flac数值模拟软件（通用8篇）
flac数值模拟软件 篇1
1 工程概况
成都市某高层建筑由20层主楼及多层裙房组成, 钢筋混凝土框架剪力墙结构, 主要柱网为7.5 m×7.8 m, 一层地下室, 埋深5.4 m。该工程主楼基础采用筏板基础, 裙房部分采用柱下独立基础及墙下条形基础, 以稍密卵石层作为基础持力层, 地基承载力特征值为fak=350 kPa。其中, 抗浮设计水头高度为5.4 m。该工程地下室底板厚度为500 mm, 基础梁截面为500 mm×1 000 mm, 基础、底板及基础梁混凝土强度等级为C30。标准跨底配筋为:面筋Φ16@150 (二级钢) 双向通长布置, 支座处底筋Φ16@100 (二级钢) , 标准跨基础梁面、底筋均为10@25 (三级钢) 通长布置, 纵横各均匀布置有后浇带。
2 地下室底板开裂事故及原因分析
2.1 地下室底板开裂事故
地下室部分施工完成时, 地下室底板没有发现明显的裂缝, 当主体结构封顶约半年后, 底板开始出现少数细小裂缝;主体结构封顶一年后, 底板出现了很多裂缝。地下室底板开裂情况分为两种, 一种为裂缝未完全贯通, 这些裂缝大多分布在多层裙房部分的地下室范围内;另外一种为出现贯通裂缝, 长度从不到1 m到几米不等, 分布在主楼与裙房交接处附近的地下室范围内, 并出现明显的渗漏水现象。该工程沉降观测正常, 沉降均匀。
2.2 事故原因分析
根据裂缝的产生及发展状况, 可以判定本工程地下室底板裂缝由两方面原因造成, 一种为基础设计的缺陷, 由于设计缺陷的存在, 相关计算与基础、地下室底板的实际受力状态不符, 基础承载力达不到实际使用要求, 地下室防水底板承受了比设计更大的荷载, 使得结构产生较多裂缝, 加之过大温差, 对地下室结构产生比较大的温度应力, 从而使裂缝发展成贯通裂缝, 导致地下室底板出现开裂事故;另外一种原因为地下室顶板上反压覆土自重不够造成, 该部分是由于地下室整体抗浮不能满足设计要求导致裂缝出现。
3FLAC模拟地下室底板受力变形情况
FLAC (Fast Lagrangian Analysis of Continua) , 是以拉格朗日差分法为基础的一种数值模拟方法, 是基于拉格朗日差分法的一种显式有限差分程序。FLAC是一种利用拖带坐标系分析大变形问题的数值方法, 利用差分格式按时步积分求解[3]。
3.1 模型建立
地下室底板的受力按平面应变问题考虑, 忽略其在一个方向上的变形, 按照地下室底板的接触受力情况和边界条件, 建立相应模型。对建立的模型进行材料定义, 分别通过容重、粘聚力、内摩擦角、抗拉强度、弹性模量来定义不同变形体模型[4]。各模型层岩土力学参数见表1。
3.2 边界条件、加载情况及地下水模拟
考虑边界条件, 将地下室底板模型边界条件考虑为只能向竖向移动。在本次模拟中, 将地下水考虑为恒态流, 不设定初始孔隙水压力。同时我们可以在建模的时候直接考虑地下水的作用, 在建模初期将地下水的位置设定在施工后水位可以涨到的最高位置, 这样地下水对地下室底板会有一个直接的浮力作用;另外我们可以将水压力简化为作用在地下室底板下边界的均布力, 模拟地下室底板的受力变形情况。
3.3 参数选择
本次模拟采用了10个模型, 分别为泥岩层、稍密卵石层、高层建筑1、地下室底板、独立柱基1、独立柱基2、独立柱基3、顶板、顶板上覆土层、高层建筑2。其中大部分模型采用1∶1比例模拟, 通过定义材料特性来还原模型受力变形情况。
3.4 受力结果分析
1) FLAC模拟地下室底板的第一种受力工况:在地下室施工完成时, 采用了降水处理, 地下室底板在不受地下水作用, 也没有施工独立柱基及地下室顶板、覆土情况下, 受力变形情况如图1所示。2) FLAC模拟地下室底板第二种工况:施工基础及地下室顶板后, 地下室底板在受到地下水作用后其变形情况如图2所示。由FLAC数值模拟结果可知:地下室底板在独立柱基、顶板施工完成时, 未加覆土情况下, 分析其竖向位移云图可知, 地下室底板变形较大, 在未加覆土, 或覆土的荷载不够时, 在长期地下水受力作用下, 地下室底板所受的力无法得到平衡, 导致底板会出现较大变形, 严重时底板会发生上拱, 出现开裂变形事故。3) FLAC模拟地下室底板受力第三种工况:施工基础、地下室顶板及加上覆土后, 地下室底板在受到地下水作用后其变形情况如图3所示。
由图1～图3可知:地下室底板由于受到地下水的作用, 主建筑对地基的挤压, 导致地下室底板下地基对地下室底板有一个向上的力, 所以地下室底板受到的力很大, 而且地下室底板下的变形值为负, 说明地下室底板是上拱变形。但由于顶板上加载覆土, 导致平衡底板地下水压力的反力有所增加, 所以有覆土的底板变形值较无覆土时小一些。三种工况下计算结果对比见表2。
mm
注:地下室底板允许变形值:2mm
4 现有规范检算地下室底板抗浮
采用倒置楼板的假设, 将地下室当作一个倒置的楼面, 用《多层及高层建筑结构空间有限元分析与设计软件》SATWE对地下室底板进行分析计算。
地下室整体抗浮检算:地下室柱底自重力为:7.5×7.8× (17.9+12.5+18.0) +33.75=2 865 kN。
浮力设计值为:1.0×10×5.4×7.5×7.8=3 159 kN。
2 865 kN<3 159 kN, 不能满足建筑抗浮要求。
地下室底板配筋检算:底板标准跨轴线跨度7.5 m×7.8 m, 考虑到底板配筋是由裂缝宽度控制, 故计算底板配筋时可取板净跨计算, 即板跨按7.1 m×7.4 m计算, 底板按四边固端的双向板计算, 通过检算支座配筋Φ16@100时地下室底板裂缝宽度ωmax=0.24 mm≥ ωlim=0.2 mm, 该工程设计计算结果不满足要求。
计算结果表明:该工程在有覆土情况下, 地下室底板裂缝宽度仍然大于允许裂缝宽度, 而且地下室整体抗浮不能满足要求, 说明覆土所产生的竖向荷载没能抵抗住地下水所产生的浮力, 基础的强度检算满足要求, 导致一部分荷载作用在地下室底板上, 底板因变形过大, 最终出现开裂现象。
5 结论与展望
1) 通过检算可知, 该工程地下室整体抗浮未满足设计要求, 导致地下室所受地下水的一部分荷载无法得到平衡, 最终作用在地下室底板上, 地下室底板设计过程中未考虑该部分荷载, 裂缝检算不符合设计要求, 最终导致地下室底板产生裂缝。通过对比可知:未加覆土时地下室底板在地下水作用下变形较加覆土后大, 我们可以通过FLAC数值计算将地下室底板裂缝控制在允许范围内, 来优化设计地下室顶板上覆土的加载, 通过调节地下室顶板覆土的加载来有效平衡地下水的作用, 作为地下室优化设计的依据。对于该部分地下室底板开裂的处理, 也可以采用抗浮锚杆的处理方式。2) 该工程一部分地下室底板位于有群房的位置, 柱基上部荷载可平衡地下水对地下室底板的作用, 地下室整体抗浮也能满足设计要求, 但是该部分底板也出现了不同程度的开裂现象。通过对裂缝的分析可知该部分地下室底板开裂主要是由于基础的设计缺陷, 导致基础未将上部荷载全部传递到地基, 一部分荷载转移到地下室底板上, 导致地下室底板出现开裂。该部分裂缝的处理:a.可在地下室底板结构表面沿裂缝走向骑缝凿出一条适当深度和宽度的U形沟槽, 然后用改性环氧树脂填充, 并粘贴纤维复合材料以封闭其表面, 对于宽度较大的裂缝, 应以一定的压力将改性环氧树脂注入裂缝腔内, 进行封闭, 然后再进行防水层修补[5]。b.在地下室底板上加设泄水孔, 并及时将水导出, 然后降水将水压力降低, 加上覆土后再将泄水孔回填。
摘要：介绍了FLAC数值模拟的基本原理, 针对成都某高层建筑地下室底板变形开裂事故, 利用FLAC数值模拟地下室底板在无顶板、有顶板无覆土、有顶板加覆土条件下的受力变形情况, 揭示了该高层建筑地下室底板开裂的原因, 并提出了合理的加固处理措施。
关键词：FLAC,地下室底板,开裂,加固
参考文献
[1]何培玲, 何世玲.钢筋混凝土结构裂缝现象与变形协调条件[J].武汉理工大学学报, 2005, 27 (9) :17-22.
