软岩隧道的围岩变形计算

文献[6]在考虑软岩的剪胀、蠕变和非线性破坏准则等影响后,推导隧道的围岩变形表达式.在此基础上,考虑软岩的塑性大变形特性后,分别根据相关联与非关联流动法则,推导出圆形隧道位移解.通过计算得出:在软弱的围岩或土中,剪胀角的大小对隧道塑性区软岩位移影响很大.     

软岩隧道的围岩变形计算

文献[6]在考虑软岩的剪胀、蠕变和非线性破坏准则等影响后，推导隧道的围岩变形表达式．在此基础上，考虑软岩的塑性大变形特性后，分别根据相关联与非关联流动法则，推导出圆形隧道位移解、通过计算得出：在软弱的围岩或土中，剪胀角的大小对隧道塑性区软岩位移影响很大．     

水底隧道复合式衬砌水压力影响因素分析

富水量较大的水底隧道,隧道防排水系统对于控制隧道涌水量和衬砌外水压力十分重要。采用数值计算方法,研究固定水头下水底隧道不同注浆参数、衬砌渗透系数及隧道控制排水量对衬砌水荷载的影响,并与轴对称解析解结果进行对比验证。研究结论:(1)渗透系数增加和注浆圈厚度减小都致使衬砌外水压力的增加;(2)初衬渗透性的变化对初衬外水压力的影响十分显著;(3)数值解与解析解的结果相差不大,非圆形隧道截面可利用等效半径求解衬砌外水压力和隧道涌水量的解析解,并用于隧道防排水的初步设计;(4)隧道注浆圈参数和初衬渗透系数一定时,增大控制排水量有利于减小二衬背后外水压力。     

穿越分层地层的盾构隧道开挖面稳定机理研究

基于塑性力学极限分析上限法,通过空间离散技术,建立圆形盾构隧道穿越分层地层时开挖面失稳的三维破坏机构,推导盾构开挖面极限支护压力的计算方法,获得最优上限解。针对单一地层,将极限支护压力计算方法与前人提出的3种多块体模型计算方法进行对比,分析黏聚力、内摩擦角等强度参数差异对极限支护压力的影响,同时验证本文方法的准确性。针对2种地质强度差异较大地层,将此方法和数值模拟计算的极限支护压力进行对比,研究地层差异性对极限支护压力的影响,发现2种方法计算结果吻合度较高。研究表明:极限支护压力随上部软弱地层在开挖断面竖直方向上的厚度占开挖断面总高度的比例增大而增大,并随地层内摩擦角、黏聚力差异的增大而增大。     

高水压隧道渗流场分布的复变函数解析解

研究目的:在进行高水压山岭隧道支护结构设计时,合理地确定衬砌上作用的水压力是结构设计的关键。本文以深圳市东部过境高速公路的莲塘隧道为工程背景,对高水压隧道渗流场分布进行理论研究。莲塘隧道位于莲塘水厂西南部地段的丘陵地区,并处于深圳断裂带的主要影响带内,断层及节理裂隙发育,岩体破碎。由于临近深圳水库,且地处深圳水库常年水位以下,若采用下穿方案,隧道将长期处于高水头作用之下。因此,对隧道及围岩中的渗流场进行研究对隧道衬砌结构设计与防排水设计有直接的指导意义。研究结论:本文分别采用有限差分岩土软件FLAC3D和经典解析解Harr解对高水压隧道渗流场进行了验证计算。通过计算对比,分别得到了本文解析解和有限差分数值解和Harr解的渗流场分布等值线图,通过比较,最终证明了本文解析解在高水压深埋隧道渗流场计算中的正确性。     

京张高铁八达岭长城站大跨深埋三连拱围岩压力计算方法研究

大跨度深埋三连拱隧道具有开挖跨度大、施工工序复杂、各洞室协同受力等特点,支护结构设计需要进行荷载-结构模型验算,而荷载如何确定尚无成熟的计算方法。依托京张高铁八达岭长城站三连拱隧道工程,基于普氏平衡拱基本假定并借鉴深埋双连拱隧道荷载计算方法,推导出深埋三连拱情况下围岩压力计算解析解。研究表明:三连拱隧道围岩压力由拱部松散土压力和中隔墙共同承担;中隔墙的主动支撑作用非常重要,这与双连拱隧道的受力变化规律吻合;该计算方法适用于具备一定强度的接近松散体围岩;通过解析法计算结果与现场监测数据对比分析,水平与竖向围岩压力最大相对误差分别为9.75%和10%,验证解析法计算结果的合理性。     

