基于水-巖相互作用的富水?dāng)鄬悠扑閹淼劳挥繛?zāi)害演化特征

馮應(yīng), 朱星宇, 張志強(qiáng)*

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 成都 610031; 2.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 成都 610031)

隨著交通隧道建設(shè)重心逐步向中西部山區(qū)推進(jìn),穿越巖溶、富水?dāng)鄬悠扑閹У葟?fù)雜地質(zhì)條件的隧道日漸增多,建設(shè)過程中,塌方、涌水、突泥等突發(fā)性地質(zhì)災(zāi)害頻發(fā),嚴(yán)重威脅隧道施工安全。據(jù)統(tǒng)計(jì)[1],在眾多的隧道地質(zhì)災(zāi)害事故中,富水的斷層破碎帶是引發(fā)突水突泥災(zāi)害常見地質(zhì)致災(zāi)構(gòu)造,占比達(dá)29%。隧道富水破碎地層段發(fā)生滲透破壞從而演變成為突水突泥災(zāi)害是一個(gè)多場(chǎng)相互作用的復(fù)雜行為。為了揭示富水破碎地層災(zāi)變機(jī)理,許多學(xué)者利用理論分析、室內(nèi)試驗(yàn)等多種手段進(jìn)行研究[2-3]。

在理論方面,Vietthuc[4]基于充填型突水構(gòu)造建立了三種失穩(wěn)模型,并對(duì)模型進(jìn)行了力學(xué)推導(dǎo)得到失穩(wěn)規(guī)律。李廷春等[5]基于力學(xué)理論建立了介質(zhì)為孔隙顆粒的滲流模型,并推導(dǎo)得到了滲流-變形耦合理論模型。周宗青[6]通過沙礫類介質(zhì)破壞規(guī)律,建立了滲流分析模型并提出了基于極限平衡分析的臨界災(zāi)變條件。李宗利等[7]建立了力學(xué)模型,得到了破裂巖體的臨界水壓公式。陳金剛等[8]基于差異充填介質(zhì)(脆性、彈塑性、塑性)條件下的破碎巖體滲流應(yīng)力特性,建立了相應(yīng)的滲流應(yīng)力數(shù)學(xué)模型。楊韜[9]根據(jù)損傷力學(xué)和統(tǒng)計(jì)強(qiáng)度理論,對(duì)現(xiàn)有真實(shí)破壞分析方法進(jìn)行擴(kuò)展細(xì)化,建立了能夠完整反應(yīng)巖石損傷-滲透-能量耗散的全路徑破壞分析方法。Wang等[10]利用水文地質(zhì)方法,通過改變巖體內(nèi)裂縫的分布規(guī)律和裂隙水的流動(dòng)路徑,從而影響地下水流動(dòng)規(guī)律來達(dá)到減緩施工時(shí)地下水涌向地下開挖臨空面的目的。

同時(shí),在室內(nèi)試驗(yàn)方面,很多學(xué)者依靠試驗(yàn)研究了富水?dāng)鄬悠扑閹凰荒酁?zāi)害機(jī)理[11-13]。馬丹等[14]基于自研破碎帶巖體流‐固耦合試驗(yàn)系統(tǒng),在多因素條件下進(jìn)行破碎巖體蠕變-沖蝕耦合試驗(yàn),將破碎巖體變質(zhì)量突水過程分為初始期、沖蝕主控期、蠕變主控期 3 個(gè)階段,得到了變質(zhì)量突涌災(zāi)害演化規(guī)律及主控因素。Wang等[15]在不同黏土含量和水壓條件下,進(jìn)行了富水?dāng)鄬悠扑榈貙油凰荒酁?zāi)害試驗(yàn),等到了災(zāi)害過程中涌水量和滲透率的變化規(guī)律。王美霞[16]基于自主研制的試驗(yàn)系統(tǒng),開展了不同地應(yīng)力和水壓加載梯度下的滲透破壞試驗(yàn),建立了破壞過程中孔隙率、滲透系數(shù)和水力梯度的關(guān)系,揭示了變孔隙率-變流態(tài)-變強(qiáng)度-變滲透性-變黏度的滲透破壞機(jī)理。

