国内某高埋深、高地温引水发电隧洞新型衬砌结构计算分析
水利工程深埋长隧洞主要地质问题的分析与评价
水利工程深埋长隧洞主要地质问题的分析与评价摘要：随着我国基础设施建设高速发展，深部施工成为发展趋势，为我国基础设施建设的不断完善贡献力量。
随着人类的认知和技术水平的不断提升,深埋长隧洞在水利水电、铁路、公路等各类大型工程中迅速发展,而在隧洞实施过程中常伴随发生岩体塌方、围岩变形、突涌水、岩爆、高地温及放射性等各类地质灾害。
关键词：水利工程;深埋长隧洞;主要地质问题引言科学技术的快速发展推动我国提前进入现代化发展阶段，给予了我国各行业新的发展空间和发展机遇。
在水利工程建设中，深埋长隧洞通常为整个项目的关键工程,难度大、投资高、工期长,它的贯通也事关整个项目的顺利实施。
1深埋长隧洞主要地质问题分析1.洞室挤压变形，深埋隧洞开挖前应力处于平衡状态,开挖后,初始应力平衡状态被打破,应力重分布,岩石向洞室空间挤压变形,直至再平衡,若挤压变形超过了围岩本身所能承受的能力,便会产生破坏。
不同强度的岩石,围岩破坏形式存在一定的差异,硬质岩多为结构面组合形成不利的掉块、坍塌、塌落等;软质岩围岩可能产生较大塑性变形或破坏,在高地应力下,有可能产生大变形和长期流变,地质问题难处理。
2.岩爆，岩爆是高地应力环境下地下工程开挖过程中容易产生的一种突发性地质灾害。
在新鲜、完整、坚硬的岩体深部开挖洞室时,围岩以剥落、弹射方式突然飞出和剧烈破坏,并伴随声响,这种现象称为岩爆。
岩爆的发生受到岩性、构造、地下水、围岩类别、岩体结构、洞室跨度等条件控制,主要发生在岩体完整性好、无地下水、较干燥、岩质坚硬致密的围岩中。
3.突涌水，地下工程围岩涌水是影响施工进度和造成工程事故的主要工程地质问题。
当地下洞室或隧洞穿过地下水富水层、汇水构造、强透水带、与地表溪沟及库塘有水力联系的透水层、断层破碎带、岩溶通道或采空区等部位时,大量地下水突然涌进洞室。
大多情况下,地下水的大量涌出,造成断层带物质、岩溶充填的泥及碎石等一起涌进洞室,导致灾害发生及给施工带来困难。
压力隧洞的衬砌计算
压力隧洞的衬砌计算一、基本资料某水电站压力隧洞，为三级建筑物，拟进行设计的断面桩号为0+320，该设计断面围岩属Ⅲ类，岩石容重3/25m kN R =γ，铅直向和水平向围岩压力系数分别为2.0=y S ，0=x S ，相应的单位弹性抗力系数360/105m kN k ⨯=，隧洞的过水流量s m Q /2.123=，在正常运行情况下，计算断面内壁洞顶静水头m H 5.42=，调压井产生最高涌浪时使洞内增加的静水压力m H 5.17=∆，隧洞内直径m D 10.2=。
采用C20砼衬砌，其设计抗裂强度k P a R f 1600=，相应的弹模k P a E h 7106.2⨯=；采用3#钢筋，其设计强度k Pa R g 5104.2⨯=，相应的弹模kPa E g 8101.2⨯=，钢筋砼容重3/25m kN gh =γ，泊松比61=μ。
对于三级建筑物，钢筋砼结构构件的抗裂安全系数20.1=fK；砼结构构件的强度安全系数50.1=g K ，考虑隧洞超挖m h 15.0=∆。
解：（一）衬砌厚度计算]1][][[--+=pp A r h ghgh i σσ式中：)21)(1()1(0μμμ-+++-=o h h k E k E A =（2.18*108-5*106（1+1/6））/（2.18*108+5*106（1+1/6）(1-2/6)）=0.9545][ghσ=Rf/Kf=1600/1.2=1333.3Kpa均匀内压力P=rw （H+△H ）=9.81*(42.5+17.5)=588.6Kpa]16.5883.13336.5883.13339545.0[05.1--+=h =0.60m（二）荷载计算： 1．均匀内水压力p ：P=(H+△H) γw =588.6Kpa 2．围岩压力q ：q=S y D γR =0.2*2.1*25=10.5Kka 3．单位面积衬砌自重g ：在计算断面上沿着长度方向取1米长的衬砌计算其自重g 。
某公路隧道衬砌结构计算书共18页文档
目录一基本资料 (1)二荷载确定 (1)2.1围岩竖向均布压力 (1)2.2围岩水平均布力 (1)三衬砌几何要素 (1)3.1衬砌几何尺寸 (1)3.2半拱轴线长度S及分段轴长△S (2)3.3割分块接缝重心几何要素 (2)四计算位移 (2)4.1单位位移 (2)4.2载位移——主动荷载在基本结构中引起的位移 (2)4.3载位移——单位弹性抗力及相应的摩擦力引起的位移 (8)4.4墙低（弹性地基上的刚性梁）位移 (12)五解力法方程 (12)σ=）分别产生的衬砌内力 (13)六计算主动荷载和被动荷载（1h七最大抗力值的求解 (14)八计算衬砌总内力 (14)九衬砌截面强度检算（检算几个控制截面） (15)9.1拱顶（截面0） (15)9.2截面（7） (18)9.3墙低（截面8）偏心检查 (18)十内力图18一 基本资料高速公路隧道，结构断面如图1所示，围岩级别为V 级，容重318kN /m ϒ=，围岩的弹性抗力系数630.1510kN /K m =⨯，衬砌材料C20混凝土，弹性模量72.9510kPa h E =⨯，容重323kN /m ϒ=。
图1 衬砌结构断面二 荷载确定2.1 围岩竖向均布压力： 10.452s q ωγ-=⨯式中：s ——围岩级别，此处s=5；ϒ——围岩容重，此处ϒ=18kN/㎡；ω——跨度影响系数，ω=1+i(B m -5)，毛洞跨度B m =12.02m ，B m =5~15时，i=0.1，此处: ω=1+0.1×（12.02-5）=1.702所以，有：510.45218 1.702220.5792q kPa -=⨯⨯⨯=考虑到初期之处承担大部分围岩压力，而二次衬砌一般作为安全储备，故对围岩压力进行折减，对于本隧道按照45%折减，即q 45%0.45220.579299.2606q kPa =⨯=⨯=2.2 围岩水平均布力：e =0.4×q=0.4×99.2606=39.7043kPa三 衬砌几何要素3.1衬砌几何尺寸内轮廓半径 r 1=5.56m ；内径r 1 所画圆曲线的终点截面与竖直轴的夹角1ϕ=100°； 截面厚度d=0.45m 。
