斷層破碎帶區域貫通施工的富水隧道力學特性分析

吳 波, 劉兆春, 劉 聰

東華理工大學 土木與建筑工程學院, 江西 南昌 330013

0 引言

隨著經濟快速發展, 交通運輸網的完善, 隧道工程所占比重不斷擴大, 中國成為世界上隧道工程最多、 最復雜、 發展最快的國家[1]。 隧道發揮著縮短運輸距離, 提高運輸效率的作用。 對于地質環境復雜、富水地區的隧道建設, 通常面臨著滲水、 圍巖巖性差易坍塌等難題。 隧道貫通時, 貫通段的支護材料強度尚處于上升階段, 易引起隧道貫通段塌方, 給隧道工程施工帶來極大的安全隱患[2]。 隧道相向施工臨近貫通時, 隨著兩端掌子面的不斷靠近, 隧道開挖產生的擾動區將會相互疊加, 圍巖應力及變形較單向施工時更復雜[3]。 貫通段作為隧道工程災害的易發地段, 因此有必要研究隧道貫通力學行為以提出確保安全的貫通方案與技術措施[4]。 隧道貫通施工本就是一個難點[5], 對于隧道貫通段的選址, 其貫通段往往會避開在圍巖較差的地段而選擇在圍巖巖性相對較好的地段, 但受線路走向限制, 隧道常需穿越如斷層構造破碎帶等復雜地質環境[6]。 破碎帶內的巖體強度極差,且存在地下水時, 破碎帶會給地下水提供良好的滲流路徑, 地下水滲流則會影響隧道圍巖的應力場和位移場[7,8], 也會對掌子面的平衡造成擾動, 引發掌子面產生失穩破壞[9], 施工時容易發生涌水突泥事故。 分析隧道在破碎帶貫通時圍巖的力學特征對研究隧道在復雜地質條件下施工可能引起的災害的時機及對災害的預防具有重要意義。

對于隧道穿越破碎帶的研究, 大多學者是基于數值仿真模擬從不同的角度進行的, 陳澤龍等[10]通過分析隧道開挖過程中斷層帶和非斷層帶塑性區的貫通發展情況得出了隧道突水突泥的臨界時機, 安永林等[11]基于強度折減有限元法論證了掌子面在不同的開挖進尺下的穩定性, 高樂等[12]通過建立數值模擬模型分析了富水斷層破碎帶隧道施工圍巖應力重分布和位移變化情況, 為隧道涌水高危段落的劃分提供了參考。 李廷春等[13]建立孔隙滲流模型對破碎巖體的滲流特點進行研究, 觀察孔隙水壓力分析滲流場變化總結了隧道斷層破碎帶的突水塌陷機理。 但其研究大多數是基于圍巖在固定含水量工況下穿越破碎帶的基礎上進行的, 地下水滲流對隧道開挖過程中圍巖的影響是隨著水頭高度的變化下而發生變化的, 且對于巖體破碎地段多的隧址區, 隧道在破碎帶貫通的研究較少, 具有研究意義。 因此, 本文選取在破碎帶作為隧道的貫通段, 并采用數值模擬方法分析在不同水頭高度下施工時隧道圍巖的豎向位移、 最大主應力、 塑性區、 孔隙水壓力、 掌子面擠出變形的演變特征, 為類似工程提供一些參考。

1 滲流—應力場耦合

隧道施工過程中的流固耦合指的是隧道圍巖巖土介質滲流與應力耦合關系, 巖土體的流—固耦合是水體流動和介質變形相互作用、 相互影響的結果[14]。隧道圍巖是由固體骨架與孔隙和水組成多孔介質, 其存在裂隙節理, 受地下水流影響, 富含裂隙水。 本文在數值模型區域內假定隧道周圍巖土介質的骨架為均質彈塑性體, 孔隙水滲流服從達西定律。 達西定律表達式為:

式中,Q表示通過砂柱的水的流量,A表示過水斷面的面積,K為滲透系數,h1、h2為上下水頭高度,L為滲流長度。

研究彈塑性體的流固耦合即考慮巖土體變形與孔隙水壓力之間的耦合作用, 采用基于Biot[15]固結理論優化后的多孔介質的有效應力原理, 構建等效連續介質的滲流場—應力場模型:

式中,?為孔隙度;P為孔隙流體的壓力;為固體顆之粒間的應力;σij為巖土介質中的總應力張量;Tijkl為裂隙巖體的四階對稱彈性柔度模量;P為巖土介質的地下水滲透壓力;σeij為巖土介質中的有效應力張量;Kij為滲透系數張量;Aij為裂隙幾何張量; 為有效應力張量σij的函數。

2 工程概況

莆炎高速公路文筆山1# 隧道右隧起止里程K218+565～K+240, 左隧起止里程ZK218+565 ～ZK223+240, 總長4 675 m, 為雙線分離式隧道, 隧址范圍屬于中低山地貌, 地面高程600 ～1 320 m, 最大埋深640 m。 隧道穿越地層主要為第四系殘積層砂質黏性土, 下覆中風化砂巖、 碎塊狀強風化砂巖, 侵入混合花崗巖。 受侵入擠壓影響, 隧道穿越多處巖體破碎-極破碎的侵入破碎帶和原巖為中風化花崗斑巖, 局部擠壓破碎呈角礫狀, 巖質松軟的斷層破碎帶, 部分工程地質縱斷面如圖1 所示。 根據地質調查報告資料顯示, 混合花崗巖碎塊狀強風化巖體破碎, 節理、 裂隙十分發育, 富水條件較好。 隧道建設地區全年雨季達8 個月, 雨量多, 強度大, 隧道施工過程中易發生地質災害。

圖1 工程地質縱斷面圖Fig.1 Longitudinal section of engineering geology

3 數值模擬

3.1 模擬方案和工況

選取ZK219+835 ～ZK219+995 侵入破碎帶段作為數值模擬的巖體模型, 探討隧道在圍巖存在不同高度的水頭條件下雙向開挖至破碎帶貫通時圍巖的演變情況。 該數值模型采用ABAQUS 進行創建, 建立如圖2所示的三維隧道開挖模型, 隧洞斷面寬16.75 m, 高9.94 m, 考慮到隧道開挖過程中產生的空間效應, 隧洞至模型水平邊界尺寸不低于3 倍洞徑, 模型縱向取70 m, 寬取120 m, 高120 m, 隧洞頂部距模型頂部表面70 m。

圖2 數值模擬模型Fig.2 Numerical simulation model

對模型四周和底面進行法向位移約束, 孔隙水壓力為靜水壓力, 取隧道開挖面及水位面為透水邊界。隧道圍巖采用摩爾—庫倫彈塑性本構模型, 為簡化模型計算步驟, 更直觀的得出隧道施工過程中周邊圍巖力學特性的變化, 隧道施工采用上下臺階法雙向同時掘進模擬開挖[16], 兩側單向分別開挖35 m 至模型中心貫通。 同時為了論證進尺對模擬結果的影響以及模擬結果更為精準, 隧道前15 m 開挖臺階長度為3 m,之后20 m 開挖臺階長度為1 m, 見圖3。 隧道施工只考慮初期支護的施做, 厚度為25 cm, 不考慮二次襯砌, 初期支護不考慮滲水且在每一開挖循環完成后立即進行, 模型頂面采用施加均布荷載模擬隧道實際埋深上部覆土壓力。

圖3 隧道開挖示意圖Fig.3 Schematic diagram of tunnel excavation

隧道開挖模型計算參數根據《莆炎高速公路工程地質詳勘報告》 選取, 如表1 所示。 為觀察裂隙水在隧道施工過程中對隧洞周邊圍巖的影響, 分別在干燥(無水), 水頭高度距離隧洞頂部0 m、 10 m、 20 m、30 m、 40 m 6 種工況下進行數值模擬分析, 模型整體共計35 350 個單元, 40 035 個結點, 總共設立79 個分析步, 從第1 個分析步開始模擬隧道進行雙向掘進直至第79 個分析步完成隧道的貫通和整個模型隧道初期支護的形成。

表1 模型計算參數Table 1 Model calculation parameters

為準確的獲取數值模型模擬計算得出各工況下的數據, 根據隧道項目施工中實際布置的斷面監測點的位置及數值模型中受影響較為明顯的部位綜合考慮, 在數值模型隧道斷面上設置了3 處特征點, 見圖4。

