肖學龍 劉國平 李輝 付雪東 程選生

1.中鐵二十一局集團第四工程有限公司 西安710000 2.蘭州理工大學土木工程學院 730050

引言

隨著我國經(jīng)濟實力的逐步提高、城鎮(zhèn)化建設的逐步推進，為了更方便城鄉(xiāng)之間的交流，對于修建山嶺隧道的需求與日俱增。而山嶺隧道作為交通工程、水工工程不可缺少的重要組成部分，往往會遇到斷層破碎帶。在施工中遇到斷層破碎帶時，隧道的開挖往往會導致原本穩(wěn)定的圍巖結構發(fā)生改變，引發(fā)坍塌等各類地質災害。

王曉［1］通過數(shù)值模擬及現(xiàn)場監(jiān)測等手段對傾角不同的斷層破碎帶中隧道施工圍巖與支護結構的受力、變形、穩(wěn)定性進行了探討。張連成［2］發(fā)現(xiàn)當隧道采用雙側壁導坑法時，隧道洞室圍巖產(chǎn)生的豎向位移及水平位移相對較小，且位移穩(wěn)定較快。張志恩［3］以新疆某公路隧道為背景，針對穿越斷層破碎帶松散體開挖方案展開研究。劉萬生［4］采用數(shù)值模擬的手段對青藏鐵路二線關角雙線雙洞隧道穿越斷層破碎帶施工過程計算分析，對其設計擬采用的施工工法、施工步驟及關鍵工序控制進行合理的分析，認為該設計方案合理有效。奚家米等［5］通過有限元軟件ANYSYS對西成鐵路隧道穿越斷層破碎帶工程進行分析，對雙側壁導坑法與小臺階法分別應用于隧洞施工時隧洞掌子面的圍巖穩(wěn)定性及支護結構的變形，發(fā)現(xiàn)雙側壁導坑法相對小臺階法在斷層破碎帶處施工時更穩(wěn)定。王君等［6］采用Plaxis-3D 對京新高速隧道過軟弱破碎圍巖進行隧道開挖模擬，并采用不同工藝進行對比分析。劉學偉［7］針對隧道通過斷層破碎帶的施工進行數(shù)值分析，比較了不同施工工法、工序下，隧洞拱頂、底板及兩側的應力應變分布規(guī)律。崔嵐等［8］發(fā)現(xiàn)當采用臺階法施工時，圍巖的穩(wěn)定性及支護結構的適應性更強，且從工程效益上比較，臺階法也明顯優(yōu)于單側壁導洞法。王魯南［9］對隧道穿越斷層破碎帶時不同工法的應用對隧道圍巖的穩(wěn)定性影響進行分析，得到在斷層破碎帶施工的注意事項。江厚祥［10］針對環(huán)山坪隧道穿越斷層破碎帶地段隧道開挖和施工的力學特性開展研究，比較了穿越斷層破碎帶時隧道采用不同開挖方式時引發(fā)洞室圍巖應力應變的規(guī)律。邵潤萌［11］提出了應對隧道發(fā)生錯斷的措施，并且通過建立有限元模型對幾種抗錯斷的方法進行了對比。以烏鞘嶺隧道為依托，張宇［12］研究了圍巖與隧道結構的受力變形情況，得出烏鞘嶺隧道的時效特征較為明顯。程選生等［13］考慮流固耦合研究了海水對隧道結構的影響。姚飛翔［14］考慮斷層的力學作用研究了穿越斷層帶的隧道變形和受力。Jeon Seokwon［15］研究了不同施工工法對隧道穩(wěn)定性的影響，通過對比對今后建設穿越斷層帶的隧道提供參考。Burridge 和Jethwa［16，17］就地質對穿越斷層帶內支護的變形問題進行分析，最終得出，斷層帶的存在會嚴重加大隧道的變形，并且改變襯砌結構的受力狀態(tài)。

當前，許多學者對隧道穿越斷層破碎帶進行了一定的研究，但是對于隧道穿越斷層破碎帶時圍巖結構的變形和應力規(guī)律等還有待研究。本文基于興泉鐵路楓樹下隧道項目，通過數(shù)值模擬方法對開挖模擬后隧道對圍巖結構的變形和應力規(guī)律進行了探討。