第三篇 隧道二次衬砌结构计算
第三章隧道二次衬砌结构计算3.1基本参数围岩级别：Ⅴ级围岩容重：γs =18.53/mkN围岩弹性抗力系数：K=1.5×1053/mkN衬砌材料为C25混凝土，弹性模量Eh =2.95×107kPa,容重γh=233/mkN.3.2荷载确定3.2.1围岩垂直均布压力按矿山法施工的隧道围岩荷载为：qs=0.45×21-sγω=0.45×21-sγ[1+i(B-5)]=0.45×24×18.5×[1+0.1×(13.24-5)]=242.96(2/mkN)考虑到初期支护承担大部分围岩压力，而对二次衬砌一般作为安全储备，故对围岩压力进行折减，对本隧道按30%折减，取为1702/mkN .3.2.2 围岩水平均布压力e=0.4q=0.4×170=68 2/mkN3.3计算位移3.3.1单位位移所有尺寸见下图1：半拱轴线长度s=11.4947(m)将半拱轴线长度等分为8段，则∆s=s/8=1.4368(m)∆s/ Eh =0.4871×107-（1-⋅kPam）计算衬砌的几何要素，详见下表3.1.单位位移计算表表3.1注：1.I —截面惯性矩，I=3bd /12,b 取单位长度。
2.不考虑轴力影响。
单位位移值用新普生法近似计算，计算如下： 11δ=⎰sh ds IE M 01≈∑∆I E s 1=0.4871×107-×864.0000=4.2085×105-12δ=21δ=⎰sh ds IE M M 021.≈∑I yE s ∆=0.4871×107-×2643.1776=1.2875×104-22δ=⎰sh ds I E M 022≈∑∆I y Es 2=0.4871×107-×14338.9160=6.9845×104-计算精度校核为：11δ+212δ+22δ=(0.42085+2×1.2875+6.9845) ×104-=9.9803×104-ss δ=∑+∆Iy E s2)1(=0.4871×107-×20489.2712=9.9803×104-闭合差∆=03.3.2载位移—主动荷载在基本结构中引起的位移 （1） 每一楔块上的作用力 竖向力：Q i =i qb 侧向力：E i =eh i 自重力：G i =h ii s d d γ⨯∆⨯+-21 算式中:b i 和h i 由图1中量得 d i 为接缝i 的衬砌截面厚度 作用在各楔块上的力均列入下表3.2：载位移计算表 表3.2（2） 外荷载在基本结构中产生的内力 内力按下算式计算弯矩：0ip M =0,1p i M --e g q i i i i Ea Ga Qa E y G Q x ---∆-+∆∑∑--11)(轴力：0ip N =sin iϕ∑∑-+iiiE G Q ϕcos )(0ip M ，0ip N 的计算结果见下表3.3.表3.4：载位移计算表p i M ,0表3.3载位移计算表ip N 0 表3.4（3）主动荷载位移 计算结果见表3.5：主动荷载位移计算表 表3.5则：p 1∆=⎰sh pds IE M M 01.≈∑∆IM E sp 0= -0.4871×710-×2300881.6426 = -0.1121 p 2∆=⎰sh pds IE M M 02.≈∑∆IyM E sp 0= -0.4871×710-×11795777.616 = -0.5746 计算精度校核：p 1∆+p 2∆= -0.1121-0.5746=-0.6867 sp∆=∑+∆I M y Esp 0)1(=-0.4871×710-×14096659.259=-0.6867闭合差：∆=03.3.3载位移—单位弹性抗力图及相应的摩擦力引起的位移 （1）各接缝处的弹性抗力强度抗力上零点假设在接缝3处，3ϕ=38.7715=b ϕ； 最大抗力值假定在接缝6处，6ϕ=77.5430=h ϕ； 最大抗力值以上各截面抗力强度按下式计算：i σ=h hb ib σϕϕϕϕ]cos cos cos cos [2222-- =h iσϕ]5430.77cos 7715.38cos cos 7715.38cos [2222--=h iσϕ]5614.0cos 6079.0[2- 算出: 3σ=0, 4σ=0.3985h σ, 5σ=0.7556h σ, 6σ=h σ; 最大抗力值以下各截面抗力强度按下式计算： i σ=h hi yy σ]1[2'2'-式中：'i y —所考察截面外缘点到h 点的垂直距离；'h y —墙脚外缘点到h 点的垂直距离。
高地热高地应力水工隧洞衬砌稳定性研究
高地热高地应力水工隧洞衬砌稳定性研究李燕波，侍克斌（新疆农业大学水利与土木工程学院，新疆乌鲁木齐830052）摘要：以新疆塔什库尔干河齐热哈塔尔水电站引水隧洞为例，使用ANSYSWorkbench软件建立了热－固耦合分析模型，采用数值模拟的方法分析了高地热、高地应力、压力水头311.49 m条件下，水工隧洞运行期衬砌的稳定性。
结果表明：隔热层的设置能明显改善一期混凝土衬砌的受力情况，衬砌平均主应力减小约46%，但对二期混凝土几乎没有影响，且衬砌结构的平均位移增大约14%；设置隔热层能显著提高一期混凝土的安全性，但二期混凝土除两底角安全系数大于1外，其余部位的安全系数仍小于1；隔热层＋一期混凝土＋二期混凝土组成的支护结构有其合理之处，但必须使用高性能混凝土提高支护结构的抗裂性能，才能满足工程安全的要求。
关键词：隧洞；热－固耦合；高地热；高地应力；衬砌稳定性近年来，随着浅部地表资源的日益枯竭，我国逐渐加大了对地下空间的开发与利用。
地下建筑在穿过不同地层时可能会遇到多种地质灾害，其中高地热与高地应力问题是隧道建设中亟待解决的问题。
当埋深大于100 m时，岩体温度和温度应力随埋深的增加呈线性增大趋势，且温度应力仅为自重应力的1／9左右，因此对地下工程进行计算时主要考虑地应力，可忽略温度应力［1］。
