动态数值模拟

动态数值模拟（精选十篇）

动态数值模拟 篇1

钢筋混凝土的粘结滑移问题在混凝土结构抗震研究中具有重要的意义。许多学者对钢筋混凝土间的粘结滑移进行了试验研究和数值模拟[1,2,3,4], 并取得了丰硕的研究成果。但这些成果只涉及普通钢筋混凝土结构在静荷载下的粘结锚固问题, 很少考虑地震作用等动荷载下的相关性能。随着对动载作用下钢筋混凝土结构模拟精度要求的提高, 钢筋混凝土粘结性能的率敏感性问题也引起广泛关注。Vos[5], Chung[6], Weathersby[7], 郑晓燕[8], 洪小健[9]等学者在这方面做了一些研究, 但是基于有限元软件进行数值模拟的研究还比较少。本文基于ABAQUS有限元软件, 采用非线性弹簧单元Spring2 作为粘结单元, 考虑钢筋混凝土粘结性能的率相关性, 对钢筋和混凝土间的动态粘结滑移性能进行有限元数值分析。

1 构件尺寸

模拟梁是普通钢筋混凝土简支梁, 梁长为2 500 mm, 支座间跨度2 300 mm, 截面尺寸150 mm × 300 mm, 采用C30 混凝土, HRB335 钢筋, 保护层厚度为35 mm, 受拉筋两端距离混凝土的外缘为25 mm。构件尺寸如图1 所示。

2 有限元模型介绍

2. 1材料参数

混凝土采用ABAQUS中的损伤塑性模型, 损伤塑性模型是由Lee和Fenves建议的, 用于模拟混凝土、砂浆等准脆性材料的行为, 如不相等的抗拉、压强度, 抗压强度10 倍或更高倍于抗拉强度, 受拉软化行为, 受压先强化后软化行为, 受拉以及受压不同的弹性刚度退化行为, 反复荷载作用下刚度的恢复效应等。

C30 混凝土的基本参数取值为: 密度2 400 kg / m3, 弹性模量3. 186 7 × 1010Pa, 泊松比0. 2, 剪胀角30, 流动参数0. 1, 双轴与单轴抗压强度比值1. 16, 不变量应力比0. 666 7。

钢筋采用理想弹塑性模型, 基本参数取值为: 密度7 800 kg/m3, 屈服应力381. 62 MPa, 弹性模量2 × 1011Pa, 泊松比0. 3。在数值模拟过程中钢筋还未达到屈服, 因此, 模型中没有考虑钢筋的应变率效应。

钢筋混凝土粘结滑移本构关系采用Mirza和Houde[10]提出的公式如下:

其中, τ 为粘结应力, MPa; s为滑移, mm; fc为混凝土抗压强度, MPa。

文献研究表明[11], 不同应变率下混凝土的抗压强度跟加载速率有关。因此式 ( 1) 中的粘结应力 τ 受到混凝土抗压强度fc的影响也跟加载速率有关。对于C30 混凝土, 动力提高系数DIF ( 动态特征强度或应变与准静态特征强度或应变的比值) 与应变率的关系式采用文献[11]的表达式如下:

2. 2 有限元模型

采用ABAQUS有限元软件对上述构件进行建模, 混凝土采用8 节点六面体减缩积分单元C3D8R, 钢筋采用2 节点空间桁架单元T3D2, 粘结单元采用非线性Spring2 弹簧单元。简支梁支座的一端为固定铰支座, 另一端为滚动铰支座, 为了避免有限元模型在加载中出现应力集中现象影响求解和收敛, 在模型的加载点和支座处加刚性垫片。采用Coupling命令模拟参考点和垫板之间相互作用, 用Tie命令模拟垫块和梁相互作用。

梁的有限元模型如图2 所示, 插入弹簧单元的模型如图3 所示。

3 计算结果及分析

3. 1 不同应变率影响下的粘结力发展曲线

在数值模拟中, 快速逐级加载到85 k N时, 在不同的应变率下, 梁钢筋端部位置处的最大粘结力数据如表1 所示。

由表1 可以看出, 不同情况下的粘结力发展曲线都是由上升段和下降段构成, 梁钢筋端部位置处弹簧粘结力随应变率的提高而上升, 最大粘结力也提高, 与Vos[5]提出的对于变形钢筋, 应变率越高粘结强度越大的结论一致。

3. 2 不同应变率影响下的滑移发展曲线

在数值模拟中, 快速逐级加载到85 k N时, 不同应变率下的梁钢筋端部位置处最大滑移量的数值如表2 所示。

由表2 对比可以看出, 不同应变率下的滑移发展曲线较为一致, 随着应变率的提高, 最大滑移量提高。

实际上, 在加载过程中, 混凝土的应变率处于不断变化中, 本文只考虑了固定应变率下钢筋与混凝土的粘结性能, 在今后的研究中, 应该更进一步研究地震荷载作用下的钢筋与混凝土的粘结性能。

4 结语

本文基于ABAQUS有限元软件, 采用非线性弹簧单元Spring2 作为粘结单元, 考虑钢筋混凝土粘结性能的率相关性, 对钢筋和混凝土之间的动态粘结滑移性能进行了有限元数值分析。

通过计算对比得出以下结论: 混凝土的应变率提高, 钢筋混凝土间的最大粘结力提高, 钢筋末端最大滑移量增大。结果表明, 该有限元模型可以模拟钢筋混凝土间的动态粘结性能。

由于钢筋混凝土的动态粘结性能研究还不完善, 还需要进行更多的试验和理论研究, 以期更精确地对地震作用下钢筋混凝土结构进行数值分析。

摘要：基于ABAQUS非线性有限元软件, 采用非线性弹簧单元Spring2, 建立了钢筋混凝土简支梁有限元模型, 对比分析了不同应变率对钢筋混凝土粘结滑移性能的影响, 分析结果与Vos的结论进行对比, 结果表明有限元模型模拟结果的合理性。

空中爆炸下舰船动态响应数值模拟 篇2

空中爆炸下舰船动态响应数值模拟

运用非线性动力有限元软件MSC.DYTRAN,计算了空中非接触爆炸冲击波作用下舰船动态响应过程.冲击波的计算结果与经验公式吻合良好,表明计算结果是合理的..在此基础上,分析了船体结构的应力情况,能量吸收和冲击环境,得出相关结果,对舰船的抗爆设计具有一定指导意义.

作 者：吴迪 张世联 WU Di ZHANG Shi-lian  作者单位：上海交通大学,上海,30 刊 名：舰船科学技术  ISTIC PKU英文刊名：SHIP SCIENCE AND TECHNOLOGY 年，卷(期)： 29(6) 分类号：O383.3 关键词：MSC.DYTRAN   空中爆炸   舰船   动态响应  

高速列车气动噪音数值模拟 篇3

摘要：采用k-ε两方程湍流模型模拟了高速列车在有隔音屏和无隔音屏状态下的粘性流动，将压力变化通过傅立叶变换转化成噪音值，通过相同点的噪音值（dB）比较，表明隔音屏能有效的降低高速列车产生的气动噪音。

关键词：高速列车；气动噪声；fluent；隔音屏

1.引言

随着国家经济的高速发展，传统的交通运输业体现出了越来越大的局限性，为了缓解交通运输的瓶颈，国家开始大力建设高速铁路，越来越多的高速列车驰骋在祖国大地。高速列车一般指时速在200公里以上的火车，目前动车组的平均时速已经超过200公里，而刚刚兴起的大部分高速列车（俗称：高铁）的时速已经可达到350公里每小时。

