CN111985021A - 一种盾构开挖面的遍布节理流固耦合的安全度分析方法 - Google Patents

Abstract

本发明提供一种盾构开挖面的遍布节理流固耦合的安全度分析方法，包括：建立开挖面的遍布节理应变软化模型，将开挖面的岩体划分成多个单元，单元由岩块和节理组成；对岩块和节理进行弹性阶段和屈服阶段的判断；对弹性阶段/屈服阶段的岩块和节理进行安全度计算；选取弹性阶段/屈服阶段中安全度最小的岩块/节理；对安全度最小的岩块/节理进行渗透系数计算；将安全系数带入流固耦合数值计算中进行迭代计算，以监测渗透系数的动态变化；本发明通过计算岩体每个单元的安全度，确定岩体的渗透系数来实现岩体流固耦合的盾构开挖面局部稳定性监测，清晰的反映遍布节理特征的岩体的渗透系数动态变化，提高了遍布节理条件下的盾构开挖面分析的准确性。

Description

一种盾构开挖面的遍布节理流固耦合的安全度分析方法

技术领域

本发明涉及流固耦合计算领域，尤其涉及一种盾构开挖面的遍布节理流 固耦合的安全度分析方法。

背景技术

盾构隧道开挖面稳定问题是盾构施工的关键问题，是选取合理的盾构施 工参数的前提；尤其是在地下水丰富和围岩节理分布显著的情况下，盾构隧 道开挖面稳定性分析尚缺乏合理的量化的计算方法；传统上一般采用强度折 减法、塑性区分析法和位移分析法，这些方法不能反映出遍布节理和流固耦 合条件下的盾构开挖面特点，也难以反映稳定性随着空间的变化，故带来较 大的误差。

多数情况下盾构隧道的围岩富含节理，并且处于地下水之中；盾构开挖 面受到节理和地下水的双重作用，存在着复杂的流固耦合作用；传统分析方 法存在以下的局限性：1)采用开挖面整体稳定性分析方法，无法得到安全程 度在开挖面的空间分布；2)掌子面流固耦合安全分析没有考虑节理作用以及 渗透系数的变化。上述问题影响了该特殊条件下对盾构开挖面稳定性的正确 分析和盾构施工参数正确选取。

发明内容

本发明提供一种盾构开挖面的遍布节理流固耦合的安全度分析方法，以 克服上述技术问题。

本发明提供一种盾构开挖面的遍布节理流固耦合的安全度分析方法，包 括以下步骤：

建立开挖面的遍布节理应变软化模型，将开挖面的岩体划分成多个单元， 所述单元由岩块和节理组成；

判断每个单元中所述岩块和节理各自对应的阶段属性，所述阶段属性包 括弹性阶段和屈服阶段；

对每个单元中弹性阶段/屈服阶段的所述岩块和弹性阶段/屈服阶段的节 理进行安全度计算；

选取每个单元中安全度最小的岩块/节理；

对每个单元中安全度最小的岩块/节理进行渗透系数计算；

将所述渗透系数带入流固耦合计算公式中进行迭代计算，以监测所述渗 透系数的动态变化，以确定开挖支护方式。

进一步地，所述判断每个单元中所述岩块和节理各自对应的阶段属性， 所述阶段属性包括弹性阶段和屈服阶段分别通过下述公式实现：

所述岩块的屈服准则如下：

f^t＝σ₃-σ^t (2)

其中，f^s为岩块的剪切的屈服准则，f^t为岩块的拉伸应变屈服 准则，c为岩块黏聚力；φ为岩块内摩擦角；σ₃为岩块最小主应力； σ₁为岩块最大主应力；σ^t为岩块抗拉强度；

所述节理的屈服准则如下：

f_j ^s＝τ+σ'₂₂tanφ_j-c_j (3)

