支护效应（精选3篇）
支护效应 篇1
巷道开挖后,巷道围岩由三向应力平衡状态过渡到二向应力状态,巷道围岩应力重新分布,导致塑性圈内岩体松动,随着时间发展和空间位置的变化,围岩应力和应变处于不断调整过程,巷道出现变形甚至失稳。文献[1]研究了巷道掘进过程中围岩不同深度径向应变随时间和空间的变化,巷道围岩受力状态按不同径向深度可划分为松弛带、压密区、后期膨胀状态和后期压缩状态,并认为压密区是承载圈,对围岩稳定起关键作用。
对于巷道支护的数值模拟及支护参数优化,国内很多学者进行了较为深入系统的研究[2,3,4]。现通过建立FLAC3D数值模型,采用快速拉格朗日法来研究金鼎煤矿井底车场巷道掘进中围岩应力场分布、变形特征和锚网喷复合支护下巷道的力学效应。
1 工程概况
汝阳天泽金鼎煤业有限公司是义煤集团公司的一座新建煤矿,设计年产量为45万t。井田面积17.41 km2,地质储量5 531万t,可采煤量2 930万t,主采的二1煤为优质主焦煤。目前正在进行二期工程施工,主副井井底已贯通。井底车场巷道揭露的岩石表明,巷道所处的岩层多为砂岩地层,胶结不良,并夹有未完全胶结的砂层,揭露出的岩石整体强度较低,巷道围岩属于软岩。
2 巷道掘进数值分析
(1)计算模型。
计算的巷道埋深600 m,巷道断面为直墙半圆拱,直墙高1.5 m,巷道宽4.4 m。计算域为60 m×50 m×11.8 m。巷道位于计算域中部,单元数为4 864,节点数为5 553,单元为六面体八节点单元。巷道一次掘进长度为1.8 m,边界为法向约束,计算网格如图1所示。
(2)计算参数。
根据相关资料,确定的计算参数见表1。
(3)计算结果分析。
图2为巷道掘进后围岩位移矢量情况。从图2可以看出,在巷道掘进后,巷道顶部下沉和底鼓趋势明显,两帮也有不同程度的变形。最大位移为3.1 cm。图3为无支护巷道围岩剪应力等值线。由图3可发现,巷道周边围岩剪应力呈蝴蝶形,且离巷道越近,剪应力越大。图4为无支护巷道围岩塑性区分布情况。由图4可知,巷道掘进1.8 m后,巷道周边围岩出现塑性区,呈剪切破坏类型。掘进前方巷道断面也出现明显的塑性变形。图5为无支护巷道周边围岩主应力分布情况。从图5可知,巷道掘进后,巷道周边围岩主应力降低,且以环向应力为主。巷道两帮最小主应力几乎平行于巷道壁面,而最大主应力与巷道壁面垂直。
3 锚网喷复合支护巷道围岩力学效应
计算巷道断面共布置17根Ø22 mm×2 000 mm左旋无纵筋锰硅螺纹钢锚杆,喷层为挂钢筋网喷射混凝土,喷射混凝土强度为C20,锚杆和混凝土喷层计算参数见表2。钢筋网采用Ø6 mm钢筋焊接而成(图6)。图7为锚网喷联合支护后位移矢量图,最大位移降为2.0 cm,巷道两帮变形基本消失,顶底板位移减小且趋于平均。图8为巷道锚网喷后巷道围岩剪应力等值线,与图3对比发现,支护前后,巷道围岩剪应力基本保持不变。图9为锚网喷支护塑性区分布情况。结果表明,采取锚网喷联合支护后,底板附近塑性区明显缩小,掘进面塑性区也有不同程度缩小。图10为锚网喷支护巷道围岩主应力分布情况,与图5相比可知,支护前后围岩主应力分布特征基本相似,但巷道两帮主应力有不同程度降低。图11为锚杆轴力分布情况。结果表明,巷道两帮锚杆主要承受拉力,而顶板锚杆承受压力。
4 结语
计算结果表明:采用锚网喷联合支护后,巷道围岩变形得到有效控制;围岩塑性区缩小且巷道两帮主应力有不同程度降低;巷道两帮范围内的锚杆以承受拉力为主,顶板范围内锚杆以承受压力为主;两帮底部且靠近掘进面的喷层承受弯矩最大,顶板喷层边缘次之。
摘要：为科学确定金鼎煤矿井底车场巷道掘进过程中位移场、应力场分布和支护效应,对后续支护方式和参数提供有益参考,采用基于快速拉格朗日法的FLAC3D软件对其进行了数值模拟研究。研究结果表明:巷道掘进过程中,巷道周边围岩出现明显塑性变形,采用锚网喷联合支护后,巷道变形得到有效控制,塑性区缩小且巷道两帮主应力有不同程度降低。
关键词：井底车场,巷道掘进,支护效应,数值模拟
参考文献
[1]薛顺勋,聂光国,姜光杰,等.软岩巷道支护技术指南[M].北京:煤炭工业出版社2,002.
