鐵路隧道抗水壓襯砌結構穩定性研究

陳耀華

（中鐵二十二局集團第四工程有限公司，河北高碑店　074000）

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鐵路隧道抗水壓襯砌結構穩定性研究

陳耀華

（中鐵二十二局集團第四工程有限公司，河北高碑店074000）

摘要以石板山高水壓隧道為依托，采用歷時8個月現場試驗和有限元數值模擬相結合的方法，研究隧道襯砌背后外水壓力變化規律，進而探討如何對二次襯砌厚度予以優化。現場實測的石板山隧道富水段掌子面最大動水壓值為0. 56 MPa，預估靜水壓值可能達到1 MPa，施工結束后該襯砌背后最大水壓只有0. 02 MPa，表明隧道開挖引起的高水壓問題主要出現在開挖期間。原設計1 MPa抗水壓襯砌（80 cm厚度）顯得過于保守，優化為0. 3 MPa抗水壓襯砌（50 cm厚度）更為合理，其安全系數可滿足規范要求。這一設計參數的合理優化將使施工難度、施工成本大幅降低，并有效加快施工進度。

關鍵詞富水地層；鐵路隧道；抗水壓襯砌；現場試驗；穩定性

隨著我國綜合國力提升和隧道設計、施工技術不斷進步，一大批現代化國家級重點交通基礎設施開始興建，深埋長大山嶺鐵路隧道隨之大量涌現，必然會遇到地下水豐富地層，帶來一系列水壓力問題［1］。如果外水壓力過大，以及襯砌厚度不當，二次襯砌難免發生開裂破壞現象，給列車運營帶來潛在風險［2］。對此，國內外科研工作者開展了相關的科學研究工作，取得了一定的研究成果。

劉福勝等［3］推導了地下水滲流分布解析公式，分析了影響圍巖滲流場和滲流量的主要因素。郭智剛等［4］以金溫鐵路湯村隧道穿越富水斷層帶為依托工程，總結了富水隧道施工超前預注漿技術、長管棚預支護要點。HERNQVIST等［5］依據掌子面鉆孔，測試其涌水量，在此基礎上，提出是否應該注漿加固的判斷標準。HUANG等［6］以現場統計得到的節理產狀為基礎，建立了非連續-水力耦合模型，研究節理條件下滲流場的分布特征，以及襯砌外水壓力。譚忠盛等［7］采用模型試驗，研究了無紡布對襯砌背后水壓力以及結構應力的改善效果。李術才等［8］研制了一種流-固耦合相似模型材料，并應用于青島膠州灣海底隧道富水段的滲流模型試驗。劉立鵬等［9］推導了復合式支護體系與襯砌外水壓力關系解析公式，提出不同類型襯砌外水壓力折減系數的取值方法。

目前大多數學者的研究是針對富水隧道圍巖滲流場、襯砌外水壓力等影響因素；而針對實際工程中襯砌水壓變化，以及襯砌結構優化并不多。因此，本文以石板山隧道為依托，采用現場試驗和有限元數值模擬相結合的方法，研究鐵路隧道抗水壓襯砌結構穩定性，具有顯著的工程實踐價值。

1　工程概況

石板山隧道位于石家莊市井陘縣小作鎮小寨村，為雙洞單線鐵路隧道，全長7 505 m，在修建過程中遇到的最大問題是富水地層。DK579 + 700—DK588 + 145段為Ⅲ級圍巖深埋地段，洞室開挖以后，現場實測掌子面最大動水壓值為0. 56 MPa，預估靜水壓值將達到1 MPa。原設計方案在隧道富水區段設置1 MPa抗水壓襯砌，厚度為80 cm，采用帷幕注漿作業，注漿圈厚度為5 m。

分別在DYK585 + 426，DK585 + 419處設置2個監測斷面，對原設計1 MPa抗水壓襯砌（80 cm厚度）斷面進行現場監測，測試水壓力變化過程與襯砌結構受力特性。每個斷面布置3個水壓力測點，5個混凝土應變測點。元件布置如圖1所示。

圖1　抗水壓隧道襯砌外水壓力及內力測試

2　現場試驗結果

2. 1二次襯砌背后水壓力

水壓力計于2014年2月17日埋設，2月18日開始測試，襯砌外水壓力時程曲線見圖2。

圖2　襯砌背后水壓力時程曲線

由圖2（a）可知，DYK585 + 426斷面初期支護與二次襯砌之間最大水壓值發生在右拱腳處，達到0. 018 MPa。從圖2（b）看出，DK585 + 419斷面最大水壓值發生在右拱腳，達到0. 024 MPa。水壓隨著時間的推移逐漸增大，但變化的絕對值較小。

