高地應力作用下渭武高速木寨嶺隧道圍巖大變形災變預測分析研究

范玉璐， 曹佳文， 余 順， 豐成君， 張 鵬， 孟 靜，戚幫申， 王惠卿

1.中國地質科學院地質力學研究所，北京 100081；

2.北京市勘察設計研究院有限公司，北京 100038；

3.自然資源部活動構造與地質安全重點實驗室，北京 100081；

4.中國地質調查局新構造與地殼穩定性研究中心，北京 100081；

5.中國地質調查局，北京 100037；

6.北京特種工程設計研究院，北京 100028；

7.中國地質環境監測院，北京 100081

0 引言

為滿足西部地區經濟發展和人民生活需求，近年來，中國路網建設的重心逐步由東部平原向西部強構造活動山區轉移。西部山區斷裂發育、巖體破碎，區域應力高且多變，高地應力環境下軟弱圍巖大變形成為困擾越嶺隧道建設的主要難題之一（彭建兵等，2020；王棟等，2021；陽映等，2021；李彬等，2022）。

木寨嶺位于甘肅省定西市岷縣，區內斷裂密布、巖體破碎，地層巖性以板巖、炭質板巖等軟巖為主（范玉璐，2017），在建渭武高速木寨嶺隧道（高速公路隧道）和已建蘭渝鐵路木寨嶺隧道（鐵路隧道）走向相近、間隔較小，建設過程中均存在嚴重的圍巖大變形問題（葉康慨，2018；李劍超，2019），圍巖變形量級遠超現行規范對大變形的常規判識，給隧道建設帶來巨大的挑戰（Chen et al.，2020；王永剛等，2020），導致目前渭武高速木寨嶺隧道工程進度遲緩。

圍繞圍巖大變形問題，相關學者開展了大量研究（Saari，1982；Anagnostou，1993；Yang et al.，2017；Cao et al.，2018；趙東等，2022）。Terzaghi（1946）針對隧道圍巖大變形機制進行研究，提出擠出性圍巖和膨脹性圍巖的概念；Tanimoto（1984）將軟弱圍巖擠壓大變形視為巖石的彈-塑性力學行為；Aydan et al.（1996）認為巖石擠出現象是原巖應力下圍巖的一種力學表現；何滿潮等（2002）依據工程地質條件及軟巖大變形特征，將圍巖大變形機制歸納為3類，分別為巖石材料相關的物化膨脹機制、工程應力相關的應力擴容機制和圍巖結構相關的結構變形機制。盡管目前對于隧道大變形尚未有統一的認識（李鵬飛等，2014；方星樺等，2020；李志軍等，2020），但普遍認為高地應力環境和低巖體強度是導致圍巖大變形的主要因素。以往在木寨嶺工程區開展的地應力測量工作表明工程區為高地應力環境（巨小強，2010；張鵬等，2017；李劍超，2019），李建偉等（2012）、胡元芳等（2013）對工程區主要巖石的力學性質進行了測試研究；王永剛等（2020）基于監測數據分析了蘭渝鐵路木寨嶺隧道圍巖大變形分布特征，表明圍巖大變形主要發生在斷裂破碎帶、炭質板巖段等巖體強度低的區段?；诠こ虆^的圍巖巖性、地應力場和地質構造等多方面綜合分析認為，高地應力環境和較低的巖體強度是木寨嶺工程區隧道圍巖大變形的根本原因（孫紹峰，2012；張波，2014）。

解決圍巖大變形問題的關鍵是查明工程區地應力環境，對隧道圍巖穩定性等問題進行預測分析，進而為隧道動態設計施工提供參考依據（劉佑榮和唐輝明，1999）。但工程區現有研究主要聚焦在革新施工技術、改進支襯方式及優化支護參數等工程技術方面（李沿宗等，2011；黃明利等，2016；陶志剛等，2020；張林成，2022），而對隧道沿線地應力場變化特征研究甚少，斷裂、巖體強度、地形等對工程區地應力場的影響機制未見詳細闡述，對隧道圍巖巖體應力環境、圍巖變形量等圍巖穩定性問題也缺少系統認識。

