0.   引言

随着“中长期铁路网规划”和“西部大开发”等国家战略规划的纵深推进，铁路建设逐步聚焦于云南、贵州、四川、西藏等西部构造复杂艰险山区。隧址主要分布于构造活跃区高山峡谷地带，由于深大断裂附近软弱破碎岩体多、区域水平构造应力强、围岩富水特征差异大，导致隧道内突水突泥等地质灾害问题极为突出（李利平等，2020；周宗青等，2020）。隧道突涌是一个复杂的地质力学和工程问题（郭长宝等，2017；蔡子勇等，2024），主要表现为隧道临空面与隐伏灾害源之间的岩土体失稳破坏，亟需厘清防突结构的破坏形式和致灾机制，建立对应可靠的防突厚度计算方法。

针对防突结构的组成和灾害演化差异，将突涌水灾害分为隔水岩体渐进破坏和充填体渗透失稳两种模式，隔水岩体渐进破坏主要是由于隔水岩体发生水力劈裂，隔水岩体破裂失稳诱发突涌（Li and Li，2014；Jiang et al.，2017）。充填体渗透失稳主要是断层破碎带或者溶洞等致灾构造内的充填介质，在地下水的渗透压力作用下发生破坏并随地下水渗流，最终形成渗流通道发生突涌灾害（罗利锐和刘志刚，2009；Li et al.，2019；马剑飞等，2022）。

在隔水岩体安全厚度的理论研究中常常将隔水岩体简化成梁、板模型（肖前丰等，2022；郑晓悦等，2023），结合强度理论或突变理论得出隔水岩体安全厚度的计算公式（吴祖松等，2020），认为隔水岩体主要发生剪切或弯曲破坏，众多学者对经验公式法、洞顶坍塌法、坍塌平衡法、梁板受力模型法、剪切计算法等进行了大量的研究（郭佳奇，2011；李集等，2014；曾艺，2015；杨子汉等，2017），安全厚度计算可分为定性分析、半定量分析和定量分析三类（贺辰昊，2022）。然而，上述方法仅适用于隔水岩体为一定厚度的完整岩体的情况。将掌子面前方隔水岩体计算方法按照力学模型和适用对象，可划分为完整岩体型和裂隙岩体型两类（李利平等，2020）。在实际工程中，隧道掌子面与高压含水体之间的岩体由于自身地质赋存条件和开挖扰动影响，常见为块状或层状结构岩体，包含了许多断续裂隙（郭佳奇等，2018；肖喜等，2022）。在适用于裂隙岩体类型方面，断裂力学可以更好地揭示裂隙扩展破坏机制，干昆蓉等（2007）考虑开挖扰动和地应力等因素，提出了岩体含水裂隙扩展的临界水压力和安全厚度计算方法。郭佳奇和乔春生（2012）运用断裂力学和水力学理论分析了隧道裂隙岩体水力劈裂破坏模式，建立了基于临界水压力的掌子面岩墙安全厚度计算公式。李术才等（2015）基于“两带”理论，给出了钻爆施工条件下岩溶隧道掌子面岩体含水裂纹扩展机理及防突最小安全厚度。孔凡猛（2022）考虑断裂错动和地震等动力作用下的裂纹起裂机制，建立了针对活动断裂隔水岩体的最小安全厚度计算方法。但是，上述方法采用的断裂力学模型为单裂纹模型，未考虑断续裂隙之间的相互影响。

西部复杂艰险山区隧道穿越断层破碎带时，围岩结构破碎程度高，在富水结构高压水作用下，断续裂隙之间的岩桥贯通破坏是诱发防突结构失稳破坏的主要原因之一。因此，文章引入翼裂纹模型，充分考虑含水裂隙次生翼裂纹起裂扩展和开挖扰动影响，修正了断续裂隙之间岩桥有效张拉应力和岩桥尺寸，分析了掌子面前方隔水裂隙岩体的拉剪破坏机制，推导了隔水岩体水力劈裂的临界水压力，提出了临近断层破碎带掌子面突涌最小安全厚度。

