水工隧洞钢筋混凝土衬砌水压致裂分析方法研究

周 利，苏 凯，汪 洋，张妍珺，朱洪泽，伍鹤皋

（1.武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，湖北 武汉 430072；2.长江勘测规划设计研究院，湖北 武汉 430010）

1 研究背景

内水压力作用下钢筋混凝土衬砌受拉超过混凝土抗拉强度后，微裂纹萌生，洞内压力水流渗入并作用于裂纹面，造成裂纹端部局部拉应力增大，进而导致裂纹进一步扩展、贯通形成宏观裂缝，即钢筋混凝土衬砌的水压致裂过程[1]。诸多学者针对此展开了相应的研究工作。杨林德等[2]基于渗透体力，采用负指数公式，分析了衬砌水压致裂过程中的渗流-应力耦合效应。肖明[3]和Bian等[1，4]分别修正未开裂区、开裂区的材料渗透系数，开展了高压岔管衬砌的水压致裂分析研究。苏凯等[5]和Zhou等[6]以等效渗透系数表征裂损衬砌透水特性，提出了高压水道的等效耦合算法。Dadashi等[7-8]和Wu等[9]基于塑性损伤理论，建立了钢筋混凝土衬砌渗流-应力-损伤耦合模型。Zareifard[10]基于广义有效应力原理，对衬砌水压致裂过程中的水力耦合效应进行了迭代计算分析。Karakouzian 等[11]和Karami等[12]通过混凝土塑性损伤模型模拟衬砌混凝土开裂过程，分别探讨了隧洞上覆岩体厚度的影响以及洞内压力水体瞬变效应的影响。然而，上述研究成果大都采用等效连续模型模拟衬砌裂缝，将混凝土非连续断裂问题等效连续化，并不能直观反映衬砌裂缝形态、缝内水压力特征等。

近年来，非连续力学模型已广泛应用于准脆性材料的断裂模拟中。Zhang等[13]通过离散裂缝模型模拟衬砌裂缝，采用带拉伸截断的Mohr-Coulomb准则作为其开裂准则。然而，其计算过程中将混凝土作为不透水材料处理，忽视了渗流以及缝内水压力的作用。在这一点上，内聚单元模型表现出明显优势，不仅可以反映材料断裂导致的位移非连续特征，同时可以兼顾裂缝内部的水体流动特性。胡云进等[14-15]将其引入至压力隧洞的研究中，为衬砌水压致裂分析提供了新的研究思路。基于此，陈国龙等[16]实现内聚单元参数的随机赋值，研究了衬砌开裂规律与钢筋应力特征等。然而，目前采用内聚单元模拟衬砌裂缝发展的研究成果仍不多见，并且大都结合渗流-应力直接耦合方法计算，并不能充分反映隧洞充水加压过程中渗流场与应力场动态、交互的耦合效应[17]。此外，研究表明：内水压力作用下衬砌开裂后，水力条件的改变将导致衬砌与围岩存在脱离的趋势[18-19]，表现出有条件联合承载特性[5，17]。衬砌与围岩一旦脱离，衬砌-围岩交界面间隙将由压力水体填满并表现出裂隙流体特征，而现有的研究成果尚不能反映此问题，存在进一步研究的必要性。

本文引入具有水力耦合属性的内聚单元模拟衬砌裂缝、衬砌-围岩交界面，结合渗流-应力间接耦合方法，开展水工隧洞衬砌水压致裂分析研究，探讨衬砌裂缝发展历程、裂缝宽度演化以及缝隙内部水压力传递特征等，以期为相关研究工作提供参考。

2 理论基础

2.1 内聚单元本构模型内聚单元在荷载作用下将首先经历线弹性阶段，受力满足起裂准则后，将进入损伤演化阶段直至完全断裂失效，进而将连续介质转化为非连续介质，由此模拟材料断裂所导致的位移非连续特征。内聚单元应力与相对位移的线弹性关系为：

式中：t为应力张量；tn为法向应力；ts、tt为切向应力；K为刚度矩阵；Knn为法向刚度；Kss、Ktt为切向刚度，本文不考虑各方向间的耦合作用，令Kij(i≠j =0)；δ为相对位移张量；δn为相对法向位移；δs、δt为相对切向滑移。

