肖明清， 陳立保， 徐 晨， 王少峰， 王克金

(中鐵第四勘察設計院集團有限公司， 湖北 武漢 430063)

0 引言

鐵路、公路等交通隧道常采用復合式襯砌。在復合式襯砌設計理念方面，目前國內外學者對初期支護和二次襯砌的功能有3種不同的設計理念[1]： 第1種是將初期支護作為臨時結構，二次襯砌作為承載主體； 第2種是將初期支護作為承載主體，二次襯砌僅作為安全儲備或僅承受不大的荷載；第3種是將二者均作為承載主體看待。在復合式襯砌的初期支護計算方法方面，國內外眾多學者進行了深入研究[2-5]，提出工程類比法、特征曲線法、地層-結構法、基于極限分析的地層-結構法等方法，文獻[6]對錨桿的計算方法進行了介紹，但缺少明確的荷載值與安全系數(shù)計算； 在二次襯砌計算方法方面，一般采用荷載-結構法。由于初期支護和二次襯砌采用不同的計算方法，難以統(tǒng)一評價復合式襯砌這一整體結構的安全性。此外，不管采用何種設計理念與計算方法，由于初期支護缺少明確的安全系數(shù)值，實際設計中選取支護參數(shù)的隨意性大。

在深埋隧道圍巖壓力方面，不同的設計規(guī)范有不同的要求，《鐵路隧道設計規(guī)范》[7]推薦采用松散荷載作為圍巖壓力并提出了相應的計算公式； 《公路隧道設計規(guī)范》[8]推薦采用釋放荷載法計算的形變壓力作為圍巖壓力，同時也提出了與《鐵路隧道設計規(guī)范》相同的松散荷載計算公式； 《公路隧道設計細則》[9]推薦埋深較淺的隧道采用松散荷載作為圍巖壓力，圍巖強度比達到一定值時還應考慮形變壓力，但沒有具體的取值； 文獻[6]提出“對于較穩(wěn)定的圍巖采用松散荷載(按普氏理論計算)、不穩(wěn)定圍巖采用形變壓力作為圍巖壓力”的觀點。由于圍巖壓力取值方法不同，對支護參數(shù)的設計也會產(chǎn)生很大影響。當采用基于荷載-結構模型的安全系數(shù)法進行設計時，要求以“最不利荷載”作為圍巖壓力，而《鐵路隧道設計規(guī)范》中的圍巖壓力是以“算術平均值”作為數(shù)學期望值的回歸分析值，并非“最不利荷載”，客觀上與安全系數(shù)法的設計原理不符。此外，仇文革等[10]的實測表明，初期支護受力狀態(tài)不符合塌落拱式松散荷載下的受力模式，而是符合圍巖變形且與支護相互作用而產(chǎn)生的形變壓力特征。

目前高速鐵路隧道復合式襯砌支護參數(shù)主要采用工程類比法進行設計，其設計理念是： Ⅱ、Ⅲ級圍巖初期支護作為承載主體，二次襯砌作為安全儲備； Ⅳ、Ⅴ級圍巖初期支護和二次襯砌都作為承載主體，二次襯砌分擔50%～70%的圍巖壓力，圍巖壓力按《鐵路隧道設計規(guī)范》公式計算[11]。隨著我國隧道施工機械化的全面推廣以及施工管理的逐步完善[12]，初期支護的施工質量已得到極大提高，為支護參數(shù)的優(yōu)化提供了有利條件。本文在前人對隧道圍巖壓力研究得出的解析解[2-5]的基礎上，通過所建立的初期支護荷載結構模型和安全系數(shù)計算方法，對埋深分別為400 m和800 m情況下的Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級圍巖高速鐵路雙線隧道的合理支護方案與支護參數(shù)進行計算研究，并與現(xiàn)行時速350 km高速鐵路雙線隧道支護參數(shù)進行對比分析，以期為支護參數(shù)的量化設計與優(yōu)化提供幫助。

1 初期支護的結構方案與計算方法研究

1.1 圍巖壓力代表值的取值

當圍巖側壓力系數(shù)λ=1時，圓形隧道塑性區(qū)半徑(RP)和支護力(Pi)的關系見式(1)，即著名的卡斯特納方程，相應的隧道周邊位移見式(2)。

(1)

(2)