1.   隔水岩体突水机制

1.1   翼型裂纹起裂与扩展模型

隧道开挖临近富水断层破碎带时，由于开挖扰动可能导致临近断裂位置岩体原有的裂隙劣化，同时在地下水持续作用下，引起裂纹扩展，导致安全厚度不够而发生突涌的动力现象，其核心力学机制是由水力劈裂导致。断裂力学的翼型裂纹起裂与扩展模型（Ashby and Hallam，1986；李晓照等，2020）能够较好地描述岩体内部断续裂隙起裂、扩展直至失效的全过程。如图1所示，主要包括以下两个阶段：一是岩体次生翼裂纹的起裂；二是裂隙间岩桥破裂贯通。在翼裂纹基础上，考虑渗透压力对岩体破裂的影响，在起裂阶段，假设应力作用产生了如图2所示的单条微裂纹，裂纹半径为a，其远场应力作用下含水裂纹的裂隙面应力状态为：

图  1  翼裂纹模型示意图

${\sigma _1}$—最大主应力，MPa；${\sigma _3}$—最小主应力，MPa

Figure  1.  Schematic diagram of the wing crack model

${\sigma _1}$−maximum principal stress, MPa; ${\sigma _3}$−minimum principal stress, MPa

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式中${\sigma _{\mathrm{N}}}$为裂隙面法向应力，MPa；$\tau$为裂隙面切向应力，MPa；${\sigma _1}$为最大主应力，MPa；${\sigma _3}$为最小主应力，MPa；$\varphi$为裂纹与最大主应力方向的夹角；p为渗压，MPa。裂纹在驱动力作用下发生滑移，在渗透压力作用下裂隙面的有效切向应力${\sigma _e}$为：

式中${\sigma _{\mathrm{e}}}$为有效切向应力，MPa；f为摩擦系数；其他参数含义与公式（1）一致。

图  2  渗压−应力作用下微裂纹起裂示意图

${\sigma _1}$—最大主应力，MPa；${\sigma _3}$—最小主应力，MPa；$l$—翼裂纹长度，m；$a$—裂纹半径，m；${F_{\mathrm{p}}}$—裂纹有效法向力，N；${F_{\mathrm{e}}}$—裂纹有效切向力，N；${F_{\mathrm{w}}}$—楔入力，N；$\varphi$—裂纹与最大主应力方向的夹角

Figure  2.  Schematic diagram of microcrack initiation under osmotic pressure stress

${\sigma _1}$−maximum principal stress, MPa; ${\sigma _3}$−minimum principal stress, MPa; $l$−wing crack length, m; $a$−crack radius, m; ${F_{\mathrm{p}}}$−effective normal force of the crack, N; ${F_{\mathrm{e}}}$−effective tangential force of the crack, N; ${F_{\mathrm{w}}}$−wedging force, N; $\varphi$−angle between the crack and the direction of the maximum principal stress

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1.2   有效张拉应力计算

假设在三维应力状态下，有效剪切应力均匀作用在裂隙上，则其合力在裂隙面上的投影可以表征为：

式中${F_{\mathrm{w}}}$为楔入力，N；a为裂纹半径，m；其他参数含义与公式（1）一致。裂纹产生的初期，岩体内次生翼裂隙主要依靠楔入力张拉产生，随着地下水进一步渗入翼裂纹，裂纹尖端张拉应力进一步增大，次生翼裂纹间形成的岩桥将发生相互贯通，如图3所示。考虑渗透压力对次生翼裂纹的作用，因此，投影在裂隙面上的岩桥内有效张拉应力为：

图  3  渗压−应力环境下翼型裂纹扩展贯通示意图

${\sigma _1}$—最大主应力，MPa；${\sigma _3}$—最小主应力，MPa；${F_{\mathrm{w}}}$—楔入力，MPa；$p$—渗压，MPa；$\sigma _3^{\,\mathrm{i}}$—有效张拉应力，MPa

Figure  3.  Schematic diagram of wing crack propagation and penetration under an osmotic stress environment