采用最大应力准则作为内聚单元起裂准则：

式中：为有效相对位移最大值；为起裂时有效相对位移；为完全断裂失效时有效相对位移。

内聚单元本构关系可表示为图1。其中，单元法向在纯受压时并不会损伤，单元受剪时切向无论产生正或负的相对切向滑移均可能产生损伤。

2.2 内聚单元渗流流动特征内聚单元开裂后，其渗流流动可分为切向流动与法向渗透，详见图2。切向流动体现出明显的裂隙流体特征，法向渗透则反映缝内水体与周围透水介质的流体交换特性。

假定切向流动为牛顿流体，其控制方程为：

图1 内聚单元本构关系

式中：q为单位切向流量；d为裂缝宽度；∇p为单元长度方向上的水力梯度；kt为切向渗透系数；μ为流体动力黏度。

内聚单元顶面、底面可视为零厚度透水层，详见图3。法向渗透满足如下方程：

式中：qt、qb分别为顶面、底面的法向渗透量；ct、cb分别为顶面、底面的渗透系数；pt、pb分别为顶面、底面孔隙压力；pi为中面孔隙压力。

图2 内聚单元渗流流动特征

图3 内聚单元法向渗透效应

2.3 衬砌内置钢筋本构模型实际工程中，衬砌钢筋应力普遍较低，往往处于弹性工作状态[21]。鉴于此，本文采用下式的双直线理想弹塑性本构关系：

式中：σs、εs分别为钢筋应力、应变；Es、fy分别为弹性模量和屈服应力。

数值计算中通过埋藏式线性杆单元T3D2进行模拟，并假设钢筋与混凝土之间不存在相对滑移，混凝土单元结构响应对内置钢筋单元的节点产生相应的约束效应。

2.4 数值计算控制方程采用间接耦合方法进行计算，假定水体及固相材料不可压缩，计算渗流场的矩阵方程如下[3]：

式中：[Ks]为总渗透矩阵；{h}为节点水头列阵；{A}为渗流边界积分所得的节点荷载。基于渗流场计算结果，可按照下式将渗透体力换算为等效节点荷载{FS}[1]：

式中：Ω为计算域；γ为水体容重；[N]为插值函数；H为水力势。

求解应力场的矩阵方程如下[5]：

式中：[Km]为总刚度矩阵；{F}为结构等效节点荷载；{u}为节点未知位移列阵。

3 技术路线

耦合迭代计算时内水压力按照3个阶段进行分级加载[17]：（1）通过试算确定衬砌内聚单元起裂时对应的内水压力，进行一次性加载；（2）衬砌内聚单元进入损伤演化阶段，内水压力增量以较小值缓慢加载直至微裂纹扩展、贯通形成贯穿裂缝；（3）贯穿裂缝产生后，适当增大内水压力增量，但增幅不宜过大。