[2]余立荣, 莫世海, 王伦兵.某工程地下室底板开裂原因分析及处理[J].案例分析, 2009, 27 (3) :53-54.
[3]刘冬.武广客运专线红粘土地基沉降计算与预测方法研究[D].长沙:中南大学硕士学位论文, 2009:72-75.
[4]赵志方, 徐世烺.混凝土软化本构曲线形状对双K断裂参数的影响[J].土木工程学报, 2001, 34 (5) :470-473.
[5]于德湖, 程道军, 张同波, 等.某工程地下室底板裂缝原因分析及处理[J].施工技术, 2007, 36 (11) :105-106.
flac数值模拟软件 篇2
关键词：不稳定斜坡；FLAC3D；稳定性分析
中图分类号：U416.14文献标识码：A文章编号：1007-9599 (2010) 14-0000-02
A Stability Analysis of Unstable Slopes based on
FLAC 3D Software
Zhang Hongyang,Peng Sheqin
(Environmental&Civil Engineering Institute,Chengdu University of Technology,Chengdu610059,China)
Abstract:The paper explains the general situation and engineering geology conditio about an unstable slope.Give a quantitative calculation of the stability of unstable slopes on the basis of the site investigation and laboratory experimental data.For intuitive understanding deformation of the regions and slip plane of position,there is the numerical simulation analysis for the stability by FLAC 3D.
Keywords:Unstable slope;FLAC3D;Stability analysis
一、概况
不稳定斜坡位于青川县中南部，斜坡所在山体最高峰约1400m，山脊、沟谷相间发育，坡面走向约N70°E，倾向约N25°W，位于高程1310-1325m之间，平面上呈横长型，斜坡整体平均坡度约为25°，局部地段较陡，约为35°。受“5.12”地震影响，斜坡岩土被松动，后缘出现横向及弧形裂缝。如果该部分坡体失稳，将危及不稳定斜坡下方居民13户80人，房屋14间左右，供电线路200余m，潜在经济损失约600余万元。[1]
二、工程地质条件
（一）地形地貌
不稳定斜坡平面上总体呈横长状，南高北低，坡面凹凸不平。坡体前缘高程约1307m，后缘高程1322m，高差约15m，斜坡坡度10°-25°。纵长约25m，横向宽约60m，坡面面积约1500m2，平均厚度1-5m，体积5000m3。
不稳定斜坡处于坡顶高程约为1400m、走向为NE-SW向山脊之NW侧，坡面走向约N70°E，倾向约N25°W，位于高程1310-325m之间，平面上呈横长型，横向上坡面较为顺直，其W侧为一略向NW侧凸出基岩山脊，顺坡向下斜坡坡面可见多级台坎，为当地居民耕种农田修筑而成，前缘向临空方向凸出，高程1310m以下，由于居民建房切坡形成多级高约3-m临空面，斜坡整体平均坡度约为25°，局部地段较陡，约为35°。不稳定斜坡体纵长约25m，横向宽约60m，坡面面积约1500m2，平均厚度1-5m，体积5000m3（如图2-1）。
（二）不稳定斜坡的物质组成及结构
根据工程地质测绘、坑槽探揭露，不稳定斜坡体主要由耕植土与残坡积碎石土组成，主要物质成分为含碎石粉质粘土，不稳定斜坡由上至下物质组成主要为：
耕植土（Q4pd）：灰褐色-灰黑色，为粘土夹碎石，较松散，稍湿，夹有机物质及植物根系，碎石含量约10%，母岩以千枚岩为主，棱角状，粒径1-2cm，层厚约0.1m。
坡积碎石土（Q4dl）：土黄色、灰黄色，碎石土，顶部（0-3m）较为松散，随深度增加密实度逐渐转好，夹有植物根系，碎石成分主要为千枚岩，碎石含量约50-60%，其中碎石呈棱角状，粒径以0.3-2cm为主，高程1310m以下坡体内局部块石，块石直径最大可达25cm左右，棱角状，岩性为青灰色灰岩，该层厚度约1-4m，高程1310m之下厚度超过5m。
下伏基岩为震旦系上统元吉组钙质绢云母千枚岩夹薄层结晶灰岩，其中千枚岩呈土黄色，层厚约1-5cm不等，较破碎，裂隙极发育，呈全强风化，部分已风化成土，由于当地居民建房切坡所致，高程1310m处基岩埋深均较浅，约1-1.5m。
（三）不稳定斜坡潜在滑动面（带）特征
据坑槽探及已有变形破坏迹象揭露，不稳定斜坡潜在滑动面（带）位于坡积碎石土与下伏基岩交界面附近，为千枚岩风化残积物，颗粒分析试验曲线表明，此潜在滑带以碎石土为主，级配良好，但由于斜坡中上部坡体已呈较松散状态，连续降雨及地表水入渗状态下，潜在滑面极易软化并导致强度降低。
（四）不稳定斜坡滑床特征
滑床为震旦系元吉组千枚岩，呈土黄色，强风化，较破碎，裂隙较发育，岩石室内抗压强度为10.93Mpa，属软岩。
（五）不稳定斜坡水文地质条件
受地层、岩性、构造和地形地貌的影响，地下水在不同的区域上表现出较大的差异。勘查区内地下水贫乏，地下水类型主要为第四系松散堆积层孔隙潜水，基岩裂隙水不发育，勘查区无地下水出露。
三、稳定性分析
（一）计算模型
根据现有勘探资料，结合勘探剖面在滑坡中的位置及其代表性，本次稳定性计算分析选取纵剖面Ⅰ-Ⅰ'，剖面分布位置见图2-1；对滑坡体稳定性进行计算，计算模型见图3-1。
（二）计算数据准备
碎石土天然重度为22.0kN/m3，饱和重度为21.5kN/m3。
以基覆界面为滑面（折线型滑面），滑面天然抗剪强度：C=33kPa，φ=17˚，饱和抗剪强度：C=30kPa，φ=15˚。
（三）稳定性计算分析
应用FLAC3D软件对滑坡体纵Ⅰ-Ⅰ'剖面稳定性进行验算，计算结果及安全评价见表3-1。
四、定性数值模拟分析
在滑坡稳定性分析的基础上，对地质原型进行概化，建立二维数值模型，并根据滑坡体内的应力、应变分析，可以对滑坡的稳定性做出进一步的分析。数值模拟分析采用美国ITASCA咨询集团公司开发的大型有限元计算软件FLAC程序。选取滑坡剖面Ⅰ-Ⅰ'，建立二维数值计算模型，完成滑坡的稳定性分析。
（一）模型建立准则及其离散化
建立不稳定斜坡的FLAC计算模型时，以垂直前缘并指向坡内方向为X轴正方向，竖直向上为Z轴正方向。
重点分析滑坡在重力作用下的变形破坏模式，模型中未施加水平构造应力，模型侧缘边界采用单向约束，底面边界采用固定约束。