為此，文章綜合考慮地質構造、地層巖性和地形地貌等條件，首先利用ANSYS有限元軟件建立木寨嶺工程區三維地質模型，基于地應力實測數據反演工程區的地應力場，分析高速公路隧道軸線位置的地應力場非均勻性特征及主要影響因素；其次依據地應力場數值模擬結果，研判高速公路隧道沿線圍巖的應力等級，分析最大水平主應力方向對隧道圍巖穩定性的影響，然后依據Hoek圍巖變形預測公式計算鐵路隧道初襯后圍巖變形量，并結合鐵路隧道圍巖變形監測數據相互印證；最后對高速公路隧道施工過程中可能產生的圍巖變形量進行預測分析。研究成果可為解決渭武高速木寨嶺隧道圍巖大變形問題提供科學依據、為保障隧道動態設計和信息化施工提供技術支撐，也對中國西南強構造-高地應力軟巖類隧道穩定性評價具有重要的參考價值。

1 工程地質特征

木寨嶺工程區所在的西秦嶺地區位于祁連、柴達木、巴彥喀拉和鄂爾多斯等地塊交匯區，同時受印度板塊和太平洋板塊向歐亞板塊俯沖擠壓作用影響，構造應力集中（Tapponnier et al.，2001；戚幫申等，2016），北西向斷裂密集發育，且全新世以來活動強烈，區內主要活動斷裂有西秦嶺北緣斷裂、美武-新寺斷裂帶、臨潭-宕昌斷裂和光蓋山-迭山斷裂（圖1；張培震等，2002），同時構造運動引發西秦嶺地區海相沉積地層強烈的動力變質作用，致使區內板巖、千枚巖等變質軟巖密集分布、巖體破碎（時毓，2012）。

a—西秦嶺地區活動斷裂分布圖；b—工程區及鄰區斷裂分布圖；c—工程區地質簡圖圖1 木寨嶺工程區地質構造簡圖Fig.1 Regional geological and structural diagram of the Muzhailing engineering area(a) Distribution of active faults in the West Qinling area; (b) Geotectonic outline of the engineering area and adjacent areas; (c) Geological sketch of the engineering area

木寨嶺工程區縱剖面圖（圖2）揭示：工程區分布有美武-新寺斷裂帶（F2）及其次級斷裂（f10—f16）共計11條，均為北西向陡傾角逆斷層，斷裂破碎帶寬度為160～934 m（范玉璐，2017）。地層巖性以板巖、炭質板巖等軟巖為主，局部出露砂巖等硬巖，區內巖體極其破碎，以薄層狀構造為主，節理裂隙發育，局部含泥化夾層及層間擠壓破碎帶，板巖及炭質板巖遇水易軟化崩解（陶志剛等，2020）。地應力實測結果表明，工程區總體處于高地應力環境，最大水平側壓力系數為1.39～6.42，水平應力占主導，最大水平主應力方向為NE34°—55°，平均NE44°（巨小強，2010；張鵬等，2017；李劍超，2019）。

F2—美武-新寺斷裂帶；f10—f16—美武-新寺斷裂帶次級斷裂圖2 木寨嶺工程區縱剖面圖（剖面位置見圖1）Fig.2 Longitudinal section of the Muzhailing engineering area (The position of the longitudinal section is shown in Fig.1)

在建高速公路隧道全長約為15.2 km，隧道海拔為2435～2647 m，洞身最大埋深約為629 m，隧道總體走向為SW19°，與已建鐵路隧道走向相近，間隔為0.7～1.2 km（李劍超，2019）。綜合考慮工程區構造分布、巖體條件和鐵路隧道圍巖變形監測情況，將f10斷裂至f15-1斷裂之間劃為強構造變形區，剩余部分為弱構造變形區（圖2），強構造變形區斷裂密布，斷裂間擠壓構造帶巖體較為破碎、力學性質差，弱構造變形區斷裂發育較少，巖體相對完整、力學性質相對較好。

2 高速公路隧道沿線地應力場特征分析研究

通過收集工程區已有地應力實測數據，并基于地質資料建立工程區三維地質模型，開展地應力場反演分析，以查明高速公路隧道沿線地應力場分布特征。

2.1 工程區已有地應力實測數據

工程區共收集到7個鉆孔共20個深度段的地應力實測數據（巨小強，2010；范玉璐，2017；李佳琪，2019），地應力測量方法均采用水壓致裂法。鉆孔位置如圖3a所示，除S-SK03鉆孔布設在高速公路隧道沿線外，其余6個鉆孔均布設在鐵路隧道沿線。

