邵 迅, 姚華彥, 張振華, 盧坤林, 胡 眾

(1.合肥工業(yè)大學 土木工程結(jié)構(gòu)與材料安徽省重點實驗室,安徽 合肥 230009; 2.深圳中海建筑有限公司,廣東 深圳 518005)

合肥地鐵盾構(gòu)隧道下穿河道施工數(shù)值模擬分析

邵 迅1,2, 姚華彥1, 張振華1, 盧坤林1, 胡 眾1

(1.合肥工業(yè)大學 土木工程結(jié)構(gòu)與材料安徽省重點實驗室,安徽 合肥 230009; 2.深圳中海建筑有限公司,廣東 深圳 518005)

文章針對合肥地鐵1號線盾構(gòu)下穿南淝河存在的安全隱患,基于流固耦合原理與有限差分方法,采用 FLAC3D對隧道盾構(gòu)開挖流固耦合效應(yīng)進行模擬,分析了盾構(gòu)推進過程中隧道周邊土體孔隙水壓力規(guī)律、豎向應(yīng)力場、拱頂沉降等。研究表明:盾構(gòu)開挖導(dǎo)致隧道拱頂及兩側(cè)土體孔隙水壓力明顯降低,地下水在水壓力的驅(qū)動下向拱頂與兩側(cè)流動,這些部位容易出現(xiàn)危險,要防止涌水事故的發(fā)生;考慮流固耦合后,圍巖豎向應(yīng)力值變大,最大拉應(yīng)力與壓應(yīng)力均變大,隧道周邊局部圍巖出現(xiàn)較大的應(yīng)力集中現(xiàn)象，對隧洞安全不利,拱頂豎向位移增大,豎向位移在水平方向從隧道中心向兩側(cè)不斷減小,而土體后期固結(jié)沉降占最終沉降的比例達到30%,要加強后期監(jiān)測,防止沉降過大影響隧道安全。

流固耦合;盾構(gòu)隧道;數(shù)值模擬;應(yīng)力;沉降

盾構(gòu)隧道施工中,盾構(gòu)機掘進會使圍巖的應(yīng)力場進行應(yīng)力重分布,整個圍巖的滲流場相應(yīng)地發(fā)生改變;而圍巖滲流場產(chǎn)生的滲流作用力改變也會影響圍巖的應(yīng)力場分布,兩者相互影響[1]。巖土體的應(yīng)力場和滲流場相互耦合作用,將對地層的穩(wěn)定性造成不良影響,甚至可能危及隧道周圍建筑物及地面交通的安全[2]。國內(nèi)外研究者對隧道工程中的流固耦合問題進行了較為深入的研究。在理論方面,文獻[3]考慮地下水滲流場的作用,得到了滲流場作用下圍巖與襯砌的應(yīng)力和位移解析計算式。在數(shù)值分析方面,文獻[4]研究了盾構(gòu)隧道施工引起的地面沉降及孔隙水壓力分布規(guī)律;文獻[5-9]采用三維有限元方法建立了滲流場與應(yīng)力場的耦合計算模型,研究了隧道開挖過程的水-力耦合效應(yīng),并將結(jié)果應(yīng)用到工程的設(shè)計中。

合肥地鐵1號線已開工建設(shè),盾構(gòu)機即將下穿南淝河,為了保障在下穿南淝河過程中盾構(gòu)施工的安全,本文以合肥地鐵1號線大東門站—蕪湖路站區(qū)間盾構(gòu)掘進工程為例,通過FLAC3D模擬隧道盾構(gòu)開挖過程,研究了盾構(gòu)掘進過程中模型孔隙水壓力變化規(guī)律、隧洞的豎向應(yīng)力、豎向變形等規(guī)律,為該段隧道的掘進施工提供技術(shù)參考。