但近年来国内外遇到的一些工程与上述情况并不相符，如：日本安房公路隧道最大埋深为0.7 km，地温达75℃；新疆塔什库尔干河齐热哈塔尔水电站引水隧洞最大埋深为1.8 km，地温最高达100℃［2－3］，在全世界范围内尚属首例。
在此类地热灾害十分严重的地下工程中，只考虑地应力而忽略温度应力显然是不合理的。
由此可见，对隧道高地热、高地应力耦合问题进行研究具有重要意义。
目前国内外学者对隧道地热灾害的研究侧重于地温场分布、围岩温度预测［4－5］，以及高地温条件下混凝土和支护结构的力学性能［6－8］，隧道地应力场的研究［9－10］侧重于施工期隧道围岩稳定性、破坏机制和岩爆预测等，对高地热、高地应力条件下隧洞运行期衬砌结构稳定性的研究较少［11］。
高地热大埋深环境隧道支护结构受力分析
高地热大埋深环境隧道支护结构受力分析王玉锁;叶跃忠;杨超;唐建辉;陈龙;曾宏飞【摘要】为了研究高地热大埋深环境下隧道支护结构内力随周围介质温度变化的规律，设计了测试不同温度环境条件下隧道模型结构受力的室内模型试验，并对模型试验进行了数值模拟分析．模型试验测得的轴力比数值模拟结果大20％，两者的轴力分布趋势相同，结构安全系数接近．以某隧道工程为例，用数值模拟方法分析了埋深为1000 m、地热温度为60℃的环境条件下，隔热层设置对隧道支护结构体系受力特征及安全性的影响，结果表明：隔热层的设置对支护结构内力分布形式、初支和混凝土模筑支护结构内力的影响较小，但对二次衬砌受力有显著改善作用，设隔热层后二次衬砌的最小安全系数由2．0提高到4．0．%To study the behavior of stress varying with the ambient temperature in lining structures of high geothermal and deep-buried tunnels,a laboratory model test was designed to measure the structural stress of a tunnel model at various temperatures. Then,a numerical simulation analysis of the model test was conducted. A comparison of the two groups of data revealed that the axial force values obtained by model test were approximately 20% larger than the simulated values,but their distribution trend are similar,and the structural safety factors were approximately equal. Taking a tunneling project as an example,the numerical simulation method was adopted to analyze the effect of insulating layer on the stress characteristics and safety of the tunnel lining structure at 60 ℃ under a buried depth of 1 000 m. The results show that the insulating layer has a small effect on both the internal force distribution pattern of the supporting structure and theinternal force of the primary lining and the cast concrete lining. The insulting layer,however,can remarkably improve the stress state of the secondary lining,and the minimum safety factor of the tunnel's secondary lining structure increases from 2. 0 without a insulting layer to 4. 0 when the insulting layer is set.【期刊名称】《西南交通大学学报》【年(卷),期】2014(000)002【总页数】8页(P260-267)【关键词】隧道;高地热;热-固耦合;数值模拟【作者】王玉锁;叶跃忠;杨超;唐建辉;陈龙;曾宏飞【作者单位】西南交通大学峨眉校区，四川峨眉山614202;西南交通大学土木工程学院，四川成都610031;西南交通大学土木工程学院，四川成都610031;西南交通大学峨眉校区，四川峨眉山614202;西南交通大学土木工程学院，四川成都610031;西南交通大学土木工程学院，四川成都610031【正文语种】中文【中图分类】U455随着我国交通事业的发展，修建的深埋长大隧道越来越多.长大隧道可能穿越各种地层，并产生多种地质灾害.其中高地温在长大隧道施工过程中成为较突出的问题. 例如，瑞士埋深为2 136 m 的辛普伦隧道的地温达到55.4 ℃，日本安房公路隧道最大埋深仅700 m，但地温达到了77.5 ℃［1］.据初步勘测，我国拟建的高黎贡山隧道地温也会高达60 ℃［2］.隧道地热温度的研究越来越受到重视［3］.目前对地热温度这种内热源对隧道支护结构力学行为影响的研究相对较少［4］，对隧道工程受温度影响的研究方向主要集中在隧道通风［2］和火灾瞬时高温对隧道的影响［5-6］. 高温热害不仅会影响隧道支护结构的物理力学参数(强度、弹模等)［7］，而且由于温度的不均匀分布，在衬砌结构内会产生温度应力，这些影响会降低隧道衬砌结构体系的承载能力和耐久性［8］. 因此，研究高地热大埋深条件下隧道支护结构的受力特性具有重要意义.