歐希野，周世戰(zhàn)，劉福海

(1. 國網(wǎng)黑龍江電力有限公司檢修公司，哈爾濱 150030； 2.國網(wǎng)遼寧省電力有限公司 建設管理中心，沈陽 110000；3. 東北電力設計院，長春 130000)

電力電纜隧道穩(wěn)定性分析

歐希野1，周世戰(zhàn)2，劉福海3

(1. 國網(wǎng)黑龍江電力有限公司檢修公司，哈爾濱 150030； 2.國網(wǎng)遼寧省電力有限公司 建設管理中心，沈陽 110000；3. 東北電力設計院，長春 130000)

電力隧道中隧道底板和襯砌穩(wěn)定是影響隧道安全的關鍵性問題，利用SAP84結構分析軟件，對隧道在水壓力作用下的穩(wěn)定性進行分析。研究結果表明在水壓力作用下遂道變形規(guī)律為：邊墻中部向隧道內(nèi)部凸出，使邊墻呈現(xiàn)拱形型式，底板中部向隧道內(nèi)部凸出；水壓力作用下，拱頂處內(nèi)側(cè)受拉，拱頂兩端外側(cè)受拉，邊墻腳外側(cè)受拉，仰拱兩端內(nèi)側(cè)受拉；剪力在底板兩端最大；隨著水壓力的增大，隧道各截面承受的軸力也逐漸增大，軸力在邊墻與仰拱交界處最大，由仰拱底部到拱頂，軸力逐漸減小。研究結論與實際工程中隧道的變形規(guī)律一致，可以為隧道加固設計提供一定參考。

電纜隧道；水壓力；穩(wěn)定性

根據(jù)城市整體規(guī)劃需求和“環(huán)境友好型”輸電線路建設理念的深入，城市區(qū)域架設的輸電線路逐漸傾向于采用地下電纜隧道敷設。電力隧道實施輸電和配電線路的地下化，可以改善城市的市容環(huán)境，強化城市的防災和減災功能，達到穩(wěn)定、安全輸電的目的[1,2]。

對于山地地形較為突出的城市，存在隧道需沿山體建造的情況。由于兩側(cè)山體中存在大量節(jié)理、裂隙水，兩側(cè)山體的高度決定了隧道所受靜水壓力的大小。水壓力作用下隧道底板和襯砌穩(wěn)定是影響隧道安全的關鍵性問題[3,4]。

本文利用SAP84結構分析軟件，對隧道在水壓力作用下的穩(wěn)定性進行分析，研究隧道在水壓力作用下的變形規(guī)律及應力分布，為隧道加固設計提供依據(jù)。

2 計算條件

2.1 計算模型

計算模型是對實際結構的抽象和簡化，計算模型應能夠正確、準確地反映主要構件的主要特征。SAP84提供了很多單元類型用于模擬不同的構件，單元類型的選擇主要取決于構件的受力特點。一般說來，承受軸力和彎矩并且一個方向的尺度比另外兩個方向要大得多的構件可以用梁柱單元來模擬。本算例中襯砌單元可以采用軟件自帶的梁柱單元進行模擬。圍巖對隧道襯砌的作用可以通過在邊界上布設接地受壓彈簧來實現(xiàn)。計算模型及節(jié)點分布如圖 1所示。

圖1 計算模型及節(jié)點分布圖Fig.1 Calculation model and node distribution diagram

2.2 荷載組合及參數(shù)選取

由于目前還沒有電力電纜隧道的專用設計規(guī)程規(guī)范，而且城市電纜隧道頂部地面多為交通繁忙的城市道路，因此本算例按照公路隧道設計規(guī)范的相關規(guī)定來確定各項荷載組合及荷載參數(shù)。

2.2.1 圍巖及襯砌材料參數(shù)

根據(jù)本項目工程地質(zhì)條件和工程設計方案，計算中圍巖及襯砌材料(噴射混凝土)的物理力學指標參考《公路隧道設計規(guī)范》[5]表5.2.1、表5.2.4、表5.2.9及附錄A.0.4-1選取，其具體數(shù)值如表 1及表 2所示。