不考虑外水的情况下，本文基于ABAQUS 软件平台并采用如图4所示的技术路线图进行计算分析，具体步骤如下。

图4 技术路线

（Ⅰ）模拟初始应力场，隧洞开挖并计算二次应力场，衬砌施作并计算应力场。

（Ⅱ）施加内水压力增量，计算渗流场并求解渗流等效节点荷载进而施加于模型节点。

（Ⅲ）求解新的应力场，判定衬砌内聚单元是否损伤。若尚未损伤，则施加下一级内水压力增量直至损伤出现；若损伤，程序将根据内聚单元开度计算并调整渗透系数。

（Ⅳ）重新计算渗流场，依据式（11）判定渗流场是否稳定。若尚未稳定，则继续求解渗流等效节点荷载进行耦合迭代直至稳定；若稳定，则进行下一步计算。

式中：ΔPn+1为第n+1 次迭代引起的孔隙水压力增量；Pn为第n次迭代后孔隙水压力值；ζ为耦合迭代控制阈值，ζ取为1%[1，17]。

（Ⅴ）判定是否最后一级内水压力增量。若不是最后一级，则继续施加内水压力增量，并重复步骤（Ⅱ）—（Ⅳ）；若是最后一级，内水压力加载完毕，可输出计算结果。

4 衬砌水压致裂算例分析

4.1 模型参数及计算条件以某竖井段圆形水工隧洞为例，衬砌内外半径r1、r2分别为4.2、5 m，配筋方案为6ϕ25 mm，靠内外侧布置双层钢筋，与隧洞中心距离R1、R2分别为4.3、4.9 m，建立如图5所示的有限元模型。其中，坐标原点位于隧洞中心，x、y轴位于隧洞横断面内，z轴位于竖直平面内，以向上为正。模型沿径向取30D（D为开挖洞径）[17]，沿水流向厚度取为10 m。实际工程中，衬砌在内水压力作用下主要呈环向受拉状态进而产生径向裂缝，因此本文沿衬砌径向间隔45°圆心角嵌入零厚度内聚单元COH3D8P进而形成8处衬砌内聚区域[9]。以隧洞右腰为0°位置，沿逆时针方向建立环向位置路径，衬砌内聚区域编号为1#—8#。为模拟衬砌-围岩有条件联合承载特性，衬砌-围岩交界面同样采用零厚度内聚单元COH3D8P模拟，衬砌内聚区域、交界面内聚区域通过共享中面节点的方式进行连接（详见图6（a）），衬砌、围岩实体单元类型为C3D8P。

图5 有限元计算模型

图6 衬砌-围岩交界面不同模拟方式

表1 材料计算参数

衬砌混凝土、钢筋及围岩岩体的材料参数如表1所示。本文采用内聚单元模拟衬砌裂缝，通过内聚单元与实体单元所形成的组合体反映衬砌混凝土的力学特性。由于内聚单元的嵌入将会影响衬砌结构的整体弹性性能，要削弱甚至消除其影响，需要将内聚单元刚度取到足够大，但这会牺牲数值计算的收敛稳定性以及计算效率[22]。对此，Zou 等[23]建议将界面刚度取为强度的104～107倍。基于此，本文根据文献[24]的论证结果将衬砌内聚单元刚度取值为混凝土强度的107倍，足以满足计算要求。本文采用最大应力准则作为内聚单元起裂准则，通过线性损伤演化关系模拟其软化阶段。当内聚单元受力超出混凝土抗拉强度、剪切强度时，程序将会自动计算其起裂有效位移。对于断裂失效位移，由于缺乏机理性试验，本文参考前人研究成果[25]，将其按常规混凝土取值为0.05 mm。缝内水体动力黏度取为1.308×10-3Pa · s。通常情况下，衬砌-围岩交界面黏结强度非常有限，本文取值为0.1 MPa[5]。

该计算断面埋深100 m，通过施加上覆压力的方式模拟初始应力场。隧洞开挖后，开挖荷载释放完全后施作衬砌。模型顶部、底部设置为不透水边界，衬砌内壁为可变水头边界，围岩外边界为零水头边界，数值计算时在衬砌内壁施加内水压力增量以模拟隧洞充水加压过程。采用间接耦合方法时，渗流场、应力场需在单独的计算步中分别计算从而进行耦合迭代，渗流场求解对应全位移约束，应力场求解对应围岩外边界的法向位移约束。根据试算结果，本文内水压力从0.4 MPa逐步加载至最大值0.81 MPa；贯穿裂缝出现前，内压增量控制在0.001～0.005 MPa；贯穿裂缝出现后，内压增量适当增大，但不超过0.02 MPa。计算过程中，每级内压增量施加后，耦合迭代至渗流场稳定。

4.2 衬砌裂缝发展历程内压加载至0.448 MPa时，衬砌内聚区域内侧开始损伤，但损伤量值仍较小（图7（a））。内压加载至0.46 MPa的过程中，衬砌内聚区域损伤量值逐步增大，并在0.46 MPa内压下迭代稳定后，3#、7#内聚区域损伤量值达到1，说明3#、7#内聚区域已完全断裂失效，将形成2条裂缝（图7（b））。随着内压继续加载至0.81 MPa，衬砌内聚区域损伤状态并未出现明显变化，仅在2#、4#、6#及8#内聚区域外侧出现损伤，原因在于衬砌裂缝出现后，内水外渗效应加剧，衬砌所承担的水荷载十分有限，抑制了后继裂缝的产生[5-6]，同时在衬砌未开裂区域产生一定的反弯效果，使得衬砌外侧环向拉应力增大[17，26]，导致衬砌内聚区域外侧损伤（图7（c））。