1 含斷層隧道圍巖結構的本構模型

本文采用Flac3D 有限差分數(shù)值模擬軟件，建立了如圖1 所示的斷層破碎帶隧道開挖簡化模型。模型長200m、高100m、寬100m，是由兩個圍巖中夾著傾角為45°的斷層破碎帶組成。隧道位于低山地帶，根據(jù)地質勘察資料，隧道全長2730m，隧道所取尺寸如下：高度10m、寬9m、襯砌0.3m，同時考慮了隧埋深為40m ～60m，隧道整體呈豎橢圓形位于模型中間位置，斷層與隧道夾角呈135°。針對簡化模型的設計，本構模型的選取則主要針對于斷裂破碎帶和圍巖。區(qū)內上覆地層為第四系全新統(tǒng)坡殘積層（Q4dl ＋pl）粉質黏土、松軟土巖為晚元古界青白口系源組（Qnw）變質砂巖夾千枚巖，局部因斷層發(fā)育有多組節(jié)理，斷層破碎帶的巖體較破碎，富水性較好。隧道穿越區(qū)內圍巖主要為風化變質砂巖夾千枚巖，圍巖等級為Ⅳ級和Ⅴ級，其中Ⅴ級圍巖主要存在于斷層破碎帶內。本文選取的Ⅳ級圍巖，其巖性相比斷層破碎帶來說要更加堅硬和完整，斷層破碎帶地質破碎，松散或膠結物較多。

圖1 含斷層破碎帶隧道開挖簡化模型Fig.1 Simplified model of tunnel excavation with fault fracture zone

模型地層主要分為圍巖和斷層破碎帶兩部分，圍巖選取Drucker-Prager 彈塑性模型，斷層破碎帶選取經(jīng)典的Mohr-Coumolb 彈塑性模型，參照相關設計規(guī)范、勘察規(guī)范以及工程地質手冊［18］等，簡化模型巖土層相關計算物理力學參數(shù)如表1 所示。

表1 巖土層物理力學參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of rock and soil layers

根據(jù)表1 所示的巖土體物理力學參數(shù)，利用FLAC3D求解模型的Z 方向初始地應力云圖如圖2 所示。

圖2 初始地應力Z 方向應力云圖（單位： Pa）Fig.2 Z stress cloud diagram of initial in-situ stress（unit：Pa）

為準確地分析出隧道開挖過程的應力應變變化情況，在對自重的應力求解完成之后，需要將模型所有的節(jié)點速度和位移清零。

在斷層破碎帶隧道開挖過程中，選用全斷面開挖方法，開挖進尺2m。為準確驗證分析本構模型選取的可靠性，需選取典型位置進行開挖模擬分析，以獲取相應的應力應變情況。考慮到本次簡化模型的地層分布情況，選取圖3 所示的典型開挖斷面位置的模擬開挖。

圖3 典型開挖位置的選取Fig.3 Selection of typical excavation locations

如圖3 所示，隧道在開挖過程中會先經(jīng)過圍巖，隨后穿越斷層破碎帶，最后又開挖到圍巖位置，其中有兩個特殊位置，即圍巖-斷層破碎帶交界處和斷層破碎帶-圍巖交界處，因為開挖隧道會擾動到兩種不同性質的巖土層，涉及到力學情況復雜，因此為了使本構模型的分析結果最具針對性，對特殊區(qū)域進行分區(qū)分析，將圍巖-斷層破碎帶交界區(qū)域分區(qū)為Ⅰ區(qū)，斷層破碎帶-圍巖交界區(qū)域分區(qū)為Ⅱ區(qū)如圖所示，分別對其進行開挖模擬并對數(shù)值計算結果進行分析。Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)開挖分析選用上述簡化模型，即局部長為10m的模型進行開挖分析，模型參數(shù)選用表1 所示巖土體物理力學參數(shù)計算，模型四周和底部采用法向約束邊界，在地應力計算階段將隧道所在位置的巖土體按照實際所在位置的巖土體進行模擬附參，即開挖模擬分析，得到在特殊區(qū)域開挖5m后巖土體應力和位移等變化情況，并分析可能發(fā)生的巖土體破壞問題。

