董 鵬， 李唱唱， 王正中， 劉 彪， 劉銓鴻， 馬清瑞

(1.陜西省引漢濟(jì)渭工程建設(shè)有限公司， 陜西 西安 710024； 2.西北農(nóng)林科技大學(xué) 水利與建筑工程學(xué)院， 陜西 楊凌 712100)

1 研究背景

引漢濟(jì)渭工程是由漢江向渭河關(guān)中地區(qū)調(diào)水的省內(nèi)南水北調(diào)骨干工程，是緩解近期關(guān)中渭河沿線城市和工業(yè)缺水問題的根本性措施，總投資199.06×108元。工程位于黃土高原地區(qū)，其中白鹿塬段洞身最大埋深為300 m，洞頂最大水頭為222.02 m，在國內(nèi)無類似工程可參考。大埋深、高水頭的黃土盾構(gòu)結(jié)構(gòu)設(shè)計是工程安全施工、運營的關(guān)鍵。

盾構(gòu)法施工已有近200年的歷史，是我國地下工程中一種重要的施工方法。盾構(gòu)可分為機(jī)械式盾構(gòu)、半機(jī)械式盾構(gòu)、手掘式盾構(gòu)、網(wǎng)格式盾構(gòu)、擠壓式盾構(gòu)，其中機(jī)械式又分為泥水加壓式盾構(gòu)、土壓平衡式盾構(gòu)、局部氣壓式盾構(gòu)。如今盾構(gòu)法的施工變得更加機(jī)械化，施工對地層的要求較低，即在土質(zhì)差、水位高的工況下也能通過盾構(gòu)法修建埋深較大的盾構(gòu)隧洞，其施工具有較高的技術(shù)經(jīng)濟(jì)優(yōu)越性[1]。

盾構(gòu)隧洞的施工過程包含4個階段，分別為挖土階段、盾尾注漿階段、盾尾脫開階段和固結(jié)沉降階段，各階段的科學(xué)、合理概化是盾構(gòu)隧洞施工仿真的關(guān)鍵。其中，生死單元法是通過單元的“生”或者“死”來模擬材料對系統(tǒng)整體的貢獻(xiàn)程度，被證明能有效模擬隧洞挖土過程，并且已被國內(nèi)外許多工程實踐證明其可靠性[2-11]。同時，應(yīng)用有限元生死單元法，能較為準(zhǔn)確地預(yù)報隧洞開挖過程的圍巖卸載以及地表固結(jié)沉降變形等演變規(guī)律[12-17]。區(qū)別于礦山法，隧洞盾構(gòu)施工過程會在盾尾產(chǎn)生一定的空隙，稱為盾尾脫空。盾尾脫空對盾構(gòu)法施工襯砌結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變形影響顯著[18-19]，是隧洞盾構(gòu)施工仿真模擬的難點和重點。張海波等[20]應(yīng)用Goodman單元模擬了盾構(gòu)前行、盾尾脫空及注漿；丁文其等[21]采用注漿材料變剛度等效法模擬了注漿材料的凝固過程，為盾尾注漿模擬提供了參考。此外，圍巖的本構(gòu)關(guān)系是圍巖以及襯砌結(jié)構(gòu)變形應(yīng)力準(zhǔn)確預(yù)報的核心，為偏安全多采用彈塑性本構(gòu)模型[12, 22]。西安市地鐵施工的仿真研究結(jié)果表明[23]，基于摩爾庫倫(Mohr-Coulomb)準(zhǔn)則的彈塑性模型適用于西安黃土高原地區(qū)地下空間開挖模擬研究。但西安地鐵工程的研究成果多未考慮地下水的作用，且其埋深一般在200 m以內(nèi)。200～300 m埋深高地下水位黃土地區(qū)盾構(gòu)施工相關(guān)研究較少。

