岩体参数

岩体参数（精选五篇）

岩体参数 篇1

理论和实践都表明:模型的准确度和参数的精确度是保证模型计算结果正确性的基础,岩体参数的不准确是数值计算产生“垃圾进、垃圾出”的根本原因。本文结合理论与实践成果,对岩体参数确定的方法进行探讨,可以结合具体工程实际对这些方法做出恰当的选择,以指导工程实践。

1 岩体参数的确定方法

岩体参数的确定方法多种多样,本着参数选择合理和易于获取的原则,我们对如下方法进行探讨:室内试验、位移反分析、现场试验、现场工程地质调查和室内计算。

1.1 室内试验

这种方法应用最多,工程界最熟悉。主要有:通过岩体的单轴压缩试验确定岩体的单轴抗压强度,弹性模量和泊松比。通过岩体的三轴压缩试验确定岩体的抗剪强度———内聚力和摩擦角通过岩体卸围压试验研究岩体卸荷过程中的变形和能量变化特点,确定卸载时岩体的参数,如弹模、泊松比、内聚力、摩擦角。

1.2 位移反分析

位移反分析方法是根据现场实测的位移值,计算地应力和材料性质等参数,可采用解析法、有限元等方法以及弹性、弹塑性等本构模型进行求解。而位移反分析的方法主要分为两类:直接逼近法和逆过程法。由于围岩本构关系的复杂性,目前的逆过程方法的位移反分析研究计算大都采用了线弹性等假设,这样就与工程实际情况相去甚远。

1)弹塑性边界元位移直接反演法。

设垂直地应力σy、围岩C,φ和μ,洞室形态、支护参数和施工方法已知。假定围岩弹性模量E和水平地应力σx,通过弹塑性边界元法求出洞室周边位移(或周边位移、围岩压力等),将计算位移和对应实测位移进行比较:

其中,m为测点总数;Uk为计算位移;Uk*为对应点的实测位移。

经优化求解,使式(1)的偏差值满足一定精度时,即为所求围岩弹性模量和水平地应力σx值。

2)弹塑性有限元位移直接反演法。

本方法基本同弹塑性边界元位移直接反演法,区别在于采用了弹塑性有限元。

1.3 现场原位试验

1)岩体抗剪试验。

采用平推法直剪试验。先开挖一长×宽×高=3 m×1.5 m×1.5 m的试验洞,在试验洞开挖以后,清除洞底受扰动岩体,在预定试验部位手工刻凿方形试体,试体边长不小于50 cm,高度不小于33 cm,试体表面及周围岩面应修凿平整。试体加工完成后浇筑加筋混凝土保护套,保护套边长50 cm,高30 cm,其下部预留1.5 cm的剪切缝。在保护套养护10 d后即可进行试验。试验采用液压千斤顶加荷,其中法向荷载加荷方向位于试体中心并垂直预定剪切面,剪切荷载加荷方向平行预定剪切面并通过试体中心。剪切位移和法向位移测表采用百分表,分别为4块,布置于试体对称位置。加荷时法向荷载一次施加完毕,受围岩稳定性影响,预定最大正应力为5 MPa;剪切荷载按预估最大剪应力的8等分~12等分每5 min一次逐级施加,剪断后继续施加直到测出残余值为止。抗剪断试验完成后再按照以上程序进行抗剪摩擦试验。试验完成后根据剪应力(τ)及剪应变(w)绘制τ—w曲线,再根据曲线确定抗剪断的比例极限、屈服极限、峰值、残余值及抗剪试验的峰值,然后分别按照各点的正应力(σ)绘制各阶段的τ—σ曲线,最后由库仑公式τ=σ·tg+C确定出岩体的内摩擦角(φ)及粘聚力(C)。

2)岩体变形试验。

采用刚性承压板法进行试验,承压板直径45 cm。加压方式采用逐级一次循环法。试点加工人工刻凿,试验面直径不小于70 cm。试验面起伏差应小于5 mm。采用液压千斤顶加压,试验时先清洗试验面,再在试验面上铺一层加有速凝剂的水泥浆,安装承压板并挤出多余水泥浆,再安装加荷系统,必须保证加荷方向位于承压板中心并垂直承压板。待水泥浆凝固后即可进行试验。变形采用4块千分表或百分表对称垂直布置于承压板边缘观测。按照预定压力5等分逐级每级5次加、卸压力。试验完成后绘制应力—应变(P—w)曲线,并根据以下公式计算:

其中,E为以全变形代入时为变形模量,以弹性变形代入时为弹性模量;P为压力;D为承压板直径;μ为泊松比;w为(全变形或弹性变形)计算岩体的变形模量或弹性模量。

1.4 现场工程地质调查和室内计算结合确定岩体力学参数

通过现场工程地质调查,对隧道侧壁和掌子面进行地质素描,量测岩体的RQD值、不连续面间距,记录不连续面状况(包括张开度、粗糙度、填充物等),以及岩体的赋存环境———地下水情况、地应力水平。根据岩体地质力学分类体系,对岩体的每一项指标(岩块的单轴抗压强度、RQD值、不连续面间距、不连续面状况、地下水状况)进行打分,分别确定出岩体在干燥状态下的RMR值(RMRDry)以及考虑地下水状况的RMR值(RMRBasic);根据GSI量化表确定岩体的GSI值。根据岩体的RMR值和GSI值,结合经验公式以及Hoek-Brown岩体强度准则,利用编写的程序,快速确定岩体的强度参数(单轴抗压强度、内聚力和摩擦角)和变形参数(弹性模量)。流程图如图1所示。

2 结语

本文结合理论分析和实践成果,探讨了室内试验、位移反分析、现场试验、现场工程地质调查和室内计算等确定岩体参数的方法。必要时可以采用几种方法结合起来,以综合确定岩体参数。这些方法对工程设计与施工都有重要的参考价值和指导意义。

摘要：结合理论及实践成果,研究探讨了岩体力学参数的确定方法,方法大致有:室内试验、现场试验、位移反分析、现场工程地质调查和室内计算等,从而准确确定岩体参数,保证模型计算结果的正确性。

关键词：岩体参数,室内试验,现场试验,位移反分析,室内计算

参考文献

[1]关宝树.地下工程[M].北京:高等教育出版社,2006.

[2]荣先成.有限元法[M].成都:西南交通大学出版社,2005.

[3]朱伯芳.有限单元法原理和应用[M].北京:中国水利水电出版社,1998.

[4]陈良森,李长春.关于岩石的本构关系[J].力学进展,1992,22(1):49-50.

[5]关宝树.隧道工程设计要点集[M].北京:人民交通出版社,2003.

论岩体构造应力 篇2

论岩体构造应力

从地质学基本原理、地表地质作用以及实测数据等几个方面再次论述了对岩体构造应力分布的认识,指出在水平主应力随深度的线性表达式σ=从+T中,构造应力的贡献不仅只由T反映,而且常常对系数k有很大的`贡献.另一方面,即便在地形平坦地区,T值还可以反映后期地表地质作用,最大、最小水平构造应力差值能更好地表征构造应力的大小.而在地形复杂的河谷地区,地表改造对浅层岩体地应力的影响更加突出,但可以用河谷形成前等效初始地应力场状态反应构造应力状态.

作 者：朱焕春 李浩  作者单位：武汉大学水电系 刊 名：水利学报  ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF HYDRAULIC ENGINEERING 年，卷(期)： “”(9) 分类号：P553 TU452 关键词：构造应力   自重应力   地质作用   深度  

岩体强度参数经验确定法的改良研究 篇3

1 常用岩体强度经验确定方法

一般在岩土工程实际中, 岩体强度参数的折减通常需要考虑的因素主要有以下三个方面:岩体地质条件、尺寸效应及外部环境作用。基于这些因素, 常用的岩体强度参数经验评价方法主要分为两大类, 一类避开岩体结构的复杂性, 应用波速或岩石试件的体积比等岩体的综合体现对岩体进行经验强度折算;另一类主要依据岩体的地质条件情况, 按一定分类方法的定量分类指标值进行强度折减, 主要分类方法包括:岩体质量 (Q) 指标分类、地质力学分类 (RMR) 、岩石质量指标 (RQD) 分类以及地质强度指标 (GSI) 岩体分类等。

1.1 基于纵波波速的确定方法

日本学者Ikeda[3]提出一种基于实验室岩石试件纵波波速及岩体纵波波速来确定岩体强度的关系式

式 (1) 中, σcm为岩体的单轴抗压强度, MPa;σci为岩石的单轴抗压强度, MPa;Vpm为岩体的纵波波速, km/s;Vpi为岩石的纵波波速, km/s。

