【《锦屏二级水工隧洞的开挖-衬砌-运行不同时刻围岩和衬砌的应力分布和变形规律分析》8100字】

-0-锦屏二级水工隧洞的开挖-衬砌-运行不同时刻围岩和衬砌的应力分布和变形规律分析目录TOC\o"1-3"\h\u23165锦屏二级水工隧洞的开挖-衬砌-运行不同时刻围岩和衬砌的应力分布和变形规律分析 1222131.1有限元计算模型 1291111.2有限元模型数值分析方案 2299371.3初始地应力场平衡分析 394071.4渗流场分析 520051.5隧洞开挖过程渗流应力耦合分析 9272051.6隧洞衬砌过程渗流应力耦合分析 11139001.6.1围岩应力应变分析 12299211.6.2衬砌应力变形分析 1369321.7隧洞运行期渗流应力耦合分析 15258121.7.1围岩应力应变分析 15276451.7.2衬砌应力变形分析 1674131.8小结 171.1有限元计算模型本文以四川省凉山州雅砻江锦屏二级水电站的引水隧洞为工程案例，锦屏二级水工隧洞的开挖洞径为13m，隧洞轴线间距设计值为60m，为隧洞洞径的4.6倍，全线最大埋深为2525m。本文选取埋深在1700m处的隧洞洞段建立了二位的有限元计算模型。计算范围为195m×195m（15倍洞径）。模型X轴为平行河谷方向，Y轴为重力方向，采用四边形单元划分，共有800个单元，890个节点，衬砌厚度为0.6m，也适用四边形单元划分。有限元网格模型见图1.1。图SEQ图表\*ARABIC1.1有限元模型网格划分荷载及边界条件ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>陈卫忠</Author><Year>2008</Year><RecNum>77</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[53]</style></DisplayText><record><rec-number>77</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="ar0d2a9tp2p5zwep2ecxza5txdd9txaps0x0"timestamp="1619078621">77</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>陈卫忠</author><author>伍国军</author><author>戴永浩</author><author>陈蓉</author><author>陈立保</author></authors></contributors><auth-address>中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室;湖北省发展与改革委员会;铁道第四勘察设计院;</auth-address><titles><title>锦屏二级水电站深埋引水隧洞稳定性研究</title><secondary-title>岩土工程学报</secondary-title></titles><periodical><full-title>岩土工程学报</full-title></periodical><pages>1184-1190</pages><number>08</number><keywords><keyword>多孔介质</keyword><keyword>耦合</keyword><keyword>引水隧洞</keyword><keyword>本构方程</keyword><keyword>损伤</keyword></keywords><dates><year>2008</year></dates><isbn>1000-4548</isbn><call-num>32-1124/TU</call-num><urls></urls><remote-database-provider>Cnki</remote-database-provider></record></Cite></EndNote>[53]：模型左右两侧设置X方向的位移约束，地面设置X、Y方向的位移约束，顶面不设置约束。由于计算域上表面距地面1600m，根据资料确定其表面的压应力为44.8MPa，故在上表面上设置大小为44.8MPa的均布荷载来模拟上部岩体造成的压力。顶面初始水头300m，底面初始水头为760m，两侧边界设置随重力方向线性增大的水头。材料属性及本构关系：根据引水隧洞现场的应力测试结果，围岩的力学参数见表1.1隧洞的自重应力场是主要的初始应力场，中间主应力垂直于隧洞轴线，与Y轴方向平行，测压力系数取0.87。