基于膨胀及强度劣化效应的玉园隧道失稳机理研究

廖福星

(三明市交通建设发展集团有限公司，福建 三明 365000)

相对于常规隧道段，山岭隧道的洞口段一般具有埋深小、地质条件较差、地下水水位浅、围岩质量差、工法转换多、施工工艺复杂、围岩变形大、支护结构受力复杂、安全风险高等特点[1]。隧道施工过程中常发生地表沉陷、洞口边仰坡滑塌、洞内大变形或坍塌、初支甚至二衬开裂等事故，进而造成工程损失和工期延误[2-3]。尤其对于穿越膨胀性围岩的浅埋隧道洞口段，上述问题更加突出[4-5]。

针对浅埋隧道洞口段施工诱发的边坡滑动，潘格林等[6]、赵志刚等[7]通过理论研究、数值分析及监控量测揭示了隧道与滑坡体之间的相互作用机制，并提出了综合防治的措施；朱经志[4]、张毅等[5]、Zhang等[8]通过隧道围岩的水理特征试验，揭示了亲水性黏土矿物是导致隧道变形、坍塌的主要原因，并且通过数值计算优化了隧道施工方案及处置措施，但在数值计算中都是将膨胀土的膨胀力简化为垂直临空面的体力，直接作用在计算单元上；而郑俊杰等[9]、缪协兴[10]、殷宗泽等[11]研究指出，膨胀土的膨胀变形是各向同性发展的，将其简化为单一方向的体力直接施加于垂直临空面的方向并不妥当。相关研究[12-14]阐明了膨胀土隧道降雨增湿后围岩含水率的增大对膨胀土的物理、力学及水理特征将会产生显著的影响，但鲜有文献阐述膨胀土隧道降雨增湿后同时考虑围岩膨胀及强度劣化效应的围岩变形及支护结构的动态响应特征。曾仲毅等[15]、李化云等[16]通过数值计算模拟了降雨增湿条件下膨胀土隧道围岩的膨胀变形，但相关计算并没有考虑增湿后膨胀土的强度劣化效应。

总体上看，针对膨胀土隧道洞口段施工及事故处理，隧道工程界和学术界开展了大量的研究，并取得了一定的成果，有效地指导了工程实践，但对膨胀土隧道降雨增湿过程中围岩膨胀及强度劣化效应、隧道变形演化机理、支护结构的动态响应特征等方面缺乏系统性的研究。在工程实践中，由于膨胀土的隐蔽性、复杂性和不易辨识性，对此类隧道普遍存在认识不足、重视不够，甚至在发生事故之后仍不能给出正确的判断。因此，基于膨胀土的辨识、试验及膨胀机理分析，开展膨胀土隧道降雨增湿过程中围岩膨胀及强度劣化耦合作用下围岩-支护结构的动态响应特征和隧道施工关键技术的研究，可以在一定程度上提高山岭隧道的设计、施工水平，具有一定的工程实用价值和示范效应。

本文依托玉园隧道洞口段施工过程中发生的一系列地裂缝、大变形、坍塌等事故，采用现场调查、监控量测、室内试验揭示了隧道失稳段围岩的物质组成和强降雨增湿条件下围岩的物理、力学及水理特征，并通过数值计算模拟了降雨增湿过程中围岩膨胀及强度劣化耦合作用下隧道支护结构的动态响应特征，揭示了隧道变形失稳的机理，给出了相应的治理措施，相关的研究方法及成果可为类似工程提供借鉴。

1 玉园隧道概况

1. 1 工程概况

1.1.1 玉园隧道

玉园隧道位于福建省尤溪县台溪乡七官场村境内，属海西高速公路网厦沙高速公路，该隧道采用双向四车道分离式结构。隧道的左洞桩号为Z1K123+952～Z1K125+240，长约1 288 m；右洞桩号为K123+980～K125+236，长约1 256 m。隧址区域属剥蚀低山地貌，高程在330～690 m之间，相对高差为360 m，坡度为25°～65°，山脊顶部较陡峭，山谷狭窄，坡面植被发育，隧道沿线地形总体呈南东—北西走向。

1.1.2 玉园隧道出口段的地质条件

玉园隧道出口段原始地形相对起伏较大，洞口位于坡度近65°的半山坡处，山体坡脚为发育平坦的沟谷，隧道洞口直接与桥梁连接，平坦沟谷地面较隧底标高低约42 m。玉园隧道洞口段地质条件复杂，根据地勘资料显示：隧道底板41 m以下为中风化灰岩地层，灰岩为隐晶质结构，为较软岩，存在溶洞、溶穴等溶蚀构造，且其内部充填粉质黏土；隧道底板7～41 m之间为粉质黏土，呈褐黄色，可塑，以黏粉粒成分为主，碎石含量占10%～20%，其中黏土中夹杂的碎石主要为中风化粉砂岩，呈灰黄—浅灰色，粉砂结构，碎裂状构造，泥质胶结，风化裂隙发育，岩石破碎，岩质较软；地面以下1 m的粉质黏土层为灰黄色黏土，未扰动情况下较坚硬，呈硬塑状，黏粉粒成分占主导，其含量约为80%～90%，含少量碎石，角粒成分约10%，为中风化粉砂岩；地面表层1 m为坡积土，天然状态下较密实、坚硬，见图1。