计算采用常用的弹塑性模型，屈服准则为莫尔-库仑准则；对Ⅰ-Ⅰˊ剖面计算模型进行离散化，离散结果详见表4-2。
由水平向位移等值线图和总位移等值线图可见，以坡体前部的变形最为显著，最大变形3-3.4cm，说明坡体前部存在变形迹象，表明不稳定斜坡变形主要由前缘开挖产生的临空面牵引而产生的蠕动变形。[2]
将上述剪应变增量带和塑性区域的分布与前面的位移计算结果对比发现，上述剪应变增量带的分布范围恰恰是堆积体边坡中变形较大的区域。这一范围内的坡体的安全储备应是相对较低的，也是最容易（最可能）发生失稳破坏的。
五、结语
经过稳定性计算，该不稳定斜坡在天然工况下处于稳定状态，在暴雨工况下处于基本稳定状态。FLAC 3D软件的运用能够更直观的反映该不稳定斜坡体变形的区域，不同区域变形的位移大小及潜在滑动面的位置等。
参考文献：
[1]成都理工学院东方岩土勘察设计公司.四川省地震灾区广元市青川县大院乡花国村白岩社不稳定斜坡勘察报告[R].成都:成都理工学院东方岩土勘察设计公司,2010
flac数值模拟软件 篇3
关键词：FLAC数值模拟,沿空留巷,应力分析,支护
1 概述
沿空留巷是矿井广泛使用的巷道技术。沙曲煤矿24207工作面运输顺槽 (即胶带机顺槽) 在工作面回采后将作为沿空留巷保留下来为下一工作面继续服务。目前该巷道的掘进工作已经结束, 由于留巷方式由阶段性留巷改为全长留巷, 按照全长沿空留巷的技术要求, 针对巷道的维护情况提出此支护方案。
2 沿空留巷的关键技术
2.1 技术原则
沿空留巷的顶板活动决定了沿空留巷围岩的稳定性, 可从四个方面来进行有效控制:
(1) 充填体的合理设计。为有助于关键块尽快稳定, 并能适应其回转下沉, 充填体必须具有早强、速凝和可缩的特性。充填体的合理尺寸是充填体具有较高支护阻力和一定可缩量的保证, 从而使其与巷道的实体煤帮共同承载, 确保围岩稳定。
(2) 直接顶板的合理支护。保持下位顶板的稳定性和完整性是围岩稳定的又一关键。
(3) 实体煤帮的合理支护。实体煤帮是沿空留巷围岩的主要承载体, 是关键层回转下沉的支点, 其下沉与变形必将导致围岩变形加大。实体煤帮的有效支护将对沿空留巷围岩的稳定起到很大作用。
(4) 巷道帮角的合理加固。一般而言, 巷道帮角的应力集中程度较高, 易导致底鼓和顶板破坏。通过合理的锚杆布置加固巷道帮角, 既可强化帮角的围岩强度, 又可使帮角的应力集中向围岩深部转移, 从而达到围岩稳定的目的。
2.2 关键加固技术
关键层在从破断到“砌体梁”平衡结构的形成过程中, 关键块的回转下沉, 使沿空留巷煤帮作为砌体梁的一个支撑点承受较为集中的支承压力, 所以沿空巷道煤帮会产生严重破裂。这不仅导致煤帮强烈位移, 而且随关键块的回转角增加, 会引起巷道下位顶板急剧沉降。由于充填墙体在此期间承受的来自顶板的压力很大, 而充填墙体的破坏将直接导致巷道顶板的失稳, 煤壁侧过大的变形也会直接影响到顶板的安全, 所以在此阶段, 巷道顶板控制包括两个方面:一个是顶板的加强支护;另一个是维护巷旁充填墙体以及煤壁的稳定。此时应把巷帮和顶板视为一个统一的整体, 遵循帮顶同治的原则。
(1) 帮部加强支护技术
根据前面的分析, 巷旁充填墙体和煤壁对顶板的作用非常重要, 因此, 要想在留巷期间控制顶板的稳定, 必须采取技术手段在此期间控制两帮部的过度变形, 只有使帮部能够立的住, 才能对顶板起到很好的支撑作用。从某种程度上讲, 此阶段内治帮优胜控顶。
根据数值计算的结果和以往的经验, 此阶段煤壁的侧向变形很大, 充填墙体在此期间由于受到的压力很大, 将会产生明显变形甚至破坏, 因此, 采取强支撑不能奏效, 必须采用即能提供较高的支护阻力, 又有一定的让压性的支护手段, 毫无疑问, 锚索支护为最佳选择。
(2) 走向锚索支护技术
在实体煤帮上沿走向施工锚索梁, 使用M型钢带, 由于M型钢带强度高, 抗弯模量大, 能够实现锚杆预应力扩散, 所以通过以上手段能够有效避免墙体的过度变形。对于局部已经破坏的墙体, 采用锚杆加注浆相结合的手段进行加强支护, 提高充填墙体的整体承载能力。煤壁侧采用高预应力竖向桁架进行加强支护, 钢绞线的两个锚固端分别在巷道煤壁侧顶底板的深部, 加长锚固, 锚固点牢固, 锚固效果好。
(3) 围岩注浆加固技术
该项技术包括两类:①壁后充填加固注浆, 主要目的是改善U型钢支架受力和承载性能;以浅孔水泥注浆为主;②围岩裂隙注浆, 主要目的是改善锚固区岩体的力学和锚固区的承载性能, 以深孔化学注浆为主。灵活应用两类注浆手段可以极大地提高支护围岩结构的稳定性, 控制围岩变形。
留巷受采动影响后巷道围岩松动范围将进一步扩大, 围岩稳定性降低。煤岩体在支承压力作用下将进一步破碎, 显现强烈底鼓, 其变形与破坏不仅表现为岩石材料的变形破坏, 更主要的表现为整体结构的变形与失稳, 围岩注浆加固可以有效封堵围岩裂隙, 提高围岩的完整性和对采动压力的适应性, 从而进一步提高留巷支护围岩结构长期稳定。
(4) 顶板辅助加强支护技术
由于周期来压步距一般为16m左右, 因此在工作面后方10～15m范围内顶板最易发生离层, 而此范围内充填墙体刚刚浇注完毕, 其强度值很小, 起不到支撑顶板的作用, 相反在顶板的下沉过程中还会把充填墙体压坏。为了能够有效支撑顶板的离层下沉, 又能保护充填墙体不会被压坏, 在工作面后方20～40m范围内采用自移式巷内辅助加强支护支架, 不但能够有效的支撑顶板, 还为工人在工作面端头的施工提供安全保障。而单体液压支架既能提供一定的支护阻力, 又能提供一定的收缩量, 适当抑制顶板的剧烈下沉。在工作面后方40～100m范围内每排布置3～4根单体液压支柱进行辅助加强支护。
3 数值模拟
3.1 数值模拟方法简介
数值计算方法作为一种解决采矿与岩土力学问题的有力工具, 在解析存在困难的时候, 它有着突出的优越性, 它可以考虑众多的影响因素, 进行多方案的快速比较, 在参数敏感性分析中具有明显优势, 同时有的软件还具有强大的前处理和后处理功能, 显著提高了输入和输出结果的可视化程度。FLAC (Fast Lagrangian Analysis of Continua) 就是这种用于工程力学计算的显式有限差分程序。
3.2 模型的确定
采用如图3-1所示的平面应变计算模型来模拟不同支护方案下巷道的应力及塑性区分布状况, 将围岩视为分层各向同性弹性介质, 确定数值模拟的岩层范围为:宽×高=150m×40m, 网格最多为330×107, 共35310个单元, 模型的上边界按上覆岩层厚度施加均布载荷, 模型下边界位移固定, 左右边界水平位移固定。模型的网格划分如图3-2所示。
数值模拟主要针对巷道回采前不采用加固方案与采用加固方案两种情况进行对比分析, 包括应力与位移分布规律以及围岩表面最终变形情况等。
3.3 模拟结果分析
(1) 巷道掘进稳定后围岩应力分布