${\sigma _1}$−maximum principal stress, MPa; ${\sigma _3}$−minimum principal stress, MPa; ${F_{\mathrm{w}}}$−wedge force, N; $p$−osmotic pressure, MPa; $\sigma _3^{\mathrm{i}}$−effective tensile stress

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式中$\sigma _3^{\, \mathrm{i}}$为投影在裂隙面上的岩桥内有效张拉应力，MPa；l为翼裂纹长度，m；S为平均每个裂纹在裂纹扩展过程的影响面积；其他参数含义与公式（3）一致。

1.3   基于开挖扰动的临界水压力计算

考虑隧道开挖扰动对突涌灾害的影响，其影响主要包括隔水岩体内部裂纹数量增加和裂纹扩展（李晓照等，2023），因此，引入扰动损伤因子D对平均每个裂纹在裂纹扩展过程的影响面积S进行修正，由于损伤程度与微裂纹体积具有线性关系：

式中N为单位体积内的裂纹数量。当岩体损伤增加时，平均每个裂纹在裂纹扩展过程的影响面积减小，岩桥的尺寸减小，则S修正为：

其中扰动损伤因子可通过现场声波对比测试、弹模对比、原位加载试验、经验估计等方法获得，采用朱传云和喻胜春（2001）提出的岩体爆破损伤度D与弹性模量E、岩体完整性系数${K_{\mathrm{V}}}$、波速v和声速降低率η之间的关系：

式中${E_0}$表示初始弹性模量，GPa；${v_0}$表示初始波速，m/s。Ashby and Hallam（1986）在前期实验研究中发现，压缩荷载作用下岩体的翼裂纹扩展以I型裂纹为主，Ⅱ型裂纹应力强度因子几乎为0。而在次生翼裂纹扩展过程中的I型裂纹尖端应力强度因子包含楔入力${F_{\mathrm{w}}}$和岩桥内有效张拉应力$\sigma _3^{\mathrm{i}}$对裂纹扩展的贡献，则翼裂纹尖端的I型应力强度因子表达式为（Ashby and Sammis，1990）：

式中${K_{\mathrm{I}}}$为翼裂纹尖端的I型应力强度因子；${K_{{\mathrm{I}}({F_{\mathrm{w}}})}}$为${F_{\mathrm{w}}}$对I型应力强度因子的贡献；${K_{{\mathrm{I}}(\sigma _3^{\,\mathrm{i}})}}$为$\sigma _3^{\,\mathrm{i}}$对I型应力强度因子的贡献；引入参数β消除l=0时${K_{\mathrm{I}}}$的奇异性（查尔晟，2022），定义为：

联立上述公式得到翼型裂纹尖端的应力强度因子表达式：

其中I型断裂韧度${K_{{\mathrm{IC}}}}$作为已知条件，因此令${K_{\mathrm{I}}} = {K_{{\mathrm{IC}}}}$，反解得到隔水岩体发生劈裂破坏的临界水压力p：

2.   断层破碎带突涌安全厚度分析

隧道开挖爆破扰动和临空面卸荷造成围岩应力重新分布，以及岩体内部裂隙发育贯通导致损伤加剧。根据翼裂纹扩展模型，水压劈裂临界水压力受围岩应力${\sigma _1}$和${\sigma _3}$影响，由于掌子面处的最大主应力${\sigma _1}$应力集中和最小主应力${\sigma _3}$应力卸荷，从而导致临界水压力降低。采用侧压力系数表征${\sigma _1}$和${\sigma _3}$的应力重分布，即水压劈裂临界水压力随侧压力系数降低而降低。掌子面前方隔水岩体某点侧压力系数随其与掌子面距离的演化关系如下。

假定扰动区内岩体侧压力系数具有同掌子面前方隧道边界上径向位移相同变化规律，则扰动区侧压力系数为（郭佳奇和乔春生，2012；李术才等，2015）：

式中x为掌子面前方隔水岩体内任意断面到掌子面的距离，m；R为隧道断面半径或断面等效圆半径，m；λ_x为掌子面前方x处侧压力系数；λ为原始侧压力系数，隧道由于构造应力作用，λ一般大于1，即水平主应力为最大主应力。