图1 玉园隧道进口端地质断面和隧道破坏示意图Fig.1 Geological section and tunnel damage at the entrance of Yuyuan Tunnel

现场地质调查未发现玉园隧道出口段发育断层、破碎带等不良地质体，周围的地表也未见溶蚀构造发育，仅有少量崩塌巨石零星分布。隧道穿越的黏土层为较密实黏土(未扰动条件下)，围岩强度较高、有一定的自稳性。隧道出口段无地表水，也无汇水的沟谷出露，非雨季无地表水汇流；地下水欠发育，主要为接受大气降水补给的孔隙水，勘察期间地下水水位位于隧道底板以下48 m处。综合判定玉园隧道出口段的围岩级别为Ⅴ级。

1.1.3 玉园隧道施工概况

玉园隧道的出口段采用新奥法设计、施工，Ⅴ级围岩段隧道毛洞的开挖宽度为13.06 m，开挖高度为10.39 m。隧道洞口Ⅴ级围岩段采用单侧壁导坑法(CD法)施工，人工配合机械开挖，每循环的开挖进尺均为1.0 m。隧道洞口Ⅴ级围岩段的开挖及支护体系如图2所示，其具体的施工步序是：先开挖右上Ⅰ导洞并施作初期支护及临时支护①；Ⅱ导洞与Ⅰ导洞保持5 m距离开挖，施作初期支护及临时支护②；Ⅲ导洞与Ⅱ导洞保持5 m距离开挖，施作初期支护及临时支护③；Ⅳ导洞与Ⅲ导洞保持5 m距离开挖，施作初期支护及临时支护④；待隧道变形稳定后拆除竖向临时支撑，浇注仰拱⑤、仰拱回填⑥、模筑二砌⑦。

图2 玉园隧道洞口Ⅴ级围岩段的开挖及支护体系Fig.2 Excavation and support system of grade Ⅴ surrounding rock section at the entrance of Yuyuan Tunnel

隧道洞口Ⅴ级围岩段具体支护参数为：普通中空锚杆直径25 mm、长度3 m；超前导管长度2～3 m，直径65 mm；初期支护及临时支护的喷射混凝土厚度28 cm，钢拱架间距0.8 m，钢拱架型号I20b；钢筋网为直径6.5 mm的热轧钢筋，其网格尺寸20 cm×20 cm；仰拱为55 cm厚混凝土；二衬为35 cm厚C35混凝土。

1. 2 隧道变形破坏现象

2014年10月至2015年3月中旬，玉园隧道右洞完成桩号K125+197～K125+213区间的开挖、支护和竖向钢支撑的拆除，隧道监测断面K125+205处(最大变形断面)围岩收敛变形和拱顶沉降的监测结果，见图3。

图3 玉园隧道断面K125+205处(最大变形断面)围岩收敛变形和拱顶沉降的监测结果Fig.3 Monitoring results of surrounding rock convergence deformation and vault settlement at K125+205 (maximum deformation section) of Yuyuan Tunnel

由图3可见：玉园隧道右洞开挖、支护和竖向钢支撑拆除过程中围岩收敛变形和拱顶沉降均呈台阶式发展，各个导洞开挖和竖向钢支撑拆除过程中，围岩的收敛变形和拱顶的沉降变形均明显增大，变形表现为“台阶”状曲线，但很快变形又逐渐趋于稳定，变形表现为“平台”状直线；拱顶沉降的累计变形量较围岩收敛变形量大，其值分别为81.1 mm和21.9 mm。经巡视和地表调查，此阶段隧道内初支结构完好、地表也未发现明显的沉降及裂缝。

2015年3月14日至25日隧址区域发生第一次持续性降雨，累计降雨量约为250 mm。第一次降雨期间隧道内桩号K125+197～K125+213区间发生持续变形，隧道监测断面K125+205处围岩收敛变形和拱顶沉降的增量分别为47.2 mm和50.1 mm(见图3)。降雨期间洞内调查发现，除了隧道围岩及支护结构整体向净空内变形、侵限外，支护结构整体完好，没有喷射混凝土的脱落、裂缝或钢拱架压屈变形等破坏现象；但在3月19日，地表监测发现两条地裂缝(第一期裂缝，见图1中编号1#、2#)，地裂缝沿着垂直隧道轴线方向延伸，最大宽度为11 cm，长度约为65 m，地裂缝的位置及形态如图1所示。随即对地裂缝进行封堵，用防水薄膜覆盖，并加密地表和洞内监控测量，同时施工上加紧施作仰拱和未侵限段二衬。至第二次降雨时的4月3日，隧道围岩变形逐渐减小(见图3)。第二次降雨开始后隧道围岩变形再次快速增大，相较于降雨初期围岩收敛变形、拱顶沉降增速更加显著，其中4月6日隧道围岩变形的日变化量达89 mm；其后围岩的收敛变形快速增大，并导致上下导洞钢拱架联结部位喷射混凝土的脱落和钢拱架的压屈变形(见图1)。4月8日开始隧道监测断面K125+197、K125+213处初支结构沿着环向被剪断，隧道变形演化为桩号K125+197～K125+213区间整体大变形、快速沉陷，32 h后发生拱顶局部坍塌，塌落段长度约为4.5 m，体积约为200 m3；同时，地表原有的1#、2#地裂缝复活，并且新发育3条地裂缝(见图1中编号3#、4#和5#)，最大地裂缝宽度达58 cm，裂缝两侧土体的高差达80 cm；在隧道正上方的1#和4#地裂缝之间发生地面塌陷，塌坑形态为椭圆形，面积约为5 m2，最大深度为9 m,其变形破坏的位置及形态如图1所示。