巷道开挖稳定后, 围岩应力分布特征如图3-3所示。由图中可明显看出, 巷道围岩从浅表深部约2.5～5m为应力降低区, 这一区域围岩在解除部分应力约束后应力重新分布并再次形成平衡, 与此同时巷道表现出变形收缩。水平应力主要集中于巷道肩角深部及顶底板深部, 而垂直应力则集中于两帮深部5.5～9m处。
(2) 不补强留巷围岩应力分布
留巷稳定期间巷道围岩应力特征见图3-4～图3-6。由图3-4可见, 工作面回采初期巷道及充填墙体都处于应力降低区内, 此阶段巷内辅助支护和墙体的及时承载会产生明显作用。留巷中期受老顶剧烈活动的影响, 采场顶板应力急剧变化, 在巷道顶板及巷旁充填墙体内都出现了较大的集中应力, 而浅部围岩应力仍较低。此时巷内锚杆索等支护体对于提高浅部围岩的抗变形能力起着关键作用, 若支护强度过低将不利于巷道的稳定, 导致其发生过大变形。最终当围岩活动趋于稳定时, 巷道围岩应力值极低, 岩层活动中积聚的大量能量通过围岩变形而得到释放。
(3) 不补强留巷围岩应力分布
工作面回采前实施加固方案, 则留巷初期至留巷稳定期间巷道围岩应力运移特征见图3-7～图3-9。应力调整的过程与前方案相似, 但对于巷道围岩应力而言, 则存在较大区别。在顶板岩层旋转下沉的过程中, 顶板的锚杆索及时承载, 控制了锚固区内岩层的离层, 使上覆岩层整体协调下沉, 避免了因顶板突然下沉形成冲击载荷对巷道与墙体造成破坏。
4 结论
由数值模拟应力分析得出沿空留巷的支护方法的合理性。
(1) 采用补强方案后, 在留巷期间顶板岩层旋转下沉的过程中, 顶板的锚杆索及时承载, 控制了锚固区内岩层的离层, 使上覆岩层整体协调下沉, 避免了因顶板突然下沉形成冲击载荷对巷道与墙体造成破坏。
(2) 采用补强加固方案可减少巷道围岩的变形量, 但由于沿空留巷存在的客观难度, 巷道仍会发生较大变形。
flac数值模拟软件 篇4
1 巷道支护模拟
1.1 几何模型的确立
潞宁煤业2#煤平均采深400m, 近水平煤层, 煤层平均厚度4.13m。各巷道均沿煤层底板掘进, 考虑回采动载对巷道围岩稳定性的影响, 计算中工作面推进150m, 则模型宽150m;轨道大巷宽5m, 高3.7m, 模拟两侧煤柱分别为58m和30m, 模拟22106工作面长160m和22110工作面长175m, 则模型长481m;取2#煤顶板岩层40m, 煤层厚度4.13m, 底板岩层20m, 则模型总高度64.13m。模型的四个侧面为限制水平位移边界, 底部为固定边界, 限制水平移动和垂直移动。整个模型共划分186000个单元, 197646个结点。计算模型如图1所示。
1.2 本构模型的确定
岩石和煤是黏结状的粒状散体材料, 运用MohrCoulomb屈服准则判断煤与顶底板的破坏机理, 即:
式中:σ1———最大主应力;
σ3———最小主应力;
C———煤岩的内聚力;
φ———内摩擦角;
σt———抗拉强度;
Nφ= (1+sin) / (1-sin) 。
当fs=0时, 材料将发生剪切破坏;当ft=0时, 材料将产生拉伸破坏。
摩尔-库伦准则的基本内涵为:岩石发生剪切破坏时, 岩石破裂面产生的剪应力受到岩石材料的内聚力和内摩擦力的抵抗, 当破裂面上的破坏剪应力克服了岩石的内聚力和内摩擦力, 即FS>0时, 材料即发生剪切破坏[2]。
1.3 边界条件的确定[3]
模型中的岩层层位与井下巷道实际层位一致, 巷道上覆岩层在模拟过程中可视为连续介质, 围岩和岩层中的裂隙和软弱夹层对原岩应力的影响在模拟过程中不予考虑, 仅考虑岩体自重引起的应力。
其边界条件如下:模型两侧和前后边界约束水平方向位移 (u=0) , 底部边界约束竖直和水平方向的位移 (u=0, v=0) , 上部边界施加相当于覆岩自重的应力。
2 数值模拟方案
建好模型后, 计算初始应力场直至平衡, 然后开挖22106回采面, 由于采空区中上覆岩层受到已冒落矸石的支承作用, 故采空区的处理采用具有一定碎胀系数和物理力学特征的弹性材料充填;待回采结束后, 开挖皮带大巷和运输大巷, 开挖后立即对其进行支护, 并计算至平衡, 读取相应围岩变形量作为初始值。然后模拟22110工作面推进, 记录工作面推进距离对运输大巷围岩稳定性的影响规律。每次开挖后计算至平衡, 再进行下一次开挖。在整个模拟运算过程中始终监测巷道关键层位的变形情况, 记录并存储每一步运算结果[4]。
3 数值模拟结果与特征分析
根据潞宁煤业2#煤的西翼扩区轨道巷的地质力学条件, 可对2#煤的西翼扩区轨道巷的锚固参数进行初步设计, 并运用FLAC3D对巷道的锚固效果及其稳定性进行计算与分析。
图2 (a、b、c、d) 示出埋深为400m, 22110工作面采动影响前, 西翼扩区轨道运输大巷围岩屈服破坏情况、垂直应力云图、垂直位移云图及水平位移云图。由图2 (a, b) 分析, 运输大巷围岩破坏范围基本呈对称分布, 巷帮出现深度为2.0m的破坏;顶板中部破坏较大, 中部发生1.585m的破坏。由图2 (c) 分析, 顶锚杆锚固范围内及巷道底板中部垂直应力较小, 其值为原岩应力10MPa的20%~60%, 为应力降低区;两帮垂直应力基本呈对称分布, 巷帮两侧为应力增高区, 巷道垂直应力的峰值为14.49MPa, 为原岩应力10MPa的1.45倍。由图2 (d) 分析, 在巷道顶底板形成水平应力升高拱区, 顶板锚杆锚固段的水平应力为原岩应力的1~1.2倍, 基本与原岩应力一致, 顶板比较稳定;在巷道两帮形成水平应力降低拱区, 两帮中部锚杆锚固段水平应力不到原岩应力的三分之一, 应加强巷帮锚杆的预紧力。由图2 (e, f) 分析, 运输大巷顶底板移近量为30.64mm, 两帮移近量为46.79mm, 锚杆锚固范围顶板离层量为7.32mm, 锚索锚固范围顶板离层量为4.79mm, 锚固范围总离层量为12.11mm。由上述数据表明采动影响前, 运输大巷围岩处于稳定状态。
4 小结
根据潞宁煤业2#煤的地质力学条件及现有施工条件, 初步确定巷道支护参数, 运用FLAC3D对运输大巷在锚固状态下的围岩稳定性进行了系统的研究, 体现了高强度、高刚度、高可靠度的锚固设计理念。
FLAC3D数值分析软件在岩土工程中被广泛应用, 通过对实际地质条件的模拟, 实现三维建模, 对岩土工程进行准确的数值分析和计算[5], 得出采煤过程中可能引发的灾害。这种在煤炭开采前进行的模拟可以预防回采过程中可能发生的事故, 提前采取相应措施, 使煤炭开采达到经济最大化。
摘要：本文以潞宁煤业2#煤西翼扩区轨道运输大巷支护为工程背景, 以地质力学条件为基础, 通过数值模拟分析, 系统地对轨道运输大巷的围岩稳定性和锚固参数与锚固效果进行了研究, 为指导围岩支护提供了有效地分析方法。
关键词：FLAC3D,运输大巷,支护
参考文献
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[2]郭仓, 等.FLAC3D在采矿工程中的应用[J].科技信息, 2012 (4) :41-42.
