新奥法隧道支护结构约束效应与破坏失稳规律.pdf
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1、第 43 卷 第 2 期2023 年 6 月桂 林 理 工 大 学 学 报Journal of Guilin University of TechnologyVol.43 No.2June 2023文章编号:1674-9057(2023)02-0252-08 doi:10.3969/j.issn.1674-9057.2023.02.011新奥法隧道支护结构约束效应与破坏失稳规律林增华1,孙 闯2,王 慧3,王毅婷3(1.辽宁科技大学 土木工程学院,辽宁 鞍山 114051;2.辽宁工程技术大学 力学与工程学院,辽宁 阜新 123000;3.中建七局安装工程有限公司,郑州 450053)摘 要:
2、利用合理的数值计算方法分析隧道围岩-支护结构相互关系是保证数值计算结果准确性的关键。基于收敛-约束法提出隧道数值模型的支护结构约束效应,并分析了其影响因素。基于 FLAC3D开发可破裂式支护模型,同时开展室内试验进行验证,分析了宝山隧道围岩及支护结构破坏演化规律,并与现场监测数据进行对比,对该方法进行验证。结果表明:在利用二维隧道模型计算时,考虑到支护结构约束效应产生的虚拟支护力,将支护结构支护力提高最大支护力的 2%3%;在采用三维隧道模型计算时应考虑边界效应,其影响范围约为 1.5 倍隧道跨度。通过宝山隧道数值计算结果与监测数据对比发现,考虑支护结构约束效应的数值计算结果更加符合工程实际,
3、并且可破断式支护模型能够反映支护结构的应力及破坏演化规律,为准确评价隧道工程稳定性提供支撑。关键词:隧道工程;围岩-支护;约束效应;二次开发中图分类号:U459.2 文献标志码:A0 引 言收敛-约束法(CCM)与数值分析方法是新奥法隧道工程稳定性分析的主要方法,而复杂工程环境下隧道支护结构与围岩相互作用仍是工程稳定性分析的热点及难点问题1。目前,新奥法隧道初期支护设计主要依赖于工程类比法及工程经验,并通过数值计算方法及现场监测进行对比验证。数值计算分析方法中,主要利用二维数值模型对支护结构及围岩稳定性进行分析,但由于目前支护结构模型的局限性及支护理论的欠缺,围岩与支护结构的相互作用关系未能真
4、实表征2。因此,深入研究隧道三维空间围岩与支护结构相互作用原理,提出合理的隧道围岩支护数值计算方法,对准确评价复杂条件下隧道围岩稳定性具有重要的科学意义。近年来众多学者针对收敛-约束法展开了大量研究:Oreste2-3通过理论分析和大量工程经验给出了描述隧道多种支护结构的力学特征方程;王瑞雄等4将收敛-约束法基本理论与实际工程相结合,计算得到二衬最优支护时间;Kabwe 等5在Hoek-Brown 和 Mohr-Coulomb 准则下,应用收敛-约束法研究了圆形隧道中完全弹塑性地基的响应;谭鑫等6以收敛-约束法为基础推导了圆形隧道锚杆-围岩弹性响应关系式,并通过数值模拟进行了验证;张妍珺等7基
5、于收敛-约束法研究了输水隧洞围岩质量与收敛变形之间的关系;Carranza-Torres等8用收敛-约束法推导了封闭圆钢支撑结构的方程,分析了块体角对支撑结构承载力和刚度的影响;何川等9以收敛-约束法为基础推导了渗流条件下围岩与支护间弹塑性作用的解析解。在隧道稳定性数值仿真研究方面,李兵等10利用 MIDAS 对隧道开挖过程进行模拟,研究了地震荷载作用下隧道的稳定性;Du 等11利用数值计算方法分析了U型支护结构的几何形状、水平和 收稿日期:2022-10-20 基金项目:辽宁省“兴辽英才计划”项目(XLYC1807107)作者简介:林增华(1981),男,硕士,讲师,研究方向:岩土工程稳定性
