深埋隧道穿越富水破碎帶圍巖突水機理

李廷春，呂連勛, 2，段會玲，陳偉, 3

?

深埋隧道穿越富水破碎帶圍巖突水機理

李廷春1，呂連勛1, 2，段會玲1，陳偉1, 3

(1. 山東科技大學山東省土木工程防災減災重點實驗室，山東青島，266590；2. 北京市勘察設計研究院有限公司，北京，100038；3. 濟南城建集團有限公司，山東濟南，250000)

基于隧道穿越處于復雜應力場與滲流場環境的富水破碎帶時存在發生重大突水事故的安全隱患，通過對破碎巖體的滲流特點進行研究，建立孔隙顆粒介質流失的滲流模型；基于連續介質力學和變質量動力學理論，推導飽和破碎巖體變質量滲流?變形耦合理論模型；以福建漳州梁山隧道L7富水破碎帶為工程背景，分析圍巖的滲流場、應力場與位移場分布特性，并總結隧道斷層破碎帶的突水塌陷機理。研究結果表明：斷層破碎帶突水實質上是圍巖的力學平衡和地下水的滲流平衡因施工擾動發生急劇變化，引起圍巖應力重分布及地下水能量釋放；隧道施工揭露斷層后，巖體顆粒隨孔隙空間的流體發生遷移形成新的滲流通道，導致地下水在水頭壓力作用下向工程臨空面涌出，形成漏斗形的滲水區域；隨著滲流作用時間的延長，地下水和巖土體逐漸流失，隧道上方的破碎巖體發生嚴重的滑移變形，形成橢圓形塌陷區域，與現場實際塌陷破壞規律基本吻合。本文提出的滲流?變形耦合模型對理解破碎巖體滲流力學機制和深埋隧道突水災害的預防設計具有參考價值。

深埋隧道；巖體；斷層破碎帶；突水機理；流固耦合

隨著現代社會資源開發與基礎設施建設的快速發展，越來越多的隧道工程不得不穿越或修建在軟弱破碎地層中。破碎巖體長期處于復雜的應力場和滲流場環境中，巖土體的性質較差，受地表水和地下水的滲流作用以及開挖和支護過程的擾動影響，極易產生突水涌泥、巖土體塌陷等地質災害問題[1?4]。據統計，在隧道工程施工過程中，由突涌水災害造成的重大安全事故達到80%，其中斷層型突水事故占30%[5]。隧道工程突涌水事故不僅會給隧道施工帶來困難、造成嚴重的工期延誤和經濟損失，甚至會誘發水資源枯竭，引起地表塌陷等環境地質災害，造成人員傷亡，威脅到社會穩定與經濟發展。近年來，在大秦鐵路軍都山隧道、渝懷鐵路武隆隧道、張集鐵路舊堡隧道等工程建設過程中，因為揭露破碎帶導致突水涌泥事故，造成了嚴重的經濟損失和人員傷亡[4?7]。中國隧道建設的重心長期處于地形地質條件極端復雜的山區，一大批具有巖體破碎、高地應力、強滲透壓等特點的深長隧道正在興建[5?6]。目前，人們對有關巖溶隧道突水風險與治理措施進行了很多研究[7?10]，但對于富水軟弱破碎帶隧道的突水機理研究較少。探究破碎巖體滲流與變形相耦合的特性，從水力耦合的角度揭示破碎巖體的滲流特性及其災變規律，對深長隧道穿越富水破碎帶的重大水害發生機理與預防設計具有重要的理論和實踐意義。

