張 斌，馬偉斌，王志偉，王子洪，余東洋

(1.中國鐵道科學研究院 研究生部，北京 100081；2.中國鐵道科學研究院集團有限公司 鐵道建筑研究所，北京 100081)

截至2017年底，中國共建成高速鐵路隧道 2 835 座，總長度 4 537 km。預計到2020年底中國投入運營的鐵路隧道總量將達到 17 000 座，總長度將突破2萬km。高速鐵路隧道內(nèi)的線路多采用板式無砟軌道，軌道板與襯砌之間采用混凝土現(xiàn)澆填充。隧道底部襯砌分為有仰拱和無仰拱2種形式，其中無仰拱襯砌多用于Ⅰ,Ⅱ級圍巖，有仰拱襯砌多應用于Ⅲ,Ⅳ,Ⅴ級圍巖。

傳統(tǒng)的隧道基底結構設計、施工存在不足，導致在建設階段容易留下隧道基底常見的分層、開裂、底鼓、下陷、翻漿冒泥等病害隱患。我國鐵路隧道大量修建，對隧道基底結構和質(zhì)量提出了更高的要求。為避免后期基底結構出現(xiàn)上述病害以及規(guī)范基底施工，保證高速鐵路隧道的安全服役，本文提出一種鐵路隧道基底新型結構形式[1-4]。

構件預制化是工程發(fā)展的趨勢，越來越多的國家已將預制裝配式技術應用到隧道與地下工程領域[5-7],如荷蘭鹿特丹地鐵“殼式隧道”、日本仙臺地鐵“雙跨箱形隧道”[8]。國內(nèi)新建京張高速鐵路清華園隧道采用盾構開挖，軌下結構采用預制箱涵拼裝。針對大跨高速鐵路隧道礦山法開挖的預制拼裝底部結構工法及相關技術尚未見報道。

本文依托在建鄭萬高速鐵路湖北段羅家山隧道輔助通道，進行了基底新型預制裝配式結構形式設計。根據(jù)現(xiàn)場實際情況，通過將預制塊之間設置接觸單元連接來分析新型預制裝配式隧道基底結構分別在施工期、運營期列車不同時速以及單雙線工況下的靜動力響應。

1 結構形式

1.1 工程概況

鄭萬高速鐵路東起鄭州，西至萬州，是鄭渝鐵路的重要組成部分，全長 818 km，技術標準為客運專線。羅家山隧道位于湖北省興山縣，全長 10 640 m。試驗隧道區(qū)段采用單車道斷面，圍巖等級為Ⅴ級，采用臺階法和錨噴構筑法施工，采用復合襯砌。

1.2 預制裝配式結構形式設計

圖1 新型隧道軌下裝配式預制結構

新型隧道軌下裝配式預制結構采用時速300 km以上的高速鐵路隧道斷面進行設計，分為基底和軌下結構2部分。本次主要驗算的研究對象為軌下結構，見圖1。新型隧道軌下裝配式預制結構采用鋼筋混凝土預制而成，分為4個板型：F形預制板、門形預制板、左(右)仰拱預制板及中仰拱預制板，見圖2。本文主要研究在重力和不同工況的組合作用下預制板以及預制板接頭的受力情況。

圖2 預制板形式(單位：cm)

2 靜力分析

新型隧道軌下裝配式預制結構的主體結構為M形拱，預制構件接頭形式為螺栓連接。預制構件的水平厚度為300 mm，每塊預制板的縱向長度均為 1 980 mm。整個結構以隧道中線為對稱軸，每幅裝配式預制結構由2塊F形預制板和1塊門形預制板組成。數(shù)值模擬采用的是通縫模型，通縫模型較錯縫模型結構更加不穩(wěn)定[9]，最終形成如圖3 所示的有限元計算模型。

圖3 有限元計算模型

2.1 數(shù)值模型

2.2 靜力荷載類型

新型隧道軌底裝配式預制結構主要是軌下與基底之間的部分裝配預制，主要恒載和動載分別為施工期的結構、混凝土罐車自重，運營期結構、軌道自重和列車動荷載。

按最不利組合進行荷載計算與結構設計。運營期間荷載應將軌道板與鋼軌的自重按最不利組合形成均布荷載。

無砟軌道荷載分布寬度在支承層底部為3.1 m，忽略線間荷載，分兩側同時過車或單側過車2種工況。運營期列車靜力均布荷載見表1。

表1 運營期列車靜力均布荷載 kPa

施工期的主要荷載為混凝土運輸車荷載，取運輸方量9 m3的混凝土運輸車作為計算荷載，2個均布荷載均為1.42 MPa,分別加在門形預制板與F形預制板，作用寬度0.6 m，間距1.8 m。

2.3 模型計算結果及分析

單線荷載的模型結構計算中，門形預制板中部的豎向位移最大，為3.52×10-2mm，整個模型中應力最大值為557 kPa；榫槽接觸面沿x方向的應力最大值為343 kPa，沿隧道軸線方向的應力最大值為35.30 kPa。

雙線荷載的模型結構計算中，門形預制板中部的豎向位移最大，為4.03×10-2mm；整個模型中應力最大值為574 kPa；榫槽接觸面沿x方向的應力最大值為348 kPa，沿隧道軸線方向的應力最大值為37.2 kPa。

我咋流氓了。你不要聽外人瞎戳哄，他們是唯恐天下不亂的那種人。他們盼著你把事情做大，你殺了我，然后吃槍子，你老婆不又成了別人的老婆嗎？自己的老婆成了別人的老婆，讓別人天天摟著睡，天天弄那事，你在九泉之下做鬼也不踏實哩。