6、分析与控制,linzenghua520 。引文格式:林增华,孙闯,王慧,等.新奥法隧道支护结构约束效应与破坏失稳规律 J.桂林理工大学学报,2023,43(2):252-259.Lin Z H,Sun C,Wang H,et al.Constraint effect and failure law of supporting structure by new Austrian tunnelling methodJ.Journal of Guilin University of Technology,2023,43(2):252-259.垂直荷载等参数对其支护力的影响;朱翔宇等12通过 FLAC
7、3D分析了溶洞对分离式隧道稳定性的影响;何伟奇13通过数值模拟研究了不同开挖方式对钙积黄土隧道稳定性的影响;赵明华等14利用MATLAB 自主变形程序分析了双孔隧道在地面超载情况下的稳定性;龙飞15利用 PFC 构建二维颗粒流模型,分析了盾构隧道下穿既有隧道时的稳定性;郑俊杰等16基于 FLAC3D有限差分软件对降雨条件下膨胀土隧道稳定性进行了分析;周磊等17以强度折减法为基础,利用 ABAQUS 软件计算了直供隧道在不同应力条件下的安全系数;Li 等18对 FLAC3D进行二次开发,将支撑拱模块和锚杆模块进一步改进;Guo 等19对空间变化条件下开挖的圆形隧道支护衬砌进行了可靠性分析。综上所
8、述,国内外学者对收敛-约束法展开了大量研究,但考虑支护结构对未支护围岩约束作用的研究较少,并且在进行数值计算时所采用的组合支护结构不能准确判断支护系统是否失稳。本文以收敛-约束法为基础研究了支护结构对围岩的约束作用,利用 FLAC3D建立了可破裂衬砌模型(rup-turable liner,RC),并进行了室内试验验证。以宝山隧道为工程背景,分析了支护约束效应对工程计算的影响和可破裂模型在隧道稳定性分析中的应用效果。1 新奥法隧道支护结构约束效应在地下洞室施工过程中,未开挖围岩对开挖后的围岩存在约束作用,这种约束作用随着工作面的推进逐渐减弱,围岩压力从而得到缓慢释放20-21。类似于工作面的约
9、束作用,洞室内施作的支护结构同样对前方未支护围岩起到一定的约束作用,使围岩变形得到限制,本文称之为“支护结构约束效应”。支护结构约束效应普遍存在于隧道工程的计算分析中,但常常被忽视,通过数值计算方法对支护约束效应进行研究,可进一步优化隧道工程稳定性分析方法。1.1 支护结构约束效应计算模型为了更好地展现出支护结构约束效应对隧道支护计算的影响,对一假设深埋圆形隧道进行分析。隧道半径 R=5 m,模型竖向边界应力为 10 MPa,模型处于静水压力状态,水平边界应力 5 MPa。用 Mohr-Coulomb 弹塑性模型进行计算,围岩参数如表 1 所示,隧道采用全断面法开挖,循环进尺为 2 m,隧道开
10、挖深度 70 m,隧道模型如图 1a所示。假设两种工况:第一种工况为隧道开挖时不施加支护结构(图 1b);第二种工况为隧道开挖时施作长 30 m 混凝土衬砌(图 1c)。衬砌弹性模量Ec=21.5 GPa,泊松比为 c=0.25,衬砌厚度分别设定为 15、20 和 25 cm。利用 FLAC3D数值计算软件对两种工况进行计算,计算完成后提取围岩纵剖面变形曲线(LDP)。表 1 隧道围岩力学参数Table 1 Mechanical parameters of tunnel surrounding rock参数E/GPac/MPac/MPa/()峰值15.00.2635.04.038.0残余6.0
11、2.030.0 1.2 支护结构约束效应分析不同支护强度下支护结构约束效应计算结果如图 2 所示。当围岩不施加支护结构时,由于存在工作面约束效应,临近工作面的围岩的变形量逐步增大(阴影部分),超出工作面约束效应影响范围后围岩变形达到稳定。当围岩施作一段衬砌支护时,临近工作面的围岩同样受到工作面的约束作用,超出工作面约束效应的影响范围后,围岩先保持稳定,但在临近支护结构区域(阴影部分)围岩变形逐渐减小,最终在支护区域(阴影区域)达到稳定。这是由于支护结构不仅直接限制了被支护围岩的变形,还为前方未支护围岩(阴影部分)提供了虚拟支护力,说明支护结构对前方围岩存在约束效应。在模型边界区域(阴影部分),
