圭嘎拉隧道是我国青藏高原地区最长的深埋特长公路隧道, 隧址区南侧靠近雅鲁藏布江北界断裂带, 高地应力、高地温热害等特殊工程地质问题突出。在高地应力条件下硬质岩掘进过程中极易产生岩爆, 严重威胁着建设者的生命财产安全^[1]。如2010年11月28日发生于中国锦屏二级水电站2 500 m埋深的引水隧洞中的岩爆, 导致了7人死亡和掘进机的严重损坏。由此可见, 对隧道地应力分析及岩爆预测的准确性是决定工程设计成败的关键。国内外学者对岩爆的发生机理、形成机制等进行了大量研究, 何满朝等^[2]认为岩爆的发生次数、强度和规模与埋深呈正相关; Jianchao Wang等^[3]认为剪切作用达到一定程度时, 采场附近容易发生岩爆, 而这种剪切作用是由岩石裂隙带原有的非均匀应力与采煤工作面超前应力共同组成; Yanbo Zhang等^[4]对岩爆的产生条件和表现形式进行了归纳和分类, 认为今后应采用多场耦合的方法对岩爆预测进行研究; Zengqiang Yang等^[5]认为在强采矿扰动的影响下, 采空区超前段易受动、静联合荷载的影响而发生冲击地压。对于岩爆的预测也进行了大量的工程实践, 杜世回^[6]对秦岭翠华山特长隧道的高地应力岩爆预测问题进行了探讨, 认为基于地应力参数和岩石参数计算得出的岩爆可能性结论具有片面性; 邓小鹏等^[7]基于地应力测试、数值模拟、多种岩爆应力判据等方法对宝塔山特长隧道地应力场与岩爆进行了分析预测; 王庆武等^[8]采用工程类比、数值反演等方法对巴玉隧道地应力场进行了分析, 并利用修改后的谷-陶岩爆判据对岩爆进行了预测; 刘造宝等^[9]提出了一种基于属性权重的方法来量化各岩爆指标的岩爆预测模型, 并应用于164个样本进行了验证。

以上研究成果颇丰, 但对岩爆的发生机理、形成机制仍未形成统一认识, 对岩爆的预测仍未形成系统的理论。鉴于此, 本文依托在建的圭嘎拉隧道工程, 在综合分析区域地质构造和地应力测试成果的基础上, 选取典型断面构建二维隧道数值计算模型, 并将实测地应力值输入模型研究地应力场的分布规律, 在此基础上进行岩爆倾向性试验, 探讨划分该隧道可能发生岩爆的强度等级。以期为本工程设计提供依据, 也为邻区类似工程提供借鉴。

1.   工程地质概况

圭嘎拉隧道位于拉萨达孜县与山南市扎囊县之间^[10], 穿越圭嘎拉主峰, 沿隧道轴线山脊及沟槽相间分布, 隧道进口地面高程4 350 m, 出口地面高程4 110 m, 洞身最高点海拔5 350 m, 设计行车速度80 km/h, 为分离式双洞隧道。总体轴向133°, 总长12 890 m, 最大埋深1 200 m, 属于深埋特长公路隧道。隧道范围内岩性有第四系残坡积层 $\left({\mathrm{Q}}_4^{\mathrm{el}+\mathrm{dl}}\right)$上侏罗系-下白垩系林布宗组(J₃K₁l)、白垩系(ηγβK₂)、寒武系(γg∈), 基岩主要为强-微风化板岩夹变质砂岩、炭质板岩夹变质砂岩、黑云母二长花岗岩、片麻花岗岩等。板岩产状较为紊乱, 局部小型褶皱发育。

隧道地处雅鲁藏布江断裂带的北侧(图 1), 穿越地段无大型断裂构造, 以小规模压扭性断裂与褶皱构造为主。隧址区地下水类型主要为松散岩类孔隙潜水、基岩裂隙水、构造裂隙水和风化带裂隙水, 赋存于第四系覆盖层、风化节理裂隙与构造裂隙中, 主要接受冰雪消融与大气降水补给, 季节性变化明显。钻孔揭示的地下水埋深0~130 m, 抽水试验揭示的流量Q为12.8~26.1 m³/(h·m), 渗透系数K为0.008~0.014 m/d, 属于强富水区。

