熊文威,汪 波,蒙 伟,何 川,郭德平,寇 昊,吴枋胤,孟海龙

(1.西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都 610031； 2.叙镇铁路有限责任公司,云南昭通 657900；3.四川绵九高速公路有限责任公司,成都 621000)

引言

近年来，随着我国交通线路规划逐渐完善，大型隧道工程也在逐年增加。对于水下隧道，尤其是高水压水下隧道，为更有效地降低其隧道支护结构上的水压力影响，目前设计多采用“堵水限排”的防排水设计理念，即以注浆封堵等方式隔离地下水，允许地下水适量排放。“堵水限排”设计理念的关键在于允许隧道排水量与衬砌水压力的确定，国内外学者对于该问题进行了深入探讨。在隧道排水方面，李杰等[1]提出保角变换的方法推导了任意截面形状的水下隧道在运营阶段的渗流场解析解，并采用FLAC对其有效性进行了验证；王帅、朱成伟等[2-3]探讨了多线平行水下隧道的渗流场分布，认为将多线隧道简化为单线进行考虑时会高估周围水头及其涌水量，且当隧道间距变小时该现象会越发显著；郭鸿雁、王秀英等[4-7]对高水压水下隧道的注浆圈参数进行了研究，认为通过调整注浆圈的渗透系数与厚度能够更经济有效地降低支护结构上的外水压力及隧道涌水量；蔚立元等[8]提出了一种类比于围岩的新型流固耦合相似材料，并运用室内试验与FLAC3D模型对比分析，从衬砌应力、渗透压力、涌水量3个方面验证了相似材料的可靠度；于丽等[9]通过模型试验指出，隧道排水会扰动围岩局部范围的初始渗流场，其中，围岩渗透系数及隧道涌水率与围岩局部渗流场的影响呈正相关关系，且围岩渗透系数对渗流场的扰动范围影响更大；YING等[10]基于保角变换推导出隧道衬砌渗水量的半解析解，得出当衬砌的渗透系数与土体渗透系数接近时，隧道渗水量最小时可作为隧道最佳开挖深度。在支护结构承受水荷载问题的研究中，张雨等[11]对水下隧道开挖面涌水量及前方地层孔隙水压力进行分析，提出了安全合理的超前堵水加固参数，为水下隧道开挖前方渗流场预测提供了一定的理论指导；NAM等[12]提出了相对渗透系数的概念，并用于评估二次衬砌背后水压力的大小，解释了支护结构间的水压传递机制以及排水系统对于支护结构设计年限的影响；刘世伟等[13]基于复变函数理论和保角映射方法将围岩透水边界条件分为4种类型，探讨了不同透水边界条件下隧道渗流场随埋深直径比的变化规律；李鹏飞，SAHOO等[14-15]探讨了支护结构对于水压力的影响，认为支护结构存在适宜的厚度及渗透系数可使得隧道渗水量与水压力具有较优解；刘洋等[16]对水下盾构隧道双层衬砌结构力学特性进行分析，认为二次衬砌的施作时机会受水位以及河床淤积的影响，二次衬砌施作时间越早，其内力越大且分布的不均匀性越显著；应宏伟等[17]将两个无限虚拟渗流场叠加以替代半无限实际渗流场，对水下隧道衬砌外水压力进行理论探究，认为无限含水层竖井理论的水下隧道渗流场理论解高估了衬砌外水压力，且衬砌外水压力与隧道埋深比近似呈线性增加的关系。

对于“堵水限排”防排水设计理念，众多学者开展了理论及实践研究，为水下隧道设计及施工提供了依据。而目前相关于水下隧道的研究文献通常是在传统排水系统的基础上探讨隧道允许排水量与衬砌水压力的关系，本文以汕头湾海底隧道为工程背景，引入泄压阀系统作为“限排”措施，为减小作用在隧道衬砌背后的水压力，基于ABAQUS软件研究了在3种泄压排水设计方案中，盲管在不同泄压值下的隧道涌水量及衬砌结构背后水压力，最后通过最大隧道设计排水量客观地确定了汕头湾海底隧道合理的涌水量“限排”设计方案。

1 工程概况

汕头湾海底隧道是汕汕高速铁路关键控制性隧道工程，主要对其DK160+800～ DK161+851海域段隧道进行研究。图1为汕头湾海底隧道纵断面，海域段隧道下穿汕头湾，隧道线路纵坡呈“V”形分布，其主要所处地层为燕山期第三次侵入花岗岩(γy3)，为弱风化花岗岩。在弱风化花岗岩之上覆盖有淤泥层，由于淤泥层渗透系数小于弱风化花岗岩的渗透系数，为按最不利工况考虑，在数值模拟中淤泥层被等效为弱风化花岗岩。此外，隧道设计在DK158+330～DK160+800陆域段与DK160+800～DK161+851海域段的最低点附近共用一处集水池，该集水池通过水泵能够达到的最大隧道设计排水量为8 450 m3/d。

