第三系泥巖隧洞圍巖大變形成因及應(yīng)對措施

池建軍，劉登學(xué)，丁秀麗，黃書嶺

(1.中水北方勘測設(shè)計(jì)研究有限責(zé)任公司，天津 300222； 2.長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010)

1 研究背景

隧洞圍巖大變形通常發(fā)生在軟巖地層中[1-5]。第三系泥巖地層是隧洞開挖過程中常遇到的軟巖地層，泥巖地層往往具有強(qiáng)度低、遇水軟化膨脹、強(qiáng)流變性等特點(diǎn)，因此，在隧洞開挖以后，圍巖變形具有變形量值大、速率快、持續(xù)時(shí)間長等特點(diǎn)[6-7]，常引起支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞、初期支護(hù)侵限、二襯開裂等現(xiàn)象。鑒于圍巖大變形在軟巖隧洞施工中的頻發(fā)性和危害性，眾多學(xué)者對軟巖隧洞施工過程中發(fā)生大變形的機(jī)制研究做了大量的工作[8-12]。研究表明，擠壓和膨脹是軟巖變形兩種常見的主要形式，其中圍巖的擠壓變形主要取決于巖石強(qiáng)度和地應(yīng)力水平，是隧洞開挖引起的應(yīng)力重分布超過巖體強(qiáng)度導(dǎo)致巖體屈服的結(jié)果。Wood[11]提出采用巖石單軸抗壓強(qiáng)度與覆巖應(yīng)力的比值來評判隧道的穩(wěn)定性。Aydan等[13]在對20余條發(fā)生擠壓大變形隧道的相似性調(diào)查分析后，提出當(dāng)滿足以下幾個(gè)條件時(shí)，軟巖隧道往往會(huì)發(fā)生擠壓型破壞，例如：巖石單軸強(qiáng)度與覆巖應(yīng)力的比值<2，隧道壁的切向應(yīng)變>1%[5]。在《巖土工程勘察規(guī)范》(GB50021—2001)[14]中，采用巖石飽和單軸抗壓強(qiáng)度與垂直洞軸線方向的最大初始應(yīng)力的比值(fr/σmax)來評價(jià)初始應(yīng)力場等級，認(rèn)為當(dāng)fr/σmax<4時(shí)為極高應(yīng)力水平，軟巖隧洞在開挖過程中將發(fā)生顯著的擠壓變形。軟巖隧洞中的膨脹變形是指由于圍巖中的某些礦物和水反應(yīng)發(fā)生膨脹而產(chǎn)生的變形。地下水和具有膨脹性的礦物存在，對于膨脹變形是必備的要素。

在軟巖隧洞圍巖大變形控制方面，國內(nèi)外已有較多成功的工程案例，其中所采用的控制措施，基本上還是基于新奧法和新意法理論，提出的相應(yīng)的支護(hù)技術(shù)。何滿朝等[15]提出了以恒阻大變形錨網(wǎng)索耦合支護(hù)為核心的主動(dòng)支護(hù)體系，并成功應(yīng)用于新疆中生代復(fù)合型軟巖大變形的控制。李術(shù)才等[16]基于“先讓再抗后剛”的圍巖大變形控制思想，提出了適應(yīng)于軟弱破碎圍巖條件下的鋼格柵核心筒支護(hù)結(jié)構(gòu)體系。鄭鵬強(qiáng)等[17]提出可縮式U型鋼拱架+泡沫混凝土+預(yù)應(yīng)力錨索的被動(dòng)卸壓與主動(dòng)施壓相結(jié)合的支護(hù)方案用于防治軟巖大變形巷道底膨破壞。戴永浩等[18]基于新奧法理論，提出了加大預(yù)留變形量、拱頂超前注漿、增設(shè)拱腳長錨桿等優(yōu)化措施，成功解決了大梁隧道軟巖大變形控制問題。然而，由于特定場地地質(zhì)條件和地應(yīng)力的復(fù)雜性，特定工程的大變形機(jī)理及控制措施通常需要有針對性的研究。本文針對國內(nèi)第三系泥巖隧洞開挖過程中出現(xiàn)的顯著圍巖大變形及支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞現(xiàn)象，通過現(xiàn)場地質(zhì)調(diào)查、隧洞開挖過程中變形監(jiān)測數(shù)據(jù)分析、室內(nèi)試驗(yàn)及數(shù)值模擬等手段，從多種因素分析該軟巖隧洞大變形特點(diǎn)及機(jī)理，并提出應(yīng)對該洞段圍巖大變形的支護(hù)措施。