式中：R0為隧道開挖半徑；P0為圍巖初始應力；c為圍巖黏聚力；φ為圍巖內摩擦角；u0為隧道周邊位移；G為圍巖剪切模量。

當λ為任意正數(shù)時，對于符合摩爾-庫侖強度準則的圍巖，塑性區(qū)半徑和支護力的關系見式(3)，即魯賓涅特方程。

(3)

式中：θ為與隧道中心軸的夾角； 當λ≠1時，P0應采用水平應力與豎直應力的平均值。

由式(3)可知，塑性區(qū)沿圓周接近橢圓分布，當θ為45°的奇數(shù)倍時，塑性區(qū)半徑與λ=1時按式(1)計算的結果相同。此外，采用上述公式計算時，對于非圓形隧道，應采用其外接圓進行當量化處理。

對于隧道工程，圍巖壓力(或所需支護力)的大小與變形有關，支護力與變形值的關系(即圍巖特征曲線)一般采用式(1)和式(2)進行計算。顯然，支護力并非定值，與支護剛度、支護時機等因素有關。盡管隧道圍巖壓力在某一個具體位置為定值，并作為恒載處理，但由于地質條件的千變萬化以及不同地段施工方面的差異，即使圍巖級別相同，圍巖壓力在空間上也具有變異性，對于較長區(qū)段采用相同支護結構時，應考慮各種不利狀態(tài)下的荷載問題。為便于分析，本文引用“圍巖壓力代表值”作為支護力，來解決實際荷載難以確定的問題。需說明的是，圍巖壓力代表值不是作用于支護上的實際值，只是一個用于結構計算的荷載表征值。推薦頂部平均圍巖壓力代表值取式(3)中45°位置處的最大塑性區(qū)邊界(即Pi=0)與隧道開挖輪廓線之間的圍巖自重，隧道側壓力代表值取頂部平均圍巖壓力與側壓力系數(shù)的乘積?？紤]到圍巖壓力在橫斷面上分布的差異性大，按式(3)得到的圍巖壓力代表值需再乘以1.2的安全系數(shù)。

式(1)和式(3)能夠合理體現(xiàn)圍巖物理力學指標、埋深和結構斷面大小等因素的綜合影響，與圍巖特征曲線計算方法一致，比不考慮埋深影響的《鐵路隧道設計規(guī)范》中的公式更為合理。

圍巖壓力代表值應具備安全性和經(jīng)濟性2個特征，即圍巖壓力代表值既要能夠盡可能包絡可能的最大圍巖壓力，又不能過于保守而影響經(jīng)濟性。在安全性方面，頂部圍巖壓力代表值采用支護力為0時的最大塑性區(qū)自重，即隧道接近垮塌時的最大荷載，因此具有足夠的安全性。在經(jīng)濟性方面，即使施工時的實際支護力大于設定的圍巖壓力代表值，但由于隧道接近破壞時會產(chǎn)生較大變形，圍巖壓力將隨變形逐漸下降，只要隧道結構具有較大的變形能力，實際圍巖壓力最終會接近所設定的代表值。根據(jù)大量計算總結，采用所提出的圍巖壓力代表值作為支護力時，可以將實際塑性區(qū)范圍控制在最大塑性區(qū)的70%～90%(根據(jù)圍巖等級不同而變化)，因而具有較好的經(jīng)濟性。

計算發(fā)現(xiàn)，對于V級圍巖，埋深超過100 m時圍巖壓力即大于規(guī)范取值。根據(jù)經(jīng)驗，深埋Ⅴ級圍巖大部分情況下為斷層破碎帶，受斷層寬度與產(chǎn)狀的影響，實際圍巖壓力會小于按式(3)得出的荷載。此外，設計中往往會采取超前注漿加固圍巖，也會大幅度減小荷載?？紤]上述因素，在對注漿加固圈承載能力計算[13]的基礎上，取初期支護的圍巖壓力代表值為同埋深下Ⅳ級圍巖的180%。采用《鐵路隧道設計規(guī)范》中圍巖物理力學參數(shù)表中的偏低值得出的不同埋深隧道圍巖壓力見表1。

表1 350 km/h高速鐵路雙線隧道頂部圍巖壓力

Table 1 Top surrounding rock pressure of high-speed double-track railway tunnel with speed of 350 km/h