地應力實測數據如表1所示：工程區地應力場主應力方向以北東向為主，三向主應力大小關系均表現為SH>Sh>SV，表明工程區地應力場以水平擠壓為主，相應變形樣式主要為逆沖型。同時，地應力實測結果顯示，相鄰測孔的地應力量值差異較大，不相鄰測孔在埋深相近的深度段應力值也差異較大，說明工程區地應力場復雜多變，僅依靠現有地應力測量數據并不能對工程區地應力場有一個清晰的認識?？紤]到工程區斷裂發育、地形起伏較大，已有地應力實測鉆孔偏少、數據相對離散，應基于地應力實測數據，采用數值模擬手段對工程區地應力場進行模擬分析，以獲取高速公路隧道沿線的構造應力分布特征。

表1 工程區已有地應力實測數據Table 1 Measures in-situ stress data in the engineering area

2.2 模型建立與應力場反演

采用ANSYS有限元軟件構建三維地質模型并開展地應力場反演分析。模型如圖3所示：規定ANSYS有限元軟件整體坐標系X軸代表正東方向，Y軸代表正北方向，模型尺寸20000 m×9000 m，底面設在海拔-2000 m處（Z=-2000），模型長邊走向NE44°，與區域最大水平主應力方向保持一致。數值模擬選用線彈性本構模型，選用Solid 185三維實體單元對模型進行網格劃分，共得到單元635025個、節點數152537個。

依據木寨嶺工程區工程地質資料（王建軍和黃勇，2009）和工程區及鄰區已有研究成果（趙德安等，2009；胡元芳等，2013；余云燕等，2015）確定圍巖分級和巖體力學參數。巖體共分為Ⅲ級圍巖、Ⅳ級圍巖、Ⅴ級圍巖、碎裂巖帶和斷裂破碎帶5個等級，其中f10、f11和f12 斷裂走向相近且間隔小，同時f11和f12斷裂相互切割，f14-1和f14-2 斷裂間隔小且寬度均近千米，分別將這2組斷裂所在里程段圍巖合并作為碎裂巖帶（SL-1、SL-2），碎裂巖帶圍巖巖體強度介于Ⅴ級圍巖和斷裂破碎帶之間。Ⅲ級圍巖巖性以砂巖為主，Ⅳ級、Ⅴ級圍巖巖性以板巖夾炭質板巖為主，碎裂巖帶和斷裂破碎帶內巖體破碎，圍巖巖性也以板巖夾炭質板巖為主。計算采用的巖體力學參數如表2所示。

表2 巖體力學參數表Table 2 Mechanical parameters of rock mass

地應力場反演首先對計算模型整體附加重力加速度，并對模型4個側面及底面施加法向位移約束，進行重力場反演。然后清除計算模型2個相鄰側面的法向位移約束，并基于鉆孔實測水平主應力擬合梯度值對兩側面分別施加法向水平梯度載荷，考慮到僅有S-SK03鉆孔數據隨深度分布較為均勻且數據量較多，主應力隨深度變化擬合梯度值較為合理，并且該鉆孔布設于高速公路隧道軸線位置，因此法向水平梯度載荷的添加僅參考S-SK03鉆孔，S-SK03鉆孔實測最大水平主應力與最小水平主應力隨深度變化的擬合梯度值分別為0.0441和0.0307。對非加載側面和底面的邊界約束條件與重力場反演時保持一致，進行構造應力場反演，通過不斷調試，直至各測孔主應力反演值與地應力實測值達到最大限度的擬合，同時，應力方向也與區域地應力場方向近似一致。

各測孔地應力反演值與實測值對比情況如表3所示。反演值與實測值對應較好，相對誤差總體控制在20%以內，各測點的最大水平主應力方向反演值與實測值也基本保持一致，說明此次模擬反演獲得的木寨嶺工程區地應力場是合理、可靠的，可以滿足工程區地應力場分析和圍巖穩定性研究。

表3 地應力實測值與反演值比較Table 3 Comparison of measured and regressive in-situ stress

同時，計算結果不可避免的會受到模型尺寸和邊界效應影響，導致模型外圍地應力場反演結果誤差較大。B1、B2測孔位置距離計算模型邊界約1.6 km，地應力反演值與實測值相對誤差大于20%，而B3測孔距離計算模型邊界約1.8 km，反演值和實測值對應較好，因此初步確認邊界效應的影響范圍不超過1.8 km。

