施工應(yīng)力釋放對單層襯砌內(nèi)水承載能力影響研究

摘要：

為探究施工應(yīng)力釋放對隧洞襯砌結(jié)構(gòu)內(nèi)水承載能力的影響，以擴(kuò)大杭嘉湖南排后續(xù)西部通道工程為例，采用有限元法建立地層-結(jié)構(gòu)精細(xì)模型，分析了不同施工應(yīng)力釋放率下，大斷面水工TBM隧洞在軟巖地層條件下其單層管片襯砌作為永久支護(hù)結(jié)構(gòu)承受不同內(nèi)水壓力時的受力變形規(guī)律。結(jié)果表明：管片襯砌向外膨脹，管片拉應(yīng)力、接縫張開量和螺栓應(yīng)力均隨著內(nèi)水壓力增大呈非線性階躍增大特征；對于穿越Ⅴ類圍巖的洞段，應(yīng)綜合考慮三者因素來判斷是否達(dá)到正常使用極限狀態(tài)，且襯砌內(nèi)外壓差不宜超過0.2MPa；較小施工應(yīng)力釋放率下的管片環(huán)間拼縫薄弱位置容易開裂，而過大施工應(yīng)力釋放率下的接縫張開量和螺栓應(yīng)力容易達(dá)到正常使用極限狀態(tài)。

關(guān)" 鍵" 詞：

管片襯砌; 應(yīng)力釋放; 內(nèi)水壓力; 受力變形

中圖法分類號： TV672

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.07.021

收稿日期：

2023-12-29

；接受日期：

2024-03-01

基金項目：

江蘇省自然科學(xué)基金項目（BK20220986）

作者簡介：

袁" 煦，男，碩士研究生，研究方向為水工隧洞數(shù)值模擬。E-mail：yyyuan_xu163.com

通信作者：

張燎軍，男，教授，博士，主要從事水工結(jié)構(gòu)研究。E-mail：Ljzhang@hhu.edu.cn

Editorial Office of Yangtze River. This is an open access article under the CC BY-NC-ND 4.0 license.

文章編號：1001-4179（2024） 07-0160-07

引用本文：

袁煦，張燎軍.

施工應(yīng)力釋放對單層襯砌內(nèi)水承載能力影響研究

［J］.人民長江，2024，55（7）：160-166，181.

0" 引 言

近年來，中國各地頻繁遭受內(nèi)澇災(zāi)害，損失嚴(yán)重，城市防洪排澇問題愈發(fā)受到重視，采用更安全便捷的盾構(gòu)法修建城市深隧解決內(nèi)澇問題成為趨勢，如國內(nèi)成都［1］、上海［2］，國外倫敦［3］、吉隆坡［4］等。輸水隧洞相比交通隧洞，其在運(yùn)行期不但受到外部水土荷載，同時受到內(nèi)水壓力作用，襯砌受力極為復(fù)雜［5］，由此產(chǎn)生的附加應(yīng)力場可能會對襯砌結(jié)構(gòu)造成不同程度的損傷及破壞［6］。

目前，已有一些學(xué)者通過理論解析［7-10］、足尺試驗［11-13］、數(shù)值模擬等手段對內(nèi)水壓力作用下的管片襯砌結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究。秦敢等［14］研究了盾構(gòu)輸水隧洞管片襯砌中帶襯墊管片接頭從開始承載至極限破壞全過程的承載性能；莫鍵豪等［15］開展原位試驗研究，揭示了單層襯砌結(jié)構(gòu)在真實地層條件下承受內(nèi)壓的受力變形規(guī)律，并采用三維有限元模型開展了進(jìn)一步研究；吳正橋等［16］對單層管片襯砌、管片內(nèi)襯鋼筋混凝土和管片內(nèi)襯預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土3種襯砌結(jié)構(gòu)承受內(nèi)水壓力時的受力特征進(jìn)行了對比分析；孟慶輝等［17］結(jié)合內(nèi)水壓力對盾構(gòu)隧洞復(fù)合襯砌結(jié)構(gòu)力學(xué)特性的影響，對復(fù)合襯砌殼-彈簧模型進(jìn)行改進(jìn)，并對內(nèi)水壓力作用下雙層襯砌結(jié)構(gòu)力學(xué)行為進(jìn)行分析；周龍等［18］對不同埋深的通縫和錯縫拼裝盾構(gòu)襯砌結(jié)構(gòu)在內(nèi)水壓作用下的力學(xué)響應(yīng)開展研究，分析了內(nèi)水壓力、隧道埋深和襯砌拼裝方式對盾構(gòu)襯砌承載特性的影響規(guī)律。

