異質(zhì)軟硬復合地層地鐵車站穿越富水斷層施工響應與控制

宋高銳，李 浩，鐘 科，呂顯州*，王渭明

(1.山東科技大學 土木工程與建筑學院，山東 青島 266590；2.山東科技大學 地球科學與工程學院，山東 青島 266590；3.中鐵二局集團有限公司，四川 成都 610031)

在同一地鐵車站施工段當中，分布著不同年代、不同巖性、不同風化程度或不同層序的地層，從而表現(xiàn)為水平方向上工程地質(zhì)性質(zhì)的差異。當淺埋大跨度車站主體處于該類地層中時，受圍巖物理力學性質(zhì)差異與地下水的影響，發(fā)生圍巖失穩(wěn)破壞的概率明顯增大[1-3]。特別是當遇到斷層破碎帶，將進一步加劇車站圍巖穩(wěn)定性控制的難度，對其安全施工控制技術也提出更高的要求[4-5]。

當前，學者們針對工程施工穿越斷層破碎帶或垂直復合地層的情況開展大量研究。李文華等[6]基于斷層特征下的圍巖穩(wěn)定性，研究得出斷層距離隧道2倍洞寬以內(nèi)對圍巖的穩(wěn)定性影響較大；劉蕾[7]采用ADINA有限元分析了土巖交界線在掌子面的高度、隧道相對埋深、噴混強度及厚度、地下水等不同因素對圍巖、支護結構變形穩(wěn)定的影響規(guī)律；熊良宵等[8]通過研究隧道掌子面接近軟硬不均地質(zhì)界面時的圍巖變形，得出隧道由硬巖向軟巖掘進和由軟巖向硬巖掘進時隧道拱頂和邊墻位置圍巖的位移變化規(guī)律相反。

近幾年，諸多學者針對地下水對隧道力學特性的影響進行了相關研究[9-11]。Zhou等[12]研究了地下水壓對隧道穿越裂隙帶的影響，通過數(shù)值模擬分析，得到注漿和排水是顯著降低隧道襯砌壓漿作用的有效措施，并得出隧道穿越裂隙帶所需的最佳注漿厚度；李建旺等[13]依托玉渡山隧道穿越斷層破碎帶的富水空洞區(qū)工程，得到隧道在開挖至距富水空洞區(qū)14 m時，掌子面前方出現(xiàn)較大塑性區(qū)，因此，在施工過程中應合理計算掌子面前方安全距離，可有效避免發(fā)生突泥、突水等災害事故。針對大斷面車站穿越斷層破碎帶的施工技術及加固措施[14-16]，崔振東[17]借助數(shù)值模擬對雙側壁導坑法施工大斷面地鐵車站中隔墻開挖穩(wěn)定性進行了研究，并形成關鍵施工技術；盧慶釗[18]研究了施作和未施作超前注漿預加固作用下隧道施工破碎帶圍巖的穩(wěn)定性，并提出相應的聯(lián)合施工方法；唐曉杰等[19]針對不同圍巖級別，對地鐵隧道組合工法穿越斷層時的圍巖變形進行分析，通過提出圍巖控制率的概念，定量研究了圍巖的注漿效果。除了采取數(shù)值模擬、室內(nèi)試驗等方法，丁遠振等[20]通過分析大量的現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)，得出采用優(yōu)化斷面、加強支護剛度、非對稱布置錨桿等方式，可有效控制隧道變形；徐前衛(wèi)等[21]通過現(xiàn)場調(diào)研和監(jiān)控量測得到隧道開挖后拱頂和拱肩的變化規(guī)律，并提出相應控制措施，從而提高圍巖穩(wěn)定性。

可見，國內(nèi)外學者針對隧道或車站穿越斷層、垂直復合地層及突變地質(zhì)界面的施工響應及控制措施都進行了有益探索。同時，也應注意到，由于地鐵車站開挖斷面跨度較大，一般為20 m左右，這就不可避免地會遇到車站斷面左右圍巖不一的情況，由于左右?guī)r性迥異，強度差異較大，其施工力學響應及圍巖變形機制必然不同。特別是面臨復合地層與斷層共同影響，已有的變形控制理論和方法難以提供可靠的指導。因此，本文首先以某地鐵車站輝綠巖侵入花崗巖地層為依托，通過試驗研究侵入輝綠巖的物理力學性質(zhì)，結合BQ分級方法獲取強度及變形參數(shù)；然后，結合數(shù)值模擬與現(xiàn)場測試，對比分析有無地下水影響的車站施工力學響應與變形規(guī)律，確定合理的注漿加固方案與變形控制關鍵技術。研究成果可為復雜地層條件下地鐵車站施工和類似條件下工程巖體的穩(wěn)定性控制提供指導。