1. 3 隧道变形破坏事故特征

基于玉园隧道的施工工况、变形演化和事故形态分析，其洞口段的失稳事故有别于一般隧道变形破坏事故，呈现出如下特点：

(1) 隧道变形失稳的动力源尚不明确。玉园隧道的变形失稳段发生在出口段，隧道埋深小(见图1)，平均埋深仅17 m,本文基于普氏围岩压力计算隧道支护结构承担的围岩压力较小，根据图3所示(开挖及支护阶段)的隧道围岩收敛变形和拱顶沉降的“台阶式”变形演化结果分析，如图2所示的支护体系能够提供足够的支护抗力维持隧道的稳定。因此，在没有明显施工质量缺陷情况下，从灾害动力学角度分析隧道发生持续变形、坍塌及失稳的动力源尚不明确。

(2) 隧道变形演化及形态特殊。第一次强降雨前，隧道变形监测结果表明支护结构能够提供足够的支护抗力维持隧道的安全、稳定，而第一次强降雨导致在整个支护结构完好的情况下，隧道发生大变形，并诱发地表发育两条地裂缝；第二次强降雨过程中，在持续增大围岩收敛变形作用下，隧道拱腰部位的初支结构首先被压屈，然后逐渐演化为隧道洞内坍塌和地表原有地裂缝复活，同时发育3条新的地裂缝。综合分析，隧道洞内竖向上的变形失稳造成隧底至地表围岩均发生显著的变形破坏，而且根据地裂缝的形态、数量及宽度分析，相比隧道洞内竖向上的围岩变形，地表土体的竖向变形量、破坏程度更大。因此，此事故的隧道变形失稳过程、形态有别于一般隧道工程，比较特殊。

(3) 降雨的影响。隧道变形失稳演化受两次持续强降雨的影响，第一次强降雨直接导致变形稳定隧道段的拱顶沉降和围岩收敛变形显著增大，并诱发地表发育第一期地裂缝；第二次降雨直接诱发了隧道地表地裂缝进一步发展、扩大和坍塌。但强降雨在此隧道变形失稳中的作用是什么尚不明确。

(4) 地表变形范围大。边坡变形监测发现，边坡变形以沉降为主，不存在整体的水平位移，表明边坡整体是稳定的、不存在坡向整体滑动。但受隧道内围岩变形的影响，两期发育的地裂缝长度较大，在垂直隧道轴线方向上普遍超出隧道开挖轮廓线20～30 m，地表出现如此大范围的地裂缝，其形成的机理也较特殊。

(5) 隧道支护结构的变形量大。由隧道内围岩收敛变形和拱顶沉降的监测结果(见图3)可以看出：在第一次降雨前(开挖及支护阶段)隧道内围岩收敛变形和拱顶沉降的累计变形量分别为21.9 mm和81.7 mm；第二次降雨前其累计变形量分别为148.6 mm和183.5 mm；到隧道内坍塌时其累计变形量分别为771.3 mm和742.7 mm。因此，此隧道支护体系的整体变形也较大。

2 隧道围岩特征及数值计算

2. 1 隧道围岩的特征

为了分析玉园隧道出口段围岩岩土体的物质组成和物理、力学、水理特征，分别在隧道洞内和地表取样进行试验，总计采集了6组土样，其取样位置及描述如表1所示。

表1 玉园隧道出口段围岩岩土体取样位置及描述

室内试验所需要的样本均取自隧道现场，样本的采集、封存、运输、加工和试验严格按照《岩石表征、测试和监测的完整ISRM建议方法》(2007)和《公路土工试验规程》推荐方法进行。

2.1.1 隧道围岩岩土体的矿物组成

玉园隧道出口段围岩岩土体中矿物成分和微观结构通过扫描电子显微镜(SEM)和X射线衍射(XRD)测试方法确定。

本文根据Kisch[17]推荐的方法制备XRD测试样。首先，将待测试土样采用机械研磨，制备粉晶玻片以开展隧道围岩岩土体全土矿物成分测试；然后，将全土样去除有机质和碳酸盐，去离子水浸泡后，选取250目筛的筛下部分，依照Stokes 定律提取黏粒(<2 μm)组分，制备自然定向片。黏土矿物的组成和含量使用XRD叠加图谱进行综合确定，玉园隧道出口段围岩岩土体中全土矿物成分测试结果和土样中黏粒成分XRD测试结果，见表2和图4。