1.2 基于尺寸效应的确定方法

Hardy和Agapito[4]从试件尺寸出发, 于1982年提出关系式如下

式 (2) 中Vs为实验室试件体积;Vx为现场实际岩体体积;a为体积减少系数。

1.3 基于岩体分类指标的确定方法

1980年, Hoek和Brown[5]在对大量完整岩石脆性破坏的试验资料和众多节理岩体特性模型研究的基础上, 参考Griffish强度理论公式, 提出了著名的Hoek-Brown (H-B) 非线性的强度准则。其提出的岩体单轴抗压强度公式可表示如下

式 (3) 中, S、a为岩体强度折减系数;GSI为地质强度指标;D为爆破扰动系数。

1995年, Kalamaras和Bieniawski[6]在总结前人的研究的基础上, 提出一个依据RMR岩体分类指标的估算强度公式

2002年, Barton[7]在Sight (1997) 提出的经验公式的基础上, 提出了节理岩体单轴抗压强度与岩体质量Q之间的经验关系式

式 (5) 中, γ为岩石密度, g/cm3。

2 岩体强度参数确定法所面临的问题

基于岩体尺寸效应的强度折减法只注重尺寸方面的影响而忽视了岩体内部结构特征及外部环境对岩体强度的影响;而基于岩体分类或节理性状的强度折减法又只是考虑了地质条件与外部环境作用两大类因素, 没有涉及到尺寸效应作用或影响的概念;其它基于波速或形变模量的方法虽是从岩体的综合表现出发, 但由于岩体的复杂性, 往往以偏概全, 实用效果反而不如前两类方法。

3 岩体强度经验确定法的改良

3.1 公式的提出

鉴于现存的各种岩体强度经验确定方法的不足, 本文依照“统筹兼顾”的思路, 综合考虑影响工程岩体强度的各类因素, 提出岩体强度经验确定法的通式:

式 (6) 中, σcm为工程岩体强度;σci为实验室标准试件的强度;Kg为地质折减系数;Kd为尺寸折减系数, Ke为环境扰动系数。

3.2 相关参数的确定

尺寸效应因素Kd的确定:尺寸效应归根结底是由于岩体的不均性引起。当前岩土界的普遍认为:节理岩体强度随其尺寸增大而单调减小, 直至岩体尺寸增加到一特定尺寸时, 尺寸再增大, 其强度不变, 满足该条件的最小岩体体积被称为“表征单元体体积” (REV[8]) 。但若研究含有节理的岩石试件强度尺寸效应, 问题会异常复杂, 因为除了由于试件尺寸改变引起的强度变化外, 还有节理的影响, 二者的关系现阶段还无法真正弄清楚。单独确定Kd的值显得比较困难且意义不大。完整岩石试件的尺寸效应研究要比节理岩石的尺寸效应研究容易得多。笔者认为在具体运用式 (6) 时可先对实验室标准完整岩石试件进行尺寸折减, 即在式 (6) 中令σd=σciKd, 然后再进行其他方面的折减。而σd可由下两式确定:

式 (7) 中, σd为经由尺寸效应折减后的完整岩体强度;DREV为岩体REV等效直径;D为实际试件的等效直径, α、β、γ为待定系数。在相关系数确定时, 可先运用数值模拟方法求得DREV, 再由多组直径不同的实验室完整岩石试件的实验结果运用线性回归方法确定α、β、γ的值。

对于地质折减系数Kg的确定, 由于岩体地质条件复杂:岩体内部构成、节理状态, 岩体含水率、赋存地应力等都会对岩体的强度产生一定的影响, Kg是时间与空间的函数, 应具体情况具体分析。基于当前较成熟的岩体分类指标, 笔者认为在一定程度上Kg的确定方法可基于岩体的分类指标, 具体确定方式可参照式 (3) ~式 (5) 。

关于环境扰动系数Ke, 一般情况下, 其对岩体强度影响较小, 可不考虑。 (但露天矿边坡、道路地基等受外界扰动较明显的工程需着重考虑, 具体确定方法可见相关文献。)

综上, 在具体运用时, 式 (6) 可化为

式 (8) 中相关参数意义如前。

4 工程运用实例

云南某尾矿库坝区岩性为混合片麻岩, 岩石容重为2 600 kg/m3;RSM-SY5岩体纵波波速及松动圈测试仪现场测得岩体纵波波速为2 900 m/s, 岩石纵波波速为4 750 m/s;工程现场采集的较大尺寸的岩石运回实验室后经取芯钻机取样, 切片机切割、磨石机磨平等工作后, 制得的直径50 mm的岩石试件的单轴抗压强度平均值为118 MPa, 弹性模量为48.1 GPa;现场采取岩芯测得岩体RQD平均值为58%;根据坝区的长期位移监测资料, 反位移分析估算出坝体的平均抗压强度约为12.8 MPa。坝区节理较发育, 节理张开度1~5 mm, 节理长度多为5~6 m, 节理壁面坚硬且无充填物, 节理间距为150~250 mm, 各组节理的倾角相差较大, 可视为等效各向同性岩体;区域内无明显地下水显现。