1 工程概況

該車站全長207.0 m，標準段寬23.4 m，高17.6 m。車站拱頂埋深20.8～34.5 m，主體采用初支拱蓋法施工。車站左右兩側分別位于不同巖層中，圍巖分界線左側為微風化花崗巖，右側為微風化輝綠巖，分界線大致成76°，具體開挖步序如圖1所示。

圖1 車站開挖步序圖Fig.1 Sequence diagram of station excavation

在距車站起始位置約23 m處穿越寬度約為9 m的斷層破碎帶，破碎帶與車站斷面斜交，成75°角。由于斷層破碎帶的存在，加之車站一側為沖溝，夏季施工易受地下水的影響，會進一步加劇圍巖變形，若處置不當極易誘發(fā)坍塌或涌水。車站具體施工流程如圖2所示。

圖2 車站開挖步驟示意圖Fig.2 Schematic diagram of station excavation steps

為確保施工安全，降低風險，在車站全段施工過程中加設預應力錨桿，錨桿長L=4 m，環(huán)距1.3 m，縱距0.8 m，梅花型布置；輝綠巖一側爆破后立即初噴，初期支護采用格柵鋼架+雙層鋼筋網(wǎng)+300 mm厚C30混凝土，格柵鋼架間距為0.8 m，鋼筋網(wǎng)規(guī)格為φ8@250 mm×250 mm。

在標準段圍巖分界面兩邊各2 m范圍內(nèi)采用超前小導管以15°仰角進行支護，超前小導管直徑為42 mm，管長3.5 m。斷層前3 m至車站完全穿越斷層的部分采用超前小導管對車站主體進行全斷面注漿加固（環(huán)向間距×縱向間距為300 mm×1.6 m）。上述注漿采用水泥漿液，水泥為42.5級普通硅酸鹽水泥，漿液水灰比為1∶1，注漿壓力為0.2～0.5 MPa，在拱部加設臨時支撐。此外，過程中應嚴格控制開挖進尺保持在1.5 m左右。

2 室內(nèi)試驗及圍巖分級

2.1 圍巖物理力學特性

通過膨脹性和耐崩解試驗測得侵入輝綠巖巖塊自由吸水48 h后軸向膨脹率和徑向膨脹率分別為0.126%和0.074%，耐崩解性指數(shù)平均值為92.85%，表明其膨脹性和崩解性較弱。為進一步研究地下水對巖石交界面處輝綠巖的影響，采用TAW-2000微機控制電液伺服巖石三軸試驗機分別對風化段和節(jié)理段（交界面附近）的輝綠巖進行單軸壓縮試驗，試驗所用巖樣為直徑50 mm、高100 mm的標準圓柱形巖樣。

為盡可能接近現(xiàn)場開挖環(huán)境，在溫度為26 ℃、濕度為98%的恒溫恒濕養(yǎng)護箱對試樣分別進行8、12、24 h的養(yǎng)護，養(yǎng)護時間確定依據(jù)為模擬初期支護滯后于開挖爆破的時間?？紤]試驗對比，增加天然狀態(tài)和飽水狀態(tài)（真空完全飽和處理）兩種情況進行試驗，試驗后風化段和節(jié)理段輝綠巖單軸壓縮破壞形態(tài)如圖3和4所示。

圖3 風化段輝綠巖在不同條件下的單軸壓縮破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of diabase in weathered section under uniaxial compression under different conditions

由圖3可知：對于風化段輝綠巖，在天然狀態(tài)下和模擬環(huán)境8 h條件下，表現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征，為穿越層理薄弱面的張拉破壞和沿著軸線端部的局部“Y”型剪切破壞；在模擬環(huán)境12 h條件下，有局部順層理薄弱面和局部穿越層理薄弱面、基質(zhì)的復合張剪破壞；隨著模擬環(huán)境達到24 h，巖塊表現(xiàn)出明顯的剪切破壞特征，這表明濕度環(huán)境在一定程度上影響了巖塊的破壞機制。

