我国西南部山区隧道施工期支护结构力学行为特征案例分析

陈子全， 寇 昊， 杨文波, *， 何 川， 李永林

(1. 西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室， 四川 成都 610031；2. 四川藏区高速公路有限责任公司， 四川 成都 610000)

0 引言

目前，我国东部地区的铁路与公路交通系统日益完善，中西部地区的铁路、公路与水利建设也持续深入推进[1-2]。我国地势西高东低，呈3级阶梯分布，山区面积占据国家领土总面积的2/3。其中，以西南地区的地势起伏最大、地形切割最为强烈、分布面积最广，且该区域山体受板块构造挤压，赋存了较高的构造应力[3]。受我国中西部复杂艰险的地质构造环境、水文地质条件与地层岩性条件等因素影响，这些区域的交通隧道工程将面临高地震烈度、高地质灾害风险、高地质构造应力与软弱破碎围岩、断层破碎带、脆弱生态环境等困难的挑战，向“长、大、深、难、险”方向发展[4-5]。

受我国青藏高原板块的持续隆起及其对东部区域产生的持续挤压影响，形成了河西走廊—祁连山脉—秦岭山系—汶川—大理的弧状应力增高区域。同时，产生了多条较大的断裂带，如龙门山断裂、鲜水河断裂、金沙江断裂等[6]。从而，在我国中西部地区这样的复杂地质条件和特殊环境下修建的铁路与公路的隧线比极高，且其隧道工程还往往具有“四极三高”的显著特点。“四极”是指地形切割极为强烈、构造条件极为复杂活跃、岩性条件极为软弱破碎、汶川地震效应极为显著[7]； “三高”是指高地壳应力、高地震烈度、高地质灾害风险[8]。

我国西南山区环境下，以铁路与高速公路为代表的交通基础设施所赋存的地质环境、水文地质条件及其穿越的地层岩性都相当复杂[9]。其沿线隧道群面临的潜在危险源不再单一，施工过程中面临高地应力、软弱围岩、高压富水、以滑坡和泥石流为主的次生地质灾害、瓦斯突出、断层破碎带、强震与余震风险的挑战。以软岩大变形、岩爆、涌水突泥、围岩坍塌、初期支护开裂与钢拱架扭曲等为代表的施工灾害问题频发，支护结构体系的承载机制及其受力特性也异常复杂多变[10]。因此，我国西南部山区隧道的围岩稳定性分析与支护结构安全性问题愈发突出，不同类型地质环境下隧道施工过程中与施工完成初期的围岩变形破坏机制、稳定性控制理论技术与相应对策、支护结构体系的承载机制及其力学行为演化规律亟待进行深入研究。

鉴于此，本文以我国西南高地震烈度区、山地灾害频发区、生态环境脆弱敏感区的雅安—康定(简称雅康)、汶川—马尔康(简称汶马)高速公路为典型案例，选取多座不同类型的复杂艰险山区隧道，对其施工完成初期的支护结构体系受力特性进行现场实测，深入分析软弱围岩、断层破碎带、地形偏压、高地应力、软岩流变效应等因素对隧道支护结构体系力学行为演化规律的影响。

1 工程背景及其潜在危险源

1.1 雅康高速与汶马高速工程概况

四川藏区高速公路主要由雅康高速和汶马高速组成(见图1)。其中雅安至康定高速公路起于雅安市草坝，止于甘孜藏族自治州州府康定，路线全长134 km。线路由东向西海拔为580～2 460 m，受控于二郎山、贡嘎山等极高山地形，共设隧道57.26 km、29座，隧线比为42.7%。汶马高速公路位于四川盆地西北边缘与青藏高原东缘交错接触带，起点顺接已建的映秀至汶川高速公路，止于阿坝藏羌族自治州州府马尔康。线路全长约172.3 km，共设隧道88.86 km、30座，隧线比为51.6%，工程实施难度大。

雅康高速与汶马高速位于典型艰险山区，其地质条件与地质环境复杂、地层岩性多变，大量隧道群既穿越了以闪长岩、花岗岩等为主的岩浆岩地层，又穿越了以千枚岩、板岩为代表的变质岩地层和以砂岩、泥岩为代表的沉积岩地层。从区域地质构造方面来看，2条高速公路均处于板块挤压地带，地形切割极为强烈、构造条件极为活跃。众多隧道赋存于以高地应力、高地震烈度、高地质灾害风险为主的复杂地质环境中。其施工过程除需要面对以岩爆、挤压性大变形为代表的施工灾害问题的同时，还会遭遇强震、余震、突增高水压以及次生地质灾害(如诱发古滑坡体复活、强降雨引发的山区泥石流等)带来的种种挑战。

