李 清,靳紅濤

(1.廣東華路交通科技有限公司，廣州 510420；2.廣東交科檢測有限公司，廣州 510550)

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0 引言

根據(jù)運營公路隧道情況統(tǒng)計，以隧道火災為代表的突發(fā)性災害已成為危害公路隧道結構與運營安全的關鍵因素[1]。高速公路隧道由于其交通流量大、結構狹長、通風條件相對較差，一旦出現(xiàn)嚴重火災往往難以及時撲滅，并易造成一系列嚴重后果[2]。相關災害案例表明[3-4]，隧道火災不僅會對其內部車輛、人員和機電設施造成傷害，還會因火災的高溫灼燒與爆破沖擊導致力學性能劣化，甚至出現(xiàn)混凝土結構爆裂、剝離等不可逆損傷，致使結構承載力與安全性大大降低。因此，高速公路隧道火災的災后檢測、快速修復與安全評價是工程技術人員關注的重點問題[5]。

本文以云梧高速公路石牙山隧道火災事故為例，通過系統(tǒng)性的災后檢測流程探明火災對隧道結構及內部設施的損傷情況，并基于FLAC3D軟件模擬分析受損隧道結構的安全性,以期為類似火災案例的檢測與評估提供參考。

1 工程概況

云梧高速公路石牙山隧道為分離式單向行車雙車道隧道，設計速度為80km/h，長4 555m。隧道火災事故段落圍巖條件相對較好，圍巖等級為Ⅰ ～ Ⅲ級，地層巖性主要為弱風化砂巖。火災段落隧道結構采用采用復合式襯砌，以錨桿、噴射混凝土或鋼筋網(wǎng)噴射混凝土，格柵鋼筋拱架和輕型工字鋼鋼架作為初期支護。具體的支護參數(shù)：Ⅰ級、Ⅱ級圍巖，初支均為5cm厚C20噴砼，二襯均為30cm厚C20模注砼；Ⅲ級圍巖，初支均為10cm厚C20噴砼，二襯均為35cm厚C20模注混凝土。其中，Ⅲ級圍巖段隧道支護結構斷面如圖1所示。

圖1 Ⅲ級圍巖段隧道結構斷面(單位：cm)

2020年7月4日凌晨3：00，石牙山隧道K108+360斷面附近(距離洞口約1 500m)發(fā)生追尾交通事故并引燃事故車輛，致使隧道部分主體結構、設施設備受損。事故發(fā)生后，相關單位立即啟動應急預案，對火災損傷情況進行了應急檢測及災后隧道安全性評價工作。

2 隧道受損應急檢測及分析

2.1 檢測項