THM耦合作用下千枚巖隧道大變形機理

孟陸波，李天斌，杜宇本，黃志煌,3，馬宏敏,4

(1.地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室(成都理工大學)，四川 成都　610059;2.中鐵二院工程集團有限責任公司，四川 成都　610031；3.四川巴陜高速公路有限責任公司，四川 成都　610041;4.西北綜合勘察設計研究院，陜西 西安　710003)

大變形是高應力軟巖隧道中可能遇到的一種重大施工地質災害。Terzaghi于1946年首次提出了擠出性巖石和膨脹性巖石的概念，受Terzaghi思想的影響，按宏觀形成機制一般將隧道圍巖大變形分為2類，即擠出型大變形和膨脹型大變形。如一些學者[1-7]結合某一隧道對擠出型大變形機制和預測開展了深入研究，一些學者[8-12]對膨脹型大變形機制進行了研究；同時，陳宗基[13]、Aydan O等[14]、姜云[15]等研究總結了隧道軟巖大變形的類型和力學機制?？梢娔壳皩Υ笞冃螜C制的研究已取得較多成果，但這些研究成果基本都是針對高地應力環境下隧道軟弱圍巖的，而對高地應力、高地熱、高滲透水壓耦合作用下的巖石變形破壞機理和隧道大變形機制研究甚少。

隨著西部的大開發，長大隧道越來越多，埋深越來越大，深埋地下工程的典型地質特征就是高地應力、高滲透水壓、高地溫(簡稱“三高”)，在“三高”環境下開挖軟巖隧道，其圍巖變形破壞機理將更加復雜，如果對其認識不清，極易引發施工地質災害。大理—瑞麗鐵路的高黎貢山隧道長34.5 km，最大埋深超過1 000 m，隧道所在地區為千枚巖軟巖，并且地應力高、水熱活動強烈；千枚巖是一種典型的軟巖，在隧道開挖過程中，極易發生大變形。因此，本文以千枚巖這一典型軟巖為研究對象，通過高地溫、高滲透水壓、高圍壓條件下千枚巖三軸卸荷試驗，研究熱—水—力(Thermo-Hydraulic-Mechanics，THM)耦合作用下千枚巖的變形破壞特征；以大理—瑞麗鐵路高黎貢山千枚巖隧道為研究對象，采用數值模擬方法模擬千枚巖隧道的大變形；結合試驗結果和數值模擬結果，探討THM耦合作用下千枚巖隧道大變形的機理。研究結果可為高地溫、高滲透水壓、高地應力下的深埋軟巖隧道與地下工程圍巖穩定性分析提供參考。

1　THM耦合作用下千枚巖三軸卸荷試驗

1.1　模擬試驗方案

采用高溫三軸卸荷滲透試驗模擬研究THM耦合作用下千枚巖的變形破壞特征。試驗設備采用MTS815Teststar程控伺服巖石力學試驗機，該試驗機通過加載溫度模擬巖石所處的溫度場、加載孔隙水壓力模擬巖石所處的滲流場、加載三向應力模擬巖石所處的初始地應力，采用升軸壓、卸圍壓的方式模擬隧道開挖過程中圍巖應力的變化。

制作千枚巖圓柱體試件，直徑50 mm，高100 mm，精度符合《水利水電工程巖石試驗規程》(SL264—2001)[16]要求。千枚巖試件的片理面為同一個角度，總體連續性和完整性均較好，無風化現象。為分析模擬試驗過程中巖石變形是否由巖石膨脹起控制作用，在高溫三軸卸荷滲透試驗之前先進行了礦物成分測試和自由膨脹率測試。礦物成分測試表明：千枚巖主要礦物成分為黑云母，含量占68%；其次為伊利石和石英，含量分別占10%和17%。自由膨脹率測試表明：千枚巖自由膨脹率最大值為0.07%，遇水膨脹程度低，膨脹性不是該類千枚巖變形的主控因素。