12、支护后的围岩出现变形回弹现象,原本稳定的变形逐渐变大,出现边界效应。这是由于模型构建时只截取了隧道深部部分区域,边界外忽略了实际已有的支护结构,因此越靠近边界,支护范围越小,支护约束效应越不明显,最终在模型边界位置支护约束效应完全缺失,导致出现边界效应。通过对比支护曲线还可以发现,虽然衬砌厚度不同,但支护结构约束效应影响范围相近。衬砌厚度为 15、20 和 25 cm 时,支护结构约束效应影响范围均约为 10 m,并且边界效应影响范围均约为15 m(1.5 倍隧道跨度)。为了简化计算,常用二维352第 2 期 林增华等:新奥法隧道支护结构约束效应与破坏失稳规律图 1 支护约束效应特征Fig.1
13、 Characteristics of support constraint effect图 2 不同支护强度下支护结构约束效应Fig.2 Support constraint effect under different supporting strength模型进行隧道稳定性分析,模型计算结果显示衬砌厚度为 15、20 和 25 cm 时,围岩纵向变形量分别为 17.3、16.9、16.5 cm。由于忽略了支护结构约束效应,利用二维模型计算得到的支护结构变形量和三维模型边界处的变形量相同,而非隧道内部(阴影区域)的围岩变形量,因此在进行二维模型计算时应增加支护结构约束效应所提供的虚拟支护力
14、。由于衬砌结构在有效工作状态下均处于弹性阶段,因此结合收敛-约束法中一般支护力可计算为2 P=Ksuro,(1)式中:P 为支护结构的支护力;Ks为支护结构刚度;u 为支护结构径向变形;ro为隧道半径。进而可得虚拟支护力 S=PPb=ub-ucub,(2)式中:S 为虚拟支护力和二维模型中支护结构支护力的比值;P 为支护结构提供的虚拟支护力;Pb为模型边界处的支护结构的支护力;ub为模型边界处围岩变形量;uc为阴影区域 内围岩变形量。将图 2 中数据代入式(2)进行计算,结果显示,虽然支护结构的支护力不同,但虚拟支护力所占的比值 S 相近,约为模型边界处支护结构支护力的 2%3%。因此在进行二
15、维数值模型计算时,为了使计算结果更接近实际情况,建议在二维模型计算中增加虚拟支护力,即将支护力提高 2%3%。2 衬砌失效模型二次开发FLAC3D中常用内置 Liner 单元来模拟混凝土衬砌,但计算过程中 Liner 单元被设定弹性体,无法模拟实际工程中混凝土的开裂及剥落破坏。本文在 FLAC3D内置 Liner 单元基础上,根据现场混凝土受力及破坏特征利用 FISH 语言对 Liner 单元进行改进,设置 Liner 单元屈服破坏判据,构建可破裂式衬砌模型(RL 模型),使隧道工程衬砌结构数值计算结果更为直观。2.1 RL 单元的程序实现为了在数值计算中更好地体现衬砌受力状态及452桂 林
16、理 工 大 学 学 报 2023 年破坏规律、提高衬砌稳定性分析精度,本文基于FLAC3D中的 FISH 语言对 Liner 单元进行修正,构建RL 模型,具体流程如图 3 所示22:通过 FLAC3D构建隧道开挖模型,在隧道断面位置构建 Liner 衬砌单元,通过 FISH 语言提取 Liner 单元节点坐标,并利用功能函数 Table 对数据进行存储,然后删除Liner 单元;提取数据库 Table 中所有支护单元的节点坐标,通过采用 4 点坐标法分别构建相互独立的 Liner 单元;此时节点之间所连接的 Link 为刚性,需删除所有衬砌单元节点与围岩连接的 Link,通过 FISH 语言
17、在 Liner 与 Liner、Liner 与 Zone 之间协调重建 Link;由于在建立衬砌单元时,各节点的坐标是随着隧道模型坐标系统变化的,需要对坐标系统进行调整,通过 FISH 语言将各节点的坐标系统进行统一,即两各衬砌单元节点的连接方向定义为 X 方向,沿着隧道开挖方向定义为 Y 方向,隧道断面中心方向定义为 Z 方向;对节点与节点之间的 Link 进行赋值,并且在计算中监测 Link 的受力变化,当 Link 受到的压力或拉力超过混凝土衬砌的极限值时,通过 FISH 语言将 Link 连接删除,以模拟衬砌的破裂过程。图 3 可破裂式衬砌单元构建流程Fig.3 Constructio