在开挖掌子面推进过程中，隔水岩体厚度不断减小，水力劈裂的影响范围逐渐发展至掌子面，当某次循环掌子面的水力劈裂临界水压力小于断层水压力时，隔水岩体发生破裂失稳诱发突涌，此时该掌子面到富水断层破碎带边缘距离x即为隔水岩体抗劈裂厚度h。随着开挖推进，水平主应力逐渐卸荷为0，引起最大主应力、最小主应力异向，根据翼裂纹模型推导过程的严谨性，需要分情况考虑。

由公式（12）知，λ_x随x增加单调递增，首先得到掌子面前方隔水岩体侧压力系数等于1的断面位置，即最大最小主应力异向的位置，令λ_x=1，则有：

则根据公式（11），在最大最小主应力异向的断面发生劈裂破坏的临界水压力为：

①若断层水压力${p_{\mathrm{w}}} > {p_1}$，发生劈裂破坏断面位置距掌子面距离大于h₁，发生劈裂的断层水平主应力为最大主应力，即${\sigma _1} = {\lambda _x}\gamma H$，则最小主应力${\sigma _3} = \gamma H$。其中$\gamma$为岩层容重，H为隧道埋深。根据劈裂破坏条件${p_{\mathrm{w}}} \geqslant p$，由公式（11）和公式（12）可推得隔水岩体抗劈裂厚度需满足：

②若断层水压力${p_{\mathrm{w}}} < {p_1}$，发生劈裂破坏断面位置距掌子面距离小于h₁，然后最大最小主应力异向${\lambda _x} < 1$，即竖向应力等于最大主应力${\sigma _1} = \gamma H$，最小主应力${\sigma _3} = {\lambda _x}\gamma H$。根据劈裂破坏条件${p_{\mathrm{w}}} \geqslant p$，由公式（11）和公式（12）可推得隔水岩体抗劈裂厚度需满足：

由此可从断裂力学角度确定隧道穿越富水断层破碎带隔水岩体最小抗劈裂厚度h_c。公式（15）和公式（16）表明隔水岩体抗劈裂厚度受隧道断面尺寸、断层水压力、开挖扰动因子、地应力、岩体强度、裂纹尺寸、结构面参数等因素影响。并且从公式（11）可以发现，开挖扰动因子越大，岩体发生劈裂破坏的临界水压力越小，说明隧道开挖或爆破扰动可作为基本触发条件，当掌子面与断层破碎带之间的隔水岩体达到临界厚度时，导致高压地下水涌入隧道而发生突水突泥灾害。

3.   工程案例分析

川西某隧道隧址区为高山峡谷地貌，地质构造非常复杂、地质条件差。隧道穿越断裂、断层共18条，其中活动断裂2条，分别为雅拉河和康定−色拉哈断裂。进口段线路整体与雅拉河活动断裂、雅拉河支断层呈小夹角相交，雅拉河断裂为鲜水河断裂带次级断裂（孙丽静等，2021），断裂带物质呈碎块状、角砾状、含断层泥，受断裂带和高地应力的叠加影响，节理和小微构造极其发育，透水性良好、富含地下水，具有极强的复杂性和不可预见性。隧道采用三台阶施工，上台阶高度（等效半径）约4.5 m，开挖岩性以砂岩、板岩互层为主，局部夹含炭质板岩，强风化为主，砂岩岩体整体较破碎，而炭质板岩夹层多以角砾状为主，隐伏小型断层、节理密集带、褶皱等极为发育，裂隙产状为N25°E/60°NW，最大主应力方向为N10°W，裂隙与最大主应力夹角35°。