引漢濟(jì)渭二期工程中白鹿塬隧洞處于高地下水且地質(zhì)條件復(fù)雜的砂礫巖、泥巖環(huán)境中，該工程在國內(nèi)外非常罕見，缺乏工程經(jīng)驗、相關(guān)理論和設(shè)計方法，采用盾構(gòu)法對該段隧洞施工的安全性不明確。其中，高地下水復(fù)雜地質(zhì)條件下圍巖與襯砌相互作用機(jī)制及其承載力、抗裂能力更是盾構(gòu)法施工的關(guān)鍵指標(biāo)。基于此，本文以該工程為依托，采用有限元法建立盾構(gòu)隧洞三維滲流-應(yīng)力耦合有限元模型，應(yīng)用生死單元技術(shù)開展洞段三維動態(tài)掘進(jìn)過程的模擬，重點分析高埋深、高地下水位作用下盾構(gòu)掘進(jìn)過程中圍巖孔隙水壓力、圍巖與襯砌結(jié)構(gòu)的受力變形等變化規(guī)律，為引漢濟(jì)渭工程的安全運營提供參考依據(jù)。

2 隧洞滲流-應(yīng)力全耦合模型

2.1 圍巖水動力學(xué)方程

考慮滲流時，滲流體積力以地下水在孔隙內(nèi)的流動為主，通常為層狀流動，且符合達(dá)西(Darcy)定律[23]。假設(shè)土體為均值材料，Darcy定律認(rèn)為通過介質(zhì)中單位面積的自由液體的體積速率vw與水頭的梯度成正比，即：

(1)

式中：k為介質(zhì)的滲流系數(shù)，m/s；h為水頭，m，l為滲徑，m。

由質(zhì)量守恒定律可得非飽和土的滲流連續(xù)方程：

(2)

式中：Q為源匯項，kg/(m3·s)；Cm為比水容重，其值為土-水特征曲線斜率的絕對值，m-1；z為重力方向空間坐標(biāo)，m；t為時間，s;εv為圍巖的體積應(yīng)變。

滲透系數(shù)k為飽和度和材料孔隙比的函數(shù)。對于一個特定的液體而言，它在給定的孔隙介質(zhì)中的滲透系數(shù)依賴于介質(zhì)中該液體的飽和度，假設(shè)這種依賴是可以分離開的，即

k=krks

(3)

(4)

式中：ks為圍巖的飽和滲透系數(shù)，m/s；kr為折減系數(shù)，是飽和度Se的函數(shù)，當(dāng)完全飽和即Se= 1.0時，有kr= 1.0。

2.2 應(yīng)力應(yīng)變方程

假設(shè)圍巖、襯砌以及砂漿等材料均為各向同性材料，其力學(xué)平衡方程可用下式表示：

σ′ij+Fj=0

(5)

根據(jù)有效應(yīng)力原理，孔隙水作用下的巖體本構(gòu)方程為：

σ′ij=Dijklεkl-αρwghδij

(6)

幾何方程為：

εij=(Ui,j+Uj,i)/2

(7)

式中：σij為應(yīng)力張量，Pa；σ′ij為有效應(yīng)力張量，Pa；εij為應(yīng)變張量；Fj為體積力，Pa；Dijkl為彈性模量張量，Pa；h為孔隙水壓力，m；α為Biot系數(shù)，Pa-1；δij為Kronecker常數(shù)；Ui為固體位移，m。

2.3 圍巖屈服準(zhǔn)則

摩爾-庫倫模型對巖體從受力到變形破壞均有較好的計算效果，尤其是對巖體穩(wěn)定及卸載分析上特別有效[24]。摩爾-庫倫模型破壞有拉伸破壞準(zhǔn)則，當(dāng)發(fā)生剪切破壞時，遵守非關(guān)聯(lián)的流動法則，拉伸破壞時，滿足相關(guān)聯(lián)的流動法則[25]。Mohr-Coulomb準(zhǔn)則不僅能較好地反映巖土材料拉壓不等的特性，同時模型簡單易用，已成功應(yīng)用于富水地區(qū)黃土隧道的地層變形控制[25]、西安地區(qū)地裂縫區(qū)段黃土地鐵隧道開挖模擬[26]和西安地區(qū)黃土、古壤土層中盾構(gòu)施工模擬[27]以及高埋深(埋深170 m)軟巖隧道土體開挖變形模擬[28]。

