廖福星

(三明市交通建設發(fā)展集團有限公司，福建 三明 365000)

相對于常規(guī)隧道段，山嶺隧道的洞口段一般具有埋深小、地質條件較差、地下水水位淺、圍巖質量差、工法轉換多、施工工藝復雜、圍巖變形大、支護結構受力復雜、安全風險高等特點[1]。隧道施工過程中常發(fā)生地表沉陷、洞口邊仰坡滑塌、洞內大變形或坍塌、初支甚至二襯開裂等事故，進而造成工程損失和工期延誤[2-3]。尤其對于穿越膨脹性圍巖的淺埋隧道洞口段，上述問題更加突出[4-5]。

針對淺埋隧道洞口段施工誘發(fā)的邊坡滑動，潘格林等[6]、趙志剛等[7]通過理論研究、數值分析及監(jiān)控量測揭示了隧道與滑坡體之間的相互作用機制，并提出了綜合防治的措施；朱經志[4]、張毅等[5]、Zhang等[8]通過隧道圍巖的水理特征試驗，揭示了親水性黏土礦物是導致隧道變形、坍塌的主要原因，并且通過數值計算優(yōu)化了隧道施工方案及處置措施，但在數值計算中都是將膨脹土的膨脹力簡化為垂直臨空面的體力，直接作用在計算單元上；而鄭俊杰等[9]、繆協(xié)興[10]、殷宗澤等[11]研究指出，膨脹土的膨脹變形是各向同性發(fā)展的，將其簡化為單一方向的體力直接施加于垂直臨空面的方向并不妥當。相關研究[12-14]闡明了膨脹土隧道降雨增濕后圍巖含水率的增大對膨脹土的物理、力學及水理特征將會產生顯著的影響，但鮮有文獻闡述膨脹土隧道降雨增濕后同時考慮圍巖膨脹及強度劣化效應的圍巖變形及支護結構的動態(tài)響應特征。曾仲毅等[15]、李化云等[16]通過數值計算模擬了降雨增濕條件下膨脹土隧道圍巖的膨脹變形，但相關計算并沒有考慮增濕后膨脹土的強度劣化效應。

總體上看，針對膨脹土隧道洞口段施工及事故處理，隧道工程界和學術界開展了大量的研究，并取得了一定的成果，有效地指導了工程實踐，但對膨脹土隧道降雨增濕過程中圍巖膨脹及強度劣化效應、隧道變形演化機理、支護結構的動態(tài)響應特征等方面缺乏系統(tǒng)性的研究。在工程實踐中，由于膨脹土的隱蔽性、復雜性和不易辨識性，對此類隧道普遍存在認識不足、重視不夠，甚至在發(fā)生事故之后仍不能給出正確的判斷。因此，基于膨脹土的辨識、試驗及膨脹機理分析，開展膨脹土隧道降雨增濕過程中圍巖膨脹及強度劣化耦合作用下圍巖-支護結構的動態(tài)響應特征和隧道施工關鍵技術的研究，可以在一定程度上提高山嶺隧道的設計、施工水平，具有一定的工程實用價值和示范效應。

本文依托玉園隧道洞口段施工過程中發(fā)生的一系列地裂縫、大變形、坍塌等事故，采用現(xiàn)場調查、監(jiān)控量測、室內試驗揭示了隧道失穩(wěn)段圍巖的物質組成和強降雨增濕條件下圍巖的物理、力學及水理特征，并通過數值計算模擬了降雨增濕過程中圍巖膨脹及強度劣化耦合作用下隧道支護結構的動態(tài)響應特征，揭示了隧道變形失穩(wěn)的機理，給出了相應的治理措施，相關的研究方法及成果可為類似工程提供借鑒。

1 玉園隧道概況

1. 1 工程概況

1.1.1 玉園隧道

玉園隧道位于福建省尤溪縣臺溪鄉(xiāng)七官場村境內，屬海西高速公路網廈沙高速公路，該隧道采用雙向四車道分離式結構。隧道的左洞樁號為Z1K123+952～Z1K125+240，長約1 288 m；右洞樁號為K123+980～K125+236，長約1 256 m。隧址區(qū)域屬剝蝕低山地貌，高程在330～690 m之間，相對高差為360 m，坡度為25°～65°，山脊頂部較陡峭，山谷狹窄，坡面植被發(fā)育，隧道沿線地形總體呈南東—北西走向。

1.1.2 玉園隧道出口段的地質條件

玉園隧道出口段原始地形相對起伏較大，洞口位于坡度近65°的半山坡處，山體坡腳為發(fā)育平坦的溝谷，隧道洞口直接與橋梁連接，平坦溝谷地面較隧底標高低約42 m。玉園隧道洞口段地質條件復雜，根據地勘資料顯示：隧道底板41 m以下為中風化灰?guī)r地層，灰?guī)r為隱晶質結構，為較軟巖，存在溶洞、溶穴等溶蝕構造，且其內部充填粉質黏土；隧道底板7～41 m之間為粉質黏土，呈褐黃色，可塑，以黏粉粒成分為主，碎石含量占10%～20%，其中黏土中夾雜的碎石主要為中風化粉砂巖，呈灰黃—淺灰色，粉砂結構，碎裂狀構造，泥質膠結，風化裂隙發(fā)育，巖石破碎，巖質較軟；地面以下1 m的粉質黏土層為灰黃色黏土，未擾動情況下較堅硬，呈硬塑狀，黏粉粒成分占主導，其含量約為80%～90%，含少量碎石，角粒成分約10%，為中風化粉砂巖；地面表層1 m為坡積土，天然狀態(tài)下較密實、堅硬，見圖1。