其中，f_j ^s为节理的剪切的屈服准则，f_j ^t为节理的拉伸应变屈服准则，c_j为节理黏聚力；φ_j为节理内摩擦角；σ_j ^t为节理抗拉强度；τ为节理面剪切应力； σ'₂₂为节理弱面在局部坐标系下中间主应力；对于节理内摩擦角φ_j1不为零的节 理弱面，抗拉强度最大值为

进一步地，所述对每个单元中弹性阶段的所述岩块和节理进行安全度计 算分别通过下述公式实现：

岩块的安全度计算公式如下：

节理的安全度计算公式如下：

其中，σ₁为岩块的最大主应力，σ₃为岩块的最小主应力，β为节理倾角， 屈服阶段的ZSI∈(1，+∞)，ZSI越大，表示安全程度越高。

进一步地，所述对每个单元中屈服阶段的所述岩块和节理进行安全度计 算分别通过下述公式实现：

岩块的安全度计算公式如下：

其中，ε^ps为岩块的塑性剪切应变，ε^pt为岩块的塑性拉伸应变，

为岩 块的极限塑性剪切应变，

分为岩块的极限塑性拉伸应变；

节理的安全度计算公式如下：

其中，ε^psj为节理的塑性剪切应变，ε^ptj为节理的塑性拉伸应变，

为 节理的极限塑性剪切应变，

为节理的极限塑性伸应变。

进一步地，所述对每个单元中安全度最小的岩块进行渗透系数计算通过 下述公式实现：

其中，n₀为岩块的初始孔隙度；ε_v为岩块的体积拉伸应变；k₀为岩块的 初始渗透系数，ξ为岩块处于屈服阶段的渗透性突跳系数、ξ′为岩块处于破坏 阶段的渗透性突跳系数。

进一步地，所述对对每个单元中安全度最小的节理进行渗透系数计算通 过下述公式实现：

其中，n_0j为节理的初始孔隙度；ε_vj为节理的体积拉伸应变；k_0j为节理的 初始渗透系数，ξ_j为节理处于屈服阶段的渗透性突跳系数、ξ′_j为节理处于破 坏阶段的渗透性突跳系数。

进一步地，所述岩块的塑性剪切应变ε^ps和岩块的塑性拉伸应变ε^pt分别通 过下述公式累加计算实现：

其中，Δε^ps为岩块的塑性剪切应变增量，

为3个不同主应力方向上岩块的塑性剪切应变增量(i＝1， 2，3)，

其中，Δε^pt为岩块的塑性拉应变增量。

进一步地，所述节理的塑性剪切应变ε^psj和节理的塑性拉伸应变ε^ptj分 别通过下述公式累加计算实现：

其中，Δε^psj节理的塑性剪切应变增量，

为节理弱面局部坐标系下不 同主应力方向上剪切应变增量(i＝1，2，3)；

其中，Δε^ptj为节理的塑性拉伸应变增量，

为节理弱面局部坐标系 下拉伸应变增量。

本发明通过计算岩体每个单元的安全度，进而确定岩体的渗透系数来实 现岩体流固耦合的盾构开挖面局部稳定性监测，清晰的反映遍布节理特征的 岩体的渗透系数动态变化，提高了遍布节理条件下的盾构开挖面分析的准确 性。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实 施例或现有技术描述中所需要使用的附图做一简单地介绍，显而易见地，下 面描述中的附图是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在 不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。

图1为本发明方法的流程图；

图2为本发明岩块屈服准则示意图；

图3为本发明节理弱面屈服准则示意图；

图4为本发明待计算渗透系数的盾构隧道工程情况示意图；

图5为本发明盾构隧道的三维数值模型；

图6为本发明盾构隧道支护结构示意图；

图7a-图7f分别为本发明支护压力比为1、0.8、0.6、0.4、0.2和0时， 开挖面岩体的安全度云图；

图8为本发明不同支护压力比下隧道开挖面岩体最小度曲线图；

图9a-图9d分别为本发明节理倾角为30°、45°、60°和75°时，开挖 面岩体的安全度云图；

图10a和图10b分别为本发明不考虑渗流时的开挖面岩体的安全度云图 和考虑渗流时的开挖面岩体的安全度云图；

图11a-图11d分别为本发明支护压力比为0.4、0.6、0和0.2时，开挖面 岩体的渗透系数变化图；

图12为图6中后行洞掌子面不同监测点孔隙水压力分布云图。

具体实施方式

为使本发明实施例的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发 明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述， 显然，所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于 本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获 得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