[3]彭文斌.FLAC3D实用教程[M].北京:机械工业出版社, 2007.
[4]李彦斌, 等.采动对巷道围岩稳定性影响研究[J].太原理工大学学报, 2011, 42 (4) :392-395.
flac数值模拟软件 篇5
1工作面概况
临沂矿务集团王楼煤矿1105工作面位于矿井的西南部,采用走向长壁综合机械化开采方法,回采煤层为1#煤,煤层厚度为0.8m~3.1m,平均煤厚为2.0m,煤层走向以NE向为主,煤层倾角为3°,是近水平煤层。煤层底板标高为-1012m~-1050m,第1部分工作面走向长约为1200m,工作面宽度约为120m,第2部分工作面走向长约为1000m,工作面宽度约为110m,总面长2200m。1#煤直接底为粉砂岩,基本底以灰岩为主,灰岩累厚5.05m~18.24m,中夹石灰岩、粉砂岩。王楼煤矿范围内奥灰是1#煤开采底板的直接充水含水层,厚10.30m~28.00m,平均17.10m,距1#煤底板28.00m~47.00m,平均38.00m,裂隙发育程度较大,单位涌水量0.50L/(s·m),最高承压水水压4.7MPa,平均涌水量为130m3/h。由于奥灰具有埋藏深、水压大的特点,因此1#煤在开采过程中奥灰底鼓水害威胁不容忽视。
2数值模拟
2.1模型建立
结合1105工作面的水文地质情况,并综合考虑本数值模拟的目的,将研究区内岩层按其基本性质及参数划分为砂质泥岩、粉砂岩、中砂岩、细砂岩、煤层、粉砂岩、白云质灰岩、石灰岩、奥灰含水层等9个地质岩组。建立数值模型的体积取X×Y×Z为200×180×120,煤层厚度取2m,煤层顶板厚度取61m,底板厚度取57m,工作面倾向方向设置为Y方向,其走向方向设置为X方向,煤层垂直方向设置为Z方向。模型四周侧面采用水平方向固定自由边界,模型底面采用垂直方向固定自由边界,模型顶部按照980m岩石重载的补偿荷载垂直施加到顶部边界,垂直力约为18.30MPa,我们此次主要研究的是沿煤层走向方向,煤层采动后底板塑性破坏深度的数值模拟,数值仿真模型如图1所示。
2.2分析底板塑性区破坏特征
根据FLAC3D数值模拟得到了底板塑性破坏区云图(见图2)
3结论
(1)煤层采动后必然会引起地层各应力的重新分布,根据现场实测得出煤层底板岩体破坏深度介于13m~16m之间。
(2)采用FLAC 3D数值仿真模拟的方法,对大采深煤层采动后底板塑性破坏深度进行综合研究,得出1105工作面底板采动塑性变形破坏深度约为13.5 m。
(3)1105工作面采动塑性破坏深度模拟值与实测值较为接近。证明FLAC 3D数值仿真技术在模拟底板采动破坏深度方面较为可靠。
摘要：近年来煤炭资源使用率仍占国家总资源使用的50%以上,因此我国煤炭开采的深度不断在增大,大采深煤层在工作面回采后底板破碎导致突水灾害频发,并呈逐年递增的趋势。因此,能够正确地了解煤层底板在采动后其破坏深度和地应力分布的规律对于预防煤层底板突水具有重要的作用。运用FLAC 3D数值模拟技术研究底板破坏深度及应力分布规律具有重要的意义。
关键词：flac,3D,大采深煤层,破坏深度
参考文献
[1]张金才,等.岩体渗流与煤层底板突水[M].北京:地质出版社,1997.
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[3]刘伟韬,等.底板采动破坏深度实测与模拟[J].辽宁工程技术大学学报(自然科学版),2013(32):1585-1589.