1 飽和破碎巖體滲流模型

破碎巖體孔隙空間由天然孔隙(有機質孔和無機質孔)、天然裂隙、水力裂隙和人工裂隙等空間組成，屬于孔隙?裂隙復合介質，但考慮到其充填物較松散，將其進行等效處理后視為孔隙介質。液體以流動狀態賦存于孔隙空間中，將巖體內的軟弱部分逐漸轉化為流體中的懸浮顆粒，因此，破碎巖體可以看作由巖體骨架、孔隙液體以及流體中的懸浮顆粒3種介質構成。在斷層破碎帶、巖溶管道等不良地質揭露后，孔隙空間的懸浮顆粒逐漸從微觀滲流通道流失，引起巖體滲透特性改變，最終誘發突水災害。一方面，微小的固體顆粒在水力梯度作用下，隨滲流作用不斷產生并流失，造成巖體的孔隙率和滲透率不斷增加，使巖體骨架的變形加大，巖體的破碎程度加劇；另一方面，巖體的損傷與變形加劇，導致孔隙空間的滲流速度加快，懸浮顆粒的流動更加通暢，流失速率加快。在巖體變形發展和顆粒滲流流失的共同作用下，破碎巖體的性質逐漸變差，這就是流固耦合效應。

為了研究懸浮顆粒遷移作用下破碎巖體的流固耦合問題，建立如圖1所示的滲流模型，并進行以下基本假定：

1) 巖體處于完全飽和狀態，孔隙空間充滿流體介質。

2) 流體的滲流速度緩慢，且符合Darcy律。

3) 忽略流體對巖體骨架及懸浮顆粒的溶解作用，并忽略滲流過程中顆粒與骨架、顆粒與顆粒間的碰撞。

4) 滲流過程中僅考慮顆粒在水力梯度作用下的遷移效應，忽略顆粒因濃度梯度變化而發生的擴散效應。

圖1 破碎巖體滲流模型

流體中懸浮顆粒的質量變化可以采用顆粒的質量濃度進行描述[11]。記巖體的總體積為，孔隙率為，孔隙液體與巖體骨架的密度分別為w和s，懸浮顆粒占流體介質的體積分數為，則顆粒的質量濃度sg為

則流體介質中懸浮顆粒的質量濃度變化率sg為

2 巖體變質量滲流?變形耦合模型

2.1 懸浮顆粒流失的質量守恒方程

將巖體孔隙空間內的滲流分解為三維坐標方向，取如圖2所示的巖石微元體，則沿著軸方向，單位時間內流入微元體的懸浮顆粒質量為

式中：sx為懸浮顆粒的絕對速度在軸方向的分量。

圖2 微元體滲流示意圖

考慮流體滲流的連續性，單位時間內沿著軸方向流出微元體的顆粒質量m2為

那么，在方向凈流入微元體的顆粒質量m為

同理，可得和方向凈流入的顆粒質量分別為

由顆粒質量濃度變化引起的微元體中顆粒的質量變化量為

根據質量守恒定律，有

此即飽和破碎巖體懸浮顆粒流失的質量守恒方程，將其寫為矢量形式：

2.2 懸浮顆粒的運動方程

流體中懸浮顆粒的遷移可以看作是滲流作用的效果，此時液體介質與懸浮顆粒間會產生相對運動，并發生動量的傳遞。懸浮顆粒在流體中受復雜的作用 力[12?15]，忽略部分微小作用力對懸浮顆粒運動的影響，將力系簡化后認為顆粒的運動主要受浮力、重力和曳力的作用，懸浮顆粒的運動方程為

式中：s和s分別為懸浮顆粒的密度與直徑；D為拽力系數；w為孔隙液體的密度；為懸浮顆粒與液體間的相對速度。

2.3 液體介質的運動方程

將破碎巖體等效為連續多孔介質，孔隙空間的滲流滿足Darcy定律，即

式中：i為液體的滲流速度；為巖體的滲透系數(m2/(Pa·s))；為水力梯度。常密度流體在均質各向同性巖體中滲流的情況下，液體介質的運動方程具有如下形式：

式中：為孔隙水壓力；為含顆粒流體的動力黏度。流體的動力黏度與純液體的動力黏度0有如下關 系[16]：

2.4 巖體骨架的運動方程

記微元體受到應力為，位移為s，體積力為M，則固體介質的動量守恒方程為

應力、應變與位移之間的關系為：

式中：和分別為拉梅系數與剪切模量。將式(15)和(16)代入式(14)，可得巖體骨架的運動方程：

2.5 耦合作用方程

為了實現模型中液體滲流與巖體骨架變形的動態平衡，還需要建立顆粒流失過程中材料性質變化的相關方程。

易知某時刻巖體骨架微元d的質量為。假定在時間[，+d]內，巖體顆粒的流失質量為，則有

化簡后，得

已知破碎巖體孔隙率與滲透率之間滿足[12]

