摘 要: 針對廣惠高速公路小金口雙連拱隧道在不同施工方法下圍巖和隧道支護結構的力學問題,運用有限元的方法對三導坑開挖法和上下臺階開挖法進行了動態數值模擬,首次建立了在不同施工工序下圍巖的應力場、位移場,進而對這兩種施工方法進行了比較,得出采用上下臺階法開挖的方案較優。所建立的雙連拱隧道支護結構體系內力(軸力和彎矩) 模型,對雙連拱隧道的設計和施工具有重大的指導意義。
隨著高速公路進入山區,隧道數量日益增多。這些隧道由于受地形及展線限制,一些較短的隧道(隧道長一般< 500 m) 選用了連拱結構型式,在四川、云南、貴州、浙江、福建及湖南省的一些高速公路上均規劃、設計了幾座至幾十座連拱隧道。在京福高速公路福建段一期工程的初步設計中的連拱隧道達29 座。
連拱隧道在一些特殊地形條件下,是一種很有效的結構型式,對節省總體工程投資有著重要的意義。但從全國各地已建連拱隧道的情況看,確實存在工期較長、工序較多、造價較高及工程質量不夠理想等問題。另一個重要的因素就是對連拱隧道的力學性質沒有進行深入的研究。鑒于雙跨連拱隧道結構的特殊性,在設計時必須對隧道初期(施工)支護參數、二次襯砌施作時機和參數、支護荷載的計算理論和方法及監控量測等同時進行全面深入研究。
1 雙連拱隧道有限元計算模型的建立
有限元是一種離散化的數值解法[1][2] ,長期以來,地下結構的計算僅僅是針對支護結構的,而在支護結構計算中一直采取“ 荷載2結構”。隨著新奧法的引入和巖體力學的發展,隧道圍巖不再被單單看著荷載, 也被看成隧道支護系統的一部分,圍巖和結構之間的相互作用使得計算復雜很多。
本文對廣惠高速公路小金口隧道進行二維分析, 主要針對隧道圍巖和隧道支護結構, 圍巖采用PLANE42 單元進行網格離散,一次襯砌采用BEAM3 單元進行網格離散。數學分析的模型如下:
111 兩種施工方法的數值模擬
對隧道開挖后的應力場和位移場運用ANSYS 進行數值模擬,通過三導坑開挖法和上下臺階開挖法來進行分析,比較兩種開挖方法的優劣,分析它們對巖層的擾動情況。
112 計算參數
平面數值模擬計算所采用的計算參數按表1 選取。
表1 有限元分析計算參數
113 計算采用的計算準則
計算采用彈塑性平面應變模型[3][4] 。巖土材料的非線性按DP 材料處理,在ANSYS 程序中,DP 材料選項使用Druck2Prager (DP) 屈服準則,此屈服準則對Mohr2Coulomb 準則給予近似,以此來修正Von Mises 屈服準則。另外,作為巖體的兩個重要的參數粘聚力
C 和內摩擦角φ都能通過材料數據表輸入。
114 邊界條件
邊界條件均采用位移邊界條件,上邊界去至地面, 為自由面,兩側及底邊均受法向約束,在底邊中點有一固定約束。
115 計算內容
分別計算兩種開挖方法引起的圍巖擾動后的應力場和位移場。
2 雙連拱隧道施工方法的動態數值模擬
目前,雙連拱隧道的開挖順序均采用中導坑部分超前的施工方法,中墻施筑基本完成后,左、右主洞開挖施工。本文針對研究區域的Ⅱ 類圍巖背景下的雙連拱隧道提出了兩種新的開挖方法,即:三導坑開挖法和主洞上下臺階法。211 三導坑法開挖支護的動態數值模擬
以這種施工方法開挖的主要施工步驟如下(圖1): (a)中導坑開挖及支護; (b)施筑中隔墻以及右側壁導坑的開挖及支護; (c) 左側壁導坑的開挖及支護; (d)右主洞的開挖及支護; (e)左主洞的開挖及支護。其模擬施工步驟劃分的單元網格圖1 所示。
a1 中導坑開挖及支護 b1 施筑中隔墻及右側壁導坑開挖支護
c1 左側壁導坑開挖及支護 d1 右主洞開挖及支護 e1 左主洞開挖及支護
圖1 三導坑法開挖與支護的施工工序單元網格的劃分序列圖