[2]张聚国,栗献中.昌汉沟矿回采巷道应力分布与锚杆支护数值分析[J].中国煤炭2,010,36(12):46-48.
[3]周翔.大倾角煤层小煤柱巷道锚杆支护数值模拟研究[J].煤矿开采,20091,4(4):60-61.
[4]吴宝森,李培志,徐金海.薄煤层巷道锚网支护参数的优化设计[J].能源技术与管理,2008(5):14-16.
支护效应 篇2
1 工程概况
隧道位于山东省沂源境内,该隧道长760 m,隧道双向4车道,分离式单向行车双线隧道。隧道主要穿越地层为砂岩以及页岩,属于软岩范畴。文章选取某一典型断面,采用数值模拟计算,对该浅埋软岩隧道的初期支护效应进行分析研究。在数值模拟分析中,对围岩及初期支护体系的材料进行了如下假定:1)用梁单元模拟初期支护的钢拱架与喷射混凝土;2)围岩各向同性体,弹塑性本构关系;3)锚杆采用杆单元来进行模拟;4)在进行模拟计算中,初始地应力计算只考虑岩体本身的自重应力,不考虑构造应力对地应力的影响。
2 模型建立
根据相关的理论,对于隧道施工开挖后周边围岩的应变和应力,在计算中只考虑距洞室中心3倍～5倍的开挖跨度范围,对于超出这一范围我们可认为对围岩的应力和应变无影响。因此,在建立实际开挖隧道平面模型时,为避免尺寸效应带来的误差,计算模型尺寸具体如下:宽为120 m,隧道底面以下取40 m,隧道顶至地表为37 m。模拟计算中模型的具体边界条件:地表为自由边界,左右两侧为:竖向自由,水平方向有位移约束;底部:水平和垂直方向都有位移约束。模型采用2D单元beam3模拟喷射混凝土和钢拱架,采用2D单元PLANE42模拟围岩,2D单元Link1模拟锚杆,模拟计算模型如图1所示,支护结构模型如图2所示。
3 计算参数的选择
根据隧道勘察资料显示,在计算隧道初次支护以及围岩的稳定性时,对围岩和支护材料的力学参数可按表1提供的参数进行取值。
在锚喷支护作用发挥前,主要是工字钢钢拱架来维持围岩的稳定,钢拱架同时能提高初期支护强度,对地下沉有着很好的抑制作用。因此根据相关的计算理论,对钢拱架弹性模量进行折算成C20混凝土的弹性模量,折算后钢拱架相当于混凝土弹性模量E=25.1 GPa。
隧道数值模拟按照原隧道设计参数对未支护、喷射混凝土+锚杆、钢拱架+喷射混凝土、钢拱架+锚杆+喷射混凝土四种支护模式下的支护效应进行计算分析研究。
4计算结果
针对隧道埋深为15 m,20 m,25 m,30 m,40 m这5种情况,对隧道的初期支护为钢拱架+锚喷联合支护下的支护效应进行对比分析。具体分析结果如表2所示。
根据数值计算结果,对隧道拱顶位移、仰拱位移、锚杆最大轴力、钢拱架最大轴力、支护最大弯矩以及支护最大剪力随隧道埋深的变化进行了分析,分别见图3～图8。
从表2和图3～图8可以看出,对于隧道支护中的锚杆轴力以及支护弯矩、支护轴力、支护剪力这几个在设计中最为关心的问题,受隧道的埋深影响很大。拱顶位移、仰拱位移、锚杆轴力、钢拱架轴力、支护最大弯矩以及最大剪力等这些变量与隧道的埋深呈线性关系,随隧道埋深的增加而增大。
5结语
隧道的埋深对其初次支护中的锚杆轴力影响很大,锚杆上的轴力随隧道的埋深线性增加。沿锚杆全长承受拉应力,在隧道的拱顶和隧道的周边,锚杆受力的拉应力基本相等,变化不大。锚杆轴力是距隧道中心距离越远其值越小。设计中可以根据锚杆的具体位置对其长度进行调整。
摘要：以工程实例为背景,采用数值模拟的方法,对浅埋隧道在不同深度下(15 m,20 m,25 m,30 m,40 m)初期支护时的支护效应进行了分析,同时对支护时的不同力学特性作了阐述,为今后类似工程建设积累了经验。
关键词：浅埋隧道,埋深,初期支护,支护效应
参考文献
[1]博弈创作室.APDL参数化有限元分析技术及其应用实例[M].北京:中国水利水电出版社,2004.