18、n process and mechanical model of rupturable lining units2.2 RL 模型试验对比分析为检验所构建的可破裂式衬砌模型的合理性,开展室内混凝土抗压、抗折及劈裂抗拉强度试验,根据所获取参数利用 RL 模型进行试验模拟,并与室内试验结果进行对比分析。根据现有工程资料,混凝土配比设置为水泥 水 砂 石 速凝剂=1 0.51 1.82 1.57 0.06。室内浇筑 150 mm150 mm150 mm 立方体与 150 mm150 mm550 mm 长方体试件各3 组,在养护箱内标准养护14 d 后成件。采用 TAW-2000 微机控制电液伺服刚
19、性压力试验机进行混凝土的抗压及抗折试验。通过试验测得混凝土弹性模量 Ec为 21.5 GPa,泊松比 c为 0.25,抗压强度为 25.8 MPa,抗拉强度为 2.96 MPa,抗折强度为 4.32 MPa。根据表 1 中混凝土力学参数,利用FLAC3D构建 RL 单元进行混凝土的抗压及抗折模拟试验,模拟试验与室内试验结果对比如图 4 所示。模拟过程中通过逐步加大荷载 P 来获得试验模拟曲线,并与室内试验曲线进行对比。在进行混凝土抗折试验模拟时,荷载 P 达到 4.30 MPa 时模型发生弯折破坏,与室内试验得到的 4.32 MPa 较接近,误差为 0.46%(图 4a);在进行抗压试验模拟时
20、,当荷载 P 达到 27.5 MPa 时,混凝土模型发生破坏,与室内抗压试验得到的27.8 MPa 较接近,误差为 1.08%(图 4b)。通过比对试验及数值计算结果可知,可破裂式衬砌单元能够模拟实际混凝土衬砌结构的破坏特征。3 新奥法隧道工程案例分析3.1 工程概况宝山隧道位于云南省玉溪市峨山县双江街道宝山村,长度 1 640 m,最大埋深 132 m,隧道区属构造-剥蚀中山地貌,地形起伏较大,且围岩级别大多为级。隧道洞身段为中泥质砂岩、砂岩,多互层状产出,岩体节理裂隙稍发育,地下水发育,隧道出口段主要为灰质页岩、角砾状灰岩、碎石和粉质黏土,厚度均匀。隧道采用台阶法开挖,台阶长度 6 m,上
21、台阶距离工作面 0.6 m 施作锚杆(砂浆锚杆,长度 2.5 m、间距 1.2 m、排距 1.2 m)和I21 钢拱架(棚距 0.6 m),下台阶喷射混凝土形成封闭环,混凝土厚度为 0.2 m。隧道地质及施工概况如图 5 所示。552第 2 期 林增华等:新奥法隧道支护结构约束效应与破坏失稳规律图 4 混凝土试验结果对比Fig.4 Comparison of concrete test results图 5 宝山隧道全景图Fig.5 Overview of Baoshan Tunnel现场采用钻孔取样方法获得砂岩试件,使用TAW2000 微机控制电液伺服刚性试验压力机获得砂岩完整岩块的力学参数
22、。根据室内试验数据及现场工程勘察结果,围岩 GSI 指标在 42 48。将Hoek-Brown 强度参数换算成等价的 Mohr-Coulomb 峰值和残余强度参数。换算关系如式(3)所示23,围岩力学参数如表 2 所示。c=-ntan;=arctan14h cos2-1()2。(3)表 2 围岩物理力学参数Table 2 Physical and mechanical parameters of surrounding rock/(kNm-3)E/GPa峰值强度cp/MPap/()残余强度cr/MPar/()24.618.480.273.1340.825其中,=(cot -cos)mbc8;=
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