对坝区岩体进行分类, 得出各岩体分类指标值如下:

(1) 由RMR评分系统可得RMR=61。

(2) 由RMR与Q指标间的关系, 得出Q=4.3。

(3) 由岩体地质强度指标评分系统可得GSI=65。

由数值模拟实验, 得到DREV的值为12 m, 由于坝体尺寸较大, 尺寸折减时直接取DREV作为岩体代表性尺寸;另外, 在此例中, 坝区受到外界扰动不明显, 取Ke=1;取Kg=exp[ (RMR-100) /24]。

由式 (1) 至式 (5) , 经各类强度经验公式计算, 相关计算结果如表1。

由表1可看出, 由于没有全面考虑影响岩体强度的因素, 通过以往的各类经验法计算所得岩体强度与岩体实际强度12.8 MPa均存在较大的误差。如果直接采用这些值进行工程设计, 这样做是偏于不安全的。运用本文提出的改良后的公式, 对岩体强度进行计算, 部分计算结果对照如表2。

分析表2可看出, 运用改良后的公式计算得出的结果更加接近实际的岩体强度, 从而初步说明, 改良后的经验公式是合理的。

5 结论

在现有经济技术条件下, 依靠原位试验来确定岩体的强度参数受到很大的限制。通过紧密结合实验室内小试件得出的岩石强度特性与现场实际岩体的地质调查结果, 再运用一定的分析和折减方法对岩体强度参数进行确定, 不失为一种经济、合理的方法。本文通过综合考虑影响岩体强度的各类因素, 对传统的岩体强度经验确定方法进行了一定的改良。虽然现阶段还没有通过大量的实例来验证这种改进的方法的可靠性和准确性, 但是通过以上的一个实例还是可以初步证明该改良方法的思路在岩体强度参数确定方面是可行的。

摘要：在岩土工程界, 如何准确确定岩体的力学参数已成为一个迫在眉睫而又难以解决的问题。简略的介绍了几种当前在实际工程中运用较多的岩体强度参数经验确定方法, 指出了它们所存在的不足之处。在此基础上, 提出了一种综合考虑实验室标准岩石试件强度参数和岩体实地地质条件, 以及外界扰动等因素的岩体强度参数经验确定方法;并通过一个具体的工程实例, 初步证明该方法是可行的。

关键词：岩体强度,折减,经验法,改良

参考文献

[1] 唐学军, 曹文贵.岩体工程力学参数的确定方法及应用.黄金学报, 1999;1 (4) :314—317

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[3] Ikeda K.A cassification of rock conditions for Tunnelling.lst Int.Congr Eng.Gcology LAEG, Paris, 1970:1258—1265

[4] Hardy A J, Agapito J F T, Kemeny J M.Effect of size on strength of rock mass.International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, Volume, 1982;32:401—402

[5] Hoek E, Brown E T.Undergoud exeavation in rock.Institute of Mining and Metallulgy, London, 1980:527

[6] Kalamaras G S, Bieniawski Z T.A rock mass strength concept for coal seams incorporating.The Effect of Time.8th ISRM Congress, Tokyo, 1995:295—302

[7] Barton N, Some new Q-value correlations to assist in site charaeteristics and tunnel design.Int J Rock Mech Min Sci, 2002;39:185—216

岩体参数 篇4

在高边坡岩体的变形稳定分析和加固设计中, 岩体变形参数的选取始终是一个重点和难点。一般需要通过繁杂的现场试验来确定。这一手段往往试验难度大、耗时长、代价高, 且试验结果代表性较差[1]。将声学与岩体力学结合起来间接评价岩体力学参数是当前一个重要的发展方向[2]。岩体由岩块和散布于岩块间的各种节理裂隙组成, 其变形特性实质上是岩块密度、岩体缝隙松散程度的一个综合反映[3]。声波在岩体中的传播速度能间接反映上述特性。因此, 通过测取岩体声波传播速度来分析和评价其变形特性可为岩体变形参数的获取提供一条新途径[4]。

论文先阐述基于纵波波速评价岩体变形特性的基本思路, 后分析各类岩体质量分级及变形模量与纵波波速的对应关系, 基于大量岩体原位变形试验和波速测试资料, 建立岩体变形模量与纵波波速的定量关系, 并用实例对其应用于路堑边坡岩体变形参数评价的实用价值进行了验证和检验。