綜上,學(xué)者們主要針對(duì)富水破碎巖體隧道災(zāi)變機(jī)理及失穩(wěn)模式進(jìn)行了研究,很少考慮隧道與富水破碎帶空間位置關(guān)系的影響,且缺乏對(duì)隧道受開挖擾動(dòng)時(shí)各物理場(chǎng)時(shí)空演化規(guī)律的研究。因此,需進(jìn)一步研究水力連通耦合作用下的破碎巖體漸進(jìn)性失穩(wěn)過程?，F(xiàn)基于水-巖相互作用原理,采用3DEC離散元軟件,建立富水破碎帶隧道的三維離散元黏合塊體-裂隙流耦合模型,揭示不同破碎帶構(gòu)造形式和地下水賦存環(huán)境下突涌災(zāi)害演化特征,得到基于致災(zāi)構(gòu)造形式的隧道突涌破壞模式,進(jìn)而量化分析破碎帶構(gòu)造、地下水壓力等因素影響下的隧道突涌災(zāi)害程度。

1 工程概況

本文研究依托工程為沈陽(yáng)-白河(沈白)高速鐵路西谷隧道工程,隧道位于撫順市撫順縣附近,為單洞雙線隧道,起里程為DK79+042 ～ DK81+225,全長(zhǎng)2 183 m,隧道最大埋深約191.68 m, 隧道斷面如圖1所示。根據(jù)物探結(jié)果,DK79+300～DK79+325處存在斷層F1,巖體為混合花崗巖,片麻巖,強(qiáng)～弱風(fēng)化,節(jié)理裂隙極發(fā)育,巖體破碎軟弱,充填介質(zhì)呈角礫碎石狀松散結(jié)構(gòu);斷層F2穿越DK79+825 ～ DK79+875部位,節(jié)理裂隙發(fā)育,巖體呈碎塊狀,圍巖結(jié)構(gòu)為碎石狀壓碎結(jié)構(gòu),斷層具體位置如圖2所示。根據(jù)隧道超前地質(zhì)預(yù)報(bào)信息,在F1和F2斷層帶附近均會(huì)發(fā)生高等級(jí)的塌方和突水突泥風(fēng)險(xiǎn),隧道分段涌水量預(yù)測(cè)如表1所示。

表1 隧道分段涌水量預(yù)測(cè)表Table 1 Sectioned tunnel water inflow prediction table

圖1 隧道斷面圖Fig.1 Tunnel cross-section

圖2 西谷隧道典型區(qū)段地質(zhì)縱斷面圖Fig.2 Geological longitudinal section diagram of the typical section of Xigu Tunnel

2 3DEC流固耦合計(jì)算原理

2.1 滲流場(chǎng)對(duì)應(yīng)力場(chǎng)的影響

節(jié)理中的流體壓力會(huì)影響節(jié)理的正常變形,當(dāng)巖體中的節(jié)理在一定壓力下充滿流體時(shí),如圖3所示,節(jié)理的法向變形是巖體所受圍壓(或者正應(yīng)力)σn和流體壓力pp的線性組合函數(shù)。任何產(chǎn)生相同節(jié)理變形的圍壓和流體壓力組合被稱為節(jié)理的有效應(yīng)力σ′n。在孔隙體積不隨法向應(yīng)力和孔隙壓力變化的情況下,正應(yīng)力和水壓力的函數(shù)關(guān)系為

圖3 節(jié)理法向變形及應(yīng)力圖Fig.3 Joint normal deformation and stress diagram

(1)

式(1)中:vp為節(jié)理之間的空隙體積;P為水壓;βs為節(jié)理周圍巖石的壓縮系數(shù);第一項(xiàng)為由于圍巖引起的變形;第二項(xiàng)為由于水壓改變引起的裂隙變形。

有效應(yīng)力為

(2)

σ′n=σn+αpp

(3)

通過試驗(yàn),測(cè)得有效應(yīng)力系數(shù)α在0.5～1.0,對(duì)于表面粗糙的節(jié)理,取小值,反之取大值。

2.2 應(yīng)力場(chǎng)對(duì)節(jié)理隙寬的改變,從而影響巖體滲透性

巖體節(jié)理存在初始隙寬,在開挖等地下工程活動(dòng)的擾動(dòng)下,巖體變形導(dǎo)致節(jié)理的張開或者緊閉,從而改變節(jié)理的張開程度,如圖4所示。裂隙巖體中水主要在節(jié)理面流動(dòng),節(jié)理面的張開程度決定了巖體的滲透性。