由圖4可知，對于節(jié)理段輝綠巖，其破壞模式與風化段輝綠巖存在明顯區(qū)別。總體上看，試樣除了沿著節(jié)理面發(fā)生張剪滑移破壞，還發(fā)育一條與節(jié)理面近乎平行的剪切破壞面。原因在于軸向應力加載過程中，由于實驗機壓頭力的作用，輝綠巖兩端面的側向變形未受到抑制，使得側向張力在試樣中部得到釋放。

圖4 節(jié)理段輝綠巖在不同條件下的單軸壓縮破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of joint diabase under uniaxial compression under different conditions

風化段和節(jié)理段輝綠巖的單軸壓縮曲線分別如圖5和6所示。圖5和6中，σ為主應力，ε1為軸向應變。

圖5 風化段輝綠巖單軸壓縮曲線Fig.5 Uniaxial compression curves of diabase in weathered section

圖6 節(jié)理段輝綠巖單軸壓縮曲線Fig.6 Uniaxial compression curves of jointed diabase

由圖5和6可以看出：天然狀態(tài)下，風化段輝綠巖和節(jié)理段輝綠巖的峰值強度分別為42.93和24.28 MPa，節(jié)理段輝綠巖的峰值強度相對風化段降低43.4%；飽和狀態(tài)下，風化段和節(jié)理段輝綠巖的峰值強度分別為32.7和13.1 MPa，節(jié)理段輝綠巖的峰值強度相對風化段降低59.9%。以上結論表明：節(jié)理段試件膠結程度較弱，受高濕環(huán)境影響明顯強于風化段巖石；橫向?qū)Ρ裙?jié)理段輝綠巖8、12、和24 h的巖石單軸抗壓強度可以看出，高濕環(huán)境下養(yǎng)護24 h的巖石試件受影響程度明顯高于養(yǎng)護8和12 h，而養(yǎng)護8和12 h條件下的試件抗壓強度相差不大。因此，在車站開挖后，輝綠巖段圍巖暴露時間不宜過長，應及時采取手段封閉圍巖，防止空幫段圍巖受擾過大，劣化導致大變形。

2.2 圍巖分級

根據(jù)《某車站巖土工程勘查鉆孔聲波測試匯總表》中對巖石縱波速度Vp的測定結果，查閱《鐵路隧道設計規(guī)范》（TB 10003—2016），得到車站所處風化段和節(jié)理段輝綠巖圍巖等級為Ⅳ級。此外，借助國內(nèi)采用較多的圍巖分級BQ法[22-23]，對車站所處輝綠巖進行驗證，所用公式為：

式中：BQ為圍巖基本質(zhì)量指標；Rc為巖石單軸飽和抗壓強度；Kv為巖體完整性系數(shù)，根據(jù)現(xiàn)場調(diào)查，風化段取0.60，節(jié)理段取0.45。

由式（1）計算得到風化段和節(jié)理段圍巖的BQ值分別為337.5和261.0；根據(jù)圍巖分級標準得到本車站圍巖以Ⅳ級為主，圍巖穩(wěn)定性較差。

3 數(shù)值模擬

3.1 模型建立

假設地層均為層狀水平分布，將其分為4層，采用有限差分軟件FLAC3D建立100 m×54 m×72 m的車站模型，模型側面和底面采用法向約束，上邊界為自由邊界。車站主體上覆土層厚22 m，圍巖左側為微風化花崗巖，右側為微風化輝綠巖，3維數(shù)值計算模型如圖7所示。

圖7 計算模型Fig.7 Calculation model

3.2 計算參數(shù)選取

綜合前述的圍巖分級和勘查報告，確定車站圍巖的物理力學指標。以勘查報告確定的物理力學參數(shù)為準，若參數(shù)明顯小于本文試驗所獲得的參數(shù)，則依據(jù)試驗結果進行比較和修正。巖土體計算采用Mohr-Coulomb屈服準則，超前注漿加固區(qū)通過提高圍巖力學參數(shù)模擬[24]。

根據(jù)現(xiàn)場施工方式，在數(shù)值模擬中，通過剛度等效的原則將格柵鋼架折算到初期支護中，采用Cable結構單元對錨桿進行模擬，支護結構參數(shù)和圍巖參數(shù)取值分別見表1和2。