盾构开挖面岩体由岩块基质和节理组成，采用双线性应变软化的遍布节 理应变软化模型(该模型为现有技术，非本申请发明点，本申请不再赘述)， 岩块和节理的破坏包络线由两个摩尔-库仑准则按照拉应力软化路径形成。因 此，该模型既能定义节理的走向，又能描述单元和节理发生屈服后强度参数 软化的程度，本发明提供一种盾构开挖面的遍布节理流固耦合的安全度分析 方法，如图1所示，包括以下步骤：

建立开挖面的遍布节理应变软化模型，将开挖面的岩体划分成多个单元， 所述单元由岩块和节理组成；

判断每个单元中所述岩块和节理各自对应的阶段属性，所述阶段属性包 括弹性阶段和屈服阶段；所述岩块和节理各自至对应一种阶段属性；

对每个单元中弹性阶段/屈服阶段的所述岩块和弹性阶段/屈服阶段的节 理进行安全度计算；

选取每个单元中安全度最小的岩块/节理；

对每个单元中安全度最小的岩块/节理进行渗透系数计算；

将所述渗透系数带入流固耦合计算公式中进行迭代计算，以监测所述渗 透系数的动态变化，以确定开挖支护方式。

进一步地，所述判断每个单元中所述岩块和节理各自对应的阶段属性， 所述阶段属性包括弹性阶段和屈服阶段分别通过下述公式实现：

如图2所示，所述岩块的屈服准则如下：

f^t＝σ₃-σ^t (2)

其中，f^s为岩块的剪切的屈服准则，f^t为岩块的拉伸应变屈服 准则，c为岩块黏聚力；φ为岩块内摩擦角；σ₃为岩块最小主应力； σ₁为岩块最大主应力；σ^t为岩块抗拉强；

如图3所示，所述节理的屈服准则如下：

f_j ^s＝τ+σ'₂₂tanφ_j-c_j (3)

其中，f_j ^s为节理的剪切的屈服准则，f_j ^t为节理的拉伸应变屈服准则，c_j为节理黏聚力；φ_j为节理内摩擦角；σ_j ^t为节理抗拉强度；τ为节理面剪切应力； σ'₂₂为节理弱面在局部坐标系下中间主应力；对于节理内摩擦角φ_j1不为零的节 理弱面，抗拉强度最大值为

在考虑岩块和节理软化时，需要计算四个独立软化参数，也即是岩块的 塑性剪切应变ε^ps、岩块的塑性拉伸应变ε^pt、节理的塑性剪切应变ε^psj、节 理的塑性拉伸应变ε^ptj。

上述的四个软化参数均定义成塑性应变增量和的形式，各个增量由计算 域内三角形的软化增量平均值而得。

所述岩块的塑性剪切应变ε^ps和岩块的塑性拉伸应变ε^pt分别通过下述公 式累加计算实现：

其中，Δε^ps为岩块的塑性剪切应变增量，

为3个不同主应力方向上岩块的塑性剪切应变增量(i＝1， 2，3)，

其中，Δε^pt为岩块的塑性拉应变增量。

进一步地，所述节理的塑性剪切应变ε^psj和节理的塑性拉伸应变ε^ptj分 别通过下述公式累加计算实现：

其中，Δε^psj节理的塑性剪切应变增量，

为节理弱面局部坐标系下不 同主应力方向上剪切应变增量(i＝1，2，3)；

其中，Δε^ptj为节理的塑性拉伸应变增量，

为节理弱面局部坐标系 下拉伸应变增量。

由公式(1)-(4)出发，建立基于遍布节理应变软化模型的改进单元安 全度，定量评价岩体从弹性到屈服最后破坏的安全程度。规定拉应力为正， 压应力为负，且选取三个主应力符合σ₃<σ₂<σ₁，改进的单元安全度按照弹性 阶段和进入屈服阶段考虑。

