深埋隧道工程地质分析.pptx

《深埋隧道工程地质分析.pptx》由会员分享，可在线阅读，更多相关《深埋隧道工程地质分析.pptx（130页珍藏版）》请在淘文阁 - 分享文档赚钱的网站上搜索。

1、近20多年来，我国天生桥水电站引水隧洞、岷江太平驿电站引水隧洞、锦屏水电站勘探平硐、二滩水电站引水隧洞、西康铁路秦岭特长隧道线平导及川藏公路二郎山隧道等一大批长大隧道工程相继发生突发性严重岩爆，致使隧道施工防不胜防，并造成损机伤人的严重事故。岩爆 第1页/共130页灾害不仅严重威胁施工人员及设备的安全、影响施工进度，而且还会造成超挖、初期支护失效，严重时还会诱发地震，已经成为硬岩隧道勘测设计及施工组织中必须考虑的重要问题之一，并受到世界各国相关学者的广泛关注。经过长期努力，岩爆研究领域已经取得一系列重要成果，但到目前为止，岩爆机制研究尚未取得重大突破，也就是说，还没能对不同工程中出现的各类岩爆

2、现象给出全面、合理的理论解释。第2页/共130页东口西口桐麻岭背斜毛坝向斜冷水河1500m1000mP22T1P22P21P1P1S+DS+DS+DS+DO OO O 11 km图2渝怀铁路圆梁山特长隧道概化剖面图第3页/共130页也正是由于机制研究的滞后，影响了以此为基础的超前预报和控制技术的发展。岩爆研究大致可以分为实录（case histories）、发生机制（mechanisms）、超前预报及控制技术（predicting and controlling）四大领域，其中，建立在工程实录基础上的机制研究是所有研究工作的核心，也是超前预报及控制技术发展的基础。第4页/共130页图3秦岭隧道

3、几次严重岩爆的位置与掌子面的关系（原始资料引自文献17）150.0157.5两炮次曾有轻微岩爆，157.5161.5爆破后，150.0前后发生严重岩爆。此后，岩爆段随着掌子同步向前推进，但始终落后于掌子面一定距离，一直到165.0。53.0掌子面爆破后，502.0512.0之间发生岩爆814.5掌子面爆破后，807.0处发生严重岩爆，此后，岩爆段落后于掌子面一定距离与其同步向前推进，一直到818.0。DYK64+502.0DYK64+512.0DYK64+53.0DYK64+814.5DYK64+807.0DYK65+150.0DYK65+157.5DYK65+161.5图3秦岭隧道几次严重岩

4、爆的位置与掌子面的关系（原始资料引自文献17）第5页/共130页岩爆实录包括围岩类型及物理力学行为、地应力场、地下空间特征、开挖过程（开挖顺序、循环进尺、爆破参数等）、岩爆坑及岩爆碎片的形态、几何尺寸、岩爆事件的时空分布、岩爆部位对应的地貌形态及岩爆分类与分级等，许多学者和工程技术人员在该领域进行了卓有成效的工作，记录了大量珍贵的第一手资料（图 3），特别是若干重大工程的岩爆实录资料 817。第6页/共130页“岩爆的产生需要具备两方面的条件：高储能体的存在，且其应力接近岩体强度是岩爆产生的内因；某些附加荷载的触发是其产生的外因”18,19应该是迄今为止对岩爆机理给出的最为清晰的概括。该机理的

5、另一种说法应该是，处于高地应力环境中的结构完整的硬脆性围岩，在隧道开挖后，切应力（）达到或接近围岩的单轴抗压强度（UCS），在其它因素的诱发下，围岩便以岩爆的形式失稳，这可以被总结为岩爆形成机制的静荷载（静力学）理论，它也是广泛采用的岩爆预测判据的理论依据。第7页/共130页岩爆机理的试验研究方面，文献20、21以西安-安康铁路秦岭特长隧道、天生桥水电站特长引水隧洞及二郎山公路隧道等工程为依托，利用三轴试验机研究了混合花岗岩、灰岩及厚层砂岩在卸荷条件的变形与破坏行为，以说明岩爆发生机理。试验结果表明，围压较低时，围岩以张性或张剪复合型破坏为主；围压较高时则以剪切破坏为主，并据此提出，地下硐室开

6、挖过程中，硐室周边围岩的侧压被卸除，应力发生重分布，当调整后的应力状态达到岩体极限状态时，围岩便以岩爆的形式破坏。第8页/共130页文献22认为，隧道开挖后，开挖轮廓面附近径向应力（）降低导致切应力（）增大的同时，轴向应力（）也会按一定比例增大；所进行的真三轴试验结果表明，时，岩石表现为片状劈裂和剪胀的混合型破坏；时以片状劈裂为主；时呈现片状劈裂和剪切错动复合型破坏。第9页/共130页岩爆的微观破裂机制方面，文献8利用SEM对天生桥引水隧洞灰岩岩爆碎片进行观察研究后提出，岩爆是具有大量弹性应变能储备的硬质脆性岩体，由于开挖，使得地应力分异、围岩应力跃升及能量进一步集中，最终产生张剪脆性破坏的结