针对以上问题，本文首先采用室内模型试验，研究了不同温度下模型结构受力的特征和变化趋势，并与同条件下数值模拟方法的研究结果进行对照，验证了应用热固耦合的数值模拟方法分析支护结构受力机理的可行性. 最后，以我国拟建的某隧道为工程背景，应用数值模拟方法分析了在埋深为1 000 m，地热温度为60 ℃条件下所设计的支护结构的受力特征和安全性.1 模型试验本模型试验只是一般性的试验探索，并不针对具体的隧道工程，因此，本试验不涉及相似原理中的相似比关系.隧道模型周围的介质只是传热的介质，与实际工程的围岩没有力学和物性参数的对应关系.1.1 试验材料本次围岩介质材料主要采用细砂、粗砂和重晶石粉等混合配制而成，隧道衬砌模型采用钢丝、石膏、水浇筑成型，钢筋采用间距为1 cm 的Φ2 mm钢丝网模拟.衬砌模型成型后经过充分干燥，并在表面涂上清漆，故可以忽略石膏脱水引起的变化.试验模型结构的物理参数见表1.表1 衬砌模型的物理参数Tab.1 Parameters of the lining structure in model test名称弹性模量E/GPa 泊松比容重γ/(kN·m -3) 导热系数/(W·(m·K)-1) 线膨胀系数/K-1衬砌模型结构0.409 0.28 8.54 0.48 1.60 ×10-5围岩介质材料 0.2500.40 16.00 2.30 4.92 ×10-91.2 模型试验装置(1)模型尺寸:模型试验土体介质范围为:横向×纵向×竖向=1.7 m ×0.7 m ×1.7 m，隧道模型宽30 cm，高33 cm，厚1.7 cm，模型顶部埋深为114 cm.(2)加热装置:围岩介质温度控制是利用特制的可折叠变形的加热板，环绕布置在模型结构周围，二者之间有3 ～4 cm 厚的介质材料，通过温度控制传感器、温度计等对加热板的温度进行控制，来改变模型结构围岩介质的温度.(3)测点布置及数据采集:在模型结构上布置8 个断面的应变监测点，每个断面对应结构内外侧两个应变片(由于试验结果期望得到结构的轴力和弯矩，故需每个测试断面处结构内外两侧分别粘贴两个应变片，8 个断面共布置16 个应变片)，测点布置见图1(图中测点编号为测试断面编号，本文中所有测点都是指测试断面). 采用32 通道数据采集仪与计算机相连，自动采集数据. 试验装置见图2.图1 测点布置Fig.1 Layout of measurement points1.3 模型试验结果及分析通过加热板及温度控制传感器为模型围岩介质加热.当加热板达到一定温度后就停止加热，温度低于该温度后自动加热以达到介质与模型结构热平衡状态，并保持一定时间使所测得数据稳定后，再进行下一温度环境的测试.在不同围岩介质温度条件下，由试验测得数据经计算得到各测点断面处的模型结构轴力、弯矩值随温度变化趋势，见图3 和图4(试验中测点2 的数据线损坏，导致数据异常，故试验结果中剔除了该断面数据)，图中负值表示受压，正值表示受拉. 图2 试验装置(单位:cm)Fig.2 Experimental installation (unit:cm)图3 轴力随温度变化趋势Fig.3 Variations of axial force with temperature图4 弯矩随温度变化趋势Fig.4 Variations of bending moment with temperature由图3 可知，随着围岩介质温度的升高，模型结构轴力基本呈线性增大趋势. 由图4 可知，在温度升高过程中，弯矩符号未变，即结构两侧受拉受压状态未发生变化;不同测点的弯矩变化趋势不同，各测点在不同温度段内的变化趋势也不同. 除测点5(拱顶)弯矩随温度升高而明显降低外，其余弯矩基本呈增长趋势，其中测点1(仰拱底部)的弯矩变化最小，测点8(拱脚附近)的弯矩变化最大.2 数值模拟方法与模型试验结果的对比应用ANSYS 有限元软件进行热固耦合数值模拟，并与模型试验结果进行对比分析.2.1 热-固耦合分析原理ANSYS 热分析基于由能量守恒原理导出的热平衡方程.ANSYS 支持两种类型的热分析:(1)稳态热分析.确定在稳态条件下的温度分布及其他热特性，稳态条件指热量随时间的变化可以忽略.(2)瞬态热分析. 计算在随时间变化的条件下，温度的分布和热特性.显然高地热对隧道结构受力特性的影响应属于稳态热分析.ANSYS 中稳态热分析遵循热力学第一定律，即能量守恒定律，稳态热分析的能量平衡方程为式中:K 为传导矩阵，包含导热系数、对流系数及辐射率和形状系数;T 为节点温度向量;Q 为节点热流率向量，包含热生成.ANSYS 利用模型几何参数、材料热性能参数以及所施加的边界条件，生成K、T 以及Q.在生成温度场后，利用热结构耦合分析功能，通过热结构转换单元，可将温度场载荷分析结果直接加载到结构分析中［9-10］.按照以上方法，先进行试验模型热分析，将得到的温度载荷加载到试验模型上，设定约束后可求解得到试验模型的耦合应力场分布情况.2.2 计算模型及参数计算模型的几何边界完全与试验模型尺寸(图2)相同.数值模型中围岩介质和衬砌结构均采用PLANE55 单元，先进行试验模型热分析，得到温度场的求解结果，再将热分析转换为结构分析，模型中热学单元转换为结构单元PLANE42，此单元可做应力分析，求解得到试验模型的耦合应力场分布情况.计算中材料热力学参数按表1 选取. 温度边界条件为:围岩介质温度50 ℃，洞室内空气温度为室温，约20 ℃.所建模型及网格划分见图5.图5 数值模型及网格划分Fig.5 Numerical model and meshing2.3 模型试验与数值模拟的结果对比将数值模拟所得的应力结果转换为结构的轴力和弯矩，并由此求得结构安全系数(即按《铁路隧道设计规范》［11］中容许应力法或破损阶段法进行结构截面检算)，将所得结果与模型试验结果进行对比，轴力和结构安全系数对比见图6 和图7.