所述对每个单元中弹性阶段的所述岩块和节理进行安全度计算分别通过 下述公式实现：

岩块的安全度计算公式如下：

节理的安全度计算公式如下：

其中，σ₁为岩块的最大主应力，σ₃为岩块的最小主应力，β为节理倾角， 屈服阶段的ZSI∈(1，+∞)，ZSI越大，表示安全程度越高。

所述对每个单元中屈服阶段的所述岩块和节理进行安全度计算分别通过 下述公式实现：

岩块的安全度计算公式如下：

其中，ε^ps为岩块的塑性剪切应变，ε^pt为岩块的塑性拉伸应变，

为岩 块的极限塑性剪切应变，

分为岩块的极限塑性拉伸应变；

节理的安全度计算公式如下：

其中，ε^psj为节理的塑性剪切应变，ε^ptj为节理的塑性拉伸应变，

为 节理的极限塑性剪切应变，

为节理的极限塑性伸应变。

在遍布节理应变软化模型中，屈服破坏可能首先出现在岩块中或沿节理 面，或二者同时破坏。本申请定义无论岩块中或沿节理面发生屈服破坏，均 认为此单元发生破坏，故基于遍布节理应变软化模型的改进单元安全度为：

ZSI_su＝min(ZSI_mc,ZSI_u) (13)

进一步地，所述对每个单元中安全度最小的岩块进行渗透系数计算通过 下述公式实现：

其中，n₀为岩块的初始孔隙度；ε_v为岩块的体积拉伸应变；k₀为岩块的 初始渗透系数，ξ为岩块处于屈服阶段的渗透性突跳系数、ξ′为岩块处于破坏 阶段的渗透性突跳系数。

进一步地，所述对每个单元中安全度最小的节理进行渗透系数计算通过 下述公式实现：

其中，n_0j为节理的初始孔隙度；ε_vj为节理的体积拉伸应变；k_0j为节理的 初始渗透系数，ξ_j为节理处于屈服阶段的渗透性突跳系数、ξ′_j为节理处于破 坏阶段的渗透性突跳系数。

按照上述公式，从流固耦合数值计算的每一个迭代步中，既可以计算出 每个岩体单元的安全程度，也能够及时更新该单元的渗透系数。实现了通过 流固耦合计算在遍布节理应变软化模型中体现渗透系数的动态变化。

根据上述ZSIsu的计算方法进行盾构开挖的数值模拟，分析来不同支护 力对盾构开挖面稳定性影响、节理角度对稳定性影响以及流固耦合特性。本 发明在考虑遍布节理和H-M耦合的盾构开挖面局部稳定性的定量评价方法， 既能够以单元状态指标表示安全度或破坏度的空间分布，又能获得渗透性演 化的空间分布，以及获得孔隙水压等耦合指标，提高了遍布节理条件下的盾 构开挖面分析的准确性。

基于本发明方法，将公式(1)-(15)结合到流固耦合数值模拟算法中 就可以对盾构掌子面稳定性及流固耦合效应进行分析。首先按照岩体应力场 的条件进行每个单元的应力场计算，根据公式(1)-(4)判断是否进入屈服， 进入屈服然后根据公式(5)-(8)计算相关的塑性应变。并根据(9)-(13) 来计算单元安全度。根据单元安全度按照公式(14)-(15)来进行渗透系数 的计算。接下来进行渗流场的数值计算，获得渗流场分布，及每个单元节点 的孔隙水压力。按照以下公式计算有效应力：

σ′_ij＝σ_ij-δ_ijαu (16)