圖4 巖塊變形導(dǎo)致節(jié)理隙寬變化圖Fig.4 Changes in joint gap width caused by rock block deformation

定義裂隙um為節(jié)理平均隙寬,是變形的一個(gè)函數(shù),結(jié)合立方定律可知用于計(jì)算巖石裂縫中流量的水力開度uh是力學(xué)裂隙um的函數(shù),即

(4)

進(jìn)一步的,變形后的水力開度與初始水力開度uh0以及節(jié)理變形程度有關(guān),即

uh=fum=uh0+fΔum

(5)

再根據(jù)水力傳導(dǎo)率kH,即

(6)

(7)

式中:φ為水頭高度;ρ為水的密度;μ為水的黏度,g為重力加速度;F為校正因子;f=1/F1/3,表示節(jié)理面粗糙度對(duì)節(jié)理裂隙水流動(dòng)的影響,當(dāng)節(jié)理較光滑時(shí),該值取1.0,若較粗糙,該值要小于1.0。

2.3 力學(xué)變形對(duì)孔隙水壓的影響

在巖塊發(fā)生力學(xué)變形之后,若裂隙中充滿水且無法排除,如圖5所示,巖塊對(duì)裂隙中水存在擠壓作用,這將產(chǎn)生超靜孔隙水壓力。如果巖塊變形使得對(duì)裂隙水的作用逐漸變小,這還會(huì)伴隨著超靜孔隙水壓的消散。

圖5 巖塊變形引起孔隙水壓改變示意圖Fig.5 Changes in pore-pressure caused by rock block deformation

可壓縮流體在可變形巖石裂隙中的連續(xù)性方程為

(8)

式(8)中:qi,j為流速;u為隙寬;Kw為體積模量;t為時(shí)間。通常節(jié)理裂隙寬不僅與節(jié)理面剛度以及水壓p有關(guān),還受大體積巖塊的力學(xué)變形影響。

3 富水破碎帶隧道災(zāi)害演化過程

3.1 模型建立及參數(shù)選取

基于3DEC離散元軟件,引入黏合塊體模型(bonded block modeling, BBM)分析破碎巖體內(nèi)部裂隙擴(kuò)展和貫通及失穩(wěn)過程。BBM是3DEC的一種分析巖體裂縫擴(kuò)展和巖體破碎的方法,圍巖的破碎和滲流均發(fā)生在BBM塊體間的接觸上,接觸呈彈-塑性狀態(tài)。結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況,建立三維離散裂隙滲流模型如圖6所示,模型長(zhǎng)90 m、寬30 m、高90 m(上覆土重50 m)。約束左右前后邊界法向位移,上邊界為應(yīng)力邊界,水位面依工況而定,且假設(shè)水源補(bǔ)給充足。相關(guān)物理力學(xué)參數(shù)取值具體如表2和表3所示。

表2 巖石塊體和節(jié)理面力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of rock blocks and joint

表3 滲流流體參數(shù)Table 3 Seepage fluid parameters

圖6 三維模型示意圖Fig.6 3D model diagram

3.2 工況設(shè)置

為研究不同富水破碎帶的構(gòu)造形式和賦存特征對(duì)隧道開挖穩(wěn)定性的影響,結(jié)合西谷隧道斷層帶附近實(shí)際水頭約為60 m,擬定破碎帶傾角45°、90°、-45°,賦存水壓力30、60、90 m水頭組合工況展開分析,共計(jì)9種工況,如表4所示。

表4 工況設(shè)置表Table 4 Working conditions

3.3 結(jié)果分析

3.3.1 破碎帶傾角45°

當(dāng)破碎帶傾角和隧道縱向呈45°相交時(shí),掌子面在Y=10 m時(shí)仰拱位置開始揭露富水破碎帶,選取60 m水頭下掌子面開挖至Y=10、12、14 m時(shí)云圖結(jié)果說明該種地質(zhì)構(gòu)造下突涌災(zāi)害的演化過程,選取開挖至最危險(xiǎn)斷面(Y=14 m)時(shí)不同水位高度下云圖結(jié)果說明破碎帶賦存環(huán)境對(duì)突涌災(zāi)害程度的影響。

