长江科学院院报

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2024 , Vol. 41 >Issue 10: 157 - 164

DOI: https://doi.org/10.11988/ckyyb.20240287

工程安全与灾害防治

地下隧洞突水突泥演化过程模拟分析方法

  • 杜兴武 , 1 ,
  • 孔词 , 2 ,
  • 肖明 2 ,
  • 詹双桥 1 ,
  • 陈运财 1 ,
  • 赵彬鑫 3 ,
  • 幸添 1 ,
  • 杨帛臻 1
展开
  • 1 湖南省水利水电勘测设计规划研究总院有限公司 勘察测绘院, 长沙 410007
  • 2 武汉大学 水资源工程与调度全国重点实验室, 武汉 430072
  • 3 中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司 水电水利工程院, 杭州 311122
孔 词(1997-),男,云南曲靖人,博士研究生,主要从事地下工程岩体与结构数值分析工作。E-mail:

杜兴武(1975-),男,湖南双牌人,高级工程师,主要从事水利水电勘察工作。E-mail:

Copy editor: 刘运飞

收稿日期: 2024-03-21

  修回日期: 2024-06-12

  网络出版日期: 2024-10-25

基金资助

犬木塘水库工程科技创新项目(W-2022-72)

收起

Simulation Analysis Method for Evolution Process of Water and Mud Inrush in Underground Tunnels

  • DU Xing-wu , 1 ,
  • KONG Ci , 2 ,
  • XIAO Ming 2 ,
  • ZHAN Shuang-qiao 1 ,
  • CHEN Yun-cai 1 ,
  • ZHAO Bin-xin 3 ,
  • XING Tian 1 ,
  • YANG Bo-zhen 1
Expand
  • 1 Survey and Mapping Department, Hunan Water Resources and Hydropower Survey, Design, Planning and Research Co., Ltd., Changsha 410007, China
  • 2 State Key Laboratory of Water Resources Engineering and Management, Wuhan University, Wuhan 430072, China
  • 3 Hydropower Engineering Department, Power China Huadong Engineering Corporation Limited, Hangzhou 311122, China

Received date: 2024-03-21

  Revised date: 2024-06-12

  Online published: 2024-10-25

Fold

摘要

在富水、高压、不良地质条件下,如何评估施工过程中的突水突泥破坏风险等级,是地下隧洞施工设计的难题。正确分析地下隧洞开挖应力与渗流耦合互馈作用,是合理模拟地下隧洞施工开挖突水突泥演化过程的关键。首先,根据开挖荷载释放过程中的围岩损伤演化机理,提出了根据不同变形阶段围岩损伤特性计算相应围岩损伤系数的方法,并分析其对渗透系数的影响。然后,根据围岩破坏特性和突水破坏机理,提出了围岩临界突水系数的计算方法,并根据围岩损伤破坏和渗透破坏程度,将突水突泥破坏划分成4个风险等级,为地下隧洞施工开挖突水突泥破坏风险评估提供了依据。最后,根据渗流变化与应力损伤互馈耦合作用原理,提出了变损伤刚度、开挖荷载加权分级以及渗流荷载迭代施加的耦合计算方法,模拟了地下隧洞施工开挖突水突泥演化发展过程。将该方法运用于工程实际,证明了所提理论和分析方法的合理性,为地下隧洞开挖突水突泥演化判别提供了一个可行的分析思路。

关键词： 突水突泥; 地下隧洞; 施工开挖; 数值模拟; 耦合迭代

本文引用格式

杜兴武 , 孔词 , 肖明 , 詹双桥 , 陈运财 , 赵彬鑫 , 幸添 , 杨帛臻 . 地下隧洞突水突泥演化过程模拟分析方法[J]. 长江科学院院报, 2024 , 41(10) : 157 -164 . DOI: 10.11988/ckyyb.20240287

Abstract

Evaluating the damage risk level of water and mud inrush during the construction under water-rich, high-pressure, and unfavorable geological conditions is a challenge for the construction design of underground tunnels. Analyzing the interactions between excavation stress and seepage is crucial for accurately simulating the evolution of water and mud inrush during tunnel construction. We propose a method to calculate the damage coefficient of surrounding rock corresponding to the damage characteristics in different deformation stages based on its damage evolution during excavation load release, and further examines how this damage affects the rock’s permeability coefficient. Furthermore, we introduce a calculation method for determining the critical water inrush coefficient of surrounding rock based on its failure characteristics and water inrush mechanisms. According to the damage and permeability of surrounding rock, we categorize the water and mud inrush damage into four risk levels, providing the basis for assessing the risk of such damage in underground tunnel construction. Finally, we present a coupling calculation method that integrates variable damage stiffness, weighted grading of excavation load, and iterative application of seepage load. This method simulates the evolution of water and mud inrush during tunnel excavation. Application of this method in engineering practice demonstrates its effectiveness, offering a viable approach for assessing water and mud inrush risks in underground tunnel projects.