式中σ′_ij,σ_ij分别是有效应力和总应力。u是孔隙水压力，δ_ij是克罗内克 乘积(Kroneker)符号，α是比奥系数，0≤α≤1。按照有效应力进行应力场 的计算。这样反复进行应力场-渗流场的计算，达到有限元或有限差分的数值 计算平衡条件，即可完成流固耦合计算。

以南昌市轨道交通3号线某盾构隧道为例，进行本发明方法的验证。该 区间约1487m，线间距为14m，圆形盾构隧道外径6m，内径5.4m，管片厚 0.3m，管片宽1.2m。离建筑物近的一侧隧道为先行洞，远离建筑物一侧隧道 为后行洞，两者相差200m，该隧道情况见图4。

岩土体模型沿x、y、z轴的计算尺寸分别为72m、60m、34m。隧道直 径为6m，平均埋深取10m，隧道纵向长度取32m。管片厚0.3m，注浆圈厚 0.2m。基坑宽19m，深14m，顶板、中隔板、底板厚度依次为1m、1m、2m。 建筑物包含条形基础、楼层隔板和层间支柱，其中建筑物平面尺寸为 14m×22m，条形基础厚2m，楼层隔板厚1m，层间支柱高3m。模型顶部为自 由面；四周和底面法向约束。地层土体存在一定的膨胀性，且岩石节理特征 明显，故采用应变软化遍布节理模型模拟，楼层隔板和层间支柱采用理想弹 性模型(Elastic model)，管片采用shell单元模拟，注浆加固通过增强材料参数 实现，数值模型见图5。材料具体物理力学参数取值如表1所示。

表1遍布节理应变软化模型计算参数

根据地勘资料显示，地层由上至下依次为素填土、粉质粘土、强风化砂 岩、中风化砂岩，渗透系数分别为0.1m/d、0.02m/d、0.5m/d、2.3×10^-2m/d。 FLAC3D中渗透系数k(m²/Pa/sec)与达西定律中渗透系数K(cm/s)换算关系为 k＝1.02×10^-6K。研究段地下水位为地下2m，水面为自由边界，模型四周及底 部、注浆等待层为不透水边界。由于隧道距离建筑物较近，故需对左侧隧道 周围土体进行注浆，同时管片与开挖岩壁之间的空隙进行注浆，如图6所示。

对于不同支护压力盾构隧道开挖面单元安全度：

在盾构掘进工程中，由于岩土体的开挖，围岩应力得到释放，打破原有 的应力平衡，进而产生位移。为了确定南昌盾构隧道掌子面合理的支护压力， 提取自重平衡下Y＝30隧道断面的梯度应力，将其作为原始支护压力σ₀，并 计算在不同支护压力比λ(0～1)下围岩的变形，分析不同监测点的位移及掌子 面安全性，确定合理的掌子面支护压力范围。掌子面中线每隔1米设置一个 监测点，横向侧线(Y＝30测线)每隔4米布置一个测点，后行洞纵向剖面的 坐标为X＝14测线断面。

通过南昌盾构隧道自重应力计算，Y＝30隧道断面原岩初始支撑压力状态 为：隧道中心点Y向应力0.5MPa，梯度为9.8kPa/m，并将此作为隧道开挖时 的原始支护压力σ₀，设依次在支护压力为σ，定义λ为支护压力比，则λ表 达如下：

λ＝σ/σ₀ (17)

后行洞掌子面未支护情况下(λ＝0)，掌子面由于应力释放产生的位移最大， 最大位移值为23.37mm，且变形呈漏斗状延伸至地表，地表最大变形为2.5mm。 后行洞掌子面完全支护时(λ＝1)，掌子面围岩变形较小，最大变形值为1mm。 掌子面支护压力由1减小至0的过程中，围岩应力逐渐卸载，掌子面围岩变 形逐渐增大，地表上方变形同步增大，围岩整体稳定性越差，越容易发生安 全事故，因此需控制好合理的掌子面支护压力。