2 工程地質(zhì)概況

輸水隧洞長41.823 km，最大埋深2 268 m，設(shè)計(jì)流量70 m3/s，洞徑5.3 m[19]。隧洞設(shè)計(jì)為無壓洞，第三系軟巖洞段采用鉆爆法施工方案，兩臺階掘進(jìn)，每循環(huán)開挖進(jìn)尺長度不超過25 cm，結(jié)合現(xiàn)場實(shí)際施工功效，上、下臺階同步開挖一次支護(hù)進(jìn)尺功效為：1 d為4～6個(gè)循環(huán)，每個(gè)循環(huán)1.0～1.5 m。隧洞原設(shè)計(jì)初期支護(hù)采用超前導(dǎo)管預(yù)注漿、鋼拱架、鋼筋網(wǎng)、噴射混凝土等組合技術(shù)；二次襯砌采用鋼筋混凝土。

2.1 地形地貌

本文所研究洞段樁號為K3+700—K5+500，該洞段為低山丘陵區(qū)，埋深140～300 m，山勢相對平緩，自然坡角25°～35°。該洞段橫穿一條寬度為150～200 m的沖溝，如圖1所示。

圖1 輸水隧洞地質(zhì)剖面圖Fig.1 Geological profile of water conveyance tunnel

2.2 地層及巖性

圖2 K4+923斷面開挖揭露的巖性 Fig.2 Lithology of K4+923 section revealed by excavation

2.3 地質(zhì)構(gòu)造和巖體結(jié)構(gòu)面特征

根據(jù)施工前期地質(zhì)勘察結(jié)果，未發(fā)現(xiàn)大的斷裂構(gòu)造。主要發(fā)育3組裂隙：①NW320°～325°SW∠30°～45°，裂面平直光滑，張開1～2 mm，呈鏡面，具擦痕，無充填，間距0.3～0.8 m；②NE25°～30°NW∠45°～50°，裂面平直光滑，無充填，見擦痕，張開0.5～1.0 mm，間距0.5～1.0 m；③NE45°～50°NW∠25°～30°，裂面平直光滑，張開0.5～1.0 mm，無充填，間距>1 m。

2.4 水文地質(zhì)

本文所研究洞段斜穿一條沖溝，沖溝寬度150～200 m，距隧洞的垂直距離為138 m。沖溝內(nèi)常年有水，其來源主要為附近山上的冰雪融化及大氣降水。沖溝20 a和50 a一遇設(shè)計(jì)洪水流量分別為142 m3/s和164 m3/s。隧道所在地的年降水量為350.2 mm，主要是在每年的4—9月份。

3 圍巖大變形現(xiàn)象及相應(yīng)監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

3.1 隧洞開挖過程中的大變形現(xiàn)象

2019年9月中下旬，在掘進(jìn)過程中，樁號K4+904—924洞段在施工過程中發(fā)生圍巖大變形，監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示，K4+923斷面右邊墻變形監(jiān)測點(diǎn)的最大水平位移為990.6 mm，已侵占了二次襯砌的施作空間。隨后該洞段底板也出現(xiàn)了嚴(yán)重的隆起現(xiàn)象，2019年10月23日，已施工仰拱襯砌的洞段(樁號K4+904.3—913.3)襯砌發(fā)現(xiàn)縱向裂紋；2019年11月3日，未施工仰拱襯砌洞段(樁號K4+913—924)仰拱推土上抬開裂。同時(shí)，圍巖發(fā)生大變形的洞段也出現(xiàn)了噴層開裂、鋼拱架屈服等一系列支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞問題，對隧洞施工期和運(yùn)行期圍巖-支護(hù)體系穩(wěn)定與長期安全構(gòu)成威脅。圖3為該洞段發(fā)生的圍巖大變形現(xiàn)象及初期支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞現(xiàn)象。