岩体材料采用线性Druck-Prager屈服准则，衬砌材料采用线弹性模型，其力学参数见表1.1ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>陈卫忠</Author><Year>2008</Year><RecNum>77</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[53]</style></DisplayText><record><rec-number>77</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="ar0d2a9tp2p5zwep2ecxza5txdd9txaps0x0"timestamp="1619078621">77</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>陈卫忠</author><author>伍国军</author><author>戴永浩</author><author>陈蓉</author><author>陈立保</author></authors></contributors><auth-address>中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室;湖北省发展与改革委员会;铁道第四勘察设计院;</auth-address><titles><title>锦屏二级水电站深埋引水隧洞稳定性研究</title><secondary-title>岩土工程学报</secondary-title></titles><periodical><full-title>岩土工程学报</full-title></periodical><pages>1184-1190</pages><number>08</number><keywords><keyword>多孔介质</keyword><keyword>耦合</keyword><keyword>引水隧洞</keyword><keyword>本构方程</keyword><keyword>损伤</keyword></keywords><dates><year>2008</year></dates><isbn>1000-4548</isbn><call-num>32-1124/TU</call-num><urls></urls><remote-database-provider>Cnki</remote-database-provider></record></Cite></EndNote>[53]。表1.1围岩及衬砌材料参数材料弹模E/GPa泊松比μ密度ρ/t/黏聚力c/MPa内摩擦角φ/°孔隙度/渗透系数/m·围岩200.252.81.5420.0034.63×衬砌250.1672.5--0.00081.0×1.2有限元模型数值分析方案为了更好的的分析渗流应力耦合效应的影响，分以下两种方案进行对比计算：方案A：不考虑渗流场和渗流耦合作用，采用Druck-Prager模型，分析计算隧洞施工过程中的位移场和应力场变化，具体分析计算步骤如下：Step1—Geostatic：设置初始边界条件和围岩衬砌的材料参数，进行初始地应力平衡；Step2—Reduce：为模拟衬砌时机的影响，将要开挖处的围岩模量衰减40%；Step3—Add：激活衬砌单元，将衬砌外缘与围岩开挖面设置Tie约束；Step4—Remove：移除被开挖的围岩单元；Step5—Run：根据资料ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>何江</Author><Year>2021</Year><RecNum>81</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[54]</style></DisplayText><record><rec-number>81</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="ar0d2a9tp2p5zwep2ecxza5txdd9txaps0x0"timestamp="1620465806">81</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>何江</author><author>陈念辉</author><author>潘益斌</author></authors></contributors><auth-address>中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