观澜河顶管穿越工程流固耦合研究

刘建峰

(中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 310014)

近些年来，岩体渗流应力耦合作用在国内得到发展。徐光黎［1］深入分析了岩体裂隙面相关几何参数的概率分布模式，为结构面网络的计算机模拟奠定了基础;Ferfera FMR，Wang J A，etc.［2-5］对岩石进行了全应力—应变过程下渗透性变化试验。I.M.Lee 和S.W.Nam［6，7］研究了浅埋隧道开挖过程中渗流场分布的问题;杨会军、韩文峰［8］总结分析了各类岩体中裂隙水的渗流规律，认为由于岩体中大量裂隙的随机分布及连通性各异，其渗流特性不均一，地下水在裂隙岩体中的流动与裂隙的产状有密切关系，岩体中裂隙的各向异性导致裂隙水渗流的各向异性;由于地下水赋存条件的复杂性，岩体渗透性系数的确定更多是靠现场实测来确定。利用理论推导与数值模拟始终是岩土渗流的研究前沿课题，本文主要通过FLAC3D使用有限差分法进行流固耦合计算［9］。在考虑不同水位的情况下，通过变形、应力分析了施工过程中的基本力学行为，以及对地表沉降的影响。

1 工程概况

本项目基于广州—深圳支干线(求雨岭—大铲岛段)SZHE341～SZHF201 +1号桩观澜河穿越，位于广东省东莞市塘厦镇，西岸位于沙湖村，东岸位于平山村。根据现场地质资料，工程区域没有出现较为发育的结构面与不良地质带，因此计算模型中主要考虑一种岩体:砂岩。故选用岩体劣化本构模型［10］进行数值计算，该模型具有参数动态调整的特点。根据室内试验与地质报告综合判断确定了岩体的计算参数，参见表1。其中，E0，φ0，C0，T0分别为岩体初始弹性模量、摩擦角、内聚力和抗拉强度，Ed，φd，Cd分别为岩体劣化后残余弹性模量、残余摩擦角、残余内聚力。

表1 岩体计算参数

2 数值模拟计算分析

2.1 不同水位下位移场分析

如图1，图2 所示分别为枯水期、丰水期时工程开挖后竖直方向位移云图。从数值计算结果中可以看出，工程开挖后变形场基本对称，在枯水期时，水的作用影响较小，最大竖向位移约为5.53 mm;在丰水期时，由于水位较高，水的作用大于枯水期时的渗流作用，因此导致竖向位移大于枯水期时的计算结果，最大竖向位移约为8.05 mm，较枯水位时增加45.57%。

图1 枯水期竖直位移云图

图2 丰水期竖直位移云图

如图3，图4 所示分别为枯水期、丰水期时的顶管位移云图。从计算结果中可以看出，顶管最大位移集中在顶管上方，从上部至中部位移由大变小，在下部由于土体反弹作用而出现反向位移。当枯水期时，水位较低，顶管最大向下位移约为4.25 mm;当滠水河在丰水期时，顶管最大向下位移约为5.70 mm，较枯水期时增加34.12%。

图3 枯水期时顶管竖直位移云图

图4 丰水期时顶管竖直位移云图

2.2 不同水位下应力场分析

如图5，图6 所示为枯水期时工程开挖后最小主应力、最大主应力云图。从计算结果中可以看出，工程开挖后最大压应力主要集中在两井底部，当枯水期时最大压应力约为8.85 MPa，最大拉应力为1.56 MPa;如图7，图8 所示为丰水期时工程开挖后最小主应力、最大主应力云图。计算结果显示，工程开挖后最大压应力集中在两井底部，约为12.59 MPa，较枯水位渗流作用时增加42.26%，由于水的作用使得在井底与顶管接触处出现少量拉应力，约为2.22 MPa，较枯水位时增加42.31%。

图5 枯水期时最小主应力云图

图6 枯水期时最大主应力云图

2.3 竖井开挖对地表环境影响分析

为了研究竖井与顶管施工过程中对地表环境的影响，在正常水位情况下，在数值计算过程中布置了10 个监测点，其位置如图9 所示。

图7 丰水期时最小主应力云图

图8 丰水期时最大主应力云图

如图10 所示为1号，2号，3号监测点的竖向位移曲线，从曲线中可以看到，随着计算时间步的延长，由于始发井施工使1号，2号，3号位置首先出现了向下位移，约为-0.5 mm，接着出现向上位移并趋于稳定，然后接收井的施工导致其继续出现向下位移，约为-0.5 mm，最终由于顶管施工导致位移趋近于-1.5 mm。从曲线中可以看到其位移主要受顶管施工影响较大。