其中：0為初始滲透率；為孔隙率；0為初始孔隙率。孔隙空間中液體質點的速度與滲流速度s之間滿足Dupuit?Forchheimer關系式[17]：

式(8)，(9)，(11)，(17)，(19)，(20)和(21)構成了飽和破碎巖體中懸浮顆粒流失的變質量滲流?變形耦合模型基本方程。

3 數值模擬分析實例

3.1 工程概況

梁山隧道位于福建省漳州市，設計為客貨兩用單洞雙線隧道，是廈深鐵路全線的控制工程。隧道全長9.89 km，進口里程為DK94+000 km，出口里程為DK103+888 km。隧址區主要地層為燕山早期侵入花崗巖，隧道最大埋深約為680.0 m，開挖高度約15.1 m，跨度約16.1 m。

梁山隧道施工至洞身DK96+505~DK96+533 km段揭露1條L7富水破碎帶，經探測發現[18]：斷層破碎帶寬為21~25 m，傾角為75°~85°，與隧道平面夾角約61°；L7斷層破碎帶夾層物質主要為全風化花崗巖以及輝綠巖和閃長玢巖，軟弱夾層主要呈砂土狀，含水量極高。施工記錄顯示[18?19]：該隧道施工至破碎帶處1月內，先后發生了4次嚴重突水涌泥事故，總涌泥量達20 000 m3，導致地表塌陷成1個25 m深的橢圓形陷坑。針對破碎帶突水災害情況，施工方采用“水平旋噴超前加固圈+拱墻大管棚超前支護+掌子面水平旋噴改良預加固”的方案進行處理。

3.2 耦合模型的程序設計

在Visual Studio 2012環境中，借助C++語言開發平臺，將上述理論模型編譯為DLL(動態鏈接庫)，嵌入有限差分軟件FLAC3D中進行二次開發。由于應力場的變化影響了滲流場，滲透系數的改變又會引起液體、顆粒與骨架的形變，可見水力作用是相互耦合的。對每加載時步，其計算流程如下。

1) 由初始條件求解單元的初始應力狀態及水壓力。

2) 設置初始滲透率0與初始孔隙率0，計算孔隙液體、顆粒與骨架的速度等參量。

3) 在計算過程中對滲透系數參數進行修正，并根據其修正值k+1，計算孔隙率的變化值n+1。

3.3 計算模型和模擬方案

根據工程地質勘察資料，隧道掌子面整體位于斷層破碎帶內部，因此，選取隧道與破碎帶相交部位作為計算區域建立數值計算模型。為了防止軟弱破碎圍巖開挖引起過大變形，導致計算過程不能收斂，建模時采用變更后的支護方案，僅從圍巖的滲流場、應力場與位移場分布規律分析突水機理。考慮到破碎帶對圍巖開挖的擾動影響較大，模型寬度方向兩側各取隧道跨度的5倍，高度方向向下取隧道高度的5倍。為了簡化計算，模型的上邊界取為初始地下水位(地表以下90 m)，并將水位線以上的巖層作為地面超載施加于上部邊界。

計算模型的上部邊界固定孔隙水壓力為0，左、右兩邊界和底部邊界均設為不透水邊界；模型的力學邊界采用位移邊界條件，底部邊界約束豎向位移，上部邊界為自由邊界，左、右兩端采用水平位移約束。具體計算模型如圖3所示。

圍巖的物理力學參數由工程勘察報告提供，并根據參數折減的要求進行相應修正。梁山隧道圍巖及襯砌的力學參數如表1所示。數值計算中圍巖與襯砌的力學模型均采用Mohr?Coulomb模型。