司;</auth-address><titles><title>锦屏二级水电站引水隧洞围岩固结灌浆设计与实践</title><secondary-title>广西水利水电</secondary-title></titles><periodical><full-title>广西水利水电</full-title></periodical><pages>56-60</pages><number>01</number><keywords><keyword>引水隧洞</keyword><keyword>固结灌浆</keyword><keyword>设计</keyword><keyword>施工</keyword><keyword>锦屏二级水电站</keyword></keywords><dates><year>2021</year></dates><isbn>1003-1510</isbn><call-num>45-1147/TV</call-num><urls></urls><remote-database-provider>Cnki</remote-database-provider></record></Cite></EndNote>[54]，隧洞运行过程中的最大内水压力为0.81MPa，故在衬砌内壁施加0.81MPa的内水压力，模拟实际运行时的工况。该方案除Geostatic分析步外，其余分析步Reduce、Add、Remove都采用静力分析步。方案B：考虑渗流场和流固耦合作用，采用Druck-Prager模型，对模型的应力场、位移场和渗流场进行分析计算，具体分析步骤如下：Step1—Geostatic：设置初始位移边界和孔压边界，和围岩衬砌的材料参数，进行初始地应力平衡；Step2—Kaiwa：隧洞完成开挖，开挖面变成临空面，孔隙水压力变为0MPa，假设开挖过程的时间为1天，将该分析步计算时长设置为86400（以秒为单位）；Step3—Chenqi：隧洞完成衬砌，衬砌外缘与围岩开挖面设置Tie约束，临空面从围岩的开挖面变为衬砌内壁，假设衬砌施工时间为3小时，将该分析步时长设置为10800；Step4—Wending：衬砌后隧洞周边的渗流场随之时间逐渐改变，边界条件同上，以1天为每一计算步时长，总时长30天，保证应力场、应变场和渗流场达到稳定；Step5—Yunxing：在衬砌内壁施加0.81MPa的内水压力，同时设置0.81MPa的孔压边界，令分析时长为30天，模拟实际运行时的工况。由于隧洞的开挖和衬砌对围岩的扰动比较剧烈，所以以上耦合分析步均采用瞬态分析。1.3初始地应力场平衡分析当天然岩体未受到外界干扰时，地壳中存在天然的应力场，这就是初始地应力场，也称为岩体初始应力，初始地应力场的形成受到重力、地热、地球自转等多种因素等影响。对于边坡工程、地下工程等岩土工程，初始应力场是正确模拟施工过程的先决条件。地应力平衡的本质上就是求解岩体的初始应力场，只有进行了地应力平衡之后，我们得到的才是实际工程中的岩土经过长年累月沉积而形成的初始状态，否则我们得到的只是没有应力和变形的新鲜堆土。所以地应力平衡的目标就是在后续施工模拟中，岩层在自重作用下的变形很小，可以忽略，一般达到10−4在以自重应力场为主，不考虑构造应力场时，在ABAQUS中常见的的用来进行地应力平衡的手段一般有四种：（1）自动平衡法；（2）关键字定义法；（3）ODB导入法；（4）初始地应力提取法。（1）自动平衡法。为解决地应力平衡的问题，ABAQUS中提供*Geostatic分析步。在该分析步中，ABAQUS会根据计算模型中设置的重力荷载或体力进行自动的平衡，得到需要的地应力场。只需用户将分析步设置为*Geostatic，并将增量步设置为自动即可。自动平衡法适用于模型简单，地形平整的情况，当采用塑性本构模型时该方法很难收敛。（2）关键字定义法。通过命令*INITIALCONDITIONS,TYPE=STRESS,GEOSTATIC可以通过设置上表面和下表面的应力，岩石的侧压力系数和水平压力系数，进行平衡。关键字定义法简单实用，适用于地形平整的情况，有较好的收敛性，同时也有较高的精确度。（3）ODB导入法。OBD文件是ABAQUS的计算结果数据库文件。OBD导入法首先对模型的荷载和边界条件进行计算，将得到的OBD文件中模型各单元的应力值在命令*INITIALCONDITIONS,TYPE=STRESS,FILE=file,INC=inc中添加，随后重新提交计算，查看平衡的地应力的结果，如果效果不好可以多次反复迭代计算，知道平衡结果满意为止。这种平衡方法效果收敛性较好，且可以多次迭代，但是不适用于多孔介质弹性模型，因此也不适合临界状态塑性，此外如果模型中存在混合单元（如既有四边形又有三角形时），则ODB导入法也不适用。