圖4 隧道斷面特征點Fig.4 Characteristic points of tunnel section

3.2 數值模擬結果

3.2.1 豎向位移

隧道掘進過程中會對隧洞周邊圍巖造成不同程度的位移, 其中對隧道拱頂和拱底圍巖的位移影響較為明顯, 通過數值模擬得出隧洞周邊圍巖豎向位移情況如圖5 所示。

圖5 隧道圍巖豎向位移云圖Fig.5 Vertical displacement cloud map of tunnel surrounding rock

以水頭高度在隧洞頂部10 m 處工況為例, 見圖5(c), 圍巖豎直位移的影響范圍在拱底和拱頂呈燈泡狀, 拱頂最大沉降2.87 cm, 拱底最大隆起2.7 cm,在隧道洞徑寬度, 離拱頂垂直高度25 m, 離拱底高度20 m 范圍內有較大影響。 由圖5 (a) 和5 (b) 可知, 與圍巖富水相比, 在圍巖干燥得情況下拱頂的沉降較大、 拱底的隆起均比較小。 在圍巖富水工況下,隨著水頭高度的不斷提升, 拱頂沉降有所減小, 拱底因水壓力的增加, 隆起有所增大。 通過數值模型導出的結果得出, 其趨勢均為前20 個開挖步(17 m), 位移值急速增加, 在20 步之后逐漸趨于平穩。 數值位移圖的增長速率與增長大小趨勢符合圍巖中含水的位移實際情況。 對比分析各工況下的總位移值, 水頭高度每增加10 m, 拱頂沉降平均減少0.2 mm, 拱底隆起平均增加0.3 mm。 將數值模擬得出得拱頂沉降結果與項目實測數據進行對比, 以驗證模型的可靠性,如圖6 所示。

圖6 模擬結果與實測數據拱頂沉降對比Fig.6 Comparison between the simulation results and the measured data of arch roof settlement

隧道開挖至破碎帶時正直梅雨季節, 隧道圍巖含水量較大, 由圖可知項目實測數據與模擬結果趨勢大致吻合, 其沉降值略大于6 種模擬工況, 存在細微誤差, 原因主要是現場實際圍巖裂隙程度往往更大, 地質情況和破碎情況更加復雜多方面造成的。 但數值模擬得出的結果依舊可以驗證圍巖位移趨勢的正確性和數值的準確性, 證明數值模擬結果是可靠的。

3.2.2 最大主應力

應力應變水平可以直觀的得出隧道圍巖荷載的強度變化規律[17,18]。 隧道開挖后, 圍巖應力重分布如圖7 (a)、 7 (b) 所示, 干燥及富水工況下, 應力場分布情況基本一致, 均呈現隨著隧道開挖距離的不斷增加圍巖應力水平方向范圍不斷向隧洞方向收縮, 縱向不斷向隧道開挖方向集中, 圍巖的最大主應力最終集中在隧道兩側拱腰處, 大體呈對稱狀態。

圖7 最大主應力Fig.7 Maximum principal stress

因整體隧道模型的模擬結果大體呈YZ 面對稱,故選取隧道一側進行結果分析, 后同。 如圖7 (c)所示, 通過對6 種工況下隧道拱腰應力集中區最大主應力對比, 結果見圖7 (d)。 以隧洞左側拱腰處為例, 隧道施工進程中, 隧道拱腰處的最大主應力隨著雙向掘進距貫通點的距離不斷減少, 呈現先增大后減小的趨勢, 在貫通點處達到最小值。 在不同水頭高度的模擬情況下, 隨著水頭高度的增加, 最大主應力減小。

3.2.3 塑性區域

隧道開挖過程中, 圍巖應力場重分布, 超過彈性屈服階段進入塑性屈服階段, 產生塑性區域。 在同一埋深下, 隨著圍巖破碎程度的增加, 圍巖的受拉區和塑性變形區逐漸從拱頂、 底向邊墻轉移[19], 雙向開挖快接近貫通點時, 兩掌子面之間圍巖產生的塑性區域將會形成貫通, 受地下水軟化作用明顯, 該區域巖體裂隙發育擴大并相互連通, 加劇地下水的流失和滲流作用[20], 極易造成突涌水災害。 塑性區域的貫通范圍和大小對探究圍巖的穩定性和支護的時機有著重要決定性作用, 研究塑性區貫通的時機對于預防隧道的坍塌有著重要作用。 6 種工況下塑性區分布如圖8所示。