flac数值模拟软件 篇6
矿井瓦斯涌出量的很大一部分来自采空区瓦斯。高位钻孔抽采采空区瓦斯因抽放效果好、抽采工艺简单、施工简单易行等而被广泛采用, 成为采煤工作面最高效的抽采方法之一[1]。在高位钻孔抽采的过程中, 施工设计、抽采参数的确定直接影响着抽采效率。在工作面的推进过程中, 对采场上覆岩层移动和变形过程进行数值模拟, 进而得到采场上覆岩层移动的规律, 在生产中有重大意义。文章针对芦岭煤矿II817工作面推进过程建立相关数学模型, 采用FLAC3D数值模拟技术确立采场上覆岩层“三带”的划分, 为高位钻孔抽采技术提出理论依据, 同时也为实际生产中“三下”开采提供可行性研究和设计的技术支持。
1 煤层瓦斯地质概况
芦岭煤矿位于宿州市东南, 与朱仙庄煤矿相邻, 为煤与瓦斯突出矿井, 主采8#、9#、10#煤层均为突出煤层。各煤层瓦斯含量和瓦斯压力随着埋藏深度的增加而增大, 二水平主采煤层瓦斯已达19 m3/t以上。2011年矿井瓦斯等级鉴定为突出矿井, 其瓦斯绝对涌出量为117.22 m3/min, 相对涌出量为27.03 m3/t;二氧化碳绝对涌出量为20.29 m3/min, 相对涌出量为4.68 m3/t。
芦岭煤矿Ⅱ817工作面位于Ⅱ81采区四区段。Ⅱ81采区位于矿井东翼, 主采8#煤层, 煤层走向长平均为446.5 m, 倾斜宽为130 m。Ⅱ817工作面煤层变化大, 8#煤层厚3.0~11.0 m, 平均厚度7.72 m。煤层倾角15°~25°, 平均19°。煤层顶底板多为泥岩-砂岩。
2 高位钻孔瓦斯抽采原理
在回采工作面周围存在采动压力场, 这个采动压力场造成在垂直方向上形成冒落带、裂隙带、弯曲下沉带[2]。高位钻场布置在回风巷待采煤层顶板内。在高位钻场内施工抽采钻孔, 使钻孔终孔位置布置在顶板破坏裂隙带内。高位钻场就是通过工作面采动超前压力产生裂隙, 并把这些裂隙作为瓦斯流动通道, 使采空区积存的大量瓦斯通过这些裂隙进到钻孔内, 然后通过抽采系统抽排。其实质为把采空区内的瓦斯流动方向改变, 使得其不再进入回风流内, 从而降低瓦斯的浓度[3]。
3 数值模拟采场上覆岩层运移规律
3.1 建立数值模拟计算模型
文章采用的建立计算模型模拟软件为FLAC3D数值模拟软件。根据Ⅱ817工作面综合岩层柱状图, 采用摩尔-库伦模型建立数值计算模型, 模型尺寸为450 m×100 m×150 m, 数值模拟的模型如图1所示。
模型中8煤层顶底板围岩物理力学参数如表1所示。模型上部基岩直至地表, 作为外载荷分布于模型上, 模型内各岩层和煤层上应力分布仅同其埋藏深度有关, 应力大小与埋藏深度成正比, 同一层位所受应力大小基本相当。
模型采用分布开挖的方式采煤, 每步开挖10 m。模型边界条件为:垂直方向顶部产生滑动的固定边界, 底端固定, 两端水平约束。
3.2 数值模拟结果分析
利用FLAC3D软件模拟芦岭矿Ⅱ817工作面分步开采过程中8#煤上覆岩层破坏和移动的模拟结果如图2所示。
从图2 (a) 可看出, 工作面采到30 m位置, 此时直接顶在上覆载荷与重力作用下发生了离层裂隙, 而且裂隙不断向上岩层发育形成离层裂隙, 而在工作面两侧的上覆岩层裂隙也在不断地发展而形成破断裂隙, 最终离层与破断裂隙形成了裂隙带。随着工作面不断推进, 直接顶随着工作面推进而不断冒落, 此时老顶承载着上覆岩层的载荷。随着工作面推进老顶悬露的跨度加大到一定值后, 老顶及上覆岩层弯曲下沉, 此时在岩层中形成了离层间隙, 如图2 (b) 所示。从图2 (c) 可看出, 此时工作面回采到了50 m位置, 采空区范围继续扩大, 此时老顶的变形强度也不断增大, 最终导致失稳而垮落。此时采空区顶板形成了较大的冒落空间, 为瓦斯在采空区范围内积聚形成了有利的条件。在老顶跨落后, 以砌体梁结构承载着上覆岩层, 工作面顶板也出现“稳定-失稳-稳定”的周期性冒落现象。从图2 (d) 、2 (e) 可看出, 裂隙范围继续扩大, 当工作面回采到90 m时, 顶板岩层处于失稳跨落状态, 裂隙范围不断扩大, 裂隙带与冒落带范围也在向上扩大。由图2 (f) 可知, 工作面回采到110 m位置, 此时靠近切眼和工作面的采动裂隙, 继续发育, 上覆岩层离层冒落趋于稳定, 而采空区中部的采动裂隙已慢慢闭合。此时裂隙带下部以破断裂隙发育为主, 弯曲下沉带中裂隙不发育, 上部以离层裂隙为主[4]。
根据FLAC3D模拟结果分析, “竖三带”的高度分布范围如下所述, 距上覆岩层上0~18 m的岩层范围为冒落带, 18~37 m的岩层范围为裂隙带, 距8#煤顶板37 m以上的岩层为弯曲下沉带。瓦斯气体相比空气较轻, 在采空区内以渗流的形式向上运动至裂隙带以上。由于裂隙带中弯曲下沉带中裂隙发育程度较高, 其积聚的瓦斯浓度也相应较高, 而冒落带由于岩层的不完整性比较大而不合适布置高位钻孔, 所以把高位钻孔安置在裂隙带中会形成比较好的瓦斯抽采管路, 抽采效果最佳。钻孔终孔布置在距8#煤顶板20~32 m岩层范围内, 预计抽采瓦斯效果最好。
模拟煤层走向工作面上部、中部与下部围岩破坏场的分布情况如图3所示。
通过图3对比发现, 当工作面推进50 m时, 沿煤层走向工作面上部围岩破坏场分布范围最大, 工作面中部围岩破坏场分布范围其次, 下部围岩破坏场分布范围最小。所以高位钻场应布置在工作面上部即回风顺槽侧。
根据现场实际, 在布置高位钻场时, 钻孔预抽工作面前面20 m能达到抽采效果, 保证生产安全。
4 抽采效果考察
Ⅱ817工作面高位钻孔施工中, 钻场间距为60 m, 每个钻场6个钻孔, 6个钻孔布置成1排, 钻孔间距0.3 m。钻场之间的高位钻孔压茬距离为20 m, 钻孔水平投影示意图如图4所示。现场用聚氨酯封孔, 封孔长度不少于8 m。
根据现场收集的实验数据, 考察高位钻孔法距的确立与钻孔抽采瓦斯体积分数的关系。实验表明, 经改进过的钻孔法距参数施工控制在20~32 m之间, 平均每个钻孔的抽采参数瓦斯体积分数均在35%以上, 钻孔抽采瓦斯体积分数最大在55.3%。
从2013年11月到2014年5月, II817工作面高位钻孔的平均瓦斯抽采量为7.96 m3/min, 占工作面总瓦斯涌出量的64.6%。按照优化后的高位钻孔参数施工抽采后, 工作面的平均瓦斯抽采率大大提高, 平均在60%以上。
5 结论
(1) 芦岭煤矿通过建立模型, 运用FLAC3D软件数值模拟出II817工作面采场上覆岩层的变形和移动, 初步判定工作面在推进过程中上覆岩层的破坏高度。