基于此，本文中黃土圍巖的屈服準(zhǔn)則采用Mohr-Coulomb準(zhǔn)則[6,29-30]。摩爾-庫倫模型的屈服面函數(shù)可以表示為：

F=Rmcq-ptanφ-c=0

(8)

其中：

(9)

2.4 隧洞施工模擬實現(xiàn)方法

本文應(yīng)用大型有限元商業(yè)軟件ABAQUS實現(xiàn)隧洞開挖的數(shù)值仿真以及影響參數(shù)分析。通過單元“生死”實現(xiàn)盾構(gòu)施工連續(xù)掘進(jìn)的動態(tài)開挖模擬，得出隧洞開挖過程滲流場、應(yīng)力場、位移場以及襯砌的受力動態(tài)演變規(guī)律。盾構(gòu)施工過程的動態(tài)模擬采用剛度遷移法來完成。即在盾構(gòu)隧洞的盾首以及盾尾提前設(shè)置盾構(gòu)、襯砌、砂漿等單元，并通過單元激活和殺死的手段進(jìn)行單元剛度的變化。

把盾構(gòu)推進(jìn)的過程當(dāng)作非連續(xù)的過程進(jìn)行研究，盾構(gòu)隧道每次前進(jìn)的距離為一個管片單元的寬度，盾構(gòu)前進(jìn)時需要進(jìn)行單元材料的變換；每頂進(jìn)一環(huán)，盾首前方的開挖面土體單元和預(yù)設(shè)單元變換為盾構(gòu)單元和超開挖間隙單元，盾構(gòu)殼尾部單元變?yōu)槎芪部紫秵卧欢芪部紫秵卧優(yōu)樽{單元，同時朝開挖方向激活1環(huán)管片單元[31]。根據(jù)實際施工過程，為了減小邊界對計算的影響，將主要研究位置放在整個模型的中部位置并模擬開挖過程，每個長度是一個管片長度[32]。

3 引漢濟(jì)渭二期隧洞有限元模擬

3.1 工程概況

引漢濟(jì)渭二期輸配水工程是引漢濟(jì)渭工程的重要組成部分，輸水區(qū)域東西長約163 km，南北寬約84 km，總面積約為1.4 km2。其中南干線全長102.07 km，主要穿越秦嶺嶺北中低山區(qū)、山前洪積扇區(qū)、河谷階地、黃土臺塬四大地貌單元，出露地層主要為下元古界寬坪群變質(zhì)巖、燕山期花崗巖、新近系沉積巖及四系松散堆積層。地下水以基巖裂隙水、第四系松散巖類孔隙水、新近系碎屑巖類裂隙孔隙水為主。

南干線輸水線路總長102.07 km，起點黃池溝配水樞紐水位為514.88 m，末點灞河分水口要求水位為470.00 m，水面高差為44.88 m。白鹿塬隧洞(4#隧洞段)位于南干線樁號78+000～90+735處，線路長9.37 km，埋深一般在140～300 m，隧洞均為明流長洞。隧洞進(jìn)口位于浐河?xùn)|岸，長安區(qū)鳴犢鎮(zhèn)獅村三村東側(cè)；出口位于灞河西岸，灞橋區(qū)灞陵鄉(xiāng)寇家村北側(cè)。設(shè)計洞底起點高程為472.663 m，末點高程為469.540 m；設(shè)計起點水位為475.78 m，末點水位為472.66m。隧洞洞室圍巖為泥巖夾砂巖，采用盾構(gòu)法施工，隧洞斷面為圓形，內(nèi)徑4.40 m。盾構(gòu)段襯砌采用預(yù)制C50鋼筋混凝土管片，管片環(huán)分為6塊，內(nèi)徑4.40 m，環(huán)寬1.20 m，管片厚0.35 cm，采用錯縫拼裝。隧道計算斷面選擇隧道埋深最深處S4Z-2，地表至隧道頂部的距離為282.22 m，地下水面至隧道頂部的距離為222.02 m。隧洞為泥巖、砂礫巖隧洞，隧洞上部為Q3～Q1風(fēng)積、風(fēng)洪積地層，洞身主要為新近系泥巖、砂礫巖，隧洞Ⅳ類圍巖長度為2 440 m，約占26.04%；Ⅴ類圍巖長度為6 930 m，約占73.96%。隧洞基本位于地下水位以下。隧洞進(jìn)口段黃土塬邊沖溝發(fā)育，溝坎陡立，斜坡穩(wěn)定性較差，開挖前應(yīng)做好防護(hù)及防排水措施。出口段洞身可能會達(dá)到極限欠穩(wěn)定狀態(tài)。