表2 玉园隧道出口段围岩岩土体中全土矿物成分测试结果

图4 玉园隧道出口段围岩岩土体中黏粒成分XRD测试 结果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：玉园隧道出口段围岩岩土体中表层坡积土、黏土和粉质黏土的主要矿物成分为石英、长石、绿泥石、针铁矿和黏土矿物，其中表层坡积土和黏土中均以黏土矿物为主，含量占50%左右，粉质黏土中以石英矿物为主，含量为46.8%；3类土样中的长石、绿泥石、针铁矿含量均较少。由图4可见，基于对土样中粒径2 μm以下的黏粒成分XRD图谱的综合辨识，其黏粒成分主要为伊利石，高岭石较少，蒙脱石在粉质黏土和表层坡积土中有少量存在，在黏土中仅在一个样本中有检出。隧道穿越的黏土层中伊利石的平均含量为40.8%，表层坡积土中伊利石的平均含量为36.8%，粉质黏土中伊利石的平均含量为20.7%。

本文采用真空冷冻干燥法对SEM测试的土样进行预处理，并采用Tovey[18]推荐的方法制备测试样本。玉园隧道出口段围岩岩土体的显微照片，见图5。

图5 玉园隧道出口段围岩岩土体的显微照片Fig.5 Microphotograph of rock and soil mass of surrounding at the exit of Yuyuan Tunnel

由图5(a)可知：黏土NN1试样的SEM显微照片显示黏土矿物为伊利石，其微观形态呈扁平状颗粒聚集体、棉絮状，黏胶基质以封闭式絮凝结构的形式存在，其基本单元为弯曲和卷曲片状，多可见边缘翘起呈花瓣或裙边状颗粒；其结构单元体多以微集聚体或单片状呈 “面-边”形式联结；其微孔隙、微裂隙发育，颗粒间联结较弱，松散。由图5(b)可见：粉质黏土NF1试样的SEM显微照片显示黏土矿物以伊利石为主，辅以少量高岭土，其微观形态多以片状、“面-面”联结的开放式聚集体形式存在，颗粒呈单片状，边缘不规则；高岭土少见，多以弯曲片状存在；其微孔隙、微裂隙较黏土NN1试样要少。

2.1.2 隧道围岩岩土体的物理、力学和水理特性

对隧道围岩岩土体进行了颗粒组成、密度、含水率、直剪及膨胀等试验，试验严格按照相关试验规程操作，其试验结果见表3。

表3 玉园隧道出口段围岩岩土体的物理、力学和水理特性指标

由表3可知：3类土体均以粉粒、黏粒为主，砂以上的颗粒成分较少；黏粒成分在隧道穿越的黏土层中较多，其平均含量为31%，在表层坡积土和粉质黏土中相对较少；同时，取自降雨前隧道洞内围岩侧壁黏土NN1和NN2试样的天然含水率平均值为26.7%，而取自降雨后隧道洞内坍塌堆积体黏土NN3和隧底钻孔黏土NN4试样的天然含水率平均值为57.2%，降雨前后两者间天然含水率的差异说明尽管未扰动的天然土体较密实，有一定的强度，但扰动后土体具有很大的吸水、持水能力，现场调查和试样采集的相关描述(见表1)也验证了这一点；表层坡积土、黏土和粉质黏土的平均密度依次增大，分别为1.70 g/cm3、1.71 g/cm3和1.78 g/cm3；3类土体的平均孔隙比依次减小，其分别为0.83、0.81和0.73;3类土体的黏聚力和内摩擦角的平均值与其密度指标相似，也是依次增大；同时，3类土体的液限均为40%，塑性指数也大于20，自由膨胀率均大于40%，根据其黏土矿物的成分及含量综合判定表层坡积土和黏土具有中等膨胀性，粉质黏土具有弱膨胀性。综合分析3类土体的物理、力学和水理特性指标，表层坡积土、黏土的物理、力学和水理特性参数相近，而其下覆的粉质黏土的物理、力学和水理特性指标优于黏土。

鉴于降水使玉园隧道围岩经历了一个显著增湿的过程，而岩土体含水率的增大将影响其抗剪强度和膨胀性，为了分析隧道围岩增湿过程中岩土体强度及其膨胀特征，通过室内试验对隧道穿越的黏土层进行了初始含水率分别为26.7%、31.7%、36.7%、41.7%、46.7%、51.7%和56.7%时的抗剪强度指标和膨胀性能指标测试，其试验结果见图6和图7。

图6 不同初始含水率下黏土的抗剪强度指标Fig.6 Shear strength index of clay under different initial moisture content

图7 不同初始含水率下黏土的膨胀性能指标Fig.7 Swelling property index of clay body under different initial moisture content

由图6可见：随着黏土含水率的增大，其黏聚力和内摩擦角均呈线性递减；当黏土围岩的含水率从26.7%增大到56.7%时，其黏聚力和内摩擦角分别减小了 61%、75%。可见，黏土含水率的变化强烈影响其抗剪性能。

增湿条件下黏土抗剪强度的变化在玉园隧道开挖过程中表现为降雨将导致黏土围岩的含水率增大，并导致黏土抗剪强度的劣化和围岩稳定性的降低。天然黏土层的黏聚力c和内摩擦角φ在增湿状态下与含水率ω的拟合关系分别如下：

c=-1.181 4ω+89.066

(1)