由圖7可知,破碎帶傾角為45°時(shí),在開挖逼近富水破碎帶的過程中,由于掌子面底部先揭露破碎帶,圍巖的變形整體上以底部為主。60 m賦存水頭下,進(jìn)尺10 m時(shí),掌子面底部變形逐漸突出,進(jìn)尺12 m時(shí),掌子面底部已有2 m范圍揭露富水破碎帶,此時(shí)變形量和變形區(qū)域顯著增大,正常圍巖沿著兩種地層的交界面向掌子面整體滑移,進(jìn)尺14 m時(shí),掌子面底部溜塌變形進(jìn)一步加劇,同時(shí)變形區(qū)域迅速向掌子面超前核心土內(nèi)部擴(kuò)展,導(dǎo)致掌子面大面積失穩(wěn)。

圖7 破碎帶傾角45°時(shí)圍巖位移Fig.7 Displacement of surrounding rock at aninclination of 45°

進(jìn)一步對(duì)比賦存30、60、90 m水頭時(shí)圍巖穩(wěn)定性發(fā)現(xiàn),不同水頭下隧道開挖突涌災(zāi)害的表現(xiàn)形式大致相同,僅僅在變形極值和溜塌范圍大小存在差異,水頭越大突涌災(zāi)害程度也越大。

在隧道開挖擾動(dòng)下,引起圍巖變形和裂隙擴(kuò)展,此時(shí)給地下水滲流提供了優(yōu)勢(shì)渠道,具體地下水流失速率情況如圖8所示。

圖8 破碎帶傾角45°時(shí)地下水流失速率Fig.8 Groundwater loss rate at 45° inclination of the fracture zone

由圖8可以看出,由于圍巖變形引起節(jié)理裂隙張開,地層滲水能力增大,同時(shí)隧道開挖為地下水提供了出水口,開挖面和富水地層間形成了良好的滲水通道。隨著掌子面進(jìn)尺的增加,水通道范圍以掌子面底部為中心,逐步沿著破碎帶深處呈扇形擴(kuò)展,且最大水流速也不斷增大。同時(shí)對(duì)比不同水頭下地下水流失情況發(fā)現(xiàn),無論是水通道的范圍還是最大流失速率,均隨著水頭的增大而增大,但整體形式依然表現(xiàn)為掌子面底部的流失最為嚴(yán)重。

為量化研究該種富水破碎帶構(gòu)造下的突涌過程以及不同賦存環(huán)境下的突涌程度,分別提取不同時(shí)步和不同水頭下圍巖的最大變形以及裂縫面積數(shù)據(jù),繪制曲線圖如圖9和圖10所示。

圖9 破碎帶傾角45°圍巖最大位移曲線Fig.9 The maximum displacement curve of the surrounding rock at an inclination of 45°

圖10 破碎帶傾角45°圍巖最大位移曲線 Fig.10 Fracture area curve of the surrounding rock at an inclination of 45°

觀察圍巖位移值可知,在隧道開挖距離小于8 m時(shí),位移值在7～10 cm,隨著開挖距離的增大變化較小,而開挖10 m后,位移增長(zhǎng)變化顯著。以60 m水頭為例,開挖10、12、14 m時(shí)最大位移量分別為9.3、18.7、40.1 cm,增長(zhǎng)率分別為101%和114%,說明掌子面揭露富水破碎帶的范圍能夠顯著影響圍巖的變形。進(jìn)一步對(duì)比不同水頭下圍巖變形情況發(fā)現(xiàn),水頭越大,在揭露破碎帶后圍巖的變形量越大。30、60、90 m水頭開挖至14 m后圍巖最大變形分別為28.7、40.1、46.3 cm,變化差值為11.4 cm和6.2 cm,說明水頭和圍巖變形并不表現(xiàn)為簡(jiǎn)單的線性關(guān)系。

觀察圍巖裂隙面積可知,和圍巖變形的規(guī)律相似,裂隙面積在開挖距離小于10 m時(shí),整體上隨開挖距離表現(xiàn)為線性增長(zhǎng),水頭越大斜率越大。在開挖超過10 m后,面積顯著增大,以60 m水頭為例,開挖10、12、14 m時(shí)裂隙面積分別為605.4、914.1、1 481.4 m2,增長(zhǎng)幅度為51%和62%。同理觀察30、60、90 m水頭開挖至14 m后圍巖裂隙面積分別為915.4、1 481.4、1 936.8 m2,變化量為566、455.4 m2,增長(zhǎng)幅度不如圍巖變形是因?yàn)槊娣e是累計(jì)統(tǒng)計(jì)量,其變化幅度實(shí)質(zhì)上表征的是裂隙擴(kuò)展的范圍,并非單裂隙擴(kuò)展程度。