數據單位：m

表1 梁山隧道圍巖及襯砌物理力學參數

3.4 滲流場分布特性

為了解隧道開挖前后圍巖滲流場的變化情況，提取隧道拱頂、拱底和邊墻節點的孔隙水壓力變化時程曲線，如圖4所示。從圖4可以看出：在隧道開挖過程中，由于地下水體能量的瞬間釋放，各監測點的孔隙水壓力均大幅度降低；此外，圍巖孔隙水壓力的變化幅度具有一定的規律，從拱底節點至拱頂節點其變化程度逐漸增大。

圖5所示為隧道開挖后圍巖的孔隙水壓力云圖。從圖5可以看出：由于開挖部分孔壓消散，隧道周邊圍巖的孔隙水壓力嚴重下降，造成滲流場發生改變；地下水在水頭壓力作用下，形成1個漏斗形狀的滲水區域。這與富水破碎帶巖層隧道開挖的實際情況相符。

根據模型各單元的流速矢量計算開挖斷面的涌水量，結果如圖6所示。從圖6可見：隧道開挖斷面的涌水速度急劇增加，并在短時間內趨于穩定，計算過程中最大涌水量為16.72 m3/h。這說明地下水的滲流通道在施工擾動影響下迅速變大，在隧道揭露位置形成較大的水排泄通道，導致地下水在隧道內快速排泄。

1—拱頂節點；2—拱底節點；3—邊墻節點。

圖5 隧道開挖后孔隙水壓力云圖

圖6 隧道斷面涌水量變化曲線

3.5 應力場分布特性

由于計算模型的上邊界取為地下水位線，在計算過程中，各巖層始終處于完全飽和狀態(地下水飽和度為1)，因此，在分析應力場計算結果時，既可以采用有效應力分析，也可以采用總應力分析。圖7所示為隧道開挖后圍巖的豎向總應力分布云圖。

圖7 隧道開挖后豎向總應力云圖

從圖7可以看出：由于隧道開挖，巖體內部的力學平衡狀態發生急劇變化，導致圍巖應力場重新分布；隧道局部圍巖甚至出現了應力集中現象，這在兩側邊墻的底角部位尤為明顯；隧道開挖對應力場的擾動影響隨距離的增加逐漸減弱，遠離隧道的圍巖，應力狀態基本上仍處于隨深度變化遞增的趨勢。

3.6 位移場分布特性

圖8所示為隧道開挖后拱頂、拱底和邊墻節點的豎向位移變化時程曲線。從圖8可以看出：由于開挖使隧道附近圍巖受到的支撐作用急劇變化，隧道拱頂發生瞬時沉降、拱底發生瞬時底臌現象，而隧道邊墻節點的瞬時變形不明顯；隨著滲流時間增長，各監測點相繼發生沉降，且沉降量越來越大；不同部位監測點的時程曲線規律基本一致，但當計算最終趨于平衡后，各監測點的最大沉降量有所差異，其中拱頂部位的沉降量最大。

1—拱頂節點；2—拱底節點；3—邊墻節點。

提取隧道開挖后圍巖的豎向變形云圖，如圖9所示。由圖9可見：計算區域內所有位移均為負值，表明隧道附近圍巖的位移方向豎直向下；隧道兩側花崗巖的位移變化較平緩，且大致處于隨深度增加變形遞減的趨勢；斷層破碎帶區域巖體破碎且受開挖擾動影響較大，導致發生嚴重的巖土體位移變形；斷層破碎帶處巖體發生整體滑移變形，在隧道正上方形成橢圓形的塌陷區域，這恰與梁山隧道斷層上部地表塌陷的實際破壞規律相符。

圖9 隧道開挖后豎向變形云圖

4 深埋隧道富水斷層突水機理分析

4.1 深埋隧道富水斷層突水因素

深埋隧道穿越富水破碎帶時在施工過程中易發生突水災害，其影響因素可以歸結為2個方面：斷層破碎帶特殊的水文地質條件和隧道開挖與支護過程的施工擾動。

4.1.1 水文地質條件

斷層破碎帶特殊的水文地質條件是近斷層隧道施工中發生重大水害的根本原因。受多期構造運動的作用，斷層地質構造非常復雜，巖體節理裂隙異常發育，自穩能力極弱。此外，斷層破碎帶的含水構造與導水構造，形成了隧道周圍潛在的突水通道，具有很強的致災能力，在很大程度上決定了突水風險。