非圆形隧道毛洞围岩的应力和塑性区

为研究隧道工程中常见的非圆形毛洞围岩的应力和塑性区分布,采用复变函数方法,得到平面应变状态下受双向挤压应力作用的毛洞围岩应力解析解,并将其代入Drucker-Prager屈服准则,估算围岩的塑性区范围。以工程中常见的大断面双线铁路隧道为例,先通过搜索边界映射点的方法得到隧道毛洞的映射函数;再求得隧道毛洞附近围岩的应力分布,对推导出的非圆形隧道毛洞围岩应力解析解的正确性进行验证;最后分竖向挤压应力较小与较大2种情况,讨论侧压力系数对隧道毛洞围岩塑性区的影响。结果表明：离毛洞边4倍毛洞宽度处,应力值稳定,趋于所加荷载;当竖向挤压应力较小或较大时,侧压系数的改变分别会影响塑性区的位置或形状;拱腰处塑性区主要由竖向挤压应力产生,而拱顶与仰拱处塑性区则主要由水平挤压应力产生;在隧道设计和施工过程中,当围岩侧压系数较小或较大时,须分别在拱腰、拱顶与仰拱处加强支护。     

黏性土地层中盾构隧道开挖面极限支护力理论解

基于黏性土地层条件下盾构隧道开挖面模型试验和数值模拟的失稳破坏形态,对常规楔形体模型进行修正,建立棱柱楔形体模型。通过极限平衡法得到考虑土拱效应黏性土层盾构隧道开挖面极限支护力的解析表达式。采用FLAC 3D建立数值计算模型,通过多因素敏感性分析方法,确定开挖面破坏极限状态的支护压力比。将本文解析解与数值分析解、既有理论解以及离心机试验结果进行对比,验证了本文解析解的合理性和适用性。     

寒区隧道应力和位移弹塑性统一解及对比分析

选择合理的屈服准则分析寒区隧道弹塑性解能为寒区隧道稳定性分析提供理论基础。为此，结合Mohr-Coulomb准则(即M-C准则)和外接圆Drucker-Prager准则(即D-P准则)分析得到考虑中间主应力效应的统一强度准则，建立寒区隧道弹塑性力学计算模型，基于线性非关联准则推导得出考虑围岩不均匀冻胀特性的寒区隧道应力场及位移场的弹塑性统一解，并对所得统一解答式进行算例及参数分析。研究表明：采用M-C准则计算偏于保守，而利用外接圆D-P准则计算偏于危险，考虑中间主应力效应能充分发挥围岩承载潜能，有效缩小塑性半径，缓解衬砌冻胀变形；统一强度理论参数b保持常数时，初始地应力、衬砌强度、不均匀冻胀系数及围岩体积冻胀率等参数的变化对寒区隧道应力及塑性半径变化影响显著。该研究成果可丰富寒区隧道工程设计理论。     

考虑纵向施工的深埋软岩隧道黏弹-塑性时效解析

软岩通常具有较强的蠕变性,深部软岩隧道的围岩收敛和支护受力往往表现出明显的时效特性。因此,考虑隧道掌子面推进的同时,运用流变理论对深部软岩隧道的围岩应力变形时效规律进行分析具有重要意义。研究针对深埋软岩中圆形隧道的纵向开挖过程,同时考虑掌子面推进引起的应力释放效应和围岩自身的蠕变性,推导出隧道纵向施工中围岩应力变形的黏弹-塑性时效解。解答中假定围岩服从Burgers-MC黏弹-塑性模型(CVISC),隧道纵向为连续不间断开挖。基于所提出的理论解,对新疆特克斯软岩隧道开挖过程中的围岩变形应力进行了初步预测和分析;同时,通过对比FLAC数值模拟结果和现场监测数据,验证了解答的正确性和可靠性。进一步,基于解答深入研究深部黏弹-塑性软岩中隧道围岩的应力、变形及黏塑性区域随时间和开挖过程的演化规律。研究结果表明：黏弹性区和黏塑性区边界上应力是定值,与黏塑性区大小无关;在隧道开挖阶段,应力释放引起的围岩位移占主要成分,后期应力释放完成后,围岩蠕变变形占主要部分。本解答为深埋软岩隧道施工过程中的围岩收敛变形和应力预测提供了理论方法。     