Key words： water and mud inrush; underground tunnels; construction excavation; numerical simulation; coupled iteration

开放科学(资源服务)标识码(OSID):

0 引言

在富水高压、不良地质环境区域,地下洞室受开挖扰动影响,很容易发生突水突泥破坏。在穿越强岩溶地区>70%的隧道都发生过突水突泥灾害[1]。地下工程出现突水突泥灾害给施工安全与工程投资造成巨大困扰,严重影响和制约工程建设效率。合理模拟地下洞室开挖围岩损伤破坏和围岩渗透破坏过程,探讨围岩渗流与应力耦合演化机理,是正确评价地下隧洞开挖突水突泥发生机制并制定相应对策的关键。
国内外学者对隧道施工中出现的突涌水破坏形式和特征进行了广泛的研究,邹成杰[2]通过对我国西南喀斯特地区水工隧洞突涌水灾害进行研究,得出了不同形式溶洞对隧洞围岩稳定性的影响程度。赵明阶等[3⇓-5]通过模型试验和弹塑性有限元数值模拟方法,研究了隧道不同方位出现溶洞以及溶洞尺寸对隧道围岩应力、变形分布规律的影响。彭川[6]采用二维有限元模型分析了隧道周边不同部位溶洞和不同尺寸溶洞对围岩稳定性的影响,提出了对溶洞进行处理以保证隧道安全的方法。马士伟[7]通过总结发生突泥突水灾害的4个基本条件,基于薄板理论和剪切破坏理论,分析了喀斯特隧道突涌水灾害解析适用条件。李术才等[8]通过喀斯特隧道开挖模型试验,研究了隧道开挖过程中围岩应力、变形、岩溶水压力等变化规律,对突水进行了预测分析。乔栋磊等[9]在隧洞突水发生机制与隔水岩体最小安全厚度划分的基础上,结合尖点突变理论模型,推导了边墙隔水岩体最小安全厚度理论计算公式。成胜等[10]通过分析川东明月峡背斜区各类排泄基准面控制的地下水循环模式,研究了明月山及所在的川东地区地下喀斯特发育规律及喀斯特发育深度。孙玉杰等[11]、徐栋栋等[12]采用UDEC离散单元法模拟裂隙岩体开挖后在水力耦合作用下渗流流量与其对应水压力的变化过程,并预测可能发生的突水灾害。李勇等[13]以滇中引水工程狮子山隧洞突水突泥灾害为例,研究了该段突水突泥灾害演化与致灾地质构造、致灾介质基本特征与致灾动力及诱发机制。张志成等[14]利用水压致裂原理重点分析研究拉剪破坏突水和压剪破坏突水的力学过程和裂缝扩展过程中缝内水压分布特征和梯度,研究成果对隧道施工过程中突水灾害的防治具有重要的意义。
总结突水突泥灾害案例,可以看出复杂地下水是导致突水突泥灾害的根源,不良地质是促使突水突泥灾害的条件,施工开挖是引发突水突泥灾害的诱因。因此根据复杂赋存地质环境、地质运动特性和地下洞室结构施工开挖方法,探求地下洞室施工开挖过程中突水突泥特征、灾害演化过程,是预测和评估突水突泥灾害损失和制定防治措施的前提。目前国内外众多学者对突水突泥演化机理的研究大多是从施工开挖过程中围岩的应力变化导致围岩强度破坏的角度来进行的,而对地下渗流与围岩应力损伤耦合作用研究的分析研究不多。本文采用理论推导和数值模拟方法建立了考虑渗流与应力耦合作用的地下隧洞施工开挖分析方法,通过研究围岩应力损伤与地下渗流场演化的互馈作用,提出了地下隧洞突水突泥的安全评价标准和渗流应力耦合数值分析方法,对实际工程发生的突水突泥进行了模拟,该分析方法较好地反映了工程情况,具有较好的理论意义和工程价值。