(2) 利用FLAC3D数值模拟的计算结果, 综合判定得出采场覆岩“竖三带”的分布范围, 进而对高位钻孔法距参数优化, 优化参数选择范围为20~32 m。现场工业实验结果表明, 高位钻孔瓦斯抽采体积分数达到55.3%, 抽放效率相比之前有了大幅度提高。
(3) FLAC3D数值模拟技术与理论计算、相似材料模拟、现场实测法有着同样重要的作用, 相比较后几种方法, FLAC3D数值模拟技术有着经济、简单、精准等优点, 为矿井高效开采、瓦斯治理提供了十分重要的理论参考和技术支持。
摘要：利用FLAC3D软件对芦岭煤矿Ⅱ817工作面顶板跨落情况进行模拟分析, 初步判定了采空区上覆岩层冒落带、裂隙带和弯曲下沉带的高度, 综合判定得出裂隙带岩层范围为1837 m, 合理确立了高位钻孔终孔位置为距8煤顶板2032 m岩层范围内。在抽采效果考察中, 平均每个钻孔的抽采参数瓦斯体积分数均在35%以上, 钻孔抽采瓦斯体积分数最大为55.3%, 采空区瓦斯治理效果显著。
关键词：数值模拟,高位钻孔,裂隙带,瓦斯抽采
参考文献
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flac数值模拟软件 篇7
FLAC ( Fast Lagrangian Analysis of Continua)即连续介质快速拉格朗日分析,是一种基于拉格朗日差分方法的显式有限差分程序,也是岩土力学计算的重要数值方法之一。采用此分析方法,以温度为外加荷载,对季冻区正融土质边坡进行稳定性模拟分析。通过结果分析其破坏形态的同时,确定边坡内部受力及变形最不利位置,为季冻区正融土质边坡的稳定性监测提供理论借鉴。
1 边坡数值模型的建立
1.1 土坡几何结构形式
本文所设计的边坡坡度为1∶1,其深度应为10 m,假设边坡内部土质均匀。具体的土质边坡模型尺寸如图1所示。
1.2 材料模型及参数
土样的本构模型选用经典的摩尔-库仑(Mohr - Coulomb Model)弹塑性模型。土样的具体参数为:容重γ=20 kN/m3,内摩擦角φ=20°,粘聚力c=40 kPa,弹性模量E=20 MPa,泊松比μ=0.3,土的初始含水量为22%。在模拟运算过程中,重力加速度取9.8 m/s2,热传递系数取1.25。
由于安全系数随土样剪胀角的增大而增加,为分析土质边坡在最不利情况下的极限状态,本模拟选用的土体剪胀角为ψ=20°。
1.3 边界条件
Flac3D的边界条件为速度边界条件。边坡底部采取约束x,y,z三向边界条件,两侧边界约束水平速度,本文是平面应变问题,因此,在y方向进行整体约束。
由于本文进行土坡正融分析,土坡和气温的初始温度均为-5 ℃,升温过程设计为温度由-5 ℃升高至10 ℃,分析融化过程中土体边坡内部应力应变状态。并根据土质边坡内部剪应变的变化趋势和分布情况,判断边坡是否达到滑移的极限状态。
1.4 土坡破坏判定标准
有限差分软件FLAC内置强度折减法命令。土坡稳定性的主要指标是土体的抗剪强度,而剪应变率可以直接反映土体在抗剪时的状态。以坡内剪应变增率的分部情况以及土坡网格点的速度矢量来表示剪切破坏的位置和形态。
2 数值模拟结果分析
采用FLAC3D进行了28 525步强度折减循环后,得到了边坡的极限平衡状态,以下内容分别对正融土坡的破坏形式、x方向滑移量以及土坡的内部应力状态等方面进行分析。
2.1 正融土坡的破坏形式分析
基于有限差分法的仿真结果,提取正融土质边坡内广义剪应变增量,并绘制其分布示意图,如图2所示。
从图2中可以明显看出,剪应变幅值为1×e-1的广义剪应变区域在边坡中已经贯通,说明潜在的滑动面位于该剪应变增量贯通的区域,而且剪塑区已经形成,边坡将发生失稳破坏,此时的折减系数即安全系数为1.31。
为更方便地观察剪应变增量在土坡内部的分布,分析潜在滑移面的位置,图3给出了剪应变增量的单元示意图。图3中根据广义剪应变增量的贯穿区域,采用黑色实线标出了潜在滑移面的位置。
为分析边坡的失稳破坏的位置,从模拟结果中提取代表边坡网格点滑移趋势的速度矢量,如图4所示。
根据图4可知,边坡靠近坡面处的浅层土体自坡顶开始,滑移的速度矢量逐渐加大,且方向逐渐偏向边坡表面一侧,滑动趋势越加明显,证明潜在滑动面处已经发生了滑移破坏。
2.2 正融土坡的滑移量分析
通常对土坡的监测常常以位移量作为直接监测参数,因此,从模拟结果中提取土坡x方向的位移量,并推测滑动破坏面的位置,如图5所示。
由图5可知,土坡滑移自坡顶至下部位移量逐渐增加,滑移量呈明显的分层分布。在临界状态下,最大位移值为6.782 1×e-1mm,发生在坡脚处。
2.3 土坡内部应力状态分析
为分析土坡最终破坏时内部ZZ平面处的应力分布状况,特提取土坡内部该平面的主应力云图,如图6所示。
ZZ平面主应力云图显示,边坡内部应力分布明显呈现分层形式,且土坡表层应力值相对较小,应力值由表层向下应力逐渐增大,且均为压应力。
3 结 论
基于有限差分法,建立季冻区土质边坡的实体模型,通过改变界面上下参数的方法对土坡内部冻融界面进行模拟,并得出如下结论:
1)通过自编Fish程序设计土坡内部的温度梯度场,较好地模拟了土坡融化过程,计算得出其内部的应力应变以及滑移速度矢量关系。
2)随着融化深度的逐渐增大,土坡剪应变较大增量的分布区域逐渐增加,坡体滑动的趋势越加明显,最终土坡沿剪应变增量贯通区域发生滑动失稳破坏。
3)模拟结果显示,季冻区正融土坡极限状态下的滑移破坏形式为,靠近坡顶处滑移面近似为平行于坡面的平面,坡底部滑移面为圆弧面。
4)本文仅考虑了单次温度作用对边坡稳定性的影响,经多次冻融循环后土坡稳定性有待于进一步研究。
摘要：为研究季节冰冻区土质边坡在春融期常发生的浅层滑坡,基于连续介质显式拉格朗日有限差分法,耦合温度、土体自重以及渗流力的共同作用,建立季冻区正融土坡实体模型。当外界温度由-5℃升高至10℃时,模拟得出土体边坡内部的塑性区分布特征和剪应变增量的发展趋势,给出季冻区正融边坡的最不利受力位置并分析破坏形式,分析结果可为季节冰冻区土质边坡的稳定性分析提供借鉴。
关键词：正融土质边坡,数值模拟模型,有限差分法,冻融界面
参考文献
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[7]栾茂田,武亚军,年廷凯.强度折减有限元法中边坡失稳的塑性区判据及其应用[J].防灾减灾工程学报,2003,23(3):1-8.