1 工程概況

地層分布及隧道相對位置典型剖面圖如圖1所示。

圖1 地層典型剖面圖

擬建場地區(qū)間上層覆土主要為黏土及粉砂土,巖層主要為中和強風化泥質(zhì)砂巖,由于區(qū)間隧道未穿越土層,對區(qū)間隧道影響較大的只有強風化泥質(zhì)砂巖、中風化泥質(zhì)砂巖,該巖層屬泥質(zhì)膠結(jié),具有遇水易軟化、崩解的特性。當有外部水源或地下水下滲至該巖層,在盾構(gòu)機掘進擾動的條件下,容易造成風化巖呈泥狀破壞。隧洞拱頂距南淝河河床約14 m,上覆土層為粉土和強風化泥質(zhì)砂巖,這些地層都具有一定的滲透性,在施工擾動情況下,可能在上覆地層中形成裂縫,河水會灌入隧道中,引起嚴重的安全事故。

2 流固耦合理論及模型的建立

2.1 流固耦合理論基礎(chǔ)

FLAC方法求解流固耦合問題時,將巖土體視為多孔介質(zhì),流體在孔隙介質(zhì)中的流動依據(jù)Darcy定律,流固耦合過程滿足Biot方程。流體在多孔介質(zhì)中流動時,主要引起孔隙水壓力、飽和狀態(tài)和滲透流量的改變,可通過流體質(zhì)點平衡方程與Darcy定律來描述流體的流動;本構(gòu)方程主要表現(xiàn)為孔隙壓力、飽和狀態(tài)、體積應(yīng)變變化關(guān)系,進而實現(xiàn)流體-固體之間的耦合。

對于小變形,流體質(zhì)點平衡方程為:

(1)

其中,qi,i為滲流速度;qv為被測體積的流體源強度;ζ為單位體積孔隙介質(zhì)的流體體積變化量。

(2)

其中,M為Biot模量;p為孔隙壓力;α為Biot系數(shù);ε為體積應(yīng)變;T為溫度;β為考慮流體和顆粒熱膨脹系數(shù)。

流體的運動用Darcy定律來描述,對于均質(zhì)、各向同性固體和流體密度是常數(shù)情況,有

(3)

其中,k為介質(zhì)的滲透系數(shù);ρf為流體的密度;gj(j=1,2,3)為重力加速度的分量。

體積應(yīng)變的改變引起流體孔隙壓力的變化,反過來,孔隙壓力的變化也會導(dǎo)致體積應(yīng)變的發(fā)生。孔隙介質(zhì)本構(gòu)方程的增量形式為:

(4)

應(yīng)變率和速度梯度之間的關(guān)系為:

(5)

其中,vi,j、vj,i為介質(zhì)中某點的速度。

在計算中有4種類型的邊界條件,分別是:① 給定孔隙水壓力;② 給定邊界外法線方向流速分量;③ 透水邊界;④ 不透水邊界。不透水邊界為程序中默認,透水邊界采用(6)式,即

(6)

其中,qn為邊界外法線方向流速分量;h為滲漏系數(shù);p為邊界面處的孔隙水壓力;pe為滲流出口處的孔隙水壓力。

2.2 數(shù)值網(wǎng)格模型

本文數(shù)值模擬選取里程為K7+268—K7+118路段,擬建線路在里程約為K7+150—K7+210段下穿南淝河。南淝河寬約60 m,水面標高10.2 m。數(shù)值計算模型的范圍為:順隧道軸線方向長度取150 m,高程方向取50 m,順南淝河方向取61 m。

有限元模型單元為六面體等參單元,共劃分331 827個單元,包含352 134個節(jié)點。模型局部剖面圖如圖2所示。

圖2 模型剖面圖

2.3 初始條件與邊界條件

(1) 初始條件。初始滲流條件為南淝河水位為10.2 m條件下的初始孔壓場,初始應(yīng)力條件

為南淝河水位為10.2 m條件下自重應(yīng)力場。

(2) 邊界條件。南淝河河水與岸坡表面基礎(chǔ)位置為水頭邊界,盾構(gòu)掘進掌子面孔壓為0,盾構(gòu)掘進過程中未注漿前的掘進段表面孔壓為0;模型底面是基巖,滲透性很小,可認為是不透水邊界;模型四周有穩(wěn)定的地下水位,模型四周邊界為水頭邊界。模型上表面為自由面,模型前、后、左、右側(cè)邊界施加水平法向約束,模型底面施加豎向法向約束。