(a) 雅安—康定高速公路

(b) 汶川—马尔康高速公路

1.2 施工期潜在危险源

雅康高速与汶马高速在施工过程中，灾害问题频发，如： 鹧鸪山隧道穿越炭质千枚岩地层时，其围岩变形模式与支护结构破坏机制受层状围岩各向异性力学特性控制，遭遇了严重的非对称挤压性大变形，沿层理面法线方向两端位置发生大面积开裂渗水；二郎山隧道埋深大，岩性主要为以花岗岩与闪长岩为代表的硬脆性岩体，高地应力状态下隧道岩爆灾害频发；米亚罗隧道埋深小，但岩性以破碎绢云母千枚岩为主，遇水后软化与泥化现象严重，围岩毫无自承载能力，发生多次坍塌、钢拱架严重扭曲。总的来说，以雅康高速与汶马高速为代表的复杂艰险山区隧道施工过程中面临的潜在危险源主要有以下几种。

1.2.1 高地应力风险

复杂艰险山区隧道往往埋深较大，高地应力引发的灾害问题几乎不可避免。根据我国西部地区大量的地应力实测结果[11]，得到水平构造应力场随地层深度变化的近乎线性的增长规律。隧道开挖一旦进入到深部地层，其所处的应力状态就会转变为以水平构造应力场和岩体自重应力场联合作用下的高地应力环境中。

雅康高速二郎山隧道全长13 459 m，最大埋深达到1 469 m；鹧鸪山隧道全长8 784 m，最大埋深约1 350 m。两者的地应力场回归反演结果揭示的最大主应力均高达30～40 MPa。从而，隧道施工过程中不可避免地将会遭遇高地应力诱发的岩爆灾害与挤压性大变形问题(见图2)。

(a) 高地应力硬岩岩爆 (b) 挤压性大变形

图2高地应力隧道施工期岩爆灾害与挤压性大变形问题

Fig. 2 Rock burst disaster and large squeezing deformation in high geo-stress tunnel construction

1.2.2 软弱围岩风险

复杂艰险山区地层岩性环境多变，以泥岩、砂岩、千枚岩等为主的软岩地层分布面积极广。典型硬岩与软岩的的强度参数与力学特性截然不同[12]： 软岩强度低、变形大，硬岩具有显著的脆性破坏特征； 软岩富含黏土矿物，遇水后其软化与泥化现象严重； 软岩的扩容特性显著，荷载较小时便进入扩容阶段。

当岩体条件较好时，围岩压力主要由围岩自身承担，即使是高地应力深埋状态下，支护结构也只需承受小部分荷载。相比之下，软弱围岩自稳能力差、强度低，使得隧道变形量大且持续时间长、支护结构体系需要承受较大的围岩挤压荷载(见图3)。雅康高速与汶马高速沿线隧道群大量穿越绢云母千枚岩、炭质板岩、泥岩等软岩地层，支护结构需要承受较大的挤压性荷载。如： 周公山隧道围岩主要以泥岩为主，地下水发育，围岩大变形与支护结构开裂情况严重，多次套拱后才能抑制围岩的持续挤压；卓克基隧道穿越破碎炭质千枚岩地层，围岩松散无自稳能力，不得不采用超长注浆锚杆加固周边围岩与增加二次衬砌厚度，以确保隧道的安全性。

(a) 钢拱架扭曲 (b) 围岩失稳坍塌

图3软弱围岩隧道施工期支护结构的挤压破坏

Fig. 3 Squeezing failure of supporting structure in weak surrounding rock tunnel construction

除此以外，软弱围岩在高地应力状态下还具有显著的时效变形特性。和硬岩的单轴压缩流变曲线相比(主要以瞬态变形为主)，当应力较高时，软岩具有明显的稳态蠕变与加速蠕变过程，呈现出一种黏弹塑力学特性。以往，大多只在分析隧道支护结构在后期运营过程中的力学行为时才考虑围岩的流变特性，但目前越来越多的工程实践表明，高地应力软岩隧道在施工完成初期便呈现出这样的变形特征(见图4)。汶马高速米亚罗隧道、汶川隧道、桃坪隧道均在施工一段时间后，其围岩的挤压变形愈发严重，造成二次衬砌大面积开裂，严重影响隧道结构的安全性能。

图4 软弱围岩隧道施工完成初期二次衬砌开裂

Fig. 4 Cracking of secondary lining at initial stage of tunnel construction in weak surrounding rock