图6 模型试验与数值模拟轴力对比(50 ℃)Fig.6 Comparison of tested and simulated axial forces (50 ℃)图7 模型试验与数值模拟安全系数对比(50 ℃)Fig.7 Comparison of safety factor between model test and numerical simulation (50 ℃)由图6 可知，模型试验与数值模拟结果所得的轴力分布趋势相同，总体上模型试验测得的轴力比数值模拟结果偏大约20%;而二者所得的结构安全系数结果则较为接近(图7)，说明本次数值模拟采用的热固耦合方法是可行的.3 大埋深高地热隧道支护结构受力分析利用上述数值模拟方法，对在大埋深高地热环境下所设计的隧道支护结构进行热固耦合分析，主要探讨支护结构中隔热层的设置对结构内力的影响.3.1 工程概况拟建的某特长隧道，最大埋深约1 200 m，全隧道平均埋深约为800 m. 该隧道地质条件复杂，其中最为突出及决定线路方案的地质条件为高地热，异常段岩温可达60 ℃.3.2 数值模型及计算参数根据工程情况，本次数值模型采用埋深为1 000 m、地热温度为60 ℃、围岩级别为Ⅴ级条件下的隧道支护结构体系为研究对象.在地热段为降低施工期间隧道掌子面温度，以及运营期隧道内的温度，初步设计拟采用隔热材料设置隔热层的技术措施，提出在防水板与混凝土衬砌之间设置一道隔热层的隔热支护结构.支护结构体系从围岩到隧道内部依次为:25 cm 厚C25 喷射纤维混凝土初期支护、防水层、25 cm 厚C30 模筑混凝土层、5 cm 厚保温板隔热层、防水层、50 cm 厚C35 混凝土二次衬砌(配筋).支护结构断面见图8.围岩与支护的物理力学参数见表2.图8 Ⅴ级围岩地热段衬砌断面(单位:cm)Fig.8 Lining structure of the tunnel in grade Ⅴsurrounding rock (unit:cm)表2 围岩、支护结构物理力学参数Tab.2 Mechanical parameters of the lining structure and surrounding rock结构材料厚度/cm E/GPa泊松比ν容重γ/(kN·m -3)导热系数/(W·(m·K)-1)线膨胀系数/K -1 黏聚力c/MPa内摩擦角φ/(°)Ⅴ级围岩花岗岩1 0.45 20 2.3 1.0 ×10 -120.12 25初期支护 C25 喷射混凝土25 23 0.25 21 1.9 1.0 ×10 -5 ——模筑层 C30 混凝土 25 31 0.2 23 1.9 1.0 ×10 -5 ——隔热层保温板5 0.001 0.48 10 0.039 1.8 ×10 -4 ——二次衬砌C35 混凝土50 32.5 0.2 25 1.9 1.0 ×10 -5——利用前述数值模拟方法，对埋深为1 000 m、地热温度为60 ℃的隧道隔热支护结构进行分析，考虑到大埋深常会有高地应力存在，本次数值模型中结构埋深取100 m，上表面按应力边界处理，施加上覆900 m 厚岩体的重力按照均布压力(取18 MPa)施加［12-13］，模型边界充分考虑了洞室开挖影响范围，距洞室左右及下部边缘均取60 m(隧道最大开挖宽度为9.07 m，高度为10.1 m).模型左右及下边界为全约束. 数值模型见图9，数值模拟中需计算的参数见表2.图9 数值模型Fig.9 Numerical modeling当围岩温度为60 ℃时，研究有隔热层和无隔热层两种支护结构体系的受力情况. 为便于比较，在支护结构体系中，通过设置不同的隔热层热力学参数实现有无隔热层.按表2 选取聚氨酯泡沫保温板材料隔热层参数，表示设有隔热层;按表2 中二次衬砌选取隔热层参数，则表示结构体系没有设置隔热层.由于防水层较薄，对结构体系受力的影响较小，本研究没有考虑防水层.取围岩边界温度为60 ℃，隧道内部空间边界温度为28 ℃.为便于分析，在隧道支护结构体系关键部位设置了内力监测点，如图10 所示.图10 内力监测点布置Fig.10 Layout of measurement points3.3 数值模拟结果及分析通过热固耦合数值模拟计算，得到了地热温度60 ℃、埋深1 000 m 条件下，隧道支护体系各部位的内力.经整理，分别对有无隔热层时隧道初期支护、模筑混凝土层及二次衬砌结构内力进行了对比分析.3.3.1 轴力对比分析当地热温度为60 ℃时，隧道初期支护、模筑混凝土层及二次衬砌在有无隔热层条件下各测点轴力及其对比见图11 ～13.图11 初期支护轴力Fig.11 Axial force of the primary lining由图11 ～13 可知，隔热层的设置对支护结构所受轴力分布形式的影响较小，在本文所设地应力条件下，支护结构体系所受最大轴力在拱腰部位(图10 中测点4 和12 所在截面)，初支和模筑混凝土层所受轴力较大，二衬所受轴力较小. 有隔热层与无隔热层相比，初期支护、模筑混凝土层各测点轴力略有增大，平均增大分别约0.93%、0.88%;二次衬砌各测点轴力都明显减小，平均减小约18%.图12 模筑混凝土层轴力Fig.12 Axial force of the cast concrete lining图13 二次衬砌轴力Fig.13 Axial force of the second lining3.3.2 弯矩对比分析弯矩及其对比见图14 ～16.图14 初期支护弯矩Fig.14 Bending moment of the primary lining由图14 ～16 可知，隔热层的设置对支护结构所受弯矩分布形式的影响较小. 其中，初支和模筑混凝土都是在拱脚与仰拱结合处(图10 中测点6和10 所在截面)弯矩最大，方向为外侧(指向围岩侧)受拉;而二衬所受弯矩与初支和模筑层有较大不同，基本上是结构内侧(指向隧道空间方向)受拉，但弯矩值普遍较小，最大弯矩在二衬仰拱中部(测点8 所在截面).有隔热层与无隔热层相比，初期支护、模筑混凝土层各测点弯矩略有增大，平均增大分别约0.71%、1%;二次衬砌各测点弯矩都有较大幅度减小，平均减小约70%.