φ=-0.361 4ω+23.429

(2)

由图7可见：黏土膨胀力和膨胀率均随含水率的增大呈指数降低；当黏土围岩的含水率从26.7%增大到56.7%时，其膨胀力和膨胀率分别减小了 86%、68%。可见，黏土围岩的含水率越低，其膨胀性能越强；黏土围岩的含水率越高，其膨胀性能越弱。

增湿条件下黏土膨胀参数的变化在玉园隧道开挖过程中表现为降雨将导致黏土围岩的含水率增大，并导致黏土的膨胀潜势逐渐下降。天然黏土层的膨胀力Pe和膨胀率Fs在增湿状态下与含水率ω的拟合关系分别如下：

Pe= 941.38e-0.067ω

(3)

Fs=180.36e-0.037ω

(4)

结合黏土层的矿物成分及其微观结构，得到其膨胀及强度劣化机理如下：随着黏土围岩含水率的增大，一方面，微观上伊利石晶胞在经历离子交换吸水、同晶置换吸水后，水分进入晶格间，劈开原本以弱键联结的晶格构架，使晶层间距扩大，产生体积膨胀；另一方面，非饱和伊利石独特的双电层结构在电场作用下使水分子被约束聚集在黏粒周围，不但促使以“面-边”联结的形式构成封闭式絮凝结构被扩张，而且形成包裹黏粒的水膜，且随着黏土围岩含水率增大，结合水膜不断增厚，导致黏粒间的联结力变弱，黏粒被“楔开”，间距增大，原有的结构扩张，也导致土体宏观膨胀。微观和宏观上的膨胀作用共同导致黏土层的膨胀特征。同时，微观上伊利石晶胞内及结构间的吸水，宏观上颗粒间和各尺度的孔隙、裂隙被水充填，微宏观水分的增加，导致土颗粒间有效应力减小，必然导致土体抗剪强度降低。

2. 2 隧道支护结构动态响应特征的数值计算

前述相关试验表明隧道穿越的黏土层在含水率增大时将导致其围岩体积膨胀、强度劣化。鉴于此种现象的存在，该隧道开挖方式及支护结构的选择就必须要考虑围岩膨胀及强度劣化的负面效应；否则，在开挖方法、支护参数等方面有可能做出错误的设计，进而引发施工过程中大变形、坍塌等事故。本文通过数值计算的方法开展同时考虑围岩膨胀及强度劣化效应的围岩变形及支护结构受力分析，进而揭示隧道变形、失稳演化的力学机理。

2.2.1 理论基础

根据缪协兴[10]、曾仲毅等[15]的研究，理论上非饱和土的增湿渗流同热传导温度的演化机理相似。非饱和土的温度场热传导微分方程与湿度场渗流微分方程及相关参数的对比分析，见图8。

图8 非饱和土温度场与湿度场的理论模型对比Fig.8 Comparison of theoretical models of temperature field and humidity field of unsaturated soil

由图8可知：非饱和土的温度场热传导演化方程同水渗流的湿度场演化方程具有相同的数学描述，同时相关参数都具有明确且相似的物理意义，因此在数值方法上具有可比性和适用性。故可在FLAC3D的温度场模块中嵌入编制相应的FISH程序，实现相关参数的转换、赋值，并应用温度场的热力耦合模型完成降雨过程中围岩湿度场的计算和围岩膨胀及强度劣化的赋值。

根据玉园隧道施工、降雨和失稳过程的分析，其数值计算的思路是：首先，在围岩天然强度、开挖工艺及支护参数下完成隧道的开挖和支护，计算围岩变形和支护结构的受力；然后，通过温度场模拟隧道在降雨增湿条件下围岩的湿度场，实现围岩含水率的计算；最后，根据围岩含水率参数赋予其相应的膨胀及强度参数，得到相应湿度场下同时考虑围岩膨胀效应及强度劣化效应的围岩变形及支护结构的受力状态。其计算流程如图9所示。

图9 数值计算流程图Fig.9 Flowchart of numerical calculation

2.2.2 数值计算结果及分析

以FLAC3D软件建立玉园隧道洞口段三维数值模型，模型的左、右和底部边界距开挖轮廓线均取50 m，轴向长为150 m，即取隧道底部以下50 m至地表，长为150 m、宽为110 m的土体建立模型进行研究，地表简化为平面。同时，鉴于地表坡积土厚度仅有1 m，其物理力学及水理参数也同黏土层接近，模型中将其近似为黏土层处理。模型四周施加法向约束，底部施加水平、竖直方向约束，均设置为不透水边界；顶部自由无约束，设置为降雨边界条件。模型所研究的工况为：在现实隧道开挖过程中，随着降雨量的增加，造成围岩岩土体中应力发生变化，最终形成较大的变形、裂缝，影响施工安全的过程。建立的玉园隧道洞口段三维数值模型如图10所示。

图10 玉园隧道洞口段三维数值模型Fig.10 3D numerical model of the entrance section of Yuyuan Tunnel