2 計算結果及結果分析

2.1 Ⅰ區(qū)計算結果分析

隧道的開挖伴隨有區(qū)域局部巖土體的應力應變的改變，Ⅰ區(qū)開挖后得到Z方向和X方向應力分布如圖4 所示。

圖4 Ⅰ區(qū)開挖后應力分布云圖（單位： Pa）Fig.4 Cloud diagram of stress distribution after excavation in Zone Ⅰ（unit：Pa）

由圖4 可以看出，Ⅰ區(qū)隧道開挖后，在隧道周圍出現(xiàn)應力集中，特別是隧道拱頂上方和隧道壁兩側，其中隧道兩側Z 方向應力最大可達3.50MPa，拱頂上方最大X 方向應力可達2.26MPa，均超出了斷層破碎帶的承受范圍，將發(fā)生頂端上方塌陷情況，而隧道底部應力在圍巖力學承受范圍之內，破壞較小。為進一步分析開挖造成的擾動，其位移分布如圖5 所示。

從圖5 可以看出，隧道破壞主要發(fā)生了隧道拱頂上方，塌陷最大位移達24.2mm，這是因為隧道上方為斷層破碎帶，性質軟弱，開挖后造成拱頂應力集中，又因為其力學強度低，無法承受相應的應力，而發(fā)生塌陷。與此同時，隧道下方為較堅硬的圍巖，因為力學性質較高而沒有發(fā)生較大的地層隆起破壞，這一點與很多工程施工實際情況一致。

圖5 Ⅰ區(qū)開挖后周邊位移分布情況（單位： m）Fig.5 Distribution of surrounding displacement after excavation in Zone Ⅰ（unit：m）

2.2 Ⅱ區(qū)計算結果分析

選取另一典型區(qū)域位置進行隧道開挖數(shù)值模擬分析，通過模擬得出Ⅱ區(qū)隧道開挖后Z方向和X方向應力分布如圖6 所示。

圖6 Ⅱ區(qū)開挖后應力分布云圖（單位： Pa）Fig.6 Cloud diagram of stress distribution after excavation in Zone Ⅱ（unit：Pa）

由圖6 可以看出，和Ⅰ區(qū)隧道開挖類似，Ⅱ區(qū)隧道開挖之后在隧道周圍出現(xiàn)應力集中，主要還是出現(xiàn)在隧道拱頂上方和隧道壁兩側，隧道兩側Z方向應力最大可達2.23MPa，拱頂上方最大X方向應力可達2.10MPa，相對于土Ⅰ區(qū)應力較小，這是由于隧道上方為圍巖，強度較大，承受應力能力較強，分擔了局部應力集中，但由于下層斷層破碎帶強度低，受大小為2.10MPa的X方向應力很容易發(fā)生剪切破壞，造成隧道底部巖土體發(fā)生隆起。Ⅱ區(qū)開挖后的位移分布圖如圖7所示。

圖7 Ⅱ區(qū)開挖后周邊位移分布情況（單位： m）Fig.7 Distribution of surrounding displacements after excavation in Zone Ⅱ（unit：m）

如圖7 所示，與Ⅰ區(qū)位移分布圖不同的是，隧道破壞主要是集中在了隧道底部發(fā)生了隆起剪切破壞，隆起最大位移達121mm，隆起值較大，這是因為隧道上方為圍巖，重度較大，隧道開挖造成了隧道兩側X方向應力集中，又因為隧道下部斷層破碎帶力學強度低，無法承受X 方向應力，而發(fā)生了隧道底部的隆起破壞。隧道上方為較堅硬的圍巖，因為其力學性質較高，可以較好承受的X、Z方向應力，所以在其力學強度范圍之內而沒有發(fā)生塌陷問題，相對位移較小，這一點也與很多工程現(xiàn)場的施工情況一致。