4.1.2 工程擾動

開挖和支護過程的施工擾動是隧道突水事故發生的直接原因。以往的工程實踐證明[5]：在沒有受到施工擾動的情況下，原始地質條件的滲流場和地應力場都處于一定的平衡狀態。也就是說，導致隧道突水事故的直接原因不是構造交匯區的控水優勢，而是工程擾動改變了地下水的滲流狀態，引起構造帶地層變形活化。

4.2 深埋隧道富水斷層突水塌陷機理

結合工程實際與數值計算結果分析，認為斷層突水實質上是破碎圍巖的力學平衡和地下水的滲流平衡因隧道的施工擾動而發生急劇變化，引起應力重新分布以及地下水能量的瞬間釋放，并以流體狀態快速涌向工程臨空面的一種動力破壞現象。其突水塌陷機理可以圖10進行概括。

隧道施工揭露斷層后，附近圍巖的滲流場、應力場及位移場均不斷發生變化。在地下水滲透力的拖曳下，突水口附近的巖體顆粒受到的動水壓力超過顆粒間的內聚力，巖體顆粒的極限平衡狀態被打破，隨孔隙空間的流體發生遷移，形成新的滲流通道。隨著滲流作用時間延長，滲流通道迅速變大，使得揭露位置成為地下水的排泄通道。對于深埋隧道，上部巖土體可以有效阻止地表水對地下水的補給，因此，地下水的快速排泄將導致地下水位急劇下降，引起水力梯度顯著增加。此時，基巖面附近的巖土體產生瞬時負壓，巖體受到的滲透力也迅速增大，局部軟弱巖體會隨水流一起涌出，最終引起質變，發生隧道內的突水和涌泥事故。隨著突水涌泥的發展，越來越多的地下水和巖土體流失，上部破碎巖體受到周圍完整巖體的支撐力越來越小，在真空吸蝕力的作用下，軟弱破碎帶的巖土體就會發生塌陷。

圖10 隧道斷層突水塌陷機理

5 結論

1) 進行深埋隧道富水軟弱帶地段的開挖分析時，應該考慮裂隙巖體滲流場與應力場之間的耦合效應，不能把二者分開單獨考慮。在構建飽和破碎巖體的流固耦合效應模型時，對破碎圍巖的滲流過程進行合理假設是關鍵。建立在不同假設條件下的理論推導，所得到的巖體骨架、液體介質與懸浮顆粒的運動方式以及顆粒流失過程中液體滲流與巖體骨架變形的耦合方程是不同的。

2) 基于連續介質力學和變質量動力學理論，建立的巖體變質量滲流?變形耦合模型符合工程實際情況，推導出顆粒流失的質量守恒方程、介質運動方程和考慮材料性質變化的耦合效應方程，能夠從理論上解決模型中液體滲流與巖體骨架變形之間的動態平衡關系。

3) 計算得到了開挖過程中圍巖的滲流場、應力場與位移場分布特性。隧道開挖后圍巖應力場與滲流場的改變使地下水在水頭壓力作用下向工程臨空面滲透，形成1個漏斗形狀的滲水區域；同時，隧道上方的破碎巖體發生嚴重的滑移變形，形成1個橢圓形的塌陷區域。對比分析數值計算結果和實際觀測結果基本相符，進一步說明了滲流?變形耦合模型的合理性和正確性。

4) 斷層突水實質上是破碎圍巖的力學平衡和地下水的滲流平衡因隧道的施工擾動而發生急劇變化，導致圍巖應力重分布以及地下水能量瞬間釋放。隧道施工揭露斷層后，打破了巖土體的極限平衡狀態，巖體顆粒隨滲流作用迅速流失，形成新的地下水排泄通道，局部軟弱巖體在真空吸蝕力和滲透力的作用下隨水流一起涌出，引發隧道內的突水和涌泥事故。

參考文獻：

[1] JEON S, KIM J, SEO Y, et al. Effect of a fault and weak plane on the stability of a tunnel in rock:a scaled model test and numerical analysis[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2004, 41(Suppl 1): 658?663.