（4）初始应力提取法。通过命令*INITIALCONDITIONS,TYPE=STRESS,INPUT=XX.csv将处理过的初始应力场提取到模型中，达到地应力平衡的效果。该方法适用范围最广，且得到的变形十分小，但是处理过程较为复杂，一般用于计算模型复杂，地形不平整的情况。由于本文选取的计算模型上表面平整，且用到Druck-Prager本构模型，故采用关键字定义法进行地应力平衡，平衡结果如图1.2所示，Y方向变形量级达到10−7图1.2地应力平衡结果图1.4渗流场分析图1.3为地下渗流场在隧洞施工运行等不同阶段的演变情况。从a到h分别是隧洞开挖前，隧洞开挖后，隧洞衬砌后5天、15天、30天，隧洞运行后5天，15天，30天的渗流场分布。图1.4为隧洞在开挖、运行后隧洞4倍洞径范围内的流速矢量图。在隧洞开挖前，渗流场在未受到扰动时满足线性分布（图1.3-a）。而在开挖完成后，开挖面为临空面，孔隙压力变为0MPa，隧洞周围的水都向开挖面流动，沿洞周渗流速度分布较为均匀，但隧洞底部的渗流速度比洞顶稍大一些，这是由于隧洞底部的初始孔压较大，因此水力梯度也更大，最大的流速为7.82×10−8m/sa.开挖前b.开挖1天后c.衬砌5天后d.衬砌15天后e.衬砌30天后f.运行5天后g.运行15天后h.运行30天后图1.3地下渗流场在不同阶段的分布演变图1.4开挖和运行阶段流速矢量图/m·图1.5整理了隧洞在衬砌结束后5天，15天和30天时，洞周竖直方向（由隧洞顶部到计算域上边界）和水平方向（由隧洞右腰处到计算域右边界）两条路径上的孔压变化规律。横坐标为距离隧洞的距离，纵坐标为该处的孔隙压力。在竖直方向上，由于靠近洞顶一定距离内发生的排水作用，孔隙压力由由开始时1.6MPa逐渐增大，在距离洞顶20到30米时达到峰值，为1.93MPa，随后由于重力作用，孔隙压力又逐渐减小，在达到计算域的上边界时降低为1.45MPa。在水平方向上，孔压随着和隧洞距离的增大而增大，在距离隧洞5倍洞径的范围内，孔压的上升比较明显，随后趋于平缓。且随着地下渗流不断的发展，孔压也逐渐下降，达到稳定。隧洞隧洞（a）竖直方向孔压分布隧洞隧洞（b）水平方向孔压分布图1.5隧洞衬砌后不同时刻竖直和水平方向的孔压分布图1.6整理了隧洞运行后5天，15天和30天时，两条路径上的孔压变化规律。整体的分布规律与衬砌稳定过程中的分布情况接近，但由于内水压力的影响，隧洞周边的孔压逐渐增大。在竖直方向上，洞周的孔压约为1.9MPa，随着离隧洞越来越远，孔压也逐渐增大，在1.5倍洞径附近时达到峰值，大小在2.2MPa左右，随后以稳定的趋势逐渐下降，到达计算域上边界时的孔压为1.7MPa。在水平方向上，孔压增大的速度先急后缓，在距离洞周5倍洞径范围内变化比较明显，随后趋于平缓，约为3MPa。隧洞隧洞（a）竖直方向孔压分布隧洞隧洞（b）水平方向孔压分布图1.6隧洞运行后不同时刻竖直和水平方向的孔压分布图1.7为隧洞运行后围岩开挖面顶部（监测点3）和右侧腰部（检测点4）的孔隙压力随着时间的变化图像，隧洞在运行的前10天内孔隙压力上升的幅度较大，分别从1.65MPa和1.53MPa增大到1.87MPa和1.73MPa，随后以平缓的速度继续增大，在25天之后几乎不再变化，达到稳定状态。由此可推断，隧洞运行后前10天渗流场变化较为明显，之后渗流场的逐渐稳定，在25天左右时达到新的平衡。图1.7运行期监测点孔压变化曲线1.5隧洞开挖过程渗流应力耦合分析隧洞在开挖过程中，应力场受到扰动，受到开挖卸荷载的影响，开挖临空面整体上有一个向洞室内的变形，在开挖过程结束后，方案B隧洞周边围岩的位移变化情况和应力分布情况分别如图1.8和图1.9所示，隧洞水平方向上的最大位移出现在隧洞腰部右侧，最大的位移值为-2.049mm，在竖直方向上，隧洞顶部和底部分别出现较大的沉降和凸起，最大竖向位移出现在顶部，其向下位移值为-1.037mm，底部向上的位移值为2.045mm。由于隧洞埋深较大，故有一个较大的初始压应力，在开挖后洞室的最大主应力仍然表现为压应力，最大值为-5.022MPa，最小主应力为-71.39MPa，出现在隧洞的两侧腰部位置。图1.8方案B隧洞开挖后围岩位移/m图1.9方案B隧洞开挖后应力场分布/MPa表1.2整理了两个方案围岩开挖引起的位移和应力，在围岩的水平位移分布方面，方案A的腰部最大位移在1.4mm左右,相较而言，考虑了流固耦合作用的B方案产生的变形较大。在竖直变形方面，不考虑渗流耦合的情况下，隧洞顶部和底部产生的位移较为接近，都在2mm左右，而考虑流固耦合作用时，由于受到开挖卸荷和固结沉降的作用下，隧洞的顶部产生较大的位移，底部的位移较小，这也与实际情况比较吻合。