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高压富水地层水工隧洞衬砌外水压力确定与应对措施

刘立鹏, 汪小刚, 段庆伟, 傅睿智, 姜龙

刘立鹏, 汪小刚, 段庆伟, 傅睿智, 姜龙. 高压富水地层水工隧洞衬砌外水压力确定与应对措施[J]. 岩土工程学报, 2022, 44(8): 1549-1557. DOI: 10.11779/CJGE202208021
引用本文: 刘立鹏, 汪小刚, 段庆伟, 傅睿智, 姜龙. 高压富水地层水工隧洞衬砌外水压力确定与应对措施[J]. 岩土工程学报, 2022, 44(8): 1549-1557. DOI: 10.11779/CJGE202208021
LIU Li-peng, WANG Xiao-gang, DUAN Qing-wei, FU Rui-zhi, JIANG Long. Methods to cope with external water pressure of hydraulic tunnel linings in high-pressure groundwater-rich strata[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2022, 44(8): 1549-1557. DOI: 10.11779/CJGE202208021
Citation: LIU Li-peng, WANG Xiao-gang, DUAN Qing-wei, FU Rui-zhi, JIANG Long. Methods to cope with external water pressure of hydraulic tunnel linings in high-pressure groundwater-rich strata[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2022, 44(8): 1549-1557. DOI: 10.11779/CJGE202208021

高压富水地层水工隧洞衬砌外水压力确定与应对措施  English Version

基金项目: 

国家重点研发计划课题 2016YFC0401804

中国水利水电科学研究院基本科研业务费专项项目 GE0145B012021

国家自然科学基金面上项目 51879284

国家自然科学基金面上项目 52179121

流域水循环模拟与调控国家重点实验室自主研究课题 SKL2022ZD05

云南省重大科技专项计划项目 202102AF080001

详细信息
    作者简介:

    刘立鹏(1983—),男,安徽六安人,正高级工程师,主要从事地下洞室及结构工程稳定性方面的研究工作。E-mail: liulip@iwhr.com

  • 中图分类号: TU43

Methods to cope with external water pressure of hydraulic tunnel linings in high-pressure groundwater-rich strata

  • 摘要: 针对高压富水地层外水压力带来的衬砌设计难题及安全稳定问题,整理分析了多个实际工程外水压力监测成果,结合室内模型试验,研究论述了水工隧洞衬砌外水压力与所赋存环境岩体地下水活动状态以及衬砌排水能力间的关系;为解决采用传统复合衬砌可能存在的底板外水压力较大的偏压问题,提出了一种新型复合衬砌结构型式,并从控制渗流量及外水压力角度,对富水地层水工隧洞渗控设计标准进行了探讨。结果表明:水工隧洞衬砌外水压力主要受衬砌排水系统排水能力控制,同时与所赋存环境岩体地下水活动状态相关,依照规范中推荐方法确定外水压力具有明显不足;所提出的新型复合衬砌结构型式,可有效解决由于排水孔降压范围有限、底板外水压力较大导致的偏压问题;建议采用复合衬砌结构的水工无压隧洞允许排放量选择为3.0 m3/(m·d),衬砌外水压力不超过0.5 MPa,设计中可依据该标准确定排堵水结构相应参数。研究结果可为富水地层水工隧洞外水压力应对措施的选择提供技术支撑。
    Abstract: To solve the problems of lining design and safety caused by external water pressure in water-rich strata, the monitoring results of external water pressure in several practical projects are analyzed. Based on the model test results, the relationship among the external water pressure acting on the hydraulic tunnel linings, the groundwater activity in rock mass and the drainage capacity of linings is discussed. A new type of lining structure is proposed to solve the eccentric pressure problem of the traditional composite linings which may have a higher external water pressure applying on the lining bottom. The seepage control design standard of hydraulic tunnel in water-rich strata is discussed from the perspective of seepage flow and external water pressure control. The seepage control design criterion of hydraulic tunnel in water-rich strata is then discussed from the perspective of seepage control and external water pressure control. The results show that the external water pressure of hydraulic tunnel linings is mainly controlled by the drainage capacity of lining drainage system, and is related to the groundwater activity in the surrounding rock mass. To determine the external water pressure according to the method recommended in the specification in China is not accurate. The new proposed lining structure can effectively solve the eccentric pressure problem of linings because of the limited pressure reduction range of drainage holes and the larger water pressure on the lining bottom. It is suggested that the allowable discharge of hydraulic non-pressure tunnels with the traditional composite lining structure should be 3.0 m3/(md), and the external water pressure of lining should be below 0.5 MPa. The corresponding parameters of lining drainage and shutoff structures can be determined according to these two values. The research conclusion can provide technical support for the selection of coping method for the external water pressure problem of hydraulic tunnels in water-rich strata.
  • 随着交通强国战略的稳健推进,中国高铁、跨海大桥、过江通道及隧道工程建设需求增长迅猛,许多临江滨海和穿山越岭工程不可避免地建于软弱岩土材料之上。实际工程中岩土材料的时效变形乃至失稳破坏都与其流变特性密切相关[1-2],研究岩土材料的流变行为,建立合理的流变模型并将其拓展到数值分析软件中去解决实际问题具有十分重要的理论意义和工程应用价值。

    目前用于描述岩土材料流变特性的模型主要有经验模型[3]、理论模型[4]和元件模型[5],元件模型因参数较少且物理意义明确而具有更强的普适性。国内外学者通过传统线性元件的多样化组合对岩土材料的流变特性开展了大量的研究,但线性元件组合模型在描述岩土材料非线性流变特性方面存在着一定的缺陷。为了消除传统元件模型的弊端,研究学者通过将传统元件与经验模型或新型非线性元件相结合等多种方法实现了非线性流变行为的模拟[1, 6],但所建立模型参数较多,工程应用不便;另一些学者通过引入分数阶微积分理论来简化流变模型[7-15],实现了用较少的参数达到较高拟合精度的显著成效,但同时,分数阶导数流变模型的卷积积分算法对计算机内存要求高,存在计算效率低的缺点;近年来,作为一种局部算子的非卷积积分分形导数理论被引入到岩土材料的流变模型求解过程中[16-19],研究发现,分形导数流变模型在提高流变变形计算精度的同时能有效地节省计算成本,值得进一步推广应用。

