衬砌结构

2024-07-25

衬砌结构（精选8篇）

衬砌结构篇1

摘要：假定隧道二次衬砌处于稳定围岩压力作用下, 采用“田”字形支撑结构, 利用结构力学刚性连接形式, 推导出了结构内力与变形计算公式, 并且通过实际工程案例作了计算分析, 指出利用结构力学方法推导的计算公式为隧道衬砌支撑结构计算提供了新途径。

关键词：隧道衬砌,支撑结构,受力分析

0 引言

隧道建筑是铁路, 公路, 水工, 市政工程中很重要的建筑结构形式。为保障隧道结构的安全运营, 混凝土衬砌施工是一项必要的施工环节。一些文献[1,2,3,4,5,6]对隧道设计施工工艺及安全作了必要的论述和规定。一些著作[7]中对隧道设计支撑计算采用不同理论进行了分析, 给出了设计计算公式。本文假定处于均匀围压作用下的矩形隧道衬砌采用“田”字形支撑体系, 利用结构力学方法, 推导出支撑在刚性连接条件下的强度及变形计算公式, 可作为有关设计施工参考。

1“田”字形支撑结构内力与变形计算公式

1) 如图1所示为“田”字形支撑结构受力分析示意图。忽略轴力产生的变形, 不考虑线位移, 利用转角方程:

由于结构对称, 令θA=θB=θC=θD, θE=θF=θG=θH=0。

取A点平衡, 求θA:

将θA代入式 (1) 得:

2) 内力PAG, PEF计算示意图见图2。

取E点平衡, ∑ME=0得:

取y方向平衡, ∑y E=0得:

PAE, PGH计算示意图见图3。

取G点平衡, ∑MG=0得:

取x方向平衡, ∑x=0得:

3) 变形计算。

变形计算示意图如图4所示。

由于对称, θE=θG=0, wA=wE=wg=0, 其中, θ为角变形;w为挠度变形。

2 工程应用实例

某隧道工程为一双线隧道, 隧道断面为10 m×10 m矩形隧道。该隧道地质围岩为Ⅲ级, 设计二次衬砌混凝土强度等级为C30。衬砌厚度40 cm。采用“田”字形支撑结构, 模板支撑间距1 m。假定隧道在初期支护中围岩压力已趋于稳定, 二次衬砌忽略围岩压力和变形。只考虑混凝土自重压力, 则q1=1 m×1 m×0.4 m×24 k N/m3=9.6 k N, q2=1 m×1 m×0.4 m×24 k N/m3×0.9=8.4 k N。q1, q2在“田”字形支撑结构上的分布如图1所示, 支撑结构内力计算示意图如图2所示。由式 (4) 计算PAG:

由式 (5) 计算PEF内力:

由示意图3和式 (6) , 式 (7) 计算PAE, PGH内力:

支撑杆材料选择:

取最大内力值48.63 k N计算杆材钢管截面面积, 考虑2倍安全系数, 内力97.25 k N, 按许用应力[σ]=180 MPa计算, 需截面面积为5.56 cm2, 选择8 cm外径, 壁厚3 mm钢管, 截面面积为7.54 cm2。

计算变形:

见图4, 计算k1, k2处挠度wk1, wk2, 由式 (8) , 式 (9) 分别计算:

计算转角θA:

3 结语

对于处于稳定围岩压力作用下的二次衬砌模板支撑体系采用“田”字形结构, 利用结构力学方法推导计算支撑杆系受力变形公式, 可作为设计施工人员参考。为隧道衬砌支撑结构计算提供了一种新途径。

参考文献

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衬砌结构篇2

结合河南岭南高速公路隧道工程,建立隧道衬砌结构二维、三维模型,分析了隧道建成后衬砌结构的`受力状态,并对结果进行比较分析,得到了一些有益的结论,验算了隧道衬砌结构的安全性.

作者：李锐铎徐建国 LI Rui-duo XU Jian-guo 作者单位：李锐铎,LI Rui-duo(平顶山工学院,河南,平顶山,467044)

徐建国,XU Jian-guo(郑州大学,河南,郑州,450002)

衬砌结构篇3

随着我国大型水电站建设的展开,水电站隧洞衬砌结构向着体形大型化,地质条件多样化,受力条件复杂化的方向发展[1]。衬砌自身的结构形式也日益复杂。如何分析衬砌结构的力学特性,以及如何计算衬砌结构的配筋,使之同时满足安全性和经济性的要求,是一个重要的课题。压力隧洞的传统计算方法[2,3]假定围岩及衬砌材料为连续各向同性的弹性介质,忽视了围岩及衬砌材料的非线性性质的不利影响,并且是将围岩与衬砌结构分开进行计算,从而导致隧洞混凝土衬砌厚度及配筋量偏大。因此,有必要对考虑隧洞围岩、衬砌联合承载及材料非线性情形下的衬砌结构进行分析计算。基于此,本文首先采用三维弹塑性损伤有限元分析方法,对复杂受力条件下衬砌结构进行计算,研究探讨了各工况下隧洞衬砌结构的受力特点;其次利用有限元插值应力场在衬砌截面上积分计算内力,基于内力结果在配筋截面上进行配筋计算,以保证衬砌配筋满足要求,并提出优化建议。

该方法基于三维有限元计算,综合考虑了初始地应力场,开挖卸荷,复杂地质条件及地下水位等多种因素,研究了衬砌结构的稳定特性,并直接由有限元结果插值进行配筋计算。为在工程实际中选择经济合理的衬砌形式以及提高隧洞运行的安全度提供依据。相较于传统衬砌结构设计评价方法更高效,精确,可为类似工程提供借鉴与参考。

1 衬砌结构三维有限元分析的基本方法

本文对衬砌结构采用弹性模型进行计算;对围岩单元则采用弹塑性模型[4],屈服准则采用Ziekiewicz-Pande准则,以增量变塑性刚度法进行迭代计算[5]。

衬砌结构是在隧洞开挖完毕后施加上去的。为了反映隧洞开挖变形对衬砌作用的影响,可以洞室开挖释放的荷载:

改写成:

式中:σ0是开挖单元的初始地应力场,包括自重应力场和构造应力场;γ为岩体容重;α为荷载分配系数。

衬砌结构施加前,作用于结构的荷载为

衬砌结构施加后,作用于结构的荷载为:

式中荷载分配系数α的取值与岩性、地应力和支护时机等因素相关,工程中一般靠经验确定[6]。因此,本文尝试给出一种确定取值的数值计算方法。

弹塑性有限元计算中,开挖后围岩单元的应力状态按下式可分为弹性和塑性,即:

式中:F为屈服函数;σ为开挖后的围岩应力;σ0为岩体的初始应力;Δσ为开挖引起的应力增量。当岩体开挖后,若围岩单元进入塑性状态,则一定存在一个临界应力状态,满足:

式中:β为单元的弹性系数。令p=1-β,p称为塑性系数,其大小反映了总应力增量Δσ 中塑性荷载的比例。由式(6)可以看出,初始地应力场下已屈服的岩体单元p=1;开挖后仍处于弹性的单元p=0。

根据式(6),采用Zienkiewicz-Pande屈服准则[7],通过一次开挖计算,令全部开挖释放荷载作用于围岩,求出所有围岩单元的塑性系数p;塑性系数p的分布在一定程度上反映了围岩的承载条件,因此,式(2)中的荷载分配系数可根据洞室顶拱和边墙单元的塑性系数p分布按式(7)综合确定。

其中,η为支护时机滞后系数。视工程实际情况,对于自承能力较差的岩体,数值分析时可取用较小η值,使围岩单独承担的荷载减少;对于自承能力较强的围岩,数值分析时可适当放大η取值,使围岩承担部分塑性荷载。一般地,岩性越差,地应力越大,则η越小;反之,η越大。

洞室开挖荷载释放完毕后,再根据运行期引水隧洞的水位分布情况,计算隧洞衬砌受内、外水压力作用的受力特征。

2 衬砌结构的配筋计算

本文基于应力图形法,编制了地下洞室衬砌结构的配筋计算程序。并可以自动生成配筋截面:对于衬砌结构有限元模型,先生成模型的拓扑关系,即结点、单元线、单元面、单元间的相互包含关系;再对模型进行消隐,建立表面单元线表,这里定义表面单元面仅有一相关单元或相关单元仅有一衬砌单元,表面单元线包含在表面单元面中,以一平面截取表面单元线,生成内外轮廓交点,依序连接交点,即形成内外轮廓线,即可获得配筋截面。

2.1 应力修正与内力修正

由于有限元计算的特点,单元内部有应力均化现象,从而导致配筋截面上计算弯矩偏小。引入应力修正系数r。首先对结点应力作估值,可由与该结点相关的单元应力取平均值求得。分别计算单元应力及结点应力在问题域局部的极值,令其为σeij、σnij,取

这里‖ ‖ 表示应力张量的度量,取为应力不变量的函数。一般有r>1。将r与结点应力相乘即得修正结点应力。

有时沿配筋截面仅有少数几层单元,这可能导致计算弯矩偏小甚至方向相反。引入应变修正方法,假设在配筋截面方向上,应力依线性分布,设应力梯度为沿配筋截面应力的斜率,则应力梯度可由配筋截面两端点应变计算获得。假设配筋截面两端点沿所取投影方向正应变分别为ε1和ε2,则可得配筋截面上应力梯度为:

式中:L为配筋截面长度;L依结构形状和受力情况取值。

2.2 配筋截面的内力及配筋计算

单个截面的内力计算过程如下:

(1)设置应力插值点,取配筋截面分点作为插值点,份数与单元层数成比例,一般为其2倍或以上[8]。

(2)由上述插值方法计算各插值点应力,并根据上述应力修正方法对应力进行修正。

(3)由柯西公式σn=ninjσij计算各插值点沿某一方向正应力。通过数值积分计算配筋截面上内力,这里采用复合积分公式。依据沿配筋截面方向单元层数对截面上内力作修正[9,10]。

以一长圆筒为例。其内径r=5m,外径R=6m,受外压q1=0.5 MPa,内压q2=0.7 MPa,按弹性本构计算,则由解析解公式可得配筋截面上轴力N=500kN,弯矩N=16.56kN·m。建立该圆筒有限元模型,沿径向取5层单元,对其进行有限元分析。图1左右分别为经由插值及数值积分所得的轴力及弯矩结果。可以看出,与解析解相比,轴力误差在4%以内,弯矩误差在6%以内。若考虑应力修正取应力张量度量为第一应力不变量可得应力修正系数为1.01,从而使结果更趋近于解析解。

截面上配筋参照《水工混凝土结构设计规范》(DL/T 5057-2009)。如果截面上应力分布接近线性,按正截面承载力方法计算配筋;若偏离线性较大,按拉应力图形面积计算,即As=K T/fy,这里T取为拉应力面积,为钢筋强度设计值,K为承载力安全系数。裂缝宽度验算依据具体工程情况参照相应规范计算。

3 工程实例分析

3.1 工程概况

本文结合某水电站引水隧洞衬砌结构进行分析计算。电站装机容量2 400 MW。电站单机引用流量较大(Q=621.4m3/s),机组采用单管单机供水形式,对应4台机组。每条引水道由进口渐变段(矩形 → 圆形)、上平段(有压引水隧洞)、渐缩段(有压隧洞段→地下压力钢管段)、上弯段、斜井段、下弯段、下平段等组成。引水道进口底板高程1 575.00m,出口中心高程为1 494.80m。由于引水隧洞条数较多、洞径较大(最大开挖断面16.8m,居已建发电引水隧洞最大开挖直径的前茅)、相邻隧洞间的岩柱厚度较小(略大于一倍开挖洞径),且围岩地质条件较复杂,因而有必要对隧洞衬砌结构受力特性进行分析,并进行结构配筋计算以满足限裂要求。

3.2 计算参数及有限元模型

计算网格一共剖分了362 544个8节点空间等参单元,节点总数376 960个。由四条引水隧洞进口段始端建至有压段末端。有限元模型参见图2,根据引水隧洞地址剖面图,共划分了三类岩体单元。衬砌采用C25混凝土,衬砌结构参见图3。计算所取的岩体和衬砌参数见表1及表2。

模型X轴垂直于进水口段轴线方向,Y轴沿进水口段水的流向,Z轴与大地坐标重合,指向上为正,范围由1 433.6m高程至地表。边界条件为:底部全约束,四周法向约束,顶部不约束。

3.3 计算工况

本文以四条隧洞均过流为最不利工况展示衬砌受力及配筋成果。

(1)内水压力由正常蓄水位1 618m确定。水击压力,4号压力管道末端的最大水击压力值为36.8m,其余3个引水道的压力管道末端的水击压力值也按4号引水道取,为36.8m,水击压力分布按线性规律计算。