綜上可以發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有針對內(nèi)水壓力作用的管片襯砌力學(xué)行為研究還存在不足。首先，現(xiàn)有TBM法少有涉及單層襯砌作為大斷面輸水隧洞永久支護(hù)的研究；其次，在數(shù)值模擬與足尺試驗研究中，為方便加載，隧道襯砌外側(cè)的水土荷載大多被簡化為間斷分布的千斤頂荷載，不能真實反應(yīng)地層荷載作用；最后，在TBM隧道施工中，土體開挖、TBM掘進(jìn)、襯砌拼裝和壁后注漿等過程會造成地應(yīng)力釋放，使周圍土體發(fā)生應(yīng)力重分布，從而影響隧道全周期管片結(jié)構(gòu)內(nèi)力［19］，但目前大多數(shù)TBM隧道內(nèi)水承載能力分析中并沒有考慮前期TBM隧道施工應(yīng)力釋放的影響。

鑒于以上不足，本文以擴(kuò)大杭嘉湖南排后續(xù)西部通道工程為例，采用有限元法建立地層-結(jié)構(gòu)精細(xì)模型，研究單層襯砌作為大斷面輸水隧洞的永久支護(hù)承受內(nèi)水壓力時其受力變形規(guī)律，并分析施工應(yīng)力釋放對運(yùn)行期輸水隧洞的影響。

1" 數(shù)值模型

1.1" 工程概況

本文以擴(kuò)大杭嘉湖南排后續(xù)西部通道工程南段隧洞為依托開展研究，全長約12.24 km，開挖洞徑12.5 m，襯后直徑11 m，外水水頭最大約有340 m，最大內(nèi)水水頭約65 m；隧洞沿線地形地貌多變，穿越平原山嶺等；地質(zhì)條件復(fù)雜，兩端軟巖、極軟巖，中部硬巖，斷層、富水構(gòu)造發(fā)育。

1.2" 地層-結(jié)構(gòu)模型

根據(jù)工程襯砌結(jié)構(gòu)型式及地層狀況，選取不利斷面建立有限元模型，將土體視為均勻、連續(xù)、各向同性的彈塑性體，如圖1所示。由圣維南原理可知，隧道開挖對3～5倍洞徑外的土體幾乎無影響，故左右及下邊界各取5倍隧洞外徑，上邊界取埋深46 m，土體尺寸設(shè)置為120 m×16.2 m×112 m（長×寬×高）。

襯砌環(huán)外徑12.2 m，管片厚度為0.6 m，幅寬1.8 m，整個襯砌環(huán)分為10塊管片，包括一塊封頂塊（F）、兩塊連接塊（L1、L2）和7塊標(biāo)準(zhǔn)塊（B1～B7），環(huán)與環(huán)之間錯縫拼裝，錯縫角度為25.5°，襯砌分塊拼裝結(jié)構(gòu)型式見圖2?？紤]管片環(huán)間的錯縫拼裝效應(yīng)，建立9環(huán)錯縫管片模型，模型中的接縫位置忽略止水條、止水槽等細(xì)部構(gòu)造，將混凝土襯砌視為各向同性的均質(zhì)單一材料。巖土體及管片均采用實體單元（C3D8），連接螺栓以桿單元（B31）形式嵌入管片單元，環(huán)向鋼筋以桁架單元（T3D2）形式嵌入管片單元，管片數(shù)值模型如圖3所示。圍巖左右邊界約束X向位移，前后邊界約束Y向位移，底部邊界約束Z向位移。為消除首尾環(huán)的邊界效應(yīng)，取中間完整環(huán)管片結(jié)構(gòu)作為分析對象。