提取工程區三向主應力云圖和海拔為2400 m、2500 m和2600 m水平面的最大水平主應力方向分布圖（高速公路隧道軸線海拔高度在2435～2647 m之間），如圖4所示：工程區淺層主應力大小關系為SH>Sh>SV，最大水平主應力方向總體為北東向，與地應力實測結果相一致。工程區地應力場總體受斷裂構造控制，局部受巖體強度和地形的雙重影響，強構造變形區最大水平主應力值普遍低于弱構造變形區，溝谷處應力較易集中。同時最大水平主應力方向在斷裂附近多發生不同程度偏轉，整體傾向于平行斷層走向，而在斷裂間擠壓構造帶附近多偏轉為北東東—東西向。

a—SH云圖；b—Sh云圖；c—SV云圖；d—海拔2400 m平面SH方向分布圖；e—海拔2500 m平面SH方向分布圖；f—海拔2600 m平面SH方向分布圖圖4 木寨嶺工程區地應力場分布特征Fig.4 Characteristics of in-situ stress field in the Muzhailing engineering area(a) Contours of SH; (b) Contours of Sh; (c) Contours of SV; (d) SH orientation distribution at an altitude of 2400 m; (e) SH orientation distribution at an altitude of 2500 m; (f) SH orientation distribution at an altitude of 2600 m

2.3 隧道軸線地應力場特征

為便于敘述，以斷裂破碎帶和碎裂巖帶為界，將高速公路隧道細分為14段，包括強構造變形區（G1—G13區段）和弱構造變形區（G14區段）兩部分。沿隧洞軸線提取主應力剖面云圖，并沿隧道軸線方向以20.0m為間隔提取主應力大小和方向數據，具體如圖5和表4所示。

表4 高速公路隧道軸線位置地應力分段統計Table 4 Sectional statistics of in-situ stress of the highway tunnel axis position

SL-1、SL-2—破碎巖帶；f13—f16—美武-新寺斷裂帶次級斷裂；G1—G14—變形區段編號a—隧道軸線縱剖面SH云圖；b—隧道軸線縱剖面Sh云圖；c—隧道軸線縱剖面SV云圖；d—隧道軸線SH方向圖5 高速公路隧道軸線主應力云圖及最大水平主應力方向Fig.5 Stress contours and orientation of SH along the highway tunnel axis(a) SH cloud chart of longitudinal section of the tunnel axis; (b) Sh cloud chart of longitudinal section of the tunnel axis; (c) SV cloud chart of longitudinal section of the tunnel axis; (d) SH orientation of the tunnel axis

地應力場反演結果表明，沿隧道軸線分布的地應力場并未顯示出主應力值隨埋深增加而增大的分布特征，地應力場主要受斷裂構造控制，此外還受到巖體強度和地形的影響。強構造變形區斷裂分布密集，水平主應力值總體低于弱構造變形區，并且在斷裂帶附近出明顯降低。巖體強度相對差的區段，其水平主應力值普遍低于相鄰區段。在同一圍巖等級的區段水平主應力值則表現為隨埋深增加而增大。最大水平主應力方向主要受斷裂構造控制，斷裂破碎帶是最大水平主應力方向調整區，在斷裂附近最大水平主應力方向會發生傾向于平行斷裂走向的偏轉，而在斷裂破碎帶內則發生傾向于垂直斷裂走向的偏轉。

沿隧道軸線三向主應力大小關系為SH>Sh>SV，表明水平應力占主導作用。強構造變形區水平主應力值低于弱構造變形區，最大水平主應力值為16.95～25.49 MPa，最小水平主應力值為14.33～23.26 MPa，最大水平主應力值在G8區段最大，為22.77～25.49 MPa，而在f14斷裂上盤（G6區段）和f15-1斷裂（G11區段）最小，為16.95～21.19 MPa；弱構造變形區水平主應力值自G12區段開始逐漸增大，直至G14中段開始因埋深減小而逐漸降低，最大水平主應力值為27.92～38.27 MPa，最小水平主應力值為15.76～22.45 MPa。

