復雜地質條件下巖溶臺地隧道災變風險評估:以安平隧道為例

胡新紅, 龔道平, 胡惠華, 鐘龍輝, 姚軍

(1. 湖南省交通規劃勘察設計院有限公司, 長沙 410200; 2. 中南公路建設及養護技術湖南省重點實驗室, 長沙 410200)

巖溶隧道的地質災變問題如突水突泥等是中外隧道工程中的重大難題。在巖溶區、采空區等進行隧道施工多年來,中國在鐵路、水工、石油管道、公路隧道施工中均遇到了突水、涌泥、頂板洞穴充填物陷落冒頂、采空區底板塌陷等問題[1-3]。由于巖溶發育的隱伏性,常規手段下對其預判性有限,其帶來的地質災害往往是突發性的,只要發生,帶來的經濟損失不可小覷。近年來,三黎高速盤嶺隧道、滬蓉西高速龍潭隧道、齊岳山隧道在施工過程中均多次發生突水突泥事故,損失慘重,如何能較為準確的對隧道災變風險進行控制或較為全面的進行評估,逐漸成為巖溶隧道建設給的關鍵技術問題之一[4-5],錢七虎[6]對隧道突水模型及研究發展趨勢作了全面的分析總結。李浪等[7]研制出深長隧道突水地質災害三維模型試驗系統,采用該設備并通過模型試驗方法,獲取了掌子面前方突水最小安全隔水巖層厚度。Gao等[8]基于改進的周向動力學,進行多次模擬,研究不同因素對突水通道演化過程的影響規律,揭示了突水通道的形成機理和演化過程。雷鵬博[9]從水流侵蝕-顆粒流失角度出發,依據力矩平衡推導獲得可動顆粒臨界起動流速公式。李利平等[10]根據彈塑性力學和斷裂力學理論,推導了巖溶隧道裂隙突水防突安全厚度半解析解。Liu等[11]建立溶洞位于隧道前方時的三維破壞模型,并基于極限分析上限定理推導出規則溶洞與隧道臨界安全距離的相應解析解。Song等[12]利用三維數值方法FLAC3D模擬充水洞穴中阻水巖體結構破壞后突水的演化過程,得到破壞引起的前兆突水信息的演化模式。上述眾多成果多是對巖溶、采空區發生突水突泥判據的研究,但因地質環境、施工因素等的復雜性、不確定性,導致突涌水災變過程的高突發性和強隱蔽特征,使得理論研究的適應性不強,實際應用到施工風險控制中還有一定距離。

為了解決龍瑯高速安平隧道巖溶、采空區帶來的工程難題,在路線選擇初期,采用宜避不宜繞的設計理念,根據現場地質調查情況,對隧道施工階段可能發生的如突水突泥、庫水倒灌、采空區垮塌及瓦斯爆炸等災變風險采用模糊層次分析法、定性評估、定量評價等方法進行綜合評估,確定控制災變風險的關鍵性因素,為路線設計初期繞避關鍵性因素進行的隧道地質選線、平縱斷面設計提供地質依據,為無法繞避的關鍵性因素提供不良地質處治意見。

1 項目概況

1.1 隧道工程概況

龍瑯高速公路安平隧道穿越車田江復式向斜臺地南東翼緣,左線隧道起于ZK13+130,終于ZK16+735,全長3 605 m;右線隧道起于K13+180,終于K16+750,全長3 570 m;隧道寬10.75 m,高5.0 m,進口高程約436.61 m,出口位于向斜核部水庫邊,高程約505.94 m,最大埋深345 m。受向斜核部水庫標高控制,縱坡采用“人”字坡設計。

1.2 隧址地質概況

隧址區主要區域性構造為車田江-錫礦山復式向斜,向斜軸向北東30°～35°,總體呈近似棱形向斜盆地,車田江水庫位于盆地中。組成向斜核部的大冶組薄層灰巖在長期的強烈擠壓應力作用下,形成了一系列次級褶皺,產狀變化很大,從平緩到直立均有。隧址區發育F5、F5-2兩條壓扭性逆斷層,受其作用和影響,隧道區構造節理、帶狀巖溶發育,地下水位高且水量豐富,對隧道影響極大。

隧道區從進口至出口,貫穿二疊系下統茅口組(P1m)鈣質頁巖、(白云質)灰巖,二疊系上統龍潭組(P2l)頁巖夾煤層,大隆組(P2d)灰巖、鈣質頁巖,如圖1所示。其中,P1m灰巖巖溶發育較強烈,以豎直巖溶發育為主;P2d巖溶發育強烈,順層和豎直巖溶均發育。