1 地下洞室突水突泥机理与评判方法

在施工开挖扰动下,围岩被地下水劈裂使局部隔水屏障被突破,形成突水突泥灾害。导致突水突泥的内因是软弱岩体的抗力较低,无法抵抗高水压的劈裂作用而失去隔水屏障;引发突水突泥的外因是地下水压较高,产生的渗透坡降将围岩劈裂形成涌水突泥通道。激发突水突泥的因素是施工开挖导致围岩应力损伤,渗透系数加大,恶化围岩应力导致渗透破坏。因此对于地下隧洞开挖围岩的突水突泥破坏,应从开挖扰动后围岩的承载能力和隔水渗流能力两个方面进行评判。
20世纪80年代在煤矿防治水的工作规程中,提出采用突水系数来评价煤矿底板突水危险程度[15]。突水系数 T(MPa/m)是指相对隔水层承担的水压 P 1(MPa)与隔水层厚度 H(m)的比值[16],即
T = P 1 / H 　 。
地下洞室开挖造成围岩应力损伤,围岩可能出现塑性、开裂、压裂等各种破坏,使得岩体的有效隔水层厚度不断减小,所以可根据围岩的损伤系数按式(2)计算等效突水系数TD。
T D = P 1 / H - C D 　 。
式中: C D是不同损伤破坏阶段隔水层的损伤厚度,可根据围岩塑性、开裂、压裂各阶段的损伤系数D进行计算,即 C D = ( 1 - D ) H。当结构的等效突水系数 T D大于围岩的临界突水系数Ts时,围岩将产生突水破坏。
岩体的临界突水系数与岩体物理特性、岩体结构形式、赋存地质环境等诸多因素有关。虽然1991年国家技术监督局发布的《矿区水文地质工程地质勘探规范》(GB 12719—91)明确了煤矿开采的临界突水系数,但这些突水系数主要是针对煤矿底板结构而言的。随着隧洞地质条件、洞室结构、施工开挖方式的变化,在实际工程运用中,临界突水系数使用也存在一些局限性[17]。在有限元数值分析计算时,可将有限单元视为一个受均匀水压 P 2的矩形固支板(如图1所示)。
图1 有限单元固支板弯矩计算示意图