強構造變形區最大水平主應力方向在斷裂破碎帶和碎裂巖帶區段以北東向為主，而在斷裂間擠壓構造帶主應力方向多偏轉為北東東—近東西向，弱構造變形區除G12區段因斷裂影響主應力方向為北東東—近東西向外，其余區段最大水平主應力方向主要集中在NE32.8°—44.2°。

參照《工程巖體分級標準》（GB/T 50218）（中華人民共和國水利部，2015），將圍巖強度應力比（Rc/σmax）作為評價巖體初始應力影響的定量指標，其中Rc為巖石飽和單軸抗壓強度，σmax為垂直洞軸線方向的最大初始應力。各級圍巖Rc值依據隧道工程區巖石點荷載試驗實測結果進行估算（胡元芳等，2013），主要巖石點荷載強度值（IS(50)）如表5所示。

表5 圍巖點荷載強度取值表Table 5 Values of point load strength of tunnel surrounding rocks

高速公路隧道圍巖強度應力比計算結果如表6所示。隧道全線Rc/σmax比值均小于4，其中強構造變形區Rc/σmax比值為1.33～3.06，弱構造變形區Rc/σmax比值為1.85～3.29，表明高速公路隧道全線存在發生圍巖大變形的初始應力條件。

表6 高速公路隧道沿線圍巖強度應力比Table 6 Ratio of surrounding rock strength along the highway tunnel

3 隧道圍巖大變形預測

3.1 方法與參數確定

圍巖大變形作為高地應力區軟巖隧洞工程時常遇到且最難控制的災害之一，如何依據現有地質資料預判圍巖變形等級和變形量成為解決圍巖大變形問題的關鍵。針對這一問題，國內外提出了諸多解決方法（王成虎等，2011；孫元春等，2012）。

Singh et al.（1992）提出考慮重力因素和巖體質量分級的預測公式，Jimenez and Recio（2011）在此基礎上采用統計學方法對公式進行了修正，Goel et al.（1995）也提出了類似公式，并考慮了隧道斷面尺寸；Wood（1972）提出以巖塊單軸抗壓強度與上覆巖體自重應力的比值作為評價隧道穩定性的指標；考慮到巖塊單軸抗壓強度一般并不能代表巖體強度，Jethwa et al.（1984）建議采用巖體單軸抗壓強度與上覆地壓之比作為預測指標，張祉道（2003）則建議選取巖體抗壓強度與地應力（隧道斷面上最大主應力和最小主應力平均值）的比值作為預測指標；Hoek（2001）利用軸對稱有限元分析法對大量巖體進行了分析，得到在有支護壓力、原地應力作用下隧道圍巖的相對變形預測公式。通過對比評判上述諸多方法，Hoek（2001）提出的變形預測公式考慮支護應力、原地應力、巖體強度和巖體質量分級等諸多因素，相對較為全面；并且該方法把變形預測值與圍巖擠壓變形程度聯系到一起，便于工程應用（王成虎等，2011）。因此，文中采用Hoek圍巖變形預測公式開展隧道圍巖大變形預測，公式如下所示：

式中：εt—相對變形量；p0—原巖應力；pi—隧道襯砌支護抗力，參照工程地質資料，pi/p0取0.1（Hoek and Marinos，2000；胡元芳等，2013）；σcm—巖體單軸抗壓強度；σci—原巖單軸抗壓強度，可基于圍巖點荷載強度進行估算；mi—Hoek-Brown常數，反映巖石材料摩擦特性；GSI—地質強度指標，反映巖體質量分級特點。圍巖變形分級標準如表7所示。

表7 圍巖大變形分級表Table 7 Large deformation classification table

公式（2）中，mi和GSI 2個參數的取值對計算結果影響巨大，Hoek（2001）通過對大量巖石三軸試驗資料和巖體現場試驗成果的統計分析，總結出各類巖石對應的mi值和不同結構、風化程度、完整性的巖體對應的GSI值?；诠こ虆^各類巖體實際情況，參照Hoek-Brown常數mi估算表和地質強度指數GSI估算表（Hoek and Marinos，2000；王建軍和黃勇，2009；胡元芳等，2011），選定各級圍巖對應的mi值和GSI值，如表8所示。