2.4 本構(gòu)模型和屈服準則

低應(yīng)力條件下巖土體(含注漿材料)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系基本符合理想彈塑性模型,屈服規(guī)律符合Mohr-Coulomb屈服準則。因此,在本次數(shù)值模擬計算分析過程中,巖土體的本構(gòu)模型取彈塑性模型,屈服準則選取Mohr-Coulomb屈服準則。管片、樁等在外荷載作用下,其變形主要處于彈性階段,其本構(gòu)模型采用線彈性本構(gòu)模型。

2.5 計算參數(shù)

根據(jù)工程地質(zhì)詳勘報告及類似工程類比,數(shù)值模擬計算時,地下水體積模量為200 MPa,密度為1 000 kg/m3;管片密度為2 500 kg/m3,彈性模量為30 GPa,泊松比為0.17;注漿體密度為2 400 kg/m3,彈性模量為4 MPa,內(nèi)摩擦角為25°,黏聚力為15 kPa,泊松比為0.30。其他計算參數(shù)取值見表1所列。

表1 部分計算參數(shù)

2.6 盾構(gòu)隧道施工力學過程的數(shù)值實現(xiàn)

將盾構(gòu)推進簡化成一個非連續(xù)的推進過程,并用改變單元材料類型和參數(shù)的方法來反映盾構(gòu)的推進,模擬計算前,先在模型里預(yù)設(shè)隧道開挖單元、管片單元及注漿體單元。盾構(gòu)推進時,假設(shè)盾構(gòu)一步一步跳躍式向前推進,每次向前推進一定的長度,使用model null命令去掉開挖土體,隧道土體開挖后及時改變相應(yīng)單元的材料模型和參數(shù)來模擬管片和注漿體。

3 盾構(gòu)穿河施工對巖土體的影響分析

結(jié)合目前實際的施工進度,盾構(gòu)下穿南淝河數(shù)值模擬時先開挖右線隧道,開挖完畢后再開挖左線隧道;雙線隧道共200步開挖完畢,每步1.5 m,1～100步開挖右線隧道,101～200步開挖左線隧道。盾構(gòu)機在非南淝河段掘進過程中,開挖進度定為每天7步(10.5 m),而盾構(gòu)機下穿南淝河過程中,開挖進度為每天5步(7.5 m)。

3.1 滲流場分布

盾構(gòu)開挖導(dǎo)致土體的應(yīng)力場重分布,土體的滲流場相應(yīng)地發(fā)生改變,以K7+180右洞所在斷面為研究對象,選取若干節(jié)點作為孔隙水壓力監(jiān)測點,監(jiān)測點分布如圖3所示。隨著盾構(gòu)機在右線隧道掘進過程中孔隙水壓力隨埋深的分布規(guī)律變化情況,如圖4所示。K7+180斷面右隧洞拱頂距南淝河河床埋深14 m,南淝河河床孔隙水壓力固定為0.05 MPa。

圖3 孔隙水壓力監(jiān)測點分布

圖4 隨盾構(gòu)機推進孔隙水壓力隨埋深分布曲線

由圖4可以發(fā)現(xiàn),開挖前,孔隙水壓力基本隨埋深的增大線性增大,隨著盾構(gòu)機的推進,開挖面離K7+180斷面越來越近,當兩者間距10.5 m,埋深8 m以上的孔隙水壓力開始有所降低,兩者間距減至4.5 m后,埋深5 m以上的孔隙水壓力進一步降低,埋深8 m以上的孔隙水壓力分布已經(jīng)和埋深不呈線性關(guān)系,埋深12～14 m的孔隙水壓力值基本一樣。當盾構(gòu)機剛好穿過K7+180斷面右隧洞時,隧洞上方的孔隙水壓力已開始進一步降低,孔隙水壓力在埋深9 m處最大,埋深9 m以上的孔隙水壓力反而降低,拱頂處孔隙水壓力由最初的0.19 MPa降至0.02 MPa,這個時間段拱頂孔隙水壓力降低最快最大,此時的孔隙水壓力比初始值小了近90%。當開挖面離開K7+180斷面4.5 m時,隧洞上方孔隙水壓力繼續(xù)降低,孔隙水壓力在埋深7.5 m處最大;埋深增加,孔隙水壓力反而降低。開挖面離開15.0 m后,各點孔隙水壓力繼續(xù)小幅降低,待右線隧道開挖完畢(開挖面離開斷面60.0 m),孔隙水壓力又降低,但是降幅很小,說明后期孔隙水壓力的變化不大。右線隧道開挖完畢后,隨著埋深的增大,孔隙水壓力降低,孔隙水壓力分布規(guī)律與開挖前完全不同,這是因為隧洞開挖改變了原始滲流場,隧洞周邊的孔隙水壓力降低。