由于洞段在無地下水的情況下穩(wěn)定性相對較好，位于地下水位以下時圍巖自穩(wěn)性差。隧洞大部分洞段位于地下水位以下，飽和度大于80%，處于飽和狀態(tài)。由于泥巖隧洞成洞條件十分困難，隧洞施工開挖后，其圍巖穩(wěn)定性極差，自穩(wěn)時間很短?？紤]到地表有村落房屋等建筑物，在高地下水位的泥砂巖洞段，采用常規(guī)鉆爆法施工風(fēng)險極高。而采用盾構(gòu)法施工，具有施工安全性高、掘進(jìn)速度快、地層適應(yīng)性強(qiáng)、環(huán)境影響小、地表沉降小等顯著優(yōu)點。因此，項目擬采用盾構(gòu)法施工。

3.2 有限元模型的建立

3.2.1 幾何尺寸 本文取引漢濟(jì)渭二期白鹿塬隧洞最大埋深洞段S4Z-2為研究對象。隧洞埋深取282.22 m，地下水位取222.02 m。結(jié)構(gòu)尺寸的初步設(shè)計方案為：盾構(gòu)機(jī)長為3.60 m，盾構(gòu)外徑為2.21 m，管片寬度為1.20 m；襯砌的厚度為0.35 m，注漿層厚度為0.15 cm；隧洞開挖半徑為2.20 m；預(yù)制混凝土管片混凝土強(qiáng)度等級為C50。為消除邊界效應(yīng)和準(zhǔn)確反映襯砌結(jié)構(gòu)的真實受力變形特征，本文取隧洞模擬開挖段36 m，即模擬30步的盾構(gòu)掘進(jìn)過程。此外，根據(jù)圣維南原理，模型沿軸線方向(y向)前后各取18 m，洞頂與洞側(cè)范圍約取7.5倍洞徑，即模型長72 m，寬30 m，高60 m。有限元模型中取隧洞圓心為坐標(biāo)原點o，y正方向為開挖方向，z負(fù)方向為重力方向。本文在隧洞開挖仿真時，為消除模型邊界的約束影響，沿隧洞軸線方向共設(shè)置3個控制段，見圖1。3個控制段包括已開挖段(0≤y<18 m)、開挖模擬段(18m≤y<54 m，相當(dāng)于30個開挖分析步)和預(yù)留不開挖段(54m≤y≤72 m)。在初始地應(yīng)力場平衡分析后，已開挖段通過“生死單元”技術(shù)將該段內(nèi)的巖體單元去掉，襯砌對應(yīng)的位置用管片混凝土、注漿混凝土材料代替。在此基礎(chǔ)上，在已開挖段的掘進(jìn)前緣置放盾構(gòu)機(jī)并開始30個開挖步的模擬。此外，為了進(jìn)一步提高計算結(jié)果的合理性，選擇開挖段的中間斷面(圖1中的A-A斷面，后稱“參考斷面”)作為代表襯砌，分析開挖過程管片的外水壓力、受力變形演變規(guī)律。

圖1 隧洞開挖模擬邊界控制及參考面選取示意圖(單位：m)