21111 應力場分析
按照施工步驟,一步一步地進行計算分析,得出開挖后的整個巖體擾動后的應力圖(圖2 ,a) 。由于巖體破碎, 且埋深較小,計算荷載主要是巖體的自重。應力場的分析也主要考慮豎向應力。著重對兩個拱腰、拱頂和拱腳進行分析。
a1 圍巖應力場
b1 圍巖位移場
圖2 三導坑法開挖及支護完成后圍巖應力場和位移場分布
通過有限元分析模擬,從以上的數值分析中(圖2 ,a) ,可以看出,雙連拱隧道開挖后的應力場分布與兩個單洞隧道是不同的。最大應力場主要分布于三個部位:中墻上部及左、右主洞外側的拱腰部位。值得注意的地方是,中墻頂附近區域,先開挖的部分受到后開挖部分的影響比較大。
21112 位移場分析
同應力場的分析一樣, 位移場的分析也主要考慮開挖后圍巖體豎向位移的大小。著重對拱腰和拱頂進行分析。研究它們在各個施工步驟中位移的增量。圖3 , b 中的位移場在各施工步驟中的位移場的累積。
通過有限元數值模擬分析, 認為: 洞周位移最大值發生在左、右洞拱頂位置, 位移值分別為141470 mm 和141447 mm , 其中先開挖的右洞拱頂下沉位移又比左洞拱頂下沉位移略微大一點。從各個點來看, 隨著洞室的開挖, 位移值都在增長。先開挖的側壁導坑位移增長緩慢, 主洞的開挖對它的影響也不大, 這和它先開挖后, 應力已經釋放, 變形基本穩定有很大關系。212 主洞上下臺階開挖法開挖支護的動態數值模擬
以這種施工方法開挖的主要施工步驟如下(圖3) :(a) 中導坑開挖及支護; (b) 施筑中隔墻及支護; 右主洞上臺階開挖及支護; (c) 右主洞下臺階開挖及支護; (d) 左主洞上臺階開挖及支護; (e) 左主洞下臺階開挖及支護。其模擬施工步驟的單元網格劃分如圖3 所示。
a1 中導坑開挖及支護 b1 澆筑中隔墻單元網格劃分 c1 右主洞上臺階開挖及支護
d1 右主洞下臺階開挖及支護 e1 左主洞上臺階開挖及支護 f1 左主洞下臺階開挖及支護
圖3 上下臺階法開挖與支護的施工工序單元網格的劃分序列圖
21211 應力場分析
對上下臺階法開挖隧道引起的地應力重分布的分析方法和側導坑開挖法的分析方法一樣,先對整個計算區域進行總體描述,再對關鍵位置進行量值分析。圖4 隧道在連續的施工工序完成后應力場的變化。
a1 圍巖應力場
b1 圍巖位移
圖5 上下臺階法開挖及支護完成后圍巖應力場和位移場分布
通過有限元分析,認為:對于中隔墻,則其應力變化很大,承受著很大的來自圍巖體變形產生的壓應力, 其應力值在110～414 MPa 之間。接下來的右主洞下臺階開挖與上臺階相比,則應力分布幾乎沒有改變。只在原來右邊拱腳應力集中位置下移到新的拱腳位置。左主洞上臺階的開挖進一步改變了巖體應力的分布,整個分析區域的應力分布呈現出關于中隔墻中心線對稱的分布形態,最大壓應力值也比上一工序大。上下臺階法開挖施工法中,對圍巖體應力場的變化起到較大作用的是右主洞和左主洞上臺階的開挖,下臺階的開挖不會造成應力場大的變化。
在有限元分析中發現,隧道左、右洞靠近中隔墻的兩個拱腰處應力值比其它地方的應力值大,隨著施工工序的變化也大。對于右洞靠近中隔墻的左拱腰右主洞一開挖,應力值立即增加到01642 MPa , 是沒有形成洞室的原始地應力的1169 倍。接下來開挖右主洞下臺階時,應力值卻只增長了01057 MPa , 僅僅增長了8188 % , 受左主洞上臺階開挖的影響,應力值再次增加01312 MPa , 達到了11011 MPa , 是初始地應力的2165 倍,從而在此處形成應力集中。相似的應力變化也存在于左洞靠近中隔墻的拱腰處。對其它點,則應力的變化比較平緩,沒有出現應力急劇增加的情況。這說明對雙連拱隧道,中隔墻墻頂的區域內是受力最不利的地方,在設計和施工時應該重點考慮。
