胡麻嶺隧道富水粉細砂地層水穩特性研究

張天宇

（中鐵十九局集團第三工程有限公司，遼寧 沈陽 110136）

胡麻嶺隧道富水粉細砂地層水穩特性研究

張天宇

（中鐵十九局集團第三工程有限公司，遼寧 沈陽 110136）

蘭渝鐵路胡麻嶺隧道大段落穿越第三系富水低滲透性粉細砂地層，該地層具有復雜敏感的水穩特性，施工難度極大。文中對該圍巖基本物性參數、液塑限、單軸抗壓強度與含水率的關系、抗剪強度等進行了試驗研究，采用動力觸探試驗判定了該地層存在振動液化現象。同時結合胡麻嶺隧道工程實例，對施工中不同水害現象進行歸類研究，描述了該地層隧道開挖后在地下水滲流作用下圍巖穩定性的變化特征，總結了不同水害現象的產生機理和條件。可為同類地下工程地質研究做參考。

富水粉細砂；含水率；水穩定性；振動液化

1 工程概況

蘭渝鐵路胡麻嶺隧道大段落穿越第三系富水低滲透性粉細砂地層，該地層具有復雜敏感的水敏感特性，開挖后隨時間推移在地下水的滲流作用下圍巖含水率和穩定性具有顯著變化的特點。隧道開挖后短時間內產生汗狀滲水，圍巖弱化層層剝離，開挖面附近含水量逐漸增大，圍巖由汗狀滲水狀態逐漸轉化為流塑狀態，甚至在局部段落出現突水涌砂；同時，富水粉細砂地層受作業人員、設備持續振動和擾動，局部尚產生振動液化現象。該地層隧道施工極為困難，安全風險極高，成為業界難題。如果能夠科學地研究并掌握該地層圍巖的水穩性變化規律，同時有針對性地對水害狀態進行總結歸類，并分析其產生機理，對于下步施工中采取積極有效的措施預控、治理水害，具有重要意義。

2 水穩定性研究方法

施工實踐證明，水是造成粉細砂地層隧道施工條件急劇惡化的主要因素。王慶林等[1]通過對桃樹坪、胡麻嶺隧道第三系富水粉細砂地層在不同工況下圍巖含水率現場監測和監控量測結果分析，得出了圍巖含水量變化和圍巖穩定性之間的關系及其規律；王志偉等[2]介紹了飽和砂土和粉土的振動液化原因和發生振動液化的危害，分析了影響地基土液化的因素并提出預防液化措施及處理方法。高金川等[3]對影響武漢市粉土和砂土液化的地質屬性和人為因素進行分析，并進行液化判定與液化指數的計算，達到了對飽和粉、砂土振動液化量化分析研究的目的。為探索富水粉細砂地層水穩定性規律，胡麻嶺隧道富水粉細砂地層水穩特性研究以下內容：

（1）通過室內試驗測取該地層圍巖基本物性參數；對該圍巖不同含水率條件下的單軸抗壓強度、天然土體抗剪強度進行室內試驗，得出其力學特性；在施工現場進行動力觸探試驗，以判定該圍巖振動液化特性。

（2）對該地層在隧道開挖后受地下水滲流作用下圍巖穩定性的變化特征進行研究，對不同水害現象總結歸類，并分析其產生機理。

3 粉細砂地層室內外試驗研究

3.1 物性參數試驗

確定富水粉細砂地層的物理力學參數是水穩特性研究的基礎。依據 GB10102-2010《鐵路土工試驗規程》進行試驗，試驗內容包括：篩分、含水率試驗、試樣密度試驗、顆粒密度試驗、固結試驗、滲透試驗。整理試驗數據，得粉細砂地層物性參數，如表1。

表1 粉細砂地層物性參數表

3.2 液塑限試驗

通過該試驗確定粉細砂地層塑液限含水率。對胡麻嶺隧道 1#、2#、3#斜井圍巖分別取樣，依據GB10102-2010《鐵路土工試驗規程》進行試驗。儀器采用光電式液塑限聯合測定儀LP-100D，電子天平YP-2001感量0.01 g，圓錐質量76 g，錐角30°。試驗得液塑限測定結果如表2，采用解析法對試驗數據進行整理如圖1。