7、果；杨淑碧（1993）对该隧洞岩爆进行相似模拟时，总结出劈裂破坏和剪切破坏两种围岩失稳机制；文献23采用SEM对黄河拉西瓦电站花岗岩岩爆碎片进行研究时发现，岩爆碎片呈舌状、河流状、根状花样，提出岩爆发生的微观破裂机制是脆性拉破坏；文献24认为，洞壁表面岩石弹射型岩爆破坏机制多为张拉脆性断裂，属于低能量吸收断裂形式。第10页/共130页岩爆的断裂力学机理方面，Hsiung（2001）认为，诱发岩爆的条件包括高地应力、岩体的高强度及存在自由表面；岩爆和任何岩石在应力作用下发生失稳的机制是一致的，都要经历微裂隙的扩展、结合与积累的过程。文献25将受压岩体中的裂纹分为压剪闭合裂纹和压剪不闭合裂纹两种性

8、态，分析了压剪裂纹的启裂和扩展准则，认为岩爆是围岩在洞室开挖过程中发生应力调整时，岩体中的预存裂纹扩展而引起岩体发生宏观脆性断裂的结果。第11页/共130页岩爆的断裂力学机理方面，Hsiung（2001）认为，诱发岩爆的条件包括高地应力、岩体的高强度及存在自由表面；岩爆和任何岩石在应力作用下发生失稳的机制是一致的，都要经历微裂隙的扩展、结合与积累的过程。文献25将受压岩体中的裂纹分为压剪闭合裂纹和压剪不闭合裂纹两种性态，分析了压剪裂纹的启裂和扩展准则，认为岩爆是围岩在洞室开挖过程中发生应力调整时，岩体中的预存裂纹扩展而引起岩体发生宏观脆性断裂的结果。第12页/共130页文献26提出，在压应力集

9、中区内，近自由表面的裂纹在低侧压时，将平行于壁面沿最大压应力方向扩展，并给出了两种情况下裂纹扩展的临界应力计算公式。文献27以黄河拉西瓦电站花岗岩为例，通过损伤力学分析，根据岩石内部能量转化机制，给出了脆性岩石岩爆损伤能量指数（WD）的概念，提出了岩爆发生的判别条件：岩石释放的弹性应变能大于岩石损伤累积耗散能，即，WD 1。文献28根据白岗岩和灰岩在单轴压缩条件下的裂纹特征，基于岩爆是大量裂纹生成和扩展造成的一种动态破坏过程的认识提出，裂纹的分形维数值越低，岩爆倾向越大。第13页/共130页岩石静力学理论在岩爆研究中是重要的，但它还不能阐明岩爆的全部机理；初始地应力及开挖引起的应力分异是岩爆发

10、生的背景与基础，但不是全部，应该存在地静应力之外的其它诱发机制。钻爆法开挖过程中，各炮层的顺序起爆、周边眼起爆后开挖轮廓面的瞬时大幅卸载及岩爆事件本身所产生的各类高幅值、陡波前应力波以及它们的叠加效应对于围岩，尤其是处于双向受压（少数情况下，切向会承受拉应力）、一侧临空、具有发生破坏潜势的既有炮次围岩，的扰动作用应该是显著的。文献20、2932在岩爆的岩石动力学机理方面进行了研究，并已取得若干重要进展。第14页/共130页上世纪50年代初期，Don L.L.最早报道过关于地下工程爆破、应力波、岩爆及地震之间的关系的一些初步试验成果。后来，随着钻爆（新奥）法的不断发展，特别是回次进尺及爆破装药量

11、的不断加大，动力干扰对岩爆的贡献越来越引起人们的关注。我国天生桥、太平驿、二滩及挪威Sima等大型水电站引水隧洞的岩爆一般在爆破以后的一定时间段内发生，岩爆高发区一般距离掌子面250 m；强度随着时间的推移而减弱；第15页/共130页文献17还详细报道了秦岭特长隧道线平导北口浅埋段岩爆与爆破之间密切的时空关系。罗先起等（1996）提出，在坚硬脆性围岩中开挖洞室相当于一个处于压缩应力场中的脆性材料块体在开挖边界上突然卸载，卸载波迅速从开挖边界传播至岩体深部；若岩体中由于弹性压缩所贮存的势能足够大，则位于卸载波前缘的剪切微裂纹将因动力扩展而导致岩体破坏并诱发岩爆。黄润秋等（1999）曾对爆破扰动对

12、岩爆的贡献进行过数值模拟研究。第16页/共130页爆破应力波对已开挖围岩的扰动可以概化为表面垂直线源的Lamb问题（图 4）：y方向均匀分布的法向荷载于t=0时刻，瞬间施加到弹性半空间的表面z=0处。荷载沿y方向的均匀分布，使得这一问题可以概化为平面应变问题。描述上述半空间模型的数学模型的解析解33可以较好地解释岩爆机理（图 5）：对于已开挖围岩轮廓面上某一点，爆破产生的P波、S波和Rayleigh波顺序到达；。第17页/共130页P波和Rayleigh波对围岩具有显著的扰动作用，而两者之中大振幅Rayleigh波居于支配地位。P波和Rayleigh波将分别在围岩中形成垂直和平行于开挖轮廓面的