21212 位移場分析
從圖4 ,b 中可以看出,中導坑的開挖對隧道周圍圍巖位移的影響小。位移等值線幾乎與中導坑沒有開挖之前一樣呈水平狀態。右主洞上臺階開挖后,位移場出現很大的變化,在隧道拱頂附近的位置出現較大的位移量,隨著與隧道中心的距離逐漸增大,位移等值線又趨于水平。右主洞下臺階的開挖沒有引起分析區域的位移場分布形態的改變,最大位移值變化很小。在左主洞上臺階開挖時,整個分析區域的位移場再一次劇烈改變,在左主洞拱頂附近的位置也同樣出現很大的位移,與右主洞的形狀一致,整個位移場的變化形態關于中隔墻中心線對稱分布。在中隔墻墻頂上方區域,由于有中隔墻支撐,其位移變化量比起拱頂區域要小。
3 雙連拱隧道二次襯砌內力模型的建立
計算結構內力,采用ANSYS 系統電算。采用荷載-結構模式分析隧道結構,結構物模擬采用梁單元模筑混凝土二次襯砌。將隧道結構離散(模筑二次襯砌) 為82 個梁單元,梁單元之間用節點連接,將荷載轉化為均布荷載作用到每個單元上,在中墻和邊墻底部加一個固定支座,限制結構的位移,圍巖與結構的作用采用彈簧模擬,彈簧設置在節點上。由于二次襯砌與圍巖之間隔著防水層和一次支護,襯砌和圍巖之間沒有粘結力,兩者之間只能傳遞法向力,忽略襯砌和圍巖接觸面的摩擦力,故彈簧設置為徑向彈簧。用于采用面單元153 , 故當彈簧受力為負即彈簧受拉時,不需要去掉彈簧重新計算并且無需將面荷載轉化為節點荷載。圖5 是本文建立的II 類圍巖雙連拱隧道支護結構的內力模型。
圖5 II 類圍巖雙連拱隧道支護結構體系的內力模型
4 兩種施工方法的比較
通過上述分析,可以得出以下認識:
1. (1) 中導坑的開挖就是一般的小洞徑隧道開挖, 它引起的圍巖位移和應力的變化與單洞隧道的情況一致。
(2) 中隔墻由于是在中導坑穩定過后才澆注的, 故它在下一步施工工序進行之前主要承受的是其自身的重量。本論文兩種施工方法這兩步工序都完全一樣,故它們引起的圍巖體位移、應力的變化也完全一樣。
(3) 三導坑施工法和上下臺階法引起的拱頂下沉位移量穩定后的最大值分別為43114 mm 和44170 mm , 相差僅為1156 mm 。但都沒有超過《公路隧道施工規范》對埋深< 50 m 的Ⅱ 類圍巖周邊允許相對位移值。
(4) 中隔墻承受的壓力變化要復雜一些。兩種施工方法在鋼拱架安裝到中隔墻一側時,中隔墻均出現了偏壓,其最終的壓應力值分別為2194 MPa 和2188MPa , 上下臺階法施工時壓應力稍大一些。
總之, 這兩種不同的施工方法對圍巖的擾動和初期支護承受的荷載、從施工力學角度來以及施工工序等方面考慮, 上下臺階法優于三導坑法。主要表現在:
1. (1) 上下臺階法施工的工序少,工作面大。臺階法施工少了挖兩個側壁導坑和側壁導坑的臨時支護兩個工序,能夠大大節省時間。而且,上下臺階法施工的工作面要比側壁導坑法施工的工作面要大,更便于施工,也有助于改善隧道內的通風。
(2) 上下臺階法,由于減少了兩個工序,可以節約大量用于臨時支護的鋼材和水泥,能夠降低人工費用。所以,上下臺階法的施工費用更低一些。故上下臺階法施工要優于三導坑施工法。
5 結論
本文通過對小金口雙連拱隧道進行有限元分析計算,其計算的結果用于小金口連拱隧道的施工過程中取得了較好的工程效果和經濟價值,基本掌握了在不同的施工階段連拱隧道結構的受力狀態和力學行為。
1.(1) 通過有限元理論分析,運用ANSYS 中單元的殺死與激活技術,對Ⅱ 類圍巖中的雙連拱隧道三導坑開挖法和主洞上下臺階法的開挖施工過程進行了動態數值模擬。掌握了主洞上下臺階法和三導坑法在不同施工工序的受力狀態和力學行為,有利于隧道施工的安全可靠經濟