圖1 玉園隧道進口端地質斷面和隧道破壞示意圖Fig.1 Geological section and tunnel damage at the entrance of Yuyuan Tunnel

現(xiàn)場地質調查未發(fā)現(xiàn)玉園隧道出口段發(fā)育斷層、破碎帶等不良地質體，周圍的地表也未見溶蝕構造發(fā)育，僅有少量崩塌巨石零星分布。隧道穿越的黏土層為較密實黏土(未擾動條件下)，圍巖強度較高、有一定的自穩(wěn)性。隧道出口段無地表水，也無匯水的溝谷出露，非雨季無地表水匯流；地下水欠發(fā)育，主要為接受大氣降水補給的孔隙水，勘察期間地下水水位位于隧道底板以下48 m處。綜合判定玉園隧道出口段的圍巖級別為Ⅴ級。

1.1.3 玉園隧道施工概況

玉園隧道的出口段采用新奧法設計、施工，Ⅴ級圍巖段隧道毛洞的開挖寬度為13.06 m，開挖高度為10.39 m。隧道洞口Ⅴ級圍巖段采用單側壁導坑法(CD法)施工，人工配合機械開挖，每循環(huán)的開挖進尺均為1.0 m。隧道洞口Ⅴ級圍巖段的開挖及支護體系如圖2所示，其具體的施工步序是：先開挖右上Ⅰ導洞并施作初期支護及臨時支護①；Ⅱ導洞與Ⅰ導洞保持5 m距離開挖，施作初期支護及臨時支護②；Ⅲ導洞與Ⅱ導洞保持5 m距離開挖，施作初期支護及臨時支護③；Ⅳ導洞與Ⅲ導洞保持5 m距離開挖，施作初期支護及臨時支護④；待隧道變形穩(wěn)定后拆除豎向臨時支撐，澆注仰拱⑤、仰拱回填⑥、模筑二砌⑦。

圖2 玉園隧道洞口Ⅴ級圍巖段的開挖及支護體系Fig.2 Excavation and support system of grade Ⅴ surrounding rock section at the entrance of Yuyuan Tunnel

隧道洞口Ⅴ級圍巖段具體支護參數為：普通中空錨桿直徑25 mm、長度3 m；超前導管長度2～3 m，直徑65 mm；初期支護及臨時支護的噴射混凝土厚度28 cm，鋼拱架間距0.8 m，鋼拱架型號I20b；鋼筋網為直徑6.5 mm的熱軋鋼筋，其網格尺寸20 cm×20 cm；仰拱為55 cm厚混凝土；二襯為35 cm厚C35混凝土。

1. 2 隧道變形破壞現(xiàn)象

2014年10月至2015年3月中旬，玉園隧道右洞完成樁號K125+197～K125+213區(qū)間的開挖、支護和豎向鋼支撐的拆除，隧道監(jiān)測斷面K125+205處(最大變形斷面)圍巖收斂變形和拱頂沉降的監(jiān)測結果，見圖3。

圖3 玉園隧道斷面K125+205處(最大變形斷面)圍巖收斂變形和拱頂沉降的監(jiān)測結果Fig.3 Monitoring results of surrounding rock convergence deformation and vault settlement at K125+205 (maximum deformation section) of Yuyuan Tunnel

由圖3可見：玉園隧道右洞開挖、支護和豎向鋼支撐拆除過程中圍巖收斂變形和拱頂沉降均呈臺階式發(fā)展，各個導洞開挖和豎向鋼支撐拆除過程中，圍巖的收斂變形和拱頂的沉降變形均明顯增大，變形表現(xiàn)為“臺階”狀曲線，但很快變形又逐漸趨于穩(wěn)定，變形表現(xiàn)為“平臺”狀直線；拱頂沉降的累計變形量較圍巖收斂變形量大，其值分別為81.1 mm和21.9 mm。經巡視和地表調查，此階段隧道內初支結構完好、地表也未發(fā)現(xiàn)明顯的沉降及裂縫。

2015年3月14日至25日隧址區(qū)域發(fā)生第一次持續(xù)性降雨，累計降雨量約為250 mm。第一次降雨期間隧道內樁號K125+197～K125+213區(qū)間發(fā)生持續(xù)變形，隧道監(jiān)測斷面K125+205處圍巖收斂變形和拱頂沉降的增量分別為47.2 mm和50.1 mm(見圖3)。降雨期間洞內調查發(fā)現(xiàn)，除了隧道圍巖及支護結構整體向凈空內變形、侵限外，支護結構整體完好，沒有噴射混凝土的脫落、裂縫或鋼拱架壓屈變形等破壞現(xiàn)象；但在3月19日，地表監(jiān)測發(fā)現(xiàn)兩條地裂縫(第一期裂縫，見圖1中編號1#、2#)，地裂縫沿著垂直隧道軸線方向延伸，最大寬度為11 cm，長度約為65 m，地裂縫的位置及形態(tài)如圖1所示。隨即對地裂縫進行封堵，用防水薄膜覆蓋，并加密地表和洞內監(jiān)控測量，同時施工上加緊施作仰拱和未侵限段二襯。至第二次降雨時的4月3日，隧道圍巖變形逐漸減小(見圖3)。第二次降雨開始后隧道圍巖變形再次快速增大，相較于降雨初期圍巖收斂變形、拱頂沉降增速更加顯著，其中4月6日隧道圍巖變形的日變化量達89 mm；其后圍巖的收斂變形快速增大，并導致上下導洞鋼拱架聯(lián)結部位噴射混凝土的脫落和鋼拱架的壓屈變形(見圖1)。4月8日開始隧道監(jiān)測斷面K125+197、K125+213處初支結構沿著環(huán)向被剪斷，隧道變形演化為樁號K125+197～K125+213區(qū)間整體大變形、快速沉陷，32 h后發(fā)生拱頂局部坍塌，塌落段長度約為4.5 m，體積約為200 m3；同時，地表原有的1#、2#地裂縫復活，并且新發(fā)育3條地裂縫(見圖1中編號3#、4#和5#)，最大地裂縫寬度達58 cm，裂縫兩側土體的高差達80 cm；在隧道正上方的1#和4#地裂縫之間發(fā)生地面塌陷，塌坑形態(tài)為橢圓形，面積約為5 m2，最大深度為9 m,其變形破壞的位置及形態(tài)如圖1所示。