K7+145斷面在隧道開挖貫通后的孔隙水壓力等值線云圖如圖5所示(單位為Pa)。由于開挖擾動,巖土體孔隙水壓力重新分布,隧道周邊孔隙水壓力開始下降,計算軟件程序中設(shè)定開挖部分孔隙水壓力為0,遠場地下水在孔隙水壓力的驅(qū)動下向開挖臨空面流動,最終在隧道表面附近呈現(xiàn)類似降水漏斗型的穩(wěn)態(tài)分布,這與文獻[10]的結(jié)論一致。

K7+145斷面地下水滲流場流動矢量分布規(guī)律如圖6所示,可見隧道開挖完畢后,地下水快速向隧道內(nèi)部滲透,拱頂與兩側(cè)流動矢量分布更為密集,說明滲透部位主要集中在拱頂與兩側(cè),這些部位容易出現(xiàn)危險,若施工不當,很可能引發(fā)涌水,在開挖過程中要重點關(guān)注。

圖5 孔隙水壓力分布

3.2 應(yīng)力場分布

盾構(gòu)隧道施工中,盾構(gòu)機掘進會使圍巖的應(yīng)力場進行應(yīng)力重分布,整個圍巖的滲流場相應(yīng)地發(fā)生改變;而圍巖滲流場產(chǎn)生的滲流作用力改變也會影響圍巖的應(yīng)力場分布。因此,是否考慮流固耦合直接影響圍巖的應(yīng)力場分布?？紤]流固耦合和不考慮流固耦合2種情況下隧道開挖后圍巖豎直方向的應(yīng)力如圖7所示(單位為Pa)。

從圖7可以看出,在2種情況下,隧道的開挖都導(dǎo)致了巖體內(nèi)部應(yīng)力場重新分布,隧道周邊局部圍巖出現(xiàn)較大的應(yīng)力集中現(xiàn)象,隧洞兩側(cè)局部出現(xiàn)較高壓應(yīng)力,而隧洞拱頂出現(xiàn)較小的拉應(yīng)力,拱底處豎向總應(yīng)力值較小。

與不考慮滲流時的圍巖應(yīng)力場相比,考慮滲流時圍巖應(yīng)力分布相似,但是豎向應(yīng)力值變大,最大拉應(yīng)力及壓應(yīng)力也變大。K7+185斷面,最大拉應(yīng)力由0.016 MPa升至0.039 MPa,最大壓應(yīng)力由0.97 MPa升至1.17 MPa;K7+155斷面,最大拉應(yīng)力由0.016 MPa升至0.092 MPa,最大壓應(yīng)力由1.04 MPa升至1.26 MPa。出現(xiàn)這個現(xiàn)象主要是由于隧道開挖后滲流場發(fā)生變化,進而導(dǎo)致應(yīng)力場變化。

3.3 隧道拱頂沉降

盾構(gòu)開挖會使原來的土體平衡狀態(tài)受到破壞,圍巖就會產(chǎn)生移動。隧洞拱頂豎向位移直接關(guān)系到隧道的安全,在盾構(gòu)施工中,要及時監(jiān)控拱頂位置土體的豎向位移,采取措施加以控制。為了研究拱頂豎向位移在盾構(gòu)開挖過程中的變化規(guī)律,在K7+185斷面右洞(對應(yīng)開挖第59步)拱頂和拱頂兩側(cè)共設(shè)定7個測點,每個測點高程一樣,水平間距為3 m,其中1個點位于拱頂處,其余6個點分別位于拱頂兩側(cè)。隨盾構(gòu)機推進,測點位移變化曲線如圖8所示。