2 基于纵波波速评价岩体变形模量的思路

弹性波传播过程中, 会不断地发生能量衰减。对于风化程度不同的岩体, 其弹性纵波速度Vp有较大变化。一是不同风化程度岩体中结构面的发育程度有明显差异, 二是不同风化带中的岩石受风化强弱的影响, 岩石的松弛也有差异, 因而密度相差较大。有资料表明, 随着岩石密度减小、孔隙比增加, 即岩体抗压缩性能的下降, 作为压缩波的纵波速度也相应减小。可见, 岩体中纵波的传播速度波速能很好地反映岩体的松弛程度, 从而反映岩体的抗变形能力。

因此, 建立纵波速度Vp与变形参数E0间的关系, 从而通过纵波速度来评价不同部位岩体的变形模量。

3 纵波波速与岩体变形模量关系分析

3.1 岩体质量的波速指标分级

在国内外水电与铁路系统的围岩分级中, 均采用了岩体弹性波纵波速度这一指标来对岩体质量或围岩质量等级进行辅助分类, 取得了良好应用。表1对上述各分析体系采用纵波波速进行质量等级划分的情况进行了统计:

km/s

由表1可见, 对于同一级别岩体, 国内外各分级体系确定的波速分类界限值基本一致, 这从另一方面也反映出岩体质量等级与纵波波速间的内在必然联系。

3.2 各等级岩体变形特性与纵波波速的宏观关系

考虑到深挖路堑公路边坡与铁路路堑边坡的相似性, 选用西南铁科所对不同岩体质量类型建议的波速Vp界限值和水利水电工程地质勘察规范[5]中推荐的不同质量岩体建议的变形模量E0 (见表2) 来分析其对应关系。

基于表2数据, 建立各质量等级岩体的变形模量E0和相应纵波波速Vp的E0~Vp相关拟合曲线如图1所示。

其相关关系为:

从宏观判断可见, 各质量等级岩体的变形模量与纵波波速间具有非常高的相关关系, 相关系数达到0.99, 这表明两者间的这种内在必然联系, 若能得到大量实测数据支撑是具有很好推广应用前景的。

3.3 硬质岩体变形模量与纵波波速的统计关系

考虑到不同岩质类型的岩石, 纵波波速差异太大, 上述关系应建立在大致相同岩类甚至同一岩类基础上。在大量收集国内外各水电、铁路、矿山、公路边坡硬质岩体变形试验及其对应原位岩体纵波波速测试资料的基础上, 建立了如图2所示散点图。

两者的拟合相关关系如下:

考虑到现场实际量测条件下多方因素对数据离散性的影响, 上述拟合结果表明:对于硬质岩类岩体的变形模量E0和纵波速度Vp间仍然具有非常好的统计关系。

3.4 经验拟合公式验证分析

为验证关系式 (2) 的有效性, 以贵新高速K138+200处深挖路堑边坡岩体为实例进行验证分析。该处为一泥盆系地层中的缓倾斜向坡, 最高37m, 4级放坡, 由下往上坡比依次为1:0.5、1:1.75、1:0.75、1:0.75。边坡岩体以中厚层石英砂岩为主, 部分与薄层泥岩互层, 约以10~20°缓倾坡外。岩体呈中-强风化, 块裂-碎裂结构, 陡倾节理发育, 节理面粗糙, 少量泥质充填。由于场地地质条件复杂、边坡高度大, 需进行边坡加固设计;为获得较为准确的岩体力学参数, 现场开展了原位变形试验, 并相应配套进行了波速测试。变形模量测试平均值E0为2.92GPa, 该区段岩体纵波平均波速Vp为3 170m/s。将波速测试结果代入统计关系式 (2) , 计算得出该处岩体变形模量值约为2.60GPa, 根据拟合关系计算出来的结果与实测值接近, 误差在11%以内。

再选择崇遵高速上董公寺立交工点某高边坡为实例进行分析。该区段岩体岩性、纵波波速、据式 (2) 的变形模量计算值及野外岩体质量定性分级结果如表4所示。

由表4可见, 根据统计拟合关系的计算值全部都落在水利水电工程地质勘察规范所推荐的变形模量E0经验范围值以内, 误差在1.1%~14.6%之间, 能够满足工程应用需要。