表8 巖體強度計算參數估值表Table 8 Estimation of rock mass strength calculation parameters

為驗證參數取值是否合理，在針對高速公路隧道開展圍巖大變形預測分析前，先基于地應力場反演結果和Hoek（2001）圍巖變形預測公式計算鐵路隧道沿線圍巖變形量，并與實際監測結果進行對比，結果如圖6所示。計算結果與監測結果趨勢上基本吻合，圍巖大變形主要分布在強構造變形區，斷裂破碎帶和碎裂巖帶是變形最劇烈的區段，其次是斷裂間擠壓構造帶，變形量值主要集中在20～70 cm之間。說明結合工程區地應力場反演結果和Hoek圍巖變形預測公式的隧道圍巖大變形分析是可靠的，參數的選取也是合理的，可以用于高速公路隧道圍巖大變形的預測分析。

F2—美武- 新寺斷裂帶；SL-1、SL-2—破碎巖帶；f13—f16—美武- 新寺斷裂帶次級斷裂圖6 鐵路隧道圍巖大變形計算結果Fig.6 Calculation results of large deformation of surrounding rocks of the railway tunnel

3.2 高速公路隧道圍巖大變形預測

根據公式（1）和公式（2），結合隧道沿線地應力場模擬結果，高速公路隧道各區段圍巖初襯后變形量預測結果如圖7和表9所示。

表9 高速公路隧道圍巖穩定性分析結果分段統計Table 9 Sectional statistics of highway tunnel surrounding rock stability

SL-1、SL-2—破碎巖帶；f13—f16—美武-新寺斷裂帶次級斷裂；G1—G14—變形區段編號圖7 高速公路隧道圍巖變形量預測Fig.7 Prediction of surrounding rock deformation in the highway tunnel

（1）圍巖大變形主要分布在強構造變形區，各斷裂破碎帶和碎裂巖帶是變形最劇烈的區段，其次為斷裂間擠壓構造帶。變形量主要集中在中等和強烈2個等級，局部變形等級為輕微或極強，圍巖最大變形量為119.41 cm，最小變形量為12.69 cm。

（2）對隧道全線圍巖變形量進行統計：變形量在10～30 cm段落占比為56.1%，30～50 cm段落占比為12.8%，50～80 cm占比為26.9%，80～120 cm占比為4.2%，隧道圍巖大變形量值主要集中在20～80 cm范圍內（圖8）。（3）總體而言，輕微變形段主要出現在Ⅲ—Ⅳ級圍巖，中等變形段主要集中在Ⅴ級圍巖，強烈—極強變形段集中分布在斷裂破碎帶和碎裂巖帶，局部而言，斷裂破碎帶和碎裂巖帶外圍圍巖變形量遠高于內部，主要原因是內部主應力值低于外圍。圍巖變形分布特征表明圍巖變形受巖體強度和地應力場的雙重影響，而巖體強度占主導作用，這與工程區已有研究成果相符。

圖8 高速公路隧道圍巖變形統計Fig.8 Statistical distribution of large deformation in the highway tunnel

4 討論

渭武高速公路木寨嶺隧道工程區地應力場數值模擬選用線彈性本構模型，主要考慮到地應力場的彈性假設，同時工程區模型尺度較大、結構復雜，并且當前涉及工程區巖體力學性質的研究不足，相較于彈塑性本構模型，彈性本構模型盡管未考慮塑性破壞、應力重分布等問題，但所用參數少、易于確定，并能很好地解決實際問題，因此更為適用。

已有研究表明地應力場在斷裂附近會發生調整，最大水平主應力方向在靠近斷裂區域易于發生傾向于平行斷層走向的偏轉，而在斷裂帶內部則會發生傾向于垂直斷層走向的偏轉，同時斷裂帶內的巖體力學性質與上下兩盤圍巖相差越大，則斷裂對局部地應力場擾動越大，應力場方向變化越是復雜（蘇生瑞等，2002；顏天佑等，2018；陳世杰等，2020）。渭武高速木寨嶺隧道地應力場反演結果與已有認識相符，斷裂構造是工程區地應力場分布特征的主控因素，對局部地應力的量值和方向都有顯著的影響，沿隧道軸線主應力方向在斷裂附近發生調整，同時以f14斷裂為例，斷裂下盤圍巖力學性質相對強于上盤圍巖，最大水平主應力方向也表現出在下盤區段的調整幅度相對上盤區段更大的分布特征。木寨嶺工程區地應力場反演分析結果不僅可以為解決高速公路隧道圍巖大變形問題提供數據支撐，同時也進一步探討了斷裂影響區域地應力場的特征。

