开挖模拟范文

2024-05-19

开挖模拟范文（精选7篇）

开挖模拟第1篇

1 应力释放原理及其在FLAC-3D软件中的实现

根据文献[1]提出的解决方案。首先,开挖出相应单元后(在FLAC-3D中将开挖体所在的单元模型更改为Null单元),在计算时只计算第一步(step 1),取得此时边界节点(开挖边界处节点)处不平衡力的反力即为支撑力。在FLAC-3D中内部变量gp-xfunbal,gp-yfunbal,gp-zfunbal,记录着节点的不平衡力,此力的反向力即为支撑力。

根据FLAC-3D计算原理:

速度场→应变率→应变增量→应力增量→不平衡力→新的节点速度→位移场→几何更新。

在初始应力场计算结束之后,模型处于平衡状态,各个节点不平衡力为0,将开挖体赋值为空单元之后(开挖),第一步计算时由于各节点处于平衡静止状态,所以其速度场和应变率、应变增量、应力增量均为0,根据快速拉格朗日法计算原理,第一步的不平衡力计算公式为:

F $_{i}^{k}$ =(pi)k+p $_{i}^{k}$ (1)

其中,F $_{i}^{k}$ 为节点k处的i向不平衡力;i为向量分量标号;k为节点编号;p $_{i}^{k}$ 为施加的荷载和集中力在节点k处的贡献;(pi)k为和i节点相关的所有单元中pi向量对k节点所作的贡献;而p $_{i}^{k}$ 由式(2)进行计算:

$p_{i}^{k} = \frac{1}{3} σ_{i j} n_{j}^{< k >} S^{< k >} + \frac{1}{4} ρ b_{i} V$ (2)

其中,σij为单元应力分量;n $_{i j}^{< k >}$ 为单元中面k的方向向量;S<k>为单元k面的面积;ρ为单元密度;bi为单元体积力;V为单元体积。

在FLAC-3D中当开挖体单元被赋值为空单元时,相应的开挖边界节点处的来自于开挖体单元的贡献将变成0,由此边界节点将不再平衡。此时第一步计算出来的节点不平衡力很显然就是本应该由开挖体单元提供的支撑力,在FLAC-3D中第一步结束后将开挖面边界节点处的不平衡力提取出来方向按照一定的比例施加在边界节点上,就达到了应力释放控制的效果(见图1)。

2 某隧洞开挖平面数值模拟

计算中所采用的材料参数如表1所示。

在仿真计算中采用的材料参数是体积模量G和剪切模量K,按照下式进行换算: $G = \frac{E}{2 (1 + μ)}, Κ = \frac{E}{3 (1 - 2 μ)}$ 。

计算模型如图2所示,模型采用200 m×200 m×10 m区域。在厚度方向取10 m采用一个单元,在计算中固定所有节点在y方向的位移,这样问题变为一个平面应变问题。模拟开挖过程,隧洞截面为城门洞形,采用分步开挖法,将开挖区域分为如图2所示的4个区,按照实际开挖顺序进行开挖。开挖顺序:添加衬砌的隧洞开挖模拟,计算顺序为:首先计算模型区域的初始应力场,按照调整参数的弹塑性模型计算初始应力场如图3所示。开挖一区开挖体,释放30%应力,添加一区混凝土衬砌,释放全部应力;开挖二区开挖体,释放30%应力,添加二区混凝土衬砌,释放全部应力(见图4);开挖三区开挖体,释放30%应力,添加三区混凝土衬砌,释放全部应力(见图5);开挖四区开挖体,释放30%应力,添加四区混凝土衬砌,释放全部应力(见图6)。

3 衬砌应力结果分析

根据计算结果围岩只有少数部位产出了很小的拉应力,其值远小于围岩的抗拉强度,所以根据计算结果围岩不会出现强度破坏,而拉应力较大的部位出现在混凝土衬砌上。

根据计算结果,在拱顶中部和洞底产生了比较大的拉应力,侧墙拉应力次之,但是计算结果中这些拉应力均远小于围岩和混凝土的允许抗拉强度。

4 位移结果分析

对洞室进行适当的支护,减少围岩的变形量,也是开挖模拟的重要方面,本文对工程算例中各个特征部位在各个施工时段的变形量见表2,可以看出,开挖过程中洞室周边都发生了一定量的变形,尤其是拱顶沉降量和洞壁的回弹量比较大,根据计算结果可以看出,在刚开挖完添加完支护之后变形的增量明显减小,说明开挖中采用边开挖边支护的方式可以减小洞室的变形量,对围岩的安全有良性的作用,但是同时对于衬砌混凝土的强度有一定的要求。

5 结语

本文利用FLAC-3D软件对某水工隧洞开挖过程进行了平面数值模拟,其中按照应力释放理论,对开挖过程中围岩应力的释放进行了控制,得到了各个施工时段下的应力场和各个部位的变形数据,计算结果与工程的实际情况基本吻合。说明本文提到的应力释放在FLAC-3D中的实现方式是合理的。

摘要：介绍了隧洞开挖中空间效应在平面问题中的模拟方法——应力释放法,及该法在岩土软件FLAC-3D中的实现方式,结合某水工隧洞开挖的实际工程,模拟了水工隧洞的分步开挖过程,分析了在考虑空间效应情况下的计算结果,说明在隧洞开挖平面模拟过程中考虑空间效应的必要性,表明了岩土软件FLAC-3D在水工隧洞开挖模拟中具有较强的适应性。

关键词：应力释放,FLAC-3D,数值模拟,分步开挖

参考文献

[1]吉小明.浅埋暗挖地铁隧道开挖过程的模拟研究[J].岩土力学,2002(3):9.

[2]张传庆.应力释放法在隧洞开挖模拟中若干问题的研究[J].岩土力学,2002(10):13-15.