13、张性破裂面；在，的应力环境中，这些破裂面的出现，将引起围岩以岩爆或片剥的形式破坏。P波的衰减和Rayleigh波的垂向分布可以解释岩爆高发区与掌子面的空间关系及岩爆碎片的形状特征等若干岩爆现象第18页/共130页围岩以岩爆方式破坏时，有一个突出特征，即，一旦一个部位已经发生过一次岩爆，尤其是比较强烈的岩爆，那么该部位就很可能发生第二次、第三次，甚至更多次岩爆；按发生先后，强度越来越低，岩爆面积越来越小，最后形成所谓断面呈“V”字形或“锅底”形的岩爆坑。第19页/共130页由于每次岩爆所产生的岩块基本都呈片状，不同期次岩爆形成的爆裂面基本平行，从形式上看，类似于煌斑岩及块状砂岩的球状风化，陶振宇

14、教授（1988）最早将这种岩爆事件追踪发生的现象归纳为“贝壳状”、“笋皮状”、“葱皮状”或“鳞片状”剥离。岩爆追踪在隧道岩爆实录中具有普遍性，二滩、天生桥、太平驿电站引水隧洞岩爆、秦岭铁路隧道岩爆及二郎山公路隧道岩爆都具有显著的追踪现象。利用岩石动力学理论可以比较合理地解释这一特殊现象。第20页/共130页拱顶拱顶边墙边墙隧底炮孔zyxuur图4隧道爆破扰动已开挖围岩的半空间模型第21页/共130页图5爆破应力波作用下已开挖洞段围岩（表面）岩爆与片剥的的形成过程第22页/共130页岩爆本身是一种能量释放过程，这些被释放的能量可以分为岩块的动能、岩块的表面能、散失于空气中的热能和通过对母岩表面施

15、加冲击荷载，以应力波形式传递到围岩中的动能几个部分。由于岩爆，特别是强烈岩爆，都具有突发性，其对母岩产生的冲击荷载（）应大致满足人工爆破荷载随时间（t）的衰减规律，即，第23页/共130页第24页/共130页尽管直接确定上式中的峰值荷载和常数是困难的，但是岩爆前后的地震波监测资料及岩爆诱发地震所造成的损失，不仅说明岩爆冲击荷载及其诱发应力波是确实存在的，而且有时还相当很强烈34,35。当一次岩爆的强度很高时，其产生的柱面P波、柱面S波和平面头波可能直接诱发下次岩爆，但多数情况下，其在母岩中所形成的扰动破裂面只有被爆破应力波或相邻地段的岩爆应力波再次扰动扩展或多次扰动扩展时，才有可能产生下次岩爆

16、。同样，如果下次岩爆释放的能量依然较大，则可能再次诱发岩爆，如此下去（6）。第25页/共130页建立一套有效的岩爆时空预测系统（a practical space-time prediction system）或称之为早期预警系统（an early warning system），一直是各国岩爆学者追求的目标。已采用的技术手段有微震（MSmicroseism）监测36、地震仪及水银管倾斜仪 35、地震遥感监测37、微重力（MGmicrogravity）第26页/共130页分别为柱面胀缩波、柱面等体积波、头波的波阵面P波头波S波P0 e-ktxz70o图6长条形岩爆的应力波对母岩的扰动（岩爆坑横

17、断面）第27页/共130页监测3840、声发射（AEacousticemission）41及电磁辐射（EMRelectromagnetic radiation）42等。李强（1994）等在岩爆监测中采用过AE测试技术；王来贵等（1998）在俄罗斯学者的研究成果基础上，根据完整煤（岩石）压缩变形破坏过程中弹性范围内不产生电磁辐射，峰值强度附近电磁辐射最强烈，屈服后又无电磁辐射的原理，利用俄制仪器对煤（岩）爆进行过监测研究。第28页/共130页目前，由于信息采集、预报判据异常水平及仪器探测精度等方面的限制，无论是地震方法（seismological method）、微重力方法还是地震声学方法（se

18、ismic-acoustic method）还都不能对岩爆进行准确的超前预报，但以这些方法为基础的探测技术应该成为施工阶段岩爆预测的主攻方向之一。爆破之后，找顶或初期支护之前，用上述方法对重点地段进行探测，可以提高上述工序的安全性，同时，在二次衬砌之前，对外衬以外的岩石变形趋势进行监测对于确定永久衬砌的修筑时间也是重要的。第29页/共130页经过长期实践，人们已经摸索出一些岩爆控制手段4247，具体包括以下几个方面：1改善围岩物理力学特性，主要措施是爆破后立即向掌子面及附近洞壁喷洒高压水或利用炮眼及锚杆孔向岩体深部注水；2应力解除，具体方法有（大口径）超前钻孔和纵向切槽等；3及时施作锚喷支护，