圖1 車田江-錫礦山復式向斜南東翼二疊系下統茅口組剖面圖Fig.1 Section view of Lower Permian Maokou Formation on the southeast wing of Chetianjiang-Xishan complex syncline

2 主要地質問題

公路穿越該復式向斜巖溶發育臺地及含煤地層時,主要存在以下5個方面的地質問題:洞身的F5和F5-1斷層帶的高壓富水、洞身段發育的巖溶及巖溶水、隧道貫穿出口段長沖煤礦采空區的突水及塌陷、車田江水庫庫水倒灌。

2.1 高壓富水斷層帶

隧道洞身發育兩條區域性斷層:F5和F5-1,根據調查、物探及鉆探揭露,具體如下。

(1)F5斷層為壓性逆斷層,發育于麻溪洞—牛郎村—月光崖走廊帶,與路線近垂直相交,產狀約320°∠60°,受該斷層影響形成的擠壓破碎帶寬80～140 m,斷層延伸長度大于30 km。地表顯示為寬100～200 m的山腰平臺,平臺上巖溶發育,表現為巖溶漏斗、落水洞呈串珠狀分布。雖走向與隧道軸線近垂直相交,但地表所形成的負地形,是良好的地表水下滲通道,為該斷層帶內的地下水提供了充足的水量補給來源。破碎帶長期受地下水作用,溶蝕強烈,形成了規模不等的溶蝕裂隙、溶洞甚至地下暗河。根據鉆孔內水位測量數據(表1),水位位于隧道頂約80 m,地下水水位高,水量較豐富,為高壓富水帶。

表1 隧道鉆孔揭示地下水高程情況Table 1 Tunnel boreholes reveal groundwater elevation

(2)F5-1斷層是F5斷層的平行斷裂,兩者距離約500 m,產狀約320°∠65°,整體陡于F5斷層,其擠壓破碎帶寬為100～150 m,溶蝕情況與F5斷層相似,鉆探揭露其地下水水位高,且水量豐富,為高壓富水帶。

上述2條斷層溶蝕強烈,根據各鉆孔揭露的地下水水位情況,隧道區內整體地下水水位高,為高壓富水斷裂帶,隧道在掘進過程中,容易發生突水、涌泥等地質災害。

2.2 巖溶及巖溶水

受兩條斷裂的作用和影響,構造節理、次級小斷層發育,巖溶特別發育,以溶蝕裂隙、溶洞、地下暗河為主,甚至幾者相互疊加。根據對隧道所在臺地的地質調查情況揭示,臺地地表分布有大量洼地、落水洞及地下水排泄點(表2),同時也見大型串珠狀巖溶漏斗,其分布位置于物探資料揭示情況吻合。根據所布鉆探驗證,帶內巖溶發育,地下水豐富。

表2 隧道附近地下水主要排泄情況調查Table 2 Investigation on the main discharge of groundwater near the tunnel

隧道穿越巖溶發育地帶,易遇到巖溶塌陷、成洞困難、突水、涌泥等現象,對圍巖穩定、施工安全存在較大風險。

2.3 采空區突水及塌陷

隧道出口端分布有長沖煤礦,如圖2所示,根據《長沖煤礦資源儲量核實報告》,礦區出露地層有第四系(Q)覆蓋層、上二疊統大隆組(P2d)灰巖和泥質灰巖、龍潭組(P2l)硅質頁巖和下二疊統茅口組(P1m)灰巖等。含煤地層為上二疊系上統龍潭組(P2l),層位穩定,屬較穩定型。煤層頂板為硅質頁巖、砂巖,局部出現偽頂,厚1.20～18.20 m。根據頂板巖性組合特征及其物理力學性質,屬不易冒落型Ⅱ～Ⅲ類頂板;煤層底板為泥巖或砂巖,其下為硅質頁巖。

圖2 井下巷道分布Fig.2 Underground roadway distribution

勘察區內可采煤層埋深15～365 m,準采標高為600～250 m,煤層產狀走向北東35°,傾角約15°,可采煤層為多層,厚0.3～6.3 m,平均開采厚度為2.2 m,煤層結構簡單,層位穩定。礦井為斜井+平硐開拓,采用長壁采煤法,全部頂板陷落法頂板管理,現有主井、風井各一個。

(1)突水。根據井下巷道分布如圖2所示,隧道洞身約240 m位于煤礦采空區內,該煤礦在2010年發生了嚴重透水事故而關閉,調查發現,現采空區洞口已成為主要的地下水排泄通道,且水量非常豐富。根據鉆孔內水位測量,其水位高于隧道頂板,隧道通過采空區時極易產生涌水和突泥現象,對圍巖穩定、施工安全存在較大風險。