表2 液塑限聯合試驗記錄

圖1 液塑限含水率解析

同時測得1#斜井試樣天然含水量14.8%，2#斜井試樣天然含水量 15.6%，3#斜井試樣天然含水量15.4%，均大于塑限含水率。

根據試驗結果得出：含水比（aw=W/WL）1#斜井48.2、2#斜井50.6、3#斜井49.4，原始粉細砂地層未經擾動前處于弱膠結硬質狀態；塑性指數（IP=WL-WP）1#斜井21.1、2#斜井20.0、3#斜井21.0，可知該地層土呈粉細粒結構，類粘土特征，可塑性較高。

3.3 抗壓強度試驗

通過該試驗確定粉細砂地層強度隨含水量變化的關系。將試件制成五個含水率等級各三組，即干燥狀態、含水率2%、5%、8%、12%。儀器采用五聯蠕變壓縮儀，加載方式采用應力控制，速度0.01 kN/s。通過原始數據繪制應力—應變曲線，對不同含水率試樣單軸抗壓強度數據整理如表3，得該地層極限應力與含水量關系曲線如圖2。

圖2 極限應力與含水量之間的關系

表3 不同含水率試件單軸抗壓強度

根據試驗結果得出：從干燥狀態到含水率5%時，該地層強度迅速下降；含水率由5%到12%時，強度下降速度趨緩；含水率繼續增大將超過塑限含水率，圍巖進入可塑狀態，強度逐漸喪失。通過Gauss-Newton迭代進行非線性回歸，確定該地層單軸抗壓強度與含水量的函數關系如下：

3.4 抗剪強度試驗

試驗所使用的儀器為應變控制式剪力儀。垂直應力σ的大小由所加荷載換算得出，剪應力的大小由量力環的變形值換算得出。采用幾種不同的垂直應力σ，得到相應的然后繪制曲線。該曲線為莫爾-庫侖破壞包線。曲線的傾角和縱軸上的截距為的值。各組試樣的試驗數據見表 4，試樣的曲線見圖3。

通過直剪試驗測得圍巖抗剪強度在 157.68～478.8 kPa之間，粘聚力在57.48～99.38 kPa之間，說明該地層土顆粒間呈極弱膠結狀態。

表4 剪切試驗數據及結果

圖3 試件正應力與抗剪強度關系曲線

3.5 動力觸探試驗

羊小云等[4]提出，在采用標準貫入試驗法進行粉土及砂土的液化判別過程中，可以最不利條件確定不同深度處的液化判定標貫擊數臨界值，根據實測標貫擊數大于最不利條件下的臨界標貫擊數時，即通過觸探試驗可直接判定該標貫點粉土或砂土不液化，而不需對擾動土樣進行室內顆粒分析試驗，可滿足規范判定要求，減少室內試驗工作量。

依據 TB10018-2003《鐵路工程地質原位測試規程》標準，采用輕型觸探儀（N10）進行試驗，探桿長2.1 m，落錘重10kg，落距500 mm，探頭直徑40 mm，錐角60度，貫入度30 cm。分別對胡麻嶺隧道4#斜井正洞隧底DK79+358～DK79+356原狀體圍巖（剝離清除圍巖表面弱化層）、開挖后圍巖（受機械設備作業振動后）、支護后圍巖（受施工人員作業再擾動后）三種不同工況下進行標準貫入試驗。根據經驗公式：地基承載力=8×N-20（N 為錘擊數）。試驗數據整理如表5。