19、若干长大隧道的施工表明，该方法在防治岩爆方面是有一定成效的，但在易于发生岩爆的高强度围岩中，大规模实施这种施工工序，将影响施工进度；第30页/共130页4合理的施工方法，秦岭特长隧道的施工经验表明，采取“短进尺、弱爆破”，并严格控制炮眼利用率，可以降低岩爆的发生频率。尽管上述手段在不同的隧道中能在一定程度上遏制岩爆的发生，但有些方法的普适性及可操作性比较差、有些则会造成超挖、影响施工进度，与从根本上控制岩爆还有较大差距。第31页/共130页4 隧道软岩大变形机理及其控制 隧道围岩大变形主要发生于低级变质岩、断层破碎带及煤系地层等低强度围岩中，一般具有变形量大、径向 变 形 显 著 及 危 害

20、巨 大 等 特 点。发 生 该 类 变 形 的 围 岩 一 般 被 称 为 软 岩（soft rock）、挤 出 性 围 岩（squeezing rock）或膨胀岩（swelling rock or expansive rock）46,4850。第32页/共130页尽管隧道底鼓、仰拱破坏在铁路隧道建设的初期，即，19世纪中叶就已经出现并引起人们的关注，但首例严重的交通隧道软弱围岩大变形应该是1906年竣工的长3.8 km的辛普伦线隧道51，它是继仙尼斯峰、圣戈达和阿尔贝格之后横穿阿尔卑斯山的第四座铁路特长隧道。辛普伦隧道北起瑞士的布里格（Brigue），南至意大利的伊则尔（Iselle），为双

21、孔单线隧道。该隧道的地质情况极其复杂（图7），施工中遇到了前所未有的高地温、水温47oC56oC、水量10.4104 m3/d的大涌水、和严重的软岩大变形。第33页/共130页软岩大变形以距离南口（意大利端）4.5 km附近的变形最为严重。围岩为完全风化的石灰质云母片岩，尽管底设导洞（3.22 m2）的边墙、拱顶和隧底全部采用了密集的重型木支护，但所有支护结构都被压跨，施工被迫中断。上述支护措施失败后，将高40 cm的工字钢梁用螺栓栓在一起，钢梁间填断面为5050 cm2的方木构成更强大的支护结构，结果钢螺栓被切断、大方木被压成 第34页/共130页38 oC60 oC49 oC27 oC0.

22、00 km4.45 km6.74 km3.80 km瑞士端-北口意大利端-南口2100 m涌水位置片岩片麻岩石灰岩云母片岩大变形洞段图7辛普伦隧道线轴向剖面（引自文献51）第35页/共130页碎片，初期支护被再次摧毁。最后，在工字钢梁的空隙间回填了掺有速凝剂的混凝土，才控制住了大变形，底设导洞恢复开挖。上述大变形洞段长度仅有42 m，但施工工期却达到了18个月，反复扩挖后的最大开挖断面达到9.310.3 m2。尽管如此，隧道在竣工若干年后，强大的山体压力再次引起横通道边墙、拱部和隧底破裂、隆起。第36页/共130页辛普伦隧道之后，奥地利陶恩（Tauern）公路隧道、奥地利阿尔贝格（Arlber

23、g）公路隧道和日本艾那山（Enasan）公路隧道也相继发生软岩大变形。国外水工隧洞建设中，也曾发生严重的软岩大变形问题，其中以印度北部喜马拉雅地区的水工隧洞大变形最为著名4,5，如海代尔（Maneri hydel）（图8）、苏特来季（Sutlej）、哑木那（Yamuna）及楼克塔克（Loktak）等输水隧洞的开挖都曾遭遇不同程度的围岩大变形。第37页/共130页480320160时间（d）600400200边墙位移（mm）1208040时间（d）900600300边墙位移（mm）图-8海代尔电站引水隧洞部分断面边墙位移曲线（引自文献4）第38页/共130页我国铁路隧道建设中较早发生软岩大变形的

24、当属70年代修建的全长3.834 km的崔家沟单线铁路隧道。此后，全长3.136 km的宝中铁路大寨岭隧道及青藏线上唯一的一座隧道-全长4 km的关角隧道等也相继发生软岩大变形。家竹箐隧道5255位于南昆铁路威舍红果段的北端，距盘西支线的红果站9 km，隧道全长4.99 km，是控制南昆铁路铺轨工期的重点工程，1992年12月开工，1997年5完工。第39页/共130页尽管家竹箐隧道的长度不是很大，但却同时出现了高瓦斯、大涌水和大变形，尤以大变形所造成的损失最为惨重。从1995年4月开始观测到大幅度的支护收敛，到整治完成，共有390 m洞段发生了大变形（图9、图10）。第40页/共130页桩号

25、年月390 m；最大变形240 cm295 m；最大变形100 cm170 m；最大变形8090 cm20 m；最大变形30 cm+560+465+400+242IDK579+17095/995/1295/795/4图-9家竹箐隧道大变形轴向扩展过程示意图第41页/共130页家竹箐隧道390米大变形洞段整治消耗自进式锚杆10万余米，仅锚杆费用就已接近正常情况下的成洞造价，如果将所有费用加在一起，损失就更惊人了。不仅如此，1995年12月铺轨就已到达家竹箐隧道北口，但直至1996年5月，铺轨才通过隧道，大变形延误铺轨达四个半月之久。第42页/共130页IDK579+380IDK579+30012