山东书城基坑开挖模拟分析第2篇

关键词：基坑工程,数值模拟,水平位移,锚索

0 引言

从20 世纪80 年代开始, 桩锚支护结构作为一种新型抗滑结构被广泛应用于基坑工程中, 是由护坡桩配合一道或多道锚索的支护形式, 它是一种超静定结构, 稳定性好, 安全性能高, 是深大基坑常用的综合性护坡技术[1,2]。根据国家现行规范[3,4]及场地环境确定山东书城基坑工程支护方案, 通过有限元软件模拟基坑开挖的全过程, 分析桩体水平变形、桩顶土体变形以及锚索内力的变化规律。

1 工程位置与工程地质概况

山东出版社集团有限公司拟建山东书城项目位于济南市经十路以北, 经九路以南, 胜利大街与民生大街之间。总用地面积16 328 m2, 总建筑面积124 000 m2, 其中地上建筑面积约90 000 m2, 地下面积约34 000 m2。包括图书信息楼、会议餐饮中心、书城营业楼、培训中心, 4 栋建筑自南向北, 由西向东连成一体, 周边设地下车库, 整体呈L形。基坑东西向长度分别为161.9 m和70.6 m, 南北向宽分别为144.8 m和46.7 m。建筑物 ±0.000 均为45.800 m。

2 基坑支护方案

1) 本支护参数适用于GH段, 基坑深度按15. 90 m考虑。基坑采用桩锚支护。

2) 支护桩嵌固深度5. 00 m, 桩径800 mm, 桩长20. 05 m, 桩间距1. 80 m, 桩身配筋主筋为HRB400, 箍筋为HPB300, 加强筋为HRB335, 桩身混凝土标号为C30, 桩主筋保护层厚度50 mm, 桩顶锚入冠梁50 mm, 主筋锚入冠梁长度700 mm。

3) 设四层锚索, 一桩一锚, 间距1. 8 m, 锚孔直径150 mm, 锚孔注浆材料为纯水泥浆, 水灰比0. 5, 注浆体强度不小于M20, 采用二次压力注浆, 第一次注浆压力0. 5 MPa左右, 第二次注浆压力2. 5 MPa左右。锚索横向设2 根25A槽钢作为腰梁。

4) 桩顶设900 mm × 800 mm的混凝土冠梁, 冠梁混凝土强度C30, 配筋主筋为HRB335, 箍筋为HPB300, 冠梁主筋保护层厚度25 mm。

两个基坑边界间距68. 850 m, 取对称间距34. 425 m, 深度60 m, 单元宽度1. 8 m。土层参数及锚索参数分别见表1, 表2, 基坑典型支护剖面见图1。

3 数值模拟分析

3. 1 模型建立

计算过程中应考虑地表附加压力、土层压力, 本文在支护桩体外15 m范围内存在20 k Pa的均布荷载; 土层压力即为土体的自重应力, 初始应力场即为考虑了重力梯度的自重应力场。

模型假定底部是固定的, 采用固定绞支座, 限制了底部三个方向的位移, 顶部为自由端且在基坑边15 m范围内有20 k Pa的均布附加荷载, 开挖体立面限制其相应的水平方向位移, 即平行于x轴的面限制其y向位移, 平行于y轴的面限制其x向的位移。在划分单元网格时, 考虑到预应力锚索及上部附加荷载的作用, 在锚索的作用范围内对土体单元网格划分较细。几何模型及网格剖分图见图2。

3. 2 模拟过程

在建模的过程中, 难点在于接触单元的选择和接触的定义, 本文将桩体底部和土体固结, 采用Tie的接触方式, 锚索锚固段采用的是Embedded的方式嵌固到土体中, 将外锚固端Tie到围护桩体上。锚杆预应力的施加采用等效降温法施加预应力, 通过设置各向异性的温度应变系数, 在给定的温度下获得既定的应变, 从而得到预应力加载的效果对拉索定义预应力, 本文是采用对自由段锚索降低温度的方式。

此次的数值模拟分析分为5 个工况10 个分析步: Step-1, 初始地应力场的平衡, 超载的施加; Step-2, 第一层土体开挖; Step-3, 第一排锚索的加设及预应力的施加; Step-4, 第二层土体的开挖;Step-5, 第二排锚索的加设及预应力的施加; Step-6, 第三层土体的开挖; Step-7, 第三排锚索的加设及预应力的施加; Step-8, 第四层土体的开挖; Step-9, 第四排锚索的加设及预应力的施加; Step-10, 最后一层土体的开挖。

3. 3 模拟结果分析

通过数值模拟计算, 得出了各开挖步下的土层应力。各开挖工况时的桩体沿深度水平位移如图3 所示。由图3 可以看出, 随着基坑开挖步的进行, 桩体的水平位移不断增大, 在地表下6. 8 ~8. 1 范围内达到最大值10. 43 mm。

图4 给出了桩顶处地表竖向位移情况。由图4 可以看出, 位移值的大小随着距离基坑边缘的距离呈递减趋势, 在基坑边处的位置, 开挖后的水平位移值仅有8. 78 mm。

k N

表3 给出了各层锚索内力随开挖程度变化的数值。由表3 可见随着开挖的锚索内力逐渐增大, 下部锚索内力逐渐大于上部。

4 结语

有限元软件能够数值模拟桩锚支护施工的全部过程, 取得桩体水平变形、桩顶土体竖向变形以及锚索内力的变化规律, 对实际工程设计提供指导。

参考文献

[1]张钦喜, 霍达, 尹宜成, 等.桩锚支护破坏形式及实例分析[J].工业建筑, 2002 (6) :77-79.

[2]黄根生, 张希浩, 曹辉.地基处理与基坑支护工程[M].武汉:中国地质大学出版社, 1997.

[3]建筑地基基础设计规范[S].

[4]建筑基坑支护技术规程[S].

