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武汉地铁2号线广虎区间竖井开挖与支护模拟仿真分析
资讯类型:科技前沿 加入时间:2010年6月30日16:13
 
武汉地铁2号线广虎区间竖井开挖与支护模拟仿真分析
    陈云生1,刘佑荣1,胡 斌1,蔡 伟2
    (1·中国地质大学(武汉)工程学院,武汉 430074;
    2·福建省泉州市闽东南地质大队工程勘察院,福建泉州 362011)
    摘要:以武汉地铁2号线第23标段广埠屯站至虎泉站区间施工竖井为例,应用基于三维快速拉格朗日元法的计算软件FLAC3D建立竖井的三维模型,对竖井开挖与支护进行了模拟,计算中采用摩尔-库仑弹塑性模型,通过数值模拟及实测数据对比分析了竖井开挖导致的地面沉降规律、竖井周围岩体的水平位移特征、锚杆内力的分布特征及塑性区分布特征,从竖井的各种数据的分布规律推出了竖井的潜在滑动面,本竖井的潜在滑动面为上凹下凸的曲面,且从井口到井底滑动面位置逐渐向井壁靠近,其计算结果安全可靠,分析结果可为工程设计及施工提供参考。
    关键词:竖井;数值模拟;地表沉降;位移监测;支护
    中图分类号:U455·8文献标识码:A
    0 引言
    随着国民经济的发展和城市化的加快,城市地下空间的开发和利用力度进一步加大。密集城市地下隧道式工程日趋增多,地下空间结构的复杂性和相应的施工难度的加大,使得常用的计算方法很难得到满意的结果[1]。城市地铁竖井工程包括:岩土工程勘察与工程调查、支护结构设计、基坑开挖与支护的施工、地层位移预测与周边工程保护、施工现场量测与监控。城市竖井支护结构的稳定性验算包括:井底隆起稳定性验算、井底管涌稳定性验算、渗流稳定性验算及整体稳定性验算。目前竖井工程的力学计算分析方法中嵌固段的地基反力主要是根据一定的条件假设土压力已知,采用弹性地基梁计算,而支护结构的内力和位移则利用杆系有限元法计算,整体稳定性则采用圆弧条分法来计算,但这些方法是把整个围护结构视作平面问题来解决,且设计计算方案大多数建立在经验或半经验的基础上,使得竖井工程设计与施工处于不确定状态。而FLAC3D显式有限差分法同样能分析解决相关力学模型,并且在非线性问题上比有限元更为方便[2],它包含了10种弹塑性材料本构模型,有静力、动力、蠕变、渗流、温度等5种计算模式,各种模式间可以互相耦合,因此在模拟复杂的岩土工程或力学问题上更有优势[3]。笔者曾参与武汉地铁竖井的支护工程的施工监测工作,拟采用FLAC3D来分析模拟该竖井施工开挖过程。
    1 工程概况
    武汉地铁2号线第23标段广埠屯站至虎泉站区间施工竖井位于卓刀泉南路东侧的林科院卓刀泉花卉批发市场。竖井中心里程为右DK24 +142·551/左DK24 +147·737,施工竖井平面为矩形,净空尺寸为6·5m×5·0m,深20·927m。竖井基坑安全等级为一级,基坑重要性系数为1·1。竖井水平位移不应大于40mm,地面沉降不应大于40mm。
    1·1 工程地质
    场区位于剥蚀堆积垄岗(相当于长江三级阶地)地貌单元区上。场地地层依次分布如下:
    ①杂填土:结构松散;厚2m,沿线地表多有分布。
    ②粘土:棕红色、砖红色,夹灰绿色条带或团块,硬塑,含少许砾石、铁、锰质结核。砾石含量约占5% ~15%。
    ③碎石质粘土:棕红色,硬塑,结构较紧密。碎石块径3~10cm不等,含量一般20% ~40%不等。
    ④强风化泥岩:褐黄色,泥质结构,薄层状构造,岩层产状>80°,孔深16·0~18·0m段夹较多泥质粉砂岩夹层。
    ⑤中风化泥岩:草黄色,泥质结构,层状构造,岩层产状>80°,裂隙较发育,以一组垂直于层面的30~50°裂隙为主。
    1·2 水文地质
    拟建场地中上层滞水位于表层人工填土层中,埋深一般在1·0~2·5m;第四系中更新统粘土层中局部由于含少量砾石,赋存少量孔隙水。
    1·3 力学参数
    笔者在该工程中参与了该基坑支护施工的监测工作,对监测数据筛选后,确定以竖井的一部分监测点进行分析,根据相关规范及地质勘察报告,选取基坑土体所需计算参数如表2所示。锚杆参数如表1所示,衬砌参数如表3所示。