(2)外水压力由水库蓄水后地下水位线确定,水库蓄水后的地下水位线由渗流场分析求得[11,12]。根据计算所得的岩体渗流场节点水头,在衬砌结构上施加渗透体积力。

(3)计算使用自行编制的地下洞室三维有限元分析以及渗流分析程序。

3.4 计算结果分析

(1)衬砌应力及位移分布规律。进水口渐变段1-1以及上弯段2-2两段截面衬砌第三主应力分布规律参见图4及图5。两段典型截面变形示意图参见图6及图7。

受内水压力作用,隧洞典型断面第一主应力均为压应力,分布在-1.14~-0.19 MPa,应力矢量沿洞周径向。

断面第三主应力为拉应力,应力矢量沿洞周切向。1-1断面由于断面形式,四周拐角处出现应力集中,拉应力值达1.5MPa;2-2断面由于高程比1-1断面高程低,内水压力较大,断面各部位第三主应力量值均大于1-1断面第三主应力。4号洞由于洞径最大,洞周围岩参数较其他三条隧洞洞周围岩参数低,故而衬砌承担较多围岩荷载,断面各部位拉应力量值大于其他隧洞拉应力值,两侧腰部拉应力值达2.5 MPa。计算结果表明,渐缩段以及下游衬砌拉应力超出混凝土抗拉强度设计值,应重点加强配筋。

1-1断面位移分布在0.2~0.7mm。2-2断面各部位位移值相对于1-1断面位移略大,分布在0.3~1.2mm。变形指向洞外,各断面底部位移大于隧洞顶部及两侧位移。其中圆形断面洞周变形较渐变段洞周变形均匀。

(2)隧洞衬砌配筋计算限于篇幅,本文展示4号隧洞1-1断面和2-2断面的截面内力以及配筋分布图,分布参见图8和图9。

1-1断面受截面形状影响,角点处弯矩与边上弯矩方向相反,由于内水压力,边上弯矩向内弯,近角点处弯矩向外弯。其余各断面弯矩基本向外。

各洞基本按小偏心受拉配筋,并利用裂缝宽度限值验算配筋率。按所处环境类别,取裂缝宽度限值为0.3mm,先由单宽配筋截面上内力进行配筋计算,结果表明:1-1断面按构造配筋,2-2断面裂缝宽度均未超出限值。若对于其他断面出现裂缝宽度超出限值,需对这些截面通过裂缝宽度验算求得配筋率。

4 结论

(1)考虑隧洞围岩、衬砌联合承载及材料非线性情形下对衬砌结构进行分析计算。为了反映隧洞开挖荷载对衬砌作用的影响,提出了“荷载分配系数”取值的一种数值计算方法,为类似工程计算提供参考。

(2)基于有限元分析结果,实现了地下洞室隧洞衬砌结构的配筋。采用应力图形法配筋,配筋截面自动生成,能适应各种截面形式,同时应力分析与配筋过程相对独立,具有较高的效率,对圆筒结构的验算表面,该方法具有较高的精度。

(3)采用应力修匀计算结点应力,再计算插值点应力。特别地,该方法对于网络稀疏的情况具有很好的精度。对某水电工程引水隧洞的计算实例表明,衬砌结构有限元分析以及配筋计算方法成果合理,可以用于实际工程的配筋设计中。

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多孔混凝土衬砌结构施工工艺探讨篇4

1 工程概况

某已建隧道工程由主线及支线组成, 整体走向呈“人”字型, 具体的工程参数如下所示:主线隧道按Ⅲ类城市交通隧道建设, 采用分离式独立双洞设计, 隧道单洞宽9 m, 净高7.5 m, 洞口净间距为17m;设计起止桩号为K0+540.00~K1+900.00, 长度1440 m, 洞体走向近似为南北;支线隧道按Ⅲ类城市交通隧道建设, 采用单向单洞双车道设计, 隧道单洞宽9 m, 净高7.5 m;设计起止桩号为Y3K1+99.565~Y3K1+960.00, 长度860.435 m, 洞体走向近似为西北—东南。表1列出了隧道围岩各岩层的参数。围岩从地面起自上而下第一层为厚度16 m的残积土, 第二层为厚度13 m的强风化花岗岩, 第三层为弱风化~新鲜花岗岩。其中隧道位于第三层。

2 隧道衬砌结构预留孔道的施工方法

2.1 预留孔道的施工工艺

陈明莉[5]指出目前混凝土施工中最常用的两种施工工艺是波纹管预留孔道和橡胶抽拔棒预留孔道, 且橡胶抽拔棒无论质量还是成本都较低。衬砌管片管孔可为抛物线形或直线形, 孔道预留可采用橡胶抽拔棒, 也可采用波纹管。对于长10 m以内的孔道, 可采用单根橡胶棒从一端进行抽拔;对于长10 m以上的孔道, 可以采用2段橡胶棒分别从两端进行抽拔, 中间的连接处可以外套长30 cm的波纹管, 并用胶带密封。

张恒仁等[6]介绍了陕西奉天橡胶厂生产的一种扁体橡胶抽拔棒, 其扯断伸长率很大, 纵向伸长后径向会有较大的收缩, 在混凝土终凝后的任意时间内都可以顺利将其抽拔出。该种橡胶抽拔棒内面插有圆钢, 能保证混凝土振捣过程中, 孔道不变形, 并保证孔道周围混凝土密实;最终形成的孔道光滑顺直;可以重复使用, 性价比高。要求混凝土终凝后1小时内将橡胶棒中的圆钢拔出。

对于采用波纹管预留孔道, 它的施工好坏直接关系到构件的张拉质量。施工过程中要注意严格按照设计要求在底模上放样定位, 将钢筋牢固的安装于钢筋骨架上, 为避免砂浆进入波纹管, 在波纹管的接头处需要另加套管, 此处可用胶带将其包裹密实。

2.2 质量对比分析

陈明莉[5]对两种施工工艺进行了质量对比分析, 指出波纹管预留孔道属于埋设管道法, 它的缺点是在混凝土浇筑振捣过程中易导致其发生变形甚至破裂。抽拔式橡胶棒预留孔道, 它的缺点一是拔胶管时间过早易导致塌孔变形, 二是拔胶管时间过晚易导致拔不出, 最终成孔失败。若采取适当的措施, 上述的问题都可以避免, 所以以上两种施工方法均可以满足工程需求。由于后张法孔道的设置并非多数采用多曲线型, 而是采用抛物线或直线型, 因此不需要提前埋束, 橡胶棒也比较容易拔出, 所以以上两种预留孔道的方法都可以满足穿束的要求。