Fig.1 Finite element calculation of the bending moment of fixed-support plate

按照弹性理论[18]可以求出固支板的最大拉应力σbmax为
σ b m a x = 6 β P 2 a 2 / h 2 　 。
式中: P 2为固支板承受的水压差;β为固支板形状系数。
根据固支板建立的挠度函数,利用MATLAB编写程序可求解当固支板长短边之比b/a=1.0、1.2、1.4、1.6、1.8,对应的形状系数 β =0.205、0.256、0.290、0.312、0.325、0.332。假定单元内的最大应力 σ b m a x达到岩体容许抗拉强度 [ R b ]时,岩体被劈裂产生水力破坏,根据式(4)可求得岩体单元临界突水系数Ts。
T s = P 3 H = R b h 6 β a 2 　 。
式中: P 3取岩体单元节点中最大渗流压差,[Rb]=0.85Rb,Rb为岩体抗拉强度; h为岩体单元最小的隔水厚度。临界突水系数表征单位隔水厚度承担水压的能力,当单元的等效突水系数TD>Ts时,该单元产生突水破坏。
随着隧洞开挖,围岩出现塑性、开裂、压裂等各种破坏状态,岩体的应力状态不同,应力损伤系数也不同。合理确定不同阶段围岩的损伤系数,是确定岩体单元等效突水系数的关键。
围岩的应力状态超过屈服面时(本文采用Zienkiewicz-Panda屈服准则[19]),围岩产生塑性破坏。塑性破坏单元的损伤系数 D可根据累积塑性应变,采用指数函数来描述[20],即
D = D n 1 - e x p - K n ζ 　 。
式中: D n 、 K n均为材料损伤常数,根据材料试验确定;ζ= e p : e p, e p为塑性应变的偏张量。
围岩的塑性应变累积到一定程度,在围岩最大拉应变 ε 1达到极限拉应变 [ ε ]之后,即当 ε 1 ≥ [ ε ]时,围岩产生开裂破坏。围岩极限拉应变可根据现场直剪试验参数进行计算[21],即
[ ε ] = σ c / ( K r E r ) 　 。
式中: σ c为岩体抗压强度; E r为岩体弹性模量; K r为与岩体特性相关的系数。
开挖后围岩的局部压应力集中,使得最大压应力 σ c m a x超过岩体的抗压强度 σ c,围岩产生压裂破坏。
对于开裂或压裂岩体的损伤系数,可根据围岩的最大拉应变 ε 1和最大压应力 σ c m a x按式(7)进行修正。
D = D n 1 - e x p - K n ζ ε 1 [ ε ] σ c m a x σ c 　 。
根据不同阶段围岩损伤情况计算岩体损伤系数,不仅能够合理反映岩体损伤特性,还能够正确反映损伤破坏对围岩渗透系数的影响。
从式(2)可以看出,造成围岩突水突泥灾害的原因一方面是围岩应力损伤使得隔水层有效厚度减小,丧失了阻水作用;另一方面是隔水层承担的水压不断加大,使得隔水层应力加大,丧失承载能力。因此对于围岩突水突泥破坏,应该从围岩隔水层的阻隔水能力和围岩承载能力两个方面进行评判。将围岩的强度损伤破坏和水力劈裂破坏2种指标结合,可将突水突泥破坏划分成如下4个风险区域。
轻突水突泥区Ⅰ:围岩应力状态处于弹性劈裂,屈服函数 F ( σ ) < 0,等效突水系数TD>Ts。该区域围岩产生劈裂通道,可能发生轻微的突水破坏。
中突水突泥区Ⅱ:围岩应力状态处于塑性劈裂,屈服函数 F ( σ ) ≥ 0,等效突水系数TD>Ts。该区域围岩隔水结构的承载力下降,可能导致一定程度的突水突泥破坏。
强突水突泥区Ⅲ:围岩应力状态处于开裂劈裂,最大拉应变超过岩体极限拉伸应变,即 ε 1 ≥ [ ε ],且等效突水系数TD>Ts。该区域围岩隔水结构基本丧失承载能力,可能出现较大范围的突水突泥破坏。
全突水突泥区Ⅳ:围岩应力状态处于压裂破坏,损伤系数达到0.9以上,围岩最大压应力σcmax>σc,且等效突水系数TD>Ts。该区域围岩隔水层结构完全失去作用,出现完全的突水突泥破坏。
将围岩突水突泥划分成4个等级进行风险评估,不但能够反映岩体的应力损伤演化过程,而且能够合理模拟岩体突水突泥的发展过程,明确给出岩体突水突泥风险分布特征。

2 地下洞室突水突泥演化分析方法

突水突泥过程实际上是围岩损伤破坏和渗透破坏2种因素相互作用的综合结果。本文采用三维弹塑性损伤有限元模拟地下洞室开挖损伤演化过程[22]。该方法根据屈服函数 F ( σ )和初始围岩应力状态 σ 0及开挖加载应力增量Δσ0将开挖荷载分为弹性荷载和塑性荷载。对于弹性荷载 R e和初始渗流荷载 F 0按式(8)进行一次加载计算。
K e Δ δ 0 = R e + F 0 　 。
式中:Ke为结构的弹性刚度矩阵;Δδ0为弹性荷载和初始渗流荷载产生的初始位移。
对塑性荷载采用加权分级加载[23],在每一级塑性荷载增量ΔRpi迭代时,保持塑性损伤刚度 K D不变,按式(9)迭代计算第 i级塑性荷载和渗流荷载产生的位移增量。
K e Δ δ i ( j ) = Δ R p i + K D Δ δ i ( j - 1 ) + Δ P s e 　 。
式中:Δ δ i ( j ) 为第i级塑性荷载在第j次迭代计算中得到的增量位移;ΔPse为围岩应力变化导致的单元渗透水头改变产生的渗流荷载,可根据每一级塑性荷载增量迭代前后产生的渗流场变化,按式(10)进行计算。
Δ P s e = ∫ ∫ ∫ Ω N T H i x - H ( i - 1 ) x H i y - H ( i - 1 ) y H i z - H ( i - 1 ) z d x d y d z 　 。
在每一级塑性荷载迭代完后,可根据岩体单元损伤破坏情况,按式(11)计算损伤应力增量[24]。
Δ σ i j D = ( 1 - D ) Δ σ i j + D 3 Δ σ k k δ i j 　 。
式中:Δ σ i j D为单元的损伤应力增量;Δσij为单元的弹塑性应力增量; δij为Kronecker符号。根据迭代后岩体应力状态,按式(12)重新计算单元的渗透系数ki[25]。
k i = ξ i k 0 e x p b σ i 　 。
式中: k 0为围岩的初始渗透系数; b为试验确定的耦合系数; ξ i为岩体渗透突跳系数,根据围岩应力状态,弹性阶段 ξ i取1,塑性阶段取5,开裂阶段取100,压裂破坏取500; σ i为岩体的有效应力。
根据岩体渗透系数变化,重新进行渗流场迭代计算,根据渗流场变化按式(10)计算渗流荷载,按下列步骤进行应力和渗流耦合迭代计算,分析判断突水突泥的演化发展过程。
(1)首先根据开挖释放荷载和初始渗流场计算结果,按式(8)计算弹性荷载Re和初始渗流荷载 F 0对围岩破坏的影响。
(2)将塑性荷载Rp按加权分为n级,根据每一级迭代完后的损伤刚度 K D和渗透荷载变化ΔPse及下一级塑性荷载增量ΔRpi,按式(9)进行第i级塑性荷载和渗流耦合迭代计算。
(3)根据每一级塑性荷载和渗流迭代结果,按式(2)、式(7)和式(11)计算岩体单元的突水系数、应力损伤系数和应力损伤值,根据围岩应力判断岩体单元的围岩弹性、塑性、开裂、压裂状态;根据计算的等效突水系数,综合岩体单元应力状态可以有效判断该单元可能出现的轻、中、强和完全突水情况。
(4)按每一级塑性荷载和渗流荷载耦合迭代的应力、渗流状态,修正单元刚度和渗流变化荷载,再按式(9)进行下级塑性荷载迭代计算。
按照上述方法迭代不但能够清晰地描述施工开挖荷载对围岩损伤演化破坏过程的影响,同时能够合理地反映渗流场受围岩应力影响的变化规律。通过应力与渗流相互耦合互馈作用,较好地模拟施工开挖导致的围岩突水突泥破坏演化过程。