2023年6月11日，掌子面施工至DK262+018.1里程，位于雅拉河活动断裂带西侧影响范围，如图4所示，掌子面开挖后右侧拱腰掉渣形成小型空腔，破碎岩体裂隙松弛张开，地下水沿裂隙呈线流状或股状出水，出水水质浑浊且时大时小，右侧稳定性较差，有掉块失稳现象，总水量约100 m³/h，现场立即采取反压回填应急措施以及进行超前周边注浆加固。后续通过洞内、地表取样，以及小区域水文调查和室内分析等工作，进一步分析了该隧道段的地下水补径排关系。水化学和同位素分析表明涌水补给来源并非地表河（沟）水直接补给，为大气降水下渗补给，并在山体基岩裂隙形成静储量。依据同位素补给推测的补给高程，岩性、构造圈定集水面积约9.5 km²，通过大气降雨入渗估算的降水补给量为0.36×10⁴ m³/d。在该涌水点处，隧道段埋深约223 m，位于地下水位线以下97 m，略高于该地区最低排泄基准面—雅拉河。涌水较大的主要原因是北西侧山体来水，隧道开挖后形成新排泄点，加剧了山体的静储量通过基岩裂隙向洞内排泄，最终形成降落漏斗。

图  4  DK262+018.1里程掌子面渗水与失稳情况

Figure  4.  Seepage and instability situation of a tunnel face at D6K262+018.1 mileage

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根据上述开挖揭示情况与地质报告，相关地质参数如表1所示。其中岩体Ⅰ型断裂韧度${K_{{\mathrm{IC}}}}$可通过该隧道掌子面岩石单轴抗压强度和H-B强度准则经验参数m确定（孔凡猛，2022），其计算公式如下：

表  1  地质条件计算基本参数表

Table  1.  Basic parameters for the geological condition calculation

地应力环境				地下水		掌子面岩体特征
水平应 力/MPa	竖向应 力/MPa	侧压力 系数		地下水 压力/MPa		原生裂纹 半径a/m	裂纹与最大主 应力夹角φ/(°)	翼裂纹 长度l/m	裂隙面 摩擦系数	岩石单轴抗压 强度/MPa	岩石单轴抗拉 强度/MPa	完整性 系数
7.48	5.81	1.44		0.97		0.8	35	0.1	0.577	9.9	3.8	0.5

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H-B强度准则参数m可通过岩石单轴抗压强度和单轴抗拉强度计算得到：

因此获得该隧道掌子面岩体的Ⅰ型断裂韧度${K_{{\mathrm{IC}}}} = 0.552\;{\mathrm{MPa}} \cdot {{\mathrm{m}}^{1/2}}$。当隧道临近断层破碎带时，需预留安全岩盘或调整开挖循环进尺，确保采用相应的加强措施或泄水降压满足最小安全范围要求，参考“两带”理论（郭佳奇和乔春生，2012；孔凡猛，2022），建立最小安全厚度计算公式如下：

掌子面临近富水断层破碎带的最小安全厚度见图5，式中h为最小安全厚度，m；h_c为岩体抗劈裂厚度，m；h_f为裂隙带区厚度，m。

图  5  最小安全厚度示意图

h—最小安全厚度，m；h_c—岩体抗劈裂厚度，m；h_f—裂隙带区厚度，m

Figure  5.  Schematic diagram of the minimum safety thickness

h−minimum safety thickness, m; h_c−anti-splitting thickness of the rock mass, m; h_f−fracture zone thickness, m

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掌子面出现浑水和掉块，表明已临近断裂带影响范围，根据物探手段地震波反射法（Tunnel Seismic Prodection，TSP）判断前方裂隙带区厚度h_f，如图6所示，DK262+020至DK262+026里程为掌子面前方的裂隙带区，厚度约6 m；DK262+026至DK262+038里程的岩体波速最低，预测为富水破碎带。