2.3 成本对比分析

陈明莉[5]对两种施工工艺的成本进行了对比分析, 指出按照现今的市场行情, 波纹管按7元/m计算, 若管道采用横向布置, 每片梁按设置100 m的孔道计算, 共需花费约700元左右。橡胶抽拔棒约每米30元, 每片梁共需要花费材料成本3000元, 但由于其可以重复使用, 若按摊销20次来算, 每片梁共需花费约150元左右。由此可以得出, 采用橡胶抽拔棒比较经济, 每片梁比波纹管节省约450元左右。

3 隧道衬砌结构预留孔道的设置及成型构造

仿照后张法预应力混凝土构件的施工工艺, 一般预留孔道净距不小于25 mm, 孔道至构件边缘的净距不小于25 mm, 且不小于孔道直径的一半。

考虑到孔道成形的方便性, 本文选用圆形孔道形式来建立多孔混凝土衬砌结构。尽量减少孔道对衬砌结构承载力的影响, 并考虑隧道衬砌结构的平面应变特性, 本文采用小孔道、密集布置于靠近隧道净空表层的方式, 取孔道直径30 mm, 将孔道圆心设置在距衬砌内表面35 mm位置处, 沿隧道纵向的间距为60 mm。孔道宜沿隧道环向设置, 不仅施工工艺较为成熟、经济性好、减轻了结构自重且孔道可以与结构的外排水设施连通, 方便其内排水。

4 结语

通过本文的研究可知:多孔衬砌结构中孔道的预留, 可以采用橡胶抽拔棒或者波纹管的方式, 施工简单, 造价低。衬砌结构孔道采用圆形小孔均匀、密集布置于隧道净空表层的方式, 且宜沿隧道环向设置, 不仅施工工艺较为成熟、经济性好、减轻了结构自重且孔道可以与结构的外排水设施连通, 方便其内排水。

参考文献

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[5]陈明莉.后张法预制16 m空心板梁中不同施工工艺的质量与成本对比分析[J].福建建设科技, 2009, (2) .

衬砌结构篇5

为了解决隧道水压力判定问题,国内外相关技术人员进行了大量的研究工作。Arjnoi等[1]应用数值法对曼谷地铁延长线穿湄南河隧道不同排水状况下,围岩孔隙水压力、衬砌内力的分布规律进行了研究;Lee等[2]研究了首尔地铁5号线水下隧道工程渗流力对衬砌的影响;Farmer等[3]对矿井支护的静水压力进行了研究。王建宇[4]利用轴对称理论分析了衬砌水压力规律。目前,针对隧道衬砌结构水压力问题的研究报道较多,通过这些研究可以知道影响复合衬砌结构水压力的因素有隧道规模、围岩渗流特性、注浆加固圈特征、初期支护结构特征以及隧道防排水系统等。但是,已有研究报道多针对单一因素进行独立研究,未对各因素对衬砌结构水压力影响进行综合分析。本实验采用正交试验设计理论,对隧道衬砌结构水压力问题展开综合研究。

1 复合衬砌结构外水压力计算公式推导

1.1 计算模型

深埋高水位隧道(以圆形隧道结构为例),可简化为轴对称问题,简化计算模型见图1。

如图1所示,复合衬砌结构主要由二次衬砌(A)、初期支护(B)、注浆加固圈(C)及围岩(D)组成,各结构间紧密接触。假设,围岩为各向同性均匀连续介质,地下水渗流满足渗流连续性方程和Darcy定律,地下水头稳定,且远水势恒定为H,不计初始渗流场,忽略结构自重。由于衬砌厚度相对于地下水头较小,衬砌渗透力可以简化为作用在衬砌外缘的表面力,该表面力取该处的孔隙水压力[5]。同时,忽略防排水层,将二次衬砌结构视为透水结构,将隧道排水系统的排水能力折算为二次衬砌的渗透能力,不考虑防水层的作用。

1.2 公式推导

已知二次衬砌内径为r0,内水头为H0,外径为r1,外水头为H1,渗透系数为k1;初期支护内径为r1,内水头为H1,外径为r2,外水头为H2,渗透系数为k2;注浆加固圈内径为r2,内水头为H2,外径为r3,外水头为H3,渗透系数为k3;隧道在围岩内对渗流场影响范围为r4,水头为H4,围岩渗透系数为k4。假定隧道周围r4以外形成稳定渗流场的水头等于隧道中心点的原始静水压力水头H,由于本实验中隧道为交通隧道(内部无水压),即H0=0,可以得到:r4=H4=H。

以隧道轴线方向为Z轴方向,隧道半径方向为r轴的柱坐标系统,则渗流连续方程为:

在考虑轴对称模型特点的基础上,根据Darcy定律Q=(K为渗透系数),可以得到:

由于隧道模型的边界条件为r=r0,h=H0;r=r1,h=H1;r=r2,h=H2;r=r3,h=H3;r=r4,故(2)式积分后可以得到:

将(3)、(4)、(5)、(6)式相加,并将H0=0、H4=H、r4=H的条件带入,可得渗水量和二次衬砌背后水头符合:

1.3 复合衬砌结构水压力影响因素选择

根据公式(7)可初步得出,影响地下水渗流量和复合衬砌结构外水压力的因素包括围岩渗透系数k4、隧道洞径r0、二次衬砌外径r1、二次衬砌渗透系数k1、初期支护外径r2、初期支护渗透系数k2、注浆加固圈外径r3、注浆加固圈渗透系数k3以及远水势H。从影响因素的形成过程看,上述影响因素可以分为自然因素和工程因素。自然因素为隧道所处的环境条件,包括围岩渗透系数k4、隧道洞径r0及远水势H;工程因素是为满足工程要求而需要采取的措施,包括二次衬砌、初期支护以及注浆加固圈的结构特征。对于自然因素,由于在具体工程中围岩特征是确定的,围岩渗透系数可视为不变量;隧道洞径因工程用途而确定,工程确定后也可视为不变量;而远水势虽在地层中变化较小,却是影响地下水压力的重要条件,因此在隧道水压力分析中通常不可忽略。工程因素中,由于地下水经注浆加固圈和初期支护渗流后才能到达防排水系统,故二者应是控制地下水的重要因素;而二次衬砌在实际工程中要求不渗水,故二次衬砌结构特征对外水压力影响可以忽略,但本文中的二次衬砌渗透系数k1是将隧道排水系统排水量折算为二次衬砌渗透系数,实际上是反映隧道排水系统的排水能力,故应该作为分析对象。因此,本文的分析因素包括二次衬砌渗透系数k1、初期支护外径r2、初期支护渗透系数k2、注浆加固圈外径r3、注浆加固圈渗透系数k3及远水势H。