1. 3 隧道變形破壞事故特征

基于玉園隧道的施工工況、變形演化和事故形態(tài)分析，其洞口段的失穩(wěn)事故有別于一般隧道變形破壞事故，呈現(xiàn)出如下特點：

(1) 隧道變形失穩(wěn)的動力源尚不明確。玉園隧道的變形失穩(wěn)段發(fā)生在出口段，隧道埋深小(見圖1)，平均埋深僅17 m,本文基于普氏圍巖壓力計算隧道支護結構承擔的圍巖壓力較小，根據圖3所示(開挖及支護階段)的隧道圍巖收斂變形和拱頂沉降的“臺階式”變形演化結果分析，如圖2所示的支護體系能夠提供足夠的支護抗力維持隧道的穩(wěn)定。因此，在沒有明顯施工質量缺陷情況下，從災害動力學角度分析隧道發(fā)生持續(xù)變形、坍塌及失穩(wěn)的動力源尚不明確。

(2) 隧道變形演化及形態(tài)特殊。第一次強降雨前，隧道變形監(jiān)測結果表明支護結構能夠提供足夠的支護抗力維持隧道的安全、穩(wěn)定，而第一次強降雨導致在整個支護結構完好的情況下，隧道發(fā)生大變形，并誘發(fā)地表發(fā)育兩條地裂縫；第二次強降雨過程中，在持續(xù)增大圍巖收斂變形作用下，隧道拱腰部位的初支結構首先被壓屈，然后逐漸演化為隧道洞內坍塌和地表原有地裂縫復活，同時發(fā)育3條新的地裂縫。綜合分析，隧道洞內豎向上的變形失穩(wěn)造成隧底至地表圍巖均發(fā)生顯著的變形破壞，而且根據地裂縫的形態(tài)、數量及寬度分析，相比隧道洞內豎向上的圍巖變形，地表土體的豎向變形量、破壞程度更大。因此，此事故的隧道變形失穩(wěn)過程、形態(tài)有別于一般隧道工程，比較特殊。

(3) 降雨的影響。隧道變形失穩(wěn)演化受兩次持續(xù)強降雨的影響，第一次強降雨直接導致變形穩(wěn)定隧道段的拱頂沉降和圍巖收斂變形顯著增大，并誘發(fā)地表發(fā)育第一期地裂縫；第二次降雨直接誘發(fā)了隧道地表地裂縫進一步發(fā)展、擴大和坍塌。但強降雨在此隧道變形失穩(wěn)中的作用是什么尚不明確。

(4) 地表變形范圍大。邊坡變形監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，邊坡變形以沉降為主，不存在整體的水平位移，表明邊坡整體是穩(wěn)定的、不存在坡向整體滑動。但受隧道內圍巖變形的影響，兩期發(fā)育的地裂縫長度較大，在垂直隧道軸線方向上普遍超出隧道開挖輪廓線20～30 m，地表出現(xiàn)如此大范圍的地裂縫，其形成的機理也較特殊。

(5) 隧道支護結構的變形量大。由隧道內圍巖收斂變形和拱頂沉降的監(jiān)測結果(見圖3)可以看出：在第一次降雨前(開挖及支護階段)隧道內圍巖收斂變形和拱頂沉降的累計變形量分別為21.9 mm和81.7 mm；第二次降雨前其累計變形量分別為148.6 mm和183.5 mm；到隧道內坍塌時其累計變形量分別為771.3 mm和742.7 mm。因此，此隧道支護體系的整體變形也較大。

2 隧道圍巖特征及數值計算

2. 1 隧道圍巖的特征

為了分析玉園隧道出口段圍巖巖土體的物質組成和物理、力學、水理特征，分別在隧道洞內和地表取樣進行試驗，總計采集了6組土樣，其取樣位置及描述如表1所示。

表1 玉園隧道出口段圍巖巖土體取樣位置及描述

室內試驗所需要的樣本均取自隧道現(xiàn)場，樣本的采集、封存、運輸、加工和試驗嚴格按照《巖石表征、測試和監(jiān)測的完整ISRM建議方法》(2007)和《公路土工試驗規(guī)程》推薦方法進行。

2.1.1 隧道圍巖巖土體的礦物組成

玉園隧道出口段圍巖巖土體中礦物成分和微觀結構通過掃描電子顯微鏡(SEM)和X射線衍射(XRD)測試方法確定。

本文根據Kisch[17]推薦的方法制備XRD測試樣。首先，將待測試土樣采用機械研磨，制備粉晶玻片以開展隧道圍巖巖土體全土礦物成分測試；然后，將全土樣去除有機質和碳酸鹽，去離子水浸泡后，選取250目篩的篩下部分，依照Stokes 定律提取黏粒(<2 μm)組分，制備自然定向片。黏土礦物的組成和含量使用XRD疊加圖譜進行綜合確定，玉園隧道出口段圍巖巖土體中全土礦物成分測試結果和土樣中黏粒成分XRD測試結果，見表2和圖4。

