鮮水河構造帶某隧道地應力反演與分析

索 朗 ，徐正宣 ,2，馮 濤 ，王哲威 ，伊小娟 ，林之恒 ，李 偉

（1. 中鐵二院工程集團有限責任公司, 四川 成都 610031；2. 西南交通大學地球科學與環境工程學院, 四川 成都610031）

在科學技術和工程技術快速進步和發展的大環境下，人類致力于開發地表以下更深層的地下空間. 以往常常使用的針對地表淺層的工程類比法在深層次開挖活動中使用就不那么準確. 經過100多年的研究，國內外形成了多種地應力場模擬的方法.

朱光儀等[1-2]充分考慮巖體自重與構造應力的影響，采用三維建模結合回歸分析的方法對計算區域實測地應力進行了反演. 郭運華等[3]在綜合分析各種方法優劣的基礎上，選擇了多元回歸分析法對巖體實測地應力進行反演分析. 李金鎖等[4]通過原位地應力測量，確定了隧道區域的地應力狀態，采用三維有限元方法確定了工程區的地應力分布. 白世偉等[5]利用不斷調整側壓力系數的方法對隧道圍巖地應力進行研究，表面區域的地形地貌條件以及隧道埋深都會對隧道軸線各點的地應力產生影響. 趙躍堂等[6]結合動力松弛算法和系統阻尼算法分析了大型地下結構初始地應力狀態的可行性. 夏彬偉等[7]結合渝沙高速公路共和隧道地應力量測資料，獲得每一組側壓系數下的測試段地應力，利用橫觀各向同性彈塑性本構模型計算得到隧道軸線方向的初始地應力大小和方向. 田勇等[8]利用多約束優化方法，通過目標區塊邊界荷載反演，進行了應力場的反演模擬. 劉寧等[9]采用非連續數值分析方法建立三維模型，利用褶皺構造和斷裂構造在現今構造擠壓作用下的響應方式揭示了沿線地應力存在的分區現象. 由此可見，地應力反演分析是地下工程中較為重要的環節，為設計錨固支護提供了前提條件.

本文根據對某隧道進行現場地應力測試，通過有限元模擬反演了現場圍巖地應力分布規律，為巖爆和大變形預測提供依據，同時為施工隧工提供一定的指導作用.

1 區域地質環境

1.1 地形地貌

某隧道為越嶺隧道，隧址區山高坡陡，屬高山、極高山構造剝蝕地貌，地表高程2 715～4 225 m，外營力以冰水侵蝕作用、凍融作用為主，同時伴有生物風化等作用，為典型高原地貌. 受構造及巖性控制明顯，其主體山脈走向與構造線延展方向基本一致，呈北北西展布，嶺脊呈S形彎延起伏，河谷多呈V形谷. 隧址地貌如圖1所示.

圖1 隧道地貌Fig. 1 Tunnel topography map

1.2 地層巖性

隧址區地表零星分布第四系，下伏基巖主要為侵入巖和變質巖. 變質巖主要為三疊系砂板巖，侵入巖主要為花崗閃長巖、二長花崗巖等，深大斷裂附近擠壓強烈變質形成糜棱巖.

1.3 地質構造

隧區在一級構造上所在區域地處揚子陸塊與松潘—甘孜造山帶銜接處西側，東鄰龍門山構造帶，如圖2所示. 區內褶皺、斷裂比較發育，印支、喜山運動使蓋層發生褶皺，并奠定了現今的構造輪廓，形成以北西向為主的構造線. 在二級構造上處于鮮水河構造帶內，隧區主要構造形跡走向為NW向.

地質構造背景極為復雜，斷裂發育，主要發育有鮮水河斷裂分支雅拉河斷裂帶、色拉哈—康定斷裂帶、三道橋等3條區域性深大斷裂以及F4-4、F10-1 、F10-2等一系列次級斷裂構造，見圖3 （隧道全長17730 m）. 圖中，DZ開頭的都為測孔編號

圖3 隧道縱剖面及地應力測孔Fig. 3 Tunnel profile and borehole map for in-situ stress measurement

1.4 區域地應力特征

區域應力主要來自青藏高原物質的向南東方向逃逸所產生的擠壓應力，主要受鮮水河斷裂帶左行走滑作用控制. 隧址區現今主應力方向為NWNWW向，主應力方向與隧址區主體構造小角度相交，隧道大致走向為NE向SW行進，區域地應力和隧道軸線呈大角度相交. 整個測區屬于應力集中區域，高地應力將是深埋長大隧道面臨的主要工程地質問題，硬巖可能發生巖爆，軟巖和斷層帶可能發生大變形.

2 現場地應力測試結果及分析

水壓致裂法地應力測量是目前國際上能較好地直接進行深孔地應力測量的先進方法. 該方法無需知道巖石的力學參數就可獲得地層中現今地應力的多種參量，并具有操作簡便、可在任意深度進行連續或重復測試、測量速度快、測值穩定可靠等優點. 缺點是只宜用鉛垂孔進行測量，且必須假定鉛垂方向為一個主應力方向，不適合于地形變化大的淺部. 本項研究結合該方法優點，采用數值模擬來彌補其缺點，即兩種方法相互補充、對照和印證，從而提高了研究結果的可信度.