在進(jìn)行模擬單元剖分時，為兼顧模型求解的精度和計算成本，綜合考慮模型幾何特征、收斂和精度，采用“疏密技術(shù)”對模型不同部位進(jìn)行不同精細(xì)程度的單元劃分[33]。襯砌、注漿層沿厚度方向分別取2層和1層單元；隧洞徑向2.5倍半徑范圍內(nèi)采用漸變網(wǎng)格；縱向間距取一個管片寬度；模型共35 280個單元，33 547個節(jié)點。隧洞有限元模型的網(wǎng)格及主要尺寸見圖2。巖土體采用ABAQUS滲流-應(yīng)力耦合單元C3D8RP單元模擬，砂漿層、襯砌和盾構(gòu)則采用C3D8R單元模擬。

圖2 隧洞有限元網(wǎng)格與主要尺寸示意圖(單位：m)

3.2.2 邊界條件 除模型上表面外，其余豎平面均設(shè)為不透水邊界。x=0對稱面設(shè)對稱約束，除模型上表面外設(shè)法向定向鉸支座約束。上邊界設(shè)模型上覆土層的壓力和孔壓邊界，按圍巖覆蓋厚度以及地下水位情況分別計算得到其總應(yīng)力值為3.63 MPa、孔壓值為1.94 MPa。綜合考慮工程的安全性以及地下水的保護(hù)等因素，開挖過程不考慮排水作用，即開挖面與襯砌內(nèi)徑均為自由排水邊界。

3.2.3 材料參數(shù)取值 研究洞段洞身圍巖主要是泥巖，模型中假設(shè)其為均勻彈塑性體，可用Mohr-Coulomb本構(gòu)描述；孔隙水服從Darcy定律。盾構(gòu)機(jī)、注漿層以及襯砌視為彈性材料。按照工程典型洞段的土工試驗結(jié)果，以及泥巖現(xiàn)有相關(guān)研究成果[28-29]，確定模型計算的參數(shù)，如表1所示。

表1 計算所用的地層和材料參數(shù)

3.3 有限元仿真結(jié)果分析

3.3.1 滲流場計算結(jié)果 隧洞開挖前和結(jié)束時刻，模擬計算的圍巖孔隙水壓力變化情況見圖3。由圖3(a)可知，隧洞開挖前孔壓在2倍洞徑范圍內(nèi)引起顯著的孔隙水壓力重分布。洞周水壓力分布關(guān)于洞軸線中心對稱分布。洞頂與洞底的水壓力遠(yuǎn)低于洞側(cè)，洞頂水壓力值約為0.98 MPa(98 m壓力水頭)、洞側(cè)約為2.98 MPa(298 m壓力水頭)。模擬結(jié)束時刻，最小孔隙水壓力出現(xiàn)在掌子面中心點處(圖3(b))，其值約為1.44 MPa(144 m壓力水頭)。

圖3 隧洞開挖前和結(jié)束時刻圍巖三維孔隙水壓力分布

模擬結(jié)束時刻參考面(y=36 m)至掌子面的圍巖孔壓分布如圖4所示。

圖4 開挖模擬結(jié)束時刻參考面-掌子面段孔壓分布

由圖4可見，在隧洞開挖面1倍洞徑范圍內(nèi)發(fā)生了較大的孔壓下降，最小孔隙水壓力出現(xiàn)在掌子面中心處，其值約為1.44 MPa(144 m壓力水頭)。盾構(gòu)機(jī)圍巖受到盾構(gòu)機(jī)的約束以及掌子面法向卸載變形的雙重作用，出現(xiàn)了超孔隙水壓力，最大值約為2.48 MPa(248 m壓力水頭)，超過原始狀態(tài)(平均地下水位224.22 m)約0.24 MPa(24 m壓力水頭)。超孔隙水壓力在盾構(gòu)機(jī)后的1倍盾構(gòu)機(jī)寬度范圍內(nèi)逐漸消散。