[2]李权.ANSYS在土木工程中的应用[M].北京:人民邮电出版社,2005.
[3]JTG D70-2004,公路隧道设计规范[S].
[4]傅鑫彬.浅埋软弱围岩大跨隧道的施工技术研究[D].成都:西南交通大学硕士学位论文,2006.
支护效应 篇3
关键词：高速公路隧道,软弱岩体,锚喷支护,剪切滑移理论,支护失效
锚喷支护体系自从20世纪50年代问世以来, 随同现代支护结构原理,尤其是新奥法的推广,已广泛应用于地下建筑结构的施工,已成为隧道复合式衬砌结构的重要组成部分。由于锚喷网支护作用的不确定性、多重性以及受力系统的复杂性,对于锚喷支护结构的设计与计算,目前还没有一套合理的计算模型,主要的设计方法还是以经验为主的工程类比法[1—4]。由于不同隧道地层岩性结构的复杂多样性,使得经验法设计的初期支护结构形式和参数很难与实际地质条件形成良好的匹配,由此导致支护围岩体的破坏失效,进而引发大范围的围岩失稳塌方,这在软弱围岩隧道中表现的尤为突出。
在对这种不良施工地质灾害进行处理时,也大多依靠经验判断盲目地提高初期支护的参数,但往往并不能取得满意的支护效果,造成变形破坏进一步恶化。所以,要想合理地解决目前软弱围岩隧道大变形难题,必须对其锚喷支护力学效应进行分析, 揭示锚喷支护失效的根本原因,从而有针对性地提出解决措施。
针对软弱围岩条件下锚喷支护力学效应的研究,大量学者和专家试图建立比较合适的地质力学模型,利用数值分析方法来阐述支护系统的力学机制[5—7]; 也有学者采用监控量测手段对软岩隧道支护结构进行量测,揭示其受力变形特性[8—10]。但上述方法都是将围岩和支护体视为两个独立的部分, 两者是施力和受力的关系,并未考虑与围岩的相互作用。
剪切滑移理论[11]是由奥地利人Rabcewicz提出来,1966年Rabcewicz根据试验指出当围岩压力不大时,剪切破坏才是柔性支护破坏的主要形式。通过长期对隧道破坏过程的观察,提出了隧道围岩与锚喷支护破坏的剪切锥模型。现以油坊坪隧道软弱围岩为例,运用剪切滑移理论分析隧道锚喷支护受力效应,并依此分析油坊坪隧道围岩失稳支护失效的根源,从而为类似隧道的设计施工方案优化、围岩变形控制提供理论依据。
1工程概况及锚喷支护破坏特征
1. 1工程概况
油坊坪隧道是谷( 城) —竹( 溪) 高速公路的一座小净距隧道-分离式隧道,进口段为小净距隧道, 出口端为分离式。隧道长度左线长1 092 m,右洞起止桩号为: YK41 + 105 ~ YK42 + 222,长1 117 m。隧址区属构造剥蚀侵蚀低山-低中山区,隧道轴线经过地段地面高程约420 ~ 540 m,相对切割深 度约120 m。隧址区在大地构造上位于南秦岭构造带内, 未见明显的不良地质构造现象。
1. 2工程地质条件
从地质调绘和区域资料揭示,隧道主要穿越地层为元古界武当群( Pt2w) 片岩,鳞片变晶结构,片状构造; 进出口附近坡面覆盖有第四系残坡积层。 节理裂隙较发育,片岩强度不高,属于比较典型的软岩隧道; 片岩物理力学参数如下表1所示。
现场片岩 具有典型 的片状构 造,片理产状295° < 22°; 隧道最大埋深约120 m,没有高地应力现象; 地下水类型主要为基岩裂隙水,其次为残坡积黏土层中的孔隙水。基岩裂隙水受大气降水垂直入渗补给,赋存在片岩裂隙和破碎带中,水量较贫乏, 局部地段因为裂隙发育,裂隙水补给较好。