图1 汕头湾海底隧道纵断面

为使盲管能够达到特定的泄压值，汕头湾海底隧道引入了泄压阀系统作为“限排”措施，泄压阀为可调控排水盲管内部水压的部件，图2为隧道泄压阀系统示意。泄压阀设置于隧道纵向盲管与环向盲管交接处，其具备流体单向控制性能，即当隧道盲管中的水压超过泄压阀的设定值时，可通过泄压阀系统将隧道盲管中的水排入隧道中心水沟中，以降低外水压力对隧道衬砌结构的破坏。

DK160+800～DK161+851海域段大部分位于海平面以下，地下水丰富，但隧道洞身围岩为弱风化花岗岩，且通过泄压阀系统设置了“限排”措施，故地下水流动满足低流速条件，则可采用达西定律对其渗流场进行研究。

图2 隧道泄压阀系统示意

2 数值模拟

海域段隧道主要所处地层为弱风化花岗岩，根据汕头湾隧道工程地质勘察报告可知，弱风化花岗岩的弹性模量为2 GPa，泊松比为0.25，渗透系数为0.05 m/d，其孔隙比经换算得出为0.305。图3为海域段隧道模型，为考虑边界影响，数值模型宽度取为1 950 m，整个海域段模型尺寸为1 020 m(长)×1 950 m(宽)×380 m(高)，其中，隧道长1 051 m(隧道具有一定坡度)。

图3 海域段隧道模型(单位：m)

在海域段隧道防排水设计中，结合现场地质勘测报告并考虑最不利工况，将隧道按照Ⅲ级围岩条件设置了环向排水板及纵向盲管，图4为环向盲管与纵向盲管示意。其中，环向排水板采用0.5 m宽环向凸壳形排水板，由于0.5 m宽环向凸壳形排水板仅有0.25 m的宽度排水，因此，数值模型中，沿隧道纵向每隔6 m设置了宽0.25 m的环向盲管矩形面；对于纵向盲管，在隧道拱底设置了φ107 mm双壁打孔波纹管，由于仅有约一半的面积能接触围岩排水，故在模型中，纵向盲管被设置为宽0.168 m的矩形面。

图4 环向盲管与纵向盲管示意

对盲管设置泄压阀后，根据文献[18]可知，整个盲管中的水压可考虑为与泄压阀的泄压值一致。为分析在3种泄压排水方案下，不同泄压值的隧道涌水量及衬砌背后水压力，泄压阀的泄压值分别设置为0，100，200，300，400，500，600，700 kPa，除模型顶部，其他5个边界均设置为不透水边界(隧道两侧的边界距隧道约950 m，为隧道直径的67倍，即隧道两侧边界距隧道足够远，因此，隧道两侧边界被设置为不透水边界)，在模型顶部的海平面位置，设置了固定孔压为零的边界。

本文研究为DK160+800～DK161+851海域段隧道，其中，DK161+100～DK161+120段、DK161+260～DK161+280段、DK161+440～DK161+450段存在断层破碎带，破碎带内节理发育，岩体较破碎，如图1所示。为探讨断裂带对于隧道涌水量的影响，选取破碎带宽度最大的区域(即DK161+260～DK161+280段，破碎带宽度为20 m)进行分析，分别建立设置断裂带与不设置断裂带的数值模型，如图5所示。模型尺寸均为80 m(长)×1 950 m(宽)×380 m(高)，其中，断裂破碎带处地层渗透系数根据勘察报告选用22.1 m/d，其孔隙比采用强风化花岗岩推荐值0.7。考虑到施工安全，断裂带处沿隧道径向施作厚3 m的注浆圈，且沿隧道纵向向两侧各延伸3 m，如图6所示。其中，注浆圈参数选用与弱风化花岗岩参数一致。

图7为两种工况在不同泄压值下的涌水量，可以看出，两种工况的隧道涌水量与泄压值呈负相关，当泄压值为0时，设置20 m断裂破碎带工况涌水量为220.38 m3/d，而不设置断裂破碎带工况涌水量为180.86 m3/d，此时，两个工况间的涌水量差值达到最大，其差值为39.52 m3/d。由于DK160+800～DK161+851海域段隧道仅存在3处断裂破碎带，且上述分析区域为破碎带最大宽度处，因此，从数值分析的角度而言，全段隧道考虑破碎断裂带对涌水量的影响属于可控范围内，故为简化模型而将假定断裂破碎带的渗透系数与弱风化花岗岩的渗透系数一致。