表1 圍巖參數(shù)表Table 1 Wall rock parameters

表2 襯砌材料參數(shù)表(C20鋼筋混凝土)Table 2 Lining material parameter table (C20 reinforced concrete)

2.2.2 接地彈簧剛度

圍巖壓力按松散壓力考慮，計算中考慮襯砌背后完全回填密實，背后圍巖能提供彈性反力。圍巖對襯砌的作用通過作用在梁柱節(jié)點上的接地受壓彈簧實現(xiàn)，接地受壓彈簧的剛度與圍巖的彈性抗力系數(shù)k以及彈簧所覆單元面積有關，其計算式為

K=kA=k(A1/2+A2/2)

=k(1×l1/2+1×l2/2)

=k(l1+l2)/2

對于均分的單元，則有

K=kl

式中：K為接地彈簧剛度；A為彈簧所覆單元面積；A1、A2為與彈簧相連兩單元的面積；l1、l2為與彈簧相連兩單元的長度；l為 均分單元的長度。

根據(jù)上述接地彈簧計算原則，本算例網(wǎng)格劃分(如圖 1)中各個節(jié)點應施加的彈簧剛度可以分別計算得到。

2.2.3 荷載及荷載組合

根據(jù)常見電纜隧道所處的地理位置以及實際的工程地質(zhì)條件，本算例所采用的荷載考慮包括永久荷載和可變荷載的荷載組合。其中永久荷載包括結構自重、圍巖壓力和水壓力，可變荷載主要指公路車輛荷載和人群荷載。

2.2.3.1 圍巖壓力

對于地面基本水平的淺埋隧道，所受的荷載具有對稱性，如圖2所示。

圖2 淺埋隧道永久荷載示意圖Fig.2 Schematic diagram of shadow burriedtunnel permanent load

圍巖均布垂直壓力為

式中，B為洞室的開挖跨度,m；γ為圍巖重度,kN/m3；h為洞頂?shù)孛娓叨?m；θ為頂板土柱兩側(cè)摩擦角,(°)，對于本算例可取0.8φc；λ為側(cè)壓力系數(shù)；φc為圍巖計算摩擦角,(°)；β為產(chǎn)生最大推力時的破裂角；q為圍巖均布垂直壓力,kW/m2。

水平壓力為

ei=γhiλ

式中：hi為內(nèi)外側(cè)任意點至地面的距離，m。

根據(jù)上式計算可得，破裂角β=76 °，側(cè)壓力系數(shù)λ=0.21，則有

=60.1 kN/m2

e1=γh1λ=21.5×5×0.21=22.6 kN/m2

e2=γh2λ=21.5×8×0.21=36.1 kN/m2

2.2.3.2 水壓力

作用在結構上的水壓力按照作用水頭進行計算。若隧道穿越部分兩側(cè)山體較高，山體中的裂隙水可能會對隧道產(chǎn)生不利影響。由于水位會出現(xiàn)季節(jié)性變化，因此，本算例分別按照隧道頂部作用水頭0 m、5 m(一般埋置深度)和20 m(考慮兩側(cè)山體中裂隙水的作用)進行計算。

2.2.3.3 可變荷載

可變荷載主要指公路車輛荷載和人群荷載，應按《公路工程技術標準》[6]相關規(guī)定執(zhí)行。根據(jù)《公路工程技術標準》的要求，I級車道荷載的均布荷載標準值qk=10.5 kN/m2，人群荷載的標準值qR=3.45 kN/m2。豎向可變荷載產(chǎn)生的水平壓力按照垂直荷載乘以側(cè)壓力系數(shù)λ計算。

綜上，隧道主斷面所承受的永久荷載和可變荷載如圖 3所示。

2.3 計算工況設置

本項目分別按照無水、拱頂作用水頭5 m和20 m分別進行計算，工況設置如表 3所示。

3 計算結果

本算例中主要從隧道斷面的變形、二維單元的彎矩、軸力和剪力四個角度對隧道斷面的受力進行分析研究。

圖3 隧道主斷面承受荷載示意圖Fig.3 Schematic diagram of bearing load in tunnel’smain section表 3 計算工況設置Table 3 Calculating condition settings