3.3.2 破碎帶傾角90°

當(dāng)破碎帶傾角和隧道縱向呈90°相交時(shí),掌子面在Y=15 m處全斷面揭露富水破碎帶,同樣根據(jù)計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn),掌子面離破碎帶較遠(yuǎn)時(shí),位移較為相近,選取60 m水頭下掌子面開挖至Y=12、14、15 m時(shí)云圖結(jié)果說明突涌災(zāi)害的演化過程,選取開挖至最危險(xiǎn)斷面(Y=15 m)時(shí)不同水位高度下云圖結(jié)果說明破碎帶賦存環(huán)境對(duì)突涌災(zāi)害程度的影響,具體圍巖變形情況如圖11所示。由圖11可知,不同于破碎帶傾角45°,該種富水破碎帶構(gòu)造下的突涌破壞表現(xiàn)為掌子面整體擠出,在地應(yīng)力和地層水壓的雙層作用下,掌子面下半部的變形量要略大于上半部。賦存水頭60 m下,在開挖12 m以前,由于距離富水破碎段仍然有一定距離,掌子面擠出位移僅略大于仰拱隆起值,開挖14 m時(shí),掌子面擠出效果凸顯,要遠(yuǎn)大于仰拱隆起,開挖至15 m揭露破碎帶時(shí),掌子面擠出進(jìn)一步加劇,圍巖變形范圍向破碎帶內(nèi)迅速擴(kuò)展,產(chǎn)生明顯的突涌現(xiàn)象。

圖11 破碎帶傾角90°時(shí)圍巖位移Fig.11 Displacement of the surrounding rock at an inclination of 90°/m

同理,在隧道開挖擾動(dòng)下,形成了地下水滲流優(yōu)勢(shì)渠道,地下水流失速率情況如圖12所示。由圖12可以看出,地下水流失速率顯著變化的區(qū)域集中在以掌子面為中心的扇形區(qū)域內(nèi)。在隔水層大于3 m時(shí),富水帶內(nèi)水幾乎不會(huì)流失,當(dāng)隔水層小于1 m后,圍巖變形引起裂隙加劇發(fā)展,掌子面前方巖體裂隙形成了良好的滲水通道。隨著掌子面進(jìn)尺的增加,水通道范圍沿著破碎帶深處呈扇形擴(kuò)展,通過對(duì)比不同水頭下地下水流失情況發(fā)現(xiàn),無論是水通道的范圍還是最大流失速率,均隨著水頭的增大而增大,但整體形式依然表現(xiàn)為隧道開挖輪廓線處流失最為嚴(yán)重。

圖12 破碎帶傾角90°時(shí)地下水流失速率Fig.12 Groundwater loss rate at 90° inclination of the fracture zone

為量化研究該種富水破碎帶構(gòu)造下的突涌過程以及不同賦存環(huán)境下的突涌程度,分別提取不同時(shí)步和不同水頭下圍巖的最大變形以及裂縫面積數(shù)據(jù),繪制曲線圖如圖13和圖14所示。

圖13 破碎帶傾角90°圍巖最大位移曲線Fig.13 The maximum displacement curve of the surrounding rock at an inclination of 90°

圖14 破碎帶傾角90°圍巖裂隙面積曲線Fig.14 Fracture area curve of the surrounding rock at an inclination of 90°

觀察圍巖位移值可知,在隧道開挖距離小于12 m時(shí),位移值在5～10 cm,開挖14 m后,位移開始變化顯著。以60 m水頭為例,開挖12、14、15 m時(shí)最大位移量分別為7.7、20.1、51.1 cm,說明隔水巖層的厚度能夠顯著影響圍巖的變形。對(duì)比不同水頭下圍巖變形情況,仍然是水頭越大,在揭露破碎帶后圍巖的變形量越大。此外,觀察30 m水頭下開挖14 m時(shí)的位移發(fā)現(xiàn),該水頭下1 m的隔水層就能較好地控制突涌災(zāi)害的發(fā)生。