1.2.3 断层破碎带风险

断层破碎带是长、大隧道建设过程中常见的不良地质现象之一。由于地质构造原因，断层破碎带内裂隙发育、岩体破碎，容易发生错台、结构开裂与围岩坍塌等问题，且断层破碎带往往是地下水的蕴藏场所，在其中开挖隧道容易失稳，发生突涌水灾害。我国西南地区地质构造极为活跃、复杂，以雅康高速与汶马高速为代表的复杂艰险山区隧道施工过程中往往需要穿越各种大型与小型断层，隧道施工面临着巨大的风险。

1.2.4 次生地质灾害

我国西南地区区域地质条件复杂，次生地质灾害极为发育[13]。如汶川大地震引发了大量的滑坡、崩塌、泥石流等灾害，并呈现出分布范围广、数量多、种类全、密度大、强度高、致灾重的特点(见图5)，给复杂艰险山区铁路与高速公路的建设和安全运营带来了极大的威胁。以崩塌堆积体、滑坡与泥石流为代表的次生地质灾害主要表现为坡体或坡表的失稳现象，危及隧道洞口处结构的安全性能。汶马高速通化隧道穿越古滑坡体，施工过程中稍有不慎便会引发滑坡体复活；雅康高速日地1号隧道穿越滑坡堆积体，支护结构承受较大的偏压荷载，结构非对称开裂现象严重。

图5 次生地质灾害

2 现场测试方案与典型断面选取

复杂艰险山区隧道围岩稳定性与支护结构受力特性主要取决于应力环境、围岩强度与变形行为及支护结构体系的状况。目前，关于复杂地质环境隧道支护结构力学行为的研究往往是针对某一单体隧道工程。我国中西部地区的公路与铁路建设往往需要穿越各种艰险复杂地层，潜在危险源众多。

为揭示不同危险源对隧道支护结构力学行为的影响，依托于雅康高速公路与汶马高速公路，选取典型的穿越断层破碎带隧道、软弱围岩隧道、浅埋偏压隧道、高地应力硬岩隧道和高地应力软岩隧道(见表1)，通过现场埋设钢弦式传感器，监测隧道在施工阶段的受力变化情况。

隧道施工现场埋设土压力盒，量测围岩与初期支护之间、初期支护与二次衬砌之间的压力，从而计算围岩压力、接触压力以及二次衬砌的分摊比例；现场埋设混凝土应变计，量测二次衬砌内、外表面的应变，从而计算二次衬砌截面内的轴力和弯矩；现场埋设钢筋计，测量钢支撑或格栅钢架中内、外钢筋的轴力和型钢钢架内、外侧的应变，从而计算其所受到的应力。

表1 选取典型测试断面的工程地质条件

注： 隧道断面宽度为8.8 m，高度为11.5 m。

3 支护结构力学行为演化规律分析

3.1 软弱围岩对支护结构受力特性的影响分析

复杂艰险山区铁路与高速公路多需穿越软弱围岩地层，支护结构体系的力学行为和普通围岩隧道相比更加复杂多变，使其施工期间的支护结构灾害现象频发。大量工程实践表明，围岩强度是决定围岩变形量与支护结构承受荷载的核心因素。当围岩条件较好时，可主动调用其自承载能力，以降低支护结构上的围岩压力。而对于软岩隧道，其围岩强度低、自稳能力差，需要提高支护结构强度与改善支护结构体系去控制围岩变形[14]。

对于雅康高速与汶马高速的普通围岩隧道，支护结构所承受的荷载相对较小： 围岩与初期支护间的接触压力一般为0～200 kPa，初期支护与二次衬砌间的接触压力一般为0～100 kPa，钢拱架应力往往不超过100 MPa，支护结构受力在隧道开挖20 d后便可基本稳定。二次衬砌往往多作为安全储备，其轴力、弯矩一般控制为1 000 kN、30 kN·m。选取雅康高速与汶马高速普通围岩隧道典型断面为例： 汶川隧道K49+715断面(埋深195 m，砂板岩强度46.2 MPa)最大围岩压力与钢拱架应力为46.5 kPa、28.6 MPa，二次衬砌最大轴力、弯矩为465 kN、6.7 kN·m；日地1号隧道洞身段K119+450断面(埋深403 m，闪长岩强度75.3 MPa)最大围岩压力与钢拱架应力为78.3 kPa、46.2 MPa，其二次衬砌最大轴力、弯矩为631 kN、14.6 kN·m，二次衬砌分摊荷载比例为14%。