2.3 擬控制點位移結果分析

前文整體分析了Ⅰ區(qū)及Ⅱ區(qū)隧道開挖過程中對隧道周圍擾動造成的應力和位移變化情況，為進一步對位移數(shù)據(jù)進行量化，在數(shù)值模擬模型計算過程中選取圖8 所示的點位進行位移監(jiān)測分析。兩模型為同一數(shù)值分析模型下摘取或關注的不同點位的結果。

圖8 數(shù)值模擬控制點布置Fig.8 Layout of the numerical simulation monitoring points

共選取63 個點進行開挖位移擬監(jiān)測分析，其中33 個點位于模型Z ＝100m，Z ＝80m，Z ＝60m位置處，橫向上每10m一個擬控制點，縱向選取模型中間位置，每個高程11 個擬控制點。其余擬控制點位分別位于隧道拱頂、隧道左拱腳和隧道右拱腳三個部分，沿縱向10m 延伸，每1m一個擬控制點，共計30 個，最后得到每個擬控制點的橫向（X）位移和豎向（Z）位移。

其中Z ＝100m，Z ＝80m，Z ＝60m位置處不同點橫向位移和豎向位移分別如圖9 所示。

圖9 Ⅰ區(qū)不同深度位移Fig.9 Displacement diagrams of differentdepths in zone Ⅰ

從圖9 可以看出，通過對三條曲線的觀察，在距離X為30m ～70m時有較大的豎向位移，其中X ＝50m 時三條曲線都取得最大的豎向位移，Z ＝60m 豎向位移值為5.6mm，Z ＝80m 豎向位移值為2.0mm，Z ＝100m 豎向位移值為1.5mm；最大橫向位移都發(fā)生在距離X 為30m ～40m、60m ～70m 處，Z ＝60m 時分別為1.23mm 和1.72mm；Z ＝80m 時分別為0.32mm 和0.4mm；Z ＝100m 時分別為0.43mm 和0.35mm。通過觀察數(shù)值可以得到，由于隧道上方為斷層破碎帶，隧道開挖造成隧道塌陷會對上方土體造成較大的影響，尤其越靠近隧道的位置影響越大，最大沉降豎向位移發(fā)生在Z ＝60m拱頂正上方位置，與隧道開挖斷面的拱頂?shù)呢Q向距離為5m，位移值達5.6mm，最大橫向位移發(fā)生在Z ＝60m拱頂上方兩側，分別為1.23mm 和1.72mm。隧道上方為斷層破碎帶隧道開挖造成的塌陷對上方土體擾動較大，斷層破碎帶力學性質差是造成這種情況的直接原因。

隧道拱頂、隧道左拱腳和隧道右拱腳三個部分不同點位橫向位移和豎向位移分別如圖10 所示。

圖10 Ⅰ區(qū)不同位置位移Fig.10 Displacement of different positions in zone Ⅰ

從圖10 可以看出，在Ⅰ區(qū)開挖隧道，豎向位移主要發(fā)生在拱頂上方，最大位移可達18.2mm，未開挖部分位移相對較小，而隧道底部兩側拱腳的豎向位移很小，這是由于隧道上方斷層破碎帶性質軟弱，拱頂上方發(fā)生塌陷，而隧道底部為圍巖，質地較為堅硬，不易發(fā)生隆起剪切破壞，變形因此較小。在隧道周圍主要發(fā)生的是豎向變形（塌陷），橫向位移三個位置基本一致，受隧道擾動相對較小，隧道開挖部分橫向變形在0.2mm ～0.85mm左右。

從Ⅰ區(qū)的模擬結果來看，模擬結果與目前類似施工工程實際情況基本一致，圍巖選取Drucker-Prager 本構模型以及斷層破碎帶選取Mohr-Coumolb本構模型符合實際工程施工情況。

針對Ⅱ區(qū)選取與Ⅰ區(qū)相同的點位進行豎向位移和橫向位移擬監(jiān)測分析，同時對Ⅱ區(qū)隧道開挖造成的相應點位位移擾動進行數(shù)據(jù)量化分析，使結果更具有對比性。