虽然高速列车能极大的提高运输效率，但同时也带来了一些环境危害，比如说电磁辐射，振动，噪音等等。据2002～2003年对某些小区的调查显示，普通列车运行时产生的噪音达80dB左右[1]。列车产生的噪音源有很多，一部分是机械噪声，比如说列车与铁轨的碰撞，还有一部分是气动噪声，这主要是列车高速运行的时候造成附近压力场的变化而产生的噪声。随着列车时速的提高，气动噪音会大幅增加。据模拟显示，这一部分噪声主要是低频噪声，而低频噪音会对人体健康产生长远的影响[2]，因此需要采取有效措施降低高速列车产生的低频噪音。

计算流体力学（Computational fluid dynamic）是最近几十年兴起的一门新兴学科，该方法是通过建立计算域网格，离散控制方程，利用计算机强大的运算能力迭代求解控制方程，进而得到流场的各种物理量。目前成熟的计算流体力学商业软件已经非常成熟，业界采用比较多的主要有fluent、star-cd、cfx等软件，其中fluent以其强大的适应性和良好的计算精度得到了广泛的应用，对于噪音的模拟，已经有相关文献证明了fluent在这方面的适用性[3][4]。

本文主要利用fluent对高速列车周围的流场进行了模拟，并通过压力场的变化计算出噪音分布，通过比较相同点在有隔音屏和无隔音屏时噪音大小的比较，证明了fluent在计算高速列车气动噪音的适用性和隔音屏降低噪音的有效性。

2.控制方程与边界条件

2.1控制方程

在直角坐标系中，三维守恒型NS方程可以写为：

Ut+Ex+Fy+Gz=1Re（Evx+Fvy+Gvz）（1）

式中U=（ρ，ρu，ρv，ρw，e）T，E，F，G为对流项，Ev，Fv，Gv为粘性项，其中ρ，u，v，w，e分别表示气体的密度、x方向的速度分量、y方向的速度分量、z方向的速度分量和单位体积的总内能。对于理想气体p=（γ-1）[e-ρ2（u2+v2+w2）]，对于空气，比热比γ取1.4。

对于粘性系数，本文采用工业上常用的k-ε湍流模型进行计算，其控制方程如下：

紊动能k方程：

ρDkDt=xi（μ+μtσk）kxi+Gk+Gb-ρε（2）

紊动能耗散率ε方程：

ρDεDt=xi（μ+μtσε）εxi+C1εεk（Gk+C3εGb）-C2ερε2k（3）

2.2边界条件

物面边界条件：

对于粘性流动，物面上应该满足无滑移条件，即u=v=w=0 。此外，假设物面为绝热壁条件，即Tn=0，这里n为物面外法线方向。

远场边界条件：

在实际数值计算中，计算区域的大小是有限的，因而在计算区域的远场边界处需要引入无反射边界条件，以保证物体产生的扰动波不被反射回内场这一流动的物理特征，在fluent中的压力远场边界条件采用Riemann不变量关系来处理远场无反射边界条件，其远场边界处的Riemann不变量定义如下：

R-=qn-2aγ-1；R+=qn+2aγ-1（4）

其中qn表示边界上的外法向速度分量，a表示当地的音速，γ 为气体比热比。

3.算例分析

本文采用商业软件fluent模拟了高速列车在无隔音屏和有隔音屏情况下的流场及其产生的气动噪音。

算例一：高速列车在无隔音屏情况下流场和气动噪音的模拟模拟。计算状态为来流速度u=100m/s。本文采用fluent的前处理器gambit生成计算网格，图1为表面网格分布图。考虑到速度100m/s已经可以认为是可压缩流动，因此求解器选择耦合求解器，空气密度设置为理想气体。图2为压力等值线分布图，从图中可以看出列车头部压力变化非常剧烈。为了比较隔音屏对噪音传播的影响，设置了两个监测点，点A位于隔音屏外，距离列车中心10米，高度4米，点B位于隔音屏内，距离列车中心5米，高度4米。根据相对性，计算时将列车设为固定，那么监测点相对于列车就是运动的，运动轨迹为一条直线。图3为该直线上的压力分布。通过将该直线距离与压力的关系除以列车的速度，就得到了监测点时间与压力的关系，将其通过fluent的傅里叶变换，就得到了监测点的噪音值（dB）。

算例二：高速列车在有隔音屏情况下流场和气动噪音的模拟。计算状态与无隔音屏一致。图4为表面网格分布图（为了显示方便，将一侧的隔音屏隐藏）。图5为压力等值线分布图。

图6为监测点压力分布图。通过与图3比较，可以看出有隔音屏的情況下，监测点A和B的压力差更加明显，证明隔音屏能有效的降低压力的传播。图7为监测点噪音值分布图，从图中可以看出，对于频率20HZ左右的低频噪音，加了隔音屏之后，监测点A处的噪音值从80dB降低到了60dB左右，而监测点B处的噪音值始终在90dB左右。由此可见，隔音屏对于降低低频噪音还是有相当效率的。

4.结论

本文利用fluent软件模拟了高速列车在有隔音屏和无隔音屏状态下的气动噪音，通过相同点噪音值（dB）的比较，表明隔音屏能有效的降低列车通过时产生的气动噪音，同时也证明了fluent对于气动噪音计算的适应性。出于简化的目的，本文的计算模型采用的是简化后的列车车头，因此未能捕捉到小的压力脉动，而这一部分压力脉动是产生高频气动噪音的噪音源，因而采用实际列车模型，利用非定常计算捕捉小的压力脉动，计算高频段的气动噪音将是下一步工作的重点。（作者单位：四川航空股份有限公司机务工程部）

参考文献：

[1]魏保祥，耿小娟，唐凤琴. 火车噪声、振动对8个小区环境影响调查，中国环境卫生，2004年第7卷第2期：8～10

[2]孟苏北. 城市住宅区低频噪声对人类健康的危害，中国医学导报，2007年第4卷第35期：17～19

[3]齐海政，刘献栋. 汽车排气消声器仿真方法探究，噪声与振动控制，2006，6：73～76

飞机安全风挡撞击动态响应数值模拟 篇4

关键词：鸟体,安全风挡,数值模拟,LS-DYNA

引言

鸟体撞击安全风挡数值模拟方法是从20世纪80年代初开始的, 它可分为解耦解法和耦合解法两种。解耦解法采用方形或三角形等形式的载荷模拟鸟体撞击载荷, 然后将此载荷作为已知条件施加到安全风挡上, 单独求解安全风挡的动力响应。耦合解法建立鸟体和安全风挡的有限元模型, 通过接触部位的协调条件进行求解。本文建立了安全风挡三维有限元模型, 利用LS-DYNA对安全风挡结构的抗鸟体撞击性能进行了数值分析。

1 数值方法

LS-DYNA是一个由DYNA程序发展而来的以显式为主、隐式为辅的通用非线性动力分析有限元程序, 用以求解各种二维、三维非线性结构的高速碰撞、爆炸和金属成型等非线性问题。该程序的单元众多, 各种单元又有多种理论算法可供用户选择, 同时拥有上百种金属和非金属材料模型, 并可考虑材料失效、损伤、各向异性、粘性、蠕变、温度相关性及应变率相关性, 故其全自动接触分析功能强大, 可对鸟体以高速碰撞目标结构组件的动力响应、鸟体的变形变化等进行深入的模拟分析, 其中, 材料失效和侵蚀接触使得该程序能够较为成功地求解高速鸟体对安全风挡的撞击进行数值模拟计算。