地應力測試的目的是測量地層原位地應力的大小和方向. 通過原地應力測量，確定隧道圍巖的現今地殼應力狀態，即原地應力的大小和方向，小型水壓致裂法地應力測量是一種能夠可靠而有效測量地殼深部應力的方法. 水壓致裂原地應力測量是以彈性力學為基礎，通過小體積、高壓的流體注入，小型壓裂測試在測試層位產生一條張性裂縫并將破裂擴展到遠離井筒影響范圍的原始地層中.

在工程區采用鉆孔水壓致裂法進行了深孔地應力測試，并假定：1） 測試孔是豎直的，即巖層中的豎向主應力平行于孔軸；2） 測試孔在測試段內為圓形且測試孔相對地層是無限小的，這個假定確保了彈性力學解的實用性；3） 巖層中的孔隙壓力為凈水壓力；4） 巖石的滲透率較低，即在小型壓裂過程中，測試孔內的流體壓力不會在短時間內影響巖石的孔隙壓力. 根據水壓致裂法測試結果得到DZ-04號測孔地應力分布如圖4與表1所示. 圖中：H為埋深.表1中：P0為自重壓力；Pb為破裂壓力；Pr為重張壓力；Ps為瞬時關閉壓力；以上壓力值為地表監測儀器顯示量值與水柱壓力相加所得；T為巖石抗拉強度.

表1 DZ-04號測孔水壓致裂地應力測量結果Tab. 1 Measurement results of ground stress caused by water pressure in borehole DZ-04

圖4 DZ-04號測孔地應力沿深度分布規律Fig. 4 Distribution law of ground stress along depth in dZ-04 measuring hole

通過DZ-04號測孔應力測量結果可以分析得出：主應力值隨地層深度增加而增加，在380～685 m測試深度范圍內，豎向應力為9.88～17.81 MPa，最大水平主應力為10.99～20.28 MPa，最小水平主應力為8.94～15.98 MPa. 側壓系數為1.111～1.138，表明地應力以水平應力占主導，方向為N49°～N57°，和區域地應力一致.

通過擬合計算可得：最大和最小主應力的線性擬合系數分別為0.990 2和0.995 4，顯示主應力隨深度變化趨勢的線性度較好，說明了本次水壓致裂測量結果的可靠性和代表性.

根據相同的方法，對其余各孔地應力分布進行線性擬合，所得結果如表2所示.

表2 不同鉆孔地應力擬合結果Tab. 2 In-situ stress fitting results of different boreholes

3 某隧道地應力場模擬

采用邊界荷載法，施加合適的邊界條件，對水壓致裂法測量得到的原地應力結果進行擬合，開展隧道地應力反演，獲得地應力計算結果.

3.1 模型建立

通過綜合勘察繪制隧道縱斷面，使用ANSYS軟件建立隧道縱斷面的二維模型，模型包含隧道長為17 730 m，模型厚度為1 000 m. 模型中包含隧道沿線的各個地層及斷層，共有12個組和164萬個網格單元，如圖5所示.

圖5 模型計算示意Fig. 5 Model calculation diagram

通過對隧道區域地質構造及地應力測試結果進行分析，其構造應力主要來源于NW向，因而模型的邊界設置為：底邊界和兩個側邊界采用位移邊界條件，兩個側邊界采用應力邊界，如圖6所示. 圖中：W為豎向應力；F為不同方向的水平應力.

圖6 邊界條件示意Fig. 6 Schematic diagram of boundary conditions

地應力反演計算時巖體采用彈性本構模型，計算參數如表1所示. 根據不同鉆孔水壓致裂測得的地應力結果可以看出：隧址區的最大水平主應力在深度方向的遞增梯度約為0.385 MPa/km，最小水平主應力在深度方向的遞增梯度約為0.257 MPa/km.根據隧道鉆孔取樣試驗結果，結合《工程地質手冊》（第五版）相關經驗值，取隧道主要圍巖物理力學參數如表3、4所示.

表3 隧道圍巖物理力學參數Tab. 3 Physical and mechanical parameters of tunnel surrounding rock

表4 隧道斷層破碎帶力學參數Tab. 4 Mechanical parameters of tunnel fault fracture zone

3.2 模型驗證

為驗證數值反演結果的有效性，將計算結果與鉆孔實測地應力進行比較，限于篇幅，僅將DZ-04與DZ-07號鉆孔與數值模擬結果進行對比，如表5、6所示.

表5 DZ-04應力計算結果與實測應力值對比Tab. 5 Comparison between calculated and measured results of dZ-04 horizontal principal stress

通過對比可得：數值模擬計算的結果與地應力測量結果大致相當，擬合度均接近于1，表明數值計算的擬合精度較高，其計算結果真實可信.