图7 衬砌裂缝发展历程

为反映衬砌裂缝发展历程中，衬砌混凝土应力以及钢筋应力的演化情况，选取3#裂缝位置衬砌内壁环向应力、内侧钢筋应力为特征量进行分析，见图8。内压加载至0.448 MPa的过程中，衬砌环向应力、钢筋应力基本呈线性增大态势。在0.448 MPa内压作用下，衬砌内壁环向应力达到混凝土抗拉强度1.27 MPa，衬砌混凝土内侧出现初始损伤。当内压加载至0.46 MPa时，3#裂缝出现，混凝土应力释放，裂缝处混凝土不再传递应力，荷载转由钢筋承担，使得裂缝位置钢筋应力由9.283 MPa陡增至97.009 MPa。此后，随着内压的持续增大，裂缝处混凝土应力始终为零，而钢筋应力则处于相对稳定状态。

4.3 交界面间隙分布及演化特征衬砌开裂后，水力条件的改变将导致衬砌与围岩脱离，进而在交界面位置产生间隙，间隙开度直接决定间隙的过流能力。内压加载至0.81 MPa时，交界面间隙分布特征详见图9（a）。从图9可以发现，交界面间隙分布表现出明显的对称性，并在衬砌裂缝位置达到最大值1.339 mm，随着与裂缝位置距离的增大，间隙开度逐步减小，在0°、180°位置达到最小值0.002 08 mm。衬砌开裂后，交界面间隙的演化特征如图9（b）所示。从图9（b）可以看出，0.46 MPa内压下衬砌开裂，迭代稳定后间隙开度最大值为0.810 mm，但衬砌与围岩仍有部分区域尚未脱离；内压加载至0.7 MPa时，两者基本已完全脱离，间隙开度最大值增至1.107 mm；在内压持续增大至0.81 MPa的过程中，间隙开度进一步增大。

图8 衬砌内壁环向应力及内侧钢筋应力演化特征（3#裂缝位置）

图9 衬砌-围岩交界面间隙分布及演化特征

4.4 隧洞渗流场演化特征充水加压过程中，隧洞渗流场演化特征如图10所示。内压为0.4 MPa时，衬砌内聚区域仍处于线弹性状态，透水性非常弱，此时渗透水压力大部分消散于衬砌内部，见图10（a）。内压达到0.46MPa 时，第2次迭代后，衬砌出现2条裂缝，洞内压力水流沿着裂缝通道外渗，导致渗流场出现显著的重分布现象，详见图10（b-1）；随着耦合迭代过程的进行，第3次迭代后衬砌与围岩开始脱离进而形成间隙，相较于衬砌混凝土以及围岩岩体，交界面间隙表现出明显的过流能力并立即由压力水体填满，水压力沿着衬砌裂缝与交界面间隙所形成的水体流动通道向外传递，使得渗流场进一步演化，详见图10（b-2）；迭代稳定后，脱离区域、交界面间隙开度的增大继续影响隧洞渗流场分布特征，详见图10（b-3）。内压加载至0.81 MPa时，交界面间隙内部的水体流动已经使得衬砌外水压力呈现出较为均匀的分布，此时隧洞渗流场详见图10（c）。

5 有条件联合承载特性的影响

实际工程中，倘若衬砌与围岩之间采取局部加强措施，例如预留连接锚杆，使锚杆预留段和衬砌内钢筋绑扎在一起，则可认为衬砌-围岩完全联合承载。而在不考虑锚杆与衬砌连接加强措施的情况下，衬砌与围岩仅依靠交界面的黏结强度结合在一起共同承担水荷载，或在浇筑混凝土时在衬砌与围岩交界位置布置黏结强度较低的介质（如石灰粉），以达到衬砌与围岩单独联合承载的效用。相较于完整的衬砌混凝土与围岩岩体而言，衬砌-围岩交界面的黏结强度通常较低。当交界面法向拉应力超出其黏结强度时，衬砌与围岩将会脱离，进而表现出有条件联合承载特性。为反映衬砌-围岩有条件联合承载特性的影响，本文对原有模型进行局部修改，采用*tie约束模拟衬砌-围岩交界面，以此反映衬砌-围岩完全联合承载情况，两种不同模拟方式详见图6。其中，衬砌-围岩交界面采用内聚单元模拟，意味着衬砌与围岩将会脱离；采用*tie 约束则意味着衬砌与围岩始终满足位移连续条件，两者不会脱离。基于此，本文将不同模拟方式下的计算结果进行对比分析，进而说明衬砌-围岩有条件联合承载特性的影响。