该程序的算法主要有:拉格朗日算法、欧拉算法和任意拉格朗日-欧拉算法三种。

拉格朗日算法多用以分析固体结构的应力应变。其主要的优点是能非常精确地描述结构边界的运动。但当处理大变形问题时, 则将固其自身特点的限制而出现严重的网格畸变现象, 不利于计算的进行, 甚至程序终止运算, 或者因为单元某一边长变得很小而使由稳定性要求所决定的时间步长变小, 导致整个计算过程变长, 步数太多导致累计误差增大。这就是误差灾变和负体积问题。所以, 在进行计算网格剖分前, 应先预估结构的变形趋势, 从而相应地划分网格。

欧拉算法以空间坐标为基础, 使用这种方法划分的网格和所分析的物质结构是相互独立的, 网格在整个分析过程中始终保持最初的空间位置不动, 有限元节点即为空间点, 其所在空间的位置在整个分析过程始终是不变的。

任意拉格朗日-欧拉算法兼具拉格朗日算法和欧拉算法的特长。

2 有限元模型

在在鸟体撞击安全风挡问题的求解中, 鸟体外形采用两端半球体、中间圆柱的实体来模拟, 球体的内半径为0.05m, 中间圆柱长0.188m, 质量1.13kg。模型按m-kgs建模。安全风挡选择塑性动力学材料本构模型 (Plastic Kinematic) , 材料参数见表1。初始速度为132.0m/s。塑性动力学材料的屈服条件为:

P和C为用户输入参数, EP为塑性硬化模型, 为应变率, 为等效塑性应变

该材料模型的破坏准则为应变破坏, 即:

风挡外形由于涉及军事秘密无法获得真实结构, 因此采用一种假想的风挡结构。风挡材料模型选为弹塑性材料, 本文使用弹塑性材料和Mises屈服准则模拟, 材料参数如表2所示。

3 计算结果与分析

以鸟体速度为132m/s为例, 图1给出了不同时刻鸟体和风挡中面的变形;图2给出了风挡上Mises应力的应力分布。风挡有较大的变形, 风挡上最大Mises应力出现在风挡与鸟体接触的部分, 风挡上Mises应力呈环状分布, 中心部分的应力最大, 外部的应力依次减小, 边部的应力最小。

如图3所示, 鸟撞过程中, 鸟体质量由初始的1.13kg变化为撞击后的0.91kg, 鸟体有较大的失效 (最终质量减少19.5%) , 鸟撞开始时刻为0.15ms。经过比较可知, 鸟体初始速度越大, 撞击后鸟体的失效越大。

由图4可知:分别以鸟速度为132m/s、165m/s撞击风挡, 风挡上的同一个单元的压力变化随着鸟速度的增大而增大。以鸟速度为132m/s撞击风挡时, 该单元的最大压力为59500kN, 风挡结构的鸟撞时间长, 以鸟速度为165m/s时, 该单元的最大压力为64900kN, 两种情况下, 风挡内表面中心点最大主应变基本相同。

4 总结

1) 鸟体速度的变化对撞击力的影响较大, 鸟体速度的大导致撞击过程中风挡的应变率高;

2) 鸟体速度的变化对鸟体质量的影响敏感。

鸟撞飞机风挡是一个非常复杂的过程, 风挡材料、结构形势、边界条件、撞击速度、鸟体质量、接触刚度等因素都会影响风挡的响应及强度性能。把本文的鸟体变成碎石, 飞机风挡改成汽车风挡, 就可以非常方便地模拟碎石对汽车风挡的碰撞效果;如果把鸟体变成导弹, 汽车风挡改成建筑工事, 就可以较好地模拟导弹打击建筑工事的效果。

参考文献

[1]臧曙光, 武存浩, 汪如洋等.飞机前风挡鸟撞动响应分析[J].航空材料学报.2000, 20 (4) :41-45.

[2]彭迎风, 滕春明.飞机风挡鸟撞动响应分析方法研究[J].南昌航空工业学院学报 (自然科学版) .2003, 17 (4) :27-31.

凝胶模拟液直圆管流动特性数值模拟 篇5

凝胶模拟液直圆管流动特性数值模拟

采用POLYFLOW软件,对幂律型凝胶模拟液在直圆管内的流动和流变特性进行了数值模拟研究.结果表明:在流速和管径不变时,压降随管长的增加成线性增加;在流速和管长不变时,压降随管径的增大急剧减小;随着流变指数的.减小,直圆管轴线附近出现明显的柱塞流动区,在此区域内,速度和剪切速率变化较小,剪切粘度值趋于最大;在管壁附近,速度和剪切速率变化较大,剪切粘度降低明显.

作 者：左博 张蒙正 Zuo Bo Zhang Mengzheng 作者单位：西安航天动力研究所,陕西,西安,710100刊 名：火箭推进英文刊名：JOURNAL OF ROCKET PROPULSION年，卷(期)：34(5)分类号：V439关键词：凝胶模拟液 直圆管 数值模拟

动态数值模拟 篇6

关键词：盾构隧道管片；土压力；土力学；弯矩；土体泊松比

中图分类号：U4593文献标志码：A文章编号：1672-1098（2016）01-0001-05

Abstract：In order to study the distribution of internal force of shield tunnel lining， three kinds of computational procedures for calculating bending moment distribution in segments of shield tunnel were summarized and analyzed. A new loading-structure method for calculating the distribution characteristics of bending moment was proposed based on soil pressure calculation method with the soil mechanics principles. Taking the shield tunnel in Shenyang Metro as an example， the difference of bending moment distribution calculated with the common method， finite element method and loading-structure method were compared. The computational results showed that there are some differences for bending moment distribution calculated with different computational methods. By using finite element method， the influence of the coefficient of earth pressure at-rest on bending moment distributions was simulated. The results showed that the maximum moment on segment decreases with increase of the coefficient of earth pressure at-rest.

Key words：shield tunnel segment； earth pressure； earth mechanics； bending moment； Poissons ratio of soil

近年来，世界上隧道工程的大量建设极大促进了隧道工程相关技术水平的进步，大多数国家在盾构隧道衬砌结构的设计方面都已形成较为固定的方法。但是，对于不同土层条件下计算模型以及荷载计算方法的选用并没有明确的规定，使得各种数值计算方法在隧道及地下工程中涌现出来，这对大量的设计和施工起到了良好的指导作用。

目前根据我国地下结构设计的特点，隧道结构设计分为四种：经验类比模型；荷载结构模型[1]；地层结构模型[2]；收敛约束模型[3]。假设地层对管片的作用只是产生作用在地下管片结构上的荷载，以计算管片在荷载作用下产生的内力和变形的方法称为荷载结构法；假设管片与地层一起构成受力变形的整体，并可按连续介质力学原理计算衬砌和周边地层的计算方法称为地层结构法[4]。收敛约束模型则是以测试为主的设计方法，但收敛约束法的原理还不完善，存在很多问题难以解决，使得该方法仍只能停留在定性的描述阶段。