上述实例验证表明, 基于硬质岩体原位变形试验与对应波速测试资料, 建立起来的岩体变形模量与纵波波速定量关系, 具有良好的实用价值。

4 结语

岩体变形参数是边坡岩体变形稳定分析和加固设计中的一项重要参数, 通过原位变形试验手段获取往往耗时长、代价高。作为一种重要辅助手段, 可通过岩体波速特征来间接获取其变形参数。本文基于大量岩体原位变形试验和波速测试资料, 针对硬质岩体建立起来的变形模量与纵波波速经验统计关系, 经实例验证具有具备良好的实际应用价值和推广意义。在一些特定场合勿需开展繁杂的原位变形试验, 只需通过简单的波速测试即可获得较为可靠的岩体变形参数, 该思路将有助于提高边坡岩体工程的勘察设计水平。

摘要：岩体变形模量是岩体工程设计中一项非常重要的参数。传统现场原位测试方法不但耗时长、代价高, 且代表性较差, 往往不可能大量开展。在详细阐述基于纵波波速评价岩体变形特性可行性的基础上, 分析国内外岩体质量分级、各级岩体变形模量与纵波波速的对应关系, 最后基于大量硬质岩体原位变形试验与相应纵波波速测试资料, 建立起具有良好实用价值的岩体变形模量与纵波波速间经验定量关系, 并得到实例检验。

关键词：岩体,纵波波速,变形模量

参考文献

[1]黄理兴, 陈奕柏.我国岩石动力学研究状况与发展[J].岩石力学与工程学报, 2003, 22 (11) :1881-1886.

[2]杨圣奇, 张学民, 苏承东.岩块声学特性的试验研究[J].辽宁工程技术大学学报, 2003, 22 (6) :772-775.

[3]李维树, 彭朝全, 乐俊义.乌江构皮滩水电站坝基岩体变形参数取值方法[J].地下空间, 2004, 24 (2) :148-152.

[4]周火明, 孔祥辉.水利水电工程岩石力学参数取值问题与对策[J].长江科学院学报, 2006, 23 (4) :37-40.

岩体参数 篇5

关键词：FLAC,水平互层岩体,隧道,锚杆支护,优化

1、引言

支护方法对隧道掘进速度、支护材料消耗、支护成本等有着直接影响。对于水平层状岩体, 层面的存在不仅使岩体的各向异性十分显著, 同时造成了围岩的不连续性, 使围岩的变形破坏和坍塌有其特殊的形态。层状围岩的变形、破坏很大程度上受层面控制, 易于发生沿层面的坍塌。尽管由于采用了新的爆破技术, 还是有些地段顶部坍塌成平板状。洞室开挖后水平层状围岩的破坏主要表现在垂直方向的弯张破坏, 且主要出现在顶部。实践证明:锚喷支护在隧道中表征着良好的力学特征, 实现了悬吊组合梁和楔固机理, 有效地加固顶板岩层, 保持了隧道顶板的完整性, 使顶板处于良好的受力状态, 有效地控制了顶板的自由变形。

但是由于客观因素的影响, 我国大多数隧道设计均根据围岩级别进行支护参数的选取。在Ⅲ级~Ⅴ级围岩中锚杆通常都是全断面布置。这种参数虽然是在工程实践中总结出来的, 但也应根据具体的地质条件来调整, 显然这种支护参数的设计存在不足。

根据生产实践和现场量测数据[2]表明, 在水平层状岩体隧道中, 拱部120°范围内的锚杆所受的轴力较大, 边墙部位的锚杆受力却很小, 没有发挥锚杆应有的作用。本文针对水平互层岩体, 采用FLAC2D对不同支护条件下的施工过程进行仿真数值模拟, 通过分析不同支护条件下围岩应力状态、变形特征以及隧道支护结构内力, 即分析围岩的塑性区发育规律、顶底板移近量、锚杆轴力、初衬及二衬内力等, 探讨水平互层岩体隧道锚杆支护的实际效果, 以期找出经济合理的锚杆支护方案。

2、数值模拟

2.1 数值模型的建立

结合常吉高速公路湘西段隧道围岩岩层水平、软硬互层和隧道实际最大埋深100m左右的实际情况, 建立数值模型如图1所示。

计算模型的宽度为60m, 垂直方向上, 拱顶以上取30m, 仰拱底以下取32m。模型的边界条件为:模型的左右边界分别受到水平方向的位移约束, 下部边界受到垂直和水平方向的位移约束, 模型顶部施加垂深为70m的地层应力 (1.785Mpa) 。