图10 隧洞渗流场演化特征（P为孔隙水压力）

5.1 衬砌开裂特征对比完全联合承载情况下，衬砌开裂特征如图11所示。从图11可以发现，在隧洞充水加压过程中，衬砌将在0.46 MPa内压下迭代稳定后产生2条初始裂缝（3#与7#）；此后，随着内水压力的持续加载，衬砌内聚区域相继在0.505、0.575 和0.595 MPa 内压作用下断裂失效（损伤达到1），进而产生后继裂缝。

通过表2可以发现，两种情况下衬砌开裂特征表现出明显的差异，主要体现在：有条件联合承载条件下，衬砌初始裂缝（3#和7#）出现后，并未产生后继裂缝，裂缝呈现数量少、间距大的分布特点；而在完全联合承载条件下，衬砌初始裂缝（3#和7#）出现后，随着内压的增大，后继裂缝将持续出现，共计产生8 条裂缝，裂缝数量明显增多。原因在于衬砌初始裂缝产生后，完全联合承载条件下，尽管衬砌承担的水荷载大幅降低，但由于衬砌与围岩始终满足位移连续条件，裂损衬砌需要承受围岩带动作用所产生的附加应力，使得后继裂缝持续出现。

从表3所示的工程现场试验所表现出的衬砌开裂规律来看，尽管各试验洞段设计参数有所不同，但都表现出类似的规律，即内水压力增大至某一临界值时，衬砌裂缝出现，此后衬砌并无新的裂缝产生，裂缝呈现数量少、间距大的普遍特点[27]。沈威[28]、郑治等[29]基于相似原理进行了隧洞充水加压的模型试验，衬砌开裂特征以及裂缝分布规律也表现出了相同的特点。将本文计算结果与上述试验成果进行对比，可以发现有条件联合承载条件下衬砌开裂特征明显与试验结果更为贴近，说明本文所提出的衬砌水压致裂算法可以较为真实地反映衬砌开裂规律，可以为工程实践提供参考。

图11 衬砌开裂特征（完全联合承载情况）

表2 衬砌开裂特征对比

表3 水工隧洞充水试验结果[27]与本文计算结果对比

5.2 衬砌裂缝宽度演化特征对比以3#裂缝位置为特征部位分析衬砌裂缝宽度演化特征，详见图12（r为到隧洞中心的距离）。从图12可以发现，衬砌裂缝促发与扩展过程均在0.46 MPa 内压下发生，两者短暂且密不可分。实际工程中，衬砌在荷载作用下产生微裂缝后，洞内压力水流的渗入将直接作用于裂缝的上下表面，造成裂缝端部的局部拉应力增大进而导致裂缝的进一步扩展，同时相对于隧洞洞径而言，衬砌厚度通常较为有限，且钢筋在混凝土开裂瞬间应力水平较低，不能有效遏制裂缝的扩展，因而水工隧洞充水运行过程中衬砌一旦开裂将迅速裂穿[30]。这一工程特性与本文计算结果所表现的开裂特征是相一致的。3#裂缝出现后，两种情况下裂缝宽度演化特征存在明显差异，主要体现在：有条件联合承载条件下，衬砌裂缝宽度并未出现明显变化，裂缝处于相对稳定状态；而在完全联合承载条件下，由于后继裂缝产生，混凝土应力进一步释放，3#裂缝宽度在内压增大的过程中呈现波动增大的态势，此后由于衬砌已经充分开裂，但与围岩仍未脱离，裂缝宽度在围岩的带动作用下呈现持续增大的态势。从限裂的角度来看，充分考虑衬砌-围岩有条件联合承载特性可以使得裂缝数量减少、裂缝宽度量值小并且处于相对稳定状态，更能发挥透水衬砌的优势。

图12 衬砌裂缝宽度演化特征（3#裂缝位置）

图13 衬砌裂缝形态（3#裂缝）

采用等效连续模型并不能直观反映衬砌裂缝形态，而采用内聚单元可以弥补这一缺陷。0.81 MPa内压作用下，3#裂缝的几何形态如图13所示，图13中，Δu为衬砌内聚单元顶面、底面的相对法向位移，以顶面的相对法向位移为正，底面的相对法向位移为负。从图13可以看出，衬砌裂缝形态具有良好的对称性（以Δu=0为对称面），并且呈现内宽外窄的特征。