圖8 不同工況塑性區貫通云圖Fig.8 Penetrating cloud map of plastic zone under different working conditions

對不同工況下的塑性區域恰好貫通時的模擬結果進行對比, 如表2 所示。 隨著水頭高度的增加, 圍巖產生塑性屈服的范圍擴大, 塑性區的貫通距離增大,掌子面最大等效塑性應變越大。 可因此來判斷對隧洞進行支護的安全距離, 此刻應及時停止其中一方向的開挖, 換以單方向繼續掘進至隧道貫通, 防止雙向隧道開挖導致應力場擾動疊加, 避免隧道突涌水造成的周邊圍巖及掌子面失穩坍塌風險。

表2 不同工況塑性區域對比Table 2 Comparison of plastic regions under different working conditions

同時對6 種工況下隧道兩側的拱腰處塑性區的等效塑性應變變化情況進行對比, 結果如圖9 所示, 從開挖至貫通的過程中, 等效塑性應變總體呈現先增大后減小再增大直至貫通點時達到最大值。 巖體含水時, 使圍巖的黏聚力降低, 干燥工況下拱腰處的等效塑性應值變明顯低于圍巖含水工況, 隨著水頭高度的增長, 等效塑性應變值也隨之略有提升。

圖9 不同工況下拱腰處等腰塑性應變對比Fig.9 Comparison of isosceles plastic strains at the arch waist under different working conditions

3.2.4 孔隙水壓力

巖體中水頭高度的不同影響著圍巖中孔隙水壓力的大小, 數值模型中孔隙水壓力為靜水壓力, 隨著水頭高度平均每增長1 m 增加0.01 MPa, 開挖時, 隧洞周圍的孔隙水壓力服從該規律, 通過數值模擬可以得到隧道在開挖過程中周邊圍巖孔隙水壓力的演變情況。 以30 m 水頭高度工況為例, 隧道兩邊掌子面距離12 m, 即隧道雙向掘進至塑性區貫通時, 如圖10所示。 隧道的開挖面周圍產生負的孔隙壓力, 此時隧道周邊圍巖及掌子面中的裂隙水涌入隧洞內, 涌水速度矢量圖見圖11。 針對不同程度突涌水, 在隧道施工中需采取特定的支護措施進行防治, 采取“短開挖,強支護”。

圖10 隧道開挖孔隙壓力云圖(Pa)Fig.10 Cloud map of pore pressure in tunnel excavation

圖11 隧道涌水速率矢量圖(m/s)Fig.11 Vector diagram of tunnel water inflow rate

如圖12 所示, 施工過程中, 隧道的開挖面沒有施做初期支護, 原有穩定的滲流場改變, 隧洞周邊孔隙水壓力嚴重下降。 隨著隧道不斷向前開挖, 由于之前開挖段隧洞初期支護的及時封閉, 隧洞周圍孔隙壓力趨于穩定。

圖12 孔隙壓力變化云圖(Pa)Fig.12 Cloud map of pore pressure change

同時對比了隧道開挖過程中拱腰處、 拱底處、 拱頂處孔隙水壓力的變化情況, 見圖13, 初始孔隙水壓力隨著水頭高度的增加而增加, 符合靜水壓力趨勢。結果顯示隧道的拱腰處孔隙水壓力隨著隧道開挖不斷深入孔隙水壓力呈現不斷增加的趨勢, 且開挖至距離貫通點8 m 左右急劇減小, 水頭高度的不斷增加, 孔隙水壓力的變化拐點越來越提前, 拐點由水頭高度0 m 時距離貫通點7 m 提前至水頭高度40 m 時距離貫通點8 m; 拱底處孔隙水壓力隨著隧道開挖不斷深入呈現減小趨勢, 且開挖至距離貫通點3 m 左右小幅度增加, 水頭高度的不斷增加, 孔隙水壓力的變化拐點距離貫通點越近, 由水頭高度0 m 時的4 m 減少至水頭高度40 m 時的3 m; 拱頂處孔隙水壓力則隨著隧道開挖直至貫通點始終呈減小趨勢。