2 支护方案
    施工竖井采用500mm厚格栅钢架喷混凝土及锚杆构成喷锚支护结构。竖井锁口圈采用C30模筑钢筋混凝土。竖井井身采用500mm厚C25喷射混凝土,施工工序为:施作竖井锁口圈→竖井分层开挖→喷20mm厚混凝土→挂第一层钢筋网→架立钢架→挂第二层钢筋网→设置水泥锚杆→分层喷混凝土至设计厚度;竖井对称进行分步开挖,并且施工时先开挖竖井中部土体,防止四周积水,及时架设格栅钢架喷混凝土。水泥药卷锚杆设置:粘土层及以上L=5000mm,间距500mm×1000mm;岩层L=3000mm,间距1000mm×1000mm,与水平面夹角为15°。
    3 FLAC3D模拟
    3·1 模型建立
    模拟采用莫尔-库仑准则、大应变变形模型计算;假定地表和各土层均成层均质水平分布;地层和材料的应力应变均在弹塑性范围内变化,地应力场由重力自动生成;计算区域侧边界距竖井壁约为2倍井深,底边界则距离井底10m,计算模型长80m、宽80m、高30m。开挖深度为21m,模型共划分13500个网格,开挖点10m矩形范围内网格划分较其他网格密。网格划分见图1 (颜色的深浅代表不同的岩层)。

 3·2 施工过程模拟
    锁口圈采用衬砌结构单元( liner)模拟,其余采用壳结构单元(shell)模拟。模拟步骤:
    (1)锁口圈开挖,尺寸为8·5m×7m,深度2m,对0~1m进行衬砌模拟,衬砌厚度1m;
    (2)继续开挖至3m (开挖尺寸变为6·5m×5m),对1~2m进行衬砌模拟,衬砌厚度1m;
    (3)继续开挖至4m,对2~3m进行喷射混凝土及挂第一层钢筋网,采用壳结构模拟,厚度为0·2m,同时设置第一层锚杆;
    (4)以后的开挖按步骤(3)进行,循环进尺为1m。其中深度12m后锚杆长度由5m改为3m;
    (5)开挖至设计井深后对井底进行衬砌。开挖步骤及地下水位的变动用FISH语言完成。本次计算初始水位为地下2m,第二步以后的开挖均是在地下水位以下,故每次开挖之前需将水排干到本次开挖高度以下的1m。计算参数见表1、表2、表3。
    3·3 计算过程
    FLAC3D(快速拉格朗日分析)的基本原理同离散单元法,但它却能像有限元法那样适用于多种材料模式与边界条件的非规则区域的连续问题求解[4]。FLAC3D具有强大的内嵌式语言FISH,使得用户可以自定义新的变量和函数,以适应用户的特殊需要;将开挖步信息写成FISH可以很容易地实现开挖步之间的批处理计算。但它前处理建模具有不直观性,因此无法实现大型复杂岩体工程的建模和自动网格剖分,因为它并不采用实体建模,而采用程序内部存贮实体形式进行模型拼砌[5]。
    计算中采用了混合离散方法,区域被划分为常应变六面体单元的集合体,而在计算过程中,程序内部又将每个六面体分为以六面体角点为角点的常应变四面体的集合体,变量均在四面体上进行计算,六面体单元的应力、应变取值为其内四面体的体积加权平均。

