濕度劣化作用下泥質砂巖輸水隧洞安全性分析

關鍵詞：泥質砂巖；濕度劣化；輸水隧洞；安全性；仿真

中圖分類號：ＴＵ４５７；ＴＶ６７２＋ ．１ 文獻標志碼：Ａ ｄｏｉ：１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．１０００－１３７９．２０２４．０６．０２５

引用格式：牟輝疆，蘇偉林，金俊超．濕度劣化作用下泥質砂巖輸水隧洞安全性分析［Ｊ］．人民黃河，２０２４，４６（６）：１４６－１５１，１６２．

０引言

為了解決水資源短缺和地域分布不均衡的問題，我國興建了大量的長距離調水工程，其中引水隧洞往往難以避免穿越軟巖地層。泥質砂巖作為常見的隧道工程巖體，遇水之后強度降低或體積增大，發生軟化、崩解和膨脹，其在水的作用下發生的快速物理劣化和強度損傷是引發許多重大工程地質災害的主要原因。

國內外學者圍繞含水巖石力學特性、軟巖遇水軟化機制開展了大量研究。例如：鄧華鋒等［１］ 選取三峽庫區典型紅層軟巖為研究對象，開展消落帶庫水位升降循環的浸泡－風干作用模擬試驗；張善凱等［２］ 為研究盧氏膨脹巖濕脹軟化特性，開展了膨脹性試驗和常規三軸試驗；陳子全等［３］ 通過單軸壓縮、常規三軸與單軸蠕變試驗，研究了北疆地區侏羅紀與白堊紀泥質砂巖的物理力學性質、遇水軟化特性與能量損傷演化機制；賈海梁等［４］ 對泥質粉砂巖進行室內吸水、脫水全過程試驗，測定其在脫水過程中不同飽和度的物理、力學性質。此外，有許多學者結合數值仿真技術建立隧洞結構與圍巖相互作用模型，計算分析軟巖地層隧洞的受力、變形情況，也取得了較多成果。例如：雷江等［５］ 基于試驗研究成果和現場監測數據，對引紅濟石引水隧洞施工中存在的軟巖隧洞大變形問題進行分析，提出了在圍巖與管片之間安裝聚氨酯緩沖層的新型支護方案；賈善坡等［６］ 將塑性損傷演化及滲流相互耦合的概念引入Ｍｏｈｒ－Ｃｏｕｌｏｍｂ 破壞準則，提出了泥巖滲透性演化方程，對比利時泥巖隧道圍巖滲流－損傷耦合機制進行了分析；Ｙａｎｇ 等［７］ 將泥質砂巖遇水軟化分為應變軟化、遇水膨脹效應的疊加，分析了某引水隧洞工程襯砌結構的安全性。然而，上述研究均未針對具體工程遇到的軟巖進行劣化趨勢試驗分析，也未對數值仿真中不同濕度的圍巖強度指標給出具體取值方法。

本文以蘭州市水源地建設工程輸水隧洞泥質砂巖為研究對象，開展不同浸潤時間的巖樣單軸及三軸壓縮試驗，分析泥質砂巖變形、強度等力學性質的變化。針對施工期，考慮濕度擴散深度對隧洞變形及塑性區分布特征的影響。針對運行期，從管片襯砌受力和接縫張開度方面分析不同加固方案的隧洞安全性，以期為泥質砂巖地層隧洞的建設運行提供理論依據。