1. 3隧道围岩失稳破坏特征
油坊坪隧道采用钻爆法,上下台阶开挖的施工方法,支护采用的是复合式衬砌结构,锚喷网组成初期支护结构。在隧道掘进中,围岩大变形、初支破坏现象时有发生。经过大量的现场观察发现,油坊坪隧道的围岩-支护体变形破坏都具有相似的特点,现以发生大规模塌方的地段( YK41 + 414-431段) 为例说明其特点; 研究段隧道锚喷支护参数( S4b型) 如下表2所示。
经过现场调查发现,破坏发生时,首先在隧洞两侧中部出现轻微裂缝,裂缝宽度为2 ~ 5 mm不等, 随着掌子面继续向前推进,裂缝逐渐加宽; 在初期支护破坏初期,随着两侧围岩收敛变形的加大,裂缝逐渐延伸到整个断面,进而发展为纵向裂缝。接着发生大规模围岩挤入式变形破坏,破坏由两侧的锚喷支护开始,侧墙向内鼓进,出现纵向张裂缝。在侧墙内挤张裂的同时,拱顶支护在拱顶部位被剪切错位。 由于顶部逐渐失去承载拱的支撑作用,顶部开始出现不可控的变形,最终导致油坊坪隧道顶部大规模的塌方。整个破坏过程是由两侧锚喷支护失效而起,最终导致顶板发生垮落。破坏过程如图1所示。
2剪切滑移破坏理论
新奥法创始人( Rabcewicz) 经多次工程实践观察和模型试验发现,圆形断面的软岩巷道,将在两侧围岩中形成楔形的塑性区,楔形体向围岩深处扩展, 荷载逐渐增大,如果支护抗力不足,围岩两侧开始塌落,继而引起顶部大规模破坏。在这种条件下,楔形体的剪切滑移破坏是其最主要的破坏模式,如图2所示。
根据Rabcewicz的剪切滑移理论,剪切破坏理论锚喷支护设计计算方法认为: 锚喷支护作为半刚性( 或称柔性) 结构,与围岩黏贴紧密,共同工作; 由喷射混凝土、钢筋网、系统锚杆等提供的承载力之和PiW应不小于围岩特性曲线的最小支护抗力Pmin:式中Pist,PiA,PiR,Pis分别为钢支撑、锚杆和岩石承载环、喷射混凝土的承载力。可通过相关计算方法确定或通过测试确定[12—14]。
按照莫尔-库伦理论,及岩体产生剪切滑动的条件,两组滑移 线方程分 别为r = r0e( θ-α) cotα,r = r0e- ( θ - α) cotα。其中: θ 为极角,范围为( α,π/2) ,α 为剪切角,r0为圆形断面的半径,r为滑移面迹线的极半径。
该曲线即为隧道侧壁岩体的滑移线方程。也是破坏楔形体的边界线。令b = 2acosα,则b表示破坏楔形体的宽度。这样就建立了围岩破坏的剪切滑移破坏模型,如图3所示。
3隧道锚喷支护力学效应分析
3. 1锚喷支护的受力计算
根据剪切锥理论,锚喷支护系统由于受力作用的复杂性,现根据各支护结构的容许抗剪强度简单的叠加来计算支护结构对围岩的容许承载力。根据油坊坪隧道塌方地段的实际情况进行计算。相关围岩参数及支护参数见表1和表2。
3. 1. 1隧道断面的等效换算
参照等效圆半径的几种求法,取大小半径之和作为其等效半径[12]。则油坊坪隧道的等效半径为
计算得,计算隧道的等效半径r0为4. 3 m。
3.1.2锚喷支护结构对围岩的承载力计算
根据相关文献[12—14]做如下求解
1求剪切角 α 与剪切滑动区域宽度b
18. 5°,b = 8. 156 m。
2喷射混凝土支护承载力Pis