埋深/mⅤ級圍巖(λ=0．7)Ⅳ級圍巖(λ=0．5)Ⅲ級圍巖(λ=0．4)Ⅱ級圍巖(λ=0．3)400410kPa(22．7m)228kPa(10．8m)47kPa(2．0m)6．1kPa(0．2m)800676kPa(37．5m)376kPa(17．9m)88kPa(3．7m)24kPa(0．9m)

注： 1)λ為側壓力系數(shù)； 2)括號內數(shù)值為折算的土柱高度。

1.2 初期支護結構方案

初期支護結構方案可以有以下3種(為便于表述，不管噴射混凝土內是否含有鋼筋網(wǎng)或鋼架，均簡稱為噴層)。

支護方案1： 無系統(tǒng)錨桿支護結構，即初期支護主要由噴層組成，不設置系統(tǒng)錨桿，僅設置局部錨桿防止掉塊。

支護方案2： 噴錨結合支護結構，即初期支護由噴層和系統(tǒng)錨桿共同組成。

支護方案3： 以錨為主支護結構，即圍巖壓力全部由系統(tǒng)錨桿承擔，錨桿之間的局部松散荷載由網(wǎng)噴混凝土承擔，噴層最小結構厚度為8 cm。

對于采取圍巖注漿的隧道，注漿層一方面可以減少地層變形與支護荷載，另一方面可以提高錨桿的支護效果，但為簡化分析，暫不考慮注漿層的作用。

1.3 初期支護計算的荷載結構模型

1.3.1 模型1(噴層的荷載結構模型)

模型1中(見圖1)，噴層采用梁單元模擬，結構與地層的相互作用采用無拉徑向彈簧和切向彈簧模擬，錨桿采用桿單元模擬。求得噴層的內力后，結構安全系數(shù)按《鐵路隧道設計規(guī)范》采用破損階段法進行截面強度校核。

q為豎向荷載；e為水平荷載。

圖1模型1(噴層的荷載結構模型)

Fig. 1 Model 1 (load-structure model of shotcrete layer)

1.3.2 模型2(錨桿的荷載結構模型)

模型2中(見圖2)，由錨桿承擔全部圍巖壓力，每根錨桿的內力等于其所承擔范圍內的圍巖壓力。噴層僅承擔相鄰2根錨桿內端頭(即噴射混凝土壁面的墊板)按45°角往圍巖擴散后交點以下的三角形區(qū)域的圍巖自重，噴層內力按多點支撐雙向板計算。該模型要求錨桿的最小長度應大于模型3計算所得的錨桿長度。錨桿分別按屈服強度和抗拔極限強度采用不同的安全系數(shù)進行校核，為充分發(fā)揮錨桿的材料強度，要求抗拔強度不低于錨桿的屈服強度。

圖2 模型2(錨桿的荷載結構模型)

1.3.3 模型3(組合拱模型)

模型3中(見圖3)，錨桿的外端頭按一定角度(Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級圍巖分別對應45°、40°、35°、30°)往隧道內側進行壓力擴散，相鄰錨桿壓力擴散后的交點所形成的連線即為組合拱的外邊線，組合拱內邊線為噴層內表面，這樣由錨桿群在空間上就形成了厚度為h的均勻壓縮帶，與噴層共同組成了承載組合拱。采用徑向彈簧模擬圍巖與組合拱的相互作用，組合拱內的圍巖以及噴層內所設置的鋼架均按等高度、等剛度的原則等效為噴射混凝土，該模型中要求錨桿的長度大于其間距的2倍。

結構內力求取后，組合拱構件可按材料力學的平截面假設求得截面的應力分布，為內側噴射混凝土控制時，采用混凝土的極限強度校核； 為外側圍巖控制時，可采用有側限力作用下圍巖的抗壓極限強度校核，側限力為有支護力時拱圈外側處徑向力的彈塑性解。

h為組合拱高度。

圖3模型3(組合拱模型)

Fig. 3 Model 3 (load-structure model of combined arch)

1.3.4 計算模型的選擇

上述3個計算模型互有關聯(lián)，互為補充。對于支護方案1，噴層的結構組成(噴射混凝土、鋼架、鋼筋網(wǎng)等)、材料選擇與尺寸參數(shù)等可僅采用模型1計算； 對于支護方案2，噴層的計算采用模型1，錨桿的最小長度計算采用模型3，錨桿材質、直徑、抗拔所需長度的計算采用模型2； 對于支護方案3，錨桿的最小長度計算采用模型3，錨桿材質、直徑、抗拔所需長度的計算采用模型2。