2 复合衬砌结构外水压力计算与分析

2.1 正交试验方案设计

如前所述,二次衬砌渗透系数k1、初期支护外径r2、初期支护渗透系数k2、注浆加固圈外径r3、注浆加固圈渗透系数k3及远水势H为影响复合衬砌结构外水压力的主要因素。结合计算模型(图1)可以发现,初期支护外径r2与注浆加固圈外径r3之间存在r2=r1+△r2、r3=r2+△r3的关系(△r2为初期支护厚度、△r3为注浆加固圈厚度),因此可采用初期支护厚度△r2和注浆加固圈厚度△r3代替初期支护外径r2和注浆加固圈外径r3。充分考虑本实验分析目的和正交试验设计要求后,选用6因素5水平正交试验计算方案对隧道衬砌结构水压力进行分析,具体方案设计见表1。

2.2 各影响因素对复合衬砌外水压力影响程度的分析

为了进一步分析复合衬砌外水压力的影响因素,了解各影响因素对复合衬砌外水压力影响的程度及规律,本实验按照正交试验分析方法对表1中计算结果进行处理分析。具体做法为:1)计算每个影响因素不同分析水平的计算结果平均值(第i水平下计算结果平均值);2)计算每个影响因素在分析水平内的极差Rn(第n个影响因素的极差),即某个影响因素各分析水平计算结果平均值的最大值与最小值之差。详细结果见表2。

如表2所示,各影响因素极差Rn的大小关系为RD>RF>RC>RB>RE>RA。根据正交实验分析理论,影响因素的极差越大,其对计算结果的影响程度越大。因此,本实验分析的6个因素对复合衬砌外水压力影响的主次关系为二次衬砌渗透系数>注浆加固圈渗透系数>注浆加固圈厚度>初期支护渗透系数>初期支护厚度>远水势。

在对各因素对复合衬砌外水压力影响程度进行了分析的基础上,本实验根据表2中的结果,绘制了二次衬砌渗透系数、注浆加固圈渗透系数、注浆加固圈厚度这3个影响因素在不同水平变化下,复合衬砌外水压力变化趋势图,试图找出复合衬砌外水压力随各影响因素的变化规律(图2)。

如图2所示,极差越大,复合衬砌外水压力随影响因素水平变化的幅度越大。随着二次衬砌排水能力的增强,复合衬砌外水压力逐渐降低,且降低趋势较快;随着注浆加固圈渗透系数的增大,复合衬砌外水压力逐渐增大,且增大的速度较快;随着注浆加固圈厚度的增大,复合衬砌外水压力逐渐降低。

2.3 影响因素对复合衬砌外水压力影响的显著性分析

显著性分析主要是评价影响因素对计算结果的绝对影响程度,进而评估各因素对计算结果的重要性。根据正交试验设计理论[8],影响因素对计算结果的显著性可通过因素水平变化引起的平均偏差平方和与误差的平均偏差平方和的比值,即因素的检验值确定。数据处理过程见表3、表4。

注:Ki为i水平的计算结果累积和;T为计算结果累积和;n为试验组数,n=25。

分析表3、表4中数据可以发现,各影响因素对复合衬砌外水压力的影响显著性符合:二次衬砌渗透系数高度显著,注浆加固圈渗透系数显著,注浆加固圈厚度较显著,其余因素不显著。即二次衬砌渗透系数、注浆加固圈渗透系数、注浆加固圈厚度这3个因素对复合衬砌外水压力影响较大。

注:m为试验因素的水平数;误差平方和Sj为各因素偏差平方和的最小值;误差平方和自由度fj为各因素偏差平方和中最小的自由度。

3 结语

山岭隧道复合衬砌结构中,由于各组成结构的特点不同,其对复合衬砌外水压力影响关系也不同。其中,二次衬砌渗透系数、注浆加固圈渗透系数和注浆加固圈厚度这3个因素对复合衬砌外水压力影响较大;初期支护渗透系数、初期支护厚度和远水势对复合衬砌外水压力虽也存在影响,但影响程度很小。

二次衬砌渗透系数对复合衬砌外水压力是高度显著因素,根据前面的假定,二次衬砌渗透系数是二次衬砌、防水层、排水系统的综合体,实际工程中二次衬砌和防水层被视为不透水结构,即文中分析的二次衬砌渗透系数反应的是隧道排水系统的排水能力。从这一点看来,影响山岭隧道复合衬砌外水压力最重要的因素是隧道排水系统的排水能力,复合衬砌外水压力随排水能力的增大呈线性减小趋势。因此,在富水地区山岭隧道设计时,应根据隧道周围环境要求,严格遵照“以堵为主,限量排放”的原则进行防排水设计,以便更好地控制复合衬砌外水压力。具体设计时应注意以下几点:

1)隧道复合衬砌外水压力设计值应与隧道排水能力相匹配,设计时要充分考虑由于泥沙沉积、外力挤压等造成的排水能力降低;2)隧道排水系统设计时,应注意排水盲管、纵向排水管、横行排水管的坡度,有条件时可采用表面较为光滑的特殊排水介质,以降低泥砂、钙离子等沉积对排水能力的影响;3)施工过程中应加强排水系统的保护,避免因施工外力作用造成排水系统局部变形、堵塞;4)注重围岩注浆加固圈对降低复合衬砌外水压力的作用,综合本文分析结果和工程实践经验,注浆加固圈厚度宜为6～8 m;5)围岩注浆加固圈渗透系数应该与排水系统的排水能力相匹配,当隧道排水系统排水能力大于注浆加固圈透水能力时,复合衬砌外水压力较小。

参考文献

[1]Arjnoi P,Jeong J,Kim C,et al.Effect of drainage conditionson porewater pressure distributions and lining stresses indrained tunnels[J].Tunnelling and Underground SpaceTechnology Incorporating Trenchless Technology Research,2009,24(4):376-389.

[2]Lee I,Nam S.The study of seepage forces acting on thetunnel lining and tunnel face in shallow tunnels[J].Tunnelling and Underground Space TechnologyIncorporating Trenchless Technology Research,2001,16(1):31-40.

[3]Farmer I,Jennings D.Effect of strata permeability on theradial hydrostatic pressures on mine shaft linings[J].MineWater and the Environment,1983,2(3):17-24.