3.1.1 围岩压力演化规律

为进一步深入分析软弱围岩对隧道支护结构体系力学行为的影响，以卓克基隧道为例，对软岩隧道的围岩压力、钢拱架应力与二次衬砌轴力和弯矩进行了现场实测。在卓克基隧道，测试断面穿越破碎炭质千枚岩地层，隧道埋深仅118 m，但开挖后围岩松散破碎，且遇水泥化现象严重，变形量大且持续时间长。卓克基隧道同一监测断面围岩-初期支护和初期支护-二次衬砌间的接触压力时态演化曲线如图6所示。可以看出： 1)隧道埋深较小，围岩压力以自重压力为主，但破碎千枚岩强度低、无法自稳，支护结构需要承受较大的松动荷载。最大围岩-初期支护接触压力出现在拱顶位置，达到886 kPa。右拱腰位置的围岩压力最小，为293 kPa，显著高于普通围岩隧道。2)破碎千枚岩地层因围岩松动范围较大(往往能达到8～10 m)，大大超过锚杆长度，使得锚固效果不佳。初期支护需要联合二次衬砌共同承受围岩对支护结构体系的持续挤压。初期支护-二次衬砌间接触压力分布规律与围岩-初期支护间接触压力分布规律基本一致，最大接触压力同样出现在拱顶位置，达到319 kPa。二次衬砌的平均分担荷载比例为36%，高于普通围岩隧道，表明软弱围岩效应对支护结构受力特性影响显著。3)软弱围岩隧道开挖后，作用在初期支护上的挤压荷载急速增大。二次衬砌施作后，围岩压力逐渐转移到二次衬砌上。此后，初期支护-二次衬砌间的接触压力保持持续增大，约80 d后才能逐渐稳定下来。

(a) 围岩-初期支护间接触压力

(b) 初期支护-二次衬砌间接触压力

Fig. 6 Evolution law of surrounding rock pressure in Zhuokeji Tunnel

3.1.2 钢拱架应力演化规律

由于锚杆对破碎千枚岩隧道的加固效果不明显，不能提高隧道周边围岩的承载能力，使得以钢拱架为承载主体的初期支护受力较大。卓克基隧道左拱腰、拱肩与拱顶位置的钢拱架应力如图7所示。可以看出： 1)最大钢拱架应力出现在拱顶外侧，达到157 MPa，拱腰位置的钢拱架应力相对较小，为80～100 MPa； 2)钢拱架应力的稳定时间相对较快，约30 d可以基本稳定，但受力较大的拱顶位置在30～150 d仍会缓慢增长。

(a) 左拱腰

(b) 左拱肩

(c) 拱顶

以I20b工字钢最大允许弯曲应力158 MPa、最大挤压应力240 MPa作为判定依据，卓克基隧道穿越破碎千枚岩地层断面极有可能在施工完成一段时间后出现钢拱架扭曲与初期支护开裂灾害。如果钢拱架发生进一步的裂损与退化，围岩压力将会进一步向二次衬砌进行转移，从而增加二次衬砌的负担。

3.1.3 二次衬砌力学行为演化规律

当围岩条件较好时，二次衬砌一般多作为安全储备，不需要承载，隧道初期支护即可承受全部围岩荷载。卓克基隧道二次衬砌力学行为演化规律曲线如图8所示。可以看出： 1)对于穿越软弱围岩的复杂艰险山区隧道工程，二次衬砌在施作后仍需要承受围岩持续不断的挤压荷载，其轴力与弯矩远高于普通围岩隧道，且需70 d左右才能逐渐趋于稳定。2)卓克基隧道拱腰位置的二次衬砌轴力较大，最大轴力出现在右拱腰位置，达到3 764 kN。拱顶与左拱肩位置的轴力相对偏小，其中拱顶位置的轴力最小，为1 334 kN。3)隧道拱顶位置的正弯矩最大，达到151.3 kN·m，最大负弯矩出现在右拱肩位置，为 -96.6 kN·m。4)受炭质千枚岩的层状各向异性特性影响(层理倾角63°)，卓克基隧道二次衬砌的受力特性具有一定的非对称特性。

(a) 二次衬砌轴力

(b) 二次衬砌弯矩

(c) 结构安全系数

依据卓克基隧道二次衬砌的轴力与弯矩测试结果，将二次衬砌的极限承载力与现场实时监测内力比值作为安全系数，得到了安全系数随时间的变化曲线。其变化规律(见图8(c))呈现出3阶段演化特性： 1)二次衬砌施工后30 d内结构受力不断增加，安全系数迅速降低； 2)30 d后结构受力增速变缓，安全系数仍然持续下降； 3)约70 d后结构受力达到最大值并基本保持不变，安全系数趋于稳定。卓克基隧道穿越破碎千枚岩段二次衬砌受力较大，但由于二次衬砌厚度达到了60 cm，目前隧道处于安全状态，最小安全系数出现在右拱腰，为3.6。