水泥罐車荷載的模型結構計算中，門形預制板中部的豎向位移最大，為4.032×10-2mm，整個模型中應力最大值為574 kPa；榫槽接觸面沿x方向的應力最大值為348.4 kPa，沿隧道軸線方向的應力最大值為37.2 kPa。

3種工況計算結果中，結構最大位移均小于混凝土結構安全撓度，最大應力遠小于C40混凝土的抗壓強度和鋼筋的抗拉強度；用榫槽接觸面沿x方向的應力模擬預制塊之間的螺栓應力，最大應力遠小于螺栓的抗拉強度；用榫槽接觸面沿隧道縱向的應力模擬隧道預制結構縱向受力，最大應力遠小于C40混凝土的抗壓強度。

3 動力分析

3.1 數(shù)值模型

列車動力荷載的施加主要是模擬裝配式結構在運營期的受力，分析結構在列車的循環(huán)動力作用下的加速度、應力及應變特征。列車車速取250,300,350 km/h，動力時程曲線取MIDAS GTS NX內(nèi)置高速列車動力荷載進行加載。此處考慮單線列車經(jīng)過和雙線列車經(jīng)過2個工況。

利用線性時程計算(直接積分法)對結構進行動力荷載計算；同時模型結構上要施加黏彈性邊界。計算步驟主要是先對結構進行特征值計算，得到的第1振型和第2振型的周期加載結構動力荷載后再進行應力、應變及加速度響應計算。

3.2 計算結果及分析

在基底結構分別取7個節(jié)點監(jiān)測加速度與位移，取6個節(jié)點監(jiān)測應力(見圖4)，分析運營期結構最不利位置的動力響應。

圖4 動力分析節(jié)點

3.2.1 單線動力響應分析

從單線動力響應模型計算結果中提取響應穩(wěn)定后不同節(jié)點的最大加速度與最小加速度(見圖5(a))，比較不同節(jié)點加速度時程范圍和趨勢。節(jié)點1—節(jié)點7的位置接近結構底部的固定邊界，加速度逐漸趨于0。節(jié)點1處于預制板的上表面，加速度時程范圍最大，小于軌道要求的最大加速度限值；節(jié)點2、節(jié)點3、節(jié)點4處于預制板下部，節(jié)點2、節(jié)點3的加速度時程范圍較為接近，均大于節(jié)點4；節(jié)點5—節(jié)點7的加速度時程范圍趨于0。時速350 km的加速度時程大于時速300 km與時速250 km的加速度時程，而時速300 km 與時速250 km的加速度時程較為接近。

3種時速節(jié)點位移基本一致，趨勢取決于邊界條件。節(jié)點1處位移最大，遠小于混凝土結構最大安全撓度，節(jié)點2、節(jié)點3、節(jié)點4位移趨于一致，節(jié)點5—節(jié)點7接近固定邊界，位移趨于0，見圖5(b)。

3種時速節(jié)點應力基本一致，節(jié)點2處應力最大，遠小于C40混凝土的抗壓強度，見圖5(c)。

圖5 單線動力響應計算結果

3.2.2 雙線動力響應分析

從雙線動力響應模型計算結果中提取響應穩(wěn)定后不同節(jié)點的最大加速度與最小加速度(見圖6(a))，比較不同節(jié)點加速度時程范圍和趨勢。節(jié)點1—節(jié)點7加速度逐漸趨于0。節(jié)點1加速度時程范圍最大，小于軌道要求的最大加速度限值；節(jié)點2、節(jié)點3、節(jié)點4三者加速度時程范圍較為接近；節(jié)點5—節(jié)點7的加速度時程范圍趨于0。時速350 km的加速度時程均大于時速300 km與時速250 km的加速度時程，而時速300 km與時速250 km的加速度時程較為接近。

3種時速節(jié)點位移基本一致，趨勢取決于邊界條件。節(jié)點1處位移最大，遠小于混凝土結構最大安全撓度，節(jié)點2、節(jié)點3、節(jié)點4位移趨于一致，節(jié)點5—節(jié)點7接近固定邊界，位移趨于0，見圖6(b)。

3種時速節(jié)點應力基本一致，節(jié)點2處應力最大，遠小于C40混凝土的抗壓強度，見圖6(c)。

圖6 雙線動力響應

4 結論

建立新型隧道軌下裝配式預制結構數(shù)值模型，模擬分析該預制結構在施工期混凝土罐車靜荷載、雙向列車動靜荷載和單向列車動靜荷載作用下的應力、應變和加速度響應。主要結論如下：

1)靜力荷載分析中單線、雙線荷載工況結構的應力、應變都有變化，但應力最大值遠小于C40混凝土的承載能力，應變對結構的影響也很小，榫槽接觸面橫斷面受力遠小于C40混凝土的抗壓強度和螺栓的抗拉強度，沿隧道縱向受力遠小于C40混凝土的抗壓強度；在混凝土罐車荷載作用下，結構的應力、應變均遠小于C40混凝土的承載能力。

2)動力荷載分析中單線、雙線荷載工況所取節(jié)點加速度時程均在安全范圍內(nèi)，節(jié)點位移和應力亦如此。雙線荷載工況下結構的應力、應變均較單線荷載工況下的應力、應變大，但差距極小，可以忽略。

3)新型隧道軌下裝配式預制結構在5種工況下結構幾乎沒有變化，結構承載能力可以保證列車正常運營。