1.3" 模型參數(shù)

土體材料采用Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則，管片混凝土強(qiáng)度為C60，采用混凝土受拉/壓異性彈塑性本構(gòu)模型（CDP），根據(jù)GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》［20］計算公式，得到C60混凝土的單軸拉壓應(yīng)力-應(yīng)變與損傷因子，如圖4所示。

襯砌環(huán)的接縫包括30個8.8級M36環(huán)向連接螺栓和56個8.8級M30縱向連接螺栓，管片主筋型號為HRB400，對螺栓和鋼筋采用雙線性應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)。在準(zhǔn)靜態(tài)荷載下，強(qiáng)化段的斜率一般取為0.01E，雙線性應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)表達(dá)式為［21］

σ=Eε""""""" σ≤σ0σ0+Et（ε-ε0）" σgt;σ0

（1）

式中：σ為應(yīng)力；E為彈性模量；ε為應(yīng)變；σ0為屈服應(yīng)力；ε0為屈服應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)變；Et為塑性強(qiáng)化模量。材料力學(xué)參數(shù)詳見表1。

1.4" 相互作用設(shè)置

模型中，“管片-管片”“管片-豆礫石層”之間設(shè)置為面-面接觸，切向上服從庫侖摩擦定律，當(dāng)切向應(yīng)力達(dá)到臨界值后允許發(fā)生滑移。陳富強(qiáng)等［22］測得

濕潤狀態(tài)下混凝土摩擦系數(shù)多處于0.5～0.7之間，故管片間和豆礫石［23］與管片間摩擦系數(shù)μ均取值0.5；法向上定義為傳壓不傳拉的“硬接觸”，允許接觸面之間發(fā)生分離。將桁架單元（鋼筋）與桿單元（螺栓）嵌入實體單元（管片），認(rèn)為鋼筋、螺栓不與混凝土之間發(fā)生黏結(jié)滑移，鋼筋、螺栓自身無自由度，其作用效應(yīng)視為對母單元剛度的加強(qiáng)［24］。

1.5" 加載工況

對于開挖中應(yīng)力釋放的模擬，采用Mana等［25］提出的計算方法實現(xiàn)。設(shè)在第k開挖步挖去n個單元，此時n個單元節(jié)點的釋放荷載節(jié)點力向量為

Fk=mi=1∫Ω iBi{σ}kidΩ0

（2）

式中：i為所開挖的單元數(shù)，i=1，2，3，…，m；Bi為開挖掉的第i個單元的幾何矩陣；{σ}ki為第i個單元在第k步開挖前的圍巖應(yīng)力；Ωi為被挖去土體中與開挖邊界相連接的第i個單元的體積［26］。FkB為開挖邊界B上的節(jié)點向量Fk的全部分量，將FkB與應(yīng)力釋放率η相乘得到所需釋放的荷載值，剩余荷載則反向施加在開挖面邊界上以實現(xiàn)應(yīng)力釋放。

