Liupanshan隧道位于Qinglan高速公路,宁夏回族自治区。它的目的是作为一个单孔隧道的距离分开31-48 m左派和右派之间的线。通过工程计算和分析,一般的流入水通过隧道是17427.6米³/ d,最大流入水是37999.4米³/ d。周围的岩石主要是砂岩基于实地调查。由于地质和工程效果,砂岩的隧道并不完整,包含各种缺陷,如关节和裂纹。围岩渗透由于这些关节和裂纹,导致wetting-drying的交替作用。收集大量砂岩在隧道现场并带回实验室进行实验分析。XRD结果(图 1(一))表明,这条隧道的主要矿物是石英,石英、白云石和方解石。光谱仪的结果(见图 1 (b)),很明显,主要成分是SiO₂、有限公司₂曹,艾尔₂O₃,分别占34.62%,24.5%,13.8%,10.34%,和7.88%,分别。准备的砂岩标本,经过一系列的加工流程,进行了常规三轴压缩试验,以50和100毫米的直径和高度,分别。

在模型实验研究,材料的选择和相似材料的比例是非常重要的。这些因素不仅确定模型能正确反映原型的特点也决定模型处理的难度和平滑性能的测试。因此,基于之前的研究结果,充分考虑流固耦合的特点,河沙和滑石粉被选为聚合材料、石蜡和液压油被选为胶结材料。类似的标本使用这些材料在一个理性的比率。材料的混合比率保持物理尽可能相似,如密度 ρ 、孔隙度 Φ ,单轴抗压强度 σ c ,弹性模量 E c 、抗拉强度 σ t ,凝聚力 C 和内部摩擦 φ 0 。

最优材料比例是由mixed-level正交设计试验。根据正交试验的原理,标本与不同比例的设计和制造。标本的准备后,孔隙度和密度测量称重法。更具体地说,标本的 φ 50 × One hundred. mm被用于单轴抗压测试来测量单轴抗压强度 σ c 和弹性模量 E c 的标本 φ 50 × 25 毫米用于巴西分割测试来确定抗拉强度 σ t ,标本 φ 50 × 50 毫米用于剪切试验获得凝聚力 C 和内部摩擦 φ 0 。基于大量的实验,一个类似的材料组成的河沙,滑石粉,石蜡,和液压油的质量比为23.0:3.5:1.5:1.0被用来模拟砂岩。规范的测试方法是基于“工程岩石试验方法标准(GB / T 502666 - 2013)”( 25]。根据岩石实验数据和类似的材料,砂岩的物理力学性质和类似的材料表中列出 1。

一些基本的相似性要求必须满足在物理模型的测试中,如几何、物理属性和边界条件。原型参数模型参数的比值定义为相似比,这通常是一个常数( 26]。根据工程地质条件、几何相似比和大导热相似比在这个模型试验确定100和1.24,分别为( 27- - - - - - 29日]。

为了探索突水的机制和过程,探讨了喀斯特地区wetting-drying周期下,一套可视化测试系统对岩溶隧道突水灾害是独立开发的,如图 2。系统主要由加载设备,液压加载系统和数据采集系统。实验框架是由无缝焊接钢板厚度为12毫米,和网络框架的大小 1000年 × 1000年 × 300年 毫米。5公分螺栓孔周围的框架保留连接法兰。和一个透明的玻璃有法兰的外观察隧道围岩的变形和破坏过程。为了确保玻璃板和法兰之间的密封性能,阻水橡胶带是嵌入在螺栓孔的内侧。此外,液压加载系统气液组合的优势,它使用一组与伺服控制氮气瓶,提供压力。因此,池里的水是提供一个稳定的水压力驱动的水存储结构的测试系统。根据水存储结构之间的几何关系和模型隧道,一段PVC管的内径50 mm结合密封胶皮模拟水存储结构。

图 3显示了模拟实验条件下隧道围岩的wetting-drying周期的影响。隧道的高度和宽度是72毫米和110毫米,分别。底部边缘的岩溶结构是40毫米远离隧道拱顶。渗透压力计,1 MPa的测量范围,被安排在隧道拱顶上方20毫米。渗透仪的传感器是圆柱形,直径和长度5毫米和20毫米,分别。传感器的安装方向与水压加载相同。和渗透压仪连接到一台计算机通过一个固定的信号放大器。三个细胞分布在隧道内的压力,如图 3。这些细胞的压力,17岁,8毫米的直径和厚度,恭敬地,1 MPa的最大测试能力。