在围岩应力方面，方案A中的最大主应力和最小主应力相较方案B而言较大，这表明在渗流场的影响下，围岩的位移场和应力场的分布规律都受到影响。表1.2两方案下隧洞开挖后的位移、应力结果计算方案方案A方案B水平方向位移/mm左侧腰部1.4232.030右侧腰部-1.434-2.049竖直方向位移/mm顶部-2.293-1.027底部1.9022.045围岩应力/MPa最大主应力-5.177-5.022最小主应力-87.09-71.39隧洞开挖在导致隧洞周边发生围岩应力的重新分布和位移的同时，也会导致地层发生整体的沉降，图1.10绘出了两种方案下计算域最高处边界的围岩在开挖过程中发生的沉降，方案A最大沉降量为0.474mm，方案B最大沉降量为1.097mm，可见在考虑流固耦合作用之后，土层发生的沉降变大，且越靠近开挖中心处，沉降的增加也越明显。图1.10两种方案下计算域顶部沉降曲线/m1.6隧洞衬砌过程渗流应力耦合分析隧洞开挖会引起应力场和渗流场的改变，如果没有衬砌施工，则过程较为简单，在地应力平衡之后加入移除开挖岩土单元的静力分析步即可。但如果考虑衬砌支护，则情况会变的复杂许多，因为围岩在开挖后会产生应力的释放，应力的释放并非一次性全部产生，而是随着时间逐渐释放，因此，衬砌的时机直接决定了应力释放的结果，衬砌如果过早，则围岩的应力只释放了很小的一部分，无法利用围岩本身的承载能力，如果衬砌的过晚，则围岩应力释放过多，容易产生较大变形导致破坏，无法发挥出衬砌的支护作用。因此在数值分析中，衬砌单元何时激活是一个重要的环节，针对这一问题，在数值模拟过程中常采用模量衰减法和应力释放法处理:(1)模量衰减法。在数值模拟过程中，先将开挖区岩土的弹性模量降低，随后激活衬砌单元，之后再移除开挖单元，以此来模拟应力的释放。模量衰减的比例需要根据实际情况进行确定，一般取40%左右。(2)应力释放法。在开挖前先约束开挖面上的节点，得到初始应力平衡后的节点反力，该反力与等效释放的荷载数值大小相同，但是方向相反，使得模型处于无变形状态，随后逐渐减小节点反力，当减小到一定数值时（一般30%到40%），激活衬砌单元，随后再将节点反力完全释放。1.6.1围岩应力应变分析在衬砌支护后，围岩的应力不能自然的释放，位移也受到衬砌的限制，无法自由发展，使得围岩的应力场和位移场都产生变化。图1.11、图1.12分别是方案B在衬砌一个月达到稳定后围岩的应力场和位移场。由图可知，在衬砌施工过程之后，围岩的最大主应力仍为压应力，其数值变为-8.453MPa，比开挖结束时有一个较大的增加，最小主应力为-70.80MPa，比开挖结束时的最小主应力减小很多，这是由于衬砌的支护使得围岩的应力无法自然释放，因此有一个变大的压应力。在位移方面，最大的水平位移仍然出现在隧洞腰部，为4.12mm，最大的竖向位移出现在隧洞顶部，为-6.44mm。表1.3将整理了两种方案下隧洞在衬砌稳定后的位移与应力结果，各监测点的位移和应力分布对比与围岩开挖完成后接近。图1.11方案B衬砌稳定后围岩应力/MPa图1.12方案B衬砌稳定后围岩位移/m表1.3两方案下隧洞衬砌后的位移、应力结果计算方案方案A方案B水平方向位移/mm左侧腰部1.1674.12右侧腰部-1.201-1.803竖直方向位移/mm顶部-1.988-6.44底部1.6834.629围岩应力/MPa最大主应力-6.339-8.453最小主应力-90.54-70.80图1.13为在隧洞衬砌施工完毕后一个月时间内，隧洞底部位移随着时间的变化过程。监测点的位移都在前十天内有显著的的增大，在十天之后则趋于平缓，几乎不再有变化。这表明隧洞的位移场在衬砌结束之后10天左右的时间达到了稳定。图1.13监测点在衬砌结束后30天内位移变化1.6.2衬砌应力变形分析衬砌在对围岩产生支护效果的同时也承担了围岩施加于其上的围岩压力以及地下水造成的外水荷载，在运行期还收到内水压力的作用。图1.14为衬砌在支护稳定后的应力和应变状态。衬砌的最大主应力出现在洞两侧拱脚的内缘处，最大主应力为拉应力，为11.16MPa，最小主应力出现在隧洞腰部的外缘处，最小主应力为压应力，达-86.99MPa，衬砌的最大压应力和拉应力都超过了正常混凝土的抗压强度和抗拉强度，这是由于锦屏隧洞埋深较大，最大埋深达2500余米，本文所取的洞段埋深也达到1700米，故衬砌承受的围岩应力和地下水荷载很大，一般的混凝土单靠自身的强度无法满足要求。在实际工程中，衬砌的开裂是普遍且不可避免的，衬砌结构中的应力大部分由钢筋、锚杆等抗拉抗压强度很高的材料承担。衬砌、锚杆等支护的作用在于改善围岩等应力条件，更好的发挥围岩本身的承载能力。