海底隧道全断面注浆渗流场分析

围岩的注浆效果直接影响到海底隧道的施工安全。采用数值计算方法对固定水头的海底隧道在不同注浆圈厚度、注浆圈渗透系数以及排水方式下,隧道的涌水量和衬砌外水压力进行计算与分析。并将数值模拟的结果与轴对称解析解结果进行对比,结果表明:(1)不同的隧道防排水方式对衬砌外压有着明显的影响;(2)注浆圈的径向加固范围对隧道涌水量和衬砌外水压力产生一定的影响,但其效果并不明显;(3)注浆圈的渗透系数对隧道的涌水量和衬砌的外水压力有较大影响。     

地表均布超载作用下软土地区既有盾构隧道周围附加土压力与变形计算方法

在地表均布超载导致既有盾构隧道对周围土体的相对挤压量计算方法的基础上,根据隧道变形与其周围土压力、土体压缩变形的关系,提出既有盾构隧道附加土压力与隧道变形的解析计算方法。该计算方法不仅考虑隧道穿越土层、上覆土层、下卧土层的物理力学性能,而且考虑盾构隧道的横断面变形刚度。通过工程案例对提出的计算方法进行验证性分析。结果表明:从隧道椭圆度来看,解析计算结果与现场实测结果吻合较好;从隧道周围附加土压力以及隧道上覆土层中的附加竖向土压力来看,提出的附加土压力与隧道变形的解析计算方法可行,计算过程简化合理。对比分析是否考虑竖向相对挤压对应的2种隧道周围附加土压力模式表明,考虑竖向相对挤压附加土压力模式时的隧道变形更大。     

山岭隧道水压力分布对围岩稳定性及结构受力影响研究

采用平面有限元数值模型分析透水衬砌、排水系统和墙脚排水3种排水形式下,无水压、衬砌水压力在均布和非均布时蛋形断面和圆形断面山岭隧道围岩的稳定性及结构受力特征。研究了衬砌水压力不同分布对隧道位移、塑性区和结构受力的影响规律,并对衬砌水压均布与非均布的结果进行了对比分析。分析结果表明:水压力的存在使隧道位移、塑性区范围和塑性应变最大值显著增加,对围岩的稳定性不利,特别是对结构受力的影响更加显著。水压力较大时,从围岩稳定性和结构受力来讲采用圆形断面优于蛋形断面。水压力不均匀分布时对围岩稳定性和结构受力均产生不利影响。     

含空洞地层隧道动力响应解析解

为探究地震荷载作用下地层空洞对隧道地震动力响应影响规律,建立含空洞地层隧道理论计算模型。以工程波动理论为基础,采用波函数展开法和Fourier-Bessel级数变换,给出平面SV波入射下含空洞地层隧道动力响应的位移解析解。采用MIDAS/GTS有限元软件建立三维数值模型,通过对比分析解析解与数值解计算结果,验证该解析解的合理性,且具有较高的精度。应用该解析解计算方法,依据正交试验设计理论,考虑隧道埋深、空洞与隧道中心距、空洞半径和地震波入射角共4种影响因素,采用极差分析和方差分析方法,得到各因素对隧道位移影响的敏感性。研究结果表明：相同工况下解析解以及数值解得到的位移时程曲线变化规律基本相似,解析解位移幅值峰值与数值解位移幅值峰值相差9%左右;地震波入射角对隧道竖向位移起控制作用,为显著性影响因素;增加隧道埋深和减小空洞与隧道中心之间距离会导致隧道拱顶位移值增大;在动力荷载作用下,当空洞直径达到0.3倍的隧道跨度时,空洞能够对隧道起到减震消能作用。     

白垩系全风化红砂岩深埋隧道初期支护受力特性与荷载模式

阳城隧道穿越大量红砂岩地层,该地层遇水易崩解软化。本文通过对现场试验结果分析得出含水率对该隧道围岩压力的影响显著,富水区域围岩压力大,容易导致隧道偏压。经对比3种理论计算方法,太沙基理论围压压力计算值与实测值最接近,因此依据太沙基理论计算全风化红砂岩深埋隧道围岩压力。在此基础上结合试验段现场实测数据,给出全风化红砂岩深埋隧道围岩压力计算方法。与设计规范推荐的计算方法相比,采用该方法进行初期支护结构设计具有更多安全余量。研究成果可供类似地层隧道设计施工参考。     