3 地下隧洞突水突泥演化分析实例

以湖南省犬木塘水库工程九龙岭输水隧洞为例,对隧洞施工时5#支洞控制段的主洞掌子面发生的突水现象进行模拟分析。该区域的地层岩性属于石炭系中统岩层,岩体主要为白云质灰岩,呈微风化,以厚层状为主。通过高密度电法、EH-4电磁波和地下声波探测法等地下物探技术探测到隧洞正前方有一溶洞,该溶洞纵剖面上近似椭圆形垂直发育,宽约16.9 m,高约39.5 m,溶洞上覆岩体厚度约180~190 m。根据隧洞和溶洞的空间关系,建立了如图2所示的三维有限元模型,采用犀牛软件进行网格剖分,共剖分了60 096个8结点等参单元。
图2 隧洞开挖三维有限元模型

Fig.2 Three-dimensional finite element model of tunnel excavation

根据湖南省水利水电勘测设计规划研究总院有限公司提供的工程地质资料,该模型区域内的岩体基本力学参数为:变形模量1.0 GPa、泊松比0.3、黏聚力0.45 MPa、内摩擦角25°、重度26.7 kN/m3、初始渗透系数1.0×10-7 m/s、抗压强度20 MPa、抗拉强度1.0 MPa。根据开挖反演的初始地应力场,隧洞与溶洞处的第一主应力分布在-0.9~-4.9 MPa之间,第二主应力分布在-3.4~-3.9 MPa之间,第三主应力分布在-2.7~-3.2 MPa之间。采用所提出的地下洞室突水突泥演化分析方法,考虑围岩应力与渗流的耦合作用,不失一般性,对溶洞水压为0.3 MPa和0.5 MPa两种工况进行计算,分析围岩破坏区、渗流场以及渗透坡降分布规律,并采用所提出的突水突泥风险分级评价方法对该隧道的突水突泥风险程度进行分析评价。
(1)围岩破坏区分布演化发展规律。如图3(a)所示,当溶洞的水压为0.3 MPa时,隧洞掌子面开挖到距溶洞边界6 m距离时,围岩总破坏体积和总耗散能分别达到2 712.3 m3、909.3 t·m。当岩溶水压升至0.5 MPa时,破坏区分布如图3(b)所示,围岩总破坏体积和总耗散能分别为2 868.7 m3、1 065.8 t·m,比溶洞水压为0.3 MPa时分别增加了5.8%和17.2%。说明应力与渗流的相互耦合加剧了围岩的强度破坏,且围岩破坏程度随溶洞水压的增大而加剧。
图3 不同溶洞水压下围岩破坏区分布规律