    黏弹塑性元件模型一般由黏弹性元件与塑性元件串联而成,可以实现加速阶段流变变形的表征,目前应用最为广泛的是西元模型[5]。但传统塑性元件属于线性元件,难以准确描述岩土材料在加速流变阶段的非线性流变特性[17]。近年来,随着非线性元件的建立以及损伤理论的发展,国内外学者在岩土工程材料非线性加速流变阶段的研究越来越完善。Lu等[10]建立了能表征土体黏弹塑性流变特性的3D分数阶流变模型。薛东杰等[11]在西元模型的基础之上建立了考虑温度和体积应力的非线性分数阶流变损伤模型。Wu等[12]将传统元件和分数阶阻尼器串联,得到了可以描述盐岩完整流变阶段的非线性分数阶黏弹塑性流变模型。张胜利等[13]将分数阶Merchant模型与黏塑性体损伤模型串联,构建了考虑温度的盐岩分数阶黏弹塑性流变损伤模型。孙增春等[14]基于分数阶微积分理论建立了砂-粉混合料的塑性本构模型。Yin等[19]提出了考虑流变损伤效应的分形导数黏弹塑性流变模型。张亮亮等[20]引入非线性元件和流变损伤,描述了岩体的非线性黏弹塑性变形特性。骆亚生等[21]通过引入新型触发式黏塑性元件,建立了可以描述重塑黄土的蠕变、静力及动力特性的黏弹塑性本构模型。上述研究使得岩土材料的完整三阶段非线性黏弹塑性流变模型的建立日趋完善。

    由于土体应力-应变关系的非线性、荷载作用的复杂性及边界条件的多样性,用解析解求解实际工程的流变问题比较困难,而数值模拟则可以实现各种复杂工程问题分析。其中,ABAQUS作为一种大型通用有限元分析软件,凭借其强大的非线性求解能力及前、后处理功能被广泛应用于岩土工程领域。ABAQUS本身带有几种常用的土体本构模型,也可以通过用户自定义UMAT程序编写更多材料的本构模型,因地制宜地解决多种复杂土工分析难题[22-25]。在岩土工程领域,尽管分形导数理论具备通过数学方法简化复杂求解过程的能力,目前的研究中仍很少涉及。而且现有的黏弹塑性模型大多围绕岩石开展,对于土体的适用性仍待考究。此外,如何将改进的新型黏弹塑性流变模型通过二次开发集成于数值模拟软件中去解决复杂工程问题仍有待完善。

    为了精确地描述软土材料的完整三阶段非线性黏弹塑性流变变形规律,本文采用分形导数阻尼器来改进传统西元模型,引入损伤因子描述软土加速流变的演化过程,提出一个分形导数黏弹塑性流变模型,并给出模型的解析解。进一步结合ABAQUS二次开发模块,通过FORTRAN编制了分形导数西元黏弹塑性流变模型的UMAT子程序,对临江软土的三轴流变试验及路基工程进行分析,以验证模型及UMAT程序的准确性。

    岩土材料典型流变曲线如图 1所示。以屈服应力σs为界限,当σ<σs时,流变曲线呈现只包含衰减和稳态流变的Ⅰ型衰减型;当σσs时,流变曲线呈现包含加速流变的Ⅱ型非衰减型,二者均表现出显著的非线性特性。传统流变模型的线性Hooke弹簧元件及Newton阻尼器元件的本构方程可以统一表述为σ(t)dαε(t)/dtβ,其中αβ表示整数型导数阶,这些线性元件均无法准确描述流变曲线的非线性特性。分数阶微分型元件Abel阻尼器的引入实现了岩土材料的非线性流变变形的描述,其本构方程与传统元件表达相同,区别在于导数阶0α=β1。当α=β=0时,Abel阻尼器退化为Hooke弹簧;当α=β=1时,Abel阻尼器则进化为Newton阻尼器,可以很好地表述从理想固体到理想流体之间材料的非线性渐变过程[7]。但分数阶微分型本构关系的存在导致求解过程涉及到卷积积分,为了规避上述问题,本文将分形导数理论引入到流变模型的构建过程中。

    图  1  岩土材料典型流变曲线
    Figure  1.  Typical rheological curves of geomaterials

    Chen[16]指出分形导数是一种无卷积积分的局部算子,并给出时间分形导数公式:

    df(t)dtβ=lim (1)

    Cai等[17]基于上述分形导数理论,提出了一种新的分形阻尼器元件,其本构方程为

    \sigma (t) = \eta \frac{{{{\text{d}}^\alpha }\varepsilon (t)}}{{{\text{d}}{t^\beta }}}{\text{ (}}\alpha {\text{ = 1, }}0 \leqslant \beta \leqslant 1) 。 (2)

    式中:η为分形阻尼器的黏滞系数; \alpha β为分形导数阶。

    图 2为应力保持100 kPa不变的情况下,不同导数阶β及黏滞系数η的分形阻尼器与Abel阻尼器的流变曲线(分别以 \eta = 40{\text{ kPa}} \cdot {{\text{s}}^\beta } \beta = 0.3 为例)。从图 2中可以看出,分形阻尼器具有同Abel阻尼器相似的描述材料非线性行为的能力,可以很好地表征岩土材料的黏弹性变形和衰减规律。此外,对比二者本构方程还可以发现,Abel阻尼器导数阶 0 \lt \alpha = \beta {\text{ < 1}} 均为分数阶,而分形阻尼器导数阶 \alpha = 1 为整数阶, 0 \leqslant \beta \leqslant {\text{1}} 为分数阶,这一改变使得分形阻尼器能有效规避卷积积分的计算过程,提高计算效率。

    图  2  分形阻尼器与Abel阻尼器的流变曲线
    Figure  2.  Rheological curves of the fractal and Abel damper

    Wang等[18]引入损伤变量来描述岩土材料的非线性加速流变特性,取得了理想的效果。考虑损伤效应的分形阻尼器黏度系数η(t)可以表示为

    \eta (t) = \eta (1 - {{\text{e}}^{ - \lambda {t^\beta }}})。 (3)

    式中,\lambda 为分形阻尼器的损伤因子。

    图 3显示了 \sigma = 50{\text{ kPa}} \eta = 20{\text{ MPa}} \cdot {{\text{s}}^\beta } 时考虑损伤演化的分形阻尼器的流变曲线。从图 3中可以看出,考虑损伤效应的分形阻尼器具有准确表征非线性材料不同程度损伤导致的加速流变的良好能力。

    图  3  考虑损伤效应的分形阻尼器流变曲线
    Figure  3.  Rheological curves of fractal damage damper

    传统西元模型流变方程为

    \varepsilon (t) = \frac{\sigma }{{{E_0}}} + \frac{\sigma }{{{E_1}}}\left( {1 - {{\text{e}}^{ - \frac{{{E_1}}}{{{\eta _1}}}t}}} \right) + \frac{{\left\langle {\sigma - {\sigma _{\text{s}}}} \right\rangle }}{{{\eta _2}}}t 。 (4)