flac数值模拟软件 篇8
某水利枢纽工程分左岸非溢流坝与右岸非溢流坝, 受复杂的地质条件影响, 其坝址区存在较为严重的坝基稳定问题, 故非溢流坝与地基整体稳定性是该枢纽区研究的关键问题之一。本文以该水利枢纽工程为背景, 针对非溢流坝坝址区岩体存在的工程地质问题, 利用FLAC3D数值模拟软件对非流溢坝在建成并蓄水后最危险工况下的应力与变形进行了模拟分析, 为该工程的设计、施工提供依据, 这对确保非溢流坝的安全运行具有重要的现实意义, 同时, 通过该课题的研究, 为以后类似工程的设计、施工提供了直接的理论参考和指导作用。
1 FLAC3D简介
FLAC3D是美国Itasca咨询公司于20世纪90年代中期在原有的二维分析软件FLAC基础上开发而成的一种工程计算有限差分处理程序。FLAC3D能够模拟计算三维岩土体及其他介质中工程结构的受力与变形性态, 计算过程中允许材料发生屈服及流变, 尤其适用于材料的弹塑性、大变形分析、流变预测和施工过程的岩土工程的数值模拟, 还可以模拟岩层中的不连续面, 如断层、节理及层理等滑动和离层, 可以在模型中加入节理、弱面等地质构造等, 因而得到国内外广泛认可与应用。目前已广泛应用于工程地质和岩土力学分析, 如地下采空区稳定性分析、沉陷预测、采矿巷道稳定性研究、矿体滑坡、水利枢纽工程岩体稳定性分析等。
2 非溢流坝段整体稳定性数值模拟
2.1 计算模型与方案设计
2.1.1 计算模型
为了分析非流溢坝段建成并蓄水后在最危险工况下坝基及坝体的应力与变形情况, 针对坝址所在的典型坝段, 在此采用FLAC3D理论对其稳定性进行数值模拟分析, 建立了水和坝体联合作用下的二维模型, 并对其进行了平面应力和平面变形的分析。在模型中根据非溢流典型坝段的剖面图将大坝分为两部分:第一部分为已经设计好的左岸典型坝段模型, 尺寸取设计尺寸 (见图1) , 坝顶宽度8.2m (为更好地体现两个典型剖面的特点, 建模时没有考虑其右边一个1m长悬臂部分的作用) , 高度23.3m, 上游在离坝顶2.3m处设计一个1:1.6的斜坡, 下游水位为116.5m处设计一个1:0.6的斜坡, 帷幕灌浆深入基岩相对不透水顶板线 (q≤5Lu) 以下5.0m;第二部分为坝基岩体, 尺寸为左边距坝锺40m, 右边距坝趾40m。本模型采用的坐标系为:X轴从上游指向下游, Z轴为竖直方向, 以向上为正方向。假定最高水位与坝顶齐平, 下游无水, 采用六面体单元进行剖分, 离散后的六面体单元数为1061, 节点数为2276。
2.1.2 方案设计
为了较为真实地模拟该重力坝及坝基岩体的实际受力过程, 模型可分为两步加荷载。第一步仅考虑坝基开挖后坝基岩体在与坝顶齐平的最高水位下的受力情况, 将重力坝坝体单元设为空单元;第二步将上一步由水的自重产生的位移消除, 再将坝体单元激活, 并加入最高水位时水的荷载, 从而模拟重力坝运行时坝体及水共同作用下的应力与变形状态。荷载组合为混凝土坝体自重+最高水位时水的荷载, 下游无水的情况。由于扬压力与坝体自重及水荷载相比相对较小, 故数值模拟中没有考虑扬压力的作用。
2.2 计算参数
数值模拟计算涉及到计算域内岩体介质类型的简化和力学参数的选取, 对岩体介质选取合理的岩体力学参数是保证计算可靠的重要条件。在模型参数选取上, 本文采用经工程弱化处理后的岩体力学参数。需要说明的是, 本文研究对象主要是强风化状态、弱风化状态 (中等风化状态) 、微风化状态的基岩, 基岩是影响坝体安全稳定的主体, 考虑坝址与坝体接触面上的基岩主要是呈强分化、弱风化、微风化状态, 故岩体物理力学参数主要也就按这三种风化状态来分类。经简化后, 计算模型所需的物理力学参数为:岩石和混凝土的弹性模量、泊松比、密度、内聚力和内摩擦角, 其中, 非溢流坝下部坝体基础均坐落在弱风化花岗岩石上, 上部坝体局部坐落在强风化下部花岗岩体上, 其物理力学参数取值见表1。坝体混凝土采用C15, 物理力学参数:E=22Gpa, μ=0.2, ρ=24KN/m3, бt=1.27MPa, C=0.2MPa, φ=35°。
2.3 计算结果及分析
2.3.1 应力分布特征
在坝体及水共同作用下, 最大主拉应力出现在上游面坝锺附近, 其值为0.123Mpa (如图2) ;最小主拉应力出现在坝趾位置, 其值为-0.121 Mpa (如图3) 。由此看出非溢流坝段在蓄水后, 由于水的重力及由此产生的推力作用下, 上游面坝锺附近局部呈拉应力状态, 坝趾区呈压应力状态。且根据FLAC分析得出此非溢流典型坝段的最大剪切应力出现在坝趾偏上的位置, 其值为0.313Mpa (如图4) , 而坝基岩体的抗剪强度为0.8Mpa, 比较得出在蓄水后, 由于上游水头浪压力、水的重力及由此产生的推力作用下, 坝趾附近剪切应力较其它位置为较危险区域, 但是不会产生抗剪破坏。
2.3.2 变形分布特征
非溢流坝段的修建必然要引起坝体下基岩位移和周边岩体位移的变化, 同时由于坝体自重及蓄水的影响, 坝体将产生相应的位移。由位移矢量图 (如图5) 可以看到, 整个坝段在自重作用下有向下的位移趋势, 同时在上游水压力作用下有向右倾斜的位移趋势。坝体位移矢量方向为斜向下;上游坝基岩体在水压力的作用下呈向下的位移趋势;下游坝趾前端的坝基岩体有向上的位移趋势。且模拟分析得出其最大位移出现在坝址附近, 其值为0.564mm, 混凝土重力坝坝底位移量一般在0.15～0.35mm之间。根据FLAC分析还得出此非溢流典型坝段最大剪应变增量出现在坝趾区, 其值为0.04mm (如图6) 。
3 非溢流坝安全稳定评价
正确评价坝与地基安全与否的关键是稳定分析的方法及合理的安全判断准则。本文根据上述坝与地基的应力应变分析, 确定坝锺与坝址附近是最为危险的区域, 为进一步分析其稳定性, 本文采用Mohr-Coulomb准则对此危险区域作出定量的安全稳定分析及评价。
为了定量分析剪切破坏的程度和区域, 根据应力分布模拟结果, 分别选取坝锺剖面上171#、157#、608#、551#、550#单元;坝趾剖面上198#、184#、170#、621#、702#单元, 共10个单元, 如图7所示, 采用Mohr-Coulomb准则[5]绘制Mohr圆, 对这些计算点进行剪切破坏的定量分析, 分析结果如图7、图8所示。
从Mohr圆上可以看出:在上游水荷载和坝体自重荷载共同作用下, 坝锺剖面上171#、157#、608#、551#、550#单元和坝趾剖面上198#、184#、170#、621#、702#单元都没有达到极限剪切破坏状态 (如图8、图9所示) , 说明大坝的这两个部位是稳定的, 这与前面的分析结果是相一致的。
上述Mohr-Coulomb准则分析表明:它们不会产生剪切破坏, 坝体与坝基整体比较安全, 但是在坝体设计或建设时应薄弱环节进行加固处理。
4 结论
⑴利用FLAC3D数值模拟软件, 对大坝非流溢坝段建成并蓄水后最危险工况下坝基及坝体的应力与变形进行了模拟分析, 结果显示:坝址及坝锺附近产生的应力与应变最大, 为最危险区域。
⑵应用Mohr-Coulomb准则对上述最危险区域进行了稳定性定量分析, 结果表明它们不会产生剪切破坏。但是上游坝蹱附近、下游坝址附近及地基中的断层、节理等是该工程的薄弱环节, 存在坝基渗漏问题。为降低水力坡降, 避免渗透变形的产生, 对该部位的坝基岩体必须进行加固处理。
⑶因暂无大坝稳定性研究的现场监测数据, 本文数值模拟结果仅反映非溢流坝段在自重及水等荷载作用下的一种趋势。进一步加强数值模拟技术, 以实测各种工况下大坝各部分的应力和变形为基础, 结合新理论对传统的方法进行改进, 为工程设计、施工、生产提供可靠的决策依据。
⑷本文坝基岩体力学参数, 是在室内岩块试验成果的基础上通过工程弱化取得, 试验组数有限, 代表性较差, 且受工程弱化方法的影响, 导致最终岩体力学参数与真值之间不可避免的存在一定的差异。如何更为合理的选择岩体力学参数有待进一步的研究。
摘要：水利枢纽工程中坝与地基的整体稳定性是坝址选型、工程布置、工程设计与施工及坝基处理等的基础地质资料。本文利用FLAC3D对该工程复杂地质条件的非溢流坝与地基稳定性进行了数值模拟分析, 得出了应力应变的分布规律, 确定了其设计的经济、合理性, FLAC3D数值模拟分析可在坝区的稳定性分析中提供科学依据。
关键词：非溢流坝,地基,FLAC3D,数值模拟,稳定性
参考文献
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