所選洞段TBM隧洞頂部最大埋深約為46 m，隧道內(nèi)高水壓（至隧洞軸線）約為0.65 MPa。通過土層飽和狀態(tài)下的容重以反映外部水土壓力，其中，外部水位位于雜填土底層（水頭約45 m），在管片內(nèi)表面沿高度方向施加不均勻分布的內(nèi)水壓力。本文主要研究單層襯砌結(jié)構(gòu)在應(yīng)力釋放率η為0%，10%，20%，30%，40%，50％條件下的內(nèi)水承載能力。數(shù)值模擬過程為：① 設(shè)置隧洞邊界條件，進(jìn)行地應(yīng)力平衡，得到初始地應(yīng)力；② 對隧洞一次開挖，對洞周施加（1-η） FkB節(jié)點反力實現(xiàn)隧洞應(yīng)力初次釋放；③ 對已開挖隧洞施加支護(hù)襯砌；④ 去掉洞周節(jié)點力，釋放剩余圍巖應(yīng)力；⑤ 在管片內(nèi)表面沿高度方向施加不均勻分布的內(nèi)水壓力，增量設(shè)為0.1 MPa/步。

2" 施工應(yīng)力釋放對管片內(nèi)水承載能力的影響

對應(yīng)力釋放率從0遞增至50％工況下的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行分析，在分析某一因素的影響時，其它變量保持不變，其中，拉應(yīng)力和徑向擴(kuò)張取“+”；壓應(yīng)力和徑向收縮取“-”。模型共計9環(huán)，選取中間3環(huán)管片進(jìn)行分析。

2.1" 管片收斂變形

以管片環(huán)軸線中點為坐標(biāo)原點建立柱坐標(biāo)系，提取管片徑向位移，得到隧道變形雷達(dá)圖，圖5為內(nèi)水壓力0.65MPa時不同應(yīng)力釋放率下的管片徑向變形圖。

由圖5可知：在內(nèi)水壓力（可簡稱“內(nèi)壓”）相同的情況下，不同應(yīng)力釋放率下管片徑向變形趨勢基本一致，各工況下均大體呈現(xiàn)出豎向收斂、橫向擴(kuò)張的“橢圓形”變形規(guī)律。由于管片全周剛度不均，接縫處剛度相對較小而變形較大，導(dǎo)致管片“橫橢圓”形態(tài)略向接縫處偏移?？梢钥闯?，拱頂?shù)腂1-B2管片與拱底處B6-B7管片產(chǎn)生明顯錯臺，應(yīng)力釋放率為0～50％

時B1-B2處錯臺量最明顯，分別為0.16，0.42，0.52，0.71，1.04，1.43 mm，均小于規(guī)范限值［27］。

圖6為不同應(yīng)力釋放率條件下管片襯砌結(jié)構(gòu)的徑向變形隨內(nèi)水壓力的發(fā)展曲線。內(nèi)水壓力從0增加至0.65 MPa時，不同應(yīng)力釋放率下襯砌結(jié)構(gòu)變形規(guī)律相似，基本分為2個階段：第一個階段為外部水土壓力控制階段，此時管片變形值與內(nèi)水壓力基本呈線性緩慢增長；第二個階段為內(nèi)水壓力控制階段，此時襯砌徑向變形速率大幅上升，施工應(yīng)力釋放率越大，第二階段出現(xiàn)拐點越早且增速越快。內(nèi)水壓力為0.65 MPa時，應(yīng)力釋放率0～50％時徑向變形最大值分別為21.12，18.76，17.51，16.72，16.65，16.40 mm；橢圓度最大值分別為3.26‰，2.98‰，2.71‰，2.44‰，2.27‰，2.00‰，遠(yuǎn)小于規(guī)范限值［28］。