    式中:E0E1分别为Hooke弹簧及黏弹性元件的弹性模量;η1η2分别为黏弹性及黏塑性元件的黏滞系数; {\sigma _{\text{s}}} 为屈服应力。

    传统西元模型中的Bingham体属于线性元件,无法准确描述岩土体非线性加速流变的特征。Zhou等[7]将西元模型中的Newton阻尼器换成Abel阻尼器,建立了分数阶西元流变模型方程:

    \epsilon (t)=\frac{\sigma }{{E}_{0}}+\frac{\sigma }{{\eta }_{1}}{\displaystyle \sum _{n=1}^{\infty }\frac{1}{\Gamma (1+\beta n)}}{\left(-\frac{{E}_{1}}{{\eta }_{1}}{t}^{\beta }\right)}^{n}+\frac{\langle \sigma -{\sigma }_{s}\rangle }{{\eta }_{2}}\frac{{t}^{\beta }}{\Gamma (1+\beta )}。 (5)

    式中: \Gamma (*)为伽马函数。

    分数阶西元流变模型能够弥补传统模型无法精确描述加速流变的不足,得到了广泛的推广与应用,但它存在卷积积分计算过程复杂的缺陷。

    鉴于此,本文采用分形阻尼器代替分数阶西元模型中的Abel阻尼器,且引入岩土材料的损伤效应,构建改进的分形导数西元流变模型,如图 4所示,旨在保证模拟精度的前提下提高计算效率。

    图  4  分形导数西元流变模型
    Figure  4.  Fractal derivative Nishihara rheological model

    根据Merchant体和Bingham体的串联法则,分形导数西元模型的总应力-应变关系为

    \left.\begin{array}{l} \varepsilon=\varepsilon^{\mathrm{e}}+\varepsilon^{\mathrm{ve}}+\varepsilon^{\mathrm{vp}}, \\ \sigma=\sigma^{\mathrm{e}}=\sigma^{\mathrm{ve}}=\sigma^{\mathrm{vp}} 。 \end{array}\right\} (6)

    式中: \sigma 为总应力;ε为总应变;上标e、ve、vp分别代表Hooke弹簧、黏弹性和黏塑性元件。

    分形导数西元模型黏弹性应力-应变关系式为

    \left.\begin{array}{l} \sigma^{\mathrm{e}}=E_0 \varepsilon^{\mathrm{e}}, \\ \varepsilon^{\mathrm{ve}}=\varepsilon_{\mathrm{H}}=\varepsilon_{\mathrm{f}}, \\ \sigma^{\mathrm{ve}}=E_1 \varepsilon^{\mathrm{ve}}+\eta_1 \frac{\partial \varepsilon^{\mathrm{ve}}}{\partial t^\beta} 。 \end{array}\right\} (7)

    式中:ε为应变;下标H、f分别代表Merchant体中的Hooke弹簧及分形阻尼器;E1η1分别为二者对应的弹性模量和黏滞系数。

    分形导数西元模型黏塑性应力-应变关系式为

    \left.\begin{array}{ll} \varepsilon^{\mathrm{vp}}=0 & \left(\sigma<\sigma_{\mathrm{s}}\right), \\ \sigma^{\mathrm{vp}}=\sigma-\sigma_{\mathrm{s}}=\eta_2(t) \frac{\partial \varepsilon^{\mathrm{vp}}}{\partial t^\beta} & \left(\sigma \geqslant \sigma_{\mathrm{s}}\right) \circ \end{array}\right\} (8)

    式中: {\eta _2}(t) = {\eta _2}{{\text{e}}^{ - \lambda {t^\beta }{\text{ }}}} 为Bingham体中考虑材料随时间损伤演化的分形阻尼器的黏滞系数。

    结合式(6)~(8),进行Laplace变换整合,即可得到分形导数西元流变模型本构方程:

    \varepsilon(t)=\left[\frac{1}{E_0}+\frac{1}{E_1}\left(1-\mathrm{e}^{-\frac{E_1 t^\beta}{\eta_1}}\right)\right] \sigma+\frac{\left\langle\sigma-\sigma_{\mathrm{s}}\right\rangle}{\lambda \eta_2}\left(\mathrm{e}^{\lambda t^\beta}-1\right)。 (9)

    分形导数西元流变模型在三维应力状态下的总应力-应变关系可以表达为

    \left.\begin{array}{l} \varepsilon_{i j}=\varepsilon_{i j}^{\mathrm{e}}+\varepsilon_{i j}^{\mathrm{ve}}+\varepsilon_{i j}^{\mathrm{vp}}, \\ \sigma_{i j}=\sigma_{i j}^{\mathrm{e}}=\sigma_{i j}^{\mathrm{ve}}=\sigma_{i j}^{\mathrm{vp}} \quad \circ \end{array}\right\} (10)

    式中: {\sigma _{ij}} 为总应力; {\varepsilon _{ij}} 为总应变。

    三维应力及应变张量关系可表达为

    \sigma_{i j}=s_{i j}+\delta_{i j} \sigma_{\mathrm{m}}, \quad \varepsilon_{i j}=e_{i j}+\delta_{i j} \varepsilon_{\mathrm{m}} \text{,} (11a)
    \sigma_{\mathrm{m}}=\frac{1}{3}\left(\sigma_1+\sigma_2+\sigma_3\right)=\frac{1}{3} I_1 ; \quad \varepsilon_{\mathrm{m}}=\frac{1}{3}\left(\varepsilon_1+\varepsilon_2+\varepsilon_3\right)=\frac{1}{3} I_1^{\prime}, (11b)
    s_{i j}=\sigma_{i j}-\delta_{i j} \sigma_{\mathrm{m}}=\sigma_{i j}-\frac{1}{3} I_1 \delta_{i j} ; e_{i j}=\varepsilon_{i j}-\delta_{i j} \varepsilon_{\mathrm{m}}=\varepsilon_{i j}-\frac{1}{3} I_1^{\prime} \delta_{i j}。 (11c)

    式中: {\sigma _{\text{m}}} {\varepsilon _{\text{m}}} 分别为平均应力和应变;I11分别为第一应力张量和应变张量不变量;sijeij分别为偏应力和偏应变张量; {\sigma _{ij}} {\varepsilon _{ij}} 分别为应力和应变张量;δij为Kronecker函数。

    在三维状态下,由广义Hooke定律可知,弹性体应力与应变之间存在以下转换关系:

    \left.\begin{array}{l} e_{i j}=\frac{s_{i j}}{2 G} , \\ \varepsilon_{k k}=\frac{\sigma_{k k}}{3 K} 。 \end{array}\right\} (12)

    式中: {\sigma _{kk}} {\varepsilon _{kk}} 分别代表应力和应变张量第一不变。

    故弹性部分应变可表示为

    \varepsilon _{ij}^e = \frac{{{s_{ij}}}}{{2G}} + \frac{{{\sigma _m}{\delta _{ij}}}}{{3K}} 。 (13)