3·4 计算结果分析
    3·4·1 地表沉降
    本工程对地表沉降进行了开挖同步监测,其实测沉降量如图3所示(A—E距竖井的距离分别为4m、5m、6m、8m、10m),从图中各测点在施工过程中的沉降变化规律可以看出:竖井开挖过程中,其周边地表的沉降曲线形状随着开挖深度的增加由向下凹变为直线,最后转变为向上凸的曲线。开挖完成后,竖井周边地表的沉降可由最小二乘法近似地用四次多项式曲线来表示,曲线公式为:

图3和图4表明:随着开挖的进行,地表沉降逐渐增大,上部2m锁口圈施工几乎没有引起地表沉降,沉降量在0到0·8mm之间,并且锁口圈施工过程中的沉降一直比较稳定,由此可知锁口圈施工对当地岩土体的稳定性的影响较小;锁口圈施工结束后,竖井开挖导致的沉降量突然增加,由监测数据[6]及模拟图可以看出开挖深度5m之前地表沉降影响的范围为井口周围3m以内,并且沉降较均匀;随着继续的开挖,地表沉降突然增加,沉降的影响范围也逐渐增大,由原来的5m扩大到10m。最大沉降量为6·9mm,如图5所示(位移沉降图),且长短边的沉降量比值与影响范围基本与长宽比一致,开挖后井底由于应力释放也产生了较小的隆起变形,坑底中部变形最大,变形量为0·25mm。整个开挖过程沉降集中发生在竖井周围6m以内, 6m以外沉降量极小,在1mm以内。由监测数据[6]可以看出竖向位移曲线出现了明显的“台阶”现象,这是因为开挖支护过程中存在“时空效应”,在两次开挖之间的位移有一个相对缓慢的变形期。故为了防止“时空效应”,应尽量减少每步开挖未支护前竖井井壁所暴露的时间。
    由图3和图4可以看出计算沉降量和实测沉降量变化趋势一致,其中计算沉降量比实测沉降量大,原因为开挖过程中对竖井周围灌浆增大了竖井周围的岩土体强度。
    3·4·2 竖井水平位移

图6为距竖井长边0·5m采用测斜仪实测的水平位移和计算水平位移。从两条曲线之间的变化趋势看,竖井地层不同埋深位置水平位移方向不同,突变的位置与当地各地层的位置基本一致,竖井上方0~4m土层均向竖井内变形(即位移为负值),而竖井4m以下均背离竖井移动,并且4~12m背离程度要比12m以后大,这与该地的地层分布及支护结构有明显的联系, 0~4m为低强度的杂填土,故向竖井内变形, 4m后随着岩土体的强度增加及支护的加强岩土体渐渐背离竖井内变形,由此可知,该支护方案能有效地防止竖井周围岩土体的垮塌。由图可知12m处产生了突变,说明岩土体的变形加剧,这与实测沉降曲线在12m处由平缓变为直线上升相吻合,这是因为12m处为土层与基岩的接触面,基岩透水性差而上部的砾石具有很强的渗水性,易导致滑动,因此在此处要注意支护的加强。图中看到实测位移与计算位移有一定的差异,但整体趋势还是一致的,一方面由于模拟时未考虑灌浆的影响;另一方面水泥药卷锚杆单元在模拟时只能承受轴力和剪力而忽视了实际工程中还可以承受一定的弯矩。
    3·4·3 锚杆应力分布及竖井塑性区分布
    在竖井开挖与支护过程中监测了锚杆轴力及水泥浆的剪切应力分布,图7可以看出在各排锚杆的端头部位剪应力为负的最大值,接近锚杆末端剪应力变为正的最大值,向锚杆末端剪应力逐渐减小,这说明靠近水泥锚杆端部的土体具有向井内滑动的趋势,使得锚杆端部有向外拔的趋势,而尾部有阻止锚杆向外拔的趋势。剪应力为零的位置连线为最不稳定面。从图中可以看出潜在滑动面为距井口3m处。