同理,觀察圍巖裂隙面積可知,裂隙面積在開挖距離小于12 m時(shí),整體上隨開挖距離表現(xiàn)為線性增長(zhǎng)。在開挖超過12 m后,面積顯著增大,同樣以60 m水頭為例,開挖12、14、15 m時(shí)裂隙面積分別為904.6、1 357.5、1 947.1 m2。同理觀察30、60、90 m水頭開挖至14 m后圍巖裂隙面積分別為1 327.5、1 947.1、2 443.2 m2,變化量為619.6、496.1 m2。

3.3.3 破碎帶傾角-45°

當(dāng)破碎帶傾角和隧道縱向呈-45°相交時(shí),掌子面在Y=12 m時(shí)于拱頂位置處揭露富水破碎帶,同樣,選取60 m水頭下掌子面開挖至Y=8、10、12 m時(shí)云圖結(jié)果說明此類型構(gòu)造下突涌災(zāi)害的演化過程,選取開挖至最危險(xiǎn)斷面(Y=12 m)時(shí)不同水位高度下云圖結(jié)果說明破碎帶賦存環(huán)境對(duì)突涌災(zāi)害程度的影響。

由圖15可知,不同于上述兩種破碎帶構(gòu)造形式,該種構(gòu)造下的突涌破壞表現(xiàn)為掌子面上部圍巖垮塌,主要發(fā)生靠近掌子面的已開挖位置上部圍巖,由于開挖后應(yīng)力釋放以及水荷載同時(shí)作用,掌子面上部到富水破碎帶距離內(nèi)圍巖整體由拱頂位置向隧道內(nèi)部掉落。賦存水頭60 m下,開挖8 m時(shí),由于距離富水破碎段有一定距離,拱頂位置處位移只是略大于其余位置,此時(shí)處于災(zāi)害醞釀階段;開挖10 m時(shí),拱部和掌子面上部變形突出,遠(yuǎn)大于其他位置處,且整體呈垮塌狀,此時(shí)突涌災(zāi)害凸顯;開挖至12 m揭露破碎帶時(shí),圍巖垮塌程度進(jìn)一步擴(kuò)大,變形區(qū)域更多的集中于垮塌范圍內(nèi),此時(shí)突涌災(zāi)害迅速發(fā)展。

圖15 破碎帶傾角-45°時(shí)圍巖位移Fig.15 Displacement of the surrounding rock at an inclination of -45°

同理,具體地下水流失速率情況如圖16所示。由圖16可以看出,60 m水頭下開挖8 m時(shí),圍巖變形形成了局部滲水通道,此時(shí)滲水的區(qū)域和量值均較小;開挖至10 m時(shí),拱部圍巖已經(jīng)發(fā)生垮塌,滲水通道迅速發(fā)展,并向拱部更深處擴(kuò)展,且滲流量值也較大,突涌災(zāi)害顯現(xiàn);進(jìn)一步開挖至12 m時(shí),滲水通道并沒有明顯的擴(kuò)展,這是由于開挖至10 m時(shí)圍巖上部已經(jīng)接近完全垮塌,滲水通道已經(jīng)成型。對(duì)比不同水頭下地下水流失情況,高水頭情況更容易形成更大范圍的滲水通道,且隨著水頭的增大表現(xiàn)為以拱頂部為中心的扇形擴(kuò)展。

圖16 破碎帶傾角-45°時(shí)地下水流失速率Fig.16 Groundwater loss rate at -45° inclination of the fracture zone

為量化研究不同該種富水破碎帶構(gòu)造下的突涌過程以及不同賦存環(huán)境下的突涌程度,分別提取不同時(shí)步和不同水頭下圍巖的最大變形以及裂縫面積數(shù)據(jù),繪制曲線圖如圖17和圖18所示。

圖17 破碎帶傾角-45°圍巖最大位移曲線Fig.17 The maximum displacement curve of the surrounding rock at an inclination of -45°

圖18 破碎帶傾角-45°圍巖裂隙面積曲線Fig.18 Fracture area curve of the surrounding rock at an inclination of -45°