圖3 隧洞開挖過程中發(fā)生的圍巖大變形及支護(hù)破壞現(xiàn)象Fig.3 Large deformation of surrounding rock and support failure during tunnel excavation

3.2 監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

K4+923監(jiān)測斷面位于K4+904—924大變形侵限洞段，包括拱頂測點(diǎn)A、左拱肩測點(diǎn)B、右拱肩測點(diǎn)C、左邊墻測點(diǎn)D及右邊墻測點(diǎn)E的監(jiān)測成果，監(jiān)測點(diǎn)布置圖見圖4。圖5給出了K4+923監(jiān)測斷面的圍巖下沉變形曲線和水平變形監(jiān)測曲線。

圖4 監(jiān)測點(diǎn)布置示意圖Fig.4 Layout of monitoring points

圖5 K4+923斷面圍巖下沉變形和水平變形監(jiān)測曲線Fig.5 Monitoring curves of subsidence and horizontal deformation of surrounding rock in K4+923 section

該監(jiān)測斷面上臺階監(jiān)測點(diǎn)收斂變形規(guī)律基本一致，變形速率峰值均出現(xiàn)在起測后前2 d，隨后收斂變形速率逐漸減小，至2019年9月28日(上臺階起測后第16天)，圍巖變形呈現(xiàn)逐漸收斂的趨勢。截至2019年11月30日(上臺階測點(diǎn)最后一次數(shù)據(jù)采集時(shí)間)，拱頂測點(diǎn)A累計(jì)下沉變形為332.1 mm，下沉變形速率為0.3 mm/d；左拱肩測點(diǎn)B累計(jì)下沉變形和水平變形分別為247.4、332.2 mm，下沉變形速率和水平變形速率均為0.2 mm/d；右拱肩測點(diǎn)C累計(jì)下沉變形和水平變形分別為263.6、368.4 mm，下沉變形和水平變形速率分別為0.2、0.1 mm/d。

K4+923監(jiān)測斷面下臺階監(jiān)測點(diǎn)的起測時(shí)間為2019年9月17日。左邊墻測點(diǎn)D收斂變形速率的峰值出現(xiàn)在起測后第2天，下沉變形速率及水平變形速率峰值分別為42.5、38.1 mm/d，隨后收斂變形速率逐漸減小，至2019年10月2日(起測后第15天)，圍巖變形呈現(xiàn)逐漸收斂的趨勢；右邊墻測點(diǎn)E起測后，向洞內(nèi)水平變形速率持續(xù)增加，至2019年9月27日(起測后第10天)達(dá)到峰值65.3 mm/d，隨后收斂變形速率逐漸減小，至2019年 10月4日(起測后第17天)，圍巖變形呈現(xiàn)逐漸收斂的趨勢。2019年10月18日，下臺階測點(diǎn)D和E收斂變形速率出現(xiàn)增大的趨勢，至2019年10月26日，左邊墻測點(diǎn)D下沉變形速率及水平變形速率分別為6.0、10.1 mm/d，右邊墻測點(diǎn)E下沉變形速率及水平變形速率分別為5.1、16.2 mm/d，隨后兩測點(diǎn)的變形速率逐漸減小。截至2019年11月30日，左邊墻測點(diǎn)D累計(jì)下沉變形和水平變形分別為313.1、530.7 mm，下沉變形速率和水平變形速率分別為0.7、1.4 mm/d。截至2019年 11月19日，右邊墻測點(diǎn)E累計(jì)下沉變形和水平變形分別為344.1、990.6 mm，下沉變形速率和水平變形速率分別為1.2、4.4 mm/d。