图 4显示了生产过程的物理模型试验,可分为六个步骤,如下:

步骤1:类似的组件材料之前分别加权比例搅拌。为了实现均匀搅拌,滑石粉和河沙首先搅拌机混合均匀,同时搅拌器不断被加热的底部。液压油和石蜡融化被添加在搅拌机,搅拌好与先前的混合材料

步骤2:为了提高实验数据的准确性,润滑油是刷架和承载板,减少摩擦,如图 4(一)

步骤3:搅拌好相似材料批次涌入一个测试床上。类似的材料需要摇晃并夯实每10厘米厚一次变得紧密。更重要的是,水存储结构、压力盒、渗透压力计,和其他传感器被埋,分别一次类似的材料铺设到指定位置,如图 4 (b)- - - - - - 4 (d)

步骤4:把类似的材料后,模型保持48小时冷却凝固。加载装置是安装在上部与指定的原位应力负荷模型的应用

第五步:隧道开挖进行了6小时后不断的原位应力。然后,位移传感器安装测量隧道的自上而下的方法。位移传感器是一系列KTR-G,中风范围和测量精度的25 - 0.01毫米,分别。为了减少误差,wetting-drying周期进行6小时后的安装位移传感器,如图 4 (e)和 4 (f)。在此期间,所有组件的连接和调试,设备和采集仪器进行

第六步:水压力应用到模型计算通过相似度计算是基于现场试验数据。如表所示 2,当wetting-drying周期数 N = 1 ,水压力从0增加到0.03 MPa首先;然后,这种压力值保持不变卸货前30分钟。达到预设的干燥状态,模型被关了120分钟。在这个过程中,存储结构中的水将继续流从隧道的围岩,它实际上是一个卸水压力的过程。因此,水压力在下次循环返回零,以模拟隧道围岩的wetting-drying循环过程。当 N = 2 ,水压力从0增加到0.06 MPa,剩下的过程是相同的。为 N = 3 ~ 8,每个载荷循环的增量也0.03 MPa。

图 5显示了涌水过程中隧道围岩受到wetting-drying的交替。随着 N 低于2,没有渗透水观察隧道的开挖表面。当 N = 3 ,几滴水开始泄漏在隧道拱顶的右边,分布不均。增加的 N ,它可以观察到越来越多的水滴渗透,渗透区域扩展到左边,隧道拱顶。在 N 5 ~ 6,渗透加剧,执行,从整个库水被泄露出来,侧墙和渗透地区扩展。更重要的是,水在某些领域是线性流动。当 N= 7,很多滴或线性水是从整个穹窿和流出两面墙,这意味着隧道突水成立。

孔隙水压力wetting-drying的每一个循环过程中会有所不同。具体来说,在每个周期中,孔隙水压力增加首先然后变得稳定。在不稳定阶段,围岩的水在流动,调整状态和孔隙水压力测试将会受到传感器的安装方向。然而,在水中稳定阶段,测试值保持不变。因此,为了减少数据的误差,孔隙水压力在稳定阶段主要是考虑。孔隙水压力的变化与不同wetting-drying周期数字显示在图 6。随着 N 孔隙水压力,提出了一种增加的趋势。根据孔隙水压力的变化趋势,可以进一步确定了三个阶段:稍微增加阶段(1^圣2^nd(2),缓慢增加阶段^nd5^th(5),大幅提高阶段^th7^th),如图 6。作为 N 从1到2,孔隙水压力传感器的位置稍有增加。在 N 范围2 ~ 5,孔隙水压力呈现出逐渐增加的趋势,从而增加从4.73到15.61 kPa, 10.88 kPa的增量。在 N = 5 ~ 7,孔隙水压力大大增加,从15.61到77.62 kPa的增量 62.01 kPa。可以看出,孔隙水压力与wetting-drying周期有一个内在的联系,但它不是一个线性关系。

wetting-drying周期的过程中,摩擦系数下的矿物可能会降低耦合water-induced润滑和bonding-weakening效应,导致内部摩擦的减少。作为结果,围岩中的可溶性物质,如粘土粒子,是沉淀和分离,从而导致增加周围岩石的孔隙度和渗透率的提高( 30.- - - - - - 32]。应该提到的围岩的初始孔隙度模型是8.73%。另一方面,随着水压的增加,围岩渗流压力的增加。然而,隧道围岩的承载能力降低( 33]。更重要的是,这种效应加剧是由于循环数的增加和水的压力。很容易看到,孔隙水压力增加非线性,特别是在 N = 5 。