。 (2) 在Ⅱ 類圍巖中,三導坑法和主洞上下臺階法兩種施工方法都進行了有限元分析。主洞上下臺階法較優于三導坑開挖的方法。
(3) 對雙連拱隧道施工所采取的兩種施工方法進行了應力場和位移場的模擬,建立了雙連拱隧道結構的應力場模型及位移場模型,對連拱隧道正確的設計與施工具有重大的意義。
(4) 初步建立了雙連拱隧道結構支護體系的內力模型(軸力和彎矩),充分理解和闡述了構件的工作狀態。
(5) 根據式(11)計算m ,m = 257 271 52415 噸= 2152 126 094 ×1010 N ;
(6) 根據式(12)計算P,P=31116 854 786 ×1010 N ;
(7) 根據式(14)計算σ,σ= 1 038 951 595 Pa = 1 038195 MPa ;
312 隧道區段拱頂壓力PD 及應力σD 的計算
(1) 根據式(15)計算m2 ;
(2) 根據式(19)計算PD,PD = 116 20311 102 t = 1 138 790 480 N ;
(3) 拱頂總面積SD,SD = ( EO3 X 弧長) ×W= 191305 ×5 = 961525 m2;
(4) 根據式(20)計算σD,σD = 11 797 881117 Pa = 111798 MPa ;
4 討論
本文提出的新的公路隧道圍巖壓力與應力計算方法有利于實現計算機編程計算, 當將隧道工程設計圖、地形圖、地質圖輸入計算機后, 計算機可以自動計算出隧道任一斷面上的洞壁側壓力與應力及拱頂壓力與應力, 從而為隧道工程設計提供較為準確的基礎數據。
本文的結論是建立在地球物理學和地球重力場理論基礎上的, 具有一定的科學性。從實際工程應用效果看, 本文的計算結果與實測結果吻合程度較高, 其計算結果的準確性優于目前在用的其它計算方法, 具有一定的可靠性與先進性。當然, 限于筆者水平, 文中難免存在這樣或那樣的缺陷與不足, 希望大家在應用過程中不斷使之更趨合理、更趨完善。
原作者：趙玉光,張煥新,林志遠,李曉洪,楊崢
隨著高速公路進入山區,隧道數量日益增多。這些隧道由于受地形及展線限制,一些較短的隧道(隧道長一般< 500 m) 選用了連拱結構型式,在四川、云南、貴州、浙江、福建及湖南省的一些高速公路上均規劃、設計了幾座至幾十座連拱隧道。在京福高速公路福建段一期工程的初步設計中的連拱隧道達29 座。
連拱隧道在一些特殊地形條件下,是一種很有效的結構型式,對節省總體工程投資有著重要的意義。但從全國各地已建連拱隧道的情況看,確實存在工期較長、工序較多、造價較高及工程質量不夠理想等問題。另一個重要的因素就是對連拱隧道的力學性質沒有進行深入的研究。鑒于雙跨連拱隧道結構的特殊性,在設計時必須對隧道初期(施工)支護參數、二次襯砌施作時機和參數、支護荷載的計算理論和方法及監控量測等同時進行全面深入研究。
1 雙連拱隧道有限元計算模型的建立
有限元是一種離散化的數值解法[1][2] ,長期以來,地下結構的計算僅僅是針對支護結構的,而在支護結構計算中一直采取“ 荷載2結構”。隨著新奧法的引入和巖體力學的發展,隧道圍巖不再被單單看著荷載, 也被看成隧道支護系統的一部分,圍巖和結構之間的相互作用使得計算復雜很多。
本文對廣惠高速公路小金口隧道進行二維分析, 主要針對隧道圍巖和隧道支護結構, 圍巖采用PLANE42 單元進行網格離散,一次襯砌采用BEAM3 單元進行網格離散。數學分析的模型如下:
111 兩種施工方法的數值模擬
對隧道開挖后的應力場和位移場運用ANSYS 進行數值模擬,通過三導坑開挖法和上下臺階開挖法來進行分析,比較兩種開挖方法的優劣,分析它們對巖層的擾動情況。
112 計算參數