[4]王建宇.隧道围岩渗流和衬砌水压力荷载[J].铁道建筑技术,2008(2):1-6.

[5]王建宇.再谈隧道衬砌水压力[J].现代隧道技术,2003(3):5-10.

[6]张成平,张顶立.高水压富水区隧道限排衬砌注浆圈合理参数研究[J].岩石力学与工程学报,2007,26(11):2270-2 276.

[7]郑波,王建宇,吴剑.轴对称解对隧道衬砌水压力计算的适用性研究[J].现代隧道技术,2012,49(1):60-65.

衬砌结构篇6

关键词：公路隧道,围岩压力,衬砌结构

0 引言

随着高速公路建设的迅速发展, 我国公路隧道的建设也取得了举世瞩目的成就[1]。隧道开挖后, 围岩压力的变化规律对衬砌结构的合理类型, 尺寸及形状的选择有着至关重要的影响。只有了解了隧道围岩压力的变化规律才能选择与之对应的施工方法。因此研究隧道围岩压力的变化对隧道工程的顺利进行有着重要的意义[2]。

在隧道工程中主要通过直接测量法、理论计算法和工程类比法确定围岩压力[3]。随着隧道工程建设的发展, 围岩压力的研究越来越受到关注。曲海锋等[4]对现在常用的围岩压力计算方法进行了科学的评价, 并指出了其中出现的问题。赵伶杰等[5]通过研究提出了硬岩地层深埋洞室围岩压力的合理计算方法。肖明清[6]对小净距隧道的围岩压力及侧压力系数进行了分析。李鹏飞等[7]对大跨黄土隧道的衬砌结构进行了受力分析。钟祖良等[8]将围岩压力实测值与理论计算进行了对比分析。

本文选取邢汾高速寨子沟隧道口左幅ZK76 + 262. 5 为监测断面, 对该断面围岩压力进行了长期监测, 通过绘制围岩压力变化曲线分析了围岩压力变化规律。通过有限元数值模拟结合围岩压力监测结果分析了衬砌结构受力情况, 为日后类似隧道工程的合理设计与施工提供了借鉴与参考, 以保证隧道工程的顺利进行。

1 监测断面概况

监测断面寨子沟隧道左幅YK76 + 262. 5, 岩性为上元古界长城系常洲沟组红色石英砂岩。岩石锤击声较清脆, 有轻微回弹, 定性鉴定为较坚硬岩。对监测断面处石英砂岩采集15 块岩样做点荷载实验, 获得岩石单轴抗压强度为30. 73 MPa, 为较坚硬岩。监测断面围岩层理发育, 层理产状为226°∠26°, 岩层走向与洞轴线 ( 201°) 夹角为65°。掌子面围岩右侧大部分岩石全风化, 呈松散土体状, 左侧岩体较破碎, 未见地下水, 结构面结合较差, 岩体稳定性很差。综合判定该处围岩为Ⅴ级围岩。监测断面支护参数为:ф42 超前小导管支护, L = 4. 5 m, 环向间距56 cm;ф25 中空注浆锚杆, L = 3. 5 m, 纵环向间距120 cm × 100 cm; C25 喷射混凝土, 设计厚度为26 cm; Φ8 单层钢筋网片, 网格设计间距20 cm ×20 cm; Ⅰ20b工字钢, 设计间距100 cm; C25 钢筋混凝土, 二次衬砌50 cm。

2 围岩压力监测

2. 1 围岩压力监测方法与测点布置

围岩压力对隧道工程的开挖方式与支护类别有着重要的影响。在我国公路隧道的围岩监测领域, 传统围岩压力监测方法的压力传感器的设计布置方式基本一致, 即在每个监测断面布置较少数量的压力盒, 在实际监测当中, 几乎均将压力盒直接埋置于喷射混凝土当中。由于传统隧道围岩压力监测方法存在刚度不匹配及不能获得全部围岩压力弊端, 本次监测特对压力盒布设方法进行改进。改进之处主要表现在以下两个方面:

1) 在监测断面内大幅增加压力盒数量, 提高压力盒的布设密度, 将相邻压力盒的间距控制在0. 6 m ~ 1. 0 m左右为宜。

2) 采用传力钢板把每相邻的两个压力盒连接起来, 传力钢板与钢拱架之间的空隙采取必要措施避免喷射混凝土进入, 这样传力钢板之上的所有围岩压力均可以传递到压力盒之上。

本次监测对监测断面共布置压力盒26 个, 全部安装在工字钢背部, 间距0. 8 m左侧部分的压力盒测线自左侧拱脚底部以上0. 6 m处引出, 右侧部分的压力盒测线自右侧拱脚底部以上0. 6 m处引出。各压力盒测线外露端长度为8 m。围岩压力监测的测点布置如图1 所示。

2. 2 围岩压力监测结果分析

依据钢弦式压力盒的测试原理对监测数据进行整理计算, 绘制围岩压力变化曲线。各测点围岩压力值随时间变化曲线如图2所示。

依据寨子沟隧道进口左幅YK76 + 262. 5 监测断面自2012 年10 月30 日监测元件安装至2013 年12 月4 日所得实测数据得出以下主要结论: 安设于拱架背部的压力盒, 绝大部分测点压力值的变化趋势大致相同。在安装后3 d内为压力的快速增长阶段, 增速比较明显。在2012 年11 月2 日~ 2012 年11 月10 日期间由于停止供应炸药暂停施工, 在此期间大部分测点压力值呈缓慢下降的趋势, 少部分测点压力值变化微弱, 如1 号, 24 号, 25 号, 26 号测点压力值。恢复施工后2 d内大部分测点压力值呈增长趋势, 波动略大, 之后测点压力值逐渐趋于稳定直至开挖下台阶时出现跳跃。开挖下台阶后大部分测点压力值逐渐趋于稳定, 个别测点压力值仍有所变化如4 号, 6 号, 7 号, 8 号测点压力值。拱架背部各压力盒当中所受压力最大值约为12. 68 k N ( 2013 年7 月21 日, 6 号) , 所有压力盒所受压力总和最大值约为103. 32 k N ( 2013 年7 月21 日) 。

3 衬砌结构受力分析

对寨子沟隧道监测断面衬砌结构的受力分析采用ANSYS有限元程序, 依据荷载—结构法, 将三维问题简化为平面应变问题进行处理。

3. 1 建立衬砌结构数值模型

寨子沟隧道监测断面的围岩级别为Ⅴ级, 衬砌厚度为50 cm, 采用Beam3 梁单元进行剖分。Beam3 梁单元的横截面如图3 所示, 其横截面面积A = 0. 5 m2, 对应中性轴b3的惯性矩I =0. 010 416 667 m4。