图  1  研究区构造简图

Figure  1.  Simplified structural map of the study area

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2.   隧道地应力测试

2.1   钻孔地应力测试

本文采用水压致裂法^[11]对圭嘎拉隧道进行地应力测试, 该方法的优势有如下几点: ①测量深度深; ②资料整理时不需要岩石弹性参数参与计算, 可避免因岩石弹性参数取值不准引起的误差; ③岩壁受力范围广, 可以避免“点”应力状态的局限性和岩体各向异性影响; ④操作简单, 测试周期短。鉴于上述优点, 该方法广泛应用于水电、交通、矿山等工程领域。

本次地应力测试在4#、5#钻孔内进行, 其中4#钻孔位于测设里程K19+091.5处, 孔口高程5 014.5 m, 钻孔深度759.1 m, 地层岩性为板岩, 微风化, 岩体完整性好, 较坚硬, 呈脆性; 5#钻孔位于测设里程K21+940处, 孔口高程4 772.7 m, 钻孔深度572.3 m, 地层岩性为黑云母二长花岗岩, 微风化, 岩体完整性好, 呈坚硬状态。地应力测试段分布在钻孔的中、下部, 4#钻孔测试深度为164.0~740.3 m, 5#钻孔测试深度为146.0~560.3 m, 分别在4#、5#钻孔进行了12段、10段地应力测试与5段定向印模测试, 压裂段长0.8 m, 地应力测试结果^[12]见表 1, 工作区工程地质纵面如图 2所示。

表  1  钻孔地应力测试成果

Table  1.  Test results of borehole stress

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图  2  隧道工程地质纵断面简图

Figure  2.  Geological profile of the tunnel engineering

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在4#钻孔测试深度(741.1 m)范围内, 最大水平主应力最大值为23.81 MPa, 最小水平主应力最大值为18.06 MPa; 5#钻孔测试深度(561.1 m)范围内, 最大水平主应力最大值为21.78 MPa, 最小水平主应力最大值为15.65 MPa。从图 3可知, 侧压系数在浅部较大, 测点达到一定深度后, 其侧压系数变化相对稳定; 各测试孔侧压系数均大于1, 主应力大小关系均为σ_H > σ_h > σ_v, 说明隧道埋深处地应力特征以水平构造应力为主。

图  3  侧压力系数随深度变化曲线

Figure  3.  Change in the lateral pressure coefficient with depth

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表 1中分析了2个钻孔的最大水平主应力与最小水平主应力的比值、最大水平主应力与垂直应力比值、最小水平主应力与垂直应力比值、水平主应力平均值与垂直应力比值。最大水平主应力方向约为NE40.9°, 隧道洞轴线方向为133°, 两者呈正交关系, 不利于隧道围岩的稳定性。当水平主应力平均值与垂直应力比值为1.0时, 围岩的应力分布会比较均匀, 对围岩稳定性有利, 但测试结果表明两者比值的平均值为1.12, 围岩应力分布不均。同时, 由于σ_H/σ_v的比值较大(1.20~1.57, 均值1.39), 最大水平主应力绝对值也较大(23.81 MPa), 具备产生岩爆的条件。

2.2   地应力与埋深关系

将所得水平最大主应力、最小主应力进行线性拟合, 得图 4。可知, 地应力随深度增加而增大, 呈近似线性关系。

图  4  应力与深度测试线性拟合曲线

Figure  4.  Linear fitting curve of stress and depth test

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3.   地应力特征数值分析

本隧道涉及的地层岩性可概化为黑云母二长花岗岩、板岩、变质砂岩三种岩性, 其中黑云母二长花岗岩的饱和抗压强度最大, 普遍埋深也较大, 高-极高应力段落长度最长, 发生岩爆的可能性最大。进行地应力测试的两个钻孔中, 5#钻孔的地层岩性为黑云母二长花岗岩。由于篇幅有限, 这里以5#钻孔所在里程断面为例, 通过建立隧道二维数值计算模型, 将岩石物理力学试验、地应力测试结果输入计算模型, 对隧道开挖前后地应力场及开挖后的净空位移场的分布规律进行分析, 进而预测岩爆等级。

3.1   数值模型的建立

该断面位于测设里程K21+940, 隧道埋深560 m, 地层岩性以黑云母二长花岗岩为主, 洞身为微风化, 局部夹少量变质砂岩俘虏体, 地表覆盖层厚度小于5 m, 建立二维数值计算模型如图 5。