实际上，在隧道工程结构设计中，由于地下结构的设计受到各种复杂因素的影响[5]，而这些因素的影响规律还没有完全被人们所完全认识，使得理论计算的结果常与工程实际有较大的差异，很难用作实际的设计依据[6]。即使内力分析采用了比较严密的理论推导，其计算结果往往也需要用经验类比来加以判断和补充，因此隧道设计仍难摆脱经验方法的约束，经验方法在我国隧道设计中仍占主导地位。尽管信息化设计作为隧道工程设计理论的一个方向，但在其预设计阶段，支护参数仍须采用经验方法来确定。同时由于经验方法的理论及数据限制，基于经验和科学建立起来的隧道工程设计模型，其设计水平的提高，最终仍将依赖理论上的发展与突破。目前，基于有限元数值模拟方法越来越广泛的应用于盾构隧道的研究。文献[7]通过三维模拟对盾构隧道施工的机械行为进行了有限元分析； 文献[8]利用数值模拟分析了灌浆压力和工作面推力对引起的地面沉降的影响； 文献[9]利用梁单元模拟衬砌结构， 弹簧单元模拟围岩抗力， 点弹簧单元模拟墙角支座通过有限元法计算衬砌的内力和变形； 文献[10]通过一系列有限元方法分析了不同环境下隧道表面的沉降情况； 文献[11]采用FLAC3D有限差分程序对双隧道施工过程的影响因素进行了数值统计与分析。

通过模拟某盾构掘进的隧道，在忽略管片接头的基础上，即将管片视为抗弯刚度均匀的圆环，采用惯用设计法[12]，有限元法[13]和荷载-结构计算方法，得到隧道管片的弯矩分布，模拟计算了土体泊松比对隧道管片弯矩的影响。

1盾构隧道管片计算模型与方法

据统计，隧道建设费用中衬砌费用往往占整个隧道工程造价的30%～40%，因此，隧道衬砌结构设计必须安全可靠，同时经济合理。基于经典的管片内力计算方法惯用设计法以及有限元法，本文提出了新的计算模型，荷载-结构法。

11管片内力计算的惯用设计法

日本规范的隧道管片弯矩分布计算方法即为惯用设计法，其在计算过程中假设管片环是弯曲刚度均匀的圆环，它不考虑接头所引起的管片环局部刚度降低。在设计中，考虑了隧道顶部与底部的均布线荷载，隧道侧面的线性分布荷载，管片的自重以及水平方向地层抗力。

惯用法所使用的荷载体系如图1所示，垂直方向的地层抗力为等分布荷载，水平方向的地层抗力假定为管片环顶部开始左右45°～135°线性分布荷载（三角形分布）。则任意截面的弯矩值为垂直荷载、水平荷载、水平三角荷载、地层抗力以及自重产生的弯矩值之和。

12管片内力计算的有限元数值方法

由于隧道结构是在地层中修建的，其工程特性、设计原则及方法与地面结构不同，隧道结构的变形受到周围土体本身的约束，从某种意义上讲，土体也是地下结构的荷载，同时也是结构本身的一部分。

根据局部变形理论，隧道管片结构弯矩分析可以简化为内力计算力学模型（见图2）， 并通过ANSYS软件实现平面内弯矩的计算。 假设管片圆环是弯曲刚度均匀的如图2所示的位于土体中心的圆环， 选用ANSYS单元库里的梁单元BEAM3来模拟管片。 同时假设管片四周的土体为均匀的弹性变形体， 选用平面实体单元PLAN42模拟土体。 土体两侧施加水平位移约束，土体底部施加垂直位移约束。

13管片内力计算的荷载-结构法

荷载-结构法是将支护结构和围岩分开来考虑，这种模型认为隧道支护结构与围岩的相互作用是通过弹性支撑对结构施加约束来体现的[14]，而土体承载能力则在确定土体压力与弹性支撑的约束能力时直接地考虑。支护结构是承载主体，土体作为荷载的来源和支护结构的弹性支撑，并等效为作用于支护结构单元节点上的径向和切向荷载。在大多数情况下，切向荷载比径向荷载小，为简化而忽略其作用，仅对支护结构离散单元进行分析。

取四分之一管片作为简化模型（见图3），选用平面单元PLAN42模拟管片圆弧，模型顶端施加水平位移约束，底部施加垂直位移约束，管片圆弧外侧施加法向荷载。利用这种模型进行隧道设计的关键是如何确定作用在支护结构上的主动荷载。图3荷载-结构法计算模型已知基于弹性力学理论得到的任意深埋条件下的垂直土压力为

pv=∑ρighi （1）

式中：Pv为垂直土压力；ρ为土体密度；g为重力加速度；h为埋深；i为土层编号。

根据弹性力学理论，其水平土压力为

ph=μi1-μipv （2）

即 λ=phpv=μi1-μi （3）

式中：Ph为水平土压力；μ为土体的泊松；λ为侧向土压力系数。

基于土力学理论得到侧压力系数

λ=phpv=1-sin φ （4）

则ph=（1-sin φ）pv（5）

作用在管片的法向压力为

P=Pvcos2θ+Phsin2θ （6）

其中θ=arctan（-xy）（7）

式（4～7）中：φ为土体的内摩擦角；P为施加在管片外侧的法向压力；θ为管片模型任意截面与y轴正向的夹角；x，y分别为管片模型外侧面任意点的横坐标和纵坐标。

2管片内力计算的数值算例分析

以沈阳地铁云峰北街——沈阳站的地质条件为例，选取一种简单的地质模型进行对比分析（见图4）。隧道管片位于某均质单一土层，隧道覆土厚度15 m，土体容重18 kN/m3，弹性模量40 MPa，泊松比033，内摩擦角30°，地基抗力系数30 MN/m3。混凝土管片外径6 m，管片厚度350 mm，容重24 kN/m3，弹性模量345 GPa，泊松比020。

图4盾构隧道管片算例模型由式（3）和式（4）两种方法计算得到土层的侧向土压力系数值均为05。分别采用以上提出的三种计算方法，得到隧道管片四分之一圆环在侧向土压力系数同为05的情况下的弯矩值随角度变化（见图5）。

1. 惯用法；2. 有限元法；3. 荷载-结构法

不同方法管片的弯矩图对比基于有限元的隧道管片弯矩分布计算方法中，选用BEAM3单元模拟隧道管片，通过改变土体的泊松比μ，得到不同泊松比时的弯矩（见图6）。

1. μ=0.2；2. μ=0.25；3. μ=0.3；4. μ=0.35；5. μ=0.4

图6不同泊松比管片的弯矩分布由图6可得到管片不同泊松比的最大弯矩值变化情况（见图7），通过拟合该曲线可得到管片的最大弯矩值Mmax（kN·m/m）同泊松

土体泊松比为033时隧道管片的弯矩分布如图8所示，弯矩的正负号规定为：使衬砌内弧面受压为正，内弧面受拉为负，单位kN·m/m。通过图8可以看出，管片腰部受压弯矩最大，管片顶部及底部受拉弯矩最大。

弯矩/（kN·m·m-1）

土体泊松比为033时隧道管片的轴力分布如图9所示，轴力的正负号规定为：压缩为负，拉伸为正，单位kN/m。

轴力/（kN·m-1）

图9有限元模拟泊松比033时管片轴力分布通过图9可以看出，管片整体受到压缩轴力作用，其中顶部轴力值最小，腰部轴力值最大。3结论

1） 当土体泊松比为033时，根据弹性力学理论得到土体的侧向土压力系数为05。当土体的内摩擦角为30°时，根据土力学理论得到土体的侧向压力系数也为05。荷载-结构法与日本惯用设计法所得到的管片最大弯矩值比较接近，有限元法得到的管片最大弯矩值偏大。

2） 三种方法得到的隧道管片弯矩分布形状基本一致，即在土压力作用下四分之一隧道管片在0°和90°弯矩值最大但方向相反。在45°附近弯矩值为0，其他四分之三管片圆环弯矩分布与垂直轴呈对称形状。