表1 支護結構參數(shù)Tab.1 Supporting structure parameters

4 數(shù)值模擬結果對比分析

4.1 地表及拱頂沉降

受地下水存在的影響，在隧道施工和運營過程中可能會引發(fā)裂縫問題[25-26]。根據(jù)第2.1節(jié)的分析，地下水對于節(jié)理段輝綠巖影響較大，故選取有、無地下水情況的車站圍巖變形進行對比分析，如圖8所示。由圖8可知：車站拱頂?shù)淖畲蟪两抵党霈F(xiàn)在破碎帶處；進一步地，有地下水時，最大沉降值為6.5 mm，比無地下水情況大1.5 mm。此外，當車站上部掘進至18 m左右時，有、無地下水兩種情況下拱頂沉降值僅相差約0.5 mm；當掘進至27 m左右時，兩者相差1.5 mm，這說明有地下水時的拱頂沉降值增速明顯大于無地下水的工況。

圖8 有、無地下水情況下豎向位移云圖Fig.8 Vertical displacement cloud map with/without groundwater

圖9為車站施工完成后地表沉降曲線。由圖9可知：輝綠巖一側的地表沉降值明顯大于花崗巖一側；有、無地下水對地表最大沉降值出現(xiàn)的位置影響不同，分別為距車站起點56和61 m，表明地下水對于車站整體的圍巖變形影響顯著。因此，在施工中應加強對輝綠巖一側的控制與監(jiān)測，確保施工安全。

圖9 有/無地下水情況下地表沉降曲線Fig.9 Surface settlement curves with/without groundwater

4.2 圍巖應力分析

為進一步研究施工過程中的圍巖力學響應，以車站中軸線為基準，將模型分成左、右兩部分，對比分析有、無地下水兩種工況下的最大主應力分布，如圖10所示。對于無地下水情況（圖10（a）和（b）），無論是最大拉應力還是最大壓應力，左右兩部分應力值基本一致，相差很??；若考慮地下水作用（圖10（c）和（d）），花崗巖側（左部）最大拉應力為0.97 MPa，輝綠巖側（右部）最大拉應力為1.62 MPa，相差0.65 MPa。通過點荷載試驗計算得到飽和輝綠巖巖樣的抗拉強度為1.25 MPa?？梢?，無論有無地下水，復合地層圍巖受拉特征明顯，輝綠巖側圍巖已超過其抗拉強度極大值，必然產(chǎn)生大范圍塑性破壞，故需加強支護。

圖10 兩種工況下左、右部最大主應力云圖Fig.10 Maximum principal stress cloud diagram on the left and right under two working conditions

4.3 注漿加固方案分析

由第4.1、4.2節(jié)可知，地下水對圍巖的穩(wěn)定性影響顯著，故施工中應采用合理的注漿加固方案，保證圍巖穩(wěn)定。為確定合理注漿加固方案，設計4種不同施工工況進行分析，見表3。表3中的方案1、2、3如圖11所示（部分斷面注漿寬度為巖性分界線兩側各2 m，全斷面注漿寬度為斷層破碎帶寬度，所有注漿加固厚度均為1.2 m，模擬所用參數(shù)見表2）。

表2 圍巖物理力學性質(zhì)指標Tab.2 Physical and mechanical properties of surrounding rock

表3 施工工況Tab.3 Construction conditions

圖11 不同加固方案模型示意圖Fig.11 Schematic diagram of different station reinforcement scheme models

4.3.1 圍巖測點位移分析

為便于研究車站在不同工況下的圍巖變形特性及應力演化規(guī)律，分別在車站拱頂、左右拱肩及直墻段布設5個數(shù)值模擬監(jiān)測點，如圖12所示。

圖12 車站斷面監(jiān)測點Fig.12 Station section monitoring points

車站施工模擬完成后，繪制4種施工工況下沿車站縱向的拱頂沉降曲線，如圖13（a）所示。由圖13（a）可知：在0～23 m范圍內(nèi)，工況1、2、3的拱頂豎向位移變化緩慢且基本一致，施工穿越斷層期間變形速率明顯增大。相比之下，由于工況4標準段未設置超前注漿，其豎向位移變形速率在y方向18 m左右開始增大，但最大沉降值仍在控制值以內(nèi)。對比分析工況2和3，可以看出，工況2對應的拱頂沉降值最大，相比工程3，增大了近60%，這說明穿越斷層時，在拱①部設臨時支撐非常有必要。此外，就變化曲線來看，工況1在施工中存在一定的風險，故工況1和2在現(xiàn)場施工中不宜采用。