由于石板山隧道富水區段均按帷幕注漿堵水，且按“全排”設計，所以實際測得的最大水壓相當于設計水壓的2％，采用1 MPa抗水壓襯砌顯得過于保守，且不合理。

2. 2二次襯砌內力

將監測到的襯砌混凝土應變，按照材料力學原理，換算為5個監測位置的軸力和彎矩，結合《鐵路隧道設計規范》（TB 10003—2005），采用破損階段法計算安全系數（如圖3所示），以評價結構安全性。

襯砌安全系數在開始監測的1個月左右變化較大，之后結構受力基本穩定。從圖3（a）看出：DYK585 + 426斷面襯砌安全系數最小值發生在右拱腳處，其值為17. 01，遠高于規范［10］要求。從圖3（b）看出：DK585 + 419斷面安全系數最小值發生在右拱腰處，為17. 7，個別部位高達70。

圖3　富水隧道襯砌安全系數變化曲線

通過對DYK585 + 426斷面和DK585 + 419斷面長達8個多月的監測，發現經過注漿處理以及設置防排水體系，實際監測到的襯砌背后水壓很小，遠低于1 MPa的設計值。原設計方案并沒有考慮到注漿堵水圈、隧道排水對襯砌外水荷載的折減作用，而是簡單將開挖過程中測得的水壓值，作為抗水壓襯砌斷面的水荷載設計值，導致80 cm厚度抗水壓襯砌斷面過于保守，應進行優化。

3　襯砌厚度優化

3. 1有限元模型

采用以下2種方案進行數值模擬：①不考慮外水荷載的作用，僅考慮圍巖壓力；②當盲管排水不暢時，考慮外水荷載（0. 3 MPa水壓）和圍巖壓力共同作用。采用ANSYS有限元程序進行數值模擬，計算二次襯砌結構安全性。

參考試驗段的工程圍巖特性，依據設計規范［10］，選用圍巖和支護物理力學參數如表1所示，二次襯砌結構厚度優化后為50 cm。

表1　圍巖和支護結構物理力學參數

單線深埋隧道圍巖壓力按松散壓力考慮［10］，結合表1圍巖參數，得到垂直均布壓力為56. 43 kPa；側壓力系數取0. 15［10］，因此，水平均布壓力為8. 47 kPa。

3. 2計算結果

1）二次襯砌結構軸力

有、無水壓條件下，二次襯砌結構軸力如圖4所示。從圖4（a）看出：不考慮水壓時，圍巖壓力引起的襯砌結構拱頂軸力最小值為96. 7 kN，拱腳處最大值為382. 3 kN。從圖4（b）看出：考慮水壓-土壓共同作用時，襯砌軸力沿襯砌分布較為均勻，拱頂軸力最小達到1 570 kN，拱腳依然是軸力最大處，為1 830 kN。

2）襯砌結構彎矩

有、無水壓條件下，二次襯砌結構彎矩分布如圖4所示。從圖4（c）看出：不考慮水壓時，圍巖壓力引起的拱腳處彎矩（67. 1 kN·m）最大，拱頂仰拱次之，拱腰處較小。從圖4（d）看出：考慮水壓-圍巖壓力共同作用時，拱腳處彎矩依然是最大的，達到663. 1 kN·m，幾乎是不計水壓時的10倍，拱腰中部很大，達到526. 0 kN·m。

圖4　二次襯砌結構軸力和彎矩

3）結構安全系數

不計水壓時，二次襯砌結構內力和安全系數統計結果如表2所示。

表2　無水壓時圍巖壓力引起結構穩定性

由表2可知，典型檢算部位的安全系數均滿足設計要求，最小安全系數在拱腳處，達到38. 61。

當盲管排水不暢時，考慮0. 3 MPa水壓，50 cm二次襯砌結構內力和安全系數統計結果如表3所示。

表3　0. 3 MPa水壓與圍巖壓力共同作用時結構穩定性

由表3可知，在考慮0. 3 MPa的水壓作用下，相比于不計水壓，結構的安全系數顯著降低，即拱腳處安全系數只有5. 39。因此，富水區山嶺隧道設計時應考慮外水壓力作用。