工況荷載情況工況一固定荷載可變荷載圍巖壓力無水車道荷載和人群荷載工況二固定荷載可變荷載圍巖壓力水壓力(拱頂作用水頭5m)車道荷載和人群荷載工況三固定荷載可變荷載圍巖壓力水壓力(拱頂作用水頭20m)車道荷載和人群荷載

3.1 不同工況下隧道斷面變形分析

不同工況下隧道斷面的變形型式如圖 4所示，不同工況下的頂拱、底板和邊墻相對于開挖前以及開挖后無水條件下的位移見表 4。

由圖 4和表4可見，無水工況下隧道開挖后，拱頂由于上方圍巖壓力的作用產(chǎn)生1.0 mm的豎向位移。由于拱頂?shù)闹巫饔?，致使邊墻向隧道外?cè)圍巖方向產(chǎn)生0.7 mm的水平位移?；炷恋装宀豢杀苊獾漠a(chǎn)生0.2 mm 的豎向位移，并且由于邊墻豎向擠壓底板的兩端，在圍巖壓力的聯(lián)合作用下致使底板呈現(xiàn)中部向上凸起的拱形型式。

圖4 不同工況斷面變形型式(虛線代表隧道變形前輪廓，變形放大200倍)Fig.4 Deformation types of section under different working conditions (The dotted line represents the outlineof the tunnel before deformation, and the deformation is magnified by 200 times)表4 不同工況下位移統(tǒng)計 (位移前的負號代表位移指向隧道外側(cè))Table 4 Displacement statistics under different workingconditions (The minus before displacement meansthe replacement points to the outer side of tunnels) mm

拱頂作用5 m水頭(底板水頭為8 m)后，水壓力使邊墻中部向隧道內(nèi)部凸出，使邊墻呈現(xiàn)拱形型式。相對于無水工況，邊墻中部向洞內(nèi)最大水平位移為1.4 mm，底板中部在揚壓力的作用下向隧道內(nèi)部凸出0.1 mm，拱頂在邊墻的擠壓作用下處于卸荷的狀態(tài)，向隧道外側(cè)最大豎向位移0.3 mm。

當拱頂作用20 m水頭后，水壓力使邊墻中部進一步向隧道內(nèi)部收縮。相對無水工況最大水平位移達到2.3 mm，在揚壓力作用下，整塊底板向隧道內(nèi)部收縮，底板中部進一步向隧道內(nèi)部凸出，相對無水工況底板中部豎向位移為0.2 mm。拱頂繼續(xù)卸荷，相對于無水工況向隧道外側(cè)最大豎向位移達0.8 mm。

3.2 不同工況下隧道主斷面彎矩分布

圖 5匯總了各工況下隧道主斷面的彎矩分布。由圖中可以看出，無水時拱頂處內(nèi)側(cè)受拉，其最大值為19.72 kN· m，在拱頂兩端外側(cè)受拉，其最大量值為16.62 kN· m；邊墻外側(cè)受拉，邊墻中部最大值為5.64 kN· m；底板中部內(nèi)側(cè)受拉，最大值為31.76 kN· m，兩端外側(cè)受拉，最大值為27.37 kN· m。

圖5 不同工況下斷面彎矩分布(單位：kN· m)Fig.5 Moment distribution of section under different working conditions

施加水壓力后，邊墻中部向隧道內(nèi)部收縮，引起邊墻中部內(nèi)側(cè)受拉，隨著水壓力的增大，受拉彎矩也逐漸增大；當隧道頂部作用20 m水頭時，邊墻中部受拉彎矩增大為70.48 kN· m。

邊墻向隧道內(nèi)部的收縮引起拱頂向隧道外側(cè)擴張，且擴張程度隨水壓力的增大而增大；當隧道頂部作用5m水頭時，拱頂仍然內(nèi)側(cè)受拉，但受拉彎矩由無水時19.72 kN· m減小為1.1 kN· m；頂部作用20 m水頭時，拱頂發(fā)展為外側(cè)受拉，最大彎矩為32 kN· m。.