根據高黎貢山隧道地質背景，確定圍壓、地溫等試驗參數。高黎貢山隧道底板最大地溫預計為45.6 ℃，最大埋深超過1 000 m，最大水平應力約為26 MPa。由此確定試驗中：卸圍壓前的圍壓控制在20 MPa；地溫T分別控制在20和60 ℃；滲透水壓P分別控制在4和7 MPa；試件處于飽水狀態。

試驗過程：采用荷載控制方式，以6 MPa·min-1的加荷速度同時施加側壓力和軸向壓力，直至達到預定的側壓力值并保持不變；以3 MPa·min-1的速率對試件兩端施加滲透水壓，直至達到預定的值并保持不變；按1 ℃·min-1的升溫速度對試件加熱，直至達到預定的溫度并保持恒溫5 h，以保證試件與爐腔溫度一致；增加軸壓至巖石屈服應力(取相同圍壓和溫度的常規三軸壓縮試驗條件下峰值強度的70%)，之后以0.1 MPa·s-1的速率卸載圍壓且同時以0.1 MPa·s-1的速率增加軸壓，直到試件破壞。在試驗過程中，測定試件的軸向應變、橫向應變、初始水壓壓差和最終壓差。

1.2試驗結果分析

1.2.1應力—應變曲線特征

試件應力—應變全過程曲線如圖1所示，圖中ε1為軸向應變，ε2為橫向應變。由圖1可得如下結論。

圖1　試件應力—應變曲線

(1)4個試件在卸荷過程中的變形特性基本相似，巖石變形無裂隙壓密階段。變形過程可以分為3個階段：彈性變形階段、膨脹破壞階段和殘余變形階段。在彈性變形階段，軸向應變、橫向應變基本呈線性增長，軸向應變ε1增長較快。在膨脹破壞階段，橫向應變偏離直線，迅速增長，并且滲透水壓越高，橫向應變曲線越早偏離直線段，表明巖石體積增大，表現出較強的膨脹機制。巖石破壞后，應力迅速跌落。在峰后殘余變形階段，變形進一步發展，形成宏觀裂紋和破裂面。

(2)在地溫一定時，隨著滲透水壓的增大，試件的應力峰值降低；在滲透水壓作用下，巖石的應力—應變曲線更快進入了塑性變形屈服階段。在滲透水壓為4 MPa時，峰后應力—應變曲線迅速跌落，說明試件呈脆性破壞特征；當滲透水壓為7 MPa時，峰后應力—應變曲線表現為應變隨應力的降低而增大，說明試件具有一定的延性破壞特征。

(3)在滲透水壓一定時，T=20 ℃下巖石破壞前應力-應變曲線斜率大于T=60 ℃時的曲線斜率，可見彈性模量隨著地溫的升高而降低；在滲透水壓一定時，隨著地溫的升高，試件的應力峰值略有降低，如P=7 MPa條件下，T=20 ℃時試件的應力峰值為61.8 MPa，而T=60 ℃時試件的應力峰值降為56.7 MPa。

由此可得：高地溫和高滲透水壓對巖石均有一定的損傷，但高地溫的影響小于滲透水壓的影響。

1.2.2滲透率變化特征

試件體積應變的計算公式為

εv=ε1-2ε3

(1)

式中：εv為體積應變，壓縮時其值為正，膨脹時其值為負；ε1為軸向應變；ε3為橫向應變。

滲透率的計算公式為

(2)

式中：k為滲透率，μm2；V為試件參照體積，cm3；ΔPi/ΔPf為初始水壓壓差與最終水壓壓差之比；Δt為試驗持續時間，s；Ls為試件長度，cm；As為試件橫截面面積，cm2；μ為孔隙水的黏滯系數，Pa·s；β為孔隙水的壓縮系數，Pa-1。

試件的軸向應變ε1與體積應變εv的關系曲線以及軸向應變ε1與滲透率k的關系曲線如圖2所示。圖2中A點為試件由壓縮狀態轉為膨脹狀態的臨界點，即體積應變最大正值的點；B點為試件