3） 有限元模拟结果表明土体的泊松比影响隧道管片弯矩值，隧道管片的弯矩值随土体泊松比增大而减小，但不影响隧道管片的弯矩分布形状。

参考文献：

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动态数值模拟 篇7

关键词：隧道工程,偏压,动态监测,有限元模拟

1 工程地质概况

湘渝高速公路彭武段共和隧道位于四川盆地东南端,大柔山脉北西侧,属乌江侵蚀河谷发育的中低山峡谷地区。其走向与区域构造线基本一致,呈北北东—南南西向延伸。最高海拔高程1 380 m,最低198 m,相对高差近1 200 m。自然坡度约25°～45°,基岩大部分裸露,地表冲沟,切沟发育,存在围岩二次变形等不良地质现象。该隧道以页岩、砂质页岩为主,属软岩,页理较发育,岩体完整,Rc=25 MPa～40 MPa,岩体完整性指数Kv=0.95。隧道设计内轮廓净宽为10.5 m,净高8.50 m(含仰拱),最大埋深约为1 000 m。

2 隧道典型地质灾害

在进口左线ZK41+040,埋深为450 m处施工过程中出现喷混凝土、格栅等初期支护开裂、变形,拱顶和洞壁掉块严重,其中尤以左侧较为严重,且块径较大,掉块后开挖轮廓呈不规则的矩形状等现象。

上述地质灾害施工段为Ⅲ类围岩,采用上下台阶法开挖。设计为Ⅲ(C)复合式衬砌方式进行支护,开裂后对开裂处围岩向前

30 m地段采用Ⅲ(D)复合式衬砌方式进行加强支护,对开裂段围岩30 m处以外Ⅲ类围岩段仍采用Ⅲ(C)复合式衬砌方式进行支护,Ⅲ(C)复合式衬砌与Ⅲ(D)复合式衬砌系统支护的区别在于格栅钢架的纵向间距不同(见图1),前者为1.2 m/榀,后者为1.0 m/榀,超前支护采用超前锚杆和超前小导管共同作用(见图2)。

3 开裂原因分析

3.1 常规量测

按照《公路隧道施工技术规范》要求对开裂段进行常规测量,考虑到收集全面有关数据,对开裂段每5 m布置一个断面,在两个实验段中分别取一个中间断面进行对比分析,其有关拱顶下沉和水平收敛数据见表1。

通过观测数据得出,Ⅲ(C)复合式衬砌总收敛值、累计拱顶下沉量和平均速率都要比Ⅲ(D)复合式衬砌相应测量值大,说明Ⅲ(D)复合式衬砌在一定的程度上能控制围岩压力,但通过观察初期支护仍然有部分短小裂缝现象存在,严重程度远远低于Ⅲ(C)复合式衬砌段。

3.2 格栅钢架应力应变、锚杆轴力监测

对Ⅲ(D)复合式衬砌格栅钢架进行应力应变监测,在主筋内外均匀布置八组应变计,由拱顶两侧均匀安设四组,锚杆轴力布置五个,分别埋设在拱顶、拱腰和拱脚处,对以上两项进行监测,测量数据分析如下:

1)应变值以压应力(负值)为主,右侧普遍比左侧值大。

2)各测点应力相对变化较大,最大应力为-198.353 4 MPa,最大值出现在拱顶偏右内侧。受拉部分出现在拱顶偏右系统锚杆4.5 m处外侧,最大值为23.399 7 MPa。

3)最大轴杆轴力为32.050 3 kN,出现在右侧拱腰处,并且右侧明显大于左侧。

3.3 数值模拟

利用有限元软件ANSYS对该隧道所处断面进行数值模拟,模型尺寸根据实际地形情况而定,模型顶加载根据实际高度转化而得压力,分六个不同地层对无支护情况进行模拟分析,每层的岩石参数以及其他参数都根据相关资料所得。

通过数值模拟可知:毛洞开挖第一主应力、第二主应力表现出左侧的主应力都比右侧大,且第二主应力在右侧拱脚处还出现了应力集中。说明隧道在一定程度上存在偏压,开挖后应该采取有效支护措施,进而控制灾害的发生。

3.4 开裂原因分析

通过分析以上现场收敛监测、应力应变测量数据及数值模拟结果可以得出以下几点:

1)隧道开挖后隧道周边形成的二次应力场使岩体发生局部破坏,开挖后在洞壁四周出现切应力集中。

2)该施工段围岩变形比较大,隧道通过致密块状的黑色页岩为主,其强度介于硬质岩和软质岩之间,其破坏现象表现为岩体的局部破坏,因此造成了初期支护的开裂、变形,洞壁和拱顶掉块。

3)随着隧道埋深的增加,自重应力的作用越来越明显,围岩对初期支护中格栅的作用力也相应增大。

4)左、右侧锚杆轴力以及格栅钢架上各处应力不等,所以隧道所处地质偏压严重。

4 结语

隧道工程是自然化工程,是一个复杂、开放的巨大系统,具有耗散结构性质和自组织机能,往往受多层次因素的影响,某些细小的变化便可以引起系统的突变。该隧道地质病害是由于上覆地层自重应力、顺层地层偏压、岩体微裂隙发育、岩体的强度介于软质岩和硬质岩之间等多种因素组合所形成,因此对该隧道出现的病害现象提出以下几点施工应对措施:

1)隧道所处地段初期支护应强调其系统刚度,规避变形、松弛,除增加喷层厚度外尚应调整并且加密径向锚杆的布置使其基本均布于格栅间隔之间,而不应追求纵环向梅花形布置。

2)宜设置足够的超前支护,强调少分步开挖,追求断面一次成型,减少施工对围岩的扰动,减少多次应力破坏。

3)若仍采用台阶法开挖,应待上台阶开挖稳定之后再进行下台阶开挖,严格按照新奥法思想进行施工,建议在开裂处系统锚杆由3 m改为4.5 m,并减小其间距。

参考文献

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[4]王立川,梁永丰.浅谈偏压隧道的支护设计[J].隧道建设,2002,22(3):50-53.

动态数值模拟 篇8

水下系泊监测平台是水下监测系统图像采集仪器与设备的支撑平台,横向布放于安检水域,安装在其上的声纳线阵垂直水面向上,连续发射探测脉冲,实现声纳线阵波束对安检区域的扫描。这类系统需要长期工作于水下环境,能够连续、实时地测量周围水域的多种环境参数,为了获得实时稳定的信号,研究水下系泊监测平台在复杂外载荷作用下的动态响应具有十分重要的意义。

水下系泊监测平台是一种新型的监测装置,承受了波浪力、水流力等很多不确定性载荷,工作环境复杂,其设计尚无现成的设计规范和资料可以参考。这些载荷的随机性都必须在结构设计和分析中予以考虑。国内外对于这种新型监测平台的研究文献很少,但是这种监测平台在力学特性上和海洋系泊平台及水下悬浮隧道有一些相似之处,因此在研究中可以借鉴国内外学者对海洋系泊平台和水下悬浮隧道的研究成果。Chen[1]进行了深海张力腿平台的动力学响应及模糊控制方法研究,Kuiper等[2]研究了自由悬挂的水下流体输送管道的动力稳定性及波浪载荷下的动态响应。李晓平[3]应用Huston提出的缆索有限段方法,考虑流场作用力性质,建立了水下缆索三维有限段模型的动力学方程,但没有考虑缆索受到突变载荷以及浮体和缆索的耦合效应引起的振动。麦继婷[4]研究了波流作用下悬浮隧道的动力学响应,把悬浮隧道的力学模型简化为两端简支的梁,这种模型和水下系泊监测平台的空间受力状态不符合。因此本文在借鉴上述学者的研究成果的基础之上,考虑系泊监测平台浮体细长比小、两端处于无约束为自由状态的特征,研究了监测平台受到冲击的力学模型,借鉴Hopkinson的冲击载荷理论,建立了水下系泊监测平台计算模型和数值模拟模型,分别采用解析求解和数值模拟的方法,利用水力学理论和海洋工程结构力学理论对其进行求解,并通过实例给出了计算结果,分析了水下系泊监测平台的动态响应。