喷射混凝土层厚度ds= 0. 22 m,喷射混凝土容许抗压强度sc= 20 MPa,剪切角 αs= 30°,抗剪强度取为 τs= 0. 43 sc,则计算得喷射混凝土容许抗剪强度 τs= 8. 6 MPa。则喷混凝土支护承载力PiS通过文献[12]推荐的公式计算可得Pis= 0. 928 MPa。
3计算钢拱架与钢筋网承载力Pist
对于钢拱架,钢材的剪切角 αst= 45°,钢材的容许抗拉强度为335 MPa,则钢材容许抗剪强度取 τst= 167. 5 MPa。隧道平均纵向一延米加强钢筋的截面积
对于钢筋网,计算方法一样,不同的是 τst= 117. 5 MPa,隧道平均纵向延伸一米范围内加强钢筋的截面积8. 04 × 10- 4m2,同理计算可得Pist2= 0. 032 7 MPa。
综上可得pist= pist1+ pist2= 0. 180 MPa。
4锚杆对围岩作用的径向平均压力piA
取容许抗拔力为60 k N,计算可得piA= 0. 041 7 MPa。
5岩石支撑环的承载力PiR
考虑 σ3则是由各种支护结构分别提供的, σ3= 1. 150 MPa,σ1= 12. 06 MPa。由 τR( 剪切滑面上的切应力) ,σnR( 剪切滑面上的垂直压应力) 与主应力的关系可得 τR= 3. 28 MPa,σnR= 2. 25 MPa, ( 岩石支撑环内摩擦角) 与s( 岩石支撑环内剪切滑面的长度) 的值受岩石支承环厚度W的影响,W的值可由锚杆长度l,锚杆间距t。计算可得W = 2. 587 m。利用解析法求得: = 40. 33°,s = 8. 153,最后算得岩石支承环承载力PiR为2. 008 MPa。
6锚杆的承载力PiA
综上,计算可得PAi= 0. 048 7 MPa。
7锚喷支护的总承载力PiW
锚喷支护总承载力计算公式如下
最后得出PiW= 3. 212 MPa。
3. 1. 3阻止剪切锥体向内滑动所需要的最小支护
抗力Pmin计算
先由式( 5) 求出破裂带半径极值[15]
式( 5) 中Rp,为破裂带半径极值,P为原岩应力,r0隧道等效半径,γ 为破裂圈内围岩容重。
根据勘察资料Ⅳ级围岩密度 ρ = 2. 2 g /cm3,计算区域隧道埋深约80 m,则P根据天然应力计算公式计算可得p = 1. 724 MPa。
由式( 5) 计算可得: Rp= 6. 373 m,由于最小支护抗力Pmin可根据下式计算
计算可得Pmin= 0. 045 6 MPa。
3. 1. 4锚喷支护受力分析
由上述计算可知在原设计参数条件下,锚喷支护提供的承载力为3. 212 MPa,远大于围岩剪切破坏的0. 045 6 MPa,计算结果表明在设计锚喷支护参数作用下围岩是不可能发生失稳破坏的。
由上述分析已经知道,油坊坪隧道为软岩隧道, 剪切破坏是其最主要的破坏模式,这已被Rabcewicz经多次工程实践观察和模型试验所证实; 而且现场的破坏特点也符合剪切滑移破坏特点,因此用剪切滑移理论分析油坊坪隧道的锚喷支护是符合理论依据的,理论计算的结果是可靠的。
但在现场实际条件下,本段锚喷支护仍然发生了破坏,说明原支护参数条件下,锚喷支护并未发挥理论设计上的作用和强度。在此可以从围岩、施工等方面分析围岩变形、锚喷失效的原因。
3. 2锚喷支护失效原因