１工程概況

蘭州市水源地建設工程將劉家峽水庫作為引水水源地，經新建水廠凈化處理后向蘭州市供水，工程總體布置見圖１。

工程設計日供水量為２２７．３ 萬ｍ^３，年引水能力為８．３ 億ｍ^３。輸水隧洞主洞全長３１．２９ ｋｍ，彭家坪輸水支線全長９．３９ ｋｍ，蘆家坪輸水支線全長１．３５ ｋｍ，均為壓力輸水隧洞。輸水隧洞一般埋深超過４００ ｍ，最大埋深為９２０ ｍ。現場地應力測試結果表明，輸水隧洞沿線應力場以水平構造應力為主，最大水平主應力為１８ ＭＰａ，最小水平主應力為４ ＭＰａ，屬中等地應力水平，主構造線方向為ＮＷ３１０° ～３４０°，構造應力方向為ＮＥ４０°～７０°，隧洞軸線方向為ＮＥ５０°。輸水隧洞沿線地層巖性復雜多樣，圍巖類別以Ⅲ類為主，存在部分Ⅳ類甚至Ⅴ類不良地質洞段。穿過的地層巖性主要有：前震旦系馬銜山群黑云石英片巖和花崗巖，白堊系下統河口群砂巖、黏土巖互層及砂礫巖，奧陶系上中統霧宿山群變質安山巖、變質玄武巖及安山凝灰巖。其中白堊系地層中部分洞段以砂巖與黏土巖互層、砂礫巖形式出露，黏土礦物含量較高，存在遇水崩解等問題。

沿線部分洞段地下水出露，運行期壓力輸水隧洞圍巖承受較大的內水壓力。考慮到內水壓力一般大于圍巖中初始地下水壓力，運行期管片襯砌可能存在接縫拉開、密封失效問題，繼而內水入滲或滲漏，導致圍巖（泥質砂巖洞段）劣化等，對施工期、運行期輸水隧洞的安全構成重大威脅。

２泥質砂巖強度劣化試驗方法及結果

按照《水利水電工程巖石試驗規程》（ＳＬ／ Ｔ ２６４—２０２０），在以泥質砂巖為主的Ⅳ類和Ⅴ類圍巖地層中取芯，將巖芯加工打磨成直徑為５０ ｍｍ、長度為１００ ｍｍ的圓柱形標準巖樣。制備的巖樣呈紅褐色，沒有明顯裂隙，整體質地均勻，天然密度為２．６０～２．６３ ｇ／ ｃｍ^３，縱波波速為３２６７．２～３ ３９７．６ ｍ／ｓ。將巖樣放入１１０ ℃烘箱中，２４ ｈ 后取出冷卻至室溫并稱重，之后將其分成兩組，通過自然浸泡吸水的方式制備不同浸潤時間的巖樣。隨著浸潤時間的增加，巖樣的含水率逐漸增大，約１４４ ｈ 后趨于穩定，且接近于飽和含水率（約為４．４％），因此設置最大浸潤時間為１４４ ｈ。兩組巖樣制備完成后，分別進行單軸壓縮試驗和三軸壓縮試驗，單軸、三軸壓縮試驗分別在中國科學院武漢巖土力學研究所國家重點實驗室的巖石單軸伺服試驗機（ＲＭＴ）、巖石三軸伺服試驗機（ＭＴＳ）上進行，三軸壓縮試驗的圍壓設置０、８、２６ ＭＰａ 三個等級。

２．１單軸壓縮試驗結果

不同浸潤時間的巖樣單軸壓縮軸向應力—應變曲線見圖２，可以看到，整體上巖樣軸向應力峰值（單軸抗壓強度）隨浸潤時間的增加逐漸減小，而在浸潤４８ ｈ內最大軸向應變隨浸潤時間的增加而增大。天然狀態和浸潤８ ｈ 巖樣的軸向應力峰值附近產生明顯的跌落現象，而浸潤４８ ｈ 和浸潤９６ ｈ 巖樣的軸向應力達到峰值后下降趨勢較為平緩，原因是隨著浸潤時間增加，泥質砂巖中的黏土礦物吸水后膨脹變形，巖樣在軸向壓縮過程中變形量增加，其破壞形式逐漸由脆性向延性轉變。

不同浸潤時間的巖樣單軸壓縮力學參數見表１，表中強度劣化系數Ｋ_１ 為浸潤狀態與天然狀態的巖樣單軸抗壓強度之比，彈模劣化系數Ｋ_２ 為浸潤狀態與天然狀態的巖樣彈性模量之比。水對單軸抗壓強度和彈性模量的劣化影響顯著，與天然狀態巖樣相比，浸潤９６ｈ后單軸抗壓強度和彈性模量分別降低了７６％、８３％。

２．２三軸壓縮試驗結果

不同浸潤時間和圍壓的巖樣三軸壓縮偏應力—軸向應變曲線見圖３。可以發現，浸潤時間相同時，隨著圍壓的增大，巖樣偏應力峰值增大，偏應力到達峰值前曲線的斜率也增大。同一圍壓下，隨著浸潤時間的增加，巖樣偏應力峰值減小，偏應力到達峰值后跌幅也逐漸減小。