圖2　軸向應變與體積應變和滲透率的關系曲線

由膨脹狀態恢復至初始狀態的臨界點，即體積應變值為0的點。

由圖2可知：在A點之前，試件處于壓縮狀態，這一階段基本對應試件彈性變形階段，巖石中的裂隙和微裂紋已被圍壓和高溫膨脹作用擠壓緊密，體積壓縮，滲透性很??；在A點與B點之間，這一階段基本對應試件膨脹破壞階段，巖石內部新生裂隙，加之滲透水壓對巖石內部的膨脹作用，滲透率逐漸增大；在B點之后，試件處于急劇膨脹狀態，這一階段基本對應試件破壞及破壞后階段，試件體積急劇增大，膨脹強烈，滲透率發生突變，迅速增大，試件破壞后形成宏觀裂紋和破裂面，滲透率保持相對大的值。由此可見，體積應變反映了試件的壓縮或膨脹狀態，與滲透率變化有很好的相關性。

1.2.3破裂特征

破壞后的典型試件照片如圖3所示，試件宏觀破壞面主要為1個貫通的剪切面，破裂角度差異不大。由于滲透水壓的剪脹作用，剪切面不是平滑的剪切滑移面，而是有一定的起伏或轉折，呈張剪性破壞特征。

圖3　試件宏觀破壞形態

對試件的典型破裂斷口進行電鏡掃描，微觀形貌特征如圖4所示。由圖4可見：試件破裂斷口的典型形貌基本為解理斷裂，出現的花樣以臺階狀(見圖4a)、花狀(見圖4b)為主。晶體中發育多組解理，與破壞應力方向垂直的解理面發生張拉破壞，形成解理張裂(見圖4c)；與破壞應力方向一致的解理面發生剪切破壞，與張拉破壞復合形成沿晶張剪斷裂 (見圖4d)。在斷口張拉破壞過程中，破壞面延伸擴展，破壞應力在約束端集中，發生剪切破壞。可見，上述千枚巖斷口微觀破裂機制以張剪性破壞為主，與宏觀破壞特征基本一致。

圖4　典型試件斷口微觀形貌特征

2　THM耦合作用下軟巖隧道大變形數值模擬

2.1　數值模擬模型

2.1.1模型范圍

以高黎貢山隧道深埋洞身段為對象，采用COMSOL Multiphysics軟件和THM耦合數學模型[17]，建立二維有限元模型，如圖5所示。模型的高為80 m，寬為60 m，隧道橫截面形狀為馬蹄形，寬為6 m，高為8 m；隧道中心線至模型兩側的距離均為30 m，隧道底部至模型下邊界的距離為30 m；隧道頂部至模型上邊界的距離為42 m。

圖5　二維有限元模型

2.1.2模型本構關系與計算參數

應力場本構關系設定為彈塑性，采用D-P屈服準則。千枚巖的物理力學參數見表1。

表1　千枚巖的物理力學參數

2.1.3模型邊界條件

根據高黎貢山典型深埋段地質條件，在模型中設定以下邊界條件。

1)溫度場邊界條件

計算模型四周的溫度設定為巖體下度，共取4個值，分別為30 ℃(303 K)，45 ℃(318 K)，60 ℃(333 K)和80 ℃(353 K)；隧道開挖后，為達到施工要求，隧道內必然采取通風等措施對隧道降溫，因此計算牛型隧道內部的溫度設定為降溫后的溫度，為20 ℃(293 K)。