    弹性模量E、剪切模量G、体积模量K与泊松比 \nu 之间满足

    \left.\begin{array}{l} K=\frac{E}{3(1-2 v)}, \\ G=\frac{E}{2(1+v)} 。 \end{array}\right\}。 (14)

    分形导数Bingham体黏塑性部分的三维本构关系可以表达为

    \frac{\partial \varepsilon^{\mathrm{vp}}}{\partial t^\beta}=\frac{1}{\eta_2(t)}\left\langle\mathit{\Phi}\left(F-F_0\right)\right\rangle 。 (15)

    式中:F为屈服函数; {F_0} 为屈服函数初始值;Ф函数取幂指数为1的幂函数形式。

    F-F0 ≥ 0时,由相关联流动法则可以得到

    \varepsilon^{\mathrm{vp}}=\frac{\left(\mathrm{e}^{\lambda t^\beta}-1\right)}{\lambda \eta_2}\left\langle\mathit{\Phi}\left(F-F_0\right)\right\rangle 。 (16)

    根据Drucker-Prager屈服准则,土体屈服函数可表达为

    \left.\begin{array}{l} F=\sqrt{J_2}+a \sigma_{\mathrm{m}}, \\ a=\frac{2 \sin \varphi}{\sqrt{3}(3-\sin \varphi)}, \\ F_0=\frac{6 \cos \varphi}{\sqrt{3}(3-\sin \varphi)} c_{0^{\circ}} \end{array}\right\} (17)

    式中:J2为偏应力第二不变量;c0φ分别为土体的有效黏聚力和内摩擦角。

    假设土体弹性应变仅由应力球张量产生,流变变形由应力偏张量产生,则三维应力状态下分形西元模型本构方程可表达为

    \varepsilon_{i j}(t)=\frac{s_{i j}}{2 G_0}+\frac{s_{i j}}{2 G_1}\left(1-\mathrm{e}^{-\frac{G_1}{\eta_1^{\prime}} t^\beta}\right)+\frac{\sigma_{\mathrm{m}} \delta_{i j}}{3 K}+\frac{\left(\mathrm{e}^{\lambda t^\beta}-1\right)}{2 \lambda \eta_2^{\prime}}\left\langle\mathit{\Phi}\left(F-F_0\right)\right\rangle 。 (18)

    式中,G0G1分别为Merchant体第一个和第二个弹簧的剪切模量; {\eta '_1} {\eta '_2} 分别为对应的三维状态黏滞系数。

    一维与三维状态黏滞系数转化关系为

    \left.\begin{array}{l} \eta_1^{\prime}=\frac{\eta_1}{2(1+v)}, \\ \eta_2^{\prime}=\frac{\eta_2}{2(1+v)} 。 \end{array}\right\} (19)

    对于等围压三轴流变试验,围压 {\sigma _3} 已知,且 {\sigma _2} = {\sigma _3} ,轴向应力 {\sigma _1} 为预设常数,可以得到:

    {\sigma }_{\text{m}}=\frac{{\sigma }_{1}+2{\sigma }_{3}}{3}\text{;}{s}_{11}={\sigma }_{1}-{\sigma }_{\text{m}}\text{;}\sqrt{{J}_{2}}=\frac{{\sigma }_{1}-{\sigma }_{3}}{\sqrt{3}} 。 (20)
    \begin{gathered} \varepsilon_{11}(t)=\frac{\sigma_1-\sigma_3}{3 G_0}+\frac{\sigma_1-\sigma_3}{3 G_1}\left(1-\mathrm{e}^{-\frac{G_1}{\eta_1^{\prime}} t^\beta}\right)+\frac{\sigma_1+2 \sigma_3}{9 K}+ \\ \frac{\left\langle\sigma_1-\sigma_3-\sigma_s\right\rangle}{3 \lambda \eta_2^{\prime}}\left(\mathrm{e}^{\lambda t^\beta}-1\right) 。 \end{gathered} (21)

    把式(18)~(20)代入式(21)可以得到

    \begin{aligned} & \varepsilon_{11}(t)=\frac{2\left(\sigma_1-\sigma_3\right)(1+v)}{3 E_0}+\frac{2\left(\sigma_1-\sigma_3\right)(1+v)}{3 E_1}\left(1-\mathrm{e}^{-\frac{E_1}{\eta_1} t^\beta}\right)+ \\ & \quad \frac{\left(\sigma_1+2 \sigma_3\right)(1-2 v)}{3 E_0}+\frac{\left\langle\sigma_1-\sigma_3-\sigma_{\mathrm{s}}\right\rangle}{3 \lambda \eta_2}\left(\mathrm{e}^{\lambda t^\beta}-1\right) 。 \end{aligned} (22)

    分形导数元件的应用使得元件模型只需要较少的参数即可实现岩土材料的复杂非线性特性研究,但在ABAQUS软件模型库中还未得到开发,为实现其在ABAQUS中的应用,利用FORTRAN语言编制了分形导数西元流变模型对应的UMAT子程序,将其嵌入到ABAQUS中,以期实现岩土材料的完整三阶段流变过程分析。

    时间 {t_n} 对应的第n步分形导数西元流变模型的总应力-应变增量关系为

    \Delta \varepsilon_n=\Delta \varepsilon_n^{\mathrm{e}}+\Delta \varepsilon_n^{\mathrm{v}}+\Delta \varepsilon_n^{\mathrm{vp}} ; \quad \Delta \sigma_n=\Delta \sigma_n^{\mathrm{e}}=\Delta \sigma_n^{\mathrm{v}} 。 (23)

    矩阵A

    \boldsymbol{A}=\left[\begin{array}{cccccc} 1 & -v & -v & 0 & 0 & 0 \\ -v & 1 & -v & 0 & 0 & 0 \\ -v & -v & 1 & 0 & 0 & 0 \\ 0 & 0 & 0 & 2(1+v) & 0 & 0 \\ 0 & 0 & 0 & 0 & 2(1+v) & 0 \\ 0 & 0 & 0 & 0 & 0 & 2(1+v) \end{array}\right] 。 (24)