分析时, 采用平面应变模型, 各岩层采用Mohr-Coulomb屈服准则, 层面采用接触面单元, 初始应力仅考虑自重应力, 隧道初期支护考虑锚杆、喷射混凝土以及钢拱架的作用, 钢筋网、纵向连接筋等对喷射混凝土力学性质的贡献作为安全储备, 不予考虑。围岩采用四边形等参单元, 锚杆采用杆单元, 初衬及二衬采用梁单元, 初衬和二衬之间的防水层采用接触面单元。地应力的释放采用施加虚拟支撑力的办法进行模拟, 本模型中设定开挖瞬间地应力释放率为30%, 初期支护完成后释放40%, 二衬完成后释放其余30%。

2.2 数值模拟方案

本次模拟三种支护方案, 方案一主要参数为:锚杆采用Mn Siφ22普通砂浆锚杆, 长3m, 纵横间距为100×120cm, 全断面布置, 初衬为C20喷射混凝土, 厚22cm, 二次衬砌为40cm厚C25模筑混凝土。方案二及方案三中的主要参数仅将方案一中的锚杆支护参数进行调整, 方案二调整为:锚杆长3 m, 纵横间距为100×100cm, 仅在拱部120°范围内布置。方案三调整为:锚杆长3.5m, 纵横间距为100×100cm, 仅在拱部120°范围内布置。

表中:E—弹性模量;γ—容重;μ—泊松比;c—粘结力;φ—内摩擦角;σt—岩体抗拉强度;Kbond—灰浆剪切刚度;Sbond—杆体与围岩间的粘结力;Yield—为钢筋的抗拉屈服力;Area—面积;I—惯性矩;kn—正压刚度;ks—剪切刚度。

2.3 计算参数的选取

常吉高速公路湘西段隧道所处软硬互层岩体中, 以钙泥质砂岩和泥岩之间的力学性能相差最大, 故计算中考虑由该两种岩体所组成的软硬互层岩体, 岩层厚度取为0.3m。硬岩 (钙泥质砂岩) 的力学参数根据现场取样和岩石力学实验结果, 考虑实际节理裂隙发育情况, 通过霍克—布朗方法进行弱化得到[2]。软岩 (泥岩) 及层面的参数则通过工程类比法确定[3,4]。锚杆和混凝土衬砌具体几何参数为实际施工的数值, 其力学参数依据文献[3]、[5]中相关参数的确定方法予以确定。

钢拱架的作用则采用等效方法予以考虑, 即将钢拱架弹性模量折算给喷射混凝土, 计算公式为[6]:

式中:E为折算后混凝土的弹性模量;Eo为原混凝土的弹性模量;Sg为钢拱架的截面积;Eg为钢材的弹性模量;Sc为混凝土的截面积。

折算后, 喷射混凝土的弹性模量取为23.1Gpa, 其余参数见表1。

2.4 施工过程的模拟

施工中采用上下台阶分部开挖方法, 因此计算中把整个施工过程分为5步加以仿真模拟分析:

第0步 (初始状态)

第1步 (开挖上台阶)

第2步 (对上台阶的开挖部分进行喷锚支护)

第3步 (开挖下台阶)

第4步 (对下台阶的开挖部分进行喷锚支护)

第5步 (施作全断面二次衬砌混凝土) 。

3、数值计算结果分析

3.1 塑性区分布

图2分别示出了隧道在三种支护方案下最终得到的塑性区分布。从图中可以看出, 在三种支护方案下, 因开挖引起的隧道围岩塑性区主要集中在墙脚附近, 且塑性区范围相差不大。

3.2 位移分析

图3示出了隧道在三种支护方案下最终得到的位移矢量图。从图中可以看出, 三种方案下, 顶板和底板的位移明显大于其他部位, 且垂直位移明显大于水平位移, 边墙部位出现了指向外侧的位移。采用方案一时最大位移矢量为17.21mm, 采用方案二时最大位移矢量为17.19mm, 采用方案三时最大位移矢量为17.06mm。表2分别列出了隧道在三种支护方案下最终得到的拱顶下沉量及底部仰拱中部的底鼓量。从表中可以看出, 洞周的最大位移量均出现在底板。采用方案二及方案三中的支护参数后拱顶下沉量较方案一有所减小, 底鼓量有所增加, 但是变化量都不大。这主要是因为拱部锚杆密度的增加及锚杆长度的增长对抑制围岩变形起到了一定的作用。