1.4 安全系數(shù)取值

結合隧道工程的特點、目前隧道設計規(guī)范及安全系數(shù)設計法的原理，經(jīng)綜合分析研究，對初期支護安全系數(shù)取值的建議見表2。

2 初期支護參數(shù)優(yōu)化分析

按初期支護的不同設計作用(為承載主體或臨時承載結構)，對不同支護方案的合理參數(shù)進行計算分析，其中噴射混凝土的強度等級采用C30，錨桿材質采用HRB400。由于Ⅱ級圍巖支護參數(shù)僅為最低構造要求(噴層厚度5 cm，拱部局部錨桿)，因此不再分析。下面對埋深400 m和800 m 2種情況進行分析。

表2 初期支護安全系數(shù)建議值

注： 1)施工質量好時取小值，否則取大值； 2)支護方案3中模型2的安全系數(shù)為錨桿安全系數(shù)，括號內數(shù)值是錨桿屈服時的抗拔安全系數(shù)，防止抗拔強度低于錨桿強度； 3)“初期支護為臨時承載結構”的含義是“初期支護僅需滿足施工期間的安全要求，但可以根據(jù)其耐久性的可靠程度來確定是否與二次襯砌共同作為承載主體”。

2.1 支護方案1(無系統(tǒng)錨桿支護)的適用性

采用支護方案1時，按模型1計算的結果見表3。

表3支護方案1不同圍巖計算結果

Table 3 Calculation results of support scheme 1 with different grades of surrounding rock

結構類型圍巖級別400m埋深噴層厚度/cm安全系數(shù)800m埋深噴層厚度/cm安全系數(shù) 主要承載結構Ⅲ84．61103．16Ⅳ223．02373．01Ⅴ423．06643．06 臨時承載結構Ⅲ84．6182．54Ⅳ131．92221．86Ⅴ251．89401．80

注： Ⅳ、Ⅴ級圍巖考慮鋼架作用。

由表3可知： 1)支護方案1作為承載主體用于Ⅲ級圍巖以及400 m埋深以內的Ⅳ級圍巖是可行的； 2)800 m埋深的Ⅳ級圍巖以及400 m和800 m埋深的Ⅴ級圍巖因噴層厚度過大，經(jīng)濟性差，不宜采用支護方案1。

2.2 支護方案3(以錨為主支護)的適用性

采用支護方案3時，在噴層厚度取8 cm，錨桿間距為1 m×1 m的條件下，按模型2和模型3計算的結果見表4。

由表4可知： 1)Ⅲ級圍巖采用支護方案3作為承載主體的方案是可行的，錨桿長度和直徑在可接受范圍內； 2)Ⅳ、Ⅴ級圍巖因錨桿直徑或長度過大，實施難度大，不宜采用支護方案3。

2.3 支護方案2(噴錨組合支護)的適用性

支護方案2既有噴層也有系統(tǒng)錨桿，應分別計算其參數(shù)與安全系數(shù)，噴錨支護的綜合安全系數(shù)由噴層(模型1)和錨桿(模型2)的安全系數(shù)相加得出。理論上，采用噴錨組合支護時，噴層和錨桿的參數(shù)可以有多種組合。為減少計算工作量并便于對比，根據(jù)2.1節(jié)和2.2節(jié)的計算結果，擬定支護參數(shù)時，取錨桿安全系數(shù)約為1.0(初期支護為承載主體)或0.5(初期支護為臨時承載結構)，其余所需安全系數(shù)由噴層提供，同時錨桿環(huán)縱向間距統(tǒng)一采用1.0 m×1.0 m。根據(jù)大量計算整理出的結果見表5，時速350 km高速鐵路雙線隧道支護參數(shù)見表6。