表2 玉園隧道出口段圍巖巖土體中全土礦物成分測試結果

圖4 玉園隧道出口段圍巖巖土體中黏粒成分XRD測試 結果Fig.4 XRD test results of clay particles in the rock soil mass of surrounding rock at the exit of Yuyuan Tunnel

由表2可知：玉園隧道出口段圍巖巖土體中表層坡積土、黏土和粉質黏土的主要礦物成分為石英、長石、綠泥石、針鐵礦和黏土礦物，其中表層坡積土和黏土中均以黏土礦物為主，含量占50%左右，粉質黏土中以石英礦物為主，含量為46.8%；3類土樣中的長石、綠泥石、針鐵礦含量均較少。由圖4可見，基于對土樣中粒徑2 μm以下的黏粒成分XRD圖譜的綜合辨識，其黏粒成分主要為伊利石，高嶺石較少，蒙脫石在粉質黏土和表層坡積土中有少量存在，在黏土中僅在一個樣本中有檢出。隧道穿越的黏土層中伊利石的平均含量為40.8%，表層坡積土中伊利石的平均含量為36.8%，粉質黏土中伊利石的平均含量為20.7%。

本文采用真空冷凍干燥法對SEM測試的土樣進行預處理，并采用Tovey[18]推薦的方法制備測試樣本。玉園隧道出口段圍巖巖土體的顯微照片，見圖5。

圖5 玉園隧道出口段圍巖巖土體的顯微照片F(xiàn)ig.5 Microphotograph of rock and soil mass of surrounding at the exit of Yuyuan Tunnel

由圖5(a)可知：黏土NN1試樣的SEM顯微照片顯示黏土礦物為伊利石，其微觀形態(tài)呈扁平狀顆粒聚集體、棉絮狀，黏膠基質以封閉式絮凝結構的形式存在，其基本單元為彎曲和卷曲片狀，多可見邊緣翹起呈花瓣或裙邊狀顆粒；其結構單元體多以微集聚體或單片狀呈 “面-邊”形式聯(lián)結；其微孔隙、微裂隙發(fā)育，顆粒間聯(lián)結較弱，松散。由圖5(b)可見：粉質黏土NF1試樣的SEM顯微照片顯示黏土礦物以伊利石為主，輔以少量高嶺土，其微觀形態(tài)多以片狀、“面-面”聯(lián)結的開放式聚集體形式存在，顆粒呈單片狀，邊緣不規(guī)則；高嶺土少見，多以彎曲片狀存在；其微孔隙、微裂隙較黏土NN1試樣要少。

2.1.2 隧道圍巖巖土體的物理、力學和水理特性

對隧道圍巖巖土體進行了顆粒組成、密度、含水率、直剪及膨脹等試驗，試驗嚴格按照相關試驗規(guī)程操作，其試驗結果見表3。

表3 玉園隧道出口段圍巖巖土體的物理、力學和水理特性指標

由表3可知：3類土體均以粉粒、黏粒為主，砂以上的顆粒成分較少；黏粒成分在隧道穿越的黏土層中較多，其平均含量為31%，在表層坡積土和粉質黏土中相對較少；同時，取自降雨前隧道洞內圍巖側壁黏土NN1和NN2試樣的天然含水率平均值為26.7%，而取自降雨后隧道洞內坍塌堆積體黏土NN3和隧底鉆孔黏土NN4試樣的天然含水率平均值為57.2%，降雨前后兩者間天然含水率的差異說明盡管未擾動的天然土體較密實，有一定的強度，但擾動后土體具有很大的吸水、持水能力，現(xiàn)場調查和試樣采集的相關描述(見表1)也驗證了這一點；表層坡積土、黏土和粉質黏土的平均密度依次增大，分別為1.70 g/cm3、1.71 g/cm3和1.78 g/cm3；3類土體的平均孔隙比依次減小，其分別為0.83、0.81和0.73;3類土體的黏聚力和內摩擦角的平均值與其密度指標相似，也是依次增大；同時，3類土體的液限均為40%，塑性指數也大于20，自由膨脹率均大于40%，根據其黏土礦物的成分及含量綜合判定表層坡積土和黏土具有中等膨脹性，粉質黏土具有弱膨脹性。綜合分析3類土體的物理、力學和水理特性指標，表層坡積土、黏土的物理、力學和水理特性參數相近，而其下覆的粉質黏土的物理、力學和水理特性指標優(yōu)于黏土。

鑒于降水使玉園隧道圍巖經歷了一個顯著增濕的過程，而巖土體含水率的增大將影響其抗剪強度和膨脹性，為了分析隧道圍巖增濕過程中巖土體強度及其膨脹特征，通過室內試驗對隧道穿越的黏土層進行了初始含水率分別為26.7%、31.7%、36.7%、41.7%、46.7%、51.7%和56.7%時的抗剪強度指標和膨脹性能指標測試，其試驗結果見圖6和圖7。

圖6 不同初始含水率下黏土的抗剪強度指標Fig.6 Shear strength index of clay under different initial moisture content

圖7 不同初始含水率下黏土的膨脹性能指標Fig.7 Swelling property index of clay body under different initial moisture content

由圖6可見：隨著黏土含水率的增大，其黏聚力和內摩擦角均呈線性遞減；當黏土圍巖的含水率從26.7%增大到56.7%時，其黏聚力和內摩擦角分別減小了 61%、75%?？梢姡ね梁实淖兓瘡娏矣绊懫淇辜粜阅?。

增濕條件下黏土抗剪強度的變化在玉園隧道開挖過程中表現(xiàn)為降雨將導致黏土圍巖的含水率增大，并導致黏土抗剪強度的劣化和圍巖穩(wěn)定性的降低。天然黏土層的黏聚力c和內摩擦角φ在增濕狀態(tài)下與含水率ω的擬合關系分別如下：

c=-1.181 4ω+89.066

(1)