3.3 锚杆轴力分析

图4分别示出了隧道在三种支护方案下的锚杆轴力图。从图中可以看出, 锚杆轴力均为拉力, 且大小沿杆长发生变化, 通常在层面处锚杆所受的轴力明显大于其他地方。这是因为当锚杆穿过不连续面时, 在不连续面附近两侧, 锚杆中会同时产生较大的拉应力和压应力。从图中还可以看出, 在方案一中, 拱部锚杆承受了较大的拉力, 说明锚杆对改善围岩特性和抑制洞周变形起到了一定的作用。但是边墙部位锚杆所受拉力很小, 没有发挥其应有的作用。方案二及方案三中将边墙部位锚杆去掉, 对拱部锚杆适当加密。调整后部分锚杆所受的最大轴力虽有增加, 但增加量有限, 各锚杆所受最大轴力约为49~115KN, 锚杆应力值均在允许范围之内, 小于抗拔力120KN。

3.4 初衬及二衬安全性评价

为了解三种支护方案下初衬及二衬的安全性, 根据内力计算结果计算衬砌结构的安全系数, 对衬砌的安全性能进行检验。根据《公路隧道设计规范》 (JTG D70—2004) [3]规定, 混凝土偏心受压构件按破损阶段进行强度验算, 具体计算方法为根据材料的极限强度, 计算出偏心受压构件的极限承载力N极限, 然后与实际内力相比较, 得出截面的抗压 (或抗拉) 强度安全系数, 检查其是否满足文献[3]的要求, 即

当由抗压强度控制时，即时：

式中:φ为构件纵向弯曲系数，隧道衬砌取为1;α为轴向力的偏心影响系数，按经验公式α=1-1.5e/h确定;Rα为混凝土的抗压极限强度；b为截面宽度，取1m；h为截面厚度。

当有抗拉强度控制时，即时：

式中为混凝土的抗拉极限强度，其他符号意义同前。

采用以上公式, 对三种支护方案下隧道初衬及二衬单元的安全系数进行了计算, 表3和表4分别列出了三种支护方案下洞周某些围岩特征点初衬和二衬的内力及安全系数。从表中可以看出, 不论是初衬还是二衬, 弯矩最大值均出现在墙脚附近, 轴力最大值均出现在墙腰附近, 且初衬安全系数都大于1, 二衬安全系数都大于规范规定的限值2.4, 说明在三种支护方案下, 隧道衬砌结构都是安全的。从表中还可以看出, 采用方案二和方案三时, 拱部衬砌的安全系数都有不同程度的提高, 说明拱部锚杆密度及长度的增加对维持顶板的稳定起到了一定的作用。

综合表3、表4分析可以知道, 在三种支护方案下, 喷射混凝土和二衬均有足够的安全系数, 锚杆应力值也在允许范围之内, 隧道结构都是安全的。但考虑到经济因素, 宜采用方案二。

4、结论

本文针对水平互层岩体, 利用有限差分法软件FLAC2D, 按照全断面布置锚杆 (原有设计参数) 、边墙取消锚杆、边墙取消锚杆同时加长拱顶锚杆三种支护方案, 分别进行了分析计算, 计算结果表明三种支护方案下得到的锚杆内力大小以及隧道周边特征点变形差别不大, 隧道围岩、衬砌等都能满足安全性要求。各方案中得到的拱部锚杆轴力较大, 尤其表现在层理面两边锚杆轴力存在较大的跳跃, 充分说明了锚杆对于加固层理面起到了应有的作用, 但是边墙部位锚杆所受拉力很小, 没有发挥其应有的作用。在此分析的基础上, 本文提出了锚杆支护优化方案, 即从全断面配置系统锚杆变为仅在拱部120°范围内配置锚杆, 对于隧道边墙则可根据实际施工情况局部打设锚杆。相比原设计, 优化方案除满足支护结构与围岩安全性要求外, 还达到了经济合理的要求, 该研究结果可供水平互层岩体隧道设计参考。

参考文献

[1]Itasca Consulting Group, Inc.FLAC2D, Fast Lagrangian Analysis of Continua, version5.00, user’s manual.USA:Itasca Consulting Group, Inc., 2005.

[2]邓少军.水平层状岩体隧道围岩稳定及支护参数优化研究:[硕士学位论文].长沙:中南大学.2006

[3]中华人民共和国交通部.公路隧道设计规范 (JTG D70—2004) .北京:人民交通出版社.2004-11-01

[4]林崇德.层状岩石顶板破坏机理数值模拟过程分析.岩石力学与工程学报.1999, 18 (4) :392～396

[5]刘波, 韩彦辉.FLAC原理、实例与应用指南.北京:人民交通出版社.2005