存在局部破碎带条件下海底隧道渗透稳定性分析

王建新，郑颖人，包林海

(1．中国地震局地壳应力研究所，北京 100085;2．后勤工程学院，重庆 400041)

0 引言

目前，世界上有多条海底隧道正在筹划中，如日韩海底隧道、直布罗陀海峡海底隧道、意大利墨西拿海峡海底隧道等，已建成的如日本青函隧道、英法海峡隧道、丹麦大海峡隧道、日本东京湾渡海公路隧道等。隧道技术在我国己经得到了突飞猛进的发展，应用前景广阔。近些年来，水下隧道以其独特的优势得到了专家的青睐，目前跨江河的水下交通隧道己有很多成功的工程范例，许多穿江(河)隧道己形成多重环线交通。山东青岛的青黄海底公路隧道以及渤海海峡、长江口、杭州湾、珠江口、伶仃洋及琼州海峡等地区建造海隧道的规划也在酝酿之中，在此基础上以上海为中心的连接周边港口、城市、岛屿的高速公路网和环太平洋海岸的南北公路干线亦可能建成。这些交通线网上的各种隧道工程，在海底、大江或大河下修建的交通隧道，尤其是海底隧道，不同于穿江隧道，有自身的特殊性，海底隧道的设计和施工，都面临很多关键技术问题亟待解决，如安全系数与可靠性指标［1］。

继我国第一条海底隧道——厦门海底隧道正式施工后，青岛的青黄海底公路隧道也已开工建设，初步地质勘测显示，大部分围岩情况良好，多为微风化花岗岩和火成岩，无大的断层和软弱结构面通过，岩体完整性好，地质条件良好。但是隧道通过线路内局部存在断层破碎带，需要在设计、施工中重点考虑。本文以该隧道为研究背景，计算分析海水沿破碎带入渗后隧道围岩渗流场的分布，应用渗流分析有限元及强度折减理论，分别进行堵水和不堵水2种工况条件下，隧道的渗透稳定性流固耦合分析;并讨论破碎带条件下海水入渗在隧道设计支护中的考虑。

1 岩体渗透稳定性计算分析理论

1．1 渗流计算数学模型

模拟岩土体内渗流问题基本数学模型如下［2］:

式中:Kx，Ky，Kz，μ 分别为含水层的渗透系数和贮水率;t为时间;Ω为渗流问题区域;Γ1为水头边界;Γ2为流量边界;n为外法线;H0，H1分别为0时刻和t时刻的水头。上述渗流微分方程一般采用伽辽金加权余量求解法。在实际计算中，多采用8节点等参元对空间进行离散，采用隐式差分格式对时间进行离散。在此基础上，编写了饱和渗流计算程序。

1．2 考虑渗透作用下的强度折减法

考虑渗透作用的强度折减法基本原理为:采用渗流有限元程序计算出的海水入渗条件下，含破碎带岩体在堵水和不堵水条件下围岩的渗流场分布，并求解其梯度分布。在已知梯度条件下，根据有限元理论可方便得到由单元渗透体积力等效的节点荷载，具体计算公式如下:

式中:{FS}为渗透体积力引起的等效节点荷载;γw为水的容重;［N］为形函数;H为渗流场水头函数。

强度折减法在隧道中的应用目前已被岩土界逐步认可，其基本思想就是在理想弹塑性有限元计算中将隧道岩体抗剪切强度参数(黏聚力和内摩擦角)逐渐降低直到其达到极限破坏状态为止，此时程序可以自动根据其弹塑性有限元计算结果得到隧道的破裂面，同时得到隧道的强度储备的安全系数ω。隧道工程中的强度折减形式与边坡稳定分析的传统极限平衡条分法安全系数定义形式是一致的，基本公式如下:

式中:ω 为安全系数;c，φ，c'，φ'分别为岩体初始和折减后的黏聚力和摩擦角。极限状态下的ω为隧道稳定系数［3-5］。

基于上述基本理论，本文采用ANSYS软件进行强度折减后的隧道稳定性计算。此外，应用Fortran语言对ANSYS软件进行了二次开发，编制了渗透稳定性计算部分的程序。本文即采用该程序来计算考虑海水渗透作用下的渗流应力耦合稳定性计算。

2 隧道计算模型参数及工况

青黄海底隧道进口(团岛端)在团岛路小瞿塘峡路交汇口附近出洞，后沿四川路向北延伸;其另一端在薛家岛，在岛上北庄村和后岔湾村之间出洞［6］。隧道全长6．17 km，埋深线路平直，湾口隧址大部分围岩情况良好，多为微风化花岗岩和火成岩，无大的断层和软弱结构面通过，岩体完整性好，地质条件良好，不良地质地段总长小于100 m，海水最大深度40 m。隧道数值模型如图1所示，模型计算范围两侧取4倍隧道宽度，上下取2倍隧道高度。依据地质勘测报告，破碎带近似取40°倾角，堵水加固厚度为3 m。