φ=-0.361 4ω+23.429

(2)

由圖7可見：黏土膨脹力和膨脹率均隨含水率的增大呈指數降低；當黏土圍巖的含水率從26.7%增大到56.7%時，其膨脹力和膨脹率分別減小了 86%、68%。可見，黏土圍巖的含水率越低，其膨脹性能越強；黏土圍巖的含水率越高，其膨脹性能越弱。

增濕條件下黏土膨脹參數的變化在玉園隧道開挖過程中表現(xiàn)為降雨將導致黏土圍巖的含水率增大，并導致黏土的膨脹潛勢逐漸下降。天然黏土層的膨脹力Pe和膨脹率Fs在增濕狀態(tài)下與含水率ω的擬合關系分別如下：

Pe= 941.38e-0.067ω

(3)

Fs=180.36e-0.037ω

(4)

結合黏土層的礦物成分及其微觀結構，得到其膨脹及強度劣化機理如下：隨著黏土圍巖含水率的增大，一方面，微觀上伊利石晶胞在經歷離子交換吸水、同晶置換吸水后，水分進入晶格間，劈開原本以弱鍵聯(lián)結的晶格構架，使晶層間距擴大，產生體積膨脹；另一方面，非飽和伊利石獨特的雙電層結構在電場作用下使水分子被約束聚集在黏粒周圍，不但促使以“面-邊”聯(lián)結的形式構成封閉式絮凝結構被擴張，而且形成包裹黏粒的水膜，且隨著黏土圍巖含水率增大，結合水膜不斷增厚，導致黏粒間的聯(lián)結力變弱，黏粒被“楔開”，間距增大，原有的結構擴張，也導致土體宏觀膨脹。微觀和宏觀上的膨脹作用共同導致黏土層的膨脹特征。同時，微觀上伊利石晶胞內及結構間的吸水，宏觀上顆粒間和各尺度的孔隙、裂隙被水充填，微宏觀水分的增加，導致土顆粒間有效應力減小，必然導致土體抗剪強度降低。

2. 2 隧道支護結構動態(tài)響應特征的數值計算

前述相關試驗表明隧道穿越的黏土層在含水率增大時將導致其圍巖體積膨脹、強度劣化。鑒于此種現(xiàn)象的存在，該隧道開挖方式及支護結構的選擇就必須要考慮圍巖膨脹及強度劣化的負面效應；否則，在開挖方法、支護參數等方面有可能做出錯誤的設計，進而引發(fā)施工過程中大變形、坍塌等事故。本文通過數值計算的方法開展同時考慮圍巖膨脹及強度劣化效應的圍巖變形及支護結構受力分析，進而揭示隧道變形、失穩(wěn)演化的力學機理。

2.2.1 理論基礎

根據繆協(xié)興[10]、曾仲毅等[15]的研究，理論上非飽和土的增濕滲流同熱傳導溫度的演化機理相似。非飽和土的溫度場熱傳導微分方程與濕度場滲流微分方程及相關參數的對比分析，見圖8。

圖8 非飽和土溫度場與濕度場的理論模型對比Fig.8 Comparison of theoretical models of temperature field and humidity field of unsaturated soil

由圖8可知：非飽和土的溫度場熱傳導演化方程同水滲流的濕度場演化方程具有相同的數學描述，同時相關參數都具有明確且相似的物理意義，因此在數值方法上具有可比性和適用性。故可在FLAC3D的溫度場模塊中嵌入編制相應的FISH程序，實現(xiàn)相關參數的轉換、賦值，并應用溫度場的熱力耦合模型完成降雨過程中圍巖濕度場的計算和圍巖膨脹及強度劣化的賦值。

根據玉園隧道施工、降雨和失穩(wěn)過程的分析，其數值計算的思路是：首先，在圍巖天然強度、開挖工藝及支護參數下完成隧道的開挖和支護，計算圍巖變形和支護結構的受力；然后，通過溫度場模擬隧道在降雨增濕條件下圍巖的濕度場，實現(xiàn)圍巖含水率的計算；最后，根據圍巖含水率參數賦予其相應的膨脹及強度參數，得到相應濕度場下同時考慮圍巖膨脹效應及強度劣化效應的圍巖變形及支護結構的受力狀態(tài)。其計算流程如圖9所示。

圖9 數值計算流程圖Fig.9 Flowchart of numerical calculation

2.2.2 數值計算結果及分析

以FLAC3D軟件建立玉園隧道洞口段三維數值模型，模型的左、右和底部邊界距開挖輪廓線均取50 m，軸向長為150 m，即取隧道底部以下50 m至地表，長為150 m、寬為110 m的土體建立模型進行研究，地表簡化為平面。同時，鑒于地表坡積土厚度僅有1 m，其物理力學及水理參數也同黏土層接近，模型中將其近似為黏土層處理。模型四周施加法向約束，底部施加水平、豎直方向約束，均設置為不透水邊界；頂部自由無約束，設置為降雨邊界條件。模型所研究的工況為：在現(xiàn)實隧道開挖過程中，隨著降雨量的增加，造成圍巖巖土體中應力發(fā)生變化，最終形成較大的變形、裂縫，影響施工安全的過程。建立的玉園隧道洞口段三維數值模型如圖10所示。

圖10 玉園隧道洞口段三維數值模型Fig.10 3D numerical model of the entrance section of Yuyuan Tunnel

隧道圍巖采用Mohr-Coulomb 模型，組成初期支護及臨時支撐的鋼拱架、鋼筋網和噴射混凝土按彎矩等效原理采用Shell 單元，玉園隧道洞口段圍巖巖土體及支護結構材料的力學參數，見表4。