隧道围岩采用Mohr-Coulomb 模型，组成初期支护及临时支撑的钢拱架、钢筋网和喷射混凝土按弯矩等效原理采用Shell 单元，玉园隧道洞口段围岩岩土体及支护结构材料的力学参数，见表4。

表4 玉园隧道洞口段围岩岩土体及支护结构材料的力学参数

根据计算结果，随着降水量的增大，隧道围岩含水率逐渐增大，当地表累计降水量达到480 mm时，隧道支护结构破坏、围岩变形不再收敛，计算终止，此时隧道围岩对应的湿度场即计算终止时的地层含水率云图如图11所示。

图11 地表累计降水量达到480 mm时隧道围岩的 含水率云图Fig.11 Moisture content nephogram of tunnel surrounding rock when the accumulated surface rainfall reaches 480 mm

由图11可见，当地表累计降水量为480 mm时，隧底以上围岩的含水率已经达到40%以上，隧道周围及上部围岩受开挖扰动、应力调整而生成的裂隙被水填充，其含水率已经高于或接近饱和含水率，该计算结果与实际工况较为吻合，验证了模型的可靠性。

通过数值计算分别给出隧道开挖后围岩天然含水率下(未考虑围岩膨胀、强度弱化效应，简称为状态Ⅰ)和增湿到计算终止时(考虑围岩膨胀、强度弱化效应，简称为状态Ⅱ)支护结构位移场的计算结果，见图12。

图12 隧道围岩初始含水率未考虑负面效应和增湿 后考虑负面效应的支护结构位移场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

由图12可见，围岩两种状态下隧道支护结构的位移场完全不同。其中，如图12(a)所示状态Ⅰ的最大沉降、最大隆起分别发生在拱肩和仰拱，其最大值分别为38.9 mm、96.7 mm；增湿后状态Ⅱ的最大沉降、最大隆起分别发生在拱顶和仰拱，其最大值分别为78.8 mm、744.5 mm。状态Ⅱ与状态Ⅰ相比，不但相应的位移值增大，而且初期支护结构发生显著变形的区域也从拱肩扩大到拱腰。如图12(b)所示两种状态下隧道支护结构的水平位移场与竖向位移场的变化规律相近，不但其最大收敛变形量增大了9.6倍，而且整个初期支护结构均发生显著的收敛变形，尤其是拱腰部位收敛变形增幅更大。可见，数值计算得到的拱顶沉降、水平位移相比如图3所示的相应变形监测结果要略大，这是由于监控量测得到的变形结果是隧道初期支护施作后的变形，隧道支护结构施作前的变形没有捕捉到，所以略小。

图13给出隧道围岩增湿过程中支护结构最大相对位移量和安全系数随围岩含水率的变化曲线。

图13 隧道围岩增湿过程中支护结构最大相对位移 量和安全系数随围岩含水率的变化曲线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

由图13可见：隧道围岩增湿过程中支护结构最大相对位移量(按增幅最大的拱顶沉降点计算)随着围岩含水率的增大而增大，当围岩含水率高于36.7%时支护结构最大相对位移量的增幅比围岩含水率低于36.7%时更大，此变形趋势同如图3所示的相应变形监测结果类似，监测和数值计算的支护结构变形演化均反映了在增湿后期围岩的膨胀、强度劣化效应导致的隧道支护结构的变形较前期更显著，也就是支护结构的变形有一定的累积、延迟过程。

通过数值计算，给出隧道开挖后围岩两种状态下支护结构的应力场，见图14。

图14 隧道围岩初始含水率未考虑负面效应和增湿后 考虑负面效应的支护结构应力场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

由图14可见：围岩两种状态下隧道支护结构的应力场与如图12所示的位移场类似，其对应的应力值及承受应力的部位均明显增大；状态Ⅱ与状态Ⅰ相比，隧道支护结构主应力、剪应力的最大增幅分别发生在拱顶和上下导洞钢支撑连接的拱腰部位，其值分别增大了5.3倍、6.4倍；同时，隧道支护结构主应力的作用部位由拱顶和仰拱扩大到整个初期支护结构；隧道支护结构剪应力在拱顶、仰拱和上下导洞钢支撑连接的拱腰部位发生显著应力集中。根据数值计算结果分析上下导洞钢支撑连接拱腰部位的剪应力在增湿过程中增幅最大、最为敏感，与隧道实际初始破坏的位置一致。因此，以此部位的剪应力为评价指标计算隧道支护结构的安全系数(见图13)，其极限承载能力为计算终止时此部位的剪应力。由图13可见，隧道支护结构的安全系数随着围岩含水率的增大而减小，当围岩含水率低于36.7%时隧道支护结构安全系数的降幅比围岩含水率高于36.7%时更大。隧道围岩增湿过程中支护结构受力演化特征表明，围岩的膨胀、强度劣化效应在增湿前期较后期对其影响更显著、更强烈，结合支护结构的变形演化与其不同步的特征，反映隧道支护结构的承载以刚性支护为主，柔性支护性能不显著。