理论计算结果显示锚喷支护能够提供围岩保持稳定所需抗力,但在现场实际条件下,本段锚喷支护仍然发生了破坏,说明原支护参数条件下,锚喷支护并未发挥理论设计上的作用和强度。在此可以从围岩性质、施工条件等方面分析围岩变形、锚喷失效的原因。
3. 2. 1围岩性质方面
隧道围岩为绢云母片岩,云母含量高,强度低, 片理、节理发育,围岩较为破碎,属于软岩范畴。现场观察显示与初期支护接触部位围岩风化严重,围岩基本失去承载、自稳能力。围岩黏土矿物含量高, 在地下水作用下发生崩解、软化、膨胀等现象,导致围岩力学性能下降。因此围岩参数的选取上实际的参数可能和勘察设计资料有较大的差距,例如饱和的片岩与之前内摩擦角就可以相差到4° ~ 5°,导致其支护抗力可以相差好几倍[13],并且计算的支撑力也会减小很多。其他的参数同样可能与实际有很大的差别,所以实际的锚喷支护总承载力PiW小于上面的计算值,而支护结构还需承受产生的膨胀应力, 隧道围岩的松动圈、塑性圈范围较大,最小支护抗力Pmin大于上文实际计算值,进而出现支护结构变形、 破坏现象。
3. 2. 2施工条件方面
参照油坊坪隧道现场监控量测的资料可以知道,隧道变形破坏持续时间很长,且隧道变形与施工工序的多次扰动密切相关,因此施工的影响对围岩的变形破坏影响也很大。
由于片岩独有的片理构造,在施工爆破的影响下,导致开挖后的围岩极其松散破碎,而且在掌子面爆破时,往往产生严重的超挖现象,使得洞周岩体形态很不规则,产生很大的应力集中效应,加剧了围岩的破碎,这样在锚喷支护时,围岩的支承能力大大降低,松散区岩体的范围很大,因此锚杆的支撑力与围岩的支撑力也会大打折扣。受施工扰动的影响,围岩将进一步劣化,松动圈和塑性圈范围增大,进而导致作用于初期支护上的形变压力增大,促使支护结构破坏; 若松动圈范围超过锚杆的长度,锚杆的悬吊等功能丧失,锚杆只起初步强化围岩的性能,而整个松动圈和锚杆等作为一个整体作用于支护结构上, 则很可能导致大变形和塌方的出现。此外,施工中拱架落底、锁脚没有按要求施做,超前支护以及注浆效果等没有达到设计要求,仰拱、二衬与掌子面之间的间距不合理控制等都会促使支护变形破坏。
综上得到油坊坪隧道失稳破坏的机理在于: 由于围岩本身的特点,实际锚喷支护总承载力小于计算值,而保持围岩稳定所需的最小支护抗力大于计算值; 在施工爆破震动等扰动下,围岩进一步劣化, 岩体物理力学性能进一步降低,松动圈范围进一步扩大,甚至导致锚杆主要功能丧失,而作用于支护结构的总荷载进一步增大,加上相关施工工艺并未达到要求,最终,锚喷支护各系统所提供的承载力远不及设计要求,小于阻止剪切锥体向内滑动所需要的最小支护抗力,不能维持其平衡。隧道两侧的围岩以剪切锥体的形式沿着剪切破坏滑移线向隧道洞体方向产生滑移,从而导致了锚喷支护的大变形与破坏,导致锚喷支护失效。
4结论
通过上述分析,得到如下结论。
( 1) 利用剪切滑移理论,计算表明了在理想条件下,设计支护参数条件下油坊坪隧道的锚喷支护参数是偏于保守的,支护体系本身具有的结构抗力是有安全保障的。
( 2) 隧道围岩失稳破坏的原因是由于围岩本身性质和施工等原因导致的。受施工扰动影响,松动圈进一步增大,围岩持续恶化及加大的形变围岩压力,造成隧道两侧的围岩以剪切锥体的形式沿着剪切破坏滑移线向隧道洞体方向产生滑移,进而引发大范围的顶部塌方,导致锚喷支护失效。