地下工程开挖锚固效应模拟及评价第3篇

地下洞室围岩稳定是地下工程建设的关键。大量地下工程实践表明,采用喷锚支护不断可以增强围岩的稳定性,而且具有明显的技术经济优越性,它能有效地限制洞室开挖后围岩的变形,改善洞周的应力状态,从而提高围岩的整体稳定性和承载能力。国内外学者关于锚杆的受力特性和作用机理做了大量的基础研究[1,2,3,4],本文拟在前人研究的基础上,借助FLAC3D计算平台,建立地下工程锚杆支护模型,对其锚固效应进行数值模拟,用塑性耗散能指标对支护前后围岩的物理力学状态进行评价。

1 锚杆模型

在早期的三维数值模拟计算分析中,因为考虑到实际工程中系统锚杆用量十分巨大,要模拟出每根锚杆的作用计算量相当大,一般是通过等效模拟锚固效果来进行数值分析。后来逐渐发展了基于Goodman单元的线性杆或柱单元,除了能模拟出其加固效果外,还能够把锚杆自身的应力、变形状态表现出来,从而可以判断锚杆参数的合理性。FLAC3D中对锚杆的模拟采用Cable单元,可以很好地反映锚杆和周围岩体的接触关系,能够有效地模拟锚杆和岩体的相互作用[5,6]。作者曾在文献[7]中阐述过cable单元的轴向力学作用和对围岩整体稳定性的贡献;本文将对其轴向和剪切两个方向的传力机制和计算迭代过程中荷载和位移的转移及系统锚杆综合作用进行详细论述,并通过工程实例论证cable锚杆的加固效果。

1.1 单根锚杆荷载传递

1.1.1 锚杆轴向拉力

锚杆一般为比较细长的钢材,只能提供很小的弯曲抗力(特别是对于锚索情况下),因此被视为只能承受单轴拉伸的一维单元。每根锚杆被分成许多长度为L的小段,并且在每个段的末尾都有结点,各个分段的质量集中在节点处。在理论公式中,采用锚杆截面积A、弹性模量E及长度L来描述其轴向刚度K。轴向力增量ΔFt,是由轴向位移增量计算出来的:

式中:E,A,L分别为锚杆弹性模量、横截面积、长度;u1,u2,u3为整体坐标下的3个方向位移;上标[a]、[b]为节点的编号;t1,t2,t3为锚杆的方向余弦。

当锚杆应力小于临界屈服强度,即σ<[σ],应将本步迭代计算过程中产生的荷载反向施加到岩体单元网格结点上。当锚杆应力超过临界屈服强度,即σ>[σ],此时在迭代过程中锚杆不再提供支护抗力,附加荷载为0。因此,为了不让锚杆中的应力超出锚杆材料的受力极限,要指定锚杆的拉伸屈服强度(yten)和压缩屈服强度(ycomp),如果没有给出锚杆的拉应力或压应力的屈服点,系统默认为在此方向上将可以承受无限荷载。

1.1.2 水泥浆和围岩介质之间局部剪切抗力

在锚杆和水泥浆交界面及水泥浆和围岩交界面上产生相对位移时,水泥浆加固圈的剪切力可由水泥浆剪切刚度表示:

式中:Fs为水泥浆沿交界面产生的剪切力;Kg为水泥浆的剪切刚度;uc为锚索的轴向位移;um为岩土界面的轴向位移;L为每段锚杆的长度。

每单元长度上水泥砂浆内可能达到的最大剪切力是水泥浆强度和摩擦抗力的函数,根据下式确定:

式中:cg、φg为水泥砂浆固有剪切强度(粘聚力)和内摩擦角;perimeter为砂浆环面周长;σm为单元法向方向的平均有效围压应力。

φg的作用是在锚杆受压的情况下才发挥,而大部分锚杆都是受拉的(特别是锚索,不允许产生压力),因此,这个参数对锚杆来说作用不大,很多时候忽略不计。

在计算cable单元结点处位移时,FLAC采用了插值的方法:假定锚杆的每个结点都位于某个岩体单元网格域内,锚杆结点到网格域各结点的距离作为权重因子进行插值,将结点的位移转换到锚杆结点上。锚杆轴力和剪切抗力也是采用同样的插值方法反向加到岩体单元网格域结点上。

1.2 系统锚杆对围岩整体稳定性的贡献

系统锚杆打入围岩后,锚杆和粘结水泥砂浆将周围岩体加固,形成一个共同承载的组合体。在岩体屈服之前,岩体中的锚杆与岩体同步变形,锚杆刚度对加锚岩体的刚度影响甚小。在岩体进入屈服后,岩体不能承担的那部分应力转移给锚杆,同时由于锚杆的存在,它不只是被动承担围岩转移的部分应力,同时还能限制围岩的变形,从而提高了加锚岩体的总体破坏强度,改善了围岩的整体力学性能。因此在模拟过程中应该对抗剪强度参数c、进行修正。可以采用朱维申等人[4]提出的锚杆、锚索对围岩物理力学参数提高的经验公式,来提高岩体的力学参数。

式中:E0、c0,φ0分别为原岩体的变形模量、粘结力和内摩擦角;E1、c1,φ1分别为锚固岩体的变形模量、粘结力和内摩擦角;Em、τm为锚杆材料的弹性模量及抗剪强度;S为锚杆的横截面面积;a,b分别为锚杆的纵横向间距;ζ、η为综合经验系数,一般可取为2～5。

2 基于耗散能的锚固效果评价

地下工程开挖围岩稳定性及锚固效果的评价指标很多[8],本文将从能量释放的角度对锚杆支护效应进行评价。

岩石在变形破坏过程中始终不断地与外界交换着物质和能量,是一个能量转换与耗散的过程。当地下洞室开挖后,岩体的应力状态将发生变化,而从导致岩体的应变能改变。岩体发生弹性变形时,岩体的弹性应变能将储存在岩体内部;而岩体发生塑性变形时,岩体的塑性应变能将耗散掉。耗散能也就是物体进入塑性后,其应力增量在塑性应变增量上所作的功相对应的那部分应变能[9]。当岩体单元进入塑性后,该单元的单位体积耗散能增量为:

根据微分原理可求得塑性应力增量为:

式中:F表示所选择的岩体屈服函数。

每迭代一次,对所有进入塑性状态单元的塑性耗散能进行积分求和,则可求出岩体开挖后塑性耗散能EP,即:

式中:n表示进入塑性单元的总数。

从式(8)可以看出,围岩的应力扰动越大,其塑性功也就越大,最终的耗散能也越大,围岩稳定性能也就越差。

3 工程实例

某水电站位于四川省甘孜藏族自治州大渡河左岸支流金汤河干流中上游,电站装机2台。主要洞室包括主厂房、主变室、尾调室、母线洞、尾水洞等,其中三大洞室的开挖尺寸分别为:主厂房69.82 m×17.90 m×36.69 m(长×宽×高),主变洞29.5 m×11.8 m×23.40 m,尾调室37.8 m×8.2 m×33.95m。地下洞室群垂直埋深约390～450 m,水平埋深约190 m。厂区地层岩性单一,河谷两岸岸坡及河床覆盖层下伏基岩均为泥盆系中统下段中上部的灰白-灰色含生物屑粉-细晶灰岩、含生物骨屑结晶灰岩厚层、大理岩化白云岩,局部夹深灰色千枚岩,岩层产状N55°W,NE∠52°;地质构造简单,岩层单斜,仅右岸发育断层F16,横切坡面展布,产状为N70°E,NW∠65°,对地下厂房影响不大。岩体物理力学参数见表1,整个洞室群分5期开挖(见图1),机组段开挖单元及锚杆模型见图2。

3.1 锚杆应力分析

在FLAC中,锚杆应力是分段计算的,应力沿杆长的分布形式为纺锤形,为了说明分期开挖锚杆应力分布规律,我们把分段应力的平均值作为锚杆应力。图3为三大洞室顶拱、上游边墙、下游边墙监测点的锚杆应力分期开挖的变化规律曲线。

(1)从三大洞室顶拱锚杆应力变化规律来看,第一、二、三期开挖锚杆应力增幅较大,最后两期开挖对顶拱的锚杆应力变化不大。开挖完成时,洞室顶拱锚杆应力分别为185.8 MPa,117.5 MPa和62.5 MPa。说明前面三期开挖导致顶拱处锚杆应力有较大的增量,最后两期对顶拱锚杆应力影响较小。

(2)从三大洞室边墙锚杆应力变化规律来看,第一期开挖完成后,三大洞室上下游边墙应力均较小,在20 MPa左右。随后的开挖过程中,边墙锚杆应力都会有一定的增加,第三期开挖完成后,主厂下游边墙的锚杆应力增量较大,说明第三期开挖对高边墙的稳定性有显著影响。最后一期开挖完成后,锚杆应力进一步增加,主厂房、主变室和尾调室的上游边墙的锚杆应力分别达到了174.3 MPa,145.8 MPa和165.2MPa,下游边墙的锚杆应力分别达到了240.4 MPa,194.5 MPa和147.6MPa。由此看出洞周大部分的锚杆应力分布比较合理,受力状态较好。

(3)洞室交口处锁口锚杆的应力普遍较大,少数部位锚杆应力达到310 MPa,进入屈服状态。

综上所述,用cable单元模拟锚杆,能够将屈服的岩体单元部分荷载转移到锚杆结点上,起到分担荷载的作用,锚杆应力分布合理。

3.2 塑性耗散能分析

3.2.1 破坏区分析

围岩的破坏特性以塑性和开裂为主。支护前后破坏区累积体积随分期开挖的对比见图4。其中第三期,由于开挖了母线洞,导致主厂房下游边墙与母线洞交口处附近围岩破坏严重,主变室和尾调室下游边墙围岩也有很大范围进入塑性破坏区,破坏区体积增大很快,而支护后变化比较均匀。在无支护情况下,总的破坏量值比较大,开挖完成后洞周总破坏体积为81 968 m3。经支护后,洞室围岩塑性区范围缩小,总破坏体积为56 015 m3,减少了31.67%,说明锚杆支护对围岩起到了加固的作用。

3.2.2 塑性耗散能变化规律

图5为支护前后分期开挖过程中洞室围岩塑性耗散能变化情况。有、无支护开挖情况下,塑性耗散能变化规律比较一致,表现为前三期开挖耗散能量增加不多,第四、五期开挖变幅较大。毛洞第四期开挖,塑性耗散能量值达到81.85亿N·m,而支护后减为16.87亿N·m,减少了79%;但是最后一期开挖完成后,塑性耗散能增大到74.56亿N·m,与无支护开挖相比减少了43%。耗散能量的减少说明锚固支护起到了一定的效果。

4 结语

(1)从锚杆分担地下洞室开挖荷载的角度,分析了FLAC3D中cable单元轴力和局部剪切抗力的传力机制,并对计算迭代过程中荷载和位移的转移方法进行了说明。

(2)系统锚杆打入围岩后,与围岩形成共同承载体,从而提高了加锚岩体的总体破坏强度,改善了围岩的整体力学性能,采用式(5)对强度参数进行修正,可以较合理地反映实际支护效果。

(3)通过一地下厂房开挖工程实例计算了锚杆应力随开挖过程的变化情况,说明锚杆确实起到了分担荷载的作用。

(4)锚固分期开挖比毛洞分期开挖塑性区体积和塑性耗散能量有了明显的降低,说明锚杆支护起到了一定的加固效果,从而进一步论证cable单元模拟锚杆效应是可行的。

参考文献

[1]宋德彰,孙钧.锚喷支护力学机理的研究[J].岩石力学与工程学报,1991,10(2):197-204.

[2]梁克读,杨存奋,张强勇.地下厂房围岩稳定和支护试验分析[J].武汉水利电力学院学报.1992,25(5):461-469.

[3]闫毅志,张燎军,杨具,等.预应力锚索锚固效果的三维数值模拟研究[J].中国农村水利水电,2008(11):62-65.

[4]zhu W,zhang Y.Effect of supporting rocks by bolts andits appli-cation to high slope of Three Gorges flight lock[C].proceeding ofInternational Symposiumon Anchoring and Grouting Techniques.Guangzhou:1994,188-196.

[5]Itasca Consulting GroupInc.FLAC3D(Fast Lagrangian Analysisof Continua in 3 Di mension)User's Manuals Version 2.1,Mine-apolis,Minnesota,2002.