综上，虽以卓克基隧道为代表的软弱围岩隧道埋深较小，几乎不存在构造应力场作用，但由于软弱围岩强度低、自稳能力差、结构松散破碎，使得支护结构体系需要承受围岩的持续性挤压作用，二次衬砌分摊荷载比例显著上升，需要承受较大轴力与弯矩，导致其结构安全系数较低。可见，隧道开挖后的围岩稳定性和支护结构力学行为与地层岩性关系密切。当复杂艰险山区隧道施工进入软弱围岩地层时，需要加强支护结构体系刚度，可采用管棚、长锚杆注浆等方法加固隧道周边围岩。

3.2 断层破碎带对支护结构受力特性的影响分析

断层破碎带是我国西部复杂艰险山区长、大隧道建设过程中常见的不良地质现象。为揭示断层破碎带对支护结构受力特性的影响，对紫石隧道穿越F1断层的支护结构力学行为进行了现场测试。该断层为压扭性小型断裂，岩性以白云岩为主，岩体结构较为破碎，且存在风化蚀变现象。限于文章篇幅，以下仅分析围岩-初期支护接触压力与二次衬砌受力特性。

3.2.1 围岩压力演化规律

紫石隧道围岩-初期支护接触压力的变化曲线如图9所示。可以看出： 1)断层破碎带二次应力场调整时间较长，再加上围岩松散破碎，使得围岩压力在隧道开挖后持续增长，约120 d后围岩与初期支护间的接触压力才逐渐趋于稳定； 2)围岩对支护结构的挤压作用主要体现在拱顶与左右拱肩位置，两侧边墙的围岩压力相对较小； 3)最大接触压力出现在拱顶位置，达到547.4 kPa，左拱腰位置的围岩压力最小，但也达到了311.3 kPa。这进一步说明穿越断层破碎带隧道围岩自稳能力差，使得支护结构在隧道开挖后需要承受围岩持续不断的挤压作用。从荷载分担比例方面看，紫石隧道二次衬砌需要承受约52.8%的围岩压力，表明隧道在穿越断层破碎带影响范围时，二次衬砌也需要承受较大荷载。因此，穿越断层破碎带隧道开挖施工过程中，二次衬砌需要及时跟进施作，才能确保围岩稳定性与初期支护结构的安全性。

图9 紫石隧道围岩压力演化规律

3.2.2 二次衬砌力学行为演化规律

紫石隧道二次衬砌力学行为的演化曲线如图10所示。可以看出： 1)二次衬砌施作后，受到围岩的挤压作用，其受力快速增长，约40 d后增速开始逐渐降低，在120 d后二次衬砌受力才能逐渐趋于稳定。2)最大轴力出现在右拱腰，为2 367 kN； 左拱肩轴力最小，为1 861 kN。3)最大正弯矩出现在拱顶，达到130.5 kN·m； 最大负弯矩出现在左右拱腰位置，为 -93.9 kN·m。

和紫石隧道普通围岩断面相比(围岩压力不超过150 kPa)，穿越F1断层时的围岩压力与二次衬砌受力显著增大，且需要更长的时间才能逐渐趋于稳定。测试断面仅为小型断裂，可见复杂艰险山区隧道在穿越大型断裂带时的结构安全风险极大。由紫石隧道结构安全系数的演化规律(见图10(c))可知： 左右拱肩的安全系数相对较高，左右拱腰与拱顶位置的安全系数相对较小，最小安全系数为3.63。因此，当隧道穿越断层破碎带时，需要加强超前地质预报，尽早预测前方围岩性质变化，同时提高与优化支护结构体系。可采用超前支护、注浆堵水等方案，从而避免围岩发生碎裂坍塌。

3.3 地形偏压对支护结构受力特性的影响分析

复杂艰险山区隧道施工常常受地质地形及线路走向的限制，隧道洞口及傍山、河谷地段常面临浅埋偏压问题。加之在我国西部地区地形起伏较大、构造活动强烈，特别是汶川地震后的次生灾害相当发育，大多以滑坡、崩塌、泥石流的形式表现。其中由松散的土体、碎石组成的堆积体坡体结构疏松、内聚力低，是滑坡形成的高危灾害体，隧道施工时更易诱发松散堆积体的失稳破坏。