為具體分析開挖過程中隧洞軸線上水壓力的變化規(guī)律，繪制參考斷面特征點(見圖4中參考斷面的點n1～n5)孔隙水壓力隨開挖過程的變化，如圖5所示。在圖5中，下橫坐標(biāo)表示掌子面距參考斷面的相對距離，負(fù)值表示掌子面向參考面開挖靠近的相對長度，其絕對值越小表示掌子面離參考斷面越近；反之，正值表示掌子面離參考斷面的相對長度，其絕對值越大表示距參考面越遠(yuǎn)。雙橫坐標(biāo)用于識別參考面的相對位置以及開挖的絕對長度。通過圖5對比不同分析步下洞周滲流場的分布情況可知，參考面不同部位的孔壓變化曲線基本重合，表明洞周不同部位的孔壓受其高程差的影響相對較小。洞周孔隙水壓力的變化受開挖過程的影響顯著，孔隙水壓力隨開挖過程先降低后回升，隨后趨于穩(wěn)定；孔隙壓力等值線在縱剖面內(nèi)出現(xiàn)較大的降落漏斗，降落漏斗中心距掌子面在-8～-10 m之間，遠(yuǎn)離掌子面時孔隙水壓力有一定的回升。襯砌任一點外水壓力值均隨著開挖過程呈左高右低的V字形變化，最低點位于當(dāng)前開挖步(為混凝土管片剛支護(hù)時)，其壓力水頭值為154.9～174.2 m，隨著后續(xù)開挖則逐漸回升，當(dāng)開挖距離距初始開挖點30 m時，孔隙水壓力基本穩(wěn)定在219.7～224.2 m水頭。

圖5 參考斷面圍巖特征點壓力水頭變化過程線

特別地，在洞軸線上距離掌子面前緣3.6 m處出現(xiàn)超孔隙水壓力，其孔壓最大值約為248.0 m。由公式(2)可知，孔隙水壓力的變化不僅與壓力水頭梯度有關(guān)， 而且與圍巖的體積變形有關(guān)。根據(jù)熱力學(xué)第二定律，壓力梯度作用不會引起超孔隙水壓力。故計算結(jié)果中超孔隙水壓力主要是因為隧洞開挖過程掌子面前緣圍巖體積壓縮變形而引起的。隨著掌子面離開并繼續(xù)向前推進(jìn)，圍巖的應(yīng)力將進(jìn)一步釋放、體積壓縮變形減小，加之滲流作用使得超孔隙水壓力逐漸消散。

3.3.2 應(yīng)力變形場計算結(jié)果 圖6和7分別為隧洞開挖后圍巖的應(yīng)力和應(yīng)變計算云圖(以拉應(yīng)力為正)。隧洞開挖后，由于地應(yīng)力重新調(diào)整，在隧洞周圍發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，尤其是在隧洞洞側(cè)最為明顯。盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)使巖土體的應(yīng)力場發(fā)生了改變。由圖6可以看出，洞周以及隧洞開挖面前方一定范圍內(nèi)巖土體的主應(yīng)力發(fā)生明顯變化。由于地應(yīng)力的釋放，開挖后隧洞圍巖附近最大主壓應(yīng)力約為7.145 MPa；最大主拉應(yīng)力約為1.424 MPa。結(jié)合圖7可知，應(yīng)力和應(yīng)變的變化基本上是以擠壓區(qū)和卸載區(qū)的分界線為界。在模擬盾構(gòu)的開挖過程中，盾構(gòu)對周圍地層的影響有顯著的分區(qū)特點和規(guī)律性。應(yīng)力和應(yīng)變在洞周呈對稱性分布。

圖6 隧洞開挖后圍巖的主應(yīng)力分布

圖7 隧洞開挖后圍巖的主應(yīng)變分布

3.3.3 圍巖等效塑性應(yīng)變分布 隧洞開挖后圍巖等效塑性應(yīng)變分布見圖8。由圖8可以看出，因開挖擾動，隧洞周圍出現(xiàn)了較小范圍的塑性區(qū)，塑性區(qū)主要在盾構(gòu)開挖前緣以及洞側(cè)土體；洞頂和底部未出現(xiàn)明顯的塑性變形。表明該工程的隧洞采用盾構(gòu)法施工時，盾構(gòu)開挖前緣及洞側(cè)圍巖的失穩(wěn)破壞是隧洞圍巖的主要破壞模式。塑性應(yīng)變沿軸向影響范圍約為6 m，沿洞側(cè)水平向的影響范圍約為3 m，塑性區(qū)最大值分布在拱腰附近。