26、0 cm80 cm40 cm096/1/1095/12/295/10/295/8/15扩挖后拱顶位置；95/11/1初次开挖拱顶位置模注混凝土外拱顶位置；95/5/10模注混凝土内拱顶位置图10家竹箐隧道典型洞段的大变形过程（引自文献52，略有改动）第43页/共130页应该说，在家竹箐隧道以前，我国交通隧道，特别是铁路隧道，的大变形问题，无论从发生几率，还是从严重程度上看，都是较低的。家竹箐隧道大变形引起了我国隧道工程界的广泛关注。无论从世界范围，还是从我国来看，发生地下工程大变形最多的应该是采矿行业，特别是煤矿巷道。与交通隧道及水工隧洞相比，煤矿巷道大变形的岩性相对单一，主要为以泥岩、页岩及

27、煤层等为主的煤系地层，另外，煤矿巷道的长度、断面尺寸、开挖程序、支护方式及对支护结构的稳定性要求等方面和交通隧道及水工隧洞都有较大差别，这里不作重点讨论。第44页/共130页4.1 隧道软岩大变形机理及变形行为描述 1946年，Terzaghi首次提出了挤出性岩石和膨胀性岩石的概念。挤出性岩石是指侵入隧道（开挖轮廓面）后没有明显体积变化的岩石，发生挤出的先决条件是岩石中含有高含量的微观、亚微观云母状矿物颗粒或低膨胀能力的粘土矿物；膨胀性岩石则是指主要由于膨胀作用而侵入隧道的岩石。受到Terzaghi思想的影响，人们一般把大变形机制分为以下两大类50,56：第45页/共130页（1）开挖引起的应

28、力重分布超过围岩强度，围岩因塑性化而产生大变形。如果介质变形缓慢，就属挤出；如果变形是立刻发生的，就是岩爆。（2）围岩中的某些矿物和水反应，而发生膨胀导致大变形。水及某些膨胀性矿物的存在，对于膨胀变形是必须的。第46页/共130页和机制研究一样，既有的大变形预测也基本上可以分为挤出预测和膨胀预测两大类。Muirwood（1972）提出用坚固系数来预测隧道围岩稳定性（挤出），坚固系数被定义为UCS和上覆围岩自重应力的比值。后来，该参数在日本被用来进行软岩隧道的挤出预测（Nakano，1979）。我国学者采用的类似系数为应力-强度比，即，最大主应力、围岩切应力或垂直主应力与UCS的比值。第47页/

29、共130页目前，基于上述变形机制提出的各类预测方法的指标体系的预测结果还不理想，有些工程甚至出现很大的偏差。软岩大变形描述及其预测呼唤新理论。第48页/共130页事实上，软岩发生大变形应满足两个基本条件：第一，重分布后的地应力足以引起围岩屈服；第二，围岩屈服伴随有显著剪胀。对于大多数深埋软岩，尤其是深埋极软岩，第一个条件一般都是能够被满足的，但是屈服与塑性化并不一定伴随显著剪胀，这也许就是隧道工程中，软岩常见，但大变形却不多见的根本原因。第49页/共130页当软岩发生屈服，但无剪胀或无明显剪胀发生时，高应力环向外扩展到一定程度后，其扩展速度会显著降低（无论是软岩还是硬岩，屈服塑性化并不意味着其

30、强度的完全丧失，屈服后的围岩仍然具有一定的刚度和承载能力），甚至从工程的角度看，可以认为已经停止扩展。这时，围岩不仅不会发生大变形，而且可能处于（相对）稳定状态。这种情况下，巨大的盖层压力主要还是靠围岩自身来承担的，这也许就是软岩隧道中“寻找最佳支护时间”及“采用可缩支护系统”的理论依据。第50页/共130页固体静力学所研究的软岩的弹性、弹塑性及塑性变形并不是软岩大变形的核心问题。软岩变形基本可以分为弹性、塑性和流变三个阶段。显然，弹、塑性理论只能涉及其中的弹性和塑性阶段，但软岩的弹性和塑性变形量相对较小，流变产生的变形才是最主要的。隧道开挖过程中，一个炮次爆破以后，轮廓线附近的围岩应力瞬间增

31、大到较高量级，而且切应力一般会远超过UCS。开挖条件下，紧靠轮廓面的围岩变形是直接进入塑性或流变状态的，并未经过缓慢的弹性变形阶段。第51页/共130页根据弹、塑性理论预测开挖条件下软岩是否屈服（如坚固系数、强度应力比及其它类似方法）对于软岩大变形预测来说是远远不够的。第一，大变形隧道的软岩强度一般都很低，但由于埋深大，预测结果大部分都将是“屈服”；同时这类预测也带有很大的不确定性。弹性及弹塑性理论在解决软岩屈服问题时，用到的一个关键参数是UCS，对于软岩，特别是经常发生大变形的极软岩，如断层破碎带、片岩及千枚岩等，其UCS往往是很难通过常规的试验方法确定的。第52页/共130页各种隧道大变形