日地1号隧道洞身段穿越岩性较为单一，以花岗岩与闪长岩为主，围岩稳定性较高。但进出口位置均需穿越松散堆积体(不稳定斜坡)，其中出口覆盖层为第四系全新统崩塌坡积层与日地沟沟底的洪积堆积体，富含卵砾石，厚度较大，自然坡度为38°～46°。施工过程中揭示的松散堆积体密实程度较差，拱部围岩自稳能力差、自稳时间短，无支护或支护不到位时，曾多次出现掉块与小范围坍塌，且二次衬砌浇筑后普遍产生了纵向、环向与斜向裂纹。

(a) 二次衬砌轴力

(b) 二次衬砌弯矩

(c) 结构安全系数

3.3.1 围岩压力演化规律

日地1号隧道围岩-初期支护接触压力的变化曲线如图11所示。可以看出： 1)隧道开挖后，松散堆积体稳定性受到扰动，支护结构需要承受较大围岩压力以抵抗坡体变形； 2)隧道深埋左侧围岩压力较大(需要近100 d才能稳定)，浅埋右侧围岩压力较小(30 d左右能够逐渐稳定)，存在明显的偏压特性； 3)左拱肩位置围岩压力最大，达到1 173 kPa，浅埋侧右侧围岩压力为433 kPa，非对称系数达到2.71； 4)隧道下台阶开挖后，呈现出明显的偏压特征，右拱腰的接触压力为左拱腰的2.29倍。

图11 日地1号隧道围岩压力演化规律

3.3.2 二次衬砌力学行为演化规律

日地1号隧道二次衬砌力学行为的演化曲线如图12所示。可以看出： 1)由于围岩压力主要集中在深埋左侧，导致日地1号隧道左拱肩与右拱腰位置的弯矩较大，左拱腰与右拱肩位置的轴力较大。2)隧道二次衬砌的非对称受力特性显著，最大轴力出现在右拱肩，达到4 893 kN；左拱肩的轴力相对较小，为1 034 kN，其非对称系数达到4.16。3)最大正弯矩出现在左拱肩，为186.1 kN·m； 最大负弯矩出现在右拱肩，为 -140.4 kN·m。

由于松散堆积体中开挖隧道容易破坏坡体稳定性，坍塌失稳风险高，围岩对施工扰动极为敏感，使得日地1号隧道支护结构受力具有波动性增长特征，多次趋于稳定后又快速上升，二次衬砌施工约120 d后才能基本稳定下来。由结构安全系数演化规律(见图12(c))可知： 1)浅埋偏压隧道二次衬砌受力较大，偏压荷载主要集中在深埋左侧，隧道开挖后其安全系数降速最快，但随其轴力的持续增长，该位置的安全系数在40～70 d有所提升。2)二次衬砌施作60 d后，结构安全系数才逐渐趋于稳定，120 d后可基本稳定。由于右拱肩的轴力较大，导致该位置的安全系数最低，仅为1.85。总之，当隧道洞口穿越浅埋偏压松散堆积体时，支护结构受力较大，且具有显著的偏压特性，有必要增加二次衬砌厚度与加固周边松散围岩，同时减少对堆积体的扰动，以确保支护结构的安全性能。

(a) 二次衬砌轴力

(b) 二次衬砌弯矩

(c) 结构安全系数

3.4 高地应力对支护结构受力特性的影响分析

浅部地层，围岩变形主要受自重应力场控制，进入深部地区，水平构造应力场将随着地层埋深的增大而逐渐升高。越来越多的工程实践表明，高地应力区的初始地应力场不仅对岩体的力学性质及其变形破坏机制具有显著影响，也改变着支护结构体系的力学行为。但地应力场一般不能独立决定支护结构的受力特性，深埋硬岩与软岩隧道的围岩变形特征与结构力学行为具有巨大差异。如图13所示，隧道开挖后的围岩变形量与围岩强度应力比存在幂指数变化规律，也就是说高地应力一般与围岩强度联合控制着围岩变形与支护结构体系的力学行为[15]。分别选取2座典型的高地应力硬岩隧道(二郎山隧道)与高地应力软岩隧道(鹧鸪山隧道)，开展支护结构受力现场测试，从而揭示高地应力对隧道受力特性的影响。

图13 围岩变形量与强度应力比的关系曲线

Fig. 13 Relationship curve between deformation and strength-stress ratio

3.4.1 高地应力硬岩隧道(二郞山隧道)