圖8 隨盾構(gòu)機推進隧洞周邊測點位移曲線

由圖8可知,考慮流固耦合后,豎向位移明顯增大;豎向位移在水平方向從隧道中心向兩側(cè)不斷減小,類似于Peck曲線[11]。隨著盾構(gòu)機的推進,隧道施工對拱頂周邊沉降影響范圍擴大;推至51步時,各測點位移基本一樣,不考慮耦合時各測點有少許隆起變形,而考慮耦合時各測點已有沉降變形;推至55步后,各測點沉降量不斷增加,沉降增量在盾構(gòu)機推近K7+185斷面至推過K7+185斷面這段過程中呈現(xiàn)先增加后減少的特點,但是增量最大處不是出現(xiàn)在盾構(gòu)機剛推過斷面處,而是推過一段距離之后。其原因是盾構(gòu)機剛推至59步時,盾構(gòu)機刀盤可為周圍土體起到支護作用,一定程度上抑制了沉降增量;而離開59步后,盾構(gòu)機不再發(fā)揮支護作用,沉降增量增大,而襯砌和注漿剛剛完成,起到支護作用還需一段時間,經(jīng)過一段時間之后,襯砌和砂漿對土體的支護作用顯現(xiàn),沉降增量又變小。當開挖面在斷面前后12 m即2D(隧道直徑)范圍時,各測點沉降變化顯著。

開挖完畢后的最終沉降量,不考慮流固耦合時,與開挖至67步的沉降量相差不大,而考慮流固耦合后,土體后期固結(jié)沉降占最終沉降量的比例較大,經(jīng)計算67步以后所有測點的沉降量增量占最終沉降量的比例達到30%以上,說明流固耦合作用下隧道周邊土體固結(jié)對隧道變形也有影響[9,12]。因此,在施工監(jiān)測中要注意加強后期沉降測量。

4 結(jié) 論

本文以合肥地鐵1號線盾構(gòu)施工下穿南淝河工程為例,利用 FLAC3D數(shù)值軟件進行了隧道盾構(gòu)開挖模擬,得到了如下結(jié)論:

(1) 隧洞開挖導(dǎo)致隧洞四周產(chǎn)生水壓應(yīng)力差,進而造成了滲流場的改變,最終形成一個類似降水漏斗的形狀,開挖前、后孔隙水壓力隨埋深的關(guān)系發(fā)生變化。拱頂與兩側(cè)流動矢量分布更為密集,這些部位容易出現(xiàn)危險,要防止涌水事故的發(fā)生。

(2) 盾構(gòu)開挖后,隧道周邊局部圍巖出現(xiàn)較大的應(yīng)力集中現(xiàn)象,隧洞兩側(cè)局部出現(xiàn)較高壓應(yīng)力,而隧洞拱頂出現(xiàn)較小的拉應(yīng)力,拱底處豎向總應(yīng)力值較小。與不考慮滲流時的圍巖應(yīng)力場相比,考慮滲流后豎向應(yīng)力值變大,最大拉應(yīng)力與壓應(yīng)力也變大,水的滲流對隧道整體穩(wěn)定性不利。考慮流固耦合之后,豎向位移明顯增大。豎向位移在水平方向從隧道中心向兩側(cè)不斷減小,當開挖面在斷面前后12 m即2D(隧道直徑)范圍時,拱頂附近土體沉降變化顯著。土體后期固結(jié)沉降占最終沉降量的比例較大。

(3) 盾構(gòu)開挖過程中應(yīng)采取保壓、穩(wěn)壓勻速掘進,嚴格控制出土量和出土速度并做好相應(yīng)記錄,減少盾構(gòu)施工對地層的擾動,避免因出土過快、倉壓過低在地層中形成較大的水流通道;要及時注漿,控制好拱頂沉降,同時加強監(jiān)控測量。

[1] 李皓暉,左昌群,唐霞,等.變質(zhì)軟巖隧道施工中地下水滲漏處治措施[J].鐵道建筑,2015(3):76-79.