1 解析求解

水下系泊监测平台的组成如图1所示,由锚、系泊缆、被系泊的浮体以及安装在浮体上的声纳、传感器组成。

由文献[4]可知,水下浮体结构的动态特性受到所处水域的流速、水深、浮体放置深度和截面形式等因素的影响,垂直浮体轴向的流体力和绕流阻力最大,沿浮体轴向的流体力和绕流阻力最小,根据监测平台的受力特点和与系泊缆的相互作用可知,影响系泊缆张力的主要运动是监测平台在流速方向的平面运动。图2为水下系泊监测平台的简化示意图。

在水文环境的改变或外来干扰的激励下,浮体会产生不稳定的运动,破坏其初始平衡。由于系泊缆较轻,在外来干扰的作用下,会产生突然的绷紧或松弛,引起浮体和系泊缆之间的碰撞,产生冲击载荷,冲击力可以根据Hopkinson的冲击载荷理论进行计算[5]。同时,浮体还受到系泊缆的拉力、水流方向的拖曳力、流体的阻力、江水的浮力、自身重力的作用。设坐标原点O位于浮体中心的初始位置,忽略系泊缆上的波浪力,根据牛顿力学定律,建立浮体与系泊缆碰撞时的运动方程:

式中,y为垂直于来流方向的位移;z为来流方向的位移;FY为流体垂直升力FL与Y向惯性力FIY的合力;FZ为浮体受到流体的拖曳力Fd与Z向惯性力FIZ的合力;m为浮体的质量;Ac为系泊缆的横截面积;ρc为系泊缆的密度;E为系泊缆的弹性模量;k为系泊缆的刚度系数;C为水动力的阻尼系数。

浮体与系泊缆碰撞结束之后将产生初始位移和初始速度,并继续运动,直到达到平衡位置为止,根据牛顿力学定律,建立浮体与系泊缆碰撞后的运动方程:

1.1系泊缆静张力及静变形

浮体处于静平衡位置时的受力如图3所示。

浮体在静平衡位置受到系泊缆的张力T1、T2、浮力F和浮体重力G的作用。由于系泊缆的安装位置对称,所以有

式中,θ为系泊缆的安装角度。

根据材料力学原理,系泊缆在张力T1、T2作用下的静变形量Δl=T1l/(EAc),其中,l为系泊缆的长度。

1.2浮体运动时系泊缆变形量及张力

1.2.1 系泊缆变形量

式(1)～式(4)右边的第二项为考虑弹性变形时系泊缆所产生的张力,其大小为系泊缆刚度和变形量的乘积。水下监测平台在水流的作用下,两侧系泊缆的变形是不同的,设由于浮体的运动产生的系泊缆的弹性变形为ui,参考图2,并根据位移变形协调条件可知

1.2.2 系泊缆刚度

系泊缆是水下系泊监测平台的主要约束构件,对整个平台的动态性能有着重大的影响。系泊缆作为只受单向拉应力的柔性构件,在其自身重力和水流力的作用下将产生一定垂度。在计算求解的过程中,应考虑垂度的影响,目前对系泊缆的垂度效应的计算主要采用等效弹性模量法。水下监测平台系泊缆处于绷紧状态,在分析过程中,常将其模拟成直杆桁架单元,认为其拉力沿弦向作用,但是由于系泊缆有一定的垂度,其拉力和弦向作用力之间存在一定的差异,根据Ernst建议,采用等效弹性模量法来修正它们之间的偏差[6],具体的计算公式为

式中,q为单位长度系泊缆的质量;lx为系泊缆水平投影长度;T为系泊缆的初始张力。

初始张力可以通过浮体的静平衡位置求解。因此系泊缆的刚度系数可以根据材料力学理论求解:

1.2.3 系泊缆运动过程中的张力

考虑式(6)、式(7),可得系泊缆在Y方向弹性变形产生的力:

同理可得系泊缆在Z方向弹性变形产生的力:

1.3水流作用力

Fd、FIY、FIZ可根据Morison公式计算[7],考虑浮体和水流的相对运动,设江水为均匀定常流体,则有

式中,CD为黏性阻力系数;ρ为江水密度;D为浮体直径;v为浮体布放位置江水的流速;CM为惯性力系数;L为浮体长度。

FL可根据“卡门涡旋”理论求解[7]:

式中,CL为升力系数。

1.4水动力阻尼系数

根据文献[8],水动力阻尼系数为

式中,ω为浮体振动的无阻尼固有频率;AL为浮体的横截面积;U为系泊缆稳态响应的幅值。

1.5监测平台与系泊缆碰撞后的运动方程

考虑到系泊缆是3对,把式(5)～式(16)代入式(1)～式(4)可得浮体与系泊缆碰撞时的运动方程:

浮体与系泊缆碰撞后的运动方程为

式中,H为系泊监测平台所处水域总水深;h为水面到浮体中心位置处深度。

2 长江断面垂线流速分布特性

水下监测平台的布放位置为湖北宜昌的黄陵庙水域,根据该水文站的统计资料分析,该水域的水文断面垂线流速分布符合卡拉乌舍夫椭圆流速分布规律[9]:

式中,v0为水面流速;p为流速分布参数,p=0.6;η=h/H。

由式(21)按积分法计算垂线平均流速为

参考图2,浮体位置处江水的流速为

在本项目的研究中,对黄陵庙水域的水文环境进行了测试,测试结果见表1。

从表1可以看出,测点3的水流量最大,水深最大,平均流速为2.27m/s,选取测点3为水下监测平台布放位置进行分析。

3 数值模拟

3.1模型的建立

为了验证解析解的计算结果,采用Msc/Nastran的流固耦合分析方法进行分析。由于浮体是由钢管焊接而成的圆柱形薄壳体,建模时按其受力特性采用2Dshell板壳单元;系泊缆采用等效弹性模量法,以Rod单元模拟,建立如图4所示的流固耦合有限元分析模型,局部放大如图5所示。流体的附加作用以虚拟质量的方法作用到模型上[10]。

3.2流固耦合面的定义

定义流固耦合面的目的是为了让欧拉网格中定义的材料(水)与拉格朗日网格定义的材料(浮体)发生相互作用。如果不定义耦合关系,即使浮体完全处于水域的网格之中,也不会对水的流动产生任何影响,同时自身也不会受到流体力的作用。要在浮体与水之间建立耦合联系,首先要在浮体上定义一层耦合面,该面是浮体与水之间相互作用力的传递者。对于水,该面充当流场边界,同时,流场的作用力使得外力作用在耦合面上,引起浮体单元的变形,浮筒与水的耦合面的定义如图6所示。

在进行流固耦合分析时,耦合面应当是封闭的,而且必须具有正体积,这就要求所有耦合面单元的法线方向都指向单元外侧,如图7所示。而且封闭的耦合面要位于欧拉网格内,否则,耦合作用不会发生。