    对于弹簧元件和分形导数黏弹性体,可以得到

    \Delta \varepsilon^{\mathrm{e}}=\frac{\boldsymbol{A}}{E} \Delta \sigma ; \Delta \varepsilon_n^{\mathrm{ve}}=\Delta t_n\left[(1-\theta) \dot{\varepsilon}_n^{\mathrm{ve}}+\theta \dot{\varepsilon}_{n+1}^{\mathrm{ve}}\right] \text{,} (25a)
    \Delta \varepsilon_n^{\mathrm{ve}}=B_n \Delta t_n \dot{\varepsilon}_n^{\mathrm{ve}}+\boldsymbol{C}_\boldsymbol{n} \Delta \sigma_n (25b)
    \begin{gathered} \dot{\varepsilon}_n^{\mathrm{ve}}=\frac{\partial \varepsilon_n^{\mathrm{ve}}}{\partial t}=\beta \frac{\sigma}{\eta_1} t^{\beta-1} ; \quad B_n=1-\frac{E_1 \Theta \Delta t_n \beta t_n^{\beta-1}}{\eta_1} ; \\ C_n=\frac{\Theta \boldsymbol{A} \Delta t_n \beta t_n^{\beta-1}}{\eta_1} 。 \end{gathered} (25c)

    对于分形导数黏塑性体,可以得到

    \Delta \varepsilon_n^{\mathrm{vp}}=\Delta t_n \dot{\varepsilon}_n^{\mathrm{vp}}+\boldsymbol{D}_\boldsymbol{n} \Delta \sigma_n , (26a)
    \dot{\varepsilon}_n^{\mathrm{vp}}=\frac{\partial \varepsilon_n^{\mathrm{vp}}}{\partial t}=\beta t_n^{\beta-1} \frac{\sigma}{\eta_2} \mathrm{e}^{t^\beta} ; \quad \boldsymbol{D}_\boldsymbol{n}=\frac{\partial \dot{\varepsilon}^{\mathrm{vp}}}{\partial \sigma}=\frac{\Theta A \Delta t_n \beta t_n^{\beta-1}}{\eta_2} \mathrm{e}^{\lambda t^\beta} 。 (26b)

    结合式(23)~(26)可以得到分形导数西元流变模型的三维增量形式如下:

    \Delta \varepsilon_n=\frac{\boldsymbol{A} \Delta \sigma_n}{E_0}+B_n \Delta t_n \dot{\varepsilon}^{\mathrm{ve}}+\boldsymbol{C}_\boldsymbol{n} \Delta \sigma_n \quad\left(F-F_0<0\right) \text{,} (27a)
    \begin{gathered} \Delta \varepsilon_n=\frac{\boldsymbol{A} \Delta \sigma_n}{E_0}+B_n \Delta t_n \dot{\varepsilon}^{\mathrm{ve}}+\boldsymbol{C}_\boldsymbol{n} \Delta \sigma_n+\Delta t_n \dot{\varepsilon}^{\mathrm{vp}}+\boldsymbol{D}_\boldsymbol{n} \Delta \sigma_n \\ \left(F-F_0 \geqslant 0\right) 。 \end{gathered} (27b)

    有限元计算中雅可比矩阵D的定义为 \boldsymbol{D} = \frac{{\partial \Delta \sigma }}{{\partial \Delta \varepsilon }} 。第n步应力与应变增量之间存在以下关系式:

    \Delta \sigma_n=E \boldsymbol{A}^{-1} \Delta \varepsilon_n^{\mathrm{e}}=\boldsymbol{D}^{\boldsymbol{\mathrm{e}}} \Delta \varepsilon_n^{\mathrm{e}} 。 (28)

    式中: {\boldsymbol{D}^\boldsymbol{\mathrm{e}}} 为弹性刚度矩阵。

    根据式(25),(28)可以得到

    \Delta \sigma_n\left[\left(\boldsymbol{D}^{\boldsymbol{\mathrm{e}}}\right)^{-1}+C_n\right]=\Delta \varepsilon_n-B_n \Delta t_n \dot{\varepsilon}_n^{\mathrm{ve}} \text{,} (29a)
    \boldsymbol{D}^{\boldsymbol{\mathrm{ev}}}=\left(\frac{\boldsymbol{A}}{E_0}+\boldsymbol{C}_\boldsymbol{n}\right)^{-1} ; \Delta \sigma_{\mathrm{n}}=\boldsymbol{D}^{\boldsymbol{\mathrm{ev}}}\left(\Delta \varepsilon_{t n}-B_{\mathrm{n}} \Delta t_{\mathrm{n}} \dot{\varepsilon}_{\mathrm{tn}}^{\mathrm{ve}}\right) 。 (29b)

    有限元读取上一步应力 {\sigma _n} 与应变量 {\varepsilon _n} , 给出一个应变增量 \Delta {\varepsilon _{n{\text{ + 1}}}} ,先假设应变增量 \Delta {\varepsilon _{n{\text{ + 1}}}} 与黏弹性试应变增量 \Delta {\varepsilon _{tn{\text{ + 1}}}} 相等,按照黏弹性计算公式(30)计算求得黏弹性矩阵 {\boldsymbol{D}D^\boldsymbol{\mathrm{ev}}} 、试应力 {\sigma _{tn{\text{ + 1}}}} 及其增量 \Delta {\sigma _{tn{\text{ + 1}}}}

    \Delta \sigma_{t n+1}=\boldsymbol{D}^{\boldsymbol{\mathrm{ev}}}\left(\Delta \varepsilon_{t n+1}-B_n \Delta t_n \dot{\varepsilon}_{t n+1}^{\mathrm{ve}}\right) ; \quad \sigma_{t n+1}=\sigma_n+\Delta \sigma_{t n+1} 。 (30)

    判断材料单元是否达到屈服状态,如果不发生屈服,即F-F0 < 0,此时试应力即为实际应力,本步计算步结束。若F-F0≥0,根据式(26)计算损伤演化产生的塑性应变增量 \Delta \varepsilon _{}^{{\text{vp}}} ,按照下式更新黏弹塑性矩阵 {\boldsymbol{D}^\boldsymbol{\mathrm{evp}}}

    \Delta \sigma_n\left[\left(\boldsymbol{D}^{\boldsymbol{\mathrm{e}}}\right)^{-1}+\boldsymbol{C}_{\boldsymbol{n}}+\boldsymbol{D}_{\boldsymbol{n}}\right]=\Delta \varepsilon_n-B_n \Delta t_n \dot{\varepsilon}_n^{\mathrm{ve}}-\Delta t_n \dot{\varepsilon}_n^{\mathrm{vp}} \text{,} (31a)
    \boldsymbol{D}^{\boldsymbol{\text {evp }}}=\left(\frac{A}{E_0}+\boldsymbol{C}_\boldsymbol{n}+\boldsymbol{D}_\boldsymbol{n}\right)^{-1} 。 (31b)

    然后根据下式计算真实应力值:

    \Delta \sigma_{n+1}=\boldsymbol{D}^{\boldsymbol{\mathrm{evp}}}\left(\Delta \varepsilon_{t n+1}-B_n \Delta t_n \dot{\varepsilon}_{t n+1}^{\mathrm{ve}}-\Delta t_n \dot{\varepsilon}_{n+1}^{\mathrm{vp}}\right) \text{,} (32a)
    \sigma_{n+1}=\Delta \sigma_n+\Delta \sigma_{n+1} 。 (32b)

    将上述分行导数西元流变模型的增量形式通过FORTRAN编制成UMAT子程序,计算流程图如图 5所示。

    图  5  UMAT流程图
    Figure  5.  Flow chart of UMAT

    针对江苏张靖皋长江大桥锚碇基础软土开展三轴流变试验[19],试验用土的基本参数如表 1所示。试样直径为39.1 mm,高度为80 mm。先分别将试样在100,200,400 kPa围压 {\sigma _3} 下进行排水固结;然后,每个围压下分别开展五级轴向偏压q的排水剪切试验,剪切速率为0.01%/min;最后,保持应力不变观察流变特性。试验得到各级围压及应力水平下的流变曲线,如图 6所示。

    表  1  江苏软土基本参数
    Table  1.  Properties of Jiangsu soft clay
    土体 γ /(kN·m-3) e0 w/% wL/% Ιp/%
    软土 18.6 0.9 35.4 38 15
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    图  6  不同应力水平三轴流变试验曲线
    Figure  6.  Triaxial test rheological curves of different stress states

    图 6可以看出,不同围压下软土的五级流变曲线呈类似的变化规律:同等围压下轴向应变随偏应力增大而逐渐增加;每级围压低偏应力条件下(前四级)流变曲线呈现衰减型,高偏应力条件下(第五级)轴向应变短时间内迅速增大,试样很快发生破坏,流变曲线呈现非衰减型;同等偏应力下轴向应变随围压增大呈逐渐降低的趋势。

    为了验证本文所提分形导数西元流变模型对软土流变特性的表征效果,通过MATLAB软件对三轴流变试验结果进行拟合,得到模型参数,并与传统Burgers、广义Kelvin、西元及分数阶西元模型进行对比。五种模型在200 kPa围压条件下的五级偏应力拟合参数如表 23所示,拟合效果如图 7所示。

    表  2  Burgers与广义Kelvin模型拟合参数
    Table  2.  Parameters of Burgers and generalized Kelvin model
    模型 q/
    kPa
    E0/
    MPa
    E1/
    MPa
    η1/
    (GPa·sβ)
    β1 η2/
    (GPa·sβ)
    E2/
    MPa
    β2
    Burgers 117 19.9 34.9 77500 1 780 1
    220 9.5 76.5 33000 1510
    330 6.4 45.3 52800 1040
    459 5.5 45.0 38700 2220
    550
    广义Kelvin 117 19.9 45.3 510 1 10400 71.8 1
    220 9.5 33.1 18300 850 95.5
    330 6.4 60.7 17700 763 54.4
    459 5.5 69.5 1300 10300 37.6
    550
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    表  3  西元及分形导数西元模型拟合参数
    Table  3.  Parameters of Nishihara and fractal Nishihara models

    q/
    kPa
    E0/
    MPa
    E1/
    MPa
    η1/
    (GPa·sβ)
    β1 η2/
    (GPa·sβ)
    β2 λ
    西
    117 19.9 30 1000 1 1
    220 9.5 36 5500
    330 6.4 33 2100
    459 5.5 29 2300
    550 4.0 37 6.9 40
    分数阶西元 117 19.9 5.60 0.06 0.001
    220 9.5 11.50 0.01 0.002
    330 6.4 12.30 0.01 0.002
    459 5.5 11.90 0.01 0.003
    550 4.0 0.51 0.02 0.17 0.20 0.17
    分形西元 117 19.9 4 0.40 0.22
    220 9.5 3.8 0.70
    330 6.4 1.0 0.55
    459 5.5 0.9 0.47
    550 4.0 38 0.15 3 0.55 0.06
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    图  7  围压200 kPa不同偏应力下三轴流变试验拟合曲线
    Figure  7.  Fitting curves of triaxial rheological tests of different deviator stresses under σ3 of 200 kPa

    表 23可以看出,同等应力状态下5种模型的E0相同,作为流变曲线瞬时弹性变形的影响参数,它既不受流变模型类型的影响又与流变时间无关;同等围压条件下,E0随偏应力增大呈逐渐减小的趋势。从表 3还可以观察到,当分数阶和分形导数西元流变模型的导数阶为1时,即退化为西元模型。

    Burgers及广义Kelvin模型没有塑性元件,只能描述衰减型流变。西元模型在应力 \sigma 未达到屈服应力 {\sigma _{\text{s}}} 前,退化为Merchant模型,可用于描述衰减型流变;当应力 \sigma 达到屈服应力 {\sigma _{\text{s}}} 后,塑性元件开始发挥作用,可用于描述包含加速流变在内的非衰减型流变。

    图 7(a)~(d)可以看出,Burgers、广义Kelvin及西元模型能一定程度上描述低应力(前四级)状态下的衰减型流变特性,但对黏弹性变形的初始阶段拟合效果较差,且稳态阶段斜率存在偏差,这种偏差会直接导致预测误差随着时间的增长而增大,不容忽视。而分数阶及分形导数西元流变模型则可以高精度地描述软土前四级状态下的衰减流变特性。从图 7(e)可以看出,西元模型无法准确描述高应力(第五级)状态下的非衰减型流变特性,尤其是加速流变阶段。而分数阶和分形导数西元流变模型因为导数阶的存在能较好地描述非衰减型流变特性。此外,分形西元模型则在分数阶西元模型的基础上进一步改进,更精确地呈现了土体在高应力状态下的非衰减型黏弹塑性流变特性。即,本文提出的分形导数西元流变模型具备准确表征软土完整三阶段流变特性的优良能力且计算更加简洁。

    图 8给出了200 kPa围压第五级偏应力条件下分形导数西元流变模型中的两个导数阶对流变曲线的影响。从图 8中可以看出,第一个和第二个导数阶分别影响黏弹性阶段和黏塑性阶段的流变特性。通过对试验数据拟合发现,给定任意一个导数阶初始值时,不同应力状态下的流变曲线拟合得到的导数阶β1β2分别介于0.20~0.24和0.53~0.56,当指定β1=0.22,β2= 0.55时,通过对不同围压及应力状态流变试验数据拟合发现精度R2 > 0.9,因此,江苏软土的分形导数西元流变模型导数阶可取为β1=0.22,β2=0.55。本文所提分形导数西元流变模型参数相对容易确定,计算简单,应用便捷,具有巨大的推广潜力和应用价值。