[2] 吉小明,王宇會,陽志元.隧道開挖問題中的流固耦合模型及數(shù)值模擬[J].巖土力學,2007,28(增刊):379-384.

[3] 蔡曉鴻.設(shè)集中排水的水工壓力隧洞含水圍巖彈塑性應(yīng)力分析[J].巖土工程學報,1991,13(6):52-63.

[4] YI X,ROWE R K,LEE K M.Observed and calculated pore pressures and deformations induced by an earth balance shield[J].Canadian Geotechnical Journal,1993,32(30):476-490.

[5] 張黎明,李鵬,孫林娜,等.考慮地下水滲流影響的襯砌隧洞彈塑性分析[J].長江科學院院報,2008,25(5):84-87,93.

[6] 陳衛(wèi)忠,邵建富,DUVEAU G,等.粘土巖飽和-非飽和滲流應(yīng)力耦合模型及數(shù)值模擬研究[J].巖石力學與工程學報,2005,24(17):3011-3016.

[7] 靳曉光,李曉紅,張燕瓊.越江隧道施工過程的滲流-應(yīng)力耦合分析[J].水文地質(zhì)工程地質(zhì),2010,37(1):62-67.

[8] 紀佑軍,劉建軍,程林松.考慮流-固耦合的隧道開挖數(shù)值模擬[J].巖土力學,2011,32(4):1229-1233.

[9] 張玉軍,張維慶.考慮裂隙的幾何-力學特性的雙重孔隙介質(zhì)水-應(yīng)力耦合模型及其有限元分析[J].水利學報,2009,40(12):1452-1459.

[10] 陳發(fā)本,黃德鏞,楊卓.考慮流固耦合的富水隧道開挖對比分析[J].交通科學與工程,2013,29(2):56-62.

[11] PECK R B.Deep excavations and tunneling in soft ground[C]//Proceedings of the 7th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering.Mexico City:[s. n.],1969:225-290.

[12] 袁先機.盾構(gòu)隧道穿越土壩的地層沉降控制[J].合肥工業(yè)大學學報(自然科學版),2003,26(5):1105-1109.

(責任編輯 張淑艷)

Numerical simulation analysis of Hefei metro shield tunnel crossing river

SHAO Xun1,2, YAO Huayan1, ZHANG Zhenhua1, LU Kunlin1， HU Zhong1

(1.Anhui Key Laboratory of Structure and Materials in Civil Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China; 2.China Overseas(Shenzhen) Construction Co., Ltd., Shenzhen 518005, China)

In order to resolve the potential danger of shield tunnel crossing Nanfeihe River on Hefei Metro Line 1, the fluid-structure interaction effect was simulated based on fluid-structure interaction principle and finite difference method by FLAC3D, and the pore water pressure around the tunnel, vertical stress field and crown sedimentation induced by shield structure excavation were analyzed. It was indicated that the pore water pressure around the arch apex and surrounding soil was seen great reduction, so the underground water driven by the pressure difference tended to flow into these areas, which might present danger such as water burst. Considering the fluid-structure interaction principle, the vertical stress value of surrounding rock would grow; the maximum tension stress and pressure stress would also grow. A massive stress concentration occurred in surrounding rock of tunnel is dangerous. The vertical displacement of arch apex grew and this value constantly decreased from center to the sides horizontally. The proportion of later consolidation settlement in the ultimate settlement could reach 30%. So the further monitoring was needed to keep the tunnel from risks by massive settlement.

fluid-structure interaction; shield tunnel; numerical simulation; stress; sedimentation

2015-11-03；

2015-11-17

國家自然科學基金資助項目(51409076)；水利部公益性行業(yè)科研專項經(jīng)費資助項目(201401063 )和合肥市軌道交通質(zhì)量監(jiān)督站專項經(jīng)費資助項目(2014CGFZ0200)

邵 迅(1990-),男,安徽廬江人,合肥工業(yè)大學碩士生; 張振華(1977-),男,福建政和人,博士,合肥工業(yè)大學教授,碩士生導(dǎo)師.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.01.018

TU921

A

1003-5060(2017)01-0095-06