平面數值模擬計算所采用的計算參數按表1 選取。
表1 有限元分析計算參數
113 計算采用的計算準則
計算采用彈塑性平面應變模型[3][4] 。巖土材料的非線性按DP 材料處理,在ANSYS 程序中,DP 材料選項使用Druck2Prager (DP) 屈服準則,此屈服準則對Mohr2Coulomb 準則給予近似,以此來修正Von Mises 屈服準則。另外,作為巖體的兩個重要的參數粘聚力
C 和內摩擦角φ都能通過材料數據表輸入。
114 邊界條件
邊界條件均采用位移邊界條件,上邊界去至地面, 為自由面,兩側及底邊均受法向約束,在底邊中點有一固定約束。
115 計算內容
分別計算兩種開挖方法引起的圍巖擾動后的應力場和位移場。
2 雙連拱隧道施工方法的動態數值模擬
目前,雙連拱隧道的開挖順序均采用中導坑部分超前的施工方法,中墻施筑基本完成后,左、右主洞開挖施工。本文針對研究區域的Ⅱ 類圍巖背景下的雙連拱隧道提出了兩種新的開挖方法,即:三導坑開挖法和主洞上下臺階法。211 三導坑法開挖支護的動態數值模擬
以這種施工方法開挖的主要施工步驟如下(圖1): (a)中導坑開挖及支護; (b)施筑中隔墻以及右側壁導坑的開挖及支護; (c) 左側壁導坑的開挖及支護; (d)右主洞的開挖及支護; (e)左主洞的開挖及支護。其模擬施工步驟劃分的單元網格圖1 所示。
a1 中導坑開挖及支護 b1 施筑中隔墻及右側壁導坑開挖支護
c1 左側壁導坑開挖及支護 d1 右主洞開挖及支護 e1 左主洞開挖及支護
圖1 三導坑法開挖與支護的施工工序單元網格的劃分序列圖
21111 應力場分析
按照施工步驟,一步一步地進行計算分析,得出開挖后的整個巖體擾動后的應力圖(圖2 ,a) 。由于巖體破碎, 且埋深較小,計算荷載主要是巖體的自重。應力場的分析也主要考慮豎向應力。著重對兩個拱腰、拱頂和拱腳進行分析。
a1 圍巖應力場
b1 圍巖位移場
圖2 三導坑法開挖及支護完成后圍巖應力場和位移場分布
通過有限元分析模擬,從以上的數值分析中(圖2 ,a) ,可以看出,雙連拱隧道開挖后的應力場分布與兩個單洞隧道是不同的。最大應力場主要分布于三個部位:中墻上部及左、右主洞外側的拱腰部位。值得注意的地方是,中墻頂附近區域,先開挖的部分受到后開挖部分的影響比較大。
21112 位移場分析
同應力場的分析一樣, 位移場的分析也主要考慮開挖后圍巖體豎向位移的大小。著重對拱腰和拱頂進行分析。研究它們在各個施工步驟中位移的增量。圖3 , b 中的位移場在各施工步驟中的位移場的累積。
通過有限元數值模擬分析, 認為: 洞周位移最大值發生在左、右洞拱頂位置, 位移值分別為141470 mm 和141447 mm , 其中先開挖的右洞拱頂下沉位移又比左洞拱頂下沉位移略微大一點。從各個點來看, 隨著洞室的開挖, 位移值都在增長。先開挖的側壁導坑位移增長緩慢, 主洞的開挖對它的影響也不大, 這和它先開挖后, 應力已經釋放, 變形基本穩定有很大關系。212 主洞上下臺階開挖法開挖支護的動態數值模擬
以這種施工方法開挖的主要施工步驟如下(圖3) :(a) 中導坑開挖及支護; (b) 施筑中隔墻及支護; 右主洞上臺階開挖及支護; (c) 右主洞下臺階開挖及支護; (d) 左主洞上臺階開挖及支護; (e) 左主洞下臺階開挖及支護。其模擬施工步驟的單元網格劃分如圖3 所示。
a1 中導坑開挖及支護 b1 澆筑中隔墻單元網格劃分 c1 右主洞上臺階開挖及支護
d1 右主洞下臺階開挖及支護 e1 左主洞上臺階開挖及支護 f1 左主洞下臺階開挖及支護
圖3 上下臺階法開挖與支護的施工工序單元網格的劃分序列圖
21211 應力場分析