图15 模筑混凝土层弯矩Fig.15 Bending moment of cast concrete lining图16 二次衬砌弯矩Fig.16 Bending moment of the second lining3.3.3 结构安全系数对比分析为综合评价隔热层设置对隧道支护结构受力的影响，由所得结构各截面处的轴力、弯矩，利用《铁路隧道设计规范》中容许应力法，检算隧道结构的安全系数法，求得初期支护、模筑混凝土层及二次衬砌结构各监测点所在截面的安全系数，其分布及对比见图17 ～19.由图17 ～19 可知，初支和模筑混凝土层结构的安全系数普遍较小，均小于1，最小安全系数均发生在拱脚与仰拱结合处(图10 中测点6 和10 所在截面)，依据容许应力法和破损阶段设计法，判定结构已发生破坏和开裂;而二次衬砌的安全系数在不设隔热层时，在仰拱中部最小，为2.0，受拉控制，也不符合规范要求，但设置隔热层后，二次衬砌结构安全系数均大于4，满足规范要求.以上结构与本文对地应力的处理方式有关，说明如果拟建隧道有20 MPa 高地应力存在(本文按1 000 m 埋深建立模型)，且方向接近竖直时，所设计的初支+模筑混凝土层+隔热层+二次衬砌组成的支护结构体系合理，也与目前对高地应力软岩(地热段围岩级别为Ⅴ级)隧道施工支护措施理念相符［14-17］.与无隔热层相比，有隔热层初期支护、模筑混凝土层安全系数相近，而二次衬砌安全系数变化明显，显著改善了结构受力.图17 初期支护安全系数Fig.17 Safety factor of the primary lining图18 模筑混凝土层安全系数Fig.18 Safety factor of the cast concrete lining 图19 二次衬砌安全系数Fig.19 Safety factor of the second lining4 结论为研究大埋深、高地热环境下隧道支护结构受力机理，通过采用模型试验与数值模拟方法相对比，分析了热固耦合数值模拟方法的可行性，再利用该数值模拟方法，对某大埋深高地热隧道支护结构体系的受力特点进行了分析. 通过研究，可得如下结论:(1)模型试验表明，在温度变化为50 ℃的范围内，隧道模型结构轴力基本与围岩介质温度呈线性增长趋势;而结构弯矩与围岩介质温度无明显关系.(2)通过模型试验与数值模拟结果对比分析，可知二者所得的结构轴力分布趋势相同，模型试验测得的轴力比数值模拟结果偏大约20%;而二者所得的结构安全系数较为接近，说明采用热固耦合数值模拟方法是可行的.(3)通过热固耦合数值模拟计算，分析了地热温度60 ℃、埋深1 000 m 条件下隔热层的设置对隧道支护体系内力的影响，通过对有无隔热层时隧道支护结构内力对比分析可知，隔热层的设置对支护结构所受内力分布形式影响较小，对处于隔热层外侧(围岩侧)的初期支护和模筑混凝土层结构内力大小的影响更小，可忽略不计;但对设在隔热层内部(隧道净空方向)的二次衬砌内力有明显的改善作用，说明设置隔热层可显著提高二次衬砌结构的安全性.致谢:本文工作得到西南交通大学峨眉校区高层次人才队伍建设科研支持项目(RC2011-1)的资助.参考文献:【相关文献】［1］黄润秋，王贤能. 深埋隧道工程主要灾害地质问题分析［J］. 水文地质工程地质，1998(4):21-24.HUANG Runqiu， WANG Xianneng. Analysis of geological hazards in deep buried tunnel［J］.Hydrogeology and Engineering Geology，1998(4):21-24.［2］谷柏森. 隧道高地温应对措施及通风设计:高黎贡山铁路特长隧道可行性研究［J］. 现代隧道技术，2007，44(2):66-71.GU Bosen. Countermeasures against high temperatures in a tunnel and the corresponding ventilation design:feasibility study for the super-long Gaoligongshan tunnel［J］. Modern Tunnelling Technology， 2007，44(2):66-71.［3］王贤能，黄润秋. 深埋长大隧道中地下水对地温异常的影响［J］. 地质灾害与环境保护，1996，7(4):23-27.WANG Xianneng，HUANG Runqiu. Analysis of effects of groundwater geotemperature anomaly in deeply lying on and big tunnel［J］. Journal of Geological Hazards and Environment Preservation，1996，7(4):23-27.［4］白国权，仇文革，张俊儒. 高地温隧道隔热技术研究［J］. 铁道标准设计，2013(2):77-81.BAI Guoquan，QIU Wenge，ZHANG Junru. Study on the thermal insulation technology of tunnel in high geotemperature region［J］. 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Heavy Machinery，2008(2):32-35.［10］刘国庆，杨庆东. ANSYS 工程应用教程:机械篇［M］. 北京:中国铁道出版社，2003:23-29. ［11］中华人民共和国行业标准编写组. TB 10003—2005铁路隧道设计规范［S］. 北京:中国铁道出版社，2005.［12］胡健. 秦岭终南山公路隧道大埋深段施工监控量测与数值分析［D］. 西安:长安大学，2008. ［13］李桂臣，张农，王成，等. 高地应力巷道断面形状优化数值模拟研究［J］. 