其中Z ＝100m，Z ＝80m，Z ＝60m位置處不同橫向位移和豎向位移分別如圖11 所示。

圖11 Ⅱ區(qū)不同深度位移Fig.11 Displacement diagram of different depths in zoneⅡ

從圖11 中可以看出，由于隧道上方為較為堅硬的圍巖，隧道開挖并未造成隧道塌陷但隧道底部隆起剪切破壞會對上方兩側土體造成較大的影響，這一位移變化情況也與Ⅰ區(qū)位移變化相區(qū)別，上方巖土體最大沉降豎向位移發(fā)生在隧道上方兩側位置，最大位移值為2.33mm，最大橫向位移也發(fā)生在Z ＝60m拱頂上方兩側，因為圍巖力學性質較高，位移較Ⅰ區(qū)小，最大橫向位移僅為0.15mm。因此Ⅱ區(qū)斷層破碎帶力學性質差，受剪應力影響發(fā)生隆起剪切破壞，使得隧道兩側上方巖土體發(fā)生較大沉降位移。

Ⅱ區(qū)隧道拱頂、隧道左拱腳和隧道右拱腳三個部分不同點位豎向位移和橫向位移分別如圖12所示。

從圖12 中可以看出，Ⅱ區(qū)隧道開挖，隧道底部為斷層破碎帶巖土體，性質軟弱，受應力集中易發(fā)生隆起剪切破壞，導致豎向位移和橫向位移主要發(fā)生在隧道底部兩側，豎向最大位移可達68mm，橫向最大位移可達52mm，和Ⅰ區(qū)類似，擬控制點位向未開挖部分位移逐漸變小，而隧道拱頂上方由于隧道上方圍巖質地較為堅硬，豎向位移和橫向位移都比較小。

通過對圖4 ～圖7 所示的結果與圖9 ～圖12所示的結果進行對比分析，整體開挖模型能夠得到Z、X 方向應力以及位移變形的最大值，如圖4 ～圖7 所示；擬控制點位移分析能夠得到不同位置、不同深度的位移值變化，如圖9 ～圖12所示。而最大位移值的不同說明位移變形最大的地方并不在擬控制點上。

圖12 Ⅱ區(qū)不同位置位移Fig.12 Displacement diagram of different positions in zoneⅡ

將隧道在開挖至圍巖-斷層破碎帶交界區(qū)域（Ⅰ區(qū)）和斷層破碎帶-圍巖交界區(qū)域（Ⅱ區(qū)）時的有關分析結果統(tǒng)計如表2 所示。

表2 數(shù)值模擬結果Tab.2 Numerical simulation results

通過統(tǒng)計結果可以看出，無論在Ⅰ區(qū)開挖還是Ⅱ區(qū)開挖，都會遭遇到較大的形變問題，尤其是Ⅱ區(qū)，隧道底部隆起值較大，因此在工程遭遇到類似的場區(qū)施工過程中一定要注意防治類似的塌陷和隆起剪切問題。

3 結論

1.對Ⅰ區(qū)隧道開挖模擬結果可以看出，由于隧道上方為斷層破碎帶，性質軟弱，開挖后造成隧道拱頂上方和隧道壁兩側發(fā)生應力集中，其中拱頂又因為其力學強度低，無法承受相應的應力，最大位移發(fā)生在拱頂區(qū)域，易發(fā)生塌陷。

2.對Ⅱ區(qū)的隧道開挖后分析可知，隧道周圍出現(xiàn)應力集中，主要還是出現(xiàn)在隧道拱頂上方和隧道壁兩側，這是由于隧道上方為圍巖強度較大，承受應力能力較強，分擔了局部應力集中，但由于下層斷層破碎帶強度低，受大小為2.10MPa的水平應力很容易發(fā)生剪切破壞，造成隧道底部巖土體發(fā)生隆起破壞。

3.通過對模擬過程中63 個開挖位移控制點位移的分析發(fā)現(xiàn)，無論在Ⅰ區(qū)開挖還是Ⅱ區(qū)開挖，都會遭遇到較大的形變問題且均發(fā)生在斷層破碎帶的區(qū)域，尤其是Ⅱ區(qū)，隧道底部隆起值較大。因此在工程遭遇到類似的場區(qū)施工過程中，一定要注意防止類似的塌陷和隆起剪切問題。