3.4.1.1 围岩压力演化规律

二郎山隧道围岩以二长花岗岩为主，单轴压缩强度为86.3 MPa。一般在这样的硬质地层开挖隧道，支护结构基本不需要承担荷载。但测试断面埋深1 013 m，现场实测最大主应力高达25.6 MPa，为典型的高地应力硬岩隧道，施工过程中多次发生以岩爆为代表的非线性动力灾害。二郎山隧道围岩压力演化规律如图14所示。可以看出： 1)以花岗岩为代表的硬脆性岩体具有较高的自稳能力，但高地应力状态下，支护结构也会面临围岩的持续挤压； 2)最大围岩压力发生在左右拱腰位置，为164.9 kPa，其次是拱顶位置，拱肩最小。

图14 二郎山隧道围岩压力演化规律

Fig. 14 Evolution law of surrounding rock pressure in Erlangshan Tunnel

和软弱围岩隧道的持续挤压与强流变特性相比，二郎山隧道的围岩压力在30 d后可基本稳定下来，但在30～300 d，左右拱腰的接触压力又分别增加了16.9%和23.4%(其他位置基本不变)，表明硬岩隧道在高地应力状态下也具有时效破裂机制，也会像软岩隧道一样存在一定程度的流变特性[16]。虽然其围岩压力较小、支护结构受挤压程度较低，但在后期服役状态下仍然存在波动的可能。

3.4.1.2 二次衬砌力学行为演化规律

二郎山隧道二次衬砌力学行为的演化曲线如图15所示。可以看出： 1)最大轴力位于拱顶位置，为735.1 kN；弯矩最大值位于左拱腰位置，为30.8 kN·m。2)二次衬砌轴力稳定较快，施作40 d后便可基本稳定，但二次衬砌弯矩需要约150 d才能逐渐稳定。3)根据其结构安全系数的变化规律，可以分为0～30 d以较快速度降低，30～100 d逐级稳定， 100 d后基本不再变化3个阶段。

(a) 二次衬砌轴力

(b) 二次衬砌弯矩

(c) 结构安全系数

Fig. 15 Mechanical behavior of secondary lining in Erlangshan Tunnel

综上，由于硬质围岩的强度较大、稳定性较好，支护结构受力往往不大，使其安全储备较高(最小安全系数为13.5)。但高地应力状态下，支护结构受力特性也存在一定的时效特性，在后期服役状态下也不可轻视。

3.4.2 高地应力软岩隧道(鹧鸪山隧道)

3.4.2.1 围岩压力演化规律

和二郎山隧道类似，鹧鸪山隧道测试断面的埋深也高达848 m，现场实测的最大主应力为26.3 MPa。但其围岩以炭质千枚岩为主，单轴压缩强度为17.9 MPa，仅为二郎山花岗岩的20.7%，且层理极为发育，呈薄片状构造，具有显著的各向异性力学特性与各向异性破坏机制。鹧鸪山隧道开挖过程中揭示的千枚岩倾角约48°，围岩变形与支护结构破坏呈现出明显的非对称特征，主要集中在沿层理面法线方向两端的左拱肩与右拱脚位置。

鹧鸪山隧道围岩压力变化曲线如图16所示。可以看出： 1)其演化规律与高地应力硬岩隧道截然不同。高地应力软岩隧道由于围岩力学性质较差且具有显著的流变特性，导致隧道开挖后围岩往往不能自稳，对支护结构产生持续挤压作用。使得隧道支护结构常常需要承受较大的挤压荷载，且需要很长的时间才能逐渐稳定下来。2)隧道开挖200 d后，围岩对初期支护的挤压荷载仍然在缓慢增长。3)受层状千枚岩岩体各向异性力学特性影响，沿层理面法线方向两端的左拱肩与右拱腰的围岩压力最大，达到658 kPa。4)在层理面两端的右拱肩与左拱腰的围岩压力相对较小，为173 kPa。5)对比左右拱肩的围岩-初期支护接触压力，其不均匀系数为1.81，而左右拱腰围岩压力不均匀系数达到3.64。

图16 鹧鸪山隧道围岩压力演化规律

Fig. 16 Evolution law of surrounding rock pressure in Zhegushan Tunnel

3.4.2.2 二次衬砌力学行为演化规律

高地应力软岩隧道施工过程中初期支护往往不能承受全部的围岩荷载，二次衬砌也需成为主要的承载结构。且隧道施工完成后会受到高应力的强烈挤压作用，加上软岩本身具有的流变力学特性，使得二次衬砌在施作后其受力会一直持续增长。鹧鸪山隧道二次衬砌力学行为的演化曲线如图17所示。