图  5  二维计算模型

Figure  5.  2D computation model

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为了更加真实地反映隧道地应力分布情况, 根据实测断面确定模型范围: 水平方向(x轴)长度取160 m, 垂直方向(y轴)两侧取值均为600 m。根据钻孔实测资料, 地层可概化为中-微风化黑云母二长花岗岩。模型类型为二维平面应变模型, 网格的划分采用四边形+三边形相结合的形式, 共划分网格592个, 节点627个, 屈服准则选取Mohr-Coulomb准则, 本构模型采用弹塑性莫尔-库伦模型, 该模型参数包括弹性模量E、泊松比λ、黏聚力C和内摩擦角φ。边界条件定义为: 左右边界均施加法向约束, 底部边界施加固定约束, 地表为自由边界。荷载采用自重、地应力实测值与拟合函数(图 6), 由于最大水平主应力方向与隧道呈90°交角, 地应力荷载可施加于左侧边界。

图  6  地应力荷载函数曲线

Figure  6.  Geostress load function curve

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在结合现场勘探、地应力测试与室内岩石物理力学试验的基础上, 综合确定计算参数(表 2)。

表  2  地层计算参数

Table  2.  Stratigraphic parameter

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3.2   计算结果

从图 7可知, 主应力分布呈椭圆状不均匀分布, 这是由水平应力与自重应力叠加后的应力不均导致的, 而地应力测试结果表明隧道以水平构造应力为主, 数值分析与地应力测试所得规律一致。隧道开挖后易在洞室周边形成应力集中(图 7b), 由于围岩属于脆性坚硬岩类, 自身及周边围岩储存的能量需要迅速释放, 这就导致岩体获得了动能, 以应力波的形式释放, 进而产生岩爆。

图  7  开挖前后主应力分布等值线图

Figure  7.  Contour map of the principal stress distribution before and after excavation

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从图 8(a)、(c)可知, 在水平地应力下, 隧道净空位移、等效应变均呈不对称分布。由于受力不均匀, 隧道施工可能产生左侧边墙、仰拱及拱脚的严重变形、破坏, 施工中应引起足够的重视。

图  8  净空位移、应力应变等值线图

Figure  8.  Contour map of displacement and stress strain

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从图 9可知, 开挖后隧道洞身3~5倍洞径范围内的剪应力变化较大, 开挖后应力较开挖前增大了14%, 可见这部分增加的应力与净空条件是产生岩爆的主要原因。

图  9  最大剪应力随深度变化曲线

Figure  9.  Change in the maximum shear stress with depth

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3.3   数值计算与实测结果对比

从整体上看, 围岩应力大小与隧道埋深呈正相关。根据数值计算结果, 对比深孔实测结果(表 3), 隧址区存在水平构造应力, 4#孔为23.81 MPa, 5#孔为21.78 MPa, 水平构造应力与隧道轴向呈正交关系, 隧道开挖会导致洞室围岩应力状态的二次调整, 边墙、仰拱及拱脚部位有明显的应力集中, 开挖过程中可能产生较严重的岩爆。

表  3  数值计算与地应力实测结果对比

Table  3.  Comparison between the simulated andmeasured ground stress

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4.   弹性应变能指数法测试

该方法由波兰学者A Q Kidybin-shi提出, 该方法认为岩爆是由于开挖卸荷后原本在初始应力场下聚集的弹性应变能突然释放的结果, 而弹性应变能的大小通常与初始地应力状态、岩体的物理力学性质有关。因此, 可通过岩石的应力-应变曲线计算弹性应变能指数来评价岩爆发生的可能。弹性应变能指数计算的示意图见图 10, 计算公式为:

图  10  岩石试样弹性应变能计算示意图

Figure  10.  Diagram showing calculation of the elastic strain energy of the rock sample

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式中: W_et——弹性应变能指数;

φ_sp——卸载后释放的弹性应变能, 对应图中ABC所围面积;

φ_st——开挖卸荷后围岩发生的破裂与塑性变形耗散的应变能, 对应图中AOB所围面积;

ε_p——塑性应变;

ε_s——弹性应变;

σ₀——0.7~0.9倍岩石单轴抗压强度, 一般取0.8倍。

国内外大量现场试验与研究表明^[13-16], 弹性应变能指数越大, 开挖时围岩释放的冲击能量就越大, 可代表发生岩爆的可能。波兰国家标准建议的能量预测判据如下^[17]:

W_et < 2.0, 不会产生岩爆

2.0≤W_et < 5.0, 形成中、低等岩爆

W_et≥5.0, 形成严重岩爆

本次试验选取了10组能够代表隧道围岩特征的试样进行试验, 岩性包括板岩、变质砂岩、黑云母二长花岗岩, 得到的弹性应变能指数表 4。三种岩性的代表性试验单轴加载、卸载应力-应变曲线见图 11。

表  4  岩石物理力学性质与弹性应变能指数测试汇总

Table  4.  Summary of physical and mechanical properties of rock and elastic strain energy index test

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图  11  岩石单轴加载、卸载应力-应变曲线

Figure  11.  Stress-strain curve of rock under uniaxial loading and unloading

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根据以上分析, 该隧道黑云母二长花岗岩段落长度3 km, 且埋深均大于500 m, 处于高-极高地应力水平, 具备发生中等-严重岩爆的储能与释放条件; 板岩段仅局部可能发生低岩爆

5.   岩爆预测综合分析与处治建议

5.1   地应力条件

隧道位于雅鲁藏布江断裂带附近, 区域地质构造显著, 该区具备了高地应力条件。隧道穿越圭嘎拉主峰, 最大埋深1 200 m, 埋深500 m以上区段长度达6.3 km, 占整个隧道长度的48.8%, 自重应力与构造应力共同形成了复杂的高地应力场。现场地应力测试结果表明: 测试段(埋深大于500 m)应力绝对值处于高水平, 为15.97~23.81 MPa, 且水平主应力与垂直应力比值均值为1.35~1.43, 反应了应力分布极不均匀。综上, 圭嘎拉隧道具备了形成岩爆的地应力条件。

5.2   岩性与结构特征

圭嘎拉隧道以新鲜的板岩夹砂岩、黑云母二长花岗岩、片麻花岗岩等脆性硬质岩类为主, 岩体风化程度弱, 岩质新鲜, 现场钻探揭示岩芯的RQD > 83%, 岩芯采取率 > 95%, 多为长柱状, 岩芯完整性好, 节理裂隙不发育, 具备了较好的储能条件。弹性应变能指数试验表明, 黑云母二长花岗岩的W_et基本上大于5, 可能产生严重岩爆; 片麻花岗岩与黑云母二长花岗岩的岩性特征类似, 同样具备产生强岩爆的可能; 板岩夹变质砂岩段因岩性不稳定, 节理裂隙较发育, 岩爆等级以低岩爆为主。

5.3   地下水影响

圭嘎拉隧道洞身段地下水主要以基岩裂隙水为主, 但由于洞身段岩体完整性好, 裂隙发育很微弱, 基岩裂隙水主要在隧道进口、出口段发育较为丰富, 洞身段地下水的存在对围岩起到一定的软化作用, 降低围岩的脆性, 在一定程度上能够减弱岩爆, 但由于洞身段围岩完整性好, 原生节理裂隙不发育, 因此地下水对隧道岩爆的减弱效果很有限。

5.4   岩爆综合分析结果

通过地质环境的分析、数值模拟、岩体弹性应变能以及地应力场特征的综合判断, 圭嘎拉隧道埋深大于500 m时, 板岩夹变质砂岩段以低岩爆为主(长度约3.3 km), 黑云母二长花岗岩与片麻花岗岩段以中等-严重岩爆为主(长度约3.0 km)。

5.5   处治措施建议

建议隧道断面采用圆顺的低边墙断面, 尽可能使洞室周边处于应力均匀状态。

低岩爆段落, 建议在开挖面上洒水, 软化表层。初期支护采用网喷混凝土、超前锚杆的联合加固措施。

中等-严重岩爆段落, 建议采用超前应力解除法、高压注水等主动防护措施降低洞壁切向应力, 初期支护采用喷钢纤维混凝土、格栅拱架等加固措施。

6.   结论及建议

(1) 圭嘎拉隧道所处的地应力状态总体上为σ_H > σ_h > σ_v, 地应力状态以水平构造应力为主。实测地应力最大值为23.81 MPa, 数值计算对应值为24.68 MPa, 二者分布规律基本一致。

(2) 最大水平主应力方向约为NE40.9°, 隧道洞轴线方向为133°, 两者呈正交关系, 隧道施工中边墙、仰拱与拱脚可能产生严重变形、破坏。

(3) 从岩石的应变能指数测试可知, 黑云母二长花岗岩储释能性质具备发生中等-严重岩爆, 板岩的储释能性质具备发生低岩爆。

(4) 圭嘎拉隧道具备产生中等-严重岩爆的条件, 工程设计与施工中应采取相应的防治措施。