图  6  TSP成果图

Figure  6.  TSP achievement chart

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由公式（14）计算得到最大最小主应力异号位置处的临界水压力P₁=1.81 MPa。因地下水头P_w=0.97 MPa<P₁，故按照公式（16）计算掌子面前方隔水岩体抗劈裂厚度h_c=1.06 m；然后根据公式（19）计算得到该掌子面前方要求的最小安全岩盘厚度为7.06 m，因此，预测在DK262+018.9里程处会发生隔水岩体水力劈裂破坏导致突水突泥灾害。在实际隧道开挖推进过程中，DK262+018.1里程掌子面出现了渗水失稳情况，现场立即封闭掌子面反压回填，涌水点与采用该方法预测的位置相近，从而验证了该方法的准确性。同时，根据该方法预测，若继续开挖至DK262+018.9则会出现大规模突水突泥。采用超前周边注浆加固后，经过超前探孔验证表明岩体裂隙填充密实，掌子面恢复掘进，期间掌子面探孔内有少量出水，总水量降低至约20 m³/h。综上所述，根据现场处理方案，建议类似情况开展超前周边注浆加固（拱部、右边墙及右拱底轮廓线外5 m），开挖循环进尺小于1 m，确保施工安全。

4.   讨论

断层水压力、开挖扰动因子、地应力等岩层赋存环境作为诱发岩体裂隙起裂扩展的最主要影响因素（李浪等，2016），公式（15）和公式（16）表明其对岩体抗劈裂厚度的影响为非线性的，因此，在上述工程案例的参数基础上，文章设定不同的断层水压力、开挖扰动因子和竖向应力，进一步探究所提出的临近断层隔水岩体最小安全厚度理论的适用性以及岩体抗劈裂厚度对岩体赋存环境的敏感性。

4.1   断层水压力的影响

设定竖向应力$\gamma H = 6\;{\text{MPa}}$，图7展示了不同开挖扰动因子条件下岩体抗劈裂厚度与断层水压力的关系，发现岩体抗劈裂厚度随断层水压力增加呈现非线性的增加趋势，且断层水压力越大，岩体安全厚度增加速率越大；在岩体抗劈裂厚度相同的条件下，开挖扰动因子越小，即岩体损伤越小，岩体所能承受的渗透水压力越大。由于在裂纹起裂阶段：高水压持续作用导致裂隙面的法向有效应力减小和裂纹软化溶蚀（李术才等，2015），减少了裂隙面间的摩擦，使原生裂隙起裂的楔形力增大；同时，在次生翼裂纹贯通阶段，渗透压力以拉应力形式促进岩桥贯通。因此，在裂纹起裂和贯通阶段，渗透压力的增加均将促进裂纹进一步扩展，从而导致掌子面前方要求的岩体安全厚度越大，进一步说明提前降水泄压有利于掌子面自稳。

图  7  断层水压力对岩体抗劈裂厚度的影响

$\gamma$—岩层容重，N/m³；H—隧道埋深，m；D—开挖扰动因子

Figure  7.  The influence of the fault water pressure on the anti-splitting thickness of a rock mass

$\gamma$−rock unit weight, N/m³; H−tunnel burial depth, m; D−excavation disturbance factor

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4.2   竖向应力的影响

如图8所示，设定了相同开挖扰动因子$D = 0.4$，在不同断层水压力的情况下，岩体抗劈裂厚度均随竖向应力增加而减小，最后下降趋势逐渐平缓，说明竖向应力对渗压诱发岩体开裂有一定的抑制作用，并且在低地应力情况下，岩体抗劈裂厚度对竖向应力敏感；王军等（2021）通过数值模拟分析了埋深对防突安全厚度的影响规律，同样发现浅部临界安全厚度受埋深影响更显著。由于在隔水岩体破坏过程中存在2个关键竞争机制：①轴向应力增加引起的微裂纹压密（Zhang et al., 2024）；②高渗压引起的微裂纹重启和扩展，从而随着竖向应力越来越大，岩体微裂纹压密导致岩体抗劈裂厚度对竖向应力的敏感性降低。因此，对于浅部岩体工程，隧道发生突涌水的概率受竖向应力的影响较大，随着上覆岩体深度的增加，岩体抗劈裂厚度主要由渗压和开挖扰动决定。需要注意的是，随着渗压增加，曲线逐渐右移，表明当保持岩体抗劈裂厚度一致时，竖向应力越大，隔水岩体前方所能承受的渗压越大，这与Jiang et al.（2017）通过隧道突水突泥三维模型模拟试验得到的结论一致，即随着埋深的增加，突水时的水力压力呈增大趋势，但增大幅度逐渐减小。