高地應力環境和低巖體強度兩大圍巖變形因素對渭武高速木寨嶺隧道不同區段的影響不盡相同。斷裂破碎帶和碎裂巖帶地應力場主應力值相對偏低，主應力方向與隧道走向相近，但受構造活動影響強烈，巖體破碎、巖體強度差，是全線圍巖大變形問題最嚴重的區段；而斷裂間擠壓構造帶巖體完整性相對較好，但主應力值也相對偏高，主應力方向也與隧道走向夾角過大，不利于隧道圍巖穩定，建議在施工過程中，結合隧道各區段圍巖穩定性特征適當調整支護方案。隧道全線水平應力占主導，隧道橫截面軸向應力與垂向應力比值主要分布在1.18～3.50之間，而斷裂破碎帶和碎裂巖帶區段比值為1.29～2.79，在隧道施工過程中面對圍巖變形量大的區段，建議參考隧道橫截面軸向應力與垂向應力比值結果，適當調整橫截面形狀，增大橫截面橫軸與縱軸的比值，用以抵消水平主應力的作用，便于隧道圍巖穩定。

文中渭武高速木寨嶺隧道圍巖變形量的預測結果可為解決木寨嶺工程區圍巖大變形問題提供科學依據，為提高隧道施工進度和防災減災提供保障。但受地質模型不確定性和巖石物理力學參數不確定性的影響，各斷裂破碎帶和碎裂巖帶內部圍巖變形量計算值差異性不明顯，并且木寨嶺工程區建模時并未按實際情況在模型中相應的開挖出隧道空間，僅針對隧道軸線位置初始地應力場進行分析，并未考慮隧道開挖對地應力場的影響，對渭武高速木寨嶺隧道和蘭渝鐵路木寨嶺隧道之間的相互影響也沒有研究。下一步將會針對這些科學問題繼續開展研究工作，同時在此次研究成果基礎上，后續將采用彈塑性本構模型對木寨嶺工程區地應力場及隧道圍巖穩定性做進一步研究。

5 結論

文中首先采用有限元軟件構建木寨嶺工程區數值模型，反演分析工程區及高速公路隧道沿線地應力場，然后結合Hoek圍巖變形預測公式計算分析渭武高速木寨嶺隧道圍巖變形量，主要結論如下。

（1）沿隧道軸線水平應力占主導作用，強構造變形區最大水平主應力值在G8區段最大，為22.77～25.49 MPa，而在f14斷裂上盤（G6區段）和f15-1斷裂（G11區段）最小，為16.95～21.19 MPa；弱構造變形區水平主應力值自G12區段開始逐漸增大，直至G14中段開始因埋深減小而逐漸降低，最大水平主應力值為27.92～38.27 MPa，最小水平主應力值為15.76～22.45 MPa。強構造變形區最大水平主應力方向在斷裂破碎帶和碎裂巖帶區段以北東向為主，而在斷裂間擠壓構造帶主應力方向多偏轉為北東東—近東西向，弱構造變形區除G12區段因斷裂影響主應力方向為北東東—近東西向外，其余區段最大水平主應力方向主要集中在NE32.8°—44.2°。

（2）沿隧道軸線分布的地應力場主要受斷裂構造控制，其次還受到巖體強度和地形的雙重影響。強構造變形區水平主應力值總體低于弱構造變形區，同時水平主應力值在巖體強度相對差的區段普遍低于相鄰區段，而在同一圍巖等級的區段則表現為隨埋深增加而增大。最大水平主應力方向主要受斷裂構造控制，斷裂破碎帶是最大水平主應力方向調整區，在斷裂附近最大水平主應力方向會發生傾向于平行斷裂走向的偏轉，而在斷裂破碎帶內則發生傾向于垂直斷裂走向的偏轉。

（3）高速公路隧道圍巖變形預測分析結果顯示，隧道圍巖變形受巖體強度和地應力場的雙重影響，其中巖體強度占主導作用。圍巖變形量主要集中在中等和強烈兩個等級，圍巖變形量值主要集中在20～80 cm范圍內，各斷裂破碎帶和碎裂巖帶是隧道圍巖變形最劇烈的區段，其次是斷裂間擠壓構造帶。