(2)塌陷。采空區的塌陷已基本完成,但部分地帶仍存在塌陷未完成的現象,鉆孔CZK15-2揭露在煤層段存在0.50 m的空洞。根據采空區工程地質縱斷面圖,如圖3所示。隧道施工穿過垮落帶及裂隙帶時,隧道洞頂可能出現垮塌、隧道底板出現不均勻沉降現象。對圍巖穩定和施工安全存在一定風險。

圖3 采空區工程地質縱斷面圖Fig.3 Engineering geological profile of goaf

2.4 隧道高瓦斯

根據《湖南省漣源市晏家鋪礦區長勝煤礦礦山儲量年報》(2008年1月—2012年12月),2003年7月29日由漣源市古塘鄉安監站對王家煤礦(長沖煤礦前身)進行了瓦斯監定。其瓦斯絕對涌出量為0.700 m3/min,相對涌出量為8.4 m3·t/d,煤塵爆炸指數達22.8%。根據《公路隧道設計細則》(JTGT D70—2010)14.3.1規定,瓦斯絕對涌出量>0.50 m3/min為高瓦斯隧道工區,煤塵爆炸指數>10%,煤層易產生煤層爆炸和自然。對施工安全存在一定風險。

2.5 水庫庫水倒灌

隧道前段長約2 km的隧道處于車田江水庫水位以下,后段長約1.5 km位于庫水位以上。前2 km隧道有面臨庫水通過管道流或涌流等方式倒灌,可能對施工安全存在風險。

3 災變風險評估

3.1 突水突泥風險評估

3.1.1 影響因素分析

致使隧道發生突水涌泥地質災害的影響因素眾多,本項目組織多位專家進行商討和研究,對安平隧道所處的孕險環境(巖溶水文地質與工程地質條件)進行評估,并利用模糊層次分析法[13]建立風險評估體系[14],篩選出了突水涌泥的主要關鍵性一級指標因素,即隧道洞身揭露的巖溶發育程度、形態及空間位置、地表水特征因素、隧道洞身所處巖溶地下水動力分帶,并進一步甄別確定了各影響因素的二級風險指標,綜合考慮突水涌泥影響各因素間的相互關系,計算出每個因素的最終權值,評估出各段發生突水涌泥的主控因素,層次結構分析模型如圖4所示。

圖4 巖溶突水涌泥影響因子體系框圖Fig.4 Block diagram of karst water gushing influence factor system

3.1.2 結構模型的建立

(1)評價指標的權重的確定。采用1～9標度方法[15]構造判斷矩陣Pn×n,通過式(1)～式(4)分別計算因素權向量ω、最大特征值λmax、隨機一致性比率CR。采用式(5)、式(6) 計算因素總排序權值與對應的隨機一致性比率。

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

組建判斷矩陣,確定各層次及各影響因子的權重根。依據建成的各影響因子重要性比較標度表,對前述選定的隧道巖溶涌水影響因子的層次結構及相關依據建成的各影響因子重要性比較標度表,對前述選定的隧道巖溶涌水影響因子的層次結構及相關關系進行判斷比較,分別組建A-B、B1-C、B2-C和B3-C的判斷矩陣,用方根法計算出各矩陣的最大特征根及特征向量,并進行一致性檢驗,組建A-B判斷矩陣計算B1、B2和B3對A的權重。同理,可組建相應的判斷矩陣B1-C、B2-C和B3-C,并分別得出C對B的權重。

(2)評價指標的隸屬度確定。結合現場調查成果及文獻[15]的危險性等級劃分標準,將各評價指標對隧道突涌水的危險程度劃分為3個等級,各等級的區間限值如表3 所示。

表3 指標評級標準Table 3 Index rating standard

其次,針對不同評價指標的危險性等級賦予對應的隸屬度值及不同隸屬度的評價值,賦值標準如表4、表5所示。

表4 各指標隸屬度值賦值標準Table 4 Standards for the membership value of each index

表5 不同隸屬度的評價值Table 5 Evaluation value of different membership degrees

3.1.3 評估風險等級劃分

隧址區地下水主要接受大氣降雨補給,使得隧址區的地下水具良好補給來源,為隧道突涌水提供了較好的水力條件。根據現場地質調查統計如表6所示,將隧道分為3個地下水系統,分別進行突涌水風險等級評估。