2)滲流場邊界條件

計算模型的左、右邊界設定為不透水邊界，上邊界和下邊界分別賦予不同的水頭，水頭差500 m；隧道邊界設定為不透水邊界。

3)應力場邊界條件

計算模型的上、下邊界施加垂直方向應力，σy=24.0 MPa；左、右邊界施加水平方向應力，σx=23.7 MPa。

2.2　模擬結果分析

在隧道開挖后無支護條件下，位移、應力、塑性應變、滲流速度和溫度場的模擬結果如圖6所示。由圖6可得如下結論。

(1)隧道開挖后，隧道邊墻處的位移最大，達到749 mm，可見隧道已出現大變形。

(2)拱腳處的圍巖應力相對集中，最大值為52.3 MPa，邊墻處的圍巖應力最小，拱腳和拱頂部位的塑性應變相對較大。

(3)在隧道洞壁處的滲流速度最大，越往圍巖內部滲流速度越小，這主要是由于洞壁位于圍巖松動圈最外層，圍巖位移、塑性應變大，導致滲透率較大，并且洞壁上拱肩至拱腳范圍內，滲流速度相對較大，最大值為0.025 8 m·s-1，拱頂和拱底位置的滲流速度相對較小。

(4)左右邊墻的溫度場分布基本對稱，拱頂和隧底溫度分布不一致，這主要受地下水熱對流控制，與地下水滲流特征具有較好的一致性。

模擬4種不同巖體溫度時的圍巖最大位移和最大滲流速度，如圖7所示。由圖7可知：圍巖的最大位移和最大滲流速度均與溫度呈近似線性增長關系，溫度每升高1 ℃，最大位移增大0.980 000 mm，最大滲流速度增大0.000 400 m·s-1。

圖6　THM耦合模擬結果

圖7　圍巖最大位移、最大滲流速度與溫度的關系曲線

3　THM耦合作用下隧道大變形機制

綜合分析THM耦合作用下室內試驗和數值模擬的結果，提出“H?M，T?H，T→M”的THM耦合模式，即考慮滲流場與應力場的相互影響(H?M)、溫度場與滲流場的相互影響(T?H)、溫度場對應力場的影響(T→M)，不考慮應力場對溫度場的影響，如圖8所示。圖8中各耦合作用的具體結果如下。

(1)滲流場對應力場的影響(H→M)。表現為滲透水壓升高，導致隧道開挖后圍巖的應力、位移和塑性應變均增大。

(2)應力場對滲流場的影響(M→H)，表現為圍巖應力、位移，塑性應變增大，導致巖體滲透率增大。

(3)滲流場對溫度場的影響(H→T)，表現為地下水熱對流(滲流方向)，控制著圍巖內部溫度分布。

(4)溫度場對滲流場的影響(T→H)，表現為溫度升高，導致隧道開挖后圍巖滲流速度增大。

(5)溫度場對應力場的影響(T→M)，表現為溫度升高，導致隧道開挖后的圍巖應力、位移和塑性應變增大。

圖8　隧道開挖中的THM耦合模式

應力場是圍巖發生大變形的主要因素。對于大多數軟弱巖體，隧道開挖卸荷后，破壞了原始地應力場的平衡狀態，使一定范圍內的圍巖應力狀態受到了干擾和影響，產生二次應力場重分布。即：洞壁切向應力增大(相當于卸荷試驗中軸向應力σ1增大)、徑向應力減小(相當于卸荷試驗中圍壓σ3減小)，在洞壁徑向應力近乎為零。切向應力的增加和徑向應力的降低使應力差增大，從而導致最大剪應力增大，圍巖發生卸荷回彈和張剪性破壞，圍巖內部出現微裂縫，逐漸向洞內膨脹。當應力重分布達到屈服面后，圍巖即處于塑性狀態，形成塑性圈，發生塑性流動變形。