为了进一步探索wetting-drying周期的影响隧道的围岩,分析垂直应力的变化对双方和基板(图 7),以及自上而下的方法(图 8基于实验结果)。如图 7,增加 N ,垂直压力隧道的两面墙上也增加。更具体地说,左墙垂直应力的增加从150.64到172.84 kPa, 14.74%。右墙增加从150.48到180.28 kPa, 19.80%。这个垂直应力与进化 N 也可以分为三个阶段,即类似于孔隙水压力的变化。然而,wetting-drying周期的影响在隧道的底板垂直应力并不重要。在测试期间,底板的垂直压力仍然是一个低水平。在实验的最后,这压力增大后稍微隧道突水的发生。这些结果表明,岩溶水压力将产生额外的压力围岩渗流。的增加 N ,周围岩体的孔隙度增加,渗透变得越来越明显。因此,隧道的主要结构的原位应力增加,那么的垂直应力围岩隧道的两面。一些块顶部的隧道突水时出现脱落。因此,底板的垂直压力轻微增加实验结束时。

图 8提供了隧道围岩的自上而下的方法的变化与不同wetting-drying周期数。可以看出,增加 N 隧道自上而下方法有增加的趋势。此外,方法可以明显的演变分为三个阶段。作为 N 改变从1到2,方法略有增加,只有0.02毫米。在 N 范围2 ~ 5日的方法呈现出逐渐增加的趋势,只有增加0.16毫米。为 N = 5 ~ 7,大幅增加的方法,从0.18到1.74毫米,866.67%。由于以下原因,wetting-drying循环导致的孔隙度和相应的含水率增加拱顶的岩体。然后,它间接导致原位应力的增加。此外,隧道拱顶失去原始支持隧道开挖完成时。因此,它有一个下降的趋势下原位应力的作用。wetting-drying周期数的增加,下降的趋势变得更加明显。同时,周围岩体的孔隙度变大,和渗流路径变得更广泛,最终导致隧道的破坏。

在模型试验,增加 N ,水的压力也在增加。在隧道突水发生时,有增加水压力的影响,以及强度退化的结果下的围岩wetting-drying交替。因此,wetting-drying周期和水压力的叠加效应对围岩的变形进行了分析。首先,之间的地层隧道岩溶洞穴是简化的理论模型clamped-clamped梁在均匀分布载荷下,如图 9。在这个模型中,梁的高度和广度 d 和 l 计算,宽为1米。另外,岩体的体积密度 γ 和统一的水压力 p 。

由于水存储结构是位于顶部的地层,地层发生的最大挠度的跨度。根据结构力学的推导,最大挠度之间的线性关系 δ 0 和垂直分布载荷( p + γ d )可以获得,它可以用方程( 1)。 (1) δ 0 = p + γ d l 4 384年 E c 我 , 在哪里 E c 和 我 表明弹性模量和惯性矩,分别。

根据方程( 1)和砂岩试样的物理和力学性能 34),最大挠度和水压力之间的关系如图 10。水压力确实有很大的影响的最大挠度。随着水压的增加,最大挠度逐渐增加。然而,两个条件之间的差值增加而增加水压力,和这个区别的面积值代表了wetting-drying交替对最大挠度的影响。

一般来说,水压力确实在隧道的稳定性有很大的影响。但随着水压的增加,wetting-drying周期的影响明显增加。结合我们的实验计划,什么时候 N 较大,wetting-drying周期也有很大的影响,和造成的围岩强度恶化wetting-drying周期不容忽视,这也说明了研究意义重大恶化wetting-drying周期下的隧道围岩的特点。

来验证物理实验的结果,数值模拟也通过使用通用离散单元代码(模拟)。在模拟仿真中,组合的刚性和可变形块表示计算通过使用有限数量的交叉领域感兴趣的不连续性。和域被视为块之间的边界条件( 35]。断裂过程的变化可以用块之间的联系。