圖13 4種工況下車站部分監(jiān)測點位移曲線Fig.13 Displacement curves of station monitoring points under four working conditions

由第4.1節(jié)可知，車站左拱肩變形較之于右拱肩小，繪制不同施工工況下右拱肩的豎向位移曲線如圖13（b）所示。由圖13（b）可知：在施工穿越斷層之前，4種工況的豎向位移演化基本一致；隨著開挖進行，進入斷層后，4種工況大致以相同速率增大，但工況2由于未在拱①部設臨時支撐，其沉降較工況1增大了近30%；考慮施工地下水及圍巖擾動等不確定因素，結合拱頂豎向位移分析，實際施工中建議采用工況3和4的施工方案。

4.3.2 斷層對車站施工的影響分析

由于斷層破碎帶傾斜發(fā)育，為研究全斷面注漿的合理寬度，沿車站軸向選取a-a、b-b、c-c、d-d、e-e這5個開挖斷面進行分析，5個斷面距離原點O的距離分別為8、6、4、2、0 m，如圖14所示。

圖14 監(jiān)測斷面示意圖Fig.14 Schematic diagram of monitoring section

定義圖14中BO為斷層影響范圍，其具體表達式為：

式中，H為車站中軸線至地表的距離，α為斷層破碎帶與水平面夾角。

規(guī)定沿車站掘進方向為縱向，垂直于開挖方向為豎向，圖15和16分別為車站掘進過程中掌子面距y軸不同距離時拱頂豎向位移和縱向位移變化規(guī)律。由圖15可知，隨著掌子面與斷層距離的變化，拱頂豎向位移大致分為3個階段：第1階段變形平穩(wěn)，緩慢發(fā)展；第2階段變形速率明顯增大，其范圍大致與斷層帶厚度一致；第3階段變形速率降低，穩(wěn)定發(fā)展。距離斷層4 m時，拱頂豎向位移變形程度明顯變大，此時應嚴格監(jiān)控圍巖變形。由圖16可知，隨著靠近斷層帶，拱頂縱向位移值不斷增大，主要是因為掌子面前方圍巖強度逐漸降低，導致未開挖巖層向臨空側變形越來越大。距離斷層帶6 m時，車站拱頂縱向位移出現(xiàn)較大幅度變化，說明拱頂縱向位移相較于垂直位移能更早判斷開挖面前方地質(zhì)情況。

圖15 車站掘進過程中拱頂豎向位移Fig.15 Vertical displacement of vault during station excavation

圖16 車站掘進過程中拱頂縱向位移Fig.16 Longitudinal displacement of vault during station excavation

4.3.3 全斷面注漿寬度影響分析

由第4.3.2節(jié)分析可知，在車站掘進至離斷層一定距離時，圍巖變形即出現(xiàn)較大幅度變化；而實際施工中無論是工況3還是工況4，其全斷面注漿寬度均為D，這對于斷層傾角較大的圍巖地層適用，但當斷層傾角逐漸變小，車站穿越斷層帶時，圍巖變形開始出現(xiàn)大幅變化的位置會不同。

為研究圍巖傾角與斷層帶全斷面注漿寬度的關系，以圖14中的 α為自變量，建立45°、55°、65°、75°和85°共5種模型，得到不同傾角下距斷層不同距離時的拱頂最大沉降值，如圖17所示。

圖17 不同傾角下監(jiān)測斷面拱頂最大沉降值Fig.17 Monitoring section vault maximum settlement values under different inclination angles

由圖17可知，隨著斷層傾角的增大，拱頂沉降值越來越小，這說明傾角越小，斷層破碎帶的影響范圍就越大，導致車站在穿越過程中出現(xiàn)超前變形。因此，可以將穿越斷層過程中的拱頂沉降值分成Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ3個階段，很明顯可以看出：1）在第Ⅲ階段，也就是距離斷層破碎帶最近的一個階段，其拱頂沉降速率隨傾角 α的增大而增大。2）第Ⅰ階段由于距離斷層較遠，拱頂沉降速率隨傾角α的增大而減小。3）對于第Ⅱ階段，大致以60°～70°為界限，傾角越大，拱頂沉降變化速率越慢；反之，變化速率加快。

根據(jù)以上規(guī)律分析，由于車站破碎帶傾角大致為75°，因此，全斷面注漿寬度可大致取為D+BO/3。傾角越小，越應注意加大全斷面注漿寬度，因為在第Ⅱ階段即出現(xiàn)了較大速率的變形；當傾角小于65°時，其斷層帶處全斷面注漿的寬度應≥D+BO/3，且角度越小，寬度應越大。