图9 监测点位置示意图

图10 1号，2号，3号监测点竖向位移曲线

如图11 所示为6号，7号，8号监测点的竖向位移曲线，从曲线中可以看到，由于始发井的施工导致6号，7号，8号位置持续出现向下位移，在接收井施工后，位移达到-0.5 mm，然后出现反弹并趋于稳定，接着由于顶管的施工导致位移迅速增大，最终稳定在-1.7 mm 左右。从曲线中可以看到其位移受顶管施工影响较大。

图11 6号，7号，8号监测点竖向位移曲线

如图12 所示为4号，5号，9号，10号监测点的竖向位移曲线，从曲线中可以看到，由于始发井的施工导致4号，5号，9号，10号位置首先出现了向下位移，约为-0.4 mm，接着由于接收井施工继续出现向下位移并稳定在-0.5 mm，最终由于顶管的施工导致其位移先向下然后出现少许反弹，最后趋于稳定，约为-1.7 mm。从曲线中可以看出其位移受顶管施工影响较大。

图12 4号，5号，9号，10号监测点竖向位移曲线

3 结语

本文基于岩体劣化本构模型，研究了观澜河顶管穿越工程中考虑不同水头压力作用下工程开挖后的位移、应力以及对地表影响的变化规律。经过数值模拟计算分析后可以得到:

1)考虑流固耦合作用后，工程开挖后变形矢量都指向临空面，在顶管中央处出现最大变形，枯水期时顶管中央变形约为4.25 mm，丰水期时变形约为5.70 mm，较枯水位时增加34.12%。工程开挖后，最大压应力集中在两井底部。枯水期时最大压应力约为8.85 MPa，最大拉应力为1.56 MPa;丰水期时最大压应力约为12.59 MPa，较枯水位时增加42.26%，最大拉应力约为2.22 MPa，较枯水位时增加42.31%。因此水位不同的渗流作用对工程稳定性的影响亦不同，建议在丰水期时顶管中央易破坏处加强支护。

2)通过对地表监测点的位移分析，从曲线图中可以看到所有地表监测点均受顶管施工影响最大，因此在顶管施工过程中应注意对地表位移的影响。

［1］徐光黎.岩石结构面几何特征的分形与分维［J］.水文地质工程地质，1993(2) :20-22.

［2］Ferfera F M R，Sarda J P，Bouteca M，et al.Experimental study of monophasic permeability changes under various stress paths［J］.International Journal of Rock Mechanics ＆ Mining Sciences，1997，34(3/4) :413.

［3］Wang J A，Park H D.Fluid permeability of sedimentary rocks in a complete stress-strain process［J］.Engineering Geology，2002，63(4) :291-300.

［4］Heiland J，Raab S.Experimental investigation of the influence of differential stress on permeability of a lower permian(rotliegend) sandstone deformed in the brittle deformation filed［J］.Phys.Chem Earth(A)，2001，26(1) :33-38.

［5］Singh A B.Study of rock fracture by permeability method［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，1997，123(7) :601-608.

［6］Lee I M，Nam S W.The study of seepage forces acting on the tunnel lining and tunnel face in shallow tunnels［J］.Tunnelling and Underground Space Technology，2001，16(1) :31-40.

［7］Lee I M，Nam S W.Effect of tunnel advance rate on seepageforces acting on the underwater tunnel face［J］.Tunnelling and Underground Space Technology，2004，19(2) :273-281.

［8］杨会军，韩文峰.基岩裂隙水渗流特性探讨与工程实例［J］.岩石力学与工程学报，2003，22(S2) :2582-2588.

［9］Itasca Consulting Group，Inc..FLAC3DFluid-mechanical interaction(Version3.3) ［R］.［S.l.］:Itasca Consulting Group，Inc.，2003.

［10］江 权，冯夏庭，陈国庆.考虑高地应力下围岩劣化的硬岩本构模型研究［J］.岩石力学与工程学报，2008，27(1) :144-152.