3 隧道失稳机理分析

如图1所示，玉园隧道出口位于较陡峭的半山坡，坡底为平地，隧底与平地间的高差约为42 m，其特殊的地形、地貌导致地表排水通畅、径流强烈，大气降水均以地表漫流的形式向坡底平地快速排泄。玉园隧道穿越的黏土层主要矿物成分为石英、钾长石、斜长石、绢云母和黏土矿物成分，其中黏土矿物中伊利石占主导，其含量达到40.8%；黏土的颗粒组成上粒径<50 μm的粉粒及黏粒含量达88%，粗粒径成分较少也较分散，天然状态下黏土的孔隙、裂缝不发育。玉园隧道特殊的地貌、黏土的颗粒粒径和矿物成分导致尽管地处亚热带多雨地区，但由于黏土的天然含水率低(仅为试验最大含水率的46%)，形成厚度约为65 m的非饱和土体，地下水得不到有效补给。同时，伊利石微观上以“面-边”弱联结的形式构成特殊的封闭式絮凝结构存在，对于此种结构较密实的原状非饱和土体，尽管在天然未扰动情况下相对隔水，但扰动破坏其原有结构后极易吸水。相关的物理、水理试验结果表明，天然状态下玉园隧道穿越的黏土层具中等膨胀性，粉质黏土呈弱膨胀性，而且黏土的膨胀力和膨胀率均随含水率的增大呈指数下降，其膨胀力、膨胀率从天然状态增湿到饱和状态时分别降低了86%、68%。同时，相关的力学试验结果表明，黏土的黏聚力和内摩擦角随着含水率的增大也明显减小，其抗剪强度显著劣化。

综上所述，相关试验结果表明玉园隧道特殊的地形地貌、赋水条件、黏土的矿物组成及结构形式，不但导致隧道围岩岩土体的吸水能力较强，增湿后呈中等膨胀性，而且增湿条件下隧道围岩岩土体含水率增大导致其抗剪强度显著减弱。黏土的以上特殊物理、力学和水理特征是玉园隧道变形失稳的内在原因，强降雨是其变形失稳的“导火索”；但主观上对其工程特性、内因和机理的认识不足是直接原因。

玉园隧道洞口段的开挖采用CD法按4个导洞分部依次开挖及支护，隧道分部开挖卸荷及应力调整导致开挖轮廓线附近的围岩岩土体不可避免地被扰动，扰动的围岩发生应力释放，必然导致此部分围岩岩土体的变形；同时，叠加围岩变形的时间效应和空间效应，在原有地应力作用下，导致距离开挖轮廓线更远范围围岩的应力调整、变形、扰动。根据前人的研究[19-20]，此类地层围岩的扰动范围约为隧道洞径3倍左右，因此推测第一次降雨前隧道开挖的扰动范围已经通达地表。结合此阶段地表、隧道洞内无明显破坏和围岩变形也趋于收敛(见图3)的现象，不但表明隧道支护结构能够提供足够的支护抗力来承担上覆地层的松散土压力，维持隧道的安全稳定，而且根据前人的经验[21-22]，隧道上覆土体的扰动及不均匀变形必然导致其内部形成一定数量的裂隙、孔隙，改变了原始未扰动地层的较密实性状、土体结构和孔隙特征，土体的孔隙率增大，从而形成了地下水的渗流通道。上述应力调整及变形演化完成后，玉园隧道遭受第一次强降雨，降雨初期雨水首先沿着前述扰动形成的孔隙、裂隙等优势结构面向隧道渗流，造成渗流带及其附近的黏土首先吸水饱和。黏土含水率增大不但在微观上使其自身发生膨胀、体积增大、提供额外的膨胀力，而且宏观上也加大了隧道围岩的变形和压力；同时，黏土含水率增大也降低了隧道围岩的抗剪强度和承载、自稳能力，膨胀及强度劣化作用的叠加进一步增大隧道围岩变形和围岩压力[23]。根据图3监测结果，此阶段变形急剧增大，但初期支护结构基本完好，无明显破坏的迹象，说明此阶段隧道支护结构仍然能够提供足够的支护抗力抵抗变形、维持隧道的稳定，但围岩的膨胀、强度劣化及洞内的大变形已经导致大范围扰动围岩的强烈不均匀变形，如图1所示的第一期地裂缝就是在这种情况下被诱发的。第一期地裂缝发生后，分析此阶段作用在隧道初期支护结构上的围岩压力，发现已经由初始上覆地层的松散土压力演变为破坏土柱(一般为圆柱或圆锥形)自重加膨胀力。第二次强降雨过程中，大量雨水沿着第一期地裂缝和扰动围岩快速入渗到更大范围的土体中[24]，更大范围的围岩被逐渐增湿，不但膨胀及强度劣化效应叠加到增湿土体中，而且推测第一次降雨中在隧道上方形成的不稳定土柱的范围由于围岩抗剪强度的降低也越来越大，根据剪切角45°、-90°，破坏土体的形状可能逐渐演变为上大下小的圆锥形。同时，扰动、变形土体范围的增大进一步增大了隧道内支护结构应力，当围岩压力超过初期支护结构能够提供的抗力时，必然导致在支护薄弱或应力集中部位先行屈服、破坏，如图3所示的拱顶和拱腰上下导洞钢支撑的连接部位。随着上述过程进一步演化，增湿围岩的范围及湿度越来越大，围岩变形的范围及变形量也越来越大，这都将导致支护结构的受力进一步恶化，由此诱发如图3所示的地表第一期地裂缝的复活、扩展，第二期地裂缝的形成及洞内大变形。鉴于浅埋隧道本身受力状态较差，再叠加围岩膨胀及强度劣化效应的影响，在初期支护结构不能提供足够支护抗力的条件下，隧道上方由围岩自身变形演化而来的拱效应不显著，甚至无法形成有效的承载单元；当不均匀变形发展到一定程度时必将导致如图3所示的同地裂缝伴生的地表塌陷和洞内坍塌。