5 工程應用

車站圍巖的變形監(jiān)測數(shù)據(jù)能夠全面反映施工方案合理與否。施工現(xiàn)場每隔25 m設一個監(jiān)測斷面，主體正洞具體斷面編號布置如圖18所示，斷層帶在監(jiān)測斷面HS-9。

圖18 車站主體正洞監(jiān)測斷面布置Fig.18 Layout of the main main cave monitoring section of the station

5.1 監(jiān)測點布置

考慮到拱蓋法是分步開挖施工，拱部開挖后，圍巖應力釋放不均勻，故應加強對拱頂，以及左、右拱腳的監(jiān)測，監(jiān)測儀器布置及現(xiàn)場安裝分別如圖19和20所示。

圖19 監(jiān)測儀器布置示意圖Fig.19 Schematic diagram of monitoring instruments layout

圖20 現(xiàn)場監(jiān)測儀器安裝Fig.20 On-site monitoring instrument installation

5.2 結果分析

通過3種儀器的監(jiān)測，可以得到相應數(shù)據(jù)，限于篇幅，以斷面HS-3的數(shù)據(jù)為例進行分析，如圖21所示，其他斷面類似。

圖21 HS-3斷面監(jiān)測內(nèi)容歷時曲線Fig.21 Duration curves of HS-3 section monitoring content

由圖21可知：1）格柵鋼架鋼筋應力大都在10 d內(nèi)達到峰值，隨后緩慢降低，并在20～25 d趨于平緩；2）混凝土應變整體上呈上升—趨穩(wěn)的變化規(guī)律，并在穩(wěn)定后受施工爆破振動影響較小；3）錨桿預應力設計值為100 kN，可見張拉后錨桿軸力略有降低，隨著圍巖應力的逐步釋放，呈現(xiàn)出緩慢增加并逐漸趨穩(wěn)的特征。

對主體正洞8個監(jiān)測斷面的拱頂沉降進行統(tǒng)計，得到的車站拱頂累計沉降歷時曲線，如圖22所示。由圖22可以看出：1）各監(jiān)測斷面拱頂變形趨勢基本相似，在第Ⅰ階段（0～20 d），監(jiān)測斷面拱頂沉降值變化較大，特別是HS-9斷面，由于處于斷層破碎帶，僅一周的時間，其沉降量即達到3 mm；2）在第Ⅱ階段（20～60 d），各斷面拱頂沉降量基本趨于平穩(wěn)，在一定范圍內(nèi)上下波動；3）在第Ⅲ階段，各斷面拱頂沉降有稍許增大，主要是由于拱部左、右導洞的開挖導致圍巖應力進一步釋放。

圖22 車站拱頂累計沉降歷時曲線Fig.22 Monitoring section vault settlement duration curves

對比現(xiàn)場監(jiān)測斷面HS-9的數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結果，可以看出：1）由于對斷層帶處的模擬做了一定簡化，現(xiàn)場實測值稍大于模擬值；2）HS-9斷面的沉降變化略小于HS-3斷面，這說明對處于斷層帶處的HS-9斷面采取的加固措施效果明顯，實際工程中確定的全斷面注漿寬度和加強控制措施合理可行。

6 結 論

1）有無地下水對于異質(zhì)軟硬交叉地層的圍巖物理力學特性影響明顯，侵入的輝綠巖一側尤甚，極易產(chǎn)生沿節(jié)理面的剪切滑移破壞；輝綠巖和花崗巖交界面與斷層相交處的圍巖變形最大，是施工中應當重點監(jiān)測和重點加固的部位。

2）地下水影響下車站拱頂最大沉降值為6.5 mm，較無地下水條件下增大30%；輝綠巖部分（車站右部）最大拉應力為1.62 MPa，遠大于其極限抗拉強度1.25 MPa，故無注漿加固條件下輝綠巖側可能產(chǎn)生大范圍破壞。

3）對比不同加固方案下的圍巖測點位移得出，全斷面注漿降低地下水對圍巖變形的影響顯著，以65°斷層為界，角度越小，全斷面注漿寬度應越大。

4）現(xiàn)場施工中，斷層帶宜采用全斷面注漿+臨時支撐+小進尺的綜合控制措施，應用效果良好。