表6 各評級指標參數調查值Table 6 Survey value of each rating index parameter

基于表6中的現場調查數據,采用表3中的取值標準,利用1～9標度方法構建巖溶水文地質與工程地質條件各因素判斷矩陣,可求得各級指標的權重如表7所示。

表7 各級影響因素的權重Table 7 Weights of the influencing factors at all levels

同時,基于表6中的現場監測數據,采用表3～表5中的取值標準,可求得隧道洞身揭露的巖溶發育程度、形態及空間位置、地表水特征因素、隧道洞身所處巖溶地下水動力分帶的二級風險指標隸屬度矩陣,具體如下。

(1)K13+180～K14+500段。

(2)K14+500～K15+000段。

(3)K15+000～K16+750段。

R1、R2、R3分別為各一級指標對應的二級風險指標隸屬度矩陣。

根據計算出的各影響因子的權重計算出的風險分值,對風險等級進行劃分,<0.25為低風險,0.25～0.5為中等風險,>0.5為高風險。計算結果如表8所示。

表8 風險等級評價Table 8 Risk rating assessment

根據風險等級評價結果,隧道在K13+180～K14+500段發生突水涌泥的風險較K14+500～K15+000段、K15+000～K16+750段高。同時,在K13+180～K14+500、K14+500～K15+000段巖溶通道與洞身的距離、地下水水頭與洞身高程差對隧道突水涌泥影響最大,而K15+000～K16+750巷道目前最大出水量對該段的突水涌泥影響最大。

在設計時需充分考慮巖溶通道與洞身的距離、地下水水頭與洞身高程差及采空區涌水巷道3個因素的影響,平面上避開主要落水洞,縱斷面上抬高隧道出口段設計標高。

3.2 庫水倒灌風險評估

水庫的歷史分析:車田江水庫1978年建成,同年開始蓄水運行。水庫建成超過40年,無任何滲漏記錄,庫區下方安平鎮(相對高差約300 m)也從未受到車田江水庫漏水所帶來的安全隱患。因此分析認為車田江水庫庫水倒灌隧道的風險非常小。

地質構造及地層巖性分析:車田江水庫庫區位于車田江向斜核部區域,內出露巖性為三疊系下統大冶組的薄層狀泥質灰巖,底部為頁巖,整個層厚600～700 m,像一只橢圓形的盆托著車田江水庫。而該套巖層(這個盆)巖溶不發育,且泥質含量較高,為一相對隔水層。水庫水倒灌至隧道須穿過600～700 m的相對隔水層,其可能性非常小。

滲流路徑分析:通過抬升隧道洞身縱坡,并設置變坡點,使K15+140～K16+750段約1 610 m位于車田江水庫水位高程488.223 m以上,根據滲流路徑,該方案阻水地段實際長度大于1 610 m,增加了安全儲備,降低施工時庫水涌入隧道的風險。

綜上所述,抬升隧道洞身縱坡,增加隧道位于水庫水位高程以上長度,能有效地降低庫水倒灌風險。

3.3 采空區穩定性評估

3.3.1 采空區上覆巖層冒落帶、裂隙帶計算[16-18]

根據項目勘探揭露地質條件,隧道區內煤層傾角約15°,屬緩傾斜礦層,煤層頂板為硅質頁巖、砂巖,屬于中硬巖。根據《采空區公路設計與施工技術細則》(JTG/T D-31-03—2011)[17],采空區冒落帶最大高度Hm及裂隙帶最大高度H1的計算公式分別為

(7)

(8)

式中:∑M為累計采厚,m。

隧址區內煤層厚0.3～6.3 m,平均開采厚度為2.2 m,經計算其冒落帶最大高度Hm為9.70 m,裂隙帶最大高度H1為36.50 m。

3.3.2 采空區地表移動變形計算

(1)采空區地表最大下沉值Wmax及剩余下沉值W計算。在充分采動條件下,傾斜礦層(煤層傾角15°)可采用概率積分法計算地表移動變形最大值。采空區地表最大下沉值Wmax的計算公式為

(9)

式(9)中:m為傾斜礦層沿法線方向厚度,m,取煤層平均開采厚度2.2 m;q為下沉系數,根據《采空區公路設計與施工技術細則》(JTG/T D-31-03—2011)[17]附錄D取0.55;煤層傾角α取15°。

因此,計算得到采空區地表最大下沉值為1 253 mm。

根據鉆孔資料揭示,采空區尚存在空洞,說明采空區部分地段至今尚處于懸空狀態,未完成塌陷自行填塞。結合鉆孔內裂隙發育程度和高度,及經采區的地質條件情況分析,按工程經驗,采空區在形成5年以后,已經完成最大變形量的85%,故,計算得采空區剩余下沉值W約為188 mm。

(2)采空區地表最大傾斜值剩余量i計算,計算公式為

(10)