4 结论及建议

本文依托玉园隧道洞口段变形失稳案例的剖析研究，采用现场调查、监控量测、室内试验和数值计算等方法揭示隧道变形失稳的机理，并给出相应的治理措施，得到的主要结论如下：

(1) 玉园隧道左洞出口段在完成开挖及支护后，持续强降雨造成地表大范围、两期次的地裂缝和塌陷，并导致隧道内围岩及支护结构的大变形和局部坍塌。与一般隧道的类似事故相比，此隧道变形失稳呈现以下特点：支护结构的累计变形量大、变形失稳动力源特殊、受强降雨影响、变形形态特殊、地表变形范围大。

(2) 相关物理试验及岩相特征揭示玉园隧道穿越的黏土层中伊利石占主导，其含量达到40.8%，其独特的赋存环境及封闭式絮凝结构形式控制了土体的工程特性。其赋存的特殊地貌单元及黏土颗粒粒径导致尽管地处亚热带多雨地区，但黏土天然含水率低，形成深厚的非饱和土体。同时，以“面-边”弱联结的形式构成特殊的封闭式絮凝结构导致天然未扰动情况下土体较密实、也相对隔水，但扰动其原有结构后极易吸水。因此，类似隧道工程的设计及施工尤其要重视地形地貌及地表径流情况的分析，同时加强隧道围岩矿物成分的辨识，尤其是黏土中蒙脱石、伊利石等亲水性矿物的分析。

(3) 相关的水理试验结果揭示了黏土在天然含水率下膨胀力和膨胀率较高，属中等膨胀土。试验表明含水率对黏土的膨胀性能的影响显著，黏土膨胀率和膨胀力均随含水率的增大呈指数下降；同时，相关的力学试验结果揭示了黏土的含水率也影响土体的抗剪强度，其黏聚力和内摩擦角随着含水率的增大呈线性降低，其抗剪强度显著劣化。因此，类似土体中含水率是一个重要指标，应予以高度重视，隧道施工时可通过土体含水率来控制其膨胀性和抗剪强度，以便达到事半功倍、驱害利弊。宏观上可采取的方法包括：①维持土体天然含水率，避免土体膨胀，保持其较高的强度；②提前预置措施增大土体含水率，降低其膨胀性能，但会降低其抗剪强度，故要权衡利弊甚至采取辅助措施。

(4) 相关试验表明，玉园隧道特殊的地形地貌、赋水条件、黏土的矿物组成及结构形式，不但导致隧道围岩的吸水能力强，增湿后呈中等膨胀性，而且在增湿条件下隧道围岩含水率增大也会导致其抗剪强度显著减弱。黏土的以上特殊物理、力学和水理特征是玉园隧道变形失稳的内在原因，而强降雨是其变形失稳的“导火索”；但主观上对其工程特性、内因和机理的认识不足，相关措施的有效性不强也是重要诱因。

(5) 非饱和土的温度场演化方程同水渗流的湿度场演化方程具有相同的数学描述；同时，相关参数都具有明确且相似的物理意义，在数值方法上具有可比性和适用性。本文在FLAC3D的温度场模块中嵌入编制相应的FISH程序，实现了相关参数的转换、赋值，并应用温度场的热力耦合模型完成了降雨过程中围岩湿度场的计算，实现了同时考虑围岩膨胀及强度劣化效应耦合作用的数值模拟，并取得了较好的效果。尤其是通过初始含水率条件下不考虑围岩膨胀、强度劣化等负面效应与增湿过程中同时考虑围岩膨胀、强度劣化等负面效应的隧道支护结构响应特征的数值计算及比对分析，不但重现了隧道变形演化过程，而且对地裂缝、地表塌陷、洞内大变形及坍塌等失稳现象给出了合理解释。相关的方法揭示了隧道失稳演化过程，可为类似工程提供参考借鉴。

(6) 增湿后同时考虑围岩膨胀、强度劣化等负面效应的数值计算结果表明，隧道支护结构的位移场和应力场与不考虑上述负面效应时是显著不同的。其中，围岩增湿过程中隧道支护结构的最大相对位移量随着围岩含水率的增大而增大；隧道支护结构安全系数随着围岩含水率的增大而减小。从围岩天然含水率到计算终止，隧道支护结构的最大相对位移量和安全系数分别从0.82%到7.7%、从1.47到1.00。因此，类似隧道工程开挖方式及支护结构的选择必须考虑围岩的膨胀及强度劣化的负面效应；否则，有可能会做出错误的设计，进而引发隧道施工过程中大变形、坍塌等事故。