觀察圍巖位移值可知,在隧道開挖距離小于8 m時(shí),此時(shí)距離富水破碎帶較遠(yuǎn),圍巖最大位移值在5～8 cm且?guī)缀醪浑S開挖距離的增大而改變,而開挖10 m后,位移開始變化顯著。以60 m水頭為例,開挖8、10、12 m時(shí)最大位移量分別為7.4、16.0、42.3 cm,增長(zhǎng)率分別為116%和364%,說明該種構(gòu)造下掌子面距離富水破碎帶2 m時(shí)就已經(jīng)發(fā)展形成了明顯的突涌災(zāi)害。進(jìn)一步對(duì)比不同水頭下圍巖變形情況發(fā)現(xiàn),水頭越大,造成的突涌垮塌程度也更顯著,30、60、90 m水頭開挖至14 m后圍巖最大變形分別為16.4、42.3、53.8 cm,變化差值為25.9 cm和11.5 cm,同樣說明水頭和圍巖變形并不表現(xiàn)為簡(jiǎn)單的線性關(guān)系。進(jìn)一步觀察30 m水頭下開挖10 m時(shí),相較于開挖8 m,圍巖變形并沒有顯著增大,說明此時(shí)突涌災(zāi)害還未形成,掌子面在距離破碎帶2 m處就能在30 m的水荷載下維持圍巖穩(wěn)定。

同理,觀察圍巖裂隙面積可知,在開挖距離小于8 m時(shí),整體上隨開挖距離表現(xiàn)為線性增長(zhǎng),水頭越大斜率越大。當(dāng)開挖超過10 m后,面積顯著增大,同樣以60 m水頭為例,開挖8、10、12 m時(shí)裂隙面積分別為714.4、953.6、1 732.5 m2,增長(zhǎng)幅度為33%和82%,說明該種形式的破碎帶構(gòu)造下,突涌災(zāi)害更加突發(fā)。觀察30、60、90 m水頭開挖至14 m后圍巖裂隙面積分別為1141.7、1 732.5、2 247.8 m2,變化量為590.8、515.3 m2。

4 結(jié)論

依托沈白高鐵西古隧道,對(duì)穿越富水型斷層破碎帶隧道的開挖過程采用3DEC離散元軟件進(jìn)行模擬,基于流固耦合作用下圍巖的力學(xué)和滲流響應(yīng)研究了不同構(gòu)造形式和賦存環(huán)境的破碎帶下隧道開挖突涌災(zāi)害過程以及災(zāi)害程度,得出如下結(jié)論。

(1)引入黏合塊體模型(BBM)研究了富水破碎帶隧道災(zāi)發(fā)過程,得到隧道突涌災(zāi)害演化過程可概述為:隧道開挖圍巖擾動(dòng)—破碎巖體裂隙發(fā)展—致災(zāi)滲水通道形成及擴(kuò)展—突涌災(zāi)害發(fā)生。

(2)不同的富水破碎帶構(gòu)造形式引起的突涌災(zāi)變模式存在顯著差異,破碎帶傾角為45°時(shí),突涌災(zāi)害整體表現(xiàn)為破碎巖體沿掌子面下部溜塌涌入隧道,在掌子面底部初次揭露富水破碎帶后突涌災(zāi)害開始顯現(xiàn);破碎帶傾角為90°時(shí),突涌災(zāi)害表現(xiàn)為掌子面前上方圍巖整體向掌子面擠出,在還未揭露破碎帶時(shí)突涌災(zāi)害就開始顯現(xiàn);破碎帶傾角為-45°時(shí),突涌災(zāi)害表現(xiàn)為隧道拱頂處圍巖垮塌,在距離破碎帶更遠(yuǎn)處突涌災(zāi)害便會(huì)顯現(xiàn),且表現(xiàn)出明顯的突發(fā)性。

(3)各種構(gòu)造形式的富水破碎帶突涌災(zāi)害程度均隨著水頭的增大而加劇,其中破碎帶傾角45°時(shí),災(zāi)害變化程度隨水頭高度相對(duì)平緩;傾角90°時(shí),突涌災(zāi)害程度最為嚴(yán)重,其突發(fā)程度和水頭高度的關(guān)系較弱,更多的和隔水層厚度相關(guān);破碎帶傾角為-45°時(shí),災(zāi)害突發(fā)程度和水頭高度的關(guān)系最為密切。