伸状态。岩土材料的抗拉强度相对抗剪强度而 言要小很多，因此必须考虑材料在拉伸状态下的安全性，此时ZSI = σ t/ σ 1。σ 1趋近于 0,受拉状态为相对最安全状态ZSI = + C-，然而此时仍不能排除单元剪切破坏的可能，为更 好的把握岩土体的危险性，ZSI值可取为剪切与拉伸同时考虑的情况下的较小值。弹性段 的ZSI表达式为：
[0052]
[0053] 弹性阶段ZSI e [1，+ a )，ZSI大于i时，单元处于弹性阶段，ZSI值越大，安全性 越高，当ZSI = 1时，单元开始进入屈服阶段。
[0054] 进一步地，所述根据所述材料单元的破坏临界点的等效塑性应变值确定所述材料 单元的屈服阶段和破坏阶段的状态指标，包括：
[0055] 根据ε P7 '确定所述材料单元在剪切屈服段内距离破坏段的接近程度；
[0056] 根据所述接近程度确定屈服阶段和破坏阶段的状态指标为
[0057]
(66)
[0058] 其中，所述eps为等效塑性剪切应变，所述Jiw为极限等效塑性剪切应变，所述 ε Pt为等效塑性拉伸应变，所述S〃为极限等效塑性拉伸应变。
[0059] 具体来说，屈服阶段的岩体出现了塑性变形，等效塑性应变大于0。采用应用应变 来建立屈服与破坏条件更能反映材料屈服和破坏的本质。该阶段将破坏临界点的等效塑性 应变值为破坏的判据，ε P7表示材料在剪切屈服段内距离破坏段的接近程度，其相补参 量1- ε P7 作为剪切屈服状态的单元状态指标。这样处理的优点是可以将屈服阶段的 值域与弹性阶段明显的区分开来，并且仍然保持值越小，安全性越低的趋势。如考虑拉伸情 况则ZSI值取两种情况中的较小值，即公式（6)。此时ZSI e [0, I)，ZSI越大单元相对越 安全，与弹性段的单调性相一致。材料刚刚进入屈服段时，eps= 0, ZSI = 1。到达等效塑 性应变阈值时，ZSI = 0。
[0060] 破坏阶段时，剪切与拉伸状态的ZSI表达式与屈服阶段ZSI表达式相同。 ZSie (-0，〇)，值越小破坏程度越高。
[0061 ] 进一步地，所述渗透系数的变化值为
[0062]
[0063] 其中，所述ε ps为等效塑性剪切应变，所述为极限等效塑性剪切应变，所述ε pt 为等效塑性拉伸应变，所述Fii为极限等效塑性拉伸应变。
[0064] 具体来说，FLAC3D在模拟渗流的过程中，默认单元的渗透系数是不变的，然而这与 实际的渗流情况并不相符。岩石的渗透性是与应力应变状态密切相关的。岩石在进入屈 服阶段之前，即弹性阶段时，渗透系数将保持在较低水平上，而一旦进入屈服阶段，岩石的 渗透系数将远远大于弹性阶段的渗透系数，而岩石破裂后渗透系数存在突跳现象，目前也 较难找到连续光滑的函数表达。由于试件越接近均质，渗透系数突跳点越接近峰值点，可 以认为细观单元突跳点和峰值点一致，通过细观单元的非均匀赋值，反映宏观试件应力应 变-渗透系数的非线性。关于渗透系数与应力、应变关系的方程有很多。推导方法包括经 验公式、间接公式和理论模型等方法。但大多数方程参数较多，适应性不好。体应变能更好 的反应单元屈服、软化和破坏过程中渗透系数的变化。也即，初始压密阶段，ZSI多1，体应 变为负值，渗透性减小但变化并不明显；当应力达到峰值时，进入屈服状态，〇 < ZSKl，产 生大量的微裂纹，体应变迅速增加；当单元破坏后，ZSK0,裂隙扩展、贯通，变形随应力迅速 增长，裂隙贯通形成畅通的导水通道，渗透系数突跳。随着变形的进一步发展，破裂的凹凸 部分被剪断或磨损，在围压作用下，破坏试件又出现一定程度的压密闭合。本实施例中材料 单元在弹性阶段到破坏阶段渗透系数k是与体积应变ε v相关的函数，结合单元状态指标 ZSI基于Kozeny-Carman公式表达为公式（7)，其中孔隙度的演化方程为：
[0065]
φ)
[0066] 该方程不仅表达形式简单，参数明确，更容易在仿真软件中实现。由于破裂后的单 元渗透系数与弹性或屈服状态相差若干个等级，屈服状态比弹性状态同样高出很多倍，增 速比体应变突变速率要快，因此用两个阶段分别用突跳系数ξ、ξ'来表征。ξ、ξ'取决 于岩体性质。