圖13 不同水頭高度下孔隙水壓力對比Fig.13 Comparison of pore water pressures under different water head heights

結果表明, 由于圍巖破碎, 孔隙率較大, 地下水會順著孔隙通道深入隧道內部, 表現為隧道周邊圍巖的孔隙水壓力迅速減小, 且隧道內突涌水風險及涌水量在貫通區最大, 隨距貫通點距離增大而減小; 另一方面, 在支護結構施作完成后, 由于支護結構的防水作用, 會使得周邊圍巖的孔隙水壓力逐步恢復至開挖前的水平。

3.2.5 掌子面擠出變形

在隧道圍巖富水環境下, 掌子面的變形對隧道的穩定性有著關鍵性影響, 掌子面在施工過程中受到洞周和掌子面后方巖體向洞內方向的應力擠壓產生向隧道縱向的突出變形。 通過模擬隧道開挖得出上下臺階法施工過程中掌子的面變形情況, 以水頭高度40 m工況隧道開至雙向塑性區貫通時掌子面擠出變形為例, 見圖14。 由圖14 (a) 可見掌子面的擠出變形最大值集中在上下臺階的分界線中心位置, 不斷向隧洞周圍減少。 上臺階的最大擠出變形發生在臺階的中下部, 下臺階的最大擠出變形發生在臺階的中上部。 由圖14 (b) 可見掌子面變形范圍在掌子面后方呈半圓狀, 擠出變形量以掌子面上下臺階分界線中心位置沿隧道縱向呈圓弧狀逐漸減小。

圖14 水頭高度40 m 掌子面變形云圖(m)Fig.14 Cloud map of deformation of the face at a water head height of 40 m

對巖體干燥和不同水頭高度的6 種工況下隧道上下臺階掌子面隨開挖距離演變的擠出變形數據整理后進行對比, 見圖15。 開挖面與貫通區距離越大, 隧道掌子面擠出變形越小, 說明貫通區坍塌風險極高。 在貫通位置處, 擠出變形迅速降低, 是由于該部分原有擠出變形較大的巖體被挖除所致,

圖15 掌子面上下臺階隧開挖距離最大變形圖Fig.15 The maximum deformation diagram of the excavation distance of the upper and lower step tunnels on the face

擠出變形在隧道開挖由3 m 進尺至15 m 處轉為1 m 進尺時有一個很明顯的衰減趨勢, 表明隧道開挖進尺對掌子面的擠出變形穩定性有一定影響, 進尺的減小會提升掌子面的穩定性。 通過對比, 掌子面擠出變形隨水頭高度每增加10 m 平均增大0.77 mm, 這表明, 地下水的存在, 會顯著增大掌子面擠出變形,增加貫通區失穩風險。

由此可見, 地下水不僅會增大貫通區的突涌水量, 還會顯著增大隧道貫通區的擠出變形, 提高失穩風險, 因此因盡量避免在富水區域進行隧道貫通作業。

4 結論

本文依托福建莆炎高速公路文筆山1#隧道工程,基于滲流場—應力場耦合原理建立了破碎帶深埋隧道三維數值仿真模型, 研究了富水破碎帶中貫通隧道的力學特性, 主要結論如下:

1) 在拱腰圍巖處的最大主應力、 拱頂沉降與拱底隆起分別隨著水頭高度增加呈減小和增大趨勢; 塑性區隨著水頭高度的增加, 貫通距離增大, 掌子面擠出變形增大, 且開挖進尺的減小, 掌子面的穩定性越高。 隧道在開挖過程中孔隙壓力向隧洞周圍集中, 且隧道開挖面在初期支護及時封閉后孔隙水壓力趨于穩定。

2) 建立了隧道在破碎帶雙向掘進貫通的流固耦合仿真模型, 圍巖破碎, 孔隙率較大, 地下水會順著孔隙通道深入隧道內部, 表現為隧道周邊圍巖的孔隙水壓力迅速減小, 且隧道內突涌水風險及涌水量在貫通區最大, 隨距貫通點距離增大而減小。

3) 水頭高度每增加10 m, 掌子面擠出變形約增大0.77 mm, 地下水不僅會增大貫通區的突涌水量,還會顯著增大隧道貫通區的擠出變形, 提高失穩風險, 隧道應盡量避免在富水區域貫通。