2.2" 管片結(jié)構(gòu)應(yīng)力

管片內(nèi)外側(cè)在內(nèi)水壓力為0.65 MPa時，不同應(yīng)力釋放率條件下的環(huán)向應(yīng)力雷達(dá)圖見圖7。單層管片襯砌混凝土應(yīng)力在接縫處呈現(xiàn)明顯的只受壓不受拉的非線性特征。在外部水土壓力與內(nèi)水壓力的共同作用下，管片外側(cè)左右拱腰受拉，并隨應(yīng)力釋放率的增加呈現(xiàn)拉應(yīng)力減少的趨勢；拱頂、拱底管片受壓并隨應(yīng)力釋放率的增加逐漸出現(xiàn)拉應(yīng)力，且呈現(xiàn)壓應(yīng)力減少拉應(yīng)力增大的趨勢。對于管片內(nèi)側(cè)，整體基本呈現(xiàn)為左右拱腰受壓，拱頂、拱底受拉，隨著應(yīng)力釋放率的增加，呈現(xiàn)壓應(yīng)力減少拉應(yīng)力增大的趨勢。這可能是因為應(yīng)力釋放率越大，施加在隧道外表面的應(yīng)力與其初始應(yīng)力的比值越小，應(yīng)力重分布后襯砌承擔(dān)的垂直荷載越少，適當(dāng)?shù)膰鷰r擠壓，有助于降低運(yùn)行期管片的拉應(yīng)力。

內(nèi)水壓力為0.65 MPa狀態(tài)下，不同應(yīng)力釋放率下管片受拉損傷演化云圖見圖8。當(dāng)內(nèi)水壓力達(dá)到0.65 MPa時，管片襯砌內(nèi)表面出現(xiàn)了明顯的受拉損傷。應(yīng)力釋放率為0時環(huán)間襯砌拱頂、拱底內(nèi)表面交替出現(xiàn)3～4條貫穿性裂縫；應(yīng)力釋放率為10％時，每環(huán)襯砌拱頂、拱底內(nèi)表面交替出現(xiàn)了2～3條貫穿性裂縫；應(yīng)力釋放率為20％時，拱頂內(nèi)表面交替出現(xiàn)1條貫穿性裂縫且局部外表面出現(xiàn)小范圍受拉損傷，拱底內(nèi)表面也出現(xiàn)局部受拉損傷；應(yīng)力釋放率為30％，40％，50％時，拱頂、拱底均出現(xiàn)一定范圍損傷，最大損傷因子分別為0.37，0.41，0.40，損傷區(qū)域均未超過規(guī)范［20］中混凝土極限拉壓應(yīng)變所對應(yīng)的損傷因子值，故損傷區(qū)域尚未失效。這說明較低的應(yīng)力釋放率均對襯砌承載高內(nèi)水作用不利。從裂縫分布位置來看，裂縫基本出現(xiàn)在環(huán)與環(huán)之間的拼縫位置，計算所得管片在內(nèi)水壓力作用下的破壞部位與試驗結(jié)果相似［29］，這可能是因為在高內(nèi)水壓力作用下，拱頂、拱底相鄰管片內(nèi)部張開，接頭位置作為管片環(huán)的剛度削弱位置，剛度較小，變形較大，鄰近環(huán)管片內(nèi)側(cè)受力不均，產(chǎn)生局部較大拉應(yīng)力導(dǎo)致受拉破壞。

2.3" 鋼筋應(yīng)力

內(nèi)水壓力為0.65 MPa時不同應(yīng)力釋放率條件下外側(cè)和內(nèi)側(cè)鋼筋應(yīng)力如圖9所示。可以看出，鋼筋內(nèi)外側(cè)應(yīng)力分布規(guī)律與管片襯砌規(guī)律基本一致。當(dāng)應(yīng)力釋放率為0和10％時，第四環(huán)襯砌的B2、B6塊管片跨中鋼筋出現(xiàn)局部突變，可能是因為突變位置所對應(yīng)的管片內(nèi)表面混凝土出現(xiàn)了開裂，與圖9管片損傷出現(xiàn)部位一致。因此過小的應(yīng)力釋放率容易導(dǎo)致拱頂、拱底內(nèi)表面開裂，不利于管片襯砌承擔(dān)內(nèi)水壓力。施工應(yīng)力釋放率在0～50％狀態(tài)下，內(nèi)水壓力為0.65 MPa時鋼筋始終沒有屈服，可正常承載。