[6]刘波,韩彦辉.FLAC原理、实例与应用指南[M].北京:人民交通出版社,2005.

[7]左双英,肖明,来颖.基于FLAC3D的某水电站大型地下洞室群开挖及锚固效应数值分析[J].武汉大学学报(工学版),2009,42(4):432-436.

[8]汤福平,肖明,张雨霆.基于破坏接近度的围岩稳定性研究[J].中国农村水利水电,2009(4):87-90.

岩嘴湾隧道分层开挖数值模拟第4篇

1 工程地质条件及复合式衬砌

根据《岩嘴湾隧道工程勘察报告》,隧道位于新华夏系第二沉降带,勘察区主要地层有第四系种植土、碎石土,寒武系炭质灰岩(强风化、弱风化),据钻探揭露,整个隧道为Ⅱ,Ⅲ级围岩间断分布,勘察报告提供围岩主要物理力学指标如表1所示,隧道初支和衬砌设计以新奥法原理为指导,各类衬砌均采用复合式衬砌,复合式衬砌如下:Ⅱ级围岩路段:初期支护采用6 cm喷射混凝土,局部加设20MnSi ϕ22普通砂浆锚杆支护、20 cm×20 cm ϕ6钢筋网。二次衬砌采用30 cm厚C25模筑混凝土。Ⅲ级围岩路段:初期支护采用10 cm喷射混凝土加20MnSi ϕ22普通砂浆锚杆支护,加设25 cm×25 cm ϕ8钢筋网。二次衬砌采用35 cm厚C25模筑混凝土。隧道进出范围10 m均设仰拱,岩嘴湾隧道出口存在偏压现象,隧道30 m范围内设置仰拱,并采用钢筋混凝土加固设计,隧道进出口10 m范围内初衬采用钢格栅加固。

2 岩嘴湾隧道施工过程

岩嘴湾隧道围岩为Ⅱ,Ⅲ级,根据以往的施工经验拟采用上、下半断面台阶法开挖。开挖上半断面后,立即施作上半断面初期支护,开挖下台阶要求左右交错(跳槽)开挖,马口长度要求不超过4 m,回头马口开挖必须等相邻边墙封口24 h后进行,开挖完成后立即施作下半断面初期支护。隧道开挖采用光面爆破,钻机人工钻眼,人工结合机械装渣,自卸汽车运输。

3 ADINA模拟洞身开挖、支护过程

本次模拟以Ⅲ级围岩为例,数值模型计算范围50 m×50 m,隧道尺寸如图1所示。初支厚度为10 cm,初支中砂浆锚杆和钢筋网对岩体的加固作用折算为岩体的刚度。计算中初始应力场采用自重应力场,不考虑二次衬砌的作用。围岩采用理想弹塑性材料,屈服准则采用摩尔库仑准则[1]。所采用的力学参数见表2。

ADINA中可以通过控制单元生死来模拟隧道开挖过程,即通过给杀死的单元的刚度乘一个极小数来实现单元的死。根据新奥法理论,在隧道开挖后,应力的释放有一个过程,应力随时间而变化[2]。实际的施工过程,需要围岩持续变形到某个程度,才施加初衬支护并观测围岩变形,并判断是否需要二衬以及应该何时加固二衬等等。新奥法开挖围岩和支护共同承受卸荷力,结构更为合理。在ADINA中,通过设置单元的Decay Time,可以轻松实现这一过程,即如果单元开挖时间设置为10,而相应的支护生成时间为开挖单元死掉之后的10时刻即20时刻(刚度消失50%的时刻),这样大体上围岩和支护各获得50%的卸荷力[3,4]。本次计算模拟中先杀死图1中Ⅰ部分,随即施加初期支护,然后再杀死图1中Ⅱ部分再施加初次支护。计算结果如图2～图7所示。

4 结果讨论

1)从计算结果来看,隧道在施工的各个过程中位移和应力均较小,由于分两台阶法施工,并且计算中考虑应力的释放过程,可以看到在第一次开挖的拱脚和最终完工的拱脚处均有应力集中,这与实际情况是相符合的。2)隧道的计算结果绝对数值偏小,隧道拱顶开挖后的总位移没有超过1 cm,虽然隧道围岩级别是Ⅲ级,但是这与实际施工情况也是不吻合的[5]。

5 结论建议

1)岩嘴湾隧道采取两台阶法施工是可行的,施工中隧道最大位移出现在拱顶和两次开挖形成的拱脚处,这两个地方是施工过程中要重点监测的地方。2)在使用ADINA软件时,初始应力只考虑了自重应力,忽略了构造应力,并且在计算过程中没有考虑破碎带和地质构造,由此造成了计算结果偏小。在实际施工中,要密切注意地质条件的变化,对于破碎带采取超前管棚、超前锚杆、超前注浆等措施,保证施工的安全。

参考文献

[1]蒋彭年.土的本构关系[M].北京:科学出版社,1982.

[2]张向东,周军霞,单春雨.ADINA在隧道开挖中的数值模拟应用[J].科学技术与工程,2007,7(17):13-15.

[3]何川,林刚,汪会帮.公路双连拱隧道[M].北京:人民交通出版社,2006.

[4]陈先国,田义,罗春雨,等.五指山公路隧道施工技术[M].北京:人民交通出版社,2008.