從以上分析可知，K4+923監(jiān)測斷面上臺階不同部位收斂變形規(guī)律基本一致，即：變形速率峰值均出現(xiàn)在起測后的前2 d，隨后收斂變形速率逐漸減小，圍巖變形在起測后第16天趨于收斂。該斷面上臺階左右兩側(cè)變形量值也基本相同。該斷面下臺階左右邊墻兩測點(diǎn)圍巖變形首次收斂后，在2019年10月18日變形速率出現(xiàn)增大的趨勢，結(jié)合該時(shí)間段現(xiàn)場觀察到的鋼拱架扭曲現(xiàn)象(圖3(c))，認(rèn)為該部位鋼拱架受力過大，導(dǎo)致鋼拱架局部屈服，初期支護(hù)不足以承受圍巖壓力，造成下臺階左右邊墻測點(diǎn)變形在首次收斂后，變形速率又出現(xiàn)增大的現(xiàn)象。

4 圍巖大變形成因分析

4.1 巖石物理力學(xué)特性試驗(yàn)

4.1.1 單軸壓縮試驗(yàn)

針對發(fā)生大變形洞段所揭露的泥巖夾泥灰?guī)r及砂質(zhì)泥巖進(jìn)行了現(xiàn)場取樣，以便研究巖石的物理力學(xué)特性。圖6(a)和圖7(a)分別為泥巖夾泥灰?guī)r和砂質(zhì)泥巖現(xiàn)場取得的巖樣。將現(xiàn)場取回的巖樣加工成尺寸為50 mm×50 mm×100 mm(長×寬×高)長方體試樣(圖6(b)和圖7(b))，通過泡水和風(fēng)干處理，以獲得不同含水率的試樣。利用長江科學(xué)院巖石剛性伺服試驗(yàn)系統(tǒng)獲得試樣的單軸抗壓強(qiáng)度，測試結(jié)果見表1。

圖6 泥巖夾泥灰?guī)r巖樣Fig.6 Mudstone samples intercalated with marl

圖7 砂質(zhì)泥巖巖樣Fig.7 Sandy mudstone samples

從試驗(yàn)成果可知，兩種巖性的單軸抗壓強(qiáng)度除個(gè)別巖樣在5～15 MPa之間，其余均<5 MPa，屬軟巖至極軟巖；含水率對兩種巖性的強(qiáng)度有著重要影響，具體表現(xiàn)為，隨著含水率的增大，泥巖夾泥灰?guī)r和砂質(zhì)泥巖的單軸抗壓強(qiáng)度隨之有不同程度的降低；同等含水率條件下，泥巖夾泥灰?guī)r強(qiáng)度要低于砂質(zhì)泥巖。

表1 泥巖夾泥灰?guī)r與砂質(zhì)泥巖單軸壓縮試驗(yàn)成果

4.1.2 巖石膨脹特性試驗(yàn)

富含黏土礦物巖石遇水膨脹的特性也是大變形的重要因素。本文采用X射線衍射方法對巖樣中黏土礦物的組成進(jìn)行了研究。泥巖夾泥灰?guī)r試樣中的黏土礦物成分以蒙脫石和石英為主，蒙脫石占比34%，石英占比 30%，其次為伊利石、方解石和長石。砂質(zhì)泥巖試樣中的黏土礦物成分以方解石和蒙脫石為主，方解石占比45%，蒙脫石占比30%，其次為伊利石、石英和長石。兩種巖樣均富含蒙脫石、伊利石等黏土礦物，使得其具有膨脹的特性。

膨脹性試驗(yàn)表明(表2)，泥巖夾泥灰?guī)r自由膨脹率為4.07%～6.38%，膨脹壓力為0.41～0.55 MPa；砂質(zhì)泥巖自由膨脹率為1.31%～1.51%，膨脹壓力為0.22～0.34 MPa。泥巖夾泥灰?guī)r的自由膨脹率和膨脹壓力要明顯大于砂質(zhì)泥巖。根據(jù)兩種巖性膨脹壓力試驗(yàn)成果，泥巖夾泥灰?guī)r屬中—強(qiáng)膨脹巖，砂質(zhì)泥巖屬弱—中膨脹巖。