[2] KUN M, ONARGAN T. Influence of the fault zone in shallow tunneling: A case study of Izmir Metro Tunnel[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 33(1): 34?45.

[3] 李術才, 周宗青, 李利平, 等. 巖溶隧道突水風險評價理論與方法及工程應用[J]. 巖石力學與工程學報, 2013, 32(9): 1858?1867. LI Shucai, ZHOU Zongqing, LI Liping, et al. Risk evaluation theory and method of water inrush in karst tunnels and its applications[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013, 32(9): 1858?1867.

[4] LI Shucai, ZHOU Zongqing, LI Liping, et al. Risk assessment of water inrush in karst tunnels based on attribute synthetic evaluation system[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 38(3): 50?58.

[5] 石少帥. 深長隧道充填型致災構造滲透失穩突涌水機理與風險控制及工程應用[D]. 濟南: 山東大學土建與水利學院, 2014: 1?30. SHI Shaoshuai. Study on seepage failure mechanism and risk control of water inrush induced by filled disaster structure in deep-long tunnel and engineering applications[D]. Jinan: Shandong University. School of Civil Engineering, 2014: 1?30.

[6] 陳國順. 富水軟弱帶地段深埋隧道受力特征及施工技術分析[D]. 長沙: 中南大學土木工程學院, 2013: 7?35. CHEN Guoshun. Research on mechanics characteristic and construction technology for deep tunnel in watery and weak stratum[D]. Changsha: Central South University. School of Civil Engineering, 2013: 7?35.

[7] 劉招偉, 何滿潮, 王樹仁. 圓梁山隧道巖溶突水機理及防治對策研究[J]. 巖土力學, 2006, 27(2): 228?232. LIU Zhaowei, HE Manchao, WANG Shuren. Study on karst water burst mechanism and prevention countermeasures in Yuanliangshan tunnel[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006, 27(2): 228?232.

[8] 趙延林, 曹平, 萬文, 等. 巷道前伏承壓溶洞突水災變流固耦合分析[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2014, 45(5): 1598?1604. ZHAO Yanlin, CAO Ping, WAN Wen, et al. Fluid-solid coupling analysis of water bursting catastrophe from concealed confined karst cave before roadway[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2014, 45(5): 1598?1604.

[9] 范威, 王川, 金曉文, 等. 吉蓮高速公路鐘家山隧道涌突水條件分析[J]. 水文地質工程地質, 2015(2): 38?43. FAN Wei, WANG Chuan, JIN Xiaowen, et al. Water inrush condition analysis of the Znongjiashan tunnel in the Jilian Highway[J]. Hydrogeology and Engineering Geology, 2015(2): 38?43.

[10] ALIJA S, TORRIJO F J, QUINTA-FERREIRA M. Geological engineering problems associated with tunnel construction in karst rock masses: the case of Gavarres tunnel (Spain)[J]. Engineering Geology, 2013, 157(4): 103?111.

[11] 姚邦華, 茅獻彪, 魏建平, 等. 考慮顆粒遷移的陷落柱流固耦合動力學模型研究[J]. 中國礦業大學學報, 2014, 43(1): 30?35. YAO Banghua, MAO Xianbiao, WEI Jianping, et al. Study on coupled fluid-solid model for collapse columns considering the effect of particle transport[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 2014, 43(1): 30?35.

[12] 姚邦華. 破碎巖體變質量流固耦合動力學理論及應用研究[D]. 徐州: 中國礦業大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室, 2012: 62?75. YAO Banghua. Research on variable mass fluid-solid coupling dynamic theory of broken rock mass and application[D]. Xuzhou: China University of Mining & Technology. State Key Laboratory for Geomechanics and Deep Underground Engineering, 2012: 62?75.

[13] MARK W D. Recent results of experiments with Saffman-Taylor flow[J]. Nonlinear Evolution and Chaotic Phenomena, 1988, 176: 313?317.

[14] MCCLOUD K V, MAHER J V. Experimental perturbations to Saffman-Taylor flow[J]. Physics Reports, 1995, 260(3): 139?185.