推导的ZSI_su能够量化岩土体的弹性、屈服、破坏状态，因此采用ZSI_su评价方法对南昌盾构隧道掌子面围岩进行安全性评价，如图7a-图7f所示。 由图可知，由于拱顶和拱脚应力集中，因此屈服区域(0<ZSI_su≤1)和破坏区域(ZSI_su≤0)主要集中在隧道的拱顶和拱脚。隧道上方的安全性整体比隧道下方 较高。随着掌子面支护压力的减小，屈服区域和破坏区域逐渐增大，掌子面 的ZSI_su值逐渐减小，围岩的安全性逐渐减小。如图7a和图7b，当0.6<λ≤1 时，无屈服破坏区域；如图7c，当0.4<λ≤0.6时，屈服破坏区域纵向延伸距 离达4m；如图7d、图7e和图7f，当0<λ≤0.4时，破坏区域纵向延伸距离达 5.5m。

图8为不同支护压力比下隧道掌子面最小ZSI_su值曲线图。当0.6<λ≤1时， ZSI_su>1，表明掌子面岩土体处于弹性状态，围岩安全性很好，λ＝1时具有最 大ZSI_su值2.98，λ＝0.7时具有最小ZSI_su值1.32；当0.4<λ≤0.6时，ZSI_su有所 增加且0<ZSI_su<1，表明掌子面岩土体处于屈服状态，λ＝0.6时ZSI_su＝0.92，围 岩接近弹性状态；当0<λ≤0.4时，ZSI_su快速增加且ZSI_su≤0，围岩已经发生 破坏，围岩安全性很低。

综合掌子面变形情况和ZSI_su安全性评价结果，认为研究段盾构隧道掌子 面支护压力比λ＝0.6，即中心点支护压力为0.42MPa，梯度为5.88kPa/m时， 掌子面具有较好的稳定性，能够保证施工安全。

不同节理倾角开挖面单元安全度：

由于隧道穿越节理砂岩地层，而节理倾角对围岩的影响比节理倾向大， 因此，在上文选取的支护压力(中心点支护压力为0.42MPa，梯度为5.88kPa/m) 下，分别计算量节理倾角β为30°、45°、60°、75°时的盾构隧道开挖数值模 拟情况，采用ZSI_su安全指标对围岩进行安全性评价，研究了节理倾角对掌子 面的安全性的影响，数值模型、地质参数及开挖工序均不变。

为不同节理倾角下盾构隧道掌子面的ZSI_su分布情况，由于单元在节理面 上先发生破坏，围岩沿着节理方向的ZSI_su最小，因此围岩在节理面方向的安 全性最低。如图9a，β＝30°时，最小ZSI_su值为-4.3，围岩沿着30°方向发生屈 服破坏，破坏区域集中在掌子面中心部位；如图9b，当β＝45°时最小ZSI_su值 为-0.58，围岩沿着45°方向发生屈服破坏，破坏区域集中分布在掌子面右侧 拱脚处，4种情况下破坏面积最小，相对安全性较高；如图9c，当β＝60°时最 小ZSI_su值为-0.86，破坏面积有所增大，破坏严重区域同样集中在隧道右下侧60°拱脚处；如图9d，而β＝75°时ZSI_su值最小为-7.44，破坏面积最大，几乎 掌子面均发生屈服破坏，稳定性最差。在隧道施工过程中应注意观察节理走 向，并采取相应的支护方案进行加固，保证盾构施工安全顺利进行。

流固耦合作用的开挖面单元安全度：

研究段盾构隧道所处区域含水量较丰富，地下水的渗流作用不可忽视。 岩土体的流固-耦合作用会产生渗透力，进而增加岩土体的变形。地下水渗流 对围岩稳定性的影响显而易见，图10a和图10b，为有无渗流情况下X＝14断 面ZSI_su分布情况，如图10a，不考虑渗流时岩土体的最小ZSI_su值为2.3，所 有岩体均处于弹性阶段；如图10b，考虑渗流下岩土体的最小ZSI_su值为0.92， 掌子面岩体存在部分区域发生屈服。由此可见，地下水的流固耦合作用降低 了岩土体的稳定性，施工过程中应做好防排水工作，避免涌水涌沙现象发生。