从轴向应力分布图(见图8)可以看出(限于篇幅只列出断面图):锚杆轴向力的分布呈现非均匀分布,最大拉应力位置在锚杆的中部,向两端逐渐减小,这与文献[7~9]相吻合,本模拟和实测结果还发现向竖井角点处拉应力逐渐减小,并转化为压应力,这说明水泥锚杆能传递和扩散应力,防止由于应力集中而形成滑动面。单排锚杆的拉应力随着开挖深度的增加而增大,且最大应力位置由锚杆端部逐渐向尾部靠近,故竖井潜在滑动面随着开挖深度的增加逐渐向远离竖井方向移动。由图10可知锚杆内拉应力由上到下先增大而后又慢慢减小,竖井底部锚杆拉应力小于顶部,这是因为底部基岩的稳定性大于上部土体的稳定性。整体来说最大拉应力位置在竖井深度12m处,这更证明12m处为一突变点。由图9可知,最大拉应力位置从井口到井底由锚杆的中部逐渐接近锚杆端部,上部12m接近井壁的速率明显大于底部,竖井的潜在滑动面为最大拉应力位置的连线,因此在竖井顶部岩土体以一圆弧面产生滑移为主,接近底部的岩土体以倾倒破坏为主,故建议竖井支护设计时可以将土层锚杆的倾角设置大于基岩锚杆倾角,并且顶部锚杆的长度应大于底部锚杆的长度。

图10为锚杆内力的实测值与模拟值的对比图,从整体来说,模拟值和实测值相差不多,因此,FLAC3D模拟的结果可以指导实际施工过程。但模拟值要低于实测值,造成这种结果的主要原因在于地下水及孔隙水压力不断变化的影响。纵向对比各锚杆内力的计算值及实测值,在靠近竖井上部的锚杆实测值比计算值偏大较多,其原因可能为实际工程施工时受竖井开挖的土石方堆载及地面机器荷载的影响;在靠近井底的锚杆内力计算值比实测值小,其原因可能是模拟时未考虑开挖完成到锚杆置入土体所间隔的影响,而实际中此时间间隔较长。
    由图11可以看出竖井的塑性区主要分布在井底,部分在井口,其原因可能是因为实际工程中竖井内部土体为逐步开挖,而计算模拟过程为瞬时卸载,模型在每步开挖计算时,开挖部分的应力为瞬间释放,深度越大处应力释放导致的塑性变形越大[10],但为了未来横通道施工的安全,建议对其进行选择性加固。

 4 结语
    通过数值模拟分析及实测结果可以得出以下结论:
    (1)由数值计算的结果可知,地层的变形规律及锚索内力分布与现场实测吻合较好,数值计算结果能反映竖井开挖引起的地层变形特征,说明FLAC3D数值分析方法是可靠的。
    (2)本竖井周壁经支护加固后,其开挖过程中的地表沉降影响范围大约在0·5倍竖井开挖深度左右,集中发生在一倍井宽范围内,并且长短边的沉降量比值与影响范围基本与长宽比一致,开挖结束后导致的地面沉降可以近似地用四次多项式计算。在深度5m及12m处为突变点,岩土体的变形加剧。竖井开挖的塑性区域分布集中在井底,且有一定的深度。
    (3)竖井开挖其锚杆应力从上到下逐渐减小,且锚杆的最大应力位置从井口到井底逐渐向竖井逼近。竖井潜在滑动面在井顶离竖井大约一倍井宽处,纵向观察竖井潜在滑动面为上凹下凸的曲面。
    参考文献
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    [ 2 ] 陈敏华,陈增新,张长生. FLAC在基坑开挖分析中的应用[J].岩土工程学报, 2006, 28 (S1): 1437~1440.
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    [ 5 ] 胡斌,郭峰等.鄂西恩施地区典型滑坡工程地质数值计算分析(前处理阶段)报告[R].武汉:中国地质大学,2007.
    [ 6 ] 唐辉明,杨裕云,胡斌.武汉地铁2号线第23标段施工阶段监测工程数据报告[R].武汉:中国地质大学, 2009.
    [ 7 ] 吴忠诚,汤连生等.深基坑复合土钉墙支护FLAC-3D模拟及大型现场原位测试研究[J].岩土工程学报, 2006, 28(S1): 1460~1465.
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    [10] 刘珣,吴张中.基坑喷锚网支护结构变形预测的三维数值模拟研究[J].水文地质工程地质, 2008, (1): 6.
文章来自:滑模机械网
文章作者:信息一部
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