(a) 二次衬砌轴力

(b) 二次衬砌弯矩

(c) 结构安全系数

Fig. 17 Mechanical behavior of secondary lining in Zhegushan Tunnel

由图17可以看出： 1)最大轴力出现在沿层理方向端部的右拱肩位置，达到3 850 kN； 最小轴力位于层理面法线方向端部的左拱肩位置，为1 160 kN。受到沿层理面法线方向的非对称挤压荷载作用，鹧鸪山隧道二次衬砌需要承受较大弯矩。最大正弯矩在左拱肩，为172 kN·m，最大负弯矩位于右拱肩，为-129 kN·m。2)二次衬砌施作后其轴力与弯矩快速增长，约20 d后增速减缓，但仍然保持快速增长。截至到200 d，由于高应力软弱围岩的持续挤压作用，其受力仍然在缓慢增长，说明高地应力软岩隧道在施工完成初期就需要考虑围岩的流变特性。3)与高地应力硬岩隧道相比，高地应力软岩隧道二次衬砌的安全系数大幅下降。鹧鸪山隧道左拱肩位置由于受千枚岩层理面法线方向挤压荷载的强烈作用，其二次衬砌安全系数最低，为3.50，拱顶与左拱腰的安全系数相对较高。但由于二次衬砌轴力与弯矩的收敛时间长，施工200 d后仍然在逐渐增长，使其安全系数在后期一定还会持续下降。

综上，高地应力软岩隧道对支护结构的挤压作用强烈，且层状地层中还具有显著的非对称特征。施工过程中，可采用定向锚固、局部注浆等方案加固围岩，以提高其自承载能力。在降低支护结构受力的同时，也需要进一步提高与优化支护结构体系。在后期营运过程中，高地应力软岩隧道更是面临围岩流变效应、支护结构劣化、强震与余震等风险因素的挑战，更需密切关注支护结构的安全性能状态。

4 结论与建议

选取我国西南部山区多座不同危险源环境下的隧道工程，对其施工期支护结构的受力特征进行了现场实测，重点分析了软弱围岩、断层破碎带、地形偏压、高地应力、软岩流变效应等因素对隧道支护结构体系力学行为演化规律的影响，主要结论与建议如下。

1)当隧道穿越软弱围岩时，由于软岩强度低、自承载能力差，接触压力、钢拱架应力均显著高于普通围岩隧道，二次衬砌分摊荷载比例也明显较高，承受着较大的轴力和弯矩，结构的安全系数较低。建议当隧道施工进入软弱围岩地层时，加强支护结构体系刚度，可采用管棚、长锚杆注浆等方法加固隧道周边围岩，以降低二次衬砌的分摊比例，保障隧道安全施工。

2)当隧道穿越断层破碎带时，二次应力场调整时间较长，再加上围岩松散破碎，面临持续挤压，支护结构受力需要较长时间才能稳定下来。其力学行为呈现出3阶段演化规律： 前期快速降低、中期缓慢降低、后期基本稳定。建议当隧道穿越断层破碎带时，加强超前地质预报，尽早预测前方围岩性质变化，同时提高和优化支护结构体系。可采用超前支护、注浆堵水等方案，从而避免围岩发生碎裂坍塌。

3)当隧道洞口穿越松散堆积体时，坡体稳定性易受到扰动，支护结构承受巨大围岩压力以抑制坡体变形。同时，其支护结构力学行为具有显著的偏压特性，围岩压力主要集中在深埋侧，二次衬砌轴力与弯矩的非对称系数最高可达4.16，结构安全系数较低。建议当隧道洞口穿越浅埋偏压松散堆积体时，增加二次衬砌厚度并加固周边松散围岩，同时减少对堆积体的扰动，以确保支护结构的安全性能。

4)高地应力与围岩强度联合控制着围岩变形与支护结构体系的力学行为。高地应力硬岩隧道也具有一定的流变时间效应，但由于硬质围岩的强度较大、稳定性较好，支护结构受力相对较小，安全储备较高(最小安全系数为13.5)。高地应力软岩隧道围岩压力与结构受力则显著升高，且由层状岩体层理弱面效应控制，具有显著的非对称特征，围岩压力与支护结构破坏主要集中在层理面法线方向两端。其支护结构力学行为在施工期便呈现出明显的流变特性，开挖约200 d后，仍然保持缓慢增长。建议当隧道穿越高地应力围岩(尤其是软弱围岩)时，施工过程中可采用定向锚固、局部注浆等方案加固围岩，以提高其自承载能力。在降低支护结构受力的同时，也需要进一步提高与优化支护结构体系。

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