中国矿业大学学报，2010，39(5):652-658.LI Guichen，ZHANG Nong，WANG Cheng，et al.Optimizing the section shape of roadways in high stress ground by numerical simulation［J］. Journal of China University of Mining and Technology，2010，39(5):652-658.［14］李廷春. 毛羽山隧道高地应力软岩大变形施工控制技术［J］. 现代隧道技术，2011，48(2):59-67.LI Tingchun. Large deformation control technology for Maoyushan tunnel in soft rock under high in-situ stresses［J］. Modern Tunnelling Technology，2011，48(2):59-67.［15］张文新，孙韶峰，刘虹. 木寨岭隧道高地应力软岩大变形施工技术［J］. 现代隧道技术，2011，48(2):78-82.ZHANG Wenxin， SUN Shaofeng， LIU Hong.Construction techniques of Muzhailing tunnel with high ground stresses and large soft rock deformations［J］.Modern Tunnelling Technology，2011，48(2):78-82.［16］何磊，杨斌，王更峰，等. 高地应力软岩隧道施工动态控制与优化研究［J］. 现代隧道技术，2011，48(2):44-48.HE Lei，YANG Bin，WANG Gengfeng，et al.Research on construction dynamic control and optimization of a tunnel in soft rock under high in-situ stresses［J］. Modern Tunnelling Technology，2011，48(2):44-48.［17］陶波，伍法权，郭啟良，等. 高地应力环境下乌鞘岭深埋长隧道软弱围岩流变规律实测与数值分析研究［J］. 岩石力学与工程学报，2006，25(9):1828-1834.TAO Bo，WU Faquan，GUO Qiliang，et al. Research on rheology rule of deep-buried long Wuqiaoling tunnel under high crustal stress by monitoring and numerical analysis［J］. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2006，25(9):1828-1834.。
讲座-9-2 隧洞衬砌计算学习文档
讨论
• （1）对承受内水压力的有压隧洞，弹性抗力 与衬砌共同承担内水压力。围岩的完整、坚硬， 弹性抗力越大，估计过大，不安全，估计过低， 造成浪费。
• （2）当围岩厚度小于3倍的洞径或围岩有可能 滑动，不能考虑弹性抗力。在这种情况下与围 岩压力、自重等荷载相平衡的是地基反力。
• （3）开凿隧洞时，由卸载，引起围岩初应力 重分布，围岩经历弹性变形到塑性变形的过程。
隧洞衬砌上的荷载
• 3.2.1 隧洞衬砌上的荷载 • 3.2.2 围岩压力 • 3.2.3 弹性抗力 • 3.2.4 内水压力-有压隧洞的主要荷载 • 3.2.5 外水压力-无压隧洞的主要荷载 • 3.2.6 自重 • 3.2.7 讨论
隧洞衬砌上的荷载
• ①基本荷载 • ①垂直、侧向的围岩压力；②衬砌自重；③设
• 侧墙底处，
• 普氏理论没有考虑隧洞的埋深、围岩的地质结 构以及与围岩压力相关的其它各因素，因而理 论上是很不严密的，实践证明也是比较粗略的。 在小型工程中使用。
• （2）经验估算法
• 经验估算法是《水工隧洞设计规程地质特性（包括围岩特性、 结构面及组合状态）、地下水状态、开挖后围 岩的自稳能力等条件的不同，将洞室围岩划分 为Ⅰ类～Ⅴ类。Ⅰ、Ⅱ类围岩属稳定～基本稳 定，不支护或局部喷锚；Ⅲ类围岩属局部稳定 性差，需系统喷锚或混凝土衬砌；Ⅳ～Ⅴ类围 岩属不稳定，需要系统喷锚及混凝土衬砌。
• 由于围岩的地质情况复杂，简化的地质条件下 推导出来的计算公式，难以反映实际情况。
弹性抗力
• 弹性抗力是当衬砌受到荷载作用向围岩方向变 形时，围岩被动地作用到衬砌上的抗力，它可 以减小荷载特别是内水压力所产生的衬砌内力， 对衬砌是有利的。
• 由文克尔假定，弹性抗力为：P0=Kδ • 式中：Κ为弹性抗力系数，Κ=100Κ0/r，与围
某引水隧洞地质分析报告12（隧洞塌方、隧洞变形变更索赔经典案例）
某引水隧洞地质分析报告12（隧洞塌方、隧洞变形变更索赔经典案例）引水隧洞工程地质分析报告合同名称：合同编号：承包单位：编制日期：目录1 招标文件中的隧洞工程地质条件 (6)1.1地形地貌 (6)1.2地层岩性 (7)1.3地质构造 (8)1.4物理地质现象 (9)1.5水文地质条件 (10)1.6引水线路工程地质条件 (10)1.6.1引水隧洞 (10)1.6.2支洞工程地质条件及评价 (14)2 施工揭示的隧洞实际围岩类别与招标文件的对比 (16)2.1 1#支洞工作面 (16)2.1.1 1#支洞洞段 (16)2.1.2 1#支洞工作面上游洞段 (17)2.1.3 1#支洞工作面下游洞段 (17)2.2 2#支洞工作面 (17)2.2.1 2#支洞洞段 (17)2.2.2 2#支洞工作面上游洞段 (18)2.2.3 2#支洞工作面下游洞段 (19)2.3 3#支洞工作面 (19)2.3.1 3#支洞洞段 (19)2.3.2 3#支洞工作面上游洞段 (20)2.3.3 3#支洞工作面下游洞段 (20)2.4 4#支洞工作面 (20)2.4.1 4#支洞洞段 (20)2.4.2 4#支洞工作面上游洞段 (21)2.4.3 4#支洞工作面下游洞段 (21)3 