    图  8  导数阶β敏感参数分析
    Figure  8.  Sensitivity analysis of fractal derivative β

    采用开发的分形导数西元流变模型UMAT子程序对围压200 kPa条件下的三轴流变试验[19]进行数值模拟,分别模拟围压施加、偏压施加及流变分析过程。UMAT子程序将材料参数E0E1η1η2β1β2λ分别存储于PROPS(1)~PROPS(7)中,按表 3进行赋值,泊松比 \nu 取0.3,并将土体黏弹性应变率、黏塑性应变率、黏弹性应变、黏塑性应变及总应变5个状态变量分别存储于STATEV(1)~STATEV(5)中。有限元模型及流变分析位移云图如图 9所示,分析结果与试验数据对比如图 10所示。

    图  9  有限元分析模型及位移云图
    Figure  9.  Finite element model and displacement nephogram
    图  10  围压200 kPa三轴流变试验与数值模拟结果对比
    Figure  10.  Comparative results of triaxial rheological tests and simulation under σ3 of 200 kPa

    图 10可以看出,本文编制的分形导数西元流变模型UMAT子程序不仅能很好地计算低应力状态下的衰减型流变变形,还能比较准确地计算高应力状态下的非衰减型流变变形。较传统流变模型具有更优的拟合效果,且能够实现三阶段流变全过程的完整描述,值得推广应用。

    为了验证分形导数西元流变模型在实际工程中的适用性,对天津某道路工程软土路堤[22]进行了数值模拟。路堤宽30 m,软土厚度为16 m,填土高度5.5 m,软土参数如表 4所示。为了减少计算时间,采用了深16 m、宽45 m的半模型。将路堤荷载简化为从0到110 kPa线性增加的均布荷载,施加宽度为15 m。模型采用平面应力单元,右侧边界限制水平位移,底部边界限制竖向位移。土层简化为粉质黏土层,软土流变参数由文献[22]中所给出的围压100 kPa偏应力60 kPa条件下的三轴流变试验曲线拟合得到,见表 5。数值模拟过程分三步:先对地基土建立初始应力条件;然后将路堤载荷施加在软土地基上,计算其随荷载施加产生的沉降;最终维持荷载不变,计算其随时间变化产生的流变变形。图 11为地基土体数值模拟结束时(400 d)的沉降云图,图 12为地基土体顶部路堤中心线以下沉降的数值模拟和监测结果的对比效果。

    表  4  土体参数
    Table  4.  Properties of soils
    土体 深度/m c/kPa γ /(kN·m-3) ΙL Ιp
    淤泥 1 12.5 15.9 1.09 32.7
    粉质黏土 15 15.1 17.9 1.13 22.3
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    表  5  土体流变参数
    Table  5.  Rheological parameters of soils
    σ3/kPa q/kPa E0/MPa E1/MPa η1/ (GPa·sβ) β R2
    100 60 2.48 0.08 12.2 0.56 0.967
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    图  11  ABAQUS中的路基沉降云图
    Figure  11.  Settlement nephogram of embankment in ABAQUS
    图  12  路基沉降实测值与ABAQUS计算值对比
    Figure  12.  Comparison between measured embankment settlement and calculated one by ABAQUS

    图 12可以看出,本文所提的分形导数西元流变模型数值模拟分析结果与实测值较为吻合,说明编制的分形导数西元流变模型UMAT子程序合理可靠,适用于分析软土的长期流变特性。研究结果可为ABAQUS中描述完整流变过程的流变模型的二次开发及应用提供参考。

    本文基于分形导数理论建立了分形导数西元黏弹塑性流变模型,给出了模型的解析解,并将其推广至三维。以ABAQUS软件为平台,编制了相应的UMAT子程序,通过软土的三轴流变试验及路堤工程实例对模型及其开发程序进行了验证,得到以下4点结论。

    (1)采用分形阻尼器代替传统模型中的Newton阻尼器和Abel阻尼器,引入损伤因子,提出了精度高且计算简便的改进型分形导数西元黏弹塑性流变模型,并给出了一维及三维解析解。

    (2)通过三轴流变试验分别对传统元件模型和分形导数西元黏弹塑性模型参数进行识别,得出了分形导数西元黏弹塑性流变模型的导数阶与应力状态无关的结论。江苏软土的分形导数西元黏弹塑性流变模型导数阶可分别取为0.22和0.55。

    (3)通过三轴试验与传统模型及所提模型拟合结果对比发现,与传统模型相比,分形导数西元黏弹塑性模型不仅能准确地描述低应力条件下的黏弹性衰减型流变特性,还能很好地呈现高应力条件下完整三阶段黏弹塑性非衰减型流变全过程。

    (4)推导出了分形导数西元黏弹塑性流变模型解析解的增量型式,编制了相应的UMAT子程序,开展了三轴流变试验及路堤工程数值模拟。数值模拟结果与测试结果吻合度较好,进一步验证了模型及开发程序的合理性,可为ABAQUS中流变模型的二次开发及应用提供参考。

  • 图  1   某水电站#3引水隧洞外水压力监测值过程图[14]

    Figure  1.   Monitoring values of external water pressure of No. 3 diversion tunnel of a hydropower station

    图  2   充排水过程中衬砌外水压力变化[15]

    Figure  2.   External water pressures of linings during filling and drainage processes

    图  3   典型断面岩体中地下水水头变化

    Figure  3.   Variation of groundwater head in section with rock mass

    图  4   不同衬砌型式衬砌外水压力变化

    Figure  4.   Variation of external water pressure of different lining types

    图  5   复合衬砌结构示意

    Figure  5.   Schematic diagram of composite lining structures

    图  6   不同排水孔深度下有排水孔部位衬砌外水压力分布

    Figure  6.   Distribution of external water pressure of linings with drainage holes under different drainage hole depths

    图  7   不同排水孔数量下有排水孔部位衬砌外水压力分布

    Figure  7.   Distribution of external water pressure of linings with drainage holes under different numbers of drainage holes

    图  8   不同排水孔孔径下有排水孔部位的衬砌外水压力分布

    Figure  8.   Distribution of external water pressure of linings with drainage holes under different drainage hole diameters

    图  9   不同情况下无排水孔部位衬砌外水压力分布

    Figure  9.   Distribution of external water pressure of linings without drainage holes under different conditions

    图  10   新型衬砌减压措施示意

    Figure  10.   New type of linings to reduce external water pressure

    图  11   压力水头分布情况

    Figure  11.   Distribution of pressure head in linings and surrounding rock

    图  12   衬砌外水压力分布情况

    Figure  12.   Distribution of external water pressure on linings

    图  13   不同洞径、外水压力及衬砌厚度下衬砌环向最大应力

    Figure  13.   Maximum loop stresses in linings under different hole diameters, external water pressures and lining thicknesses