地下水的存在改变了岩土体原有的力学行为，使得渗透系数也发生了相 应的改变，图11a-图11d为不同支护压力比下X＝14断面渗透系数变化趋势。 不同支护压力比下产生了不同程度的屈服区域(0<ZSI_su≤1)和破坏区域 (ZSI_su≤0)，而当0<ZSI_su≤1时，屈服区域的渗透系数比原始渗透系数大一个数 量级左右，当ZSI_su≤0时，岩土体的渗透系数发生突变，比原始渗透系数大两 个数量级左右。改变了原单元渗透系数的不变性，证明了将渗透系数引入到 ZSI_su程序的正确性。渗透系数的增加会加速地下水涌入隧道，进而使得掌子面变形持续增大，达到应力极限后便导致涌水、涌沙，给施工带来风险。

隧道的开挖打破了原有的应力场平衡时，同样破坏了渗流场的平衡，孔 隙水压的变化会改变土体的变形，因此有必要进一步研究隧道开挖过程中孔 隙水压的变化规律。

通过流固耦合数值模拟，后行洞开挖一半时，孔隙水压力由上至下依次 增大。隧道岩土体挖除后，打破原有的渗流场平衡，孔隙水压力骤然降低， 孔隙水沿着水里梯度向掌子面流动，进而形成漏斗状的孔隙水压分布。为了 量化观察盾构隧道四周岩体孔隙水压随开挖进度的变化情况，以6米(5环) 为一个开挖步，分10步开挖，提取每一开挖步后行洞Y＝30断面隧道左拱腰 A点、右拱腰B点、拱顶C点、拱底D点的孔隙水压力，变化曲线如图12所示。拱顶C点的孔隙水压力最小，拱底D点孔隙水压力最大，左拱腰A点、 右拱腰B点的孔隙水压力相近，居于C、D两者之间。在尚未开挖至监测点 断面时，A、B、C、D四点的孔隙水压力趋于稳定，开挖第5步到达监测断 面时，洞周孔隙水压略有降低，而一旦开挖至监测断面后，洞周孔隙水压急 剧下降，拱腰A、B点孔隙水压力下降幅度最大，下降50％，而C点孔隙水压力下降幅度48％，D点孔隙水压力下降幅度25％。后期由于盾构管片的施 加，管片外地下水无法进一步流出，孔隙水压力又缓慢增加。

本发明的有益效果为：

(1)建立了遍布节理围岩流固耦合的盾构开挖面局部稳定性分析方法，以 此为基础引入渗透系数描述随塑性损伤变化的规律。

(2)可进行掌子面不同支护压力比下隧道开挖数值模拟，分析了不同支护 压力对掌子面的变形影响规律，采用ZSI_su评价方法对掌子面安全性进 行了评价，综合掌子面变形和安全性分析结果，确定了较为合理的掌 子面支护压力

将渗透系数与ZSI_su指标相结合，绘制了不同支护压力比下围岩的渗透系 数变化图，得到了岩土体渗透系数随屈服破坏区域的变化规律，说明了渗透 系数变化理论的正确性。

最后应说明的是：以上各实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对 其限制；尽管参照前述各实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通 技术人员应当理解：其依然可以对前述各实施例所记载的技术方案进行修改， 或者对其中部分或者全部技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并 不使相应技术方案的本质脱离本发明各实施例技术方案的范围。

Claims (8)