图1 海底隧道计算模型Fig．1 Numerical model of subsea tunnel

为了比较破碎带对隧道围岩渗流场的影响，文中首先应用渗流有限元计算方法计算了完整围岩条件下的渗流场分布，在此基础上，对海水沿破碎带入渗条件下隧道围岩的渗流场进行了模拟，随后计算堵水条件下隧道围岩渗流场分布特征。渗流有限元模拟中，取海底平面为第一边界条件，即海水深度的水头边界;模型两侧为不透水边界;底部为下渗流出梯度边界。考虑到隧道围岩渗流特征的不均匀性，取隧道开挖面节点为溢出点，通过程序内溢出边界迭代搜索技术，能更好地模拟隧道围岩的渗流状态特征。

经过数值计算研究得出，隧道围岩处于极限状态时围岩发生塑性应变突变时的情况就是围岩发生流动破坏的情况，此时，恰好计算不收敛，因而可依据塑性应变和位移突变来确定潜在破坏面及对应的安全系数。利用强度折减有限元法求得安全系数与潜在滑动面，不仅可以评价隧道的稳定性和设计的合理性，还可以对支护参数和施工工艺提出改进建议。在考虑渗透荷载的数值模拟计算中，为更好地比较计算结果，应用有限元强度折减法对隧道完整围岩无渗透作用条件下的稳定性进行计算分析。在此基础上，本文对海水入渗荷载对围岩稳定的影响进行了模拟，并计算了堵水和不堵水2种工况。具体工况见表1。

表1 计算工况列表Table 1 List of calculation cases

在渗透稳定性计算中，上边界按照海水压力面荷载施加，模型两侧为水平位移约束，模型底部固定约束。岩体物理力学参数见表2。根据勘测报告提供的岩块强度，参考有关资料，计算时实际岩体强度大约为岩块强度的1/6。

表2 岩体物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of rock mass

3 计算结果分析

3．1 隧道渗流场计算结果分析

各工况渗流场水头和水力梯度分布情况见图2—4。由图2可以看出:无破碎带存在，低渗透性条件下，隧道围岩渗流场分布均匀，且水头不高。海水渗透梯度分布规律，靠近隧道开挖面隧道梯度分布密集，但梯度最大值为4．3，小于隧道围岩的容许最大水力梯度40。隧道围岩入渗流量较小，为0．32 m3。

由图3可以看到:渗透性较大的破碎带的存在，使海水沿着破碎带入渗到隧道围岩周围。破碎带起到了泄水通道的作用，隧道围岩的水头降低，尤其在破碎带周围，水头降低非常明显;梯度值也较小，隧道围岩周围最大梯度值为2．6，小于岩体的容许最大水力梯度40。但是，破碎带的存在，使隧道围岩渗流量明显加大，达到3．6 m3/d。隧道围岩破碎带的存在造成渗流的加大对隧道的施工安全稳定性影响很大，这不仅会加大施工的难度，而且在采取措施不及时的情况下，极有可能造成隧道突水的灾害性后果。在海底隧道工程中，隧道突水是一个必须严格防范和注意的问题。

图2 完整围岩海底隧道渗流场水头与梯度分布Fig．2 Distribution of water head and hydraulic gradient in seepage field of subsea tunnel in intact rock mass

图3 存在破碎带海底隧道渗流场水头与梯度分布Fig．3 Distribution of water head and hydraulic gradient in seepage field of subsea tunnel in rock mass with fracture zones

按照设计，破碎带堵水圈厚度为3m，由图4知:堵水后隧道内围岩水头明显上升，特别在堵水部位，水头值较高，水力梯度也较大，达到15，但依然小于堵水圈岩体和隧道围岩的容许水力梯度40。堵水处理后隧道内渗流量明显减小，为0．36 m3/d，几乎和完整围岩渗流量大小相似。低渗透性的堵水圈岩体使破碎带下渗的海水聚集在堵水部位，造成了高水头和较高的梯度，可见需要提高堵水部位岩体的加固强度来预防由此可能造成的突水灾害。

图4 堵水加固后海底隧道围岩渗流场水头与梯度分布Fig．4 Distribution of water head and hydraulic gradient in seepage field of subsea tunnel after water-sealing consolidation

上述计算结果基本正确反应了海水沿破碎带入渗后隧道围岩范围渗流场的分布特征。根据本文的渗流有限元计算方法，可以较为精确地描述隧道渗流场的分布和演化，并通过各工况对比分析，来反应不同地质条件以及封堵治理措施下，隧道围岩的渗流场情况，为隧道的设计和灾害治理提供重要的参考。

3．2 考虑渗透荷载的稳定性分析

应用Fortran语言对ANSYS软件进行了二次开发，编制了渗透稳定性计算部分的程序。本文即采用该程序来考虑海水渗透作用下的渗流应力耦合稳定性计算［7-9］。考虑渗透力作用下，完整围岩隧道的安全系数为7．21;破碎带的存在使海底隧道整体安全性大大降低，安全系数降为2．20;堵水加固后隧道整体安全系数为5．6。各个工况下隧道围岩在极限状态下的塑性区和潜在的破裂面如图5—7所示。