地下洞室开挖数值模拟分析第5篇

地下洞室在开挖过程中, 由于应力释放而引起主应力差的变化, 对洞室围岩应力及变形产生不利影响, 进而可能会导致洞室围岩失稳[1,2,3]。

1 有限元数值分析

本文基于经典Drucker-Prager (D-P) 屈服准则的函数关系[4,5], 研究了主应力的变化对安全强度储备系数的影响。建立三维有限元模型, 结合某洞室特点, 对其开挖施工过程中围岩的应力、变形及关键点安全系数进行了计算分析, 评价了该洞室因开挖造成的稳定性问题。针对开挖过程中, 局部点安全系数偏小的情况, 通过三个混凝土二次衬砌方案的比选, 得出最优支护方案, 为地下洞室开挖及支护方案提供借鉴。

1.1 工程概况及三维模型

某水电站尾水建筑物包括尾水支洞、尾水闸门室、尾水井、尾水隧洞、出口检修闸门室和尾水渠, 按三机一调一尾格局布置, 共布置九条尾水支洞, 地质构造包括Ⅲ级断层F20, F21, F22, 如图1所示。

三维计算模型共划分单元184 336个, 节点38 954个, 采用位移边界, 实体单元模拟, 地下洞室布置以及断层位置示意图如图1所示。洞室总共分38步开挖, 尾水支洞和尾水隧洞均分三层开挖, 根据设计顺序错动开挖, 井身及五洞叉口开挖步骤示意图如图2所示, 开挖顺序为:A1, A2, …, A7, C1, B1, B2, …, B15, C2, C3, C4。

1.2 施工期开挖成果分析

选取典型断面, 对洞室在开挖过程中围岩动态稳定性进行研究。典型断面上, 各个关键点位置如图3所示。各关键点小主应力 (拉正压负) 、安全系数随开挖步的动态变化曲线如图4, 图5所示。

由图4不难看出, 当开挖高程达到该关键点所处的高程时, 小主应力突然变大, 呈现出阶梯状跳跃式变化, 局部区域出现拉应力, 在关键点下3处, 最大拉应力1.10 MPa。

由图5可以看出, 关键点安全系数随开挖步的进行而不断降低, 当开挖高程达到该关键点所处的高程时, 该点的安全系数呈现出断崖式下降, 局部位置的安全系数小于规范的要求, 如表1所示。

此外, 井上部关键点的安全系数在开挖初期降幅最大, 而中部关键点的安全系数最小值发生在开挖中期, 约为开挖总步的一半;开挖后期, 下部关键点的安全系数取得最小值, 这表明, 随着开挖的不断进行, 洞室围岩的失稳过程是由顶部向底部不断地来扩展。

2 二次衬砌后稳定性分析

针对上述个别关键点安全系数不满足规范要求的情况实施二次混凝土衬砌支护。混凝土衬砌分别浇筑至高程583.3 m, 613.5 m, 625.50 m三个方案进行模拟对比计算。

经二次衬砌后, 典型断面上各关键点安全系数的变化见图6。由图可知, 当二次衬砌高程低于关键点所处高程, 该关键点安全系数基本不变;当二次衬砌高程大于关键点所处高程, 该关键点安全系数增大明显, 且均大于1.05, 满足规范要求。

关键点中1安全系数变化最小, 当混凝土浇筑至625.5 m时, 安全系数才达到1.07。通过上述几个方案数值计算和比选, 混凝土浇筑至625.5 m高程方能完全满足围岩稳定要求, 因此, 这一方案是最安全合理的方案。

3 结语

1) 采用D-P准则, 对地下洞室群开挖施工造成的围岩稳定性问题进行模拟分析, 结果表明, 当洞室开挖至某关键点而导致该点围岩突然卸荷时, 该点小主应力表现为骤升, 该点安全系数表现为骤降, 说明主应力差突变对围岩稳定极为不利。

2) 开挖过程中, 围岩整体稳定, 随开挖的进行, 关键点小主应力持续增加, 安全系数逐渐减小, 洞室围岩潜在的失稳过程是由顶部向底部不断扩展, 洞室拐角点和断层切割部位的少数关键点安全系数小于规范规定要求。

3) 当二次衬砌高程大于关键点所处高程时, 该关键点安全系数增大明显, 且均大于1.05, 满足规范稳定要求。通过方案比选, 当混凝土浇筑至625.5 m高程时, 满足围岩稳定要求, 为合理方案。

摘要：以某地下洞室施工为例, 通过关键点小主应力及安全系数随开挖步的变化, 分析了开挖对大型地下洞室群围岩稳定造成的影响, 数值计算表明, 开挖过程中, 围岩整体稳定性较好, 但是围岩小主应力随开挖步的不断递进而持续增大, 关键点安全系数持续减小, 局部关键点最小安全系数不满足规范要求, 需及时支护, 且通过支护方案比选, 确定了经济合理支护方案。

关键词：围岩稳定性,地下洞室开挖,安全系数,二次衬砌

参考文献

[1]王海军, 任旭华, 张继勋.大型长廊式调压室围岩稳定性数值仿真分析[J].三峡大学学报 (自然科学版) , 2009, 31 (1) :26-29.

[2]苏向震, 何江达.调压室开挖与支护的数值模拟分析[J].四川水利, 2006 (4) :61-65.

[3]肖明.地下洞室施工开挖三维动态过程数值模拟分析[J].岩土工程学报, 2000, 22 (4) :421-425.

[4]徐干成, 郑颖人.岩土工程中屈服准则应用的研究[J].岩土工程学报, 1990, 12 (2) :93-99.

[5]张鲁渝, 时卫民, 郑颖人.平面应变条件下土坡稳定有限元分析[J].岩土工程学报, 2002, 24 (4) :487-490.

开挖模拟第6篇

随着科学以及经济的告诉发展, 使得城市建设越来越快, 越来越多的地方需要开挖隧道, 用于民用或者工业。在城市地下隧道, 一般都修建在城市中心地带, 隧道周围建筑物密集、地下管道网密布, 且地面来往人群较多、交通拥堵, 所以对隧道设计施工有着严格的要求[1]。

隧道的开挖过程中, 周围土质的应力、应变以及其他物理特性对隧道开挖建设有着紧密的联系。这些变化可能对地面造成不同程度的沉降[2,3]。特别是在软弱地区, 显得尤为重要, 为避免施工造成不当后果引发的经济和人为损伤, 且现场检测虽具有直观的显示, 但成本过高, 周期过长, 隧道开挖施工模拟十分必要, 且现在对于工程的应用也十分广泛, 可以对工程施工过程中做出有效的、可靠的预测和预报。数值模拟方法在现今岩土工程问题中已成为了有效的工具。

FLAC是指快速拉格朗日差分分析, 目前已成为岩土力学计算中的重要数值方法之一。它可以准确模拟材料的屈服、塑形流动、软化直至大变形, 特别是在弹塑性分析、大变形分析以及模拟施工过程等方面有着较大的优点[4]。