式(10)中:H為采空區采深,m,根據井下巷道分布圖及標高可得,隧道下伏4個巷道采深分布為112、115、146、151 m;β為主要開采影響角,(°),其值參考《采空區公路設計與施工技術細則》(JTG/T D-31-03—2011)附錄D取65°,計算得到各巷道最大傾斜值剩余量如表1所示。

(3)采空區地表最大曲率值剩余量K計算,計算公式為

(11)

計算結果如表1所示。

(4)采空區地表最大水平變形值剩余量ε計算。計算公式為

(12)

式(12)中:θ為開采影響傳播角(最大下沉角),(°),根據覆巖類型及性質查《采空區公路設計與施工技術細則》(JTG/T D-31-03—2011)[17]附錄D取70°;b為水平移動系數,根據覆巖類型及性質查《采空區公路設計與施工技術細則》(JTG/T D-31-03—2011)[17]附錄D取0.2;計算得采空區地表最大水平變形值剩余量ε如表9所示。

表9 采空區地表剩余移動變形量計算結果Table 9 Calculation results of residual surface movement and deformation in goaf

(5)采空區穩定性評價。經計算得冒落帶最大高度Hm為9.70 m,裂隙帶最大高度H1為36.50 m,而隧道底板至巷道頂最小厚度95.70 m,隧道未落于裂隙發育帶范圍內。

根據《采空區公路設計與施工技術細則》(JTG/T D-31-03—2011)[17]中按照地表移動變形值確定的場地穩定性等級評價標準,從剩余下沉值分析,隧址區處于基本穩定狀態;從最大傾斜值剩余量分析,巷道1區、巷道2區處于基本穩定狀態,巷道3區、巷道4區處于穩定狀態;從最大曲率值剩余量分析,隧址區處于穩定狀態;從最大水平變形值剩余量分析,巷道1區、巷道2區處于欠穩定狀態,巷道3區、巷道4區處于基本穩定狀態。

綜合上述各指標及現場鉆孔資料揭露情況分析,判斷認為采空區處于欠穩定～基本穩定狀態,建議在隧道施工過程中對相應采空巷道進行注漿等加固處治。

3.4 隧道瓦斯風險評估

根據《公路瓦斯隧道技術規程》(DB51/T 2243—2016),絕對瓦斯涌出量Qa可按式(13)確定。

Qa=Q1+Q2+Q3

(13)

式(13)中:Q1為隧道開挖掌子面爆落煤塊瓦斯涌出量,m3/min;Q2為隧道新暴露工作面瓦斯涌出量,m3/min;Q3為隧道施作噴混凝土地段洞壁瓦斯逸出量,m3/min。

經初步預測,安平隧道絕對瓦斯涌出量Qa=0.150+0.592+0.016=0.758 m3/min。同時,根據《儲量年報》的監測數據,其瓦斯絕對涌出量為0.700 m3/min,瓦斯絕對涌出量預測值和監測值均大于0.50 m3/min,為高瓦斯隧道工區,建議按高瓦斯隧道進行設計。

4 結論

以安平隧道為例,采用宜避不宜擾的設計理念,在隧道線路設計初期,從地質角度出發,分析隧道線路范圍內的主要地質問題及可能發生的地質災變風險,并對其進行評估和評價,確定控制災變風險的關鍵性因素及針對災變的線路繞避及平縱設計方案,為隧道地質選線、設計及不良地質處治提供了相應的地質依據。得出如下結論。

(1)根據隧道災變風險評估,隧道設計需充分考慮巖溶通道與洞身的距離、地下水水頭與洞身高程差及采空區涌水巷道3個因素的影響,平面上避開主要落水洞,縱斷面上抬高隧道出口段設計標高。

(2)根據庫水倒灌風險評估,得出抬升隧道洞身縱坡,增加隧道位于水庫水位高程以上長度,能有效的較小庫水倒灌風險的結論。

(3)根據采空區穩定性評估,判斷認為采空區處于欠穩定～基本穩定狀態,建議在隧道施工過程中對相應采空巷道進行注漿等加固處治。

(4)根據隧道瓦斯風險評估,該項目為高瓦斯隧道工區,建議按高瓦斯隧道進行設計。

根據上述結論綜合分析,最終確定了路線設計最終方案:隧道采用了“人”字坡的形式,隧道起點K13+180～K16+080段采用2.9%的單坡,進口高程為436.61 m,爬坡至最高點時高程為507.88 m,高于車田江水庫水位高程488.223 m;K16+080～K16+750段采用-0.3%的單坡,出口高程為505.94 m。