表2 泥巖夾泥灰?guī)r與砂質(zhì)泥巖膨脹性試驗(yàn)結(jié)果

同時(shí)，選取代表泥巖加泥灰?guī)r和砂質(zhì)泥巖方形巖樣泡水，了解巖樣的親水特性，觀察泡水24 h后巖樣性狀變化，見圖8。從圖8可以看出，泥巖遇水后表現(xiàn)出吸水急劇膨脹、產(chǎn)生泥化、軟化的特征，泥巖遇水時(shí)，發(fā)生物理化學(xué)作用，導(dǎo)致巖塊體積膨脹、破碎和分解，也主要是因?yàn)槟鄮r包含部分黏土質(zhì)礦物成分，具有較高的親水性；巖塊泡水24 h 后形狀變化明顯，整體泥質(zhì)化，承載力基本為0。砂質(zhì)泥巖巖樣遇水后只是在表面產(chǎn)生泥質(zhì)感薄層，外形無明顯變化，整體基本成形，用力捏有部分掉塊現(xiàn)象。

圖8 兩種巖樣泡水24 h后外觀Fig.8 Appearance of two rock samples soaked in water for 24 hours

通過巖石物理力學(xué)特性試驗(yàn)可知，圍巖強(qiáng)度低且遇水軟化膨脹是該洞段隧洞產(chǎn)生圍巖大變形的地質(zhì)基礎(chǔ)因素。

4.2 地下水出露情況現(xiàn)場調(diào)查

隧洞發(fā)生的大變形與地下水活動(dòng)密切相關(guān)。隧洞剛開挖時(shí)掌子面干燥為主，砂礫巖層局部潮濕，經(jīng)過一段時(shí)間(7～10 d)后砂礫巖層呈現(xiàn)飽和狀態(tài)并伴有水滲出，一個(gè)月后樁號K4+914附近仰拱沿上抬形成的張裂縫開始出露地下水，見圖9。猜測隧洞中出現(xiàn)的水與沖溝的水源相關(guān)。由于泥巖滲透系數(shù)一般為10-9～10-7cm/s，可以被視為不透水的[20]。隧洞掌子面中部揭露的為透水性良好的砂礫巖層，砂礫巖層產(chǎn)狀NW275°SW∠15°～25°，巖層走向與洞軸線(NE12°)夾角為83°。根據(jù)洞軸線方向及所開挖揭示的砂礫巖層產(chǎn)狀，可推測出砂礫巖層末端正位于沖溝下部，成為地下水的運(yùn)移通道。開挖過程中塑性區(qū)的形成引起滲流場的變化，引導(dǎo)地下水沿砂礫巖層流向隧洞。從兩種巖樣的強(qiáng)度試驗(yàn)及泡水試驗(yàn)可知，地下水對砂礫巖層下方的泥巖夾泥灰?guī)r有明顯的軟化作用，即地下水使泥巖夾泥灰?guī)r的強(qiáng)度大大降低。此外，地下水流會(huì)誘發(fā)一定的滲流力，有利于巖體的變形。因此，地下水是導(dǎo)致圍巖大變形的重要誘因。

圖9 樁號K4+914附近底拱部位地下水出露Fig.9 Groundwater exposed at the bottom arch near section K4+914

4.3 地應(yīng)力特征分析

根據(jù)項(xiàng)目規(guī)劃期現(xiàn)場地應(yīng)力測量結(jié)果，該區(qū)域隧洞高程范圍內(nèi)，水平最大主應(yīng)力σH占主導(dǎo)地位。垂直應(yīng)力σz與水平最小應(yīng)力σh相近。3個(gè)主應(yīng)力之間的定量關(guān)系可歸納為σH=1.2σz和σH>σh≈σz。所研究洞段隧洞埋深約190 m，以上覆巖層平均密度2.38 g/cm3估算，該洞段的鉛直向初始地應(yīng)力約為4.5 MPa，水平最大主應(yīng)力約為5.4 MPa。該洞段圍巖強(qiáng)度應(yīng)力比Rc/σ=0.108?4，屬極高應(yīng)力區(qū)。因此，由開挖引起的圍巖卸荷作用強(qiáng)烈，易誘發(fā)圍巖大變形等失穩(wěn)。