1 工程概况

场地位于浦东, 采用盾构法施工。各土层参数主要如表1所示, 主要为 (2) 层的粉质黏土, (3) 层的的淤泥质粉质黏土层和 (4) 层淤泥质黏土。

衬砌材料按弹性材料计算, 厚度30cm, 密度2500kg/m3, 体积模量16.67×109Pa。

1.1 模型尺寸

计算模型取隧道的其中一部分断面, X正方向为沿隧道轴向, 长度取42m;Y向分析总长度取为25m;Z轴正方向为垂直方向向上, 取值15m, 模型上边界为地表, 整个模型大小为:X×Y×Z=42m×25m×15m, 隧道外径为6m, 衬砌厚为0.3m, 如图1隧道计算三维模型和图2隧道模型截面。

1.2 计算假定

1) 不考虑隧道衬砌间接缝对地表沉降和隆起的影响, 而将隧道衬砌考虑成一个均质圆环体[5];2) 对岩层材料采用理想弹塑性模型和Mohr-Coulomb屈服准则, 大应变变形模式, 结构材料均采用线弹性;3) 衬砌材料按线弹性材料考虑。

1.3 单元类型

所有单元均采用实体单元, 地层土体采用摩尔—库仑本构模型, 衬砌为线弹性本构模型。

1.4 边界约束条件

模型的左右侧面 (X=±21面) 设置水平约束, 前后面 (Y=0面、Y=10面) 设置纵向约束, 底面 (Z=-12) 设置竖向约束, 上表面为自由面。

2 数值模拟结果及分析

2.1 位移场分析

工程实例中的隧道处于地面下13米处, 由于上覆土厚度不是很大的原因, 隧道周围的承载圈较难形成, 表现出周围土体的发生回弹形变, 并指向洞口内部。隧道两边主要为水平位移, 如图3所示。隧道上面顶部与下面底部主要以竖向位移为主, 如图4所示。

而由图3的计算结果我们可以得到, 隧道周围土的变形以隧道左边墙向左发生变形, 右边墙向右发生变形, 也即是边墙都向两侧外侧发生变形。

从图4的计算结果我们可以看到, 隧道周围土的变形主要为隧道上部的沉降, 同时隧道底部则是发生向上的隆起, 并且隧道的竖向变形基本对称。

从水平位移等值线看出, 由于施工横洞的大断面交叉直入, 隧道边墙这里的收敛值不是很大。

之后, 为有效改善隧道周围土的位移, 隧道进行了初衬, 后的水平和竖向位移如图5和图6所示。我们可以看到初衬改善了水平和竖向的位移。

通过图5初衬后水平位移等值线图与图3开挖后竖向位移等值线图的对比可以发现, 隧道洞口的水平向位移减小得很多, 同样的, 图6初衬后竖向位移等值线图与图4开挖后竖向位移等值线图的对比中发现, 经过初衬, 土体变形的范围也减小了, 并且隧道洞口顶部与底部一定范围内的土体应力减小。

2.2 应力场分析

隧道周围土体的应力可由太沙基理论得知, 但是由于隧道的开挖后对周围土体进行了相对程度上的扰动, 使得隧道洞口周围土体的应力发生了重新分布, 所以可以发现应力集中发生不同的地方, 隧道周围的径向应力得到了释放, 而同时环向应力变大[5], 如图7和图8。

由最小主应力图可以看出, 压应力集中出现在隧道两侧, 在实际工程开挖中, 可能会发生破坏[6]。

由最大主应力图可以看出, 开挖过程中, 拉应力集中的现象在隧道顶部和底部均是出现。

再由初衬后的竖向应力图, 如图9, 可以较为直观的看出隧道洞口周围竖向的应力分布。

3 小结

为指导地铁、隧道等大型地下工程的设计与施工, 对其进行数值模拟是十分必要的, 也是经济的。本文采用弹塑性理论, 并应用FLAC软件对地铁开挖进行有限元模拟和分析, 直观而真实地表现了隧道开挖时所产生的周围土体位移和应力的分布情况, 据此对隧道开挖的力学特性及其相关问题进行了研究和探讨。分析得出, 隧道开挖后和初衬后的隧道是稳定的, 可以满足相应工程的功能和要求。

摘要：本文结合具体的一项工程, 运用三维快速拉格朗日差分分析计算软件FLAC-3D建立一个隧道的计算模型, 采用Mohr-Coulomb Elastic-Plastic Model, 对隧道的开挖建造过程进行数值仿真模拟计算研究, 从而可以得到隧道建造开挖不同过程的应力、变形位移等规律, 以此给予一个较好的模拟过程, 通过研究结果为隧道设计以及之后的施工给予一定的参考意义和依据, 使得工程建设更加安全、经济、合理。

关键词：FLAC,隧道,数值仿真模拟

参考文献

[1]刘招伟, 赵运臣.城市地下施工监测与信息反馈技术[M].北京:科学出版社, 2006.

[2]王梦恕.地下工程浅埋暗挖通论[M].合肥:安徽教育出版社, 2004.

[3]Y.D.Murray.Computational Modeling of UndergroundTunnels in Intact and Jointed Rock[R].DNA-TR-96-16, DefenseNuclear Agency, USA, 1997.

[4]刘波, 韩彦辉.FLAC原理、实例与应用指南[M].北京:人民交通出版社, 2005:3-6.

[5]宗长龙, 王涛.盾构法施工引起纵向地表变形的数值模拟[J].山西建筑, 2007, 33 (2) :283-284.