图  8  竖向应力对岩体抗劈裂厚度的影响

D—开挖扰动因子；${p_{\mathrm{w}}}$—断层水压力，MPa

Figure  8.  The influence of vertical stress on the anti-splitting thickness of rock mass

D−excavation disturbance factor; ${p_{\mathrm{w}}}$−fault water pressure, MPa

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4.3   开挖扰动因子的影响

在不同断层水压力和不同竖向应力条件下，开挖扰动因子越大，岩体越破碎，则要求岩体抗劈裂厚度越大（图9）。从公式（6）也可以看出，开挖扰动因子越大，岩体内部初始裂纹数量越多，在断裂力学理论中导致岩桥尺寸越小，使得岩体裂纹更容易贯通发生劈裂破坏。除此之外，断层水压力越大，则岩体抗劈裂厚度对开挖扰动因子越敏感，曲线增加趋势越显著（图9a），这是由于渗压同样会促进裂纹扩展，因此断层水压力会放大开挖扰动的影响。从图9b中可见在低地应力情况下，随开挖扰动因子增加，岩体抗劈裂厚度增加幅度更大。然而，在高应力情况下，掌子面岩体在开挖过程中受到应力集中和应力卸荷重分布的影响，扰动损伤和范围随着赋存深度的增加而加剧（Xiao et al.，2023）。因此，在深埋隧道开挖过程中，即使临界安全厚度随着地应力增加逐渐减小，仍然需要重视深部开挖剧烈扰动诱发突涌水灾害的风险。

图  9  开挖扰动因子对岩体抗劈裂厚度的影响

$\gamma$—岩层容重，N/m³；H—隧道埋深，m；${p_{\mathrm{w}}}$—断层水压力，MPaa—不同断层水压力条件下；b—不同竖向应力条件下

Figure  9.  The influence of the excavation disturbance factor on the anti-splitting thickness of a rock mass

(a) Under different fault water pressures; (b) Under different vertical stresses $\gamma$−rock unit weight, N/m³; H −tunnel burial depth, m; ${p_{\mathrm{w}}}$−fault water pressure, MPa

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值得指出的是，根据前述的不同参数敏感性分析，发现开挖扰动因子对岩体抗劈裂厚度的影响最显著，例如在图7中开挖扰动因子$D = 0.35$与$D = 0.45$两种情况下的结果曲线存在较大差异。然而，在实际工程中，对于岩体完整性评估、岩体波速测试等开挖扰动因子的获取手段存在一定的经验判断和误差。因此，该方法需要精准获取隧道掌子面前方岩体的损伤情况，可以利用多种评估方法进行比选，并可采用偏保守的方式取开挖扰动因子的较大值。

5.   结论

（1）基于翼型裂纹起裂与扩展模型，叠加考虑工程扰动和断层渗压影响，分析了断续节理裂隙之间的相互作用与岩桥破裂贯通机制，从断裂力学的角度建立了临近断层破碎带隔水岩体抗劈裂厚度计算方法。理论公式表明隔水岩体抗劈裂厚度与隧道断面尺寸、断层水压力、开挖扰动因子、地应力、岩体强度、裂纹尺寸、结构面参数等因素相关。

（2）通过对断层水压力、开挖扰动因子和地应力的敏感性分析，发现隔水岩体抗劈裂厚度受开挖扰动损伤影响最为显著，进一步说明隧道穿越断层破碎带时，掌子面开挖扰动容易诱发突涌灾害。因此，引入扰动损伤因子D，对于进一步细化突涌影响因素，做好隧道风险防控具有较好的指导意义。

（3）临近富水断层破碎带最小安全厚度主要包括隔水岩体抗劈裂厚度和破碎带厚度，结合具体工程实例对比验证，表明该计算方法基本合理，能有效指导现场风险预测和方案制定，可为穿越富水断层破碎带隧道突水防控提供理论依据。