图1.15为两方案下衬砌在达到稳定后的变形情况（左侧为方案A），两种方案的最大的变形都出现在衬砌顶部，考虑流固耦合时变形最大值为6.885mm，相比较第一种方案有更大的形变，这与围岩在考虑流固耦合作用下也产生较大的变形的结果相吻合，同时隧洞底部和两侧腰部也有较大的变形，在设计过程中应注意这几处的抗裂情况是否可以满足要求。图1.14衬砌稳定后应力分布/MPa图1.15两方案下衬砌稳定后变形/m1.7隧洞运行期渗流应力耦合分析1.7.1围岩应力应变分析图1.16和1.17为隧洞围岩在内水压力为0.81MPa下运行30后围岩的应力与变形情况。当隧洞运行30天后，围岩的最大主应力仍为压应力，其数值变为-8.797MPa，最小主应力为-70.20MPa，与工程设计阶段地应力反演结果值70MPa结果吻合ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>陈国庆</Author><Year>2007</Year><RecNum>83</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[55]</style></DisplayText><record><rec-number>83</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="ar0d2a9tp2p5zwep2ecxza5txdd9txaps0x0"timestamp="1620466369">83</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>陈国庆</author><author>冯夏庭</author><author>周辉</author><author>陈炳瑞</author><author>黄书岭</author><author>张传庆</author></authors></contributors><auth-address>中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室;</auth-address><titles><title>锦屏二级水电站引水隧洞长期稳定性数值分析</title><secondary-title>岩土力学</secondary-title></titles><periodical><full-title>岩土力学</full-title></periodical><pages>417-422</pages><volume>28</volume><number>S1</number><keywords><keyword>锦屏二级水电站</keyword><keyword>引水隧洞</keyword><keyword>长期稳定性分析</keyword><keyword>数值分析</keyword></keywords><dates><year>2007</year></dates><isbn>1000-7598</isbn><call-num>42-1199/O3</call-num><urls></urls><remote-database-provider>Cnki</remote-database-provider></record></Cite></EndNote>[55]。对比隧洞衬砌稳定之后的围岩应力分布状态，可以发现围岩的应力分布变化不明显，仅有1MPa左右的浮动，这是由于隧洞埋深达1700米，因此即使是不考虑隧洞开挖引起的应力增幅，处在该深度洞段的围岩压力也超过40MPa，同时还有高达400米水头的外水压力，而在运行时最大的内水压力为0.81MPa，对应80米的水头，比起围岩压力和外水压力，内水压力对隧洞运行时应力的影响很小。根据实验资料ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>汪斌</Author><Year>2008</Year><RecNum>73</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[56]</style></DisplayText><record><rec-number>73</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="ar0d2a9tp2p5zwep2ecxza5txdd9txaps0x0"timestamp="1618623648">73</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>汪斌</author><author>朱杰兵</author><author>邬爱清</author><author>胡建敏</author><author