5.3 缝内水压力演化特征对比由于衬砌厚度有限、裂缝分布随机性大、缝内水压力测量技术不成熟等因素，目前关于衬砌裂缝内部水压力演化特征的研究成果仍旧较少。通过开裂内聚单元中面节点孔隙水压力即可得到缝内水压力演化特征（图14）。从图14可以看出，衬砌未开裂时，内聚单元中面节点孔隙压力基本呈线性增大的态势。0.46 MPa 内压下衬砌开裂，缝内水压力陡增，反映出了脆性材料开裂，其渗透特性突跳的特点[1]。此后，随着充水加压过程的进行，缝内水压力持续增大，并且较为接近于内压量值。通过对比可以看出，两种情况下缝内水压力演化特征较为类似，原因在于衬砌开裂后，裂缝宽度显著增大，裂缝过流能力可以得到保障，同时衬砌厚度有限，缝内水压力沿衬砌径向的降低幅度非常小。

5.4 衬砌外水压力分布特征对比采用内聚单元模拟衬砌-围岩交界面时，即衬砌-围岩有条件联合承载条件下，衬砌裂缝与衬砌-围岩交界面间隙将形成明显的水体流动通道，衬砌裂缝可以将水压力传递至衬砌外壁，而交界面间隙则可以沿着衬砌环向向外传递水压力，此时缝隙内部水体流动特征如图15（a）所示。而采用*tie 约束时，即完全联合承载条件下，由于衬砌与围岩始终紧贴，因此仅能通过衬砌裂缝将水压力传递至衬砌外壁，而不能起到沿衬砌环向传递水压力的作用，缝内水体流动特征详见图15（b）。

图14 衬砌裂缝内部水压力演化特征（3#裂缝位置）

图15 缝隙内部水体流动特征

衬砌-围岩交界面间隙内部的水体流动特征将直接影响衬砌外水压力的分布情况，0.81 MPa内压作用下，衬砌外水压力分布特征详见图16。可以发现，有条件联合承载条件下，尽管只存在2 条裂缝（位于90°、270°位置），由于衬砌裂缝将水压力传递至衬砌外壁，进而通过交界面间隙沿衬砌环向传递水压力，使得衬砌外水压力分布已经较为均匀，量值基本在0.73 MPa左右，衬砌环向仅在0°（360°）、180°位置量值稍低，原因在于此处交界面间隙开度较小，过流能力有限。而完全联合承载条件下，由于水压力不能沿衬砌环向向外传递，衬砌外水压力分布近似于锯齿状，裂缝位置外水压力达0.798 MPa，而在未开裂区域衬砌外水压力最小值仅为0.677 MPa，两者差异较为明显。

图16 衬砌外水压力分布特征

6 结论

本文引入具有水力耦合属性的内聚单元模拟衬砌裂缝与衬砌-围岩交界面，结合渗流-应力间接耦合方法开展了钢筋混凝土衬砌水压致裂的模拟分析工作，通过计算分析，可以得到如下结论：（1）本文所提出的水工隧洞钢筋混凝土衬砌水压致裂算法可以反映衬砌裂缝、衬砌-围岩交界面间隙的位移非连续特征，并且可以兼顾缝隙内部的水体流动特性，计算所得到的衬砌裂缝呈现数量少、间距大的分布特点，并且不会产生后继裂缝，与模型试验、工程现场衬砌压水试验结果相符。（2）有条件联合承载条件下，衬砌开裂后，衬砌将逐步与围岩脱离，进而在交界面位置形成间隙，并且表现出明显的过流能力；衬砌裂缝与衬砌-围岩交界面间隙所形成的水体流动通道可以起到传递水压力的作用，使得衬砌外水压力分布更为均匀，进而影响隧洞渗流场分布特征。（3）内水压力作用下，衬砌裂缝促发与扩展过程短暂且密不可分，随之缝内水压力陡增，有条件联合承载条件下，裂缝处于相对稳定状态，而完全联合承载条件下，衬砌裂缝在围岩带动作用下呈现增大状态；衬砌裂缝出现后，缝内水压力沿衬砌径向的降低幅度非常小，量值接近于内水压力。