滲流場和溫度場是圍巖發生大變形的重要因素。在“H?M，T?H，T→M”耦合作用下，地溫和滲透水壓對圍巖變形破壞特征都有著重要影響，而且兩者之間有一定相互關聯。滲透水壓對圍巖內部孔隙和裂紋的擠壓擴展，對裂紋的產生和擴張起著促進作用，加之地下水的軟化作用，進一步降低了巖體強度，使圍巖更易變形。隧道圍巖內部溫度分布主要受地下水滲流方向控制；洞室圍巖溫度越高，其自身強度降低，但隧道開挖后的應力、塑性應變、滲流速度越大。由此可見，在隧道開挖過程中，在地溫、滲透水壓的共同作用下，由于圍巖礦物組成差異，高溫熱膨脹作用使得原本就擠壓緊密的圍巖在礦物顆粒之間產生新的微裂紋，高滲透水壓使得水體進入微裂紋，并對其圍巖內部微裂隙的劈裂及裂隙的貫通起著推動作用，圍巖更易變形破壞。

綜上所述，在THM耦合作用下，在隧道開挖過程中，高地溫將造成圍巖發生初始熱損傷，高滲透水壓將促進圍巖軟化和內部裂紋進一步擴展，隧道開挖形成的二次應力超過圍巖屈服強度將導致圍巖塑性流動，因此，高地溫、高滲透水壓和高二次應力是導致千枚巖隧道產生大變形的主要因素。大變形形成示意圖如圖9所示。

圖9　THM耦合作用下隧道大變形形成示意圖

4　結　論

(1)高溫三軸卸荷滲透模擬試驗結果表明：在THM耦合作用下，千枚巖以張剪性破裂為主，膨脹現象明顯；高滲透水壓和高地溫都對千枚巖裂縫的產生和擴張起著促進作用，隨著滲透水壓、地溫的升高，千枚巖的峰值應力降低，并且滲透水壓的影響大于地溫的影響；巖石滲透率的變化特征與體積應變的發展特征一致，在巖石明顯膨脹后，滲透率急劇增大。

(2)二維數值模擬結果表明：在THM耦合作用下，隧道邊墻處的位移最大，拱腳處的應力相對集中，洞壁處的滲流速度最大，左右邊墻的溫度場分布基本對稱，拱頂和隧底的溫度分布不一致；隧道圍巖內部的溫度分布主要受地下水滲流方向控制；隧道洞壁的應力、位移和滲流速度隨圍巖溫度的升高而增大。

(3)提出了“H?M、T?H、T→M”的THM耦合模式，即考慮滲流場與應力場的相互影響(H?M)、溫度場與滲流場的相互影響(T?H)、溫度場對應力場的影響(T→M)，不考慮應力場對溫度場的影響。

(4)在THM耦合作用下千枚巖隧道產生大變形的機理為：高地溫將造成圍巖發生初始熱損傷，高滲透水壓將促進圍巖軟化和內部裂紋進一步擴展，隧道開挖形成的二次應力超過圍巖屈服強度后將導致圍巖塑性流動。

[1]BROX D, HAGEDORN H. Extreme Deformation and Damage during the Construction of Large Tunnels [J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 1999，14(1): 23-28.

[2]MENG Lubo, LI Tianbin, JIANG Yun, et al. Characteristics and Mechanisms of Large Deformation in the Zhegu Mountain Tunnel on the Sichuan-Tibet Highway[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 37:157-164.

[3]王樹英,陽軍生,李習平. 高地應力凝灰巖地層鐵路隧道支護結構大變形的原因及其整治[J]. 中國鐵道科學, 2014,35(5):47-54.

(WANG Shuying, YANG Junsheng, LI Xiping. Causes and Renovation for Large Deformation in Supporting Structure of Railway Tunnel in Tuff Formation under High Geostress[J]. China Railway Science, 2014,35(5):47-54. in Chinese)

[4]劉高,張帆宇,李新召，等. 木寨嶺隧道大變形特征及機理分析[J].巖石力學與工程學報,2005, 24(增2)：5521-5526.

(LIU Gao, ZHANG Fanyu, LI Xinzhao, et al. Research on Large Deformation and Its Mechanism of Muzhailing Tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2005, 24 (Supplement 2): 5521-5526. in Chinese)

[5]王樹棟，劉開云. 長大隧道軟弱圍巖施工大變形智能預測方法[J]. 中國鐵道科學,2008,29(2):82-87.