数值模型的单元划分情况: 数值模型共布置54 个节点, 编号为1 ~54, 共划分为54 个Beam3 梁单元, 单元号为1 号~ 54 号。围岩对支护结构的弹性抗力采用Combin14 单元; 由于实际当中围岩与支护之间不能产生拉力, 因此在第一次计算后需将受拉的弹簧单元删除重新进行计算, 直至剩余的弹簧单元中不产生拉力为止。

依据监测断面围岩压力监测结果, 考虑最不利情况, 选取最大围岩压力值数值作为数值模拟的应力边界条件。其中位移边界条件为: 弹簧单元在围岩一侧的全部节点约束X方向与Y方向位移。

监测断面Ⅴ级围岩深埋段二衬为C25 钢筋混凝土, 由JTG D70—2004 公路隧道设计规范确定密度、弹性模量、泊松比; 参考GB 50307—2012 城市轨道交通岩土工程勘察规范, 确定地层弹性系数, 如表1 所示。

3. 2 数值模拟结果及分析

衬砌结构的轴力等色图如图4 所示, 由图4 可知轴力在两侧边墙底部及拱脚处最大, 由边墙至拱顶轴力值呈减小趋势, 拱顶处轴力值最小, 仰拱内部的轴力数值变化不大。衬砌结构弯矩图如图5 所示, 由图5 可知拱顶和仰拱中部内侧受拉外侧受压; 衬砌结构两侧外侧受拉内侧受压, 拱角部位弯矩急剧增大。

4 结语

本文以寨子沟隧道为工程背景, 选取隧道深埋段左幅YK76 +262. 5 为监测断面, 通过长期围岩压力监测分析了深埋隧道围岩压力的变化规律。监测结果表明: 隧道开挖后, 深埋隧道围岩压力在短期内迅速增大, 之后变化缓慢直至趋于稳定, 隧道施工的间断及隧道下台阶的开挖都会对隧道围岩压力产生影响, 使压力值发生变化。

基于围岩压力监测结合数值模拟对深埋隧道Ⅴ级围岩的衬砌结构进行了受力分析, 分析结果表明: 深埋隧道衬砌结构拱顶和仰拱处轴力变化不大, 拱脚处轴力最大, 拱顶处轴力最小; 相比轴力变化, 衬砌结构的弯矩变化较大, 拱脚、拱顶和仰拱处的弯矩较大, 衬砌结构的安全性主要由弯矩控制, 拱脚、拱顶和仰拱都是衬砌结构最危险的部位。通过对深埋隧道围岩压力的监测与分析及衬砌结构的受力分析为日后类似隧道工程的合理化设计与施工提供了参考。

参考文献

[1]丁文其.隧道工程[M].北京:人民交通出版社, 2012.

[2]伍冬.山岭隧道围岩压力计算方法及其适用性研究[D].北京:北京交通大学硕士学位论文, 2012.

[3]吴祖松.公路隧道围岩压力计算方法与监测研究[D].重庆:重庆交通大学, 2008.

[4]曲海锋, 杨重存, 朱合华, 等.公路隧道围岩压力研究与发展[J].地下空间与工程学报, 2007, 3 (3) :536-543.

[5]赵伶杰, 贺少辉.大跨度高边墙地下洞室围岩压力研究[J].地下空间与工程学报, 2005 (6) :863-866.

[6]肖明清.小间距浅埋隧道围岩压力的探讨[J].现代隧道技术, 2004, 41 (3) :7-10.

[7]李鹏飞, 张顶立, 赵勇, 等.大断面黄土隧道二次衬砌受力特性研究[J].岩石力学与工程学报, 2010, 29 (8) :1690-1696.

衬砌结构篇7

1 工程概况

某隧道于2003年竣工通车，通车7年后，隧道局部出现不同程度的开裂及渗漏水等病害，2008年运营单位对隧道衬砌渗水严重洞段进行了治理，效果较好，但渗水情况仍局部存在。

2 检测内容及方法

2.1 检测内容

针对该运营隧道存在的病害，为系统掌握隧道衬砌结构基本技术状况，评定结构物功能状态，为隧道养护维修工作及时开展提供依据，特对隧道衬砌结构进行了无损检测，检测内容包括:

1)隧道衬砌结构开裂及渗漏水状况;2)隧道二次衬砌强度;3)隧道衬砌厚度、衬砌结构内部缺陷及支护与围岩结合状况;4)隧道衬砌结构变形状况。

2.2 检测方法

1)衬砌开裂及渗漏水状况检查。本项检查主要采用目测的检查方式，辅助高倍率相机、裂缝测宽仪等对隧道内的二次衬砌、边沟、路面开裂状况及隧道渗漏水状况作全面的观测，了解裂缝等发育情况，与以往检查结果对比，对检查结果进行详细记录并在现场作出明显记号，留作日后进一步观察。对于渗水较严重区域，除目测之外，另采用地质雷达对衬砌背后可能存在的围岩富水区域、积水区及排水通道等进行深层次检测，确定其范围及严重程度。2)隧道衬砌厚度、衬砌结构内部缺陷及支护结构与围岩结合状况检测。本项采用美国GSSI公司生产的SIR-20型地质雷达进行检测，根据检测目的和要求选用400 MHz,900 MHz两款天线搭配使用，既满足精度要求，也保证探测深度。检测时沿隧道纵向在拱顶及两侧拱腰处各布设一条测线，对目测发现裂缝及渗漏水较严重的区域加密测线，现场雷达检测中发现异常需确定范围时，根据需要加密测线。检测前对隧道混凝土的介电常数做现场标定，单洞每500 m至少标定一次。3)隧道衬砌强度检测。本项采用ZBL-S210数显回弹仪对衬砌混凝土强度进行检测。回弹检测时将隧道单洞500 m作为一个检测段，对该检测段内二次衬砌混凝土强度进行回弹检测。检测时，在每个检测段布置10个测区，在每个测区内布16个测点。4)隧道支护结构变形状况检测。本项目采用北京光电所BJSD-3型隧道断面仪进行检测。隧道支护结构变形检测时，沿隧道纵向每500 m设置一个检测断面，用隧道断面仪对当前断面形状进行测量，并绘制成图;当目测二次衬砌开裂、变形较严重时在该洞段增设检测断面。将当前断面形状和以往检测结果或设计断面进行对比，即可反映隧道支护的变形状况。