2.4" 接縫張開量

不同應(yīng)力釋放率下管片接縫張開量受內(nèi)水壓力應(yīng)力影響如圖10所示。由圖10可知，在外部水土壓力以及內(nèi)水壓力共同作用下，隧洞拱頂B1-B2處接縫變化趨勢最顯著，其次是位于拱底的B5-B6處，說明整體結(jié)構(gòu)在拱頂、拱底處較為薄弱。

管片間接縫開度隨著應(yīng)力釋放率的增加而增加，且主要分為3個階段：以應(yīng)力釋放率為20％的工況為例，對接縫張開量受內(nèi)壓影響最顯著的B1-B2處接縫進(jìn)行分析，當(dāng)內(nèi)壓低于0.2 MPa時，接縫張開量變化較為平緩，量值較小；當(dāng)內(nèi)壓處于0.2～0.5 MPa時，接縫開度增長速率小幅度增加，接縫開度增加至1.08 mm；當(dāng)內(nèi)壓大于0.5 MPa后，接縫開度大幅度上升，且速率較快，內(nèi)壓增加至0.65 MPa時，接縫開度為2.75 mm。當(dāng)應(yīng)力釋放率為0時，第三階段不明顯；當(dāng)應(yīng)力釋放率為10％時，第三階段從內(nèi)壓0.6 MPa時開始；當(dāng)應(yīng)力釋放率為20％，30％時，第三階段從內(nèi)壓0.5 MPa時開始；當(dāng)應(yīng)力釋放率為40％時，第三階段從內(nèi)壓0.4 MPa時開始；當(dāng)應(yīng)力釋放率為50％時，第三階段從內(nèi)壓0.3 MPa時開始?？梢钥闯?，應(yīng)力釋放率越大，第三階段出現(xiàn)所需內(nèi)壓越小，內(nèi)壓控制的接縫快

速張開的階段逐漸提前，不利于單層襯砌結(jié)構(gòu)受力。當(dāng)應(yīng)力釋放率為50％時，0.65 MPa的內(nèi)壓作用下B1-B2接縫開度超過規(guī)范限值（4 mm）［27］。

接縫張開變形必然導(dǎo)致洞內(nèi)壁糙率增大，從而造成一定水頭損失，甚至引發(fā)內(nèi)水外滲。故從接縫開度來看，施工應(yīng)力釋放率不宜超過40％，且建議采用預(yù)埋鑄鐵件的手孔接頭、設(shè)置雙排連接螺栓、雙層止水等措施約束接縫變形，以增強(qiáng)防滲效果。

2.5" 環(huán)向螺栓應(yīng)力

環(huán)向螺栓應(yīng)力與接縫張開量變化趨勢基本相對應(yīng)（圖11）。當(dāng)應(yīng)力釋放率為40％，50％時，拱頂B1-B2處螺栓在內(nèi)水壓力達(dá)到0.6 MPa后便已屈服；當(dāng)應(yīng)力釋放率為30％時，內(nèi)水壓力達(dá)到0.65 MPa時B1-B2處螺栓達(dá)到612.00 MPa，即將到達(dá)屈服，此時相鄰B1、B2管片的混凝土最大拉應(yīng)力為3.28 MPa，拱頂管片內(nèi)外側(cè)出現(xiàn)小范圍受拉損傷。

相較于能通過二襯分擔(dān)總彎矩從而減小管片接頭彎矩的雙層襯砌，單層管片襯砌接縫張開量及螺栓應(yīng)力應(yīng)變受內(nèi)水壓力影響更明顯，故減小應(yīng)力釋放率、合理利用圍巖壓力從而控制接縫開度和螺栓應(yīng)力減小很有必要。從螺栓強(qiáng)度來看，施工應(yīng)力釋放率不宜超過40％，對于單層襯砌作為永久支護(hù)的高內(nèi)水隧洞，可采用雙排高強(qiáng)度、剛度連接螺栓提高工程安全儲備。