4.4 數(shù)值反演分析

數(shù)值反演分析是解析巖石工程問題的重要手段之一。根據(jù)隧洞開挖揭露后的地質(zhì)條件，建立相應(yīng)的數(shù)值分析模型，量化評價(jià)地下水對砂礫巖層下方的泥巖夾泥灰?guī)r軟化作用。

4.4.1 初始計(jì)算條件

采用商用軟件FLAC3D進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。圖10(a)為根據(jù)隧洞K4+923斷面開挖揭露的地質(zhì)條件，所建立的數(shù)值分析模型，圖10(b)為隧洞周邊網(wǎng)格。計(jì)算分析模型全部采用六面體單元進(jìn)行剖分，共計(jì)剖分3 548 個(gè)單元，7 156個(gè)節(jié)點(diǎn)。模型范圍為：水平方向150 m，鉛直方向150 m。需要說明的是，K4+923斷面隧洞埋深為190 m，模型中隧洞上覆巖體為75 m。但在計(jì)算過程中，又施加了上部115 m厚覆蓋層的自重應(yīng)力。根據(jù)巖樣室內(nèi)試驗(yàn)和地質(zhì)判斷結(jié)果，建議了3種巖體的力學(xué)參數(shù)(表3)。計(jì)算中采用彈塑性本構(gòu)模型和Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則進(jìn)行模擬分析。

圖10 數(shù)值計(jì)算模型及網(wǎng)格Fig.10 Numerical calculation model and meshes

表3 巖體參數(shù)計(jì)算取值

4.4.2 計(jì)算結(jié)果分析

圖11為采用表1中巖體參數(shù)，隧洞開挖完成后的巖體水平變形。隧洞最大水平變形發(fā)生在左右邊墻中上部，其中右側(cè)邊墻中上部的水平變形為363.5 mm。圖12顯示塑性區(qū)分布，洞頂塑性區(qū)深度為5.7 m，邊墻塑性區(qū)為8.6 m，塑性區(qū)主要為剪切塑性區(qū)，少量剪-拉塑性區(qū)分布于隧洞淺部圍巖。通過將數(shù)值模擬獲得的圍巖變形量值與隧洞開挖過程中所測得的變形數(shù)據(jù)相比可知，在上臺階兩種數(shù)據(jù)是吻合的。但在隧洞下臺階部位，實(shí)測圍巖變形值要明顯大于數(shù)值模擬獲得的圍巖變形值，這是由于未考慮地下水對下部泥巖夾泥灰?guī)r的軟化作用。在本文4.2節(jié)提到，隧洞開挖過程中塑性區(qū)的形成引起滲流場的變化，引導(dǎo)地下水流向隧洞，從而造成砂礫巖層下部的泥巖泥灰?guī)r強(qiáng)度大大降低，這也是造成下臺階圍巖變形顯著增大的原因。為此，根據(jù)獲得的隧洞下臺階監(jiān)測數(shù)據(jù)，反演泥巖夾泥灰?guī)r遭遇到地下水后的巖體參數(shù)。

圖11 未考慮地下水軟化效應(yīng)的隧洞圍巖變形Fig.11 Deformation of surrounding rock with no consideration of groundwater softening effect

圖12 隧洞開挖后塑性區(qū)范圍Fig.12 Plastic zone after tunnel excavation

反演分析所涉及的圍巖范圍為圖12中泥巖夾泥灰?guī)r的塑性區(qū)范圍。根據(jù)反演分析結(jié)果，左側(cè)邊墻軟化后的泥巖夾泥灰?guī)r變形模量為0.013 GPa，黏聚力和摩擦系數(shù)分別為0.21 MPa和0.39，右側(cè)邊墻軟化后的泥巖夾泥灰?guī)r變形模量為0.007 GPa，黏聚力和摩擦系數(shù)分別為0.13 MPa和0.25。