图5 DK161+260～DK161+280区段隧道模型(单位：m)

图6 破碎断裂带隧道注浆圈模型(单位：m)

图7 两种工况在不同泄压值下涌水量

本文主要研究在满足最大隧道设计排水量时高水压水下隧道能达到的最小衬砌背后水压力，在进行研究前，需做以下假定。

(1)假定围岩为均质、不可压缩、各向同性介质。

(2)假定隧道开挖后能达到稳定的渗流状态且水流符合达西定律。

(3)假定断层破碎带的渗透系数与弱风化花岗岩的渗透系数一致。

3 隧道涌水量研究

为能达到最小的隧道衬砌背后水压力值，考虑以下3种泄压排水方案：①仅采用纵向盲管进行泄压排水(方案1)；②在纵向盲管基础上，沿隧道纵向每间隔12 m加设1道环向盲管(排水板)进行泄压排水(方案2)；③在纵向盲管的基础上，每间隔6 m加设1道环向盲管(排水板)进行泄压排水(方案3)。然后对比分析上述3种泄压排水方案在不同泄压值下的隧道涌水量，最后与隧道设计排水量进行平衡，以期客观地得到适宜的泄压值，并确定汕头湾海底隧道合理的涌水量“限排”设计方案。

图8 三种泄压排水方案在不同泄压值下涌水量

采用ABAQUS对上述3种泄压排水方案在泄压值为0～700 kPa时隧道涌水量进行分析。图8为3种泄压排水方案在不同泄压值下的涌水量，由图8可以看出，隧道涌水量与泄压值呈线性相关，随着泄压值提高，各方案的隧道涌水量均线性降低。且环向盲管分布越密集，隧道涌水量对于泄压值的变化越敏感，当采用方案1进行泄压排水，泄压值为700 kPa时，隧道涌水量为463.93 m3/d，相较于泄压值为0时的隧道涌水量2 702.05 m3/d减少了82.83%；而采用方案3进行泄压排水，泄压值为700 kPa时，隧道涌水量为877.34 m3/d，相较于泄压值为0时的隧道涌水量8 359.46 m3/d减少了89.50%。已知盲管的排水作用具有一定局限性[19]，相同隧道长度内随着盲管有效面积增加，隧道的排水能力随之提高，与前述结果一致。

由于DK158+330～DK160+800陆域段与DK160+800～DK161+851海域段最低点附近集水池的最大隧道设计排水量为8 450 m3/d，而在前期阶段对陆域段隧道进行排水设计时，计算得出DK158+330～DK160+800段涌水量约6 634.31 m3/d，因此，DK160+800～DK161+851海域段的最大隧道涌水量被限定为1 815.69 m3/d，故可得出共有8种工况满足海域段最大隧道涌水量的限定条件，且该8种工况的海域段隧道涌水量如表1所示。

表1 满足海域段最大隧道涌水量条件的工况

4 衬砌背后水压力研究

为研究3种泄压排水方案中在不同泄压值下隧道衬砌背后水压力的最大值，在3种方案中分别选取了同一隧道横截面作为参考面，并监测了隧道拱顶、拱肩、拱腰、拱脚、拱底位置衬砌背后的水压力，图9为隧道横截面监测点分布。

图9 隧道横截面监测点分布

4.1 泄压值对横截面孔隙水压分布均匀性影响

图10为3种方案在0，400，700 kPa三种泄压值条件下的衬砌背后水压力，可以看出，在相同泄压值条件下，隧道同一横截面上的衬砌背后水压力有所不同，对于环向盲管的设置越密集，其横截面上各点处的衬砌背后水压力越小，其衬砌背后水压力分布的均匀度越好；且随着泄压值不断提高，3种方案在同截面处的衬砌背后水压力差异逐步降低，这说明在进行设计时选择合理的泄压值能够一定程度上降低施作环向盲管的密集度，进而达到满足水压力设计要求的同时，降低成本及简化施工。

以图10(a)为例，当泄压值为0时，3种方案的衬砌背后水压力最大值均出现在左拱脚处，其值分别为630.228 kPa(方案1)、247.794 kPa(方案2)、146.926 kPa(方案3)，3种方案衬砌背后水压力最小值均为拱底处，为0。为探究盲管密集程度对隧道衬砌背后水压力分布情况的影响，在此引入应力不均匀度，见式(1)。应力不均匀度表示上述各方案在泄压值一定时，横截面上衬砌背后水压力最值间的差异性，其差异越大则表示该方案横截面上的衬砌背后水压力越不均匀。