表4 玉園隧道洞口段圍巖巖土體及支護結構材料的力學參數

根據計算結果，隨著降水量的增大，隧道圍巖含水率逐漸增大，當地表累計降水量達到480 mm時，隧道支護結構破壞、圍巖變形不再收斂，計算終止，此時隧道圍巖對應的濕度場即計算終止時的地層含水率云圖如圖11所示。

圖11 地表累計降水量達到480 mm時隧道圍巖的 含水率云圖Fig.11 Moisture content nephogram of tunnel surrounding rock when the accumulated surface rainfall reaches 480 mm

由圖11可見，當地表累計降水量為480 mm時，隧底以上圍巖的含水率已經達到40%以上，隧道周圍及上部圍巖受開挖擾動、應力調整而生成的裂隙被水填充，其含水率已經高于或接近飽和含水率，該計算結果與實際工況較為吻合，驗證了模型的可靠性。

通過數值計算分別給出隧道開挖后圍巖天然含水率下(未考慮圍巖膨脹、強度弱化效應，簡稱為狀態(tài)Ⅰ)和增濕到計算終止時(考慮圍巖膨脹、強度弱化效應，簡稱為狀態(tài)Ⅱ)支護結構位移場的計算結果，見圖12。

圖12 隧道圍巖初始含水率未考慮負面效應和增濕 后考慮負面效應的支護結構位移場Fig.12 Displacement field of supporting structure without considering negative effect in initial water content of tunnel surrounding rock and considering negative effect after humidification

由圖12可見，圍巖兩種狀態(tài)下隧道支護結構的位移場完全不同。其中，如圖12(a)所示狀態(tài)Ⅰ的最大沉降、最大隆起分別發(fā)生在拱肩和仰拱，其最大值分別為38.9 mm、96.7 mm；增濕后狀態(tài)Ⅱ的最大沉降、最大隆起分別發(fā)生在拱頂和仰拱，其最大值分別為78.8 mm、744.5 mm。狀態(tài)Ⅱ與狀態(tài)Ⅰ相比，不但相應的位移值增大，而且初期支護結構發(fā)生顯著變形的區(qū)域也從拱肩擴大到拱腰。如圖12(b)所示兩種狀態(tài)下隧道支護結構的水平位移場與豎向位移場的變化規(guī)律相近，不但其最大收斂變形量增大了9.6倍，而且整個初期支護結構均發(fā)生顯著的收斂變形，尤其是拱腰部位收斂變形增幅更大?？梢?，數值計算得到的拱頂沉降、水平位移相比如圖3所示的相應變形監(jiān)測結果要略大，這是由于監(jiān)控量測得到的變形結果是隧道初期支護施作后的變形，隧道支護結構施作前的變形沒有捕捉到，所以略小。

圖13給出隧道圍巖增濕過程中支護結構最大相對位移量和安全系數隨圍巖含水率的變化曲線。

圖13 隧道圍巖增濕過程中支護結構最大相對位移 量和安全系數隨圍巖含水率的變化曲線Fig.13 Variation curves of maximum relative displacement and safety factor with water content of surrounding rock in the process of tunnel surrounding rock humidification

由圖13可見：隧道圍巖增濕過程中支護結構最大相對位移量(按增幅最大的拱頂沉降點計算)隨著圍巖含水率的增大而增大，當圍巖含水率高于36.7%時支護結構最大相對位移量的增幅比圍巖含水率低于36.7%時更大，此變形趨勢同如圖3所示的相應變形監(jiān)測結果類似，監(jiān)測和數值計算的支護結構變形演化均反映了在增濕后期圍巖的膨脹、強度劣化效應導致的隧道支護結構的變形較前期更顯著，也就是支護結構的變形有一定的累積、延遲過程。

通過數值計算，給出隧道開挖后圍巖兩種狀態(tài)下支護結構的應力場，見圖14。

圖14 隧道圍巖初始含水率未考慮負面效應和增濕后 考慮負面效應的支護結構應力場Fig.14 Stress field of the support structure without considering the negative effect of the initial moisture content of the surrounding rock of the tunnel and after considering the negative effect after humidification

由圖14可見：圍巖兩種狀態(tài)下隧道支護結構的應力場與如圖12所示的位移場類似，其對應的應力值及承受應力的部位均明顯增大；狀態(tài)Ⅱ與狀態(tài)Ⅰ相比，隧道支護結構主應力、剪應力的最大增幅分別發(fā)生在拱頂和上下導洞鋼支撐連接的拱腰部位，其值分別增大了5.3倍、6.4倍；同時，隧道支護結構主應力的作用部位由拱頂和仰拱擴大到整個初期支護結構；隧道支護結構剪應力在拱頂、仰拱和上下導洞鋼支撐連接的拱腰部位發(fā)生顯著應力集中。根據數值計算結果分析上下導洞鋼支撐連接拱腰部位的剪應力在增濕過程中增幅最大、最為敏感，與隧道實際初始破壞的位置一致。因此，以此部位的剪應力為評價指標計算隧道支護結構的安全系數(見圖13)，其極限承載能力為計算終止時此部位的剪應力。由圖13可見，隧道支護結構的安全系數隨著圍巖含水率的增大而減小，當圍巖含水率低于36.7%時隧道支護結構安全系數的降幅比圍巖含水率高于36.7%時更大。隧道圍巖增濕過程中支護結構受力演化特征表明，圍巖的膨脹、強度劣化效應在增濕前期較后期對其影響更顯著、更強烈，結合支護結構的變形演化與其不同步的特征，反映隧道支護結構的承載以剛性支護為主，柔性支護性能不顯著。