表6 DZ-07應力計算結果與實測應力值對比Tab. 6 Comparison between calculated and measured results of dZ-07 maximum horizontal principal stress

3.3 結果分析

3.3.1 最大主應力

根據隧道數值模擬結果，提取模型最大主應力云圖與最大主應力折線圖如圖7所示.

圖7 隧道最大主應力云圖及數值折線圖Fig. 7 Cloud diagram and numerical broken-line diagram of maximum principal stress of tunnel

從云圖及折線圖可以看出，隧道沿線最大地應力隨埋深、巖性、斷裂構造的變化而有所變化，將其分段描述如下：

1） CK260 + 150～CK263 + 960最大主應力值為3.80～17.48 MPa，無斷層的位置最大主應力為6.86～22.48 MPa，在斷層F1、F2發育位置，最大主應力值則急劇減小，最小值在F1（CK261）位置，為3.80 MPa.

2） CK263 + 960～CK265 + 892最大主應力值為9.47～26.62 MPa，在斷層F4位置（CK263 +960），最大主應力值則急劇減小，為9.47 MPa.

3） 由于隧道在里程段CK265 + 892～CK272 +488埋深最大，且其巖性為花崗閃長巖和二長花崗巖，重度較大，其最大主應力值在整個隧道軸線中是最大的，為22.94～32.14 MPa.

4）由于 CK272 + 488～CK277 + 880地形變化，隧道埋深逐漸減小，最大主應力值緩慢變小，其值為1.49～21.40 MPa，同樣存在斷層位置減小，斷層兩端增大的規律.

5） 由于在CK263 + 942處地形變化大，所以地應力也急劇增加. 在該里程段中存在5個巖性分界面，分別位于CK263 + 960、CK265 + 892、CK266 +717、CK267 + 726、CK275 + 954，在這些位置最大主應力值均有所增加.

隧道各里程段最大主應力值如表7所示：

綜合最大主應力云圖、折線圖以及表7可以看出：最大主應力值主要受到埋深、巖石重度以及構造應力的影響，在構造應力一定的條件下，埋深越大，巖石重度越大，則最大主應力的值越大. 而在斷層位置，由于巖石破裂使應力得到釋放，所以最大主應力值比同深度的完整巖體較低；在巖性分界面以及斷裂附近的上盤，則會發生應力集中，出現應力增高的現象.

表7 隧道各里程段最大主應力值Tab. 7 Maximum principal stress in each mileage section of tunnel

3.3.2 中間主應力

根據隧道數值模擬結果，提取模型中間主應力云圖如圖8所示.

由圖8可知：隧道中間主應力值在0～30.21 MPa，與最大主應力有相似的規律，隨埋深變化明顯，在斷層部位有所下降，而在斷層的兩端圍巖中則發生了應力集中，隧道軸線沿線中間主應力值約在0～13.00 MPa.

圖8 隧道中間主應力云圖Fig. 8 Cloud diagram of principal stress in the middle of tunnel

3.3.3 最小主應力

模型最小主應力云圖如圖9所示. 由圖9可知：隧道最小主應力值在0～29.84 MPa，與最大主應力有相似的規律，隨埋深變化明顯，在斷層部位有所下降，而在斷層的兩端圍巖中則發生了應力集中，隧道軸線沿線最小主應力值在0～6.00 MPa.

圖9 隧道最小主應力云圖Fig. 9 Cloud diagram of minimum principal stress of tunnel

綜上所述：隧道沿線最大主應力值主要受埋深的影響，隧道埋深越大，其圍巖最大主應力越大；斷裂與完整巖體交匯處最大主應力差值較大，巖性分界面處則存在應力集中，隧道開挖會擾亂這些位置的應力狀況，形成應力釋放條件，產生巖爆.

4 結 論

1） 本文結合水壓致裂法獲取8個測孔實測地應力進行了地應力反演計算，獲得洞軸線各個里程段落任一點地應力值，并獲取其分布規律，為巖爆和大變形合理預測、針對性設計以及綜合防控奠定了基礎.

2） 隧道縱斷面水平最大主應力為32.14 MPa，最小主應力為29.84 MPa，側壓力系數為1.363～1.438，最大水平主應力在深度方向的遞增梯度約為0.385 MPa/km，最小水平主應力在深度方向的遞增梯度約為0.257 MPa/km. 實測圍巖地應力方向為NW—NWW向，和區域地應力方向基本一致，圍巖地應力水平高，具備發生巖爆和大變形的條件.

3） 地應力在斷層部位得到了一定程度的釋放，地應力較小，斷層兩側的完整巖體應力存在一定程度的集中，應力值較高. 在斷層段設計和施工時應充分考慮應力的釋放和局部集中因素.

4） 由于巖石物理力學試驗參數偏少且離散性較大，地應力反演模型參數取值不夠準確，地應力計算結果可能會存在一定誤差.

致謝：感謝中鐵二院院控科研項目基金（KYY2019004）對本論文的支持.測試及反演研究[J].