基于PFC-CFD耦合的砂层盾构隧道端头土体渗透破坏特性研究

发布时间：2020-10-13 02:15

　　 针对端头土体富水砂性地层,运用流固耦合、弹塑性力学等理论知识求解N-S方程,并采用PFC-CFD耦合的颗粒流细观模型及室内相似模型,对盾构隧道端头土体砂性地层的渗透破坏过程及渗透破坏对端头土体稳定性的影响进行研究。(1)针对砂性土层特殊的工程力学特性,将离散性较大的土假设成多孔连续介质,在考虑土体渗透率动态变化过程的基础上建立流固耦合数学模型。通过计算流体动力学,求解不可压缩流体N-S平均方程,结合PFC3D颗粒流实现多孔介质中流固耦合的细观模拟。(2)由于CFD模块中不包含CFD解算器,所以本文基于python文件程序对其进行二次开发,建立python程序语句连接CFD和PFC3D,解决了流固耦合的问题。将数值试验的结果与渗流公式、理论进行对比分析,验证了运用颗粒流模型模拟渗透试验的准确性。建立了颗粒流三轴剪切数值模型,分析颗粒细观参数与土体试样宏观物理参数的影响曲线。(3)建立了 PFC-CFD耦合的渗透破坏颗粒流模型,分析盾构隧道端头土体砂性地层的渗透破坏过程以及渗透破坏对端头土体稳定性的影响。渗透破坏过程中流体压力场,速度场,土体应力场处于不断变化中,渗流域中平均流速、孔隙率以及渗透系数在运算一定步数后逐渐趋于稳定,渗流也趋于稳定。(4)端头土体遭受渗透破坏时,土体颗粒间的接触力链变的稀松,土体抗剪强度、稳定性降低,土体滑移破坏范围、地表沉降变大,土体失稳速度更快,滑移破坏面较之无渗透时靠后扩展。端头土体遭受渗透破坏时会改变土体应力场的重分布,端头土体受到横向渗透破坏时土体竖向应力场整体减小,受到竖向渗透破坏时土体竖向应力场整体增大,渗透破坏时应力场重分布范围较无渗透时变大,对横向渗透影响力更大。最小主应力受渗透影响较小,最大主应力受渗透影响较大。渗透作用下端头土体的大、小主应力基本位于无渗透时端头土体主应力的包络线内。(5)渗透作用方向对端头土体整体稳定的影响:无渗透破坏竖向渗透横向渗透。主应力达到最值,出现塌落拱的位置点三者按距洞口的距离依次为:竖向渗透(0.1m处)无渗透(0.2m处)横向渗透(0.3m处)。流体作用方向相同,不同流体压力下,流体压力越大,流体压力越大、土体主应力越小,渗透破坏越明显,失稳区域越大,颗粒出现流失的时间越早,土体颗粒的流失速度也越快。同等流体压力、同等流体作用方向下洞口处的最大压力梯度受洞口的大小影响,洞口越小,压力梯度越大,渗透性越强。沉降变形量、地表最大沉降量以及土体发生扰动区域占比随隧道埋深比的增大而逐渐减小。流体作用方向、隧道埋深比及有、无渗透的影响力大小按各结果值来看,其影响力分别为,沉降变形量:竖向渗透横向渗透无水、埋深渗透;地表最大沉降:竖向渗透无视横向渗透、埋深渗透;土体失稳区域占比:横向渗透竖向渗透无水、渗透埋深。(6)借助大型三维散斑测量系统获取室内端头土体相似模型渗透试验破坏的全过程,并与端头土体无渗透的情况做对比,端头土体存在渗透破坏时土体的破坏范围及失稳区域要明显大于无水渗透下,土体失稳滑移面也要比无水渗透时要靠后很多。分别对室内相似模型试验与数值试验的滑动破坏面进行坐标提取并进行曲线公式拟合,从滑动破坏面整体来说,室内试验与数值试验有、无水渗透下的端头土体的滑动破坏面的曲线相似度还是比较接近的。
【学位单位】：鲁东大学
【学位级别】：硕士
【学位年份】：2018
【中图分类】：U452.12
【部分图文】：

