逐漸增大。隧道積水期間，隧道各斷面拱頂沉降值大于仰拱隆起值，且正洞與斜井交叉連接處豎向位移大于斜井及正洞豎向位移。

對正洞拱腰，斜井與正洞交叉連接處拱腰及斜井邊墻圍巖進(jìn)行水平位移分析，如圖18所示。

由圖18可看出，隧道圍巖水平位移值在隧道積水時間段內(nèi)逐漸增加，但增量較小，隧道內(nèi)積水達(dá)150 d時，圍巖水平位移較隧道積水1 d時增加1 mm左右，可見初支及隧道內(nèi)水壓對圍巖水平位移起到了控制作用。

5.4 掌子面縱向位移分析

選取左洞ZK26+188涌水段掌子面不同積水時段縱向位移進(jìn)行分析，如圖19所示。

由圖19可看出，掌子面縱向位移隨積水時間增加而增加，但總體位移變化不足0.4 mm。隧道內(nèi)積水達(dá)到60 d以后，圍巖基本處于穩(wěn)定狀態(tài)。

5.5 圍巖塑性區(qū)分析

積水30 d、積水150 d圍巖塑性區(qū)分布如圖20所示。

由圖20可看出，圍巖塑性區(qū)分布及最大塑性應(yīng)變值基本不隨積水天數(shù)改變，最大塑性應(yīng)變部位位于主洞掌子面處，最大塑性應(yīng)變值為0.029 6;其次為斜井與主洞交叉連接拱腰處。圍巖處于長時間浸泡環(huán)境下強(qiáng)度雖有所降低，但在初支及洞內(nèi)水壓作用下塑性變形仍維持在隧道涌水后狀態(tài)。

6 采用分階段排水對隧道穩(wěn)定性影響分析

隧道選擇分階段排水方案。隧道未排水時斜井水位達(dá)150 m，參照營盤山隧道實(shí)際降水方案，模擬斜井水位降至104、80、30 m及排水作業(yè)完成4種工況，如表4所示。

6.1 圍巖主應(yīng)力分析

不同降水階段圍巖最大主應(yīng)力分布如圖21所示。

由圖21可看出，采用分階段排水方式后，各階段圍巖所受最大壓應(yīng)力均在斜井與主洞交叉連接處拱腰部位。隧道降水至104、80、30和0 m水位圍巖所受最大壓應(yīng)力分別為13.12、13.32、13.74和14.19 MPa。斜井水位從150 m降到104、80 m，圍巖壓應(yīng)力增幅均為1.6%左右，水位從80 m降至30、0 m，圍巖壓應(yīng)力增幅均為3.2%左右。隨著隧道內(nèi)水位降低，圍巖所受壓應(yīng)力逐漸增大且壓應(yīng)力增幅也增大。

6.2 初支主應(yīng)力分析

各降水階段初支最大應(yīng)力分布如圖22所示。

由圖22可看出，在各排水階段，初支壓應(yīng)力在斜井與正洞交叉連接拱腰處及斜井平底板處表現(xiàn)突出。隧道水位降至104、80、30、0 m時，初支所受最大壓應(yīng)力分別為21.44 、30.55、49.35、68.65 MPa，隨隧道內(nèi)水位降低，初支所受壓應(yīng)力逐漸增大。

6.3 隧道洞周位移分析

不同排水階段圍巖豎向位移如圖23所示。

由圖23可看出，隨著隧道內(nèi)水位降低，拱頂沉降量隨之增大，最大沉降位置位于正洞與斜井交叉連接部位拱頂處。水位降至104、80、30 m時，最大拱頂沉降量分別為4.68、4.75、4.89 cm，排水作業(yè)完成后，最大拱頂沉降量為5.24 cm。隧道內(nèi)仰拱隆起量同樣隨水位降低而增大，水位降低至104、80、30 m時，最大仰拱隆起量分別為3.51、3.56、3.65 cm，最大隆起位置位于主洞與斜井交叉連接部位仰拱處;排水作業(yè)完成后斜井仰拱最大隆起量增至8.65 cm。在各降水階段，拱頂沉降量呈均勻增加趨勢;而仰拱隆起量在從30 m水位降至0 m時大幅增加，約為從104 m水位降至30 m水位仰拱隆起增量的35倍。因此，排水后應(yīng)注意仰拱隆起風(fēng)險。