垃圾场施工开挖监测及数值模拟分析第7篇

随着国民经济的快速发展和人民生活水平的不断提高,城市垃圾的处理问题越来越被受到重视。通过开挖垃圾填埋场,进行垃圾的分类掩埋,让垃圾在自然条件下降解是一种经济有效的方法。但迄今为止,关于垃圾填埋场的开挖施工仍有许多问题。

首先,垃圾场开挖过程中的变形问题十分重要,它不仅关系到垃圾场开挖过程中的安全,而且还与垃圾场的后期使用息息相关。因为如果垃圾场变形不稳定,则在后期使用中容易产生局部不均匀变形而使得防渗层产生拉裂破坏,造成不可挽回的污染问题。其次,由于垃圾场开挖过程中的长期变形问题较为复杂,而且监测困难,对于垃圾场长期变形的监测数据较少。最后,垃圾场的土层参数对于开挖过程中的安全系数影响并不是十分清楚,不能很好地根据土层参数进行垃圾场开挖施工设计。

本文通过对某垃圾场开挖过程中的长期监测,得到了垃圾场的开挖变形特征,并基于此开挖实例,建立了数值分析模型,讨论了土层参数对于垃圾场开挖变形的影响。

1 现场监测

1.1 工程概况及监测方案

表1为开挖地区的土层物理力学参数表。由表1可以看出:该区域埋深0.8 m~5.4 m处分布有淤泥质土,土体力学和工程性质均较差,在开挖时容易造成较大的变形。这种软土地基开挖垃圾场在东南沿海地区较为常见,因此该垃圾场的开挖施工具有一定的代表性。

如图1所示为某垃圾填埋场的开挖以及监测仪器的埋设示意图。

1)垃圾场的整体开挖深度为3.0 m。

2)开挖方法为分层开挖,即每层开挖0.5 m的土体,开挖完毕后进行下一层的开挖。沉降板和测斜管在开挖前埋设进土体中,用以监测垃圾场开挖过程中的土体变形情况:

a.沉降板埋设至垃圾场开挖的顶部,对称埋设,共两块,用以监测开挖过程中垃圾场周围的沉降变形。在埋设沉降板时,先开挖至地表以下0.5 m处,人工整平,铺上砂垫层,然后再安放沉降板。

b.测斜管埋设在垃圾场开挖的坡脚以及坡顶处,各10 m,用以观测垃圾场开挖过程中的深层水平位移。但坡脚处的测斜管由于开挖的缘故,实际观测深度为6 m。在埋设时首先使用钻机钻孔至预定深度,然后再进行测斜管安置。在垃圾场开挖时每天要有专人进行巡视,防止开挖机械对测斜管造成破坏而导致数据缺失。

1.2 监测结果分析

图2为垃圾场开挖过程中的深层土层水平位移图。由图2可以看出:在垃圾场开挖深度较浅时,深层水平位移变化不大。但随着开挖深度的增加(开挖深度超过2 m时),垃圾场的深层水平位移会突然增大,而后又趋于稳定。这说明在软土地基上进行垃圾场开挖,会有一个临界深度。当超过临界深度时,需要特别注意,因为此时垃圾场的变形将会增大,有可能引起深层滑动导致垃圾场的破坏。

图3为垃圾场坡顶处沉降随开挖施工深度的变化图。由图3可以看出:坡顶土层沉降的变化规律与深层土层水平位移类似,即存在一个临界开挖深度,超过此深度之后,边坡顶部的沉降会有一个骤变过程。

2 数值分析

2.1 模型建立

由于岩土体性质的复杂性、多变性,仅依靠理论分析和经验估计很难准确预测垃圾场开挖施工过程中的变化,而数值模拟是一个很好的解决方法。由于垃圾场开挖的宽度较大,因此可以近似的认为是平面应变情况,利用Plaxis软件建立平面分析模型,如图4所示。数值模拟的土层参数由表1所提供的数值选取。按实际工况进行分层开挖模拟。模型采用三角形单元划分,共1 348个单元,1 459个节点。

2.2 模拟结果分析

图5为数值模拟结果与实测的坡顶沉降数据的对比图。由图5可知:数值模拟结果与监测数据较为吻合,证明了模型的正确性,据此可进一步分析土层参数对垃圾场变形的影响。

首先讨论垃圾场开挖时的变形特点。当垃圾场开挖结束时,开挖位移云图如图6所示。通过图6可以发现:垃圾场坡顶区域变形主要为下沉,而开挖区域变形主要为向上隆起。水平位移沿整个坡面都是向左发展,坡面中部出现一个最大值点,水平位移由坡顶向坡脚先增大,后减小。

在有限元模型中,采用强度折减法进行垃圾场开挖安全系数计算,分析了土层的摩擦角和粘聚力对于垃圾场安全系数的影响(见图7)。由图7可知:随着摩擦角和粘聚力的增加,垃圾场开挖的安全系数随之增大。需要注意的是,当摩擦角小于5°或者粘聚力小于5 k Pa时,垃圾场边坡的安全系数小于1。因此针对软土地基的垃圾场开挖,需要重点注意土层参数的确定,当粘聚力和摩擦角过小时,需要重点注意,采取相应处理措施。

3 结语

本文对某垃圾场的开挖过程进行了长期监测,并建立了有限元分析模型,分析了垃圾场开挖过程的变形特征以及土层参数对于垃圾场安全系数的影响,得到以下结论:

1)软土地基的垃圾场开挖存在临界深度,超过此深度,垃圾场的开挖变形会骤然增大,在施工中需要加以注意。

2)垃圾场坡顶区域变形主要为下沉,而开挖区域变形主要为向上隆起。水平位移由坡顶向坡脚先增大,后减小。

3)随着土体摩擦角和粘聚力的增加,垃圾场的安全系数随之增大。

摘要：通过对某垃圾场施工开挖过程的长期监测,得到了垃圾场开挖过程的变形特性,并对施工开挖效应进行了有限元数值模拟,通过实测数据与数值模拟结果的对比,证明了有限元模型的正确性,进一步分析了土层参数对于垃圾场变形的影响。

关键词：垃圾场,监测,数值模拟,开挖

参考文献

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[3]栾明龙,魏红,林万顺.瞬态瑞利波技术在工程勘察中的应用[J].物探与化探,2012,36(5):878-883.

[4]董志高,李枫,吴继敏,等.垃圾填埋场对周边地质环境影响与防治对策[J].地质灾害与环境保护,2010,21(1):15-20.