圖8 隧洞開挖后圍巖等效塑性應(yīng)變分布

3.3.4 襯砌結(jié)構(gòu)應(yīng)力變形計算結(jié)果 隧洞開挖過程中斷面各特征點襯砌內(nèi)、外緣切向正應(yīng)力隨相對開挖長度的變化見圖9。由圖9可見，襯砌內(nèi)、外緣基本屬于受壓狀態(tài)；應(yīng)力在支護(hù)后相對開挖長度為5 m的范圍內(nèi)變化相對明顯，隨后趨于穩(wěn)定。數(shù)值上，外緣切向壓應(yīng)力值內(nèi)徑沿環(huán)向的變化范圍約為外徑的2倍；最大切向壓應(yīng)力和拉應(yīng)力發(fā)生在邊墻處,中其值分別為18.77、0.85 MPa, 小于C50混凝土的抗壓強(qiáng)度設(shè)計值23.10 MPa和抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值1.89 MPa，即襯砌結(jié)構(gòu)滿足承載力和抗裂要求。

圖9 隧洞開挖過程中斷面各特征點襯砌內(nèi)、外緣切向正應(yīng)力變化(以拉應(yīng)力為正)

以指向圓心的徑向位移為負(fù)值，繪制隧洞斷面各特征點襯砌的徑向位移，如圖10所示。根據(jù)圖10中洞周位移分布情況，隧洞頂拱出現(xiàn)明顯的徑向收縮，而底部并未產(chǎn)生明顯的徑向變形，側(cè)拱及拱腰處發(fā)生向外變形。由此可以判斷，隧洞襯砌的變形為垂直向的上下擠壓及洞側(cè)向外變位。

圖10 隧洞開挖過程中斷面各特征點襯砌徑向位移變化

位移最大值發(fā)生在頂拱，約為-10.2 cm；側(cè)拱處發(fā)生最大向外變位徑向位移，其值為3.3 cm。襯砌整體徑向位移在襯砌支護(hù)瞬時產(chǎn)生，隨開挖過程無明顯變化，表明襯砌結(jié)構(gòu)具有較好的剛度，受后續(xù)掘進(jìn)施工的影響可以忽略不計。

4 結(jié) 論

以引漢濟(jì)渭二期工程南干線白鹿塬隧洞最大埋設(shè)洞段作為研究對象，采用ABAQUS滲流-應(yīng)力全耦合數(shù)值模擬方法研究了隧洞0.35 cm襯砌、0.15 cm注漿設(shè)計工況下，開挖過程中圍巖孔隙水壓力、圍巖應(yīng)力變形以及襯砌應(yīng)力變形的分布規(guī)律，主要結(jié)論如下：

(1)白鹿塬隧洞采用盾構(gòu)法施工時，襯砌外緣孔隙水壓力隨開挖面靠近與繼續(xù)推進(jìn)呈先減小后增大的V型分布，隨后趨于穩(wěn)定；距離掌子面前緣約3.6 m的隧洞斷面處會因圍巖變形作用而引起超孔隙水壓力，最大值約為248.0 m。

(2)隧洞圍巖應(yīng)力、應(yīng)變、位移呈對稱性分布；位移場表現(xiàn)出頂拱下沉，底拱隆起，最大位移發(fā)生在頂拱。側(cè)拱處圍巖等效塑性變形較頂拱和底拱明顯，故側(cè)拱的圍巖失穩(wěn)是圍巖的主要破壞形式。管片內(nèi)、外緣在施工時主要表現(xiàn)為受壓狀態(tài)，最大壓應(yīng)力為18.77 MPa。

(3)襯砌的受力變形在支護(hù)瞬間產(chǎn)生，隨后的開挖掘進(jìn)對襯砌的徑向變位的影響可以忽略不計；襯砌內(nèi)、外緣環(huán)向正應(yīng)力隨開挖步先減小后增加，增加幅度約為12%，隨后穩(wěn)定。環(huán)向正應(yīng)力絕對值雖有所增加，但增幅不大，數(shù)值上滿足C50混凝土的強(qiáng)度要求。