不同排水階段圍巖水平位移與水位關(guān)系曲線如圖24所示。

由圖24可看出，隧道圍巖水平位移值隨隧道內(nèi)水位降低而增大。在各個排水階段，主洞與斜井交叉處拱腰圍巖水平位移均為水平位移最大值。

6.4 掌子面縱向位移分析

不同水位時，掌子面縱向位移如圖25所示。

由圖25可看出，降水階段掌子面最大縱向位移在掌子面中心處，水位降低至104、80、30、0 m時，掌子面縱向位移量分別為13.33、13.51、28.27、64.65 cm，掌子面縱向位移隨隧道內(nèi)水位降低不斷增大，且增幅也隨水位降低而增大。

6.5 圍巖塑性區(qū)分析gzslib202204012323

各降水階段圍巖塑性區(qū)如圖26所示。

由圖26可看出，圍巖最大塑性應(yīng)變值在掌子面處，隨隧道內(nèi)水位不斷下降，最大塑性應(yīng)變值及塑性區(qū)范圍不斷增大，其中以掌子面圍巖塑性應(yīng)變值增量最大。

7 結(jié)語

（1）積水階段隧道圍巖、初支所受壓應(yīng)力和隧道洞周位移及掌子面變形相對涌水前均有所降低，僅從數(shù)值分析方面隧道整體穩(wěn)定性相對涌水前有所提升;

（2）隧道積水時間的增加對隧道內(nèi)各結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性有影響但影響較小，積水60 d后圍巖穩(wěn)定性基本不變;

（3）排水后初支所受壓應(yīng)力相對涌水前增加顯著，圍巖壓應(yīng)力相對涌水前增加較小，隧道涌排水過程中初支對維持隧道圍巖穩(wěn)定性起到良好作用;

（4）排水階段隧道圍巖穩(wěn)定性明顯降低，主洞及斜井仰拱處和主洞掌子面變形明顯，隧道積水后的排水過程圍巖穩(wěn)定性風(fēng)險較大，應(yīng)重視。排水后應(yīng)對初支或圍巖進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)。

【參考文獻(xiàn)】

[1] 殷穎，田軍，張永杰.巖溶隧道災(zāi)害案例統(tǒng)計分析研究[J].公路工程，2018，43（4）：210-214.

[2] 徐則民，黃潤秋，范柱國，等.深埋巖溶隧道涌水最大水頭壓力評估[J].地球科學(xué)進(jìn)展，2004，19（增刊）：363-367.

[3] 李術(shù)才，石少帥，李利平，等.三峽庫區(qū)典型巖溶隧道突涌水災(zāi)害防治與應(yīng)用[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2014，33（9）：1 887-1 896.

[4] 李術(shù)才，許振浩，黃鑫，等.隧道突水突泥致災(zāi)構(gòu)造分類、地質(zhì)判識、孕災(zāi)模式與典型案例分析[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報，2018，37（5）：1 041-1 069.

[5] 蒙彥，雷明堂.巖溶區(qū)隧道涌水研究現(xiàn)狀及建議[J].中國巖溶，2003（4）：38-43.

[6] 黃宏偉，車平.泥巖遇水軟化微觀機(jī)制研究[J].同濟(jì)大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2007，35（7）：866-870.

[7] 劉鎮(zhèn)，周翠英，朱鳳賢，等.軟巖飽水軟化過程微觀結(jié)構(gòu)演化的臨界判據(jù)[J].巖土力學(xué)，2010，32（3）：661-666.

[8] ISIK Y.Influence of water content on the strength and deformability of gypsm[J].International Journal and Rock Mechanics and Mining Science，2010，47（2）：342-347.

[9] 張慧梅，程樹范.西部白堊系富水軟巖動力學(xué)特性試驗(yàn)分析[J].地下空間與工程學(xué)報，2019，15（S1）：46-50.

[10] 張春會，趙全勝.飽水度對砂巖模量及強(qiáng)度影響的三軸試驗(yàn)[J].巖土力學(xué)，2014，35（4）：952-958.

[11] 蔣海飛，劉東燕，趙寶云，等.高圍壓高水壓條件下巖石非線性蠕變本構(gòu)模型[J].采礦與安全工程學(xué)報，2014：31（2）：286-291.

[12] 于巖斌，周剛，陳連軍，等.飽水煤巖基本力學(xué)性能的試驗(yàn)研究[J].礦業(yè)安全與環(huán)保，2014，41（1）：4-7.

[13] 周翠英，彭澤英，尚偉，等.論巖土工程中水-巖相互作用研究的焦點(diǎn)問題-特殊軟巖的力學(xué)變異性[J].巖土力學(xué)，2002，23（1）：121-128.

[14] 周志華，曹平，葉洲元，等.單軸循環(huán)載荷滲透水壓下預(yù)應(yīng)力裂隙巖石破壞試驗(yàn)研究[J].采礦與安全工程學(xué)報，2014，31（2）：292-298.