表5 不同工況下圍巖動力觸探試驗數據對比

通過觸探試驗數據對比可知：對原狀體圍巖進行觸探試驗，錘擊數N分別為17、20、18，經換算承載力平均值約127kPa；對開挖作業后圍巖（受機械設備作業振動后）進行觸探試驗，錘擊數N分別為3、5、7，經換算承載力平均值約28kPa；對支護作業后圍巖（受施工人員作業再擾動后）進行觸探試驗，錘擊數N分別為1、3、2，經換算承載力平均值約1 kPa，部分位置振動液化后承載力為0。經過理論判斷和現場施工情況比對，胡麻嶺隧道富水粉細砂地層在人為動荷載影響下，存在圍巖局部振動液化現象。

4 粉細砂地層水穩變化特征研究

4.1 汗狀滲水

4.1.1 現象

該地層開挖后普遍存在汗狀滲水狀態，圍巖開挖后基本在5～20 min內產生發汗性滲水，在滲水影響下圍巖表面由濕潤狀態逐漸泥化，隨滲水一起呈汗狀流淌，滲水匯積及圍巖含水率逐漸增大，造成斷面失穩剝落。

4.1.2 產生機理

隧道未開挖前，富水粉細砂圍巖孔隙水處于各向壓力平衡狀態或動水穩定滲流狀態；土體顆粒也可以看作是各向壓力平衡的結構穩定狀態，顆粒間通過接觸點有效壓力維持結構體系穩定平衡。

隧道在開挖后，臨空面隨之產生，破壞了圍巖的原始狀態。臨空面位置土體顆粒間法向有效應力 σ陡降為0，土顆粒間相互空間結構的穩定主要靠臨空面孔隙水表面張力維持，靠骨架支點作用相互支撐嵌合。

但同時，臨空面位置孔隙水壓力u陡降為0，與近距離位置孔隙水壓力形成壓力差 Δu，孔隙水在動水壓力作用下向臨空面方向流動，形成臨空面滲水。臨空面滲水不斷積累，造成臨空面位置土顆粒間相互支撐嵌合力不再受孔隙水表面張力作用維持，土顆粒在自身重力及滲流壓力Δu作用下開始脫落，懸浮于臨空面滲水中，形成臨空面液化區。

隨著臨空面液化區不斷向內部深入發展，液化區所受重力作用大于液化區表面張力后，液化區內滲水及土體顆粒持續或間斷向下流淌，形成汗狀滲水。汗狀滲水持續匯積，斷面下方圍巖抗剪強度不斷降低，滑動面破裂趨勢不斷向斷面前方發展，造成圍巖持續層層剝落。

4.1.3 產生條件

根據達西定律可知，水通過多孔介質的速度同水力梯度的大小及介質的滲透性能成正比，形成汗狀滲水必須同時具備兩個基本條件：低滲透性地層中孔隙水的低滲流速度；高水力梯度形成足夠的滲流壓力Δu去克服滲流阻力。

胡麻嶺隧道富水粉細砂地層具有高水位低滲透性的特殊工程地質條件。經過物性試驗得出該地層滲透系數在 2.0×10-4～5.2×10-5間，具有低滲透性；經地表補勘，水位在隧道上方約40 m，高水位為地下水在低滲透性粉細砂地層中滲流提供了可能。

4.2 流塑狀態

4.2.1 現象

經物性試驗可知，富水粉細砂地層含水率達到10.2%時由半固態向塑態轉變，當含水率達到 30.9%以上時由塑態向液態轉變。因此，受滲水持續作用或富水程度較高時，圍巖從掌子面或初期支護背后流塑狀流出，如圖4。

圖4 含水率大于塑限圍巖塑態流動

4.2.2 產生機理

楊小軍[5]研究指出，砂土的抗剪強度τ與作用在剪切面上的法向應力σ和內摩擦角有關。地下水滲流在土體孔隙中產生動水壓力 Gd，當其與土顆粒間有效壓力P方向相反時，土的抗剪強度減小，即：