4　現場試驗和數值模擬對比

將現場試驗監測內力換算得到的原設計（80 cm厚）安全系數與優化后（50 cm厚）數值模擬得出的安全系數進行對比，如表4所示。

表4　現場實測與數值模擬得出的安全系數對比

現場監測到襯砌背后的水壓為0. 02 MPa左右，接近于不計水壓狀態。從理論上講，如果帷幕注漿效果好，或者是排水系統比較發達，可以按照普通無水壓襯砌斷面處理。但考慮到施工工藝以及未來耐久性影響，結合注漿以及排水體系對水壓的折減作用，將原1 MPa的抗水壓設計結構斷面（襯砌厚度80 cm）改為0. 3 MPa抗水壓襯砌（厚度50 cm）較為合理，從表4可以看出安全系數均可滿足規范要求。

5　結論

1）現場實測石板山隧道掌子面最大動水壓值為0. 56 MPa，預估靜水壓值可能達到1 MPa。經過防排水措施，施工結束后該斷面襯砌背后最大水壓只有0. 02 MP左右，表明隧道開挖引起的高水壓問題主要出現在開挖期間。

2）通過8個多月的現場監測，原設計1 MPa抗水壓襯砌（80 cm厚度）最小安全系數值達到17，部分達到60至70，遠高于設計規范要求。原設計方案并沒有考慮到注漿堵水圈、隧道排水對襯砌外水荷載折減作用，而簡單將開挖過程中測得的水壓值作為襯砌設計水荷載，顯然不合理，應進行優化。

3）將原1 MPa的抗水壓設計結構斷面（襯砌厚度80 cm）優化為0. 3 MPa抗水壓襯砌（厚度50 cm）較為合理，再兼顧盲管排水不暢條件，其安全系數滿足規范要求。這一設計參數的合理優化，將使施工難度、施工成本大幅降低，并加快施工進度。

參考文獻

［1］吳曉龍，成貴兵，鄭波.襯砌水壓力荷載影響因素的敏感度分析［J］.鐵道建筑，2013（2）：32-34.

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［3］劉福勝，徐國元，黃文通.山嶺隧道地下水滲流及加固參數的解析研究［J］.華南理工大學學報（自然科學版），2012，40（2）：112-117，123.

［4］郭智剛，魯良武，龍亮.金溫鐵路湯村隧道穿越富水斷層帶施工技術［J］.鐵道建筑，2015（8）：44-46，66.

［5］HERNQVIST L，GUSTAFSON G，FRANSSON A，et al. A Statistical Grouting Decision Method Based on Water Pressure Tests for the Tunnel Construction Stage-A Case Study［J］. Tunnelling and Underground Space Technology，2013，33：54-62.

［6］HUANG Y，FU Z M，CHEN J，et al. The External Water Pressure on a Deep Buried Tunnel in Fractured Rock［J］. Tunnelling and Underground Space Technology，2015，48：58-66.

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［8］李術才，周毅，李利平，等.地下工程流-固耦合模型試驗新型相似材料的研制及應用［J］.巖石力學與工程學報，2012，31（6）：1128-1137.

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［10］中華人民共和國鐵道部. TB 10003—2005鐵路隧道設計規范［S］.北京：中國鐵道出版社，2005.

（責任審編趙其文）

Study on Stability of Anti-hydraulic Pressure Lining of Railway Tunnel

CHEN Yaohua
（The 4th Engineering Co.，Ltd.，China Railway 22th Bureau Group，Gaobeidian Hebei 074000，China）

AbstractBy taking Shibanshan tunnel with high hydraulic pressure for instance，the variation law of hydraulic pressure behind tunnel lining was studied and the optimization for secondary lining thickness was discussed by combining the 8-month field tests with the finite element numerical simulation. T he maximum hydrodynamic pressure of water-bearing section tunnel face in Shibanshan tunnel is 0. 56 M Pa by field measurement and the hydrostatic pressure may be estimated to reach 1 M Pa，and the maximum hydraulic pressure behind tunnel lining is 0. 02 M Pa after the construction，which indicates that the high hydraulic pressure problem caused by tunnel excavation occurs mainly during excavation. T he original 1 M Pa anti-hydraulic pressure（lining thickness is 80 cm）is too conservative and should be changed to 0. 3 M Pa anti-hydraulic pressure（lining thickness is 50 cm）. T he safety factor can meet the requirements of the specification，which means the reasonable optimization of the design parameters will make the construction difficulty and cost be significantly reduced and speed up the construction progress effectively.

Key wordsW ater-bearing stratum；Railway tunnel；Anti-hydraulic pressure lining；Field test；Stability

中圖分類號U451+. 4

文獻標識碼A

DOI：10. 3969 /j. issn. 1003-1995. 2016. 05. 22

文章編號：1003-1995（2016）05-0100-04

收稿日期：2015-11-25；修回日期：2016-02-26

作者簡介：陳耀華（1974—），男，高級工程師。