    表  1   国内外部分已建及在建工程外水压力情况

    Table  1   External water pressures of some built and under- construction projects

    序号 工程名称 长度/km 外水压力/MPa
    1 香炉山深埋长隧洞 63.43 1⁓3,最大3.76
    2 春天门隧道 6.47 1.17
    3 歇马隧道 2.40 20
    4 锦屏二级水电站引水隧道 17.76 10.22
    5 大瑶山隧道 14.30 6.0
    6 青函隧道(日本) 54 2.6
    7 旧丹那隧道(日本) 7.8 1.4⁓2.6
    8 阿瓦利隧道(黎巴嫩) 30 7.3
    9 重庆市轨道交通1号线 4.329 1.22
    10 天生桥二级水电站 3×9.8 3⁓4
    11 马鹿箐隧道 7.879 0.8⁓1.2
    12 齐岳山隧道 10.53 2.6
    13 歌乐山隧道 4.05 1.6
    14 关角隧道 36.21 1.3⁓3.5
    15 秀山隧道 10.302 2.2
    16 中天山隧道 22.5 6.3
    17 大华岭隧道 5.2 2.0
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    表  2   外水压力折减系数

    Table  2   Reduction factors of external water pressure

    级别 地下水活动状态 地下水对围岩稳定的影响 βe
    1 洞壁干燥或潮湿 无影响 0~0.20
    2 沿结构面有渗水或滴水 风化结构面充填物质,地下水降低结构面的抗剪强度,对软弱岩体有软化作用 0.10~0.40
    3 沿裂隙或软弱结构面有大量滴水、线状流水或喷水 泥化软弱结构面充填物质,地下水降低结构面的抗剪强度,对中硬岩体有软化作用 0.25~0.60
    4 严重滴水,沿软弱结构面有小量涌水 地下水冲刷结构面中充填物质,加速岩体风化,对断层等软弱带软化泥化,并使其膨胀崩解,以及产生机械管涌。有渗透压力,能鼓开较薄的软弱层 0.40~0.80
    5 严重股状流水,断层等软弱带有大量涌水 地下水冲刷携带结构面充填物质,分离岩体,有渗透压力,能鼓开一定厚度的断层等软弱带,能导致围岩塌方 0.65~1.00
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    表  3   外水压力实测值

    Table  3   Measured values of external water pressure

    序号 桩号 埋深/m 岩体情况 安装位置
    1 K01+845 58 花岗闪长岩为主,裂隙较发育,围岩为Ⅳ类。钻孔后孔内有水流出,呈滴水状态 左右边墙各1支渗压计,入岩深度5.0 m
    2 K14+785 425 片麻岩为主,裂隙较发育,围岩为Ⅳ类。钻孔后孔内有水流出,呈涌水状态 左右边墙各1支渗压计,入岩深度5.0 m
    3 K16+610 665 片麻岩为主,裂隙较发育,围岩为Ⅳ类。钻孔后孔内有水流出,呈线性流水状态 左边墙1支渗压计,入岩深度6.0 m
    4 K30+395 540 花岗岩为主,裂隙发育,围岩为Ⅳ类。钻孔后孔内有水流出,呈线性流水状态 左边墙1支渗压计,入岩深度5.0 m
    5 K68+968 948 花岗闪长岩为主,裂隙发育,围岩为Ⅳ类。钻孔后孔内有水流出,呈线性流水状态 左右边墙各1支渗压计,入岩深度3.0 m
    6 K74+130 460 云母片岩为主,裂隙发育,围岩为Ⅳ类。钻孔后,孔内有水流出,呈涌水状态 右边墙1支渗压计,入岩深度3.0 m
    7 K77+993 295 石英片岩为主,裂隙发育,围岩为Ⅳ类。钻孔后,孔内有水流出,呈线性流水状态 右边墙16.0,5.0,1.0 m各1支渗压计;左边墙14,0.5 m各1支渗压计
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    表  4   仿真模型中结构参数及渗透系数

    Table  4   Structural parameters and permeability coefficients in simulation model

    材料层 厚度/m 渗透系数/(m·s-1)
    围岩 2.0×10-6
    衬砌 0.5 1.0×10-9
    灌浆层 4.0 1.0×10-8
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    表  5   国内外典型工程允许排放量

    Table  5   Allowable discharges of domestic and foreign typical projects

    隧洞(道)名称 全长/m 最大埋深/m 允许排放量/(m3·m-1·d-1)
    渝怀铁路歌乐山隧道 4050 280 1.0
    宜万铁路齐岳山隧道 10528 670 3.0
    渝遂高速中梁山隧道 3853 150 0.7
    渝怀铁路圆梁山隧道 11068 460 5.0
    兰新线乌鞘岭隧道 20050 1100 0.898
    青函海底隧道 23300 100 0.2736
    挪威海底隧道 0.432
    挪威Oslofjord跨海隧道 0.288
    厦门翔安海底隧道 2.5
    香炉山隧洞 63426 1138 3.0
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  • [1] 水工隧洞设计规范: SL 279—2016[S]. 2016.

    Specification for Design of Hydraulic Tunnel: SL 279—2016[S]. 2016. (in Chinese)

    [2] 孙钧. 海底隧道工程设计施工若干关键技术的商榷[J]. 岩石力学与工程学报, 2006, 25(8): 1513–1521. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2006.08.001

    SUN Jun. Discussion on some key technical issues for design and construction of undersea tunnels[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25(8): 1513–1521. (in Chinese) doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2006.08.001

    [3] 张有天. 隧洞及压力管道设计中的外水压力修正系数[J]. 水力发电, 1996, 22(12): 30–34. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLFD612.012.htm

    ZHANG You-tian. Correction factor of external water pressure in design of tunnel and penstock[J]. Water Power, 1996, 22(12): 30–34. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SLFD612.012.htm

    [4] 王建秀, 杨立中, 何静. 深埋隧道衬砌水荷载计算的基本理论[J]. 岩石力学与工程学报, 2002, 21(9): 1339–1343. doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2002.09.012

    WANG Jian-xiu, YANG Li-zhong, HE Jing. Introduction to the calculation of external water pressure of tunnel lining[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2002, 21(9): 1339–1343. (in Chinese) doi: 10.3321/j.issn:1000-6915.2002.09.012

    [5] 王秀英, 王梦恕, 张弥. 山岭隧道堵水限排衬砌外水压力研究[J]. 岩土工程学报, 2005, 27(1): 125–127. http://manu31.magtech.com.cn/Jwk_ytgcxb/CN/abstract/abstract11570.shtml

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出版历程
  • 收稿日期:  2021-09-22
  • 网络出版日期:  2022-09-22
  • 刊出日期:  2022-07-31

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