在这个仿真,基于物理实验结果和模拟的帮助,提出了一种数值计算方法研究了突水、变形和破坏机制的作用下wetting-drying周期。图 11显示了基本的计算流动的数值模拟,, P 我 , ρ 我 , E c 我 显示相应的水压力、密度和弹性模量 N = 我 。从图中,我们可以看到,数值模拟的过程基本上是一致的与模型实验中,除了第一个周期的水压力值是0.5 MPa和每个增加0.5 MPa。本文用于模拟的基本参数是由以前的研究和实验获得的数据 34, 36, 37]。抗压强度的变化 σ c 、峰值应变 ε 0 、弹性模量 E c ,割线模量 E 50 与 N 由指数函数可以表示如下: (2) σ c = 83.40 − 1.24 e N / 3.68 , ε 0 = 1.06 + 1.91 × 10 − 3 e N + 28.78 / 7.76 , E c = 10.04 − 0.98 e N / 7.10 , E 50 = 6.39 − 0.2998 e N / 5.09 ,

图 12展示了退化地区基于扩散范围的迭代方法。当 N = 1 ,在围岩渗透扩散边界是1 #,扩散区域a所取代 N = 1 到损伤退化模型计算物理和机械性能。当 N = 2 ,渗透边界扩散到2 #。在这个时候,“b”使用 N = 1 代入计算理论模型,而地区“a”使用 N = 2 为计算。当 N = 3 ,渗透边界进一步扩散到3 #。然后,地区使用“c” N = 1 代入计算理论模型,地区“b”的用途 N = 2 计算,和地区“a”使用 N = 3 为计算。的增加 N ,损失的物理和力学性能恶化区域更新和分配。根据模型试验的实测数据,将诱发突水当渗透长度达到大约30%的隧道的长度。因此,模拟仿真结束当渗透长度达到隧道长度的30%。

最大和最小主应力的隧道围岩也由wetting-drying周期的影响,如图 13和 14。的增加 N ,最大主应力显示越来越倾向,和基板的最大主应力的变化更明显。图中可以看到 1340 - 50之间的最大主应力MPa在基板的面积。此外,面积逐渐扩大 N 增加。而 N 几乎没有影响的最大主应力侧墙和屋顶的隧道,随着最大主应力的增加略在这些地方。与增加 N ,最小主应力会降低围岩的隧道,但变化是不明显的。图 14展示了最小主应力的演变。突水的出现之前,最小主应力在隧道的围岩主要范围从0到10 MPa。其他人会低于10 MPa突水。值得注意的是,当 N = 5 ,细长裂缝出现在靠近隧道的围岩表面。增加的 N 逐渐,裂缝发展。从这些数据,我们还可以看到,周围岩体存在明显的应力集中,这体现中间的最大和最小主应力裂纹的略小而结束时更大。

图 15显示了位移演化过程的围岩隧道,指向时,位移是正中心的隧道。可以看出,隧道产生的所有部分容积对隧道的中心。至于位置的影响,增加测量点的距离隧道表面,测点的位移逐渐减小。另一方面,围岩的最大位移变化很大在不同的位置。更具体地说,在隧道围岩的位移屋顶是最大的,达到243.78毫米,和隧道侧壁位移为35.00毫米,而隧道的位移地板是最小的,只有23.00毫米。至于wetting-drying周期的影响,增加 N ,周围岩体的位移在隧道顶部的显著增加,侧墙的位移增加不明显,和底板的位移基本上没有变化。取测点1 m远离隧道顶为例,表面位移 N = 1 、4、6和8 = 49.67,104.00,155.63,和243.78毫米,分别增加390.80%在wetting-drying周期的影响。

图 16反映了破坏物理实验和数值模拟之间的对比 N = 8 。数据直接反映了隧道屋顶损坏严重。虽然在两侧围岩隧道的墙壁有一个轻微的损伤。物理实验和数值模拟有很大的一致性,可以合理地解释为改变先前的结果。例如,它可以看到从图 (15日)在隧道顶部的最大位移时达到323.81毫米 N = 2 ,0.5米的距离发生隧道表面屋顶时 N = 3 。这些结果表明,岩体隧道顶板脱落在一定厚度;换句话说,围岩在某种程度上被摧毁。