由表5和表6可知： 1)Ⅲ級圍巖在噴層厚度僅8 cm、錨桿長度僅2 m時即可采用支護方案2作為承載主體，且有較高的安全冗余度； 2)Ⅳ級圍巖可采用支護方案2作為承載主體，400 m埋深時噴層可弱于時速350 km高速鐵路雙線隧道支護參數(shù)，而錨桿直徑需要加大，800 m埋深時錨桿用量略高于高速鐵路雙線隧道支護參數(shù)，因此可以通過區(qū)分埋深來提高支護的經(jīng)濟性； 3)Ⅴ級圍巖在400 m埋深時可采用支護方案2作為承載主體，但錨桿用量與高速鐵路雙線隧道支護參數(shù)相比有所增加，而僅作為臨時支護則可大幅減弱支護參數(shù)； 在800 m埋深時，即使僅作為臨時支護，所需錨桿長度與直徑均超出了高速鐵路雙線隧道支護參數(shù)，因此二次襯砌應承擔部分荷載。

3 二次襯砌承載能力分析

二次襯砌結構計算模型與圖1相同，但由于初期支護與二次襯砌之間設有防水層，因而取消拱墻部位的切向彈簧。

如采用“初期支護為承載主體、二次襯砌按構造要求或僅承擔少量荷載”的設計理念，Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級圍巖二次襯砌厚度分別由現(xiàn)行時速350 km高速鐵路雙線隧道的35、40、45、50 cm調整至35、35、40、40 cm，且Ⅳ級圍巖由鋼筋混凝土調整為素混凝土，Ⅴ級圍巖仍采用鋼筋混凝土，但適當加大配筋率(在現(xiàn)行高速鐵路雙線隧道基礎上將鋼筋型號加大一級)。

根據(jù)計算，在二次襯砌僅承受圍巖壓力的情況下，滿足規(guī)范要求的安全系數(shù)時，Ⅱ～Ⅴ級圍巖二次襯砌能單獨承受的圍巖壓力所對應的埋深分別約為>1 000、825、125(為800 m埋深圍巖壓力的20%)、600 m(為800 m埋深圍巖壓力的82%)。說明Ⅱ級圍巖二次襯砌基本可以承受全部荷載，初期支護只需要保證施工安全； Ⅲ級圍巖二次襯砌獨立承受荷載可適應的埋深約800 m，埋深更大時，需要初期支護分擔部分荷載； Ⅳ級圍巖二次襯砌只能承擔少量荷載，初期支護必須作為承載主體； Ⅴ級圍巖二次襯砌具有較強的承載能力，但埋深較大時不足以承擔全部荷載，應與初期支護共同作為承載主體。

4 支護參數(shù)優(yōu)化建議

4.1 對支護方案及支護參數(shù)的優(yōu)化建議

對比分析3種支護方案的計算結果以及二次襯砌可分擔圍巖壓力的計算結果，可以得出以下結論。

1)Ⅲ級圍巖初期支護采用3種支護方案都是可行的，從工程經(jīng)驗來看，為松動巖塊提供錨固力，以錨為主的支護體系更為合理。

2)Ⅳ級圍巖二次襯砌只能承擔少量荷載，初期支護必須作為承載主體，以錨為主的支護方案不適用，以噴層為主的支護方案經(jīng)濟性差，應采用噴錨組合支護方案，且應考慮埋深的影響。

3)Ⅴ級圍巖噴錨組合支護方案在400 m埋深以內的情況下可以作為承載主體，但考慮到經(jīng)濟性，二次襯砌應發(fā)揮部分承載作用。當埋深大于400 m時，采用初期支護作為承載主體經(jīng)濟性差，而由于二次襯砌具有較強的承載能力，因此可適當降低初期支護的安全系數(shù)要求，初期支護和二次襯砌均作為承載主體。

綜合上述研究結論，結合工程經(jīng)驗及工程耐久性要求，并考慮到此理論計算尚缺少現(xiàn)場驗證的實際情況，在初期支護安全性不低于現(xiàn)行高速鐵路雙線隧道的前提下，對支護參數(shù)的優(yōu)化建議見表7。與現(xiàn)行高速鐵路雙線隧道支護參數(shù)對比，主要不同點如下。

初期支護： 1)噴射混凝土強度等級由C25提高至C30； 2)減小了部分情況下噴射混凝土的厚度，Ⅱ級圍巖與現(xiàn)行參數(shù)相同，厚度為5 cm； Ⅲ級圍巖由12 cm減小至10 cm； Ⅳ級圍巖深埋由25 cm減小至20 cm，Ⅴ級圍巖深埋由28 cm減小至25 cm，Ⅳ、Ⅴ級圍巖深埋加強維持不變； 3)Ⅳ、Ⅴ級圍巖根據(jù)埋深的不同采用不同的支護參數(shù)。