3 检测结果

1)衬砌结构开裂及渗漏水状况检查结果。a．隧道洞门墙身无明显开裂，结构基本无倾斜、沉陷、断裂等现象发生。b．隧道路面上无塌(散)落物、油污、滞水、结冰或堆冰等;路面基本无拱起、沉陷、错台、开裂、溜滑，道路无损坏;检修道基本完好，少量盖板存在缺损，但基本不影响使用。c．隧道衬砌存在纵向及环向裂缝，局部裂缝较多，部分洞段渗水范围较大(结果见表1)。

2)隧道衬砌厚度、衬砌结构内部缺陷及支护与围岩结合状况检测。隧道衬砌内局部洞段存在因二次衬砌注浆不满或不密实而形成的三角脱空及二次衬砌与初期支护结合不紧密的区域，且部分洞段衬砌内脱空较为严重，可能会形成安全隐患，此类存在较严重缺陷的测线长度约占测线总长的0.2%，隧道衬砌厚度合格率为98.7%。

3)隧道二衬强度检测。隧道衬砌强度检测共选取20个强度检测测区，检测强度均能满足设计要求。

4)隧道衬砌结构变形状况检测。隧道衬砌变形状况检测共选取检测断面10个，与设计标准断面相比，实测断面基本符合设计要求，部分断面局部略侵入标准断面，但侵界部位均为边墙处。分析为贴瓷装修影响，不影响正常通车运营。

4 结论及建议

1)隧道路面上无塌(散)落物、油污、滞水、结冰或堆冰等;路面基本无拱起、沉陷、错台、开裂、溜滑，道路无损坏，少量盖板存在缺损，但不影响使用;部分洞段衬砌结构存在纵向或环向裂缝，部分纵向裂缝范围较大，特别是隧道YK591+800～YK591+900段;部分环向裂缝已经成环，部分衬砌裂缝处、施工缝处存在渗漏水现象，建议对这些裂缝及渗水处进行后续观测，了解其发展状况。2)隧道衬砌强度满足设计要求，但部分洞段衬砌内部存在脱空等缺陷，可能存在安全隐患，建议对存在该类缺陷的洞段进行密切观测，如有变化应立即采取注浆加固措施。3)隧道所检测的二次衬砌断面轮廓基本符合设计要求，部分断面在边墙处略侵入设计断面，建议对这些断面进行定期观测以判断变化趋势，如有变化应立即上报并采取相应措施。4)隧道管理部门应加强日常检查，隧道排水设施应定期进行清理和疏通;在雨季和冰冻季节，对存在渗漏水的洞段应密切注意其渗水量变化，出现异常情况时以便及时进行深层探测进行后续处理。

5 结语

运营高速公路隧道衬砌结构技术状况会因各种原因存在不同程度的病害，给隧道安全运营带来了隐患，其检测的目的就是发现问题、解决问题，保证隧道的正常、安全运营，同时为其他类似隧道的检测积累经验。

摘要：为了解运营高速公路隧道结构技术状况,采用地质雷达、回弹仪、激光断面仪等对其衬砌结构质量进行科学无损快速检测,系统掌握了结构基本技术状况,评定结构物功能状态,为制订养护工作计划提供依据,保证隧道安全正常运营。

关键词：运营隧道,衬砌结构,技术状况

参考文献

[1]JTG H12-2003,公路隧道养护技术规范[S].

衬砌结构篇8

该电站采用有压隧洞引水方式，由岸塔式进水口、低压段、高压段组成，隧洞全长约6.2km。进水口段长23.12m，低压段长5363.96m，高压段长913.79m。其中进水口至调压井段隧洞底高程为△444m～△400m，埋深26m～160m，长约5.4km，调压井至隧洞出口底高程为△400m～267.5m，埋深28m～116m，长约0.99km。低压段洞径5.0m，高压段洞径4.5m。设计引用流量为62.0m3/s。

根据地质情况，引水隧洞洞体均埋藏于弱～微风化细砂岩夹泥岩、泥质粉砂岩岩体内，仅有部分洞段围岩为较为坚硬的中细砂岩。其中，Ⅲ类围岩占90%以上为，其余为Ⅳ类围岩。岩石泊松比为0.22～0.25，变形模量为8.0～10.0Gpa，弹性模量为12.0～15.0Gpa。Ⅲ类围岩单位弹性抗力系数K0为40MPa/cm，岩石坚固系数为5.0;Ⅳ类围岩单位弹性抗力系数K0为20MPa/cm，岩石坚固系数为3.0。

2 计算原则与假定

有压水工隧洞一般采用圆形断面。这是因为：在相同面积的过水断面中圆形断面的湿周最小，水头损失最小;圆形结构具有对称性，受力条件较好。

本文初步采用圆形断面，根据《水工隧洞设计规范》(DL/T5195-2004)(以下简称“规范”)附录G提供的方法进行隧洞衬砌结构设计。

规范考虑山岩压力、内水压力、外水压力、衬砌自重等荷载，假定各荷载均作为外力作用在衬砌上，当围岩厚度大于3倍开挖洞径，无不利的滑动面，围岩与衬砌紧密结合，围岩对衬砌产生一定的弹性抗力，在荷载及抗力共同作用下求出衬砌各断面的弯矩、轴力，然后计算配筋量，验算衬砌是否开裂以及计算开裂宽度。

荷载计算见规范附录G所述，在此不予详述。配筋计算采用单层配筋计算，在内水压力作用下，钢筋的面积按式(1)计算，在其他荷载作用下，按式(2)计算，最后相应叠加，但不得小于最小配筋率。

根据计算的配筋面积，选配钢筋，并按式(3)计算钢筋应力。

最后进行正截面裂缝宽度验算。隧洞衬砌在轴心受拉、大偏心受拉及大偏心受压情况，考虑裂缝宽度分布不均匀性及荷载长期作用影响后的最大裂缝宽度，可按公式(4)计算：

3 优化设计

3.1 初步设计

初步设计时，隧洞全长采用圆形断面，直径为5.4m。采用偏安全的计算方法，圆形整体衬砌承受围岩松动压力、衬砌自重、洞内满水而无水头时的压力和外水压力，不考虑围岩弹性抗力，只考虑作用在衬砌半圆上，且按余弦规律径向分布的地层反力和围岩的侧向松动压力。

以引4+620.5处断面为例，根据规范附录G.7计算得到：衬砌厚度为0.3m，进行单层配筋Φ25@140，能满足受力和裂缝要求。

3.2 优化设计