32、文献中所给出的围岩UCS往往都是根据经验确定的估计值或根据某种相关关系给出的推测值。如家竹箐隧道发生大变形的煤系地层无法测定UCS，最后利用位移反分析方法，给出了一个0.6 MPa的估计值。因此，这些间接方法推测出的UCS被用于围岩的屈服判断时，具有很大的不确定性。第二，“屈服”仅仅是大变形的基础，屈服的软岩不一定发生大变形。第53页/共130页大变形、剪胀及刚体位移是软岩大变形的三大基本特征，利用固体静力学理论来同时描述这些特征是困难的。第54页/共130页根据弹性力学理论，如果外载作用下典型单元体（REV）所产生的位移远小于其原来的尺寸，属于小变形，否则为大变形，弹性力学的研究对象仅限于小

33、变形。尽管目前隧道工程中对于大变形还没有统一的界定，但大部分大变形隧道的收敛值都在几十厘米，很多达到1 m以上；由于已知的塑性圈厚度最大不超过10 m，软岩变形的最大应变应在10%以上。如此大的应变，显然不能再用弹性力学理论来描述。第55页/共130页根据粘滞系数，自然界的物质被分为固体和流体两大类，但无论是在人们的实践活动中，还是在理论研究中，固体和流体之间的界限都不是截然的。一方面，自然界的确存在一些既具有固体性质，又具有流体性质的一些物质，如沥青、稠油等；另一方面，即使是通常所说的固体，如石灰岩、砂岩等，其抗剪强度也与剪切速度有关，也都具有确定的值，只是量级相对要高得多而已，漫长地质历史

34、过程中形成的岩层褶皱等构造行迹，是这类固态岩石发生“流动”的有力证据。第56页/共130页对于一种确定的介质，到底是将其视为固体还是流体来研究，应考虑两方面的因素，一个是介质所处的热力学环境，即，温度和压力，另一方面是研究所涉及的时间尺度。对于软岩来说（可以忽略温度影响），当它的埋深很小（压力较低），工程活动所涉及的时间较短时，可以将其视为固体。瑞士著名地质学家Heim根据穿越阿尔卑斯山的某隧道的软岩环向大变形，提出“当岩石埋深较大时，岩石处于静水压力状态”。第57页/共130页事实上，这种状态对于地壳岩石圈浅部的硬岩可能是难以达到的，但正如Heim得出这一结论时所看到的那样，大埋深条件下浅变

35、质岩、煤系及沉积盆地中欠压实的沉积岩石中则可能出现静水压力状态。因此，当软岩的埋深很（较）大，工程活动所涉及的时间又很长时，将其视为静水压力场中的流体来研究，将更有利于问题的解决。第58页/共130页深埋隧道软岩的“大变形”是流体变形的属性之一；“剪胀”可以被视为流体在减压条件下的一种体膨胀行为，和承压水的释水机理基本一致；“刚体位移”是流体在压力差驱动下，发生整体移动的表现，这恰好是流体动力学的研究范畴。软岩大变形中的一些宏观现象，采用流体动力学理论来说明也将更加清晰。深埋软岩中修建的无衬砌隧道，可以被视为软岩构成的流体场中的排泄廊道。第59页/共130页由于流体场中任意一点的压力与方向无关

36、，因此，软岩可以从拱顶、边墙及隧底同时“涌入”隧道。如果隧道施作了封闭式衬砌，但强度较低时，衬砌就可能发生环向变形。如果衬砌结构的某一部分强度较低，不能抵挡软岩压力，这部分就可能成为软岩“涌入隧道的突破口”。第60页/共130页在隧道工程中，受到传统岩石力学理论的影响，很多隧道都不设仰拱（这对于完整硬岩是合理的），即，衬砌没有封闭成环，仅仅为素混凝土，甚至贫混凝土铺底，隧底一般都是整个衬砌结构中最薄弱的环节，加之长期处于列车动荷载的作用之下，在拱顶、边墙保持完好的情况下，软岩从隧底“涌入”而造成底鼓也就不难理解了。就像用水力学理论来描述地下水运动一样，用流体动力学理论描述软岩变形行为也需要建立

37、在一定的假设基础之上，这些假设包括：第61页/共130页（1）软岩是连续。实际上，软岩是由大量岩块、矿物（甚至更小的结构层、原子）组成的，它们之间的空隙远大于它们本身（是指把岩块分得足够小），因而是不连续的。但在宏观上尺度上，岩体却显示均匀性、连续性和确定性。因为，个别块体的行为并不影响大量岩块统计平均后所得出的宏观物理量。当涉及某一点的物理量，如压力、流速、密度等时，引用REV的概念。第62页/共130页（2）软岩静止时，假定岩体内任意一点的应力大小与方向无关，即，。（3）流体动力学理论并不关心具体软岩质点的运动与变形情况，它所关心的是不同空间点或区域内的压力、速度及流量等的分布情况，即，采