圖13為考慮地下水對泥巖夾泥灰?guī)r軟化作用后，隧洞開挖后的圍巖水平變形，下臺階左側(cè)邊墻水平變形最大值為519.8 mm，右側(cè)邊墻水平變形最大值為994.1 mm，與實(shí)測變形值基本吻合。從圖13可以看出，下臺階左右兩側(cè)變形值存在差異，這是由于地下水對兩側(cè)泥巖夾泥灰?guī)r軟化作用程度不一致造成的。工程現(xiàn)場調(diào)查發(fā)現(xiàn)，隧洞右側(cè)邊墻圍巖較左側(cè)邊墻潮濕，一定程度上也為上述解釋提供了證據(jù)。

圖13 考慮地下水軟化效應(yīng)的隧洞圍巖變形Fig.13 Deformation of surrounding rock in consideration of groundwater softening effect

4.5 軟巖大變形機(jī)制

通過以上分析可知，該隧洞產(chǎn)生圍巖大變形的主要原因是低巖石強(qiáng)度條件下隧洞開挖引起的塑性變形和地下水對圍巖的泥化、軟化作用，隧洞產(chǎn)生支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞是由擠壓變形和膨脹變形共同主導(dǎo)的。其過程可以解釋如下(見圖14)：樁號K4+904—924洞段距沖溝較近，隧洞開挖后改變了地下水的滲流路徑，隧洞中部透水性良好的砂礫巖層，成為地下水的運(yùn)移通道，使得隧洞中下部圍巖的含水率或滲透性明顯增大；同時(shí)，隧洞開挖導(dǎo)致圍巖產(chǎn)生卸荷松弛，圍巖內(nèi)裂隙萌生、擴(kuò)展及貫通，進(jìn)一步增大了巖體的滲透系數(shù)，使得隧洞圍巖的含水狀態(tài)發(fā)生了顯著變化，圍巖遇水泥化、軟化，強(qiáng)度顯著降低并呈現(xiàn)出一定的膨脹性，使得圍巖產(chǎn)生較大的塑性變形。在大變形侵限洞段，受巖性差異及地下水的影響，使得砂礫巖層下部泥巖夾泥灰?guī)r的力學(xué)性能相較于砂礫巖層上部砂質(zhì)泥巖其劣化將更為顯著。砂礫巖層上下圍巖力學(xué)性質(zhì)的差異導(dǎo)致了不同巖層間的非一致變形，使得初期支護(hù)受力很不均勻(表現(xiàn)為邊墻下部的變形要明顯大于上部)，這也造成了鋼拱架在砂礫巖層部位的局部屈曲。

圖14 隧洞發(fā)生大變形的機(jī)制示意圖Fig.14 Mechanism of large deformation of tunnel

5 軟巖隧洞大變形支護(hù)措施及支護(hù)效果

5.1 隧洞圍巖大變形支護(hù)措施

該洞段原支護(hù)參數(shù)見表4。

表4 隧洞支護(hù)參數(shù)

基于對該洞段圍巖大變形成因分析，認(rèn)為該洞段隧洞的支護(hù)措施應(yīng)做以下2個(gè)方面的優(yōu)化：①應(yīng)提高初期支護(hù)的強(qiáng)度，防止圍巖變形過大，造成隧洞整體失穩(wěn)；②支護(hù)方案應(yīng)具備一定的變形協(xié)調(diào)能力，能有效承受上下臺階圍巖釋放的不同形變壓力?；诖耍摱炊螄鷰r支護(hù)措施作了以下優(yōu)化(圖15)：