4 算例

4.1设计参数

水下系泊监测平台的设计参数如表2所示。

4.2浮体响应量的解析解

把数据代入式(17)、式(18),求解可得碰撞过程中浮体Y、Z方向的位移变化曲线,如图8、图9所示。

从图8、图9可以看出,浮体在冲击结束之后在Y方向产生0.29m的位移,在Z方向产生0.33m的位移。

以碰撞结束之后的位移为新的边界条件求解式(19)、式(20),可以得到浮体在冲击运动结束直到浮体稳定时的响应特性。

从图10、图11可以看出,浮体在冲击结束后在流体的拖曳力、流体的垂直升力、浮力的作用下继续运动,最终在水的阻尼力作用下达到平衡位置,但是在来流方向浮体很快趋于平稳,在垂直于来流方向受水流涡激升力的影响浮体会产生振动,此时Y方向的运动位移达到1.14m,Z方向的位移达到0.43m。

4.3浮体响应量的数值解

求解流固耦合分析模型,可以得到浮体在Y、Z方向的位移的响应量,分别如图12、图13所示。将计算结果进行对比,如表3所示。

从表3可以看出,水下监测平台的Y方向位移响应值的解析解和数值解误差为2.6%,Z方向响应值的误差为7.2%。产生误差的原因是由于解析求解过程中浮体是作为刚性体进行计算的,而数值解的求解过程中以柔性体来进行计算,且采用了浮体的有限元模型,因此流固耦合的数值解的结果更为精确、可靠。

5 结论

(1)水下系泊监测平台浮体在流体的拖曳力、流体的垂直升力、浮力的作用下,会产生较大的垂荡位移和横荡位移,但是在来流方向的横荡位移很快趋于平稳,垂直于来流方向的垂荡位移受水流涡激升力的影响会产生振动。

(2)流固耦合的计算模型和数值分析模型的计算结果一致性较好,但也存在一定误差,产生误差的原因是由于解析求解过程中浮体是作为刚性体进行计算的;而数值解的求解过程采用有限元模型,浮体是以柔性体来进行计算,因此流固耦合的数值解的结果更为精确、可靠。

(3)在进一步研究水下系泊监测平台浮体稳定性的过程中,涡激振动产生的影响是不能忽略的。

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动态数值模拟 篇9

关键词：Eclipse,数值模拟,动态文件,自动生成

在数值模拟工作整个流程中, 数据的准备是一个耗时耗力的工作。面对大量的数据, 常规的手工录入不仅速度慢, 准确性也难以保证。Visual Basic是应用广泛的软件开发环境, 有方便的操作excel文件的对象库, 在处理大量数据方面有着快速和准确的优越性, 将该语言引入Eclipse和VIP两种数模软件动态文件的自动化生成中, 是代替人工整理的一种有效途径。

1 数据准备

软件需要准备的数据包括:小层数据、油水井的生产数据以及数模模拟层和分层的对应表, 表1为油井格式, 水井数据与之类似, 前8列为必须有的数据列。其中油水井数据和小层数据可直接从油田的A2生产数据库中下载, 无需改动格式。

2 原理及算法

Eclipse软件的动态数据包括井事件文件 (ev) , 井生产数据文件 (vol) , 射孔关键字是“perforation”, VIP则包含在一个R.DAT文件里, 射孔关键字为“fperf”。两个软件的格式关键字虽不同, 但用到的基本数据都一致, 主要包括井名、年月、月产油、月产水、月产气、月注水、生产天数七列数据, 可以通过循环遍历油水数据表的标题行来寻找, 用PRINT语句输出, 主要代码如下:

程序通过自动判断原始输入数据中的生产层号的变化和备注中“压裂”, “酸化”等关键词来实现补换层、压裂等井事件的整理, 结合小层数据表计算对应的生产模拟层位 (见图1) , 下面代码将油水井的生产层号转化成对应的模拟层号:

3 应用效果

将以上VB编制的软件中输出得到的动态软件输入至Eclipse2006和VIP2003上使用, 输出结果准确、生成时间短。以大港某油田ZV油组的实际生产数据为例, 油水井总井数79口, excel中生产数据共10816行, 油水井对应分层数据1255行, 程序输出Eclipse格式的文件用时156.81秒, 实现了动态文件的自动快速生成, 将相关文件加载进eclipse的schedule模块 (见图2所示) , 加载结果正确可靠。

4 结论及建议

(1) 应用Visual Basic编写程序, 实现Eclipse和VIP动态文件的自动生成, 方便快捷, 大大提高了数值模拟工作的效率。

(2) Visual Basic有方便的操作excel文件的对象库, 如果有权限连接油田上游数据库可实现数据的无缝对接。

(3) 井事件文件的整理依赖于上游生产数据尤其是生产层号和小层数据的准确性, 运行前对基础数据的检查尤为重要。

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动态数值模拟 篇10

随着我国交通基础设施建设规模逐渐扩大, 越来越多的高等级公路穿越崇山峻岭, 由于受地形、地质条件限制以及隧道分建带来的展线困难与占地多等因素的影响, 人们也越来越多地选择小净距隧道的结构形式。国内现有的工程实例表明, 在Ⅴ级围岩情况下, 深埋大跨度隧道对地表下沉有严格控制时, 施工方法宜选用单侧壁导坑法和双侧壁导坑法[1], 模拟分析得出大断面小净距隧道在控制拱顶下沉、中间岩柱水平位移以及隧道水平位移方面, 双侧壁导坑法优于CRD法和CD法[2,3]。现场实测表明, 大断面小净距隧道V级围岩段的破碎带采用双侧壁导坑法施工围岩变形和支护结构受力普遍较小[4], 我国对小净距隧道研究起步较晚, 规范中的合理参考净距过于保守[5,6], 通过对不同围岩类别的模拟分析得出Ⅴ级围岩的合理净距在0.2~0.35B (B表示洞径) 之间选择[7]。本文采用反转应力释放的方法[8], 以龙岩市华莲西路 (红田路~龙腾路) 工程的隧道工程为依托, 对双侧壁导坑法开挖下深埋大断面小净距双线隧道洞周围岩和支护结构的变形及受力进行了数值模拟仿真分析, 一方面验证复杂地层条件下Ⅴ级围岩双线隧道的设计支护衬砌参数和施工方法, 另一方面为以后类似隧道的设计与施工提供依据。

1 工程概况

1.1 地形与地质

本工程为华莲西路 (红田路~龙腾路) 工程的隧道工程子项部分。隧道位于龙岩市新罗区陈陂镇的红炭山地块与陈陂村之间的山体中, 为双向六车道双线隧道。隧道西接三号桥, 东至四号桥, 为桥隧相连隧道。设计采用小净距隧道方案, 分为南北两线, 其中南线隧道总长429.82 m, 北线隧道总长415 m。隧道进口南北幅净距约为6.50 m, 出口南北幅净距约为4.90 m。

隧址区上覆坡积粉质黏土、含角砾粉质黏土、碎石, 下伏基岩为二叠系童子岩组 (P1t) 炭质粉砂岩风化层, 另有闪长玢岩脉侵入。进出洞两端为Ⅴ级围岩 (坡残积土、强风化炭质粉砂岩、破碎带) , 隧道中部局部为Ⅳ级围岩 (中风化炭质粉砂岩、闪长玢岩) , 隧道围岩物理力学性质指标如表1所示。