3" 結(jié) 論

本文運(yùn)用ABAQUS軟件建立考慮環(huán)、縱向接頭和管片間接觸的TBM管片結(jié)構(gòu)數(shù)值模型，分析結(jié)構(gòu)在不同施工應(yīng)力釋放率及不同內(nèi)水壓力作用下的受力特性和承載極限，主要結(jié)論如下：

（1） 在高內(nèi)水壓力作用下，管片混凝土拉應(yīng)力極易達(dá)到抗拉強(qiáng)度，采用混凝土損傷塑性模型能更好地反映襯砌管片的受力性能。

（2） 隨著內(nèi)水壓力的增加，襯砌向外膨脹，橢圓度增加，管片最大拉應(yīng)力、接縫張開量和螺栓應(yīng)力均隨著內(nèi)壓的增大而增大，三者均可能成為正常使用極限狀態(tài)的控制因素。故對于此類穿越Ⅴ類圍巖的大斷面水工隧洞，宜考慮管片間的不連續(xù)性，并建立環(huán)、縱向接頭與內(nèi)置鋼筋的精細(xì)模型，通過襯砌受力狀態(tài)、接縫開度、螺栓應(yīng)力等綜合判斷結(jié)構(gòu)是否到達(dá)正常使用極限狀態(tài)。

（3） 管片襯砌施作時機(jī)不會影響隧道變形規(guī)律和應(yīng)力分布規(guī)律，但應(yīng)力釋放率越大，拱頂拱底徑向變形越小，其施工后產(chǎn)生的拉應(yīng)力越小，與運(yùn)行期內(nèi)水壓力作用產(chǎn)生的拉應(yīng)力相疊加后，環(huán)與環(huán)之間的拼縫薄弱位置更不易開裂。

（4） 應(yīng)力釋放率從10％增加至50％，運(yùn)行工況下管片最大接縫開度與螺栓應(yīng)力分別增加104.25％和62.73％，管片與鋼筋的最大拉應(yīng)力卻分別減少28.83％和80.56％?？梢娺^大和過小的施工應(yīng)力釋放率均不利于單層襯砌管片在軟巖隧洞承擔(dān)內(nèi)水壓力。對于此工程該洞段，其施工應(yīng)力釋放率控制在20％～30％，即橢圓度處于2.23％～2.52％時進(jìn)行初支較為適宜。

（5） 對于穿越Ⅴ類圍巖的的水工隧洞，單層管片襯砌作為永久支護(hù)結(jié)構(gòu)時內(nèi)外壓差不宜超過0.2MPa，且建議設(shè)置雙排高強(qiáng)連接螺栓、雙層止水等措施避免螺栓屈服并約束接縫變形，若需承載更高內(nèi)水壓力，建議采用復(fù)合襯砌結(jié)構(gòu)。

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（編輯：胡旭東）

Effect of construction stress release on internal water pressure bearing capacity of single-layer lining

YUAN Xu，ZHANG Liaojun

（College of Water Conservancy and Hydropower Engineering，Hohai University，Nanjing 210098，China）

Abstract：

In order to explore the influence of construction stress release on the internal water pressure bearing capacity of tunnel lining structure，taking the follow-up western channel project of expanding south row of Hangjiahu Lake as an example，a fine stratum-structure model was established by finite element method，and the stress and deformation law of single-layer segment lining of large-section hydraulic TBM tunnel under different internal water pressure and different construction stress release rates was analyzed.The results showed that the segment lining expanded outward under water pressure，and the tensile stress，joint opening and bolt stress of the segment increased in a step and nonlinear way with the increasing of internal water pressure.For the tunnel section passing through the V grade surrounding rock，the above three factors should be considered comprehensively to determine whether the lining reaches the normal service limit state，and the pressure difference between the inside and outside of the lining should not exceed 0.2 MPa.The weak position of the joint between the segment rings under the smaller construction stress release rate is easy to crack，and the joint opening and bolt stress under the excessive construction stress release rate are easy to reach the normal service limit state.

Key words：

single-layer segment lining； stress release； internal water pressure； stress and deformation