對上下臺階法開挖隧道引起的地應力重分布的分析方法和側導坑開挖法的分析方法一樣,先對整個計算區域進行總體描述,再對關鍵位置進行量值分析。圖4 隧道在連續的施工工序完成后應力場的變化。
a1 圍巖應力場
b1 圍巖位移
圖5 上下臺階法開挖及支護完成后圍巖應力場和位移場分布
通過有限元分析,認為:對于中隔墻,則其應力變化很大,承受著很大的來自圍巖體變形產生的壓應力, 其應力值在110～414 MPa 之間。接下來的右主洞下臺階開挖與上臺階相比,則應力分布幾乎沒有改變。只在原來右邊拱腳應力集中位置下移到新的拱腳位置。左主洞上臺階的開挖進一步改變了巖體應力的分布,整個分析區域的應力分布呈現出關于中隔墻中心線對稱的分布形態,最大壓應力值也比上一工序大。上下臺階法開挖施工法中,對圍巖體應力場的變化起到較大作用的是右主洞和左主洞上臺階的開挖,下臺階的開挖不會造成應力場大的變化。
在有限元分析中發現,隧道左、右洞靠近中隔墻的兩個拱腰處應力值比其它地方的應力值大,隨著施工工序的變化也大。對于右洞靠近中隔墻的左拱腰右主洞一開挖,應力值立即增加到01642 MPa , 是沒有形成洞室的原始地應力的1169 倍。接下來開挖右主洞下臺階時,應力值卻只增長了01057 MPa , 僅僅增長了8188 % , 受左主洞上臺階開挖的影響,應力值再次增加01312 MPa , 達到了11011 MPa , 是初始地應力的2165 倍,從而在此處形成應力集中。相似的應力變化也存在于左洞靠近中隔墻的拱腰處。對其它點,則應力的變化比較平緩,沒有出現應力急劇增加的情況。這說明對雙連拱隧道,中隔墻墻頂的區域內是受力最不利的地方,在設計和施工時應該重點考慮。
21212 位移場分析
從圖4 ,b 中可以看出,中導坑的開挖對隧道周圍圍巖位移的影響小。位移等值線幾乎與中導坑沒有開挖之前一樣呈水平狀態。右主洞上臺階開挖后,位移場出現很大的變化,在隧道拱頂附近的位置出現較大的位移量,隨著與隧道中心的距離逐漸增大,位移等值線又趨于水平。右主洞下臺階的開挖沒有引起分析區域的位移場分布形態的改變,最大位移值變化很小。在左主洞上臺階開挖時,整個分析區域的位移場再一次劇烈改變,在左主洞拱頂附近的位置也同樣出現很大的位移,與右主洞的形狀一致,整個位移場的變化形態關于中隔墻中心線對稱分布。在中隔墻墻頂上方區域,由于有中隔墻支撐,其位移變化量比起拱頂區域要小。
3 雙連拱隧道二次襯砌內力模型的建立
計算結構內力,采用ANSYS 系統電算。采用荷載-結構模式分析隧道結構,結構物模擬采用梁單元模筑混凝土二次襯砌。將隧道結構離散(模筑二次襯砌) 為82 個梁單元,梁單元之間用節點連接,將荷載轉化為均布荷載作用到每個單元上,在中墻和邊墻底部加一個固定支座,限制結構的位移,圍巖與結構的作用采用彈簧模擬,彈簧設置在節點上。由于二次襯砌與圍巖之間隔著防水層和一次支護,襯砌和圍巖之間沒有粘結力,兩者之間只能傳遞法向力,忽略襯砌和圍巖接觸面的摩擦力,故彈簧設置為徑向彈簧。用于采用面單元153 , 故當彈簧受力為負即彈簧受拉時,不需要去掉彈簧重新計算并且無需將面荷載轉化為節點荷載。圖5 是本文建立的II 類圍巖雙連拱隧道支護結構的內力模型。
圖5 II 類圍巖雙連拱隧道支護結構體系的內力模型
4 兩種施工方法的比較
通過上述分析,可以得出以下認識:
1. (1) 中導坑的開挖就是一般的小洞徑隧道開挖, 它引起的圍巖位移和應力的變化與單洞隧道的情況一致。
(2) 中隔墻由于是在中導坑穩定過后才澆注的, 故它在下一步施工工序進行之前主要承受的是其自身的重量。本論文兩種施工方法這兩步工序都完全一樣,故它們引起的圍巖體位移、應力的變化也完全一樣。