3 隧道失穩(wěn)機理分析

如圖1所示，玉園隧道出口位于較陡峭的半山坡，坡底為平地，隧底與平地間的高差約為42 m，其特殊的地形、地貌導致地表排水通暢、徑流強烈，大氣降水均以地表漫流的形式向坡底平地快速排泄。玉園隧道穿越的黏土層主要礦物成分為石英、鉀長石、斜長石、絹云母和黏土礦物成分，其中黏土礦物中伊利石占主導，其含量達到40.8%；黏土的顆粒組成上粒徑<50 μm的粉粒及黏粒含量達88%，粗粒徑成分較少也較分散，天然狀態(tài)下黏土的孔隙、裂縫不發(fā)育。玉園隧道特殊的地貌、黏土的顆粒粒徑和礦物成分導致盡管地處亞熱帶多雨地區(qū)，但由于黏土的天然含水率低(僅為試驗最大含水率的46%)，形成厚度約為65 m的非飽和土體，地下水得不到有效補給。同時，伊利石微觀上以“面-邊”弱聯(lián)結的形式構成特殊的封閉式絮凝結構存在，對于此種結構較密實的原狀非飽和土體，盡管在天然未擾動情況下相對隔水，但擾動破壞其原有結構后極易吸水。相關的物理、水理試驗結果表明，天然狀態(tài)下玉園隧道穿越的黏土層具中等膨脹性，粉質黏土呈弱膨脹性，而且黏土的膨脹力和膨脹率均隨含水率的增大呈指數下降，其膨脹力、膨脹率從天然狀態(tài)增濕到飽和狀態(tài)時分別降低了86%、68%。同時，相關的力學試驗結果表明，黏土的黏聚力和內摩擦角隨著含水率的增大也明顯減小，其抗剪強度顯著劣化。

綜上所述，相關試驗結果表明玉園隧道特殊的地形地貌、賦水條件、黏土的礦物組成及結構形式，不但導致隧道圍巖巖土體的吸水能力較強，增濕后呈中等膨脹性，而且增濕條件下隧道圍巖巖土體含水率增大導致其抗剪強度顯著減弱。黏土的以上特殊物理、力學和水理特征是玉園隧道變形失穩(wěn)的內在原因，強降雨是其變形失穩(wěn)的“導火索”；但主觀上對其工程特性、內因和機理的認識不足是直接原因。

玉園隧道洞口段的開挖采用CD法按4個導洞分部依次開挖及支護，隧道分部開挖卸荷及應力調整導致開挖輪廓線附近的圍巖巖土體不可避免地被擾動，擾動的圍巖發(fā)生應力釋放，必然導致此部分圍巖巖土體的變形；同時，疊加圍巖變形的時間效應和空間效應，在原有地應力作用下，導致距離開挖輪廓線更遠范圍圍巖的應力調整、變形、擾動。根據前人的研究[19-20]，此類地層圍巖的擾動范圍約為隧道洞徑3倍左右，因此推測第一次降雨前隧道開挖的擾動范圍已經通達地表。結合此階段地表、隧道洞內無明顯破壞和圍巖變形也趨于收斂(見圖3)的現(xiàn)象，不但表明隧道支護結構能夠提供足夠的支護抗力來承擔上覆地層的松散土壓力，維持隧道的安全穩(wěn)定，而且根據前人的經驗[21-22]，隧道上覆土體的擾動及不均勻變形必然導致其內部形成一定數量的裂隙、孔隙，改變了原始未擾動地層的較密實性狀、土體結構和孔隙特征，土體的孔隙率增大，從而形成了地下水的滲流通道。上述應力調整及變形演化完成后，玉園隧道遭受第一次強降雨，降雨初期雨水首先沿著前述擾動形成的孔隙、裂隙等優(yōu)勢結構面向隧道滲流，造成滲流帶及其附近的黏土首先吸水飽和。黏土含水率增大不但在微觀上使其自身發(fā)生膨脹、體積增大、提供額外的膨脹力，而且宏觀上也加大了隧道圍巖的變形和壓力；同時，黏土含水率增大也降低了隧道圍巖的抗剪強度和承載、自穩(wěn)能力，膨脹及強度劣化作用的疊加進一步增大隧道圍巖變形和圍巖壓力[23]。根據圖3監(jiān)測結果，此階段變形急劇增大，但初期支護結構基本完好，無明顯破壞的跡象，說明此階段隧道支護結構仍然能夠提供足夠的支護抗力抵抗變形、維持隧道的穩(wěn)定，但圍巖的膨脹、強度劣化及洞內的大變形已經導致大范圍擾動圍巖的強烈不均勻變形，如圖1所示的第一期地裂縫就是在這種情況下被誘發(fā)的。第一期地裂縫發(fā)生后，分析此階段作用在隧道初期支護結構上的圍巖壓力，發(fā)現(xiàn)已經由初始上覆地層的松散土壓力演變?yōu)槠茐耐林?一般為圓柱或圓錐形)自重加膨脹力。第二次強降雨過程中，大量雨水沿著第一期地裂縫和擾動圍巖快速入滲到更大范圍的土體中[24]，更大范圍的圍巖被逐漸增濕，不但膨脹及強度劣化效應疊加到增濕土體中，而且推測第一次降雨中在隧道上方形成的不穩(wěn)定土柱的范圍由于圍巖抗剪強度的降低也越來越大，根據剪切角45°、-90°，破壞土體的形狀可能逐漸演變?yōu)樯洗笙滦〉膱A錐形。同時，擾動、變形土體范圍的增大進一步增大了隧道內支護結構應力，當圍巖壓力超過初期支護結構能夠提供的抗力時，必然導致在支護薄弱或應力集中部位先行屈服、破壞，如圖3所示的拱頂和拱腰上下導洞鋼支撐的連接部位。隨著上述過程進一步演化，增濕圍巖的范圍及濕度越來越大，圍巖變形的范圍及變形量也越來越大，這都將導致支護結構的受力進一步惡化，由此誘發(fā)如圖3所示的地表第一期地裂縫的復活、擴展，第二期地裂縫的形成及洞內大變形。鑒于淺埋隧道本身受力狀態(tài)較差，再疊加圍巖膨脹及強度劣化效應的影響，在初期支護結構不能提供足夠支護抗力的條件下，隧道上方由圍巖自身變形演化而來的拱效應不顯著，甚至無法形成有效的承載單元；當不均勻變形發(fā)展到一定程度時必將導致如圖3所示的同地裂縫伴生的地表塌陷和洞內坍塌。