[15] 倪晉仁, 王光謙, 熊育武, 等. 泥石流的結構兩相流模型: Ⅱ.應用[J]. 地理學報, 1998, 53(1): 77?85. NI Jinren, WANG Guangqian, XIONG Yuwu, et al. Conceptual two-phase flow model of debris flow : Ⅱ. Application[J]. Acta Geographica Sinica, 1998, 53(1): 77?85.

[16] 費祥俊. 高濃度渾水的黏滯系數(剛度系數)[J]. 水利學報, 1982(3): 57?63. FEI Xiangjun. Coefficient of velocity for muddy water with high concentration[J]. Journal of Hydraulic, 1982(3): 57?63.

[17] YOUNGS E G, SMART P, HERBERTSON J G. Drainage design: soil physical principles[M]. New York: Springer Publishing Company, 1992: 25?60.

[18] 周鑫. 廈深鐵路梁山隧道L7深埋富水軟弱帶超前預加固體系支護機理分析[J]. 現代隧道技術, 2013, 50(4): 138?145. ZOU Xin. On the support mechanism of the pre-reinforcement system for the L7 deep, weak water-rich zone passed through by the Liangshan tunnel[J]. Modern Tunnelling Technology, 2013, 50(4): 138?145.

[19] 林福地. 水平旋噴加固在廈深鐵路梁山隧道斷層突水涌泥段處理中的應用[J]. 現代隧道技術, 2012, 49(Suppl): 322?329. LIN Fudi. On the application of horizontal jet grouting for water inrush through fault by the Liangshan Tunnel[J]. Modern Tunnelling Technology, 2012, 49(Suppl): 322?329.

(編輯 陳燦華)

Water burst mechanism of deep buried tunnel passing through weak water-rich zone

LI Tingchun1, LYU Lianxun1, 2, DUAN Huiling1, CHEN Wei1, 3

(1. Disaster Prevention and Mitigation of Shandong Provincial Key Laboratory of Civil Engineering,Shandong University of Science and Technology, Qingdao 266590, China;2. BGI Engineering Consultants Ltd., Beijing 100038, China;3. Jinan Urban Construction Group Co. Ltd., Jinan 250000, China)

Considering that there will be security risk of inrush accident when tunnel passes through the weak water-rich zone with complex underground stress field and seepage field environment, a seepage model of porous medium was established through the research of the seepage characteristics of broken rock mass. And theoretical model of fluid-solid coupling of saturated broken rocks was deduced based on the theory of dynamics of variable mass and continuum mechanics. Taking the L7 weak water-rich zone of the Liangshan Tunnel in Zhangzhou, Fujian Province, as engineering background, the distribution features of stress field, seepage field and displacement field of the surrounding rock were analyzed, and inrush collapse mechanism of the fault fracture zone was summarized. The results show that water inrush is actually caused by the stress distribution of surrounding rock and energy release of the groundwater, which results from the dramatic change of mechanical equilibrium of rock mass and seepage balance of the groundwater for construction disturbance. When the fault is exposed, rock particles loss in the pore space to form new seepage channel, leading to welling of groundwater under the pressure of water head to form funnel-shaped water seepage area. With the increase of the seepage time, groundwater and rock mass experience gradual loss and the fractured rock mass on the top of tunnel have serious slip deformation, forming oval subsidence area. This conclusion basically coincides with practical situation. The fluid-solid interaction model proposed has high practical significance to understand the seepage mechanics and prevention design of deep buried tunnel water inrush disaster.

deep buried tunnel; rock mass; fault fracture zone; water inrush mechanism; fluid-solid coupling

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.10.025

U457+.5

A

1672?7207(2016)10?3469?08

2015?10?10；

2015?12?21

國家自然科學基金資助項目(51279096, 51409154)；山東省自然科學基金資助項目(ZR2012EEM030)(Projects(51279096, 51409154) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(ZR2012EEM030) supported by the Natural Science Foundation of Shandong Province)

李廷春，博士，教授，博士生導師，從事裂隙巖石力學特征研究；E-mail：tchli_sd@163.com