隧道頂部作用5 m水頭時，雖然水壓力會使底板中部受拉彎矩增大，但是邊墻底部受拉彎矩也隨之增大并使得底板中部彎矩有所減?。浑S著揚壓力的進一步增大，揚壓力對底板中部的變形起控制作用，其受拉彎矩由無水時31.76 kN· m增大為42.85 kN· m。

3.3 不同工況下隧道主斷面剪力分布

各工況下隧道主斷面的剪力分布如圖 6所示。由圖中可以看出，剪力在底板兩端最大，因此底板與邊墻的接頭應特別關注，必要時應采取相應的工程措施。隨著作用水頭由0 m增大為20 m，各斷面的剪力也隨之增大。當隧道頂部作用水頭為20 m時，底板兩端剪力增大為355.4 kN。

圖6 不同工況下斷面剪力分布(單位：kN)Fig.6 Shear distribution od section under different conditions (unit: kN)

3.4 不同工況下隧道主斷面軸力分布

各工況下隧道主斷面的軸力分布如圖 7所示。由圖中可以看出，隨著水壓力的增大，隧道各截面承受的軸力也逐漸增大。當作用水頭為20 m時，邊墻軸力最大值達到363.9 kN。

圖7 不同工況下斷面軸力分布(單位：kN)Fig.7 Axial force distribution under different working conditions (unit: kN)

4 結 論

通過上述計算分析，可以得出以下幾點結論：

(1)在無水工況下隧道開挖后，拱頂由于上方圍巖壓力的作用產(chǎn)生一定的豎向位移；混凝土底板不可避免的產(chǎn)生一定的豎向沉降， 由于邊墻豎向擠壓底板的兩端，在圍巖壓力的聯(lián)合作用下致使底板呈現(xiàn)中部向上凸起的拱形型式。水壓力作用下，邊墻中部向隧道內(nèi)部凸出，使邊墻呈現(xiàn)拱形型式，底板中部向隧道內(nèi)部凸出。

(2)水壓力作用下，拱頂處內(nèi)側(cè)受拉，在拱頂兩端外側(cè)受拉；邊墻腳外側(cè)受拉；仰拱兩端內(nèi)側(cè)受拉。

(3)剪力在底板兩端最大，因此底板與邊墻的接頭應特別關注，必要時應采取相應的工程加固措施。

(4)隨著水壓力的增大，隧道各截面承受的軸力也逐漸增大。軸力在邊墻與仰拱交界處最大，由仰拱底部到拱頂，軸力逐漸減小。

[1] 張 忠. 電力隧道淺埋暗挖技術的應用[J].科技風, 2011(11),120.

ZHANG Zhong. Application of shallow-buried excavation technology in electric power tunnel[J]. Technology Wind, 2011(11), 120.

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[5] JTG D70-2004, 公路隧道設計規(guī)范[S].

[6] JTG B01-2003, 公路工程技術標準[S].

Stability analysis of power cable tunnel

OU Xiye1, ZHOU Shizhan2, LIU Fuhai3

(1. Maintenance Company of State Grid Heilongjiang Electric Power Co., Ltd., Harbin 150030, China; 2. Construction and Management Center of State Grid Liaoning Electric Power Co., Ltd., Shenyang 110000, China;3. Northeast Electric Power Design Institute Co., Ltd., Changchun 130000, China)

Stability of tunnel floor and lining in power tunnel is a key problem affecting tunnel safety. SAP84 structural analysis software is mainly used, to analyze the stability of the tunnel under water pressure. The results show that under the action of water pressure, the deformation shows the following features: the middle part of the side wall protrudes toward the tunnel, so that the side wall shows the arched type and the middle of the floor protrudes toward the tunnel; under the action of water pressure, the inner side of vault, the outer side of the vault at both ends of the pull, the side wall of the foot and the inside of the arch at both ends are pulled; shear force at both ends of the floor is maximum; With the increase of water pressure, the axial force of each section of the tunnel is gradually increased. The axial force is maximum at the boundary between the side wall and the invert, and the axial force decreases gradually from the bottom of the arch. The conclusion of the study is consistent with the deformation law of the tunnel in the actual project, which can provide some references for the tunnel reinforcement design.

cable tunnel; water pressure; stability

2017-07-11；

2017-09-29。

歐希野(1980—)，男，工程師，主要從事輸電線路運維及檢修工作。

TU923

A

2095-6843(2017)06-0506-05

(編輯陳銀娥)