[0067] 采用FLAC3D建立数值模型仿真验证本发明的渗透系数，模拟仿真的流程如图3 所示，以大连地铁2号线202标段盾构区间段包括促进路始发井-春光街站为例，春光街 站-香工街站，香工街站-沙河口火车站三区间，三盾构区间单线全长2. 3km。采用双线圆 型盾构隧道。2台土压平衡式盾构机对左右两线分别进行施工。盾构区间地质构造较为复 杂，隧道围岩表现为上软下硬。以粧号为DK14+634~DK14+670段为研究对象，软土的特性 及地质勘探资料如下：（1)素填土 ：稍湿-饱和，松散-稍密状态，主要由粘性土、碎石等组 成，层厚0. 40~5. OOm ; (2)粉质粘土：含10-20%左右石英岩碎石、角烁，湿，可塑状态，层 厚2. 70~10.0 Om ; (3)全风化|丐质板岩：风化节理裂隙极发育，层厚1. 40~7. 80m ;⑷强 风化钙质板岩：碎裂结构，揭露层厚〇. 50~10. 20m。（5)中风化钙质板岩：层理和节理裂隙 较发育，矿物主要为云母、石英、方解石。勘察期间稳定地下水位为地下2. 6m~8. 7m，年水 位变化幅度为1~3m。
[0068] 该数值模型共16920个单元，18955个节点。模型水平方向为30m，隧道长度为36m， 模型高度为37m。侧向施加法向约束，底部固定约束。布置如图所示的地表沉降监测点，测 点间距为7. 2m。模拟计算采用如下假设：
[0069] (1) 土体本身变形与时间无关；(2)渗流是通过开挖面的透水实现的，渗流模型为 各向同性渗流模型；（3)围岩为各向同性、连续的弹塑性材料，服从Mohr-Coulomb屈服准 则。
[0070] 一、计算参数和开挖步骤：
[0071] 由于地质条件复杂，对分析地层进行简化，通过现场勘查资料和部分室内试验获 得围岩参数如表1。计算模型为应变软化模型，岩层进入塑性后参数折减，土层不进行折减。 岩石残余强度的粘聚力和内摩擦角按照折减系数1. 1取值，折减公式如下：
[0072] Cf= c 〇/Ftrial (9)
[0073] (IQ)
[0074] 其中，所述cF为折减后粘聚力，所述奶r为折减后内摩擦角，所述c。为初始粘聚力， 所述仰为初始内摩擦角，所述F tolal为折减系数，q为残余粘聚力，务为残余内摩擦角。所 述c。与q，#0与外之间随等效塑性剪切应变e ps的增加进行线性插值。表1为各围岩层 及支护的参数取值。
[0075] 表 1
[0076]
[0077] 盾构循环进尺为2. 4m，共15步开挖完成。管片采用结构单元模拟，材料为C50钢 筋混凝土，外半径为3m，每环长度为I. 2m，底部管片施加160kPa的施工荷载。地下水埋深 3m，水面为自由边界，模型侧面及底部，隧洞四周为不透水边界。管片外围为注浆层，由于地 层较为软弱，采用全断面径向注浆加固。注浆圈厚度为2m。根据现场勘查资料，风化岩石 层综合渗透系数I= 2. 3 X 10 2m/d，土层综合渗透系数为ks= 0. lm/d，FLAC3d中渗透系数 与达西定律中的渗透系数不同，需乘换算系数才能用于计算[23]，因此岩层换算后的渗透系 数 kr= 2. 71 X 10 11 (m2/Pa· sec)，初始孔隙率 η。= 0.5，ξ =5，ξ' =138。土层渗透系 数则为ks= I. 2Χ 10 wOiiiVpa · sec)，本文施加的开挖面支护压力为梯形荷载，如图3,计算 采用的支护压力比为0.7。
[0078] σ = λ (σ ρ+σ s) (11)
[0079] 其中，所述λ为支护压力比，〇ρ为孔隙水压力，σ s为水平静止土压力，σ。和σ s 根据隧道埋深和水头高度计算。
[0080] 二、计算结果与分析：
[0081] 1、渗流特性结果分析
[0082] 隧道掘进的过程中，围岩的力学行为不断发生变化，渗透性也便发生了改变，图4 为开挖面附近渗透矢量图。由于开挖面出现了破坏区域（ZSKO)和屈服区域（0 < ZSKl)， 渗透系数在开挖面底部和中心处发生突跳，比没有破坏的部位渗透系数要高两个数量级左 右，破坏区周围的屈服区域渗透性也有所增加，从渗流矢量图中可以看出，进入破坏阶段的 单元渗流速度远大于其他区域。也验证了应变-渗透系数FISH程序的有效性。
[0083] 单元的状态与渗透系数是紧密相关的，在隧道开挖面中心点沿X方向，选取等间 距的8个单元，提取每个单元的渗透系数与ZSI值如图5所示，沿着X方向，渗透系数随着 距离的增加先减小后增大，而ZSI随着距离的增加先增大后减小，两者的变化趋势相反。前 2个单元ZSI在0到1之间，处于屈服状态，渗透系数明显大于弹性压密状态的第3