4 結論及建議

本文依托玉園隧道洞口段變形失穩(wěn)案例的剖析研究，采用現(xiàn)場調查、監(jiān)控量測、室內試驗和數值計算等方法揭示隧道變形失穩(wěn)的機理，并給出相應的治理措施，得到的主要結論如下：

(1) 玉園隧道左洞出口段在完成開挖及支護后，持續(xù)強降雨造成地表大范圍、兩期次的地裂縫和塌陷，并導致隧道內圍巖及支護結構的大變形和局部坍塌。與一般隧道的類似事故相比，此隧道變形失穩(wěn)呈現(xiàn)以下特點：支護結構的累計變形量大、變形失穩(wěn)動力源特殊、受強降雨影響、變形形態(tài)特殊、地表變形范圍大。

(2) 相關物理試驗及巖相特征揭示玉園隧道穿越的黏土層中伊利石占主導，其含量達到40.8%，其獨特的賦存環(huán)境及封閉式絮凝結構形式控制了土體的工程特性。其賦存的特殊地貌單元及黏土顆粒粒徑導致盡管地處亞熱帶多雨地區(qū)，但黏土天然含水率低，形成深厚的非飽和土體。同時，以“面-邊”弱聯(lián)結的形式構成特殊的封閉式絮凝結構導致天然未擾動情況下土體較密實、也相對隔水，但擾動其原有結構后極易吸水。因此，類似隧道工程的設計及施工尤其要重視地形地貌及地表徑流情況的分析，同時加強隧道圍巖礦物成分的辨識，尤其是黏土中蒙脫石、伊利石等親水性礦物的分析。

(3) 相關的水理試驗結果揭示了黏土在天然含水率下膨脹力和膨脹率較高，屬中等膨脹土。試驗表明含水率對黏土的膨脹性能的影響顯著，黏土膨脹率和膨脹力均隨含水率的增大呈指數下降；同時，相關的力學試驗結果揭示了黏土的含水率也影響土體的抗剪強度，其黏聚力和內摩擦角隨著含水率的增大呈線性降低，其抗剪強度顯著劣化。因此，類似土體中含水率是一個重要指標，應予以高度重視，隧道施工時可通過土體含水率來控制其膨脹性和抗剪強度，以便達到事半功倍、驅害利弊。宏觀上可采取的方法包括：①維持土體天然含水率，避免土體膨脹，保持其較高的強度；②提前預置措施增大土體含水率，降低其膨脹性能，但會降低其抗剪強度，故要權衡利弊甚至采取輔助措施。

(4) 相關試驗表明，玉園隧道特殊的地形地貌、賦水條件、黏土的礦物組成及結構形式，不但導致隧道圍巖的吸水能力強，增濕后呈中等膨脹性，而且在增濕條件下隧道圍巖含水率增大也會導致其抗剪強度顯著減弱。黏土的以上特殊物理、力學和水理特征是玉園隧道變形失穩(wěn)的內在原因，而強降雨是其變形失穩(wěn)的“導火索”；但主觀上對其工程特性、內因和機理的認識不足，相關措施的有效性不強也是重要誘因。

(5) 非飽和土的溫度場演化方程同水滲流的濕度場演化方程具有相同的數學描述；同時，相關參數都具有明確且相似的物理意義，在數值方法上具有可比性和適用性。本文在FLAC3D的溫度場模塊中嵌入編制相應的FISH程序，實現(xiàn)了相關參數的轉換、賦值，并應用溫度場的熱力耦合模型完成了降雨過程中圍巖濕度場的計算，實現(xiàn)了同時考慮圍巖膨脹及強度劣化效應耦合作用的數值模擬，并取得了較好的效果。尤其是通過初始含水率條件下不考慮圍巖膨脹、強度劣化等負面效應與增濕過程中同時考慮圍巖膨脹、強度劣化等負面效應的隧道支護結構響應特征的數值計算及比對分析，不但重現(xiàn)了隧道變形演化過程，而且對地裂縫、地表塌陷、洞內大變形及坍塌等失穩(wěn)現(xiàn)象給出了合理解釋。相關的方法揭示了隧道失穩(wěn)演化過程，可為類似工程提供參考借鑒。

(6) 增濕后同時考慮圍巖膨脹、強度劣化等負面效應的數值計算結果表明，隧道支護結構的位移場和應力場與不考慮上述負面效應時是顯著不同的。其中，圍巖增濕過程中隧道支護結構的最大相對位移量隨著圍巖含水率的增大而增大；隧道支護結構安全系數隨著圍巖含水率的增大而減小。從圍巖天然含水率到計算終止，隧道支護結構的最大相對位移量和安全系數分別從0.82%到7.7%、從1.47到1.00。因此，類似隧道工程開挖方式及支護結構的選擇必須考慮圍巖的膨脹及強度劣化的負面效應；否則，有可能會做出錯誤的設計，進而引發(fā)隧道施工過程中大變形、坍塌等事故。