(WANG Shudong, LIU Kaiyun. Intelligence Method for Large Deformation Prediction of Weak Surrounding Rock Construction in Long and Large Tunnel[J]. China Railway Science, 2008, 29(2):82-87. in Chinese)

[6]李鵬飛,趙勇,劉建友. 隧道軟弱圍巖變形特征與控制方法[J]. 中國鐵道科學,2014,35(5):55-61.

(LI Pengfei, ZHAO Yong, LIU Jianyou. Deformation Characteristics and Control Method of Tunnel with Weak Surrounding Rock[J]. China Railway Science, 2014, 35(5):55-61. in Chinese)

[7]汪波,李天斌,何川,等. 強震區軟巖隧道大變形破壞特征及其成因機制分析[J]. 巖石力學與工程學報,2012,31(5):928-936.

(WANG Bo, LI Tianbin, HE Chuan, et al. Analysis of Failure Properties and Formatting Mechanism of Soft Rock Tunnel in Meizoseismal Areas[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering. 2012, 31(5):928-936. in Chinese)

[8]EINSTEIN H H. Tunneling in Swelling Rock[J]. Underground Space, 1979,4(1):51-61.

[9]ANAGNOSTOU G. A Model for Swelling Rock in Tunneling[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering, 1993,26(4):307-331.

[10]張穎鈞,王小軍. 云臺山隧道膨脹巖的膨脹特性[J]. 中國鐵道科學,1994,15(2):96-106.

(ZHANG Yinjun, WANG Xiaojun. Expansive Properties of the Rock Strata in Yun Taishan Tunnel[J]. China Railway Science,1994,15(2):96-106. in Chinese)

[11]王小軍. 膨脹巖的判別與分類和隧道工程[J]. 中國鐵道科學,1994,15(4):79-86.

(WANG Xiaojun. The Discrimination and Classification of Swelling Rocks in Tunnel Engineering[J]. China Railway Science, 1994,15(4):79-86. in Chinese)

[12]戴永浩,陳衛忠,于洪丹,等.大坂膨脹性泥巖引水隧洞長期穩定性分析[J].巖石力學與工程學報,2010, 29(增1):3227-3234.

(DAI Yonghao, CHEN Weizhong, YU Hongdan, et al. Long-Term Stability Analysis of Daban Diversion Tunnel Buried in Swelling Mudstone[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(Supplement 1):3227-3234. in Chinese)

[13]陳宗基.地下巷道長期穩定性的力學問題[J].巖石力學與工程學報, 1982，1(1):1-19.

(CHEN Zongji. The Mechanical Problems for Long-Term Stability of Underground Galleries[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 1982， 1(1):1-19. in Chinese)

[14]AYDAN O, AKAGI T, KAWAMOTO T. The Squeezing Potential of Rocks around Tunnels: Theory and Prediction[J]. Rock Mechanics and Rock Engineering，1993,26(2):137-163.

[15]姜云,李永林,李天斌,等. 隧道工程圍巖大變形類型與機制研究[J]. 地質災害與環境保護,2004,15(4):46-51.

(JIANG Yun, LI Yonglin, LI Tianbin, et al. Study of the Classified System of Types and Mechanism of Great Distortion in Tunnel and Underground Engineering[J]. Journal of Geological Hazards and Environment Preservation, 2004, 15(4): 46-51. in Chinese)

[16]中華人民共和國水利部. SL264—2001水利水電工程巖石試驗規程[S].北京:中國水利水電出版社,2001.

(The Ministry of Water Resources of the People’s Republic of China. SL264—2001 Specifications for Rock Tests in Water Conservancy and Hydroelectric Engineering[S]. Beijing：China Water & Power Press，2001. in Chinese)

[17]楊立中,黃濤,賀玉龍.裂隙巖體滲流—應力—溫度耦合作用的理論與應用[M].成都:西南交通大學出版社,2008.