38、用的是Euler方法、研究的是场特征。（4）软岩向隧道的流入量来自其弹性释放，释放过程是瞬时的。第63页/共130页应该说，流体动力学理论和固体静力学理论一样，也有它的局限性，并不能阐明软岩大变形的所有细节，但总体上说，它比强度理论更易于操作，特别是在大变形预测方面。第64页/共130页第65页/共130页第66页/共130页流体动力学理论在深埋隧道软岩大变形研究方面具有显著的优势，物性参数、及其应用应成为今后研究的重点。应该指出的是，由于问题本身的复杂性，特别是软岩的“固体流体”双重特性，流体动力学方法不可能解决软岩大变形的所有问题，尚需其它学科、其它理论的广泛参与。第67页/共130页软岩

39、大变形控制 交通隧道的支护包括初期支护和永久支护（衬砌）两大步骤。一般来说，初期支护是承载结构，永久支护仅作为安全储备，因此，永久支护一般都是在初期支护变形停止后进行的。显然，对于软岩隧道，支护的首要任务是如何遏制初期支护的大变形。辛普伦隧道以来，随着人们对大变形认识的不断深化，提出了多种支护措施和手段，这些支护措施基本可以分为以下三大类。第68页/共130页（一）刚性支护：这种支护措施的核心是通过加大支护结构的强度和刚度来抵抗巨大的围岩压力；支护材料一般为钢材或木材。辛普伦隧道、海带尔电站引水隧洞等众多地下工程的支护实践表明，这种支护措施无论从技术上还是从经济上，都是欠合理的，现在已经较少采

40、用。（二）可缩支护：这种支护的理论依据是，当开挖引起的围岩扩容（剪胀或遇水膨胀）不可避免时，允许围岩发生适度的变形，这样可以降低作用于结构上的支护压力，从而减少超挖量并降低支护强度。根据Eurenius等（1981）的研究，如果让粘土膨胀5%，支护压力即可降低50%。第69页/共130页具体措施是适当超挖，在围岩变形稳定后再架设支护，更多的则是开挖后立即架设可缩的初期支护。支护方式一般为带纵向伸缩缝的混凝土喷层并辅助以可缩式构件支撑。可缩支护系统在交通隧道支护中的应用效果并不理想。阿尔贝格公路隧道、艾那山公路隧道及我国家竹箐铁路隧道在初期支护中都曾采用过可缩支护技术，但都没能有效控制大变形。可

41、缩支护只能允许围岩的适度变形（一般为20 cm30 cm），如果变形超过支护体系的允许范围，这类支护结构一般是很难抵挡围岩的巨大压力的。第70页/共130页可缩支护一般适用于强度相对较高的软岩。一般说来，这类软岩的变形量相对较小，收敛相对较快。如，煤矿巷道所遇到的大变形软岩强度往往达到2030 MPa，属于软岩类中的“硬岩”，该类围岩中塑性圈的扩展速度一般衰减较快。可缩支护允许围岩中形成一定范围的塑性圈，巨大的盖层压力主要靠塑性圈以外的天然岩体来承担。第71页/共130页这种做法对于稳定时间要求相对较短的采矿巷道也许是可以的，但对使用年限长得多、净空要求严格得多的交通隧道，特别是交通干线上的长

42、大隧道未必合适。当盖层压力在隧道周边岩体内形成的切应力达到或接近岩体强度时，即使施工期间支护系统监测到的变形速率已经降低到允许的程度，也并不能代表塑性圈的扩展已经停止，只是减慢了而已。隧道运营若干年以后，缓慢扩大的塑性圈产生的越来越大的支护压力，很可能引起结构的开裂、变形。第72页/共130页（三）锚、注、喷一体化围岩加固支护系统：该系统是技术要点可以概括为：（1）开挖后及时支护，充分利用围岩的自承能力，将围岩的松动圈转变为承载拱。（2）初期锚喷支护应采用带止浆塞的（钻）锚、注一体化的（自钻式）注浆锚杆，如奥地利的迈式锚杆、国产的GM系列锚杆等；锚杆长度可以根据围岩屈服范围确定，但一般以长锚杆

43、为宜；混凝土喷层可以为素混凝土，也可以是钢纤维混凝土，根据实际情况，可以在上半断面的喷层内设置纵向伸缩缝。第73页/共130页采取上述支护措施后，开挖轮廓面附近一定范围内的围岩和人工施加的锚、注系统及混凝土喷层便可共同构成一个强有力的天然人工复合承载供。此外，还可以根据需要设置可缩式钢架支撑。（3）二次衬砌应设置足够强度的仰拱，并应为初期支护预留一定的变形量或在初期支护和二次衬砌之间设置变形层。第74页/共130页国内外主要严重大变形隧道的整治经验表明，锚、注、喷一体化（锚、注为核心）围岩加固支护技术在大变形隧道的支护、控制方面是卓有成效的。当然，该项技术还有待于进一步完善、优化，以减少支护工

44、作量、降低支护工程造价并缩短支护周期。第75页/共130页尽管锚、注、喷一体化初期支护一次性投入的工作量较大、成本较高，但这种投入与多次返工、扩挖相比，不仅在经济上是合理的、技术上是安全的，而且可以显著缩短施工工期，避免大变形成为制约工程进度的瓶颈。软岩大变形预测及识别是今后研究工作所面临的最主要问题。一方面，大变形发生于软弱围岩中，但并非所有的软岩都会发生大变形，强度低于30 MPa的所谓软岩，第76页/共130页在隧道工程中是常见的，但发生大变形的几率却很小，而且大变形洞段一般都比较短。因此，对所有软岩都采取加强支护是不可能的，也是没有必要的；另一方面，大变形一旦发生，松动圈就会很快扩展，