1.一种盾构开挖面的遍布节理流固耦合的安全度分析方法，其特征在于，包括以下步骤：

建立开挖面的遍布节理应变软化模型，将开挖面的岩体划分成多个单元，所述单元由岩块和节理组成；

判断每个单元中所述岩块和节理各自对应的阶段属性，所述阶段属性包括弹性阶段和屈服阶段；

对每个单元中弹性阶段/屈服阶段的所述岩块和弹性阶段/屈服阶段的节理进行安全度计算；

选取每个单元中安全度最小的岩块/节理；

对每个单元中安全度最小的岩块/节理进行渗透系数计算；

将所述渗透系数带入流固耦合计算公式中进行迭代计算，以监测所述渗透系数的动态变化，以确定开挖支护方式。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述判断每个单元中所述岩块和节理各自对应的阶段属性，所述阶段属性包括弹性阶段和屈服阶段分别通过下述公式实现：

所述岩块的屈服准则如下：

f^t＝σ₃-σ^t (2)

其中，f^s为岩块的剪切的屈服准则，f^t为岩块的拉伸应变屈服准则，c为岩块黏聚力；φ为岩块内摩擦角；σ₃为岩块最小主应力；σ₁为岩块最大主应力；σ^t为岩块抗拉强度；

所述节理的屈服准则如下：

f_j ^s＝τ+σ'₂₂tanφ_j-c_j (3)

其中，f_j ^s为节理的剪切的屈服准则，f_j ^t为节理的拉伸应变屈服准则，c_j为节理黏聚力；φ_j为节理内摩擦角；σ_j ^t为节理抗拉强度；τ为节理面剪切应力；σ'₂₂为节理弱面在局部坐标系下中间主应力；对于节理内摩擦角φ_j1不为零的节理弱面，抗拉强度最大值为

3.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述对每个单元中弹性阶段的所述岩块和节理进行安全度计算分别通过下述公式实现：

岩块的安全度计算公式如下：

节理的安全度计算公式如下：

其中，σ₁为岩块的最大主应力，σ₃为岩块的最小主应力，β为节理倾角，屈服阶段的ZSI∈(1，+∞)，ZSI越大，表示安全程度越高。

4.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述对每个单元中屈服阶段的所述岩块和节理进行安全度计算分别通过下述公式实现：

岩块的安全度计算公式如下：

其中，ε^ps为岩块的塑性剪切应变，ε^pt为岩块的塑性拉伸应变，

为岩块的极限塑性剪切应变，

分为岩块的极限塑性拉伸应变；

节理的安全度计算公式如下：

其中，ε^psj为节理的塑性剪切应变，ε^ptj为节理的塑性拉伸应变，

为节理的极限塑性剪切应变，

为节理的极限塑性伸应变。

5.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述对每个单元中安全度最小的岩块进行渗透系数计算通过下述公式实现：

其中，n₀为岩块的初始孔隙度；ε_v为岩块的体积拉伸应变；k₀为岩块的初始渗透系数，ξ为岩块处于屈服阶段的渗透性突跳系数、ξ′为岩块处于破坏阶段的渗透性突跳系数。

6.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述对每个单元中安全度最小的节理进行渗透系数计算通过下述公式实现：

其中，n_0j为节理的初始孔隙度；ε_vj为节理的体积拉伸应变；k_0j为节理的初始渗透系数，ξ_j为节理处于屈服阶段的渗透性突跳系数、ξ′_j为节理处于破坏阶段的渗透性突跳系数。

7.根据权利要求4所述的方法，其特征在于，所述岩块的塑性剪切应变ε^ps和岩块的塑性拉伸应变ε^pt分别通过下述公式累加计算实现：

其中，Δε^ps为岩块的塑性剪切应变增量，

为3个不同主应力方向上岩块的塑性剪切应变增量(i＝1，2，3)，

其中，Δε^pt为岩块的塑性拉应变增量。

8.根据权利要求4所述的方法，其特征在于，所述节理的塑性剪切应变ε^psj和节理的塑性拉伸应变ε^ptj分别通过下述公式累加计算实现：

其中，Δε^psj节理的塑性剪切应变增量，

为节理弱面局部坐标系下不同主应力方向上剪切应变增量(i＝1，2，3)；

其中，Δε^ptj为节理的塑性拉伸应变增量，

为节理弱面局部坐标系下拉伸应变增量。

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