隧洞围岩类别地质变化和异常渗水的相互作业 (21)3.1 隧洞工程围岩的实际变化 (21)3.2 隧洞出现的异常强渗水 (22)3.3.1各支洞工作面的渗水量较招标文件的渗水量均增幅较大 (22)3.3.2各支洞工作面渗水量的变化特点 (24)3.3.3各支洞工作面渗水量异常改变了区域地质状况、恶化了施工的地质环境 (24)3.3 异常的强渗水加剧了围岩类别变差对工程造成的影响 (24)3.3.1异常渗水使不利的构造组合条件恶化，增加了出现顺层垮塌和冒顶的几率(25)3.3.2异常渗水使充填物泥化加剧或流失，降低了整体的稳定性，诱发了地质塌方(25)3.3.3异常渗水使千枚岩崩解加剧，增加了地质垮塌和冒顶的几率(26)3.3.4异常渗水使按设计支护后本身应稳定的洞段因围岩力学指标衰减而失稳，造成地质垮塌和冒顶 (26)3.3.5异常渗水使软岩的泥化加剧，产生较大的塑性变形或体积膨胀，造成支护后的硐室净空间变小，导致产生多次隧洞二次开挖、二次支护 (26)3.4围岩类别变化和地下水的相互作用，使其它未变化的围岩类别差的围岩状况恶化 (26)3.5围岩类别的频繁变化对工程造成的影响 (27)3.6 为控制工程造价而采用的支护方案对工程造成的影响 (27)3.6.1招标技术条款与技术条款提及的规范间的差异 (27)3.6.2为控制工程造价现场采取的方式 (27)3.6.3对本工程造成的影响 (27)4 围岩类别变差变更对本项目施工造成的不利影响 (28)4.1 使施工时间延长、施工效率降低 (28)4.1.1 1#支洞工作面因围岩类别变化对工期造成的影响 (28)4.1.2 2#支洞工作面因围岩类别变化对工期造成的影响 (28)4.1.3 3#支洞工作面因围岩类别变化对工期造成的影响 (29)4.1.4 4#支洞工作面因围岩类别变化对工期造成的影响 (29)4.2 使底板受渗水的影响加剧而大幅增加了地质超挖等施工成本(29)4.2.1 洞挖时间延长增加了底板围岩受渗水的不利影响 (29)4.2.2 围岩类别变差增加了洞内底板的基础清基工程量 (30)4.2.3 围岩类别变差增加了底板基础混凝土回填量 (30)4.2.4 围岩类别变差增加了其它施工项目的成本 (30)4.3 使隧洞边顶拱部位增大了地质原因造成的冒顶和顺层垮塌 (30)4.4 使初期支护的有效率变差 (30)4.5 使部分隧洞因塑性变形大而不得不进行二次扩挖和二次支护(30)4.6 使相关的总价包干措施项目的实际投入增大 (31)5 隧洞围岩类别变差增加了隧洞施工过程中塌方的不可预见性 (31)6 围岩类别变差对我标段影响的总结 (31)7 解决因围岩类别变化对我标段影响的迫切性 (31)引水隧洞工程因地质条件变化对施工造成不利影响的分析报告目前隧洞施工已完成大部分，从隧洞开挖后设计对隧洞围岩类别的鉴定看：本标段隧洞围岩的类别发生了较大的变化。
研究高压引水隧洞衬砌的透水设计
研究高压引水隧洞衬砌的透水设计摘要：目前国内在高压引水隧洞衬砌的透水设计中没有较为详细和完善的计算方法，而且现阶段大多采用的是限裂设计和荷载结构法的方法对水工高压隧洞的衬砌进行不透水设计，但是不透水设计并不适合于高压引水隧洞，它将导致过高的配筋量。
因此，基于体力理论，一种安全合理的有限元计算透水设计方法得到应用。
此种方法不仅可以模拟运营检修工况和隧洞的施工过程，还可以分析应力场和渗流场的直接耦合作用，并计算出衬砌裂缝和配筋量。
关键词：高压引水; 隧洞衬砌; 透水设计1引言现阶段大多采用的是限裂设计和荷载结构法的方法对水工高压隧洞的衬砌进行不透水设计，但是不透水设计并不适合于高压引水隧洞，它将导致过高的配筋量。
现在在设计时出现体力理论，本文以此为基础，提出有限元计算透水设计方法，此种方法不仅可以模拟运营检修工况和隧洞的施工过程，还可以分析应力场和渗流场的直接耦合作用，并计算出衬砌裂缝和配筋量，可以较为科学有效的帮助进行高压引水隧洞的透水设计。
2耦合分析方法和设计原理当分析裂隙岩石的渗流问题时，将岩石中的裂隙水流按流量等效原则抽象为等效连续介质考虑时，实际流速比达西流速要大若干个量级；对于恒定渗流问题，与时间无关。
对单一介质或由多种介质组成的非均匀介质，只要各介质渗透系数相对值正确，实际流速与达西流速无论差别有多大，都不会对用水头表示的渗流场计算结果有任何影响，而只对渗流量有影响。
因此，可以用等效连续介质模型分析恒定渗流问题。
采用等效连续介质模型进行渗流场和应力场的耦合分析时，分为两种情况：①介质的渗透系数为常量，与应力环境无关；②介质的渗透系数是应力环境的函数。
对于工程问题，孔隙介质在荷载作用下发生变形，当荷载不是太大、孔隙的变形相对较小、不会对其渗透系数有明显影响时，可将孔隙介质作为常量处理。
随着时间的增长，介质内的水逐渐排走，孔隙压力逐渐消散，有效应力随之变化，这表明了渗流场与应力场的相互作用。
灌浆预应力高压引水隧洞衬砌结构设计计算研究
些 工 程 采 用 了 灌 浆 预 应 力 进 行 抗 裂 ． 如 白 山 水 电 站 同、
ｄ ｔ ｉ ｄ ｃ ｌｕ ａ ｉｎ ｍｅｈ ｄ ．Ｆ ｒ ｔ ｅ ｄ ｓｇ ｆ ａ ｄ ｖ ｒ ｉｎ ｔ ｎ ｅ ，ｔ ｅ ｄ ｆｒ ｔ ｎ ｎ ｔ ｓ ｅ ｆ ｌ ｉ ｇ ｗｉ ｉ ｅ ｅ ｔ ｅａ ｌ ａ ｃ ｌ ｔ ｔ ｏ ｓ ｏ ｈ ｅ ｉｎ ｏ ｉｅ ｓｏ ｕ ｎ ｌ ｈ ｅｏ ｍａｉ ｓ ａ ｄ ｓｒ ｓ ｓ ｏ ｉ ｎ ｔ ｄ ｆ ｒ ｎ ｅ ｏ ｏ ｅ ｎ ｈ ｆ
隧洞 设 计 ，采 用 有 限 元 法 ， 比较 了非 正 常 ｌ 下 不 同衬 砌 厚 度 时衬 砌 的变 形 和应 力状 态 ，得 出 衬 砌 厚 度 为 ４ ～ ０ ｃ ｒ况 Ｏ ５ ｍ 时 较 为 合 理
关 键 词 ：灌 浆 预 应 力 ；衬 砌 ；有 限 元 ；高 压 引 水 隧 洞
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ＭＰ ： Ｃ ０ 混 凝 土 弹 性 模 量 取 ２ ． ＧＰ ａ ２ ５５ ａ． 泊 松 比 取