(1)

式中，σwmax与σwmin分别为横截面上衬砌背后水压力最大值和最小值。

图11为各方案相同横截面上的应力不均匀度η与泄压值关系曲线。在泄压值一定时，随着盲管密集程度提高，η逐渐降低，即横截面衬砌背后水压力差异性越小，水压力分布越均匀；另一方面，各方案的应力不均匀度η与泄压值呈负相关，方案1中η受泄压值的影响较为稳定，其η随泄压值增长变化率约为14%；方案3在泄压值由0变化为100 kPa时η的变化率最大，降低了43.36%。而之后随着泄压值提高，η变化率逐渐减小，说明当环向盲管较为密集时，泄压值提高对于衬砌背后水压力分布均匀程度的影响是有极限的。

图11 三种方案应力不均匀度曲线

4.2 隧道衬砌背后的水压力最大值研究

图12～图14为在3种泄压排水方案下隧道横截面各监测点衬砌背后的水压力随泄压值变化折线图，由图可知，随着泄压值增加，监测点衬砌背后水压力均线性增大；由于盲管排水作用的局限性，同一隧道横截面上各监测点衬砌背后的水压力对于泄压值变化的敏感程度不相同，距离纵向盲管越远的监测点，其衬砌背后水压力受泄压值变化的影响程度越低；在满足海域段最大隧道涌水量限定条件工况中，横截面上拱脚处衬砌背后的水压力最大(各工况最大值见表2)，故后续将拱脚位置视为海域段隧道横截面衬砌背后水压力控制点，并对海域段隧道全线拱脚处的衬砌背后水压力进行讨论。

图12 方案1在不同泄压值下的衬砌背后水压力曲线

图13 方案2在不同泄压值下的衬砌背后水压力曲线

图14 方案3在不同泄压值下的衬砌背后水压力曲线

图15为满足海域段最大隧道涌水量条件工况拱脚处衬砌背后水压力沿隧道轴线的分布情况，由图可知，随着海域段隧道里程增加，隧道高程逐渐增高，海域段隧道埋深逐渐减小，故隧道拱脚处衬砌背后水压力随隧道里程增加而降低；隧道各工况均在隧道里程为0处(海域段隧道高程最低点附近)取得水压力的最大值，故将海域段隧道高程最低点附近的隧道横截面视为海域段最不利隧道横截面进行分析。对比分析发现，当采用方案2中泄压值为600 kPa的工况进行泄压排水时，在海域段隧道高程最低点附近取得隧道拱脚处衬砌背后水压力约为708.26 kPa，其值为各工况中该最不利隧道横截面拱脚处衬砌背后水压力的最小值。因此，在满足海域段最大隧道涌水量限定条件的工况中，客观地选取了泄压值为600 kPa时“纵向盲管+间隔12 m的环向盲管”进行泄压排水的方案2作为汕头湾海底隧道合理的涌水量“限排”设计方案。

表2 满足海域段最大隧道涌水量条件的拱脚处衬砌背后水压力

图15 隧道拱脚处衬砌背后水压力沿隧道纵向分布曲线

5 结论

汕头湾海底隧道线路纵坡呈“V”形分布，流入到隧道中的水必须通过水泵排出到隧道外，而一定数量的水泵排水能力有限，故在“水泵的最大隧道设计排水量”与“隧道衬砌背后水压力”之间存在一个平衡点。本文在3种泄压排水方案中，不同泄压值下，通过“水泵的最大隧道设计排水量”客观地确定最小的“隧道衬砌背后水压力”(对隧道衬砌结构最安全的水压力)，最终客观地确定了汕头湾海底隧道合理的涌水量“限排”设计方案，并通过数值模拟对比分析得到了以下结论。

(1)随着泄压值增加，隧道涌水量线性降低；相同隧道长度内随盲管有效面积增加，隧道排水能力随之提高，即环向盲管分布越密集，隧道涌水量对于泄压值的变化越敏感。

(2)随着泄压值增加，隧道横截面上各监测点衬砌背后水压力线性增大，且监测点离纵向盲管越远，监测点衬砌背后水压力受泄压值变化的影响程度越低；隧道单位长度内环向盲管分布越密集，各监测点衬砌背后的水压力受泄压值变化的影响程度越高。

(3)通过“水泵的最大隧道设计排水量”客观地确定了汕头湾海底隧道采用泄压值为600 kPa时“纵向盲管+间隔12 m的环向盲管”作为合理的涌水量“限排”设计方案，该方案在3种泄压排水方案中能够使最不利隧道横截面拱脚处的衬砌背后水压力达到最小，确保最不利隧道横截面的衬砌结构安全。