當 Gd不斷增大趨近于 P時，Gd→P，土的抗剪強度也趨近于0，即τ→0。此時，圍巖含水率達到塑限，土體在重力或壓力作用下由半固態轉變為塑態，即發生塑態流動。

當Gd=P時，土的抗剪強度τ=0。此時，圍巖含水率達到液限，土顆粒呈現為懸浮狀態，土體在重力或壓力作用下由塑態轉變為液態，即發生液態流動。

4.2.3 產生條件

流塑狀態形成須同時具備兩個條件：地層為砂性土，如細粒、松軟的砂土及粉細砂等；位于地下水位以下，動水壓力使土體中含水率逐漸增大，能夠達到飽和狀態。

4.3 突涌狀態

4.3.1 現象

富水粉細砂地層隧道施工中，在施工過程中，地質狀況復雜多變，時常遭遇水囊、溶腔、巖溶通道或地下河，頻發不同危害程度的突水涌砂，施工嚴重受阻。

4.3.2 產生機理

張敏江等[6]研究指出，突水涌砂發生與否及發生的強度大小，主要取決于含砂層顆粒之間膠結程度、顆粒大小、臨空面條件及水力坡度，且臨界水力坡度是突水涌砂產生的決定性因素。根據模擬試驗及現場突水涌砂資料分析， 判定突水涌砂可能發生的臨界水力坡度Icr可按下式計算：

式中，Icr為臨界水力坡度，I′cr為無膠結松散粉細砂層發生流砂時的臨界水力坡度，其值可按馬扎林公式計算，即I′cr=(ds-1)(1-n)+0.5n。（式中：ds為砂粒的相對密度；n為空隙度；c為與砂層性質有關的參數，弱膠結粉細砂層取2，粘粒含量大于10%時取3，中砂取5。）

4.3.3 產生條件

對施工現場突水涌砂災害狀況分析，胡麻嶺富水粉細砂地層隧道通過區內多發水囊溶腔等含水腔體以及地下水通道，因此施工中承壓水水頭壓力沖破作業面易形成突水涌砂；同時，在動水壓力的作用下地下水持續向作業面滲流，造成作業面圍巖含水率逐漸增大至超過液限，也會引發突水涌砂。

4.4 振動液化

4.4.1 現象

當富水粉細砂地層圍巖含水率較高或趨于飽和狀態時，受施工人員、設備持續振動和擾動，圍巖表面急速弱化為液塑狀，即產生振動液化[10]。圍巖的振動液化造成人員施工困難、設備陷入液化圍巖中無法移動；嚴重時造成基底液化隆起，造成仰拱開裂，甚至引起初期結構沉降變形，如圖5。

圖5 動荷載作用下的振動液化現象

4.4.2 產生機理

振動液化是飽和土在動荷作用下由于其原有強度的喪失而轉變為一種類似液體狀態的現象，它是一種土體強度大幅度驟然喪失的特殊強度問題。

在動荷載持續振動的影響下，粉細砂的性狀以及自身的土水平衡體系發生改變，土骨架因振動影響而受到一定的慣性力和干擾力，它們作用在各個土顆粒上產生大小、方向各異的動附加應力。當動附加應力超過一定的數值時，就會破壞土顆粒之間原來的聯結強度與結構狀態，使砂粒彼此脫離基礎，有效壓力傳給孔隙水承擔，引起孔隙水壓力的驟然增高。孔隙水在超靜水壓力的作用下向上排除趨勢，土顆粒在重力作用下向下沉落趨勢，因此土顆粒在結構破壞的瞬間或一定時間內，處于局部或全部懸浮（孔隙水壓力等于有效覆蓋壓力）狀態，土的抗剪強度局部地或全部地喪失，出現不同程度的變形或完全液化，即振動液化。

4.4.3 產生條件

李廣信[7]指出，飽和砂土發生液化現象必須同時具備兩個基本條件：

一方面動荷載振動作用足以使土體的結構發生破壞（即振動荷載較大或砂土的結構強度較小）。液化應力條件，滿足強度的基本公式：

另一方面在土體結構發生破壞后，土粒發生移動的趨勢不是松脹而是持續壓密。

富水粉細砂地層呈天然弱膠結狀態，施工中人為動荷載很容易破壞原狀巖體結構，同時在作業人員及設備振動條件下，圍巖呈持續長時間反復壓密趨勢，造成了富水粉細砂地層圍巖局部振動液化。