３考慮圍巖劣化的輸水隧洞施工期安全性仿真分析

３．１計算工況及仿真過程

１）計算工況。依據現場施工情況及試驗結果，考慮隧洞洞壁附近４ 個濕度擴散深度（２５、５０、７５、１００ ｃｍ），分別對應圖４ 中圍巖濕度擴散范圍①、①②、①②③、①②③④。對不同濕度擴散深度進行分析時，隧洞內壁的濕度取１００％，不同工況下最大濕度擴散深度處的濕度取初始濕度值。由工程勘察得知，接觸帶洞段圍巖的初始濕度為５７％，通氣井洞段圍巖的初始濕度為６５％，假定濕度擴散區域內的濕度呈線性變化。

對不同濕度擴散深度的輸水隧洞接觸帶和通氣井洞段典型斷面的圍巖劣化后力學參數進行計算，結果見表３。隨著濕度由洞壁向圍巖內部擴散的逐漸減小，對圍巖力學特性的劣化也逐漸減弱，即圍巖的彈性模量和單軸抗壓強度（與黏聚力成正比）由洞壁向圍巖內部逐漸接近圍巖為劣化情況的取值。

２）仿真過程。本次計算選取蘭州市水源地建設工程輸水隧洞Ⅳ類圍巖某一斷面，建立施工期濕度劣化作用下泥質砂巖隧洞受力數值計算模型（見圖４）。

分析圖５ 可知，隨著濕度擴散深度的增大，圍巖最大位移由１６０ ｍｍ（濕度擴散深度為２５ ｃｍ）增大到３００ｍｍ（濕度擴散深度為１００ｃｍ）。分析圖６ 可知，隨著濕度擴散深度的增大，圍巖塑性區深度從４．５ ｍ（濕度擴散深度為２５ ｃｍ）逐漸增大至５．５ ｍ（濕度擴散深度為１００ｃｍ）。可以看出，圍巖變形量和塑性區范圍隨著濕度擴散深度增大而逐漸增大。

考慮到泥質砂巖中濕度擴散的速度及施工工期，在風化不嚴重洞段，泥質砂巖的實際濕度擴散深度往往不會太大，據現場取樣，濕度擴散深度一般小于５０ｃｍ。在泥質砂巖洞段施工期濕度擴散對圍巖存在一定的劣化作用，且劣化程度隨濕度擴散深度增大而提高，對該洞段施工時，建議開挖后盡早封閉圍巖并施加支護，以減小濕度擴散對圍巖的劣化作用。

４泥質砂巖輸水隧洞運行期安全性仿真分析

４．１計算工況及仿真過程

１）計算工況。根據隧洞圍巖遇水劣化情況和加固支護情況，設置３ 種計算工況：不考慮圍巖遇水劣化、圍巖加固充填不達標（工況Ⅰ），考慮圍巖遇水劣化、圍巖加固充填不達標（工況Ⅱ），考慮圍巖遇水劣化、圍巖加固充填達標（工況Ⅲ）。其中：圍巖加固方法為灌漿加固，加固區相關參數按照設計標準值和工程經驗取值；豆粒石充填不達標是指依據豆粒石力學試驗結果，將除拱頂部位外的豆粒石力學參數取試驗結果的平均值，而拱頂１２０°范圍內的豆礫石力學參數按充填最差的豆礫石試驗結果進行取值。結合前期工程地質勘察報告、試驗結果和工程經驗，數值計算模型各部位物理力學參數見表４。管片內部施加內水壓力，內水壓力值根據劉家峽水庫正常蓄水與隧洞軸線的高程差設置為０．６３ ＭＰａ。

２）仿真過程。選取與３．１ 節相同隧洞斷面建立運行期隧洞有限元計算模型，模型包含初襯、二襯（管片）、豆粒石填充體及圍巖灌漿加固區，見圖７。一般而言，隧洞開挖時洞壁附近圍巖在開挖荷載作用下會出現一定深度（０．５～１．０ ｍ）的損傷區，結合前期試驗結果和滲流場數值計算結果，從保證工程安全的角度取圍巖劣化深度為１．０ ｍ。同時，根據前期濕度劣化力學試驗結果，劣化后圍巖力學參數取未劣化時的０．１ 倍。