起开挖面失去稳定性、地面沉降严重甚至出现塌陷事故［１２］。以此为例，像北京、??上海、深圳等城市地铁施工中出现的安全事故绝大多数和地下水的渗透破坏有关。??如图１．２所示，我国央视频道也曾多次报道隧道涌水、涌砂事件。因此提前对端??头土体采取加固、防渗透措施保证工程施工的安全性成为了关键。但是加固不合??理，范围、强度达不到工程期望值依然会存在破坏失稳，地表下沉，渗透破坏，??涌水流砂等风险。倘若加固强度、范围过大，不仅会造成资源的浪费，更严峻的??是会加大盾构机掘削土体的难度，进而提高了施工风险系数。因此明确端头土体??的失稳破坏机理，渗透破坏机理，合理的对端头土体进行加固处理显的尤为迫切??［７：＂］〇??纖＿??图１．２隧道地下涌水事件??由于盾构多在软弱松散土层中施工，低强度，高渗透，弱胶结，低抗剪是这??一土质的工程特性。盾构进出洞时凿除连续墙，导致土体应力场发生变化，随着??土体涌出洞门，固相骨架被压缩甚至破坏，土体的孔隙度和渗透率随之相应的发??生改变。反之当土体的渗透性发生改变时会影响作用于土体应力场上的渗透力、??孔隙水压力等因素

端头土体稳定性分析及土体加固主要依据的是：??日本ＪＥＴ?ＧＲＯＵＴ协会（ＪＪＧＡ）规范中［１４贩块模型理论：核心思想是将端头土体??视为整体弹性薄圆板来计算纵向加固厚度见图１．３，将端头土体部分受到的压力简??化成均匀分布的荷载，由加固尺寸中心处的拉应力达到时最大得到强度验算公式：???（，，）??ｍａｘ?８?Ｍ?ｋ??其抗剪强度的验算公式为：??ｒｍａｘ?＝?—?＜＾??（１．２）??ｍａｘ?４ｔ?ｋ??日本的土体滑动破坏失稳理论Ｍ认为洞门土体部分将沿某种滑移破坏面整??体滑动失稳，但其滑移失稳理论只适用于黏土如图１．４所示，黏土滑移失稳模型??假设０为加固土体与滑移面的夹角计算公式：????（，．４）??ＡｃＤ２??Ｉ?，?．?，ｆｆＴＴ??图１．３强度理论计算简图?图！．４黏土滑动破坏面?图１．５砂土滑动破坏面??土体的极限扰动平衡理论［１６］借助土塑性力学理论来计算端头土体的加固宽??度。此外，由于砂土无粘聚力，其物理力学性质与黏土有一定的差异，通过室内??室外砂土土坡的研究结果表明

失稳的主导因素是粘聚力Ｃ。吴飞等［２１］分析并改进滑移破坏失稳理论，采用正交??试验法分析了端头土体加固效果的主次关系。江华，江玉生［１９－２（）］在前人的基础上，??针对既有加固模型的不足，考虑尺寸效应对端头加固的影响提出了改进的梯形荷??载等效模型（如图１．７），并在既有模型和改进模型的基础上，在满足物理强度的??基础上得到了土体纵向加固尺寸的计算方程：??，碰：腿優，異，?（丨８）??目前一般假定粘土的滑动面为开挖面上部垂直、下部为曲线，而砂性土的滑??动面为开挖面上部垂直，下部为斜直线。基于此，宋克志，王梦恕，孙谋等［２２－２４］??针对浅埋盾构隧道，提出了一种新的端头土体滑动失稳破坏模式－对数螺旋曲线，??运用颗粒流离散单元法ＰＦＣ数值模型试验得到的破坏滑动模式与它非常接近，并??在此基础上运用极限平衡法对端头土体进行了稳定性分析，应用到南京地铁工程??中结果令人满意。新的土体滑动模式－对数和螺旋曲线组合土体滑动模式如下图??１．７所示：??二?ｒｎｉＴｉ?ＴＴＴｒｙ’??
【参考文献】

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本文编号：2838592