>熊赞明</author></authors></contributors><auth-address>长江科学院水利部岩土力学与工程重点实验室;中国矿业大学力学与建筑工程学院;</auth-address><titles><title>锦屏大理岩加、卸载应力路径下力学性质试验研究</title><secondary-title>岩石力学与工程学报</secondary-title></titles><periodical><full-title>岩石力学与工程学报</full-title></periodical><pages>2138-2145</pages><number>10</number><keywords><keyword>岩石力学</keyword><keyword>锦屏大理岩</keyword><keyword>三轴压缩全过程试验</keyword><keyword>强度参数</keyword><keyword>强度准则</keyword><keyword>破坏机制</keyword></keywords><dates><year>2008</year></dates><isbn>1000-6915</isbn><call-num>42-1397/O3</call-num><urls></urls><remote-database-provider>Cnki</remote-database-provider></record></Cite></EndNote>[56]，锦屏大理岩单轴抗压强度约为88MPa，常规三轴抗压强度超过400MPa。故隧洞开挖导致的应力集中没有超过围岩的抗压强度，隧洞的长期稳定性能够得到保障。在位移方面，受内水压力的影响，隧洞整体有一个向外扩大的微小位移，最大水平位移和最大的竖向位移仍在隧洞腰部和顶部，最大水平位移4.086mm，最大竖直位移-6.38m。隧洞在衬砌和运行期整体位移值较小，说明该洞段稳定性较好。表1.3将整理了两种方案下隧洞在衬砌稳定后的位移与应力结果。图1.16隧洞运行30天后围岩变形/m图1.17隧洞运行30天后围岩应力分布/MPa表1.4两方案下隧洞运行30天后的位移、应力结果计算方案方案A方案B水平方向位移/mm左侧腰部1.2704.086右侧腰部-1.311-1.77竖直方向位移/mm顶部-2.106-6.381底部-1.7824.615围岩应力/MPa最大主应力-6.844-8.797最小主应力-89.95-70.20隧洞的施工会对洞周岩体应力增大从而产生塑性屈服，产生围岩的塑性区。图1.18为两方案下围岩在运行期的塑性区分布（左侧为A方案），塑性区主要出现在隧洞周围，在隧洞左右腰部的塑性区范围最大，最大深度约有1.5m。考虑渗流-应力耦合作用之后，围岩的塑性区范围有一定缩小，最大塑性应变也对应减小，可见渗流作用改善了围岩的应力条件，使围岩受力更加平均。图1.18两方案隧洞运行期围岩塑性区分布/m1.7.2衬砌应力变形分析图1.19为衬砌在隧洞以0.81MPa的内水压力运行30天后的应力分布。衬砌的最大主应力出现在洞两侧拱脚的内缘处，最大主应力为拉应力，为11.32MPa，最小主应力出现在隧洞腰部的外缘处，最小主应力为压应力，达-85.98MPa。在内水压力的作用下，衬砌的最大拉应力增大，最大压应力减小，但仍然都超过了正常混凝土的抗压强度和抗拉强度。锦屏隧洞的支护设计包括固结灌浆、喷锚支护，混凝土衬砌基本无需承担由于隧洞开挖和地应力释放造成的围岩压力，它的作用更多在于降低隧洞内水流的过流糙率，改善水流的过流条件和保护围岩不受水流的冲刷溶蚀，同时也为固结灌浆提供表面封闭层ADDINEN.CITE<EndNote><Cite><Author>吴世勇</Author><Year>2005</Year><RecNum>78</RecNum><DisplayText><styleface="superscript">[57]</style></DisplayText><record><rec-number>78</rec-number><foreign-keys><keyapp="EN"db-id="ar0d2a9tp2p5zwep2ecxza5txdd9txaps0x0"timestamp="1619079394">78</key></foreign-keys><ref-typename="JournalArticle">17</ref-type><contributors><authors><author>吴世勇</author><author>任旭华</author><author>陈祥荣</author><author>张继勋</author></authors></contribut