基于总安全系数法的隧道围岩压力代表值研究

研究目的:由于地质条件的千变万化、施工水平的差别、支护参数的不同,即使围岩条件相同,围岩压力在时空上也具有变异性,导致实际围岩压力难以确定,而采用总安全系数法设计时,仅需要寻找围岩压力的最不利情况。为此,提出深埋隧道采用围岩压力代表值作为设计支护力的理念,并对其计算方法与合理性展开研究。研究结论:(1)采用"围岩压力代表值"作为设计支护力,为解决安全系数设计法中实际围岩压力难以确定的问题提供了思路;(2)当埋深不小于10～15倍洞径时,建议采用无支护状态下隧道(等效为当量圆)顶部45°位置处塑性区边界至开挖轮廓线范围内的围岩自重作为围岩压力代表值;当埋深小于10～15倍洞径时,可取弹塑性有限元计算的拱部90°范围内的平均塑性区自重作为围岩压力代表值,该计算结果具有合理的安全性与经济性;(3)当软弱围岩的两端为较好围岩时,荷载具有空间效应,导致围岩压力代表值低于理论计算值,具体折减值与隧道洞径、软弱围岩的长度等因素有关,超前注浆加固圈具有明显的承载作用,可以显著降低围岩压力代表值;(4)本研究结果可为完善隧道支护结构的量化设计方法提供思路。     

圆形隧道围岩应力和位移的统一塑性解

Mohr-Coulomb(M-C)准则、广义Matsuoka-Nakai(M-N)准则和外接圆Drucker-Prager(D-P)准则在岩(土)体工程中应用广泛,但这3种准则对中间主应力效应的处理是不同的。本文对比分析平面应变状态下上述3种强度准则的表达式,进而建立圆形隧道围岩应力和位移的统一塑性解,研究隧道围岩分析的强度准则效应。研究结果表明:本文所得统一塑性解涵盖已有解,且应用非常方便;隧道围岩应力和位移的强度准则效应显著,M-C准则过于保守,外接圆D-P准则应用需谨慎,应优先选用广义M-N准则。     

基于压缩波理论隧道内动车组表面压力极值研究

采用计算流体力学软件FLUENT,在建立3种型号动车组通过隧道和隧道内交会时的空气动力学模型并验证的基础上,分析动车组以不同速度等级在不同净空面积隧道内通过和等速交会时车体表面压力极值;在仿真计算基础上,基于压缩波理论计算公式,给出动车组隧道内通过和等速交会时车体表面压力极值的修正因子.结果表明:仿真计算结果与实车试验...     

深埋隧道拱部围岩潜在塌落破坏上限有限元分析

深埋隧道拱部围岩潜在塌落形态和范围的深入研究,为围岩压力与施工方案的确定提供依据.采用源于塑性极限分析上限理论的刚体平动运动单元上限有限元法,开展不同围岩内摩擦角?,剪胀角ψ和跨度(b/h)条件下的隧道拱部围岩潜在塌落破坏的计算分析.研究结果表明:围岩内摩擦角?减小时,临界容重系数γcrh/c线性减小而破坏范围却显著增加;而隧道跨度(b/h)增加时,破坏范围相应增长而临界容重系数γcrh/c却快速下降;剪胀角ψ增长将约束围岩,减小拱顶潜在塌落范围,γcrh/c上限解相应提高.     

重联动车组通过隧道时气动性能研究

为研究重联动车组通过隧道时重联区域对列车气动性能的影响,采用三维、可压和非定常N-S方程的数值计算方法,对重联动车组通过隧道时压缩波与膨胀波的传播特性,列车表面压力和隧道壁面压力变化特性进行研究。研究结果表明:数值计算与动模型试验相比,压力变化曲线吻合较好,幅值偏差不超过7%,重联区域前段流线型头部进入隧道,产生膨胀波,重联区域后段流线型头部进入隧道,产生压缩波,由于重联区域产生的膨胀波和压缩波之间的时间间隔短,导致膨胀效应和压缩效应相互抵消,车体表面和隧道壁面压力变化不显著,当重联区域经过隧道壁面测点时,重联区域车体表面压力变化影响隧道壁面压力变化,使隧道壁面测点压力产生先升后降的波动。