Fig.3 Distribution laws of the failure zone of surrounding rock under different water pressures

(2)渗流场分布演化规律。当溶洞水压由0.3 MPa增加到0.5 MPa时,溶洞与隧洞之间水头分布从1.9~28.1 m(见图4(a))增加到3.1~46.9 m(见图4(b)),靠近隧洞掌子面处的水头压力增加了约1.5倍。说明岩体应力损伤与渗流的耦合作用,加剧了洞周损伤岩体的渗流场变化,使得渗透水头突降明显。随着溶洞水压的增加,在溶洞和隧洞之间岩体的渗流场变化十分明显,隧洞掌子面处水头增加很大,使渗透压力加大,加剧了岩体破坏。
图4 不同溶洞水压下等水头线分布规律

Fig.4 Distribution laws of isohydraulic headline under different water pressures

(3)水力坡降分布演化发展规律。当溶洞水压由0.3 MPa增加到0.5 MPa时,在靠近隧洞掌子面处,水力坡降产生了突变性增大,水力坡降由23.1~34.7(见图5(a))增加到52.4~78.6(见图5(b)),大约增加到2.2~2.3倍。说明溶洞水压增大后,应力与渗流的耦合作用加速了岩体隔水层渗流通道的扩展,靠近溶洞处的渗流坡降急剧增大,加剧了隔水岩体的渗透破坏。
图5 不同溶洞水压下水力坡降分布规律

Fig.5 Distribution law of hydraulic slope gradient under different water pressures

(4)围岩突水突泥风险区分布规律。从图6(a)可知,溶洞水压为0.3 MPa时,靠掌子面端大约有3 m厚的岩体发生了不同程度的突水破坏,靠近溶洞端只有1~1.5 m厚岩体产生了塑性破坏,还有1.5~2.0 m厚岩体为完好的弹性隔水岩体,说明溶洞在0.3 MPa水压作用下,隧洞不会发生突水破坏。当岩溶水压上升到0.5 MPa时,隧洞掌子面与溶洞之间的突水突泥破坏体积达到335.2 m3,比溶洞水压为0.3 MPa时增加了5.45倍,其中轻突水、中突水、强突水、全突水岩体的渗透破坏体积分别为46.8、161.6、66.9、56.9 m3,整个隔水岩层被突水破坏区贯穿,形成一个完整的突水通道(见图6(b))。说明溶洞水压增大后,渗流与应力耦合作用使得岩体的损伤和渗透破坏叠加,致使岩体隔水层被击穿,导致施工开挖过程中出现突水突泥灾害。上述结果说明了所提突水突泥演化过程分析方法的合理性。
图6 不同溶洞水压下突水突泥风险区分布规律

Fig.6 Distribution law of water and mud inrush risk zones under different water pressures

4 结论

本文以有限元方法为基本手段,根据围岩开挖损伤机理和渗流破坏特性,考虑渗流和应力的耦合作用,提出了不同阶段的围岩损伤系数计算方法和隧洞突水突泥演化过程分析方法。将该方法运用于一实例中,验证了其合理性,并得到了如下结论。
(1)根据施工开挖的围岩应力损伤破坏特性,分别提出了塑性、拉裂和压裂这3个损伤破坏阶段的围岩损伤系数的计算方法,合理地反映了岩体损伤对岩体渗透系数变化的影响。采用应力损伤修正渗透系数和渗透荷载变化劣化岩体参数的应力与渗流耦合迭代方法,较好地模拟了围岩突水演化特性。
(2)根据固支板受力开裂原理,提出了有限单元临界突水系数计算思路,结合围岩应力损伤破坏和渗透突水破坏,将围岩突水突泥破坏划分为4个风险等级,较好地描述了地下隧洞施工开挖过程中的突水突泥演化破坏特性和风险等级。该方法为富水、高压、不良地质区域地下洞室的突水突泥风险评估和等级划分提供了新思路。
(3)将开挖荷载分解为弹性荷载和塑性荷载,采用变损伤刚度方法进行迭代计算,并考虑其与渗流荷载的耦合作用,不但能够模拟围岩应力损伤对渗流场的影响,而且能够有效反映渗流场的变化对岩体应力和参数的影响。通过渗流与应力互馈耦合迭代,充分反映了施工开挖过程中的突水突泥破坏演化发展规律和风险分布情况,为岩溶发育区域隧洞施工过程中的突水突泥分析提供了一个合理的思路。

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