1.2 设计与施工方案

本隧道工程地质条件较差, 且线路为桥隧相连, 经综合比选后确定本隧道采用小净距分修, 中间岩柱宽度不小于4.0 m。Ⅴ级围岩段结构采用60 cm厚C30钢筋混凝土结构, 防水等级P8。Ⅴ级加强支护段初期支护采用0.5 m/榀钢架+30 cm厚双层网C20喷混凝土进行联合支护;Ⅴ级支护段临时支护采用0.75 m/榀钢架+30 cm厚双层网C20喷混凝土进行联合支护, Ⅴ级围岩采用大管棚 (+超前锚杆) 超前支护后, 按双侧壁导坑法 (DCD法) 施工, 先施工左洞, 再施工右洞, 如图1所示。Ⅳ级围岩采用超前锚杆支护后, 按双侧壁导坑法施工。

2 数值模拟

2.1 反转应力释放

采用邓肯 (J.M.Duncan) 等提出的“反转应力释放法”对隧道围岩进行模拟开挖, 围岩双侧壁导坑法施工的力学行为数值模拟过程中, 应力释放率按表2选取。

%

2.2 有限元模型及材料参数

考虑隧道施工影响范围, 并根据Ⅴ级围岩段隧道断面建立二维数值计算模型, 隧道左右洞净距取5 m, 隧道埋深取为60 m。模型宽度取14 m, 高度取13 m。有限元计算模型中, 围岩、喷射混凝土和模筑混凝土均采用平面四边形单元PLANE42进行模拟, 钢拱架采用梁单元BEAM3进行模拟, 锚杆采用杆单元LINK1进行模拟, 有限元模型共划分为4 134个单元, 其中平面单元3 754个, 梁单元200个, 杆单元180个。有限元计算模型如图2所示。

模型边界条件为:模型底面为固定边界, 限制竖向和水平位移, 两个侧面为滚轴边界, 仅限制水平方向位移。本次数值模拟计算中, 岩体材料塑性模型选用DruckerPrager屈服准则, 锚杆、钢拱架、喷射混凝土和模筑混凝土均采用弹性模型。模型材料计算参数如表3所示。

2.3 施工过程模拟

该隧道开挖采用的施工步骤为: (1) 施加初始应力场; (2) 左隧洞右导坑开挖并施作初衬; (3) 左隧洞左导坑开挖并施作初衬; (4) 左隧洞拱顶开挖并施作初衬; (5) 左隧洞拱底开挖并施作初衬; (6) 右隧洞左导坑开挖并施作初衬; (7) 右隧洞右导坑开挖并施作初衬; (8) 右隧洞拱顶开挖并施作初衬; (9) 右隧洞拱底开挖并施作初衬; (10) 施作二次衬砌。

3 计算结果及分析

3.1 位移分析

右线隧道施作二次衬砌后围岩的水平位移场和竖向位移场分布规律如图3~4所示。

由上述围岩位移的计算结果可知, 隧道分部施工过程后围岩位移值不是很大, 最大为9.88 mm, 远小于规范中的变形量, 主要是因为在本次数值计算中, 隧道每一步开挖、施作初期支护后围岩应力共只释放了30%。同时还可看出小净距双线隧道双侧壁导坑法施工时拱顶位移远大于拱腰位移, 因此, 隧道围岩变形控制应侧重隧道拱顶的变形控制。

3.2 围岩塑性区分布

当围岩进入塑性以后, 其承载能力将大幅度下降, 甚至导致整体失稳。隧道施作二衬后围岩塑性区分布规律如图5所示。

由图5可以看出, 隧道围岩塑性区影响范围不大, 左右双洞施工结束后, 中间岩柱的塑性区未贯通, 说明隧道左右线净距设计合理, 对隧道有影响的塑性区主要分布在两隧道拱腰, 因此在二衬施工前应加强对隧道拱腰的监测, 必要时用锚杆或小导管注浆进行加固, 及早封闭隧道拱圈, 以便控制围岩位移和确保顺利施工。

3.3 应力分析

隧道的开挖过程也是围岩内部应力重新调整分布的过程, 二次衬砌的应力与围岩的稳定性关密切。隧道在施作二衬后最大主应力和最小主应力分布如图6~7所示。

由图6可知, 隧道二次衬砌的最大拉应力达到2.66MPa, 位于仰拱两端位置, 超过混凝土的抗拉强度;由图7可知, 隧道二次衬砌的最大压应力为6.07 MPa, 小于混凝土的抗压强度。仰拱内侧出现拉应力, 是由于隧道内部土体开挖的卸载作用, 仰拱底部围岩压力作用在仰拱上, 而仰拱内侧临空, 故而产生拉应力, 同时由于拱顶下沉造成竖向位移, 上部的荷载随着支护系统的变形而向下传递, 因而造成接触压力最大处在拱肩、拱脚, 而随着仰拱的回填衬砌的受力状况可以得到一定的改善。通过控制拱顶沉降和配筋可以提高仰拱的抗拉强度, 二衬结构是安全的。

3.4 钢拱架受力分析

当围岩条件较差时, 钢拱架将作为隧道初期支护结构中的重要组成部分和主要承载结构, 在预防隧道塌方和控制围岩松动变形中发挥着核心作用, 因此分析钢拱架在围岩压力作用下的受力特征, 进而评判支护效果和隧道衬砌结构的稳定性。隧道施作二次衬砌后的钢拱架的受力如图8~9所示。

从隧道施工后钢拱架的受力分析得出, 隧道断面拱顶处受力偏小, 拱肩和拱脚处的弯矩和剪力较大。整个结构的受力分布在两侧导洞临时支撑上, 在临时支撑和二次衬砌的连接处受力最大。对于初期支护、二次衬砌的最终内力, 采用相关公式进行强度验算, 其满足规范要求, 衬砌结构是安全的。内力分布反映该断面隧道拱脚处受力较大, 施工时建议仰拱结构及填充超前施工, 有利于出碴运输和稳定墙脚。

4 结论

1) 大断面小净距隧道复杂地层条件下Ⅳ、Ⅴ级围岩段采用现有的施工工艺和支护参数是可行的, 围岩变形可控, 支护效果显著。

2) 隧道仰拱两端位置出现拉应力, 且应力最大。因此, 在支护设计时应加强仰拱两端的配筋, 施工时建议仰拱结构及填充超前施工, 有利于出碴运输和稳定墙脚。

3) 隧道整个支护结构的受力分布在两侧导洞临时支撑上, 两侧导洞临时支撑和二次衬砌的连接处受力最大。隧道断面拱顶处受力偏小, 拱肩和拱脚处的弯矩和剪力较大, 因此在施工时建议将拱脚作为隧道长期安全监控的重点部位。[ID:001078]

摘要：以大断面小净距隧道华莲西路隧道为背景, 采用ANSYS有限元程序对该隧道Ⅴ级围岩双侧壁导坑法施工的力学行为进行全过程数值模拟研究。根据模拟结果, 对围岩变形、围岩塑性区、衬砌应力及支护结构受力进行研究分析, 研究结果表明大断面小净距隧道复杂地层条件下Ⅳ、Ⅴ级围岩段采用现有的施工工艺和支护参数是可行的, 围岩变形可控, 支护效果显著。同时给出了华莲西路隧道设计和施工的关键点, 具有重要的工程意义和现实意义。研究成果可为日后类似工程的设计、施工和研究提供有益的借鉴和参考。

关键词：小净距隧道,Ⅴ级围岩,双侧壁导坑法,动态施工,数值模拟,动态分析

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