由图5—7可以看出:完整围岩条件下，隧道围岩潜在破裂面发生在两侧，呈对称的圆弧状，极限状态下的最大的塑性应变值为0．003;由于局部破碎带的存在，海底隧道围岩塑性区范围明显扩大，主要集中在隧道两侧以及破碎带内，此条件下隧道围岩内最大的塑性应变位于破碎带内，最大值为0．017(见图6);对破碎带进行堵水加固后，隧道围岩周围塑性区范围减小，最大塑性应变位于堵水部位与破碎带结合的部位，这主要是由于堵水后在堵水圈外的破碎带内产生了较大水力梯度的缘故。由图7可以看出:加固堵水后，极限状态下隧道的潜在破裂面位于堵水部位，所以，在堵水加固的同时，要注意提高堵水圈的支护强度，以免造成隧道突水灾害。

图5 完整围岩海底隧道塑性区和潜在破裂面分布图Fig．5 Distribution of plasticized zone and potential fracture plane of subsea tunnel in intact rock mass

4 渗透压力在隧道支护设计中的考虑

对海底隧道而言，围岩渗水对海底隧道的最大危害就是造成突发的顶板透水以及随之而来的顶板塌落事故，如挪威Oslofjord海底隧道。所以在对海底隧道通过线路地质条件勘测准确以后，如何确定作用在隧道围岩上的海水压力，是海底隧道设计、施工中需要重点考虑的问题。海底隧道设计中，作用在隧道衬砌上的水压力究竟该取多大，工程界的意见尚不统一。隧道衬砌设计中考虑全水头水压力的情况基本上有2种:1)土质隧道以及上覆岩层较为破碎且渗透性较强的隧道，隧道衬砌周边很快达到全水头;2)采用盾构法施工的隧道，施工工艺要求隧道设计为不排水。第2种情况，即使隧道围岩完整性较好，在隧道修建初期，虽然地下水沿裂隙渗入水量很少，但经过若干年以后，作用在隧道衬砌的外渗透压力也会达到全水头压力，这种状况已被重庆市某长江水下隧道的试验所证实，假如隧道设计为不排水，衬砌上必须考虑全水头压力。

图6 存在破碎带海底隧道塑性区和潜在破裂面分布图Fig．6 Distribution of plasticized zone and potential fracture plane of subsea tunnel in rock mass with fracture zones

图7 堵水加固后海底隧道塑性区和潜在破裂面分布图Fig．7 Distribution of plasticized zone and potential fracture plane of subsea tunnel after water-sealing consolidation

显然，如果隧道上覆岩层完整性非常好，渗透性不大，围岩内裂隙分布范围很小，海水只是沿围岩裂隙少量流出，按挪威海底隧道规范，允许渗流量为300 L/(km·min)。这种情况下，没有必要进行堵水，隧道的整体稳定性问题不大，计算分析可以忽略渗透压力的作用，在此地段围岩构筑薄型衬砌就可满足隧道稳定性要求，甚至只进行混凝土喷面就可以保持隧道稳定，在这方面挪威的经验值得借鉴［10-11］。

上述计算结果显示，海底隧道的设计与开挖施工可采用“排堵结合”的措施来降低水的渗流。尤其在不良地段，海水渗流主要通过局部破碎带、断层及部分裂隙侵入隧道，因而必须对破碎带进行注浆堵水，降低海水的入渗。漏水是必然的、正常的，没有必要完全堵水，完全堵水会造成堵水部位水力梯度的急剧增大，对堵水部位非常不利;而且适量的排水对隧道衬砌有卸压的作用，有利于隧道稳定。通过对封堵加固后隧道的渗透稳定分析，加固堵水后，极限状态下隧道的潜在破裂面位于堵水部位，所以，在堵水加固的同时，要注意提高堵水圈的支护强度，在不良地段内适当加厚衬砌，并增设钢拱架或长锚索等设施，以免造成隧道突水灾害。

5 结论

基于渗流有限元计算方法，模拟了海水沿破碎带入渗条件下，海底隧道围岩范围的渗流场分布特征;应用Fortran语言对ANSYS软件进行了二次开发，编制了渗透稳定性计算部分的程序。采用该程序来考虑海水渗透作用下的渗流应力耦合稳定性计算。

1)不堵水情况下，海水沿着破碎带入渗，使隧道围岩内水头降低，水力梯度变小，但是隧道内会产生较大的渗流量;堵水加固后，隧道内渗流量明显减小，但是在破碎带封堵部位，产生较高的水力梯度，对隧道的稳定性不利，尤其要提高封堵部位的支护强度。

2)考虑渗透压力影响条件下，破碎带的存在使隧道的安全稳定性系数大大降低，塑性区范围扩大，塑性应变值增大;堵水加固后，隧道的整体稳定性提高，但是由于堵水部位较大的水力梯度造成较大的渗透压力，使该部位成为潜在的破坏点，应该在堵水加固的同时提高支护强度。

3)对海底隧道而言，如果破碎带范围较小，可采用“排堵结合”的措施，没有必要对破碎带全封闭，这样容易造成破碎带较大的水力梯度;在堵水加固的同时，要注意提高堵水圈的支护强度，在不良地段内适当加厚衬砌，并增设钢拱架或长锚索等设施，以免造成隧道突水灾害。

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