圖15 優(yōu)化后的支護(hù)措施Fig.15 Optimized support measures

(1)鋼拱架型號由HW125改為HW150，間距不變，采用I10工字鋼代替Φ20 mm縱向連接鋼筋；將原腰部兩側(cè)各1對長3 m的Φ28 mm外八字錨桿調(diào)整為1對長4.5 m的Φ63 mm外八字錨管，同時(shí)，兩側(cè)底角及仰拱各增設(shè)1對長6.0 m的Φ63 mm外八字錨管。

(2)在隧洞一次支護(hù)與二次襯砌間增設(shè)10 cm厚具有較大變形能力的聚乙烯緩釋消能層，以增加隧洞支護(hù)措施的變形協(xié)調(diào)能力。

圖16 采用優(yōu)化措施后典型斷面圍巖下沉變形和水平變形監(jiān)測曲線Fig.16 Curves of monitored subsidence and horizontal deformation of surrounding rock treated with optimization measures

(3)洞周的排水點(diǎn)設(shè)置排水管進(jìn)行引排水，緩解地下水對圍巖的影響；必要時(shí)對掌子面前方隧洞兩側(cè)底角滲水部位進(jìn)行超前預(yù)注漿堵水。

5.2 支護(hù)效果

采用優(yōu)化支護(hù)措施后，有效控制了該工程后續(xù)膨脹性軟巖洞段開挖過程中的軟巖大變形問題，典型監(jiān)測斷面圍巖下沉變形和水平檢測曲線如圖16所示。聚乙烯緩釋消能層的施加，極大改善了混凝土襯砌的受力(圖17)，避免了出現(xiàn)襯砌開裂等支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞現(xiàn)象。2021年7月23日，該輸水隧洞1.5 km膨脹性軟巖洞段順利貫通。

圖17 采用優(yōu)化措施后典型斷面襯砌內(nèi)外環(huán)鋼筋應(yīng)力分布Fig.17 Stress distribution of inner and outer ring reinforcement of typical section lining after optimization measures

6 結(jié) 論

本文針對第三系泥巖隧洞開挖過程中出現(xiàn)的顯著圍巖大變形及支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞等現(xiàn)象，采用工程現(xiàn)場調(diào)查、監(jiān)測數(shù)據(jù)分析、室內(nèi)試驗(yàn)及數(shù)值模擬等多種手段，揭示了圍巖大變形成因和發(fā)生機(jī)理，并提出了針對性的應(yīng)對該洞段圍巖大變形的支護(hù)措施，得到如下主要結(jié)論。

(1)觸發(fā)該隧洞圍巖大變形主要包括兩個(gè)方面的因素，即低巖石強(qiáng)度條件下隧洞開挖引起的塑性變形以及地下水對圍巖的泥化、軟化作用。該輸水隧洞產(chǎn)生支護(hù)結(jié)構(gòu)破壞是由圍巖擠壓膨脹變形和不同巖層間的非一致變形共同主導(dǎo)的。

(2)圍巖大變形發(fā)生機(jī)理主要體現(xiàn)在：第三系泥巖洞段橫穿一條常年流水的沖溝，加之隧洞中部透水性良好的砂礫巖層，使得地下水在隧洞開挖后向洞周圍巖運(yùn)移；同時(shí)，隧洞開挖導(dǎo)致圍巖產(chǎn)生卸荷松弛，圍巖內(nèi)裂隙萌生、擴(kuò)展及貫通，進(jìn)一步增大了巖體的滲透系數(shù)，使得隧洞圍巖的含水狀態(tài)發(fā)生了顯著變化，圍巖遇水泥化、軟化，強(qiáng)度顯著降低并呈現(xiàn)出一定的膨脹性，最終促使圍巖產(chǎn)生顯著的大變形。

(3)針對該洞段圍巖大變形問題，提出了提高鋼拱架型號、增強(qiáng)鋼拱架之間的縱向連接、增設(shè)底拱外八字鎖腳錨管、施加初期支護(hù)與二次襯砌之間的緩釋消能層等優(yōu)化控制措施，成功解決了該輸水隧洞軟巖洞段圍巖大變形難題。