二次襯砌： Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級圍巖二次襯砌厚度分別由35、40、45、50 cm調整至35、35、40、40 cm，且Ⅳ級圍巖由鋼筋混凝土調整為素混凝土，Ⅴ級仍采用鋼筋混凝土，但適當加大配筋率。

4.2 優(yōu)化前后的安全系數(shù)對比

僅考慮圍巖壓力時，優(yōu)化前后的結構安全系數(shù)分別見表8和表9。其中二次襯砌安全系數(shù)按承受全部圍巖壓力計算得出，結構總安全系數(shù)由初期支護與二次襯砌各自的安全系數(shù)相加而成[14]。由表8和表9可知，優(yōu)化前后的初期支護安全系數(shù)差別不大，但優(yōu)化后的二次襯砌安全系數(shù)有所降低，特別是Ⅳ級圍巖降低幅度較大，但各級圍巖復合式襯砌的總安全系數(shù)均大于3.0。由表8也可以看出，對于實際施工中部分工點省略系統(tǒng)錨桿的情況，僅依靠噴層也可以提供一定的安全系數(shù)來保證圍巖穩(wěn)定，但會降低總安全系數(shù)，這也間接說明了本計算與實際情況基本符合。

表8 現(xiàn)行時速350 km高速鐵路雙線隧道支護參數(shù)的安全系數(shù)計算值

表9 優(yōu)化后時速350 km高速鐵路雙線隧道支護參數(shù)的安全系數(shù)計算值

5 結論與建議

通過建立初期支護荷載結構模型和安全系數(shù)計算方法，針對時速350 km高速鐵路雙線隧道，提出了3種不同的初期支護方案，對其適應性進行了分析，對不同埋深(400 m和800 m)條件下初期支護的優(yōu)化參數(shù)進行了研究，同時對優(yōu)化后的二次襯砌承載能力進行了計算分析，在此基礎上提出了高鐵隧道優(yōu)化后的支護參數(shù)建議值，并對優(yōu)化前后的安全系數(shù)進行了計算與對比，得到以下結論。

1)提出了采用圍巖壓力代表值作為設計荷載的思路，可以解決設計中圍巖壓力不確定的問題，所推薦的計算公式與方法能夠合理體現(xiàn)圍巖物理力學指標、埋深、結構斷面大小等因素的綜合影響，與圍巖特征曲線計算方法一致，比現(xiàn)有規(guī)范公式更為合理，且具有安全性與經(jīng)濟性。

2)建立了初期支護荷載結構模型與安全系數(shù)計算方法，為初期支護構件的選擇與量化設計提供了一定的理論基礎。

3)對無系統(tǒng)錨桿支護、噴錨結合支護、以錨為主的3種支護結構方案的適應性研究表明，Ⅲ級圍巖可以采用以錨為主的支護方案； Ⅳ、Ⅴ級圍巖應采用噴錨組合支護方案，且Ⅳ級圍巖初期支護應作為承載主體； Ⅴ級圍巖在埋深小于400 m時可作為承載主體，但考慮經(jīng)濟性的影響，二次襯砌應承擔部分荷載。

4)綜合3種支護方案的計算結果以及二次襯砌可分擔圍巖壓力的研究成果，當Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ級圍巖二次襯砌分別采用35、35、40 cm的素混凝土、Ⅴ級圍巖二次襯砌采用40 cm鋼筋混凝土時，Ⅱ級圍巖二次襯砌基本可以承受全部圍巖壓力，初期支護只需要保證施工安全即可； Ⅲ級圍巖二次襯砌獨立承載可適應的埋深接近800 m，埋深更大時，需要初期支護分擔部分荷載； Ⅳ級圍巖二次襯砌只能承擔少量荷載，初期支護必須作為承載主體； Ⅴ級圍巖二次襯砌具有較強的承載能力，但埋深較大時不足以承擔全部荷載，應與初期支護共同作為承載主體。

5)隧道埋深對圍巖壓力影響較大，建議按照不同埋深采用相應支護參數(shù)。

本文僅從理論計算角度對高速鐵路隧道支護參數(shù)進行了研究，尚缺少室內試驗和現(xiàn)場驗證的支撐，有待進一步完善。此外，結合隧道結構工作環(huán)境(初期支護與水土直接接觸)且運營難以維護的特點，今后需要在地下水對圍巖壓力和結構耐久性的影響、初期支護最小安全系數(shù)、復合式襯砌總安全系數(shù)、初期支護劣化對整個結構的影響等方面進一步研究。

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[1] 肖明清, 孫文昊. 考慮環(huán)境作用的復合式襯砌結構設計方法探討[J]. 鐵道工程學報, 2009, 26(12): 55.