４．２仿真計算結果分析

不同工況下管片的位移、最大主應力（壓應力）、最小主應力（拉應力）以及管片間張開度計算結果（隧洞軸線向里為水流方向）見圖８～圖１０。

由圖８ ～ 圖１０ 可知：工況Ⅰ，管片最大位移為０．３４ ｍｍ、最大主應力為１．４ ＭＰａ、最小主應力為３．５ ＭＰａ，管片間最大張開度為６．２３ ｍｍ（位于頂管片與右側拱肩管片間）；工況Ⅱ，管片最大位移為０．８０ ｍｍ、最大主應力為３．５ ＭＰａ、最小主應力為９．０ ＭＰａ，管片間最大張開度為７．４７ ｍｍ（位于頂管片與右側拱肩管片間）；工況Ⅲ，管片最大位移為０．２２ ｍｍ、最大主應力為１．２ ＭＰａ、最小主應力為４．０ ＭＰａ，管片間最大張開度為２．８１ ｍｍ（位于底管片與右側拱腳管片間）。

對比工況Ⅰ和工況Ⅱ，考慮泥質砂巖隧洞圍巖濕度劣化作用時，管片最大位移增大了０．４６ ｍｍ、最大主應力增大了２．１ ＭＰａ、最小主應力增大了５．５ ＭＰａ、管片間最大張開度增大了１．２４ ｍｍ。可見，泥質砂巖圍巖遇水劣化后對管片的變形及受力情況產生了一定影響。對比工況Ⅱ和工況Ⅲ，按標準進行圍巖加固和豆粒石填充條件下，管片最大位移減小了０．５８ ｍｍ、最大主應力減小了２．３ ＭＰａ、最小主應力減小了５．０ ＭＰａ、管片間最大張開度減小了４．６６ ｍｍ。可見，按標準進行圍巖加固和豆粒石填充可以有效改善管片襯砌的受力和變形情況；同時，圍巖加固和豆粒石填充還影響了管片間最小主應力出現的位置，使管片受力最不利位置從拱底變為拱頂，降低了隧洞滲漏水的可能性，有利于輸水隧洞的安全運行。

根據《鋼結構用高強度大六角頭螺栓》（ＧＢ／ Ｔ１２２８—２００６）要求，輸水隧洞管片間的１０．９ 級Ｍ２４ 高強度連接螺栓的容許變形（允許位移）≤６ ｍｍ。由此可知：工況Ⅰ中頂管片與右側拱肩管片間的高強度螺栓伸長量超過了規范容許變形值，工況Ⅱ中頂管片與左側拱肩管片間、頂管片與右側拱肩管片間的高強度螺栓伸長量均超過了規范容許變形值，此時，隧洞運行時發生管片接縫拉開、密封失效、隧洞滲漏水的可能性提高，存在安全隱患；工況Ⅲ中管片間的１０．９ 級Ｍ２４高強度螺栓伸長量均在容許變形范圍內，因此按標準進行圍巖加固和豆粒石填充可有效降低隧洞的運行風險。

５結論

１）隨著浸潤時間的增加，泥質砂巖中的黏土礦物吸水后膨脹變形，巖樣單軸抗壓強度逐漸減小，最大軸向應變逐漸增大。三軸壓縮條件下，巖樣偏應力峰值及峰后偏應力跌幅隨浸潤時間增加逐漸減小。

２）施工期泥質砂巖洞段濕度擴散對圍巖存在一定的劣化作用，且隧洞圍巖位移隨濕度擴散深度增大而增大，建議開挖后盡早封閉圍巖并施加支護，以減小濕度擴散對圍巖的劣化作用。

３）泥質砂巖圍巖遇水劣化后，對輸水隧洞管片襯砌的變形及受力產生了不利影響，管片襯砌位移和主應力增大，管片間張開度增大，隧洞運行時容易發生滲漏。

４）圍巖加固和豆粒石填充可有效減小管片間的張開度，同時影響管片間最小主應力出現的位置，使管片受力最不利位置從拱底變為拱頂，降低隧洞滲漏水的可能性，有利于輸水隧洞的安全運行。