5 結語

（1）該地層圍巖具有低液塑限特征，圍巖含水率在塑限以下時強度已隨含水率增大而急劇降低，具有較強的水敏感特征。

（2）該地層具有高水位、低滲透性特征，圍巖天然含水率超過塑限。隧道開挖后，在地下水滲流作用下圍巖由固態迅速向塑態和流態轉變，因此該地層極易產生汗狀滲水、流塑狀態和突水涌砂不良地質災害，該地層圍巖受水害作用明顯。

（3）粉細砂地層圍巖強度低、呈天然弱膠結狀態，施工中原狀土體結構輕易被破壞，并在動荷載作用下呈反復持續壓密狀態，造成圍巖局部振動液化。

（4）對于該地層隧道施工，應采取三方面重要措施避免水害影響：一應采用降水控制圍巖含水率在塑限以下，發揮圍巖自穩能力；二應采用超前雙液劈裂注漿進行，對不良圍巖進行預加固；三是通過超前地質預報及時發現不良地質狀況，及時預防并有效治理。

[1]王慶林, 劉曉翔. 桃樹坪隧道、胡麻嶺隧道第三系富水粉細砂層圍巖含水率與穩定性關系淺析[J]. 現代隧道技術,2012(04)∶ 1-5.

[2]王志偉, 張淑杰. 飽和砂土和粉土振動液化的危害與防治[J]. 青島遠洋船員學院學報, 2003(2)∶ 69-73.

[3]高金川, 孫亮, 劉超慶. 武漢市飽和粉、砂土的振動液化性分析研究[J]. 探礦工程∶ 巖土鉆掘工程, 2008(6)∶ 52-54.

[4]羊小云, 符亞兵. 天津地區標準貫入試驗在液化判別中的簡化應用[J]. 港工技術, 2008(2)∶ 52-54.

[5]楊小平. 土力學[M]. 廣州：華南理工大學出版社, 2001.

[6]張敏江, 張麗萍, 等. 弱膠結砂層突涌機理及預測研究[J].金屬礦山∶ 地質與測量, 2002(10)∶ 48-50.

[7]李廣信. 高等土力學[M]. 北京：清華大學出版社, 2003.

[8]中華人民共和國鐵道部. TB10102-2010，鐵路工程土工試驗規程[S]. 北京：中國鐵道出版社, 2004.

[9]中華人民共和國鐵道部. TB10018-2003，鐵路工程地質原位測試規程[S]. 北京∶ 中國鐵道出版社, 2003.

[10]周燁. 富水弱成砂巖隧道力學特性與支護對策研究[D].北京∶ 北京交通大學, 2013.

Research on the Water Stability Characteristics of the Stratum of Humaling Tunnel Rich Water Silty-Fine Sand

ZHANG Tian-yu
(China Railway 19th Bureau Group 3rd Co. Ltd., Shenyang 110136, China)

The large paragraphs of Humaling tunnel of Lanzhou-Chongqing railway pass through the stratum of the Neogene system water rich low permeability silty-fine sand, the construction is very difficult. This paper tested and studied the basic physical parameters of the surrounding rock, liquid plastic limit, uniaxial compressive strength and water content, shear strength, and determined the formation vibration liquefaction phenomenon exists by using dynamic hammer test. Based on the construction of Humaling tunnel project, the different water disaster phenomenon were classified and researched，the change characteristics of surrounding rock stability of the strata after excavation in groundwater seepage were described, the mechanism and conditions of the different water disaster phenomenon were summarized. It can be a reference for the similar underground engineering geological research.

water rich silty fine sand; moisture content; water stability; vibration liquefaction

U451

A

1008-2395(2015)06-0041-07

2015-06-21

張天宇（1984-），男，工程師，研究方向：橋梁與隧道。