(3) 三導坑施工法和上下臺階法引起的拱頂下沉位移量穩定后的最大值分別為43114 mm 和44170 mm , 相差僅為1156 mm 。但都沒有超過《公路隧道施工規范》對埋深< 50 m 的Ⅱ 類圍巖周邊允許相對位移值。
(4) 中隔墻承受的壓力變化要復雜一些。兩種施工方法在鋼拱架安裝到中隔墻一側時,中隔墻均出現了偏壓,其最終的壓應力值分別為2194 MPa 和2188MPa , 上下臺階法施工時壓應力稍大一些。
總之, 這兩種不同的施工方法對圍巖的擾動和初期支護承受的荷載、從施工力學角度來以及施工工序等方面考慮, 上下臺階法優于三導坑法。主要表現在:
1. (1) 上下臺階法施工的工序少,工作面大。臺階法施工少了挖兩個側壁導坑和側壁導坑的臨時支護兩個工序,能夠大大節省時間。而且,上下臺階法施工的工作面要比側壁導坑法施工的工作面要大,更便于施工,也有助于改善隧道內的通風。
(2) 上下臺階法,由于減少了兩個工序,可以節約大量用于臨時支護的鋼材和水泥,能夠降低人工費用。所以,上下臺階法的施工費用更低一些。故上下臺階法施工要優于三導坑施工法。
5 結論
本文通過對小金口雙連拱隧道進行有限元分析計算,其計算的結果用于小金口連拱隧道的施工過程中取得了較好的工程效果和經濟價值,基本掌握了在不同的施工階段連拱隧道結構的受力狀態和力學行為。
1.(1) 通過有限元理論分析,運用ANSYS 中單元的殺死與激活技術,對Ⅱ 類圍巖中的雙連拱隧道三導坑開挖法和主洞上下臺階法的開挖施工過程進行了動態數值模擬。掌握了主洞上下臺階法和三導坑法在不同施工工序的受力狀態和力學行為,有利于隧道施工的安全可靠經濟
。 (2) 在Ⅱ 類圍巖中,三導坑法和主洞上下臺階法兩種施工方法都進行了有限元分析。主洞上下臺階法較優于三導坑開挖的方法。
(3) 對雙連拱隧道施工所采取的兩種施工方法進行了應力場和位移場的模擬,建立了雙連拱隧道結構的應力場模型及位移場模型,對連拱隧道正確的設計與施工具有重大的意義。
(4) 初步建立了雙連拱隧道結構支護體系的內力模型(軸力和彎矩),充分理解和闡述了構件的工作狀態。
(5) 根據式(11)計算m ,m = 257 271 52415 噸= 2152 126 094 ×1010 N ;
(6) 根據式(12)計算P,P=31116 854 786 ×1010 N ;
(7) 根據式(14)計算σ,σ= 1 038 951 595 Pa = 1 038195 MPa ;
312 隧道區段拱頂壓力PD 及應力σD 的計算
(1) 根據式(15)計算m2 ;
(2) 根據式(19)計算PD,PD = 116 20311 102 t = 1 138 790 480 N ;
(3) 拱頂總面積SD,SD = ( EO3 X 弧長) ×W= 191305 ×5 = 961525 m2;
(4) 根據式(20)計算σD,σD = 11 797 881117 Pa = 111798 MPa ;
4 討論
本文提出的新的公路隧道圍巖壓力與應力計算方法有利于實現計算機編程計算, 當將隧道工程設計圖、地形圖、地質圖輸入計算機后, 計算機可以自動計算出隧道任一斷面上的洞壁側壓力與應力及拱頂壓力與應力, 從而為隧道工程設計提供較為準確的基礎數據。
本文的結論是建立在地球物理學和地球重力場理論基礎上的, 具有一定的科學性。從實際工程應用效果看, 本文的計算結果與實測結果吻合程度較高, 其計算結果的準確性優于目前在用的其它計算方法, 具有一定的可靠性與先進性。當然, 限于筆者水平, 文中難免存在這樣或那樣的缺陷與不足, 希望大家在應用過程中不斷使之更趨合理、更趨完善。
原作者：趙玉光,張煥新,林志遠,李曉洪,楊崢