XIAO Mingqing，SUN Wenhao. Research on the design methods of composite tunnel lining on consideration of environmental effect[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2009, 26(12): 55.

[2] 鄭穎人, 朱合華, 方正昌, 等. 地下工程圍巖穩(wěn)定分析與設計理論[M]. 北京: 人民交通出版社, 2012.

ZHENG Yingren, ZHU Hehua, FANG Zhengchang, et al. Stability analysis and design theory of surrounding rock of underground engineering[M]. Beijing: China Communications Press, 2012.

[3] 蔡美峰, 何滿朝, 劉東燕. 巖石力學與工程[M]. 北京: 科學出版社, 2002.

CAI Meifeng, HE Manzhao, LIU Dongyan. Rock mechanics and engineering[M]. Beijing: Science Press, 2002.

[4] 關寶樹. 隧道工程設計要點集[M]. 北京: 人民交通出版社, 2003.

GUAN Baoshu. Key points of tunnel design[M]. Beijing: China Communications Press, 2003.

[5] 關寶樹. 隧道及地下工程噴混凝土支護技術[M]. 北京：人民交通出版社, 2009.

GUAN Baoshu. Shotcrete support technology in tunnel and underground engineering[M]. Beijing: China Communications Press, 2009.

[6] 閆莫明, 徐禎祥, 蘇自約. 巖土錨固技術手冊[M]. 北京: 人民交通出版社, 2004.

YAN Moming, XU Zhenxiang, SU Ziyue. Technical manual for geotechnical anchorage [M]. Beijing: China Communications Press, 2004.

[7] 鐵路隧道設計規(guī)范: TB 10003—2016[S]. 北京： 中國鐵道出版社, 2016.

Code for design of railway tunnel: TB 10003-2016[S]. Beijing: China Railway Publishing House, 2016.

[8] 公路隧道設計規(guī)范: JTG D70/2—2014[S]. 北京： 人民交通出版社, 2014.

Code for design of road tunnel: JTG D70/2-2014[S]. Beijing: China Communications Press, 2014.

[9] 公路隧道設計細則： JTG/T D70—2010[S]. 北京： 人民交通出版社, 2010.

Guidelines for design of highway tunnel: JTG/T D70-2010[S]. Beijing: China Communications Press, 2010.

[10] 仇文革, 李冰天, 田明杰, 等. 基于現(xiàn)場實測的隧道初期支護受力模式分析[J]. 隧道建設, 2017, 37(12): 1508.

QIU Wenge, LI Bingtian, TIAN Mingjie, et al. Analysis of focer mode of tunnel primary support based on field measurement[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(12): 1508.

[11] 趙勇, 肖明清, 肖廣智. 中國高速鐵路隧道[M]. 北京： 中國鐵道出版社, 2016.

ZHAO Yong, XIAO Mingqing, XIAO Guangzhi. High-peed railway tunnel in China [M]. Beijing: China Railway Publishing House, 2016.

[12] 洪開榮. 我國隧道及地下工程發(fā)展現(xiàn)狀與展望[J]. 隧道建設, 2015, 35(2): 95.

HONG Kairong. State-of-art and prospect of tunnels and underground works in China [J]. Tunnel Construction, 2015, 35(2): 95.

[13] 徐秉業(yè), 劉信聲. 應用彈塑性力學[M]. 北京： 清華大學出版社, 1995.

XU Bingye, LIU Xinsheng. Applied elasticity and plasticity[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 1995.

[14] 肖明清. 復合式襯砌隧道的總安全系數(shù)設計方法探討[J]. 鐵道工程學報, 2018(1): 84.

XIAO Mingqing. Discussion on design method of general safety factor of composite lining tunnel[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2018(1): 84.