45、从而使支护工作量（如锚杆长度等）急剧增大。因此，实施超前预测，像艾那山线海夹石断层带一样，在大变形发生之前采取相应的支护措施，应成为今后大变形研究的主攻方向。第77页/共130页对大变形机理的正确认识和合理描述，是大变形预测的基础，目前描述大变形所采用的固体力学理论（弹性、塑性及弹塑性理论），不能全面阐明软岩大变形的全部特征，这在一定程度上制约着大变形预测理论的发展，除流体动力学外，软岩大变形研究需要引入更多的新理论、新方法。第78页/共130页5 深埋隧道涌水评价及预测 涌突水属于隧道施工中遇到的流体地质灾害类型之一，与其它灾种相比，其具有以下特点：（1）发生几率高。由于地下水的高度流动性、

46、在地壳表层中分布的普遍性以及大多数隧道都处于地下水富集带或其以下附近，只要存在导水通道，就可能发生涌水，因此，其发生条件要比其它灾害类型宽松得多。据不完全统计，在我国1996年前已建成运营的4800余座隧道中，约三分之一发生过涌水问题，其中30余座属大型涌水，第79页/共130页每 座 的 涌 水 量 均 超 过 1.0104 m3/d，最 大 的 达 20.6104 m3/d。（2）一旦发生大规模的隧道涌水，不仅施工本身会严重受阻，而且可能引起浅层地下水及地表水枯竭，甚至引起地面塌陷等伴生的环境地质问题。襄渝线中梁山隧道涌水造成地表14 km2 范围内的地表井泉干枯、农田漏水，给三个乡的人畜

47、用水造成极大困难；衡广复线上的南岭隧道涌水、涌泥，连溪河水全部灌入隧道，造成大面积地表塌陷，引起京广线既有铁路和107国道路基严重下沉57。第80页/共130页也正是由于上述原因，无论是在隧道勘测设计阶段还是在施工阶段，涌水都是重点研究的施工地质灾害之一，研究的核心则在于超前预测。50年代后期，日本学者高桥彦治（在修建北陆隧道中），首次提出了简便的涌水量计算方法。此后，许多学者在涌水（量）的室内模拟和涌水量的计算方法方面进行了大量的研究工作。从60年代后期开始，日本学者伊腾洋、佐腾邦明等利用室内渗流槽对水下隧道的涌水量预测问题进行了模拟试验研究；第81页/共130页80年代初，另一日本学者基于

48、模拟试验，提出了隧道涌水量预测的非稳定流方法；原苏联学者阿拉文（V.I.ARVIN）和努米洛夫（S.N.NUMEROV）基于模拟试验结果提出用复数速度势理论计算水底条形渗渠的涌水量。几十年来，国外学者提出了许多涌水量预测模型和方法。1987年，日本学者将隧道涌水量的预测方法分为：以经验或统计资料为基础的预测方法、以水力学公式为基础的预测方法和依据水的汇入排出模拟建立的预测方法。第82页/共130页我国学者在引进、吸收国外涌水量预测方法的基础上，也提出了一些预测模型。目前，在我国隧道涌水方面所用的模型基本上可以分为：非确定性统计模型、确定性数学模型、随机数学模型三大类57。第83页/共130页无

49、论采用何种预测模型、什么预测方法（甚至包括比拟法），围岩渗透特性都是涌水量、涌水水头压力计算中必须采用或考虑的关键性水文地质参数。在某种程度上可以说，如果查明了围岩渗透性的空间分布，涌水预测的问题也就基本解决了。确定围岩渗透性参数最常见、最保守的方法是抽水或压水试验，但这些方法主要适合于埋深不大（如500 m以内）的隧道。在世界各国已建成的近50座特长铁路（越岭）隧道中，绝大多数的最大埋深都超过了500 m，最大的已接近3000 m，在这类隧道的勘测设计中，完全依靠水文地质试验的方法来确定参数是困难的。第84页/共130页（1）抽水或压水试验方法本身还有一定的局限性。该方法不仅昂贵、费时，而且

50、有时还不易取得满意效果（Neuman，1987），主要适用于均质各向同性的浅埋含水层（由于钻孔的深度小，可以多布置抽水孔和观测孔；由于均质各向同性，试验结果的代表性较好）。（2）受到技术和经济因素的限制，大埋深情况下，既不可能布置很多的抽水孔，也不可能布置足够的观测孔，开展大范围、长周期的群孔抽水试验是困难的。第85页/共130页（3）大埋深条件下，围岩的非均质各向异性将更加显著，根据部分钻孔试验获得的参数的空间代表性更加局限。上世纪70年代以来，不同国家的学者在岩体渗透性垂向预测方面进行了大量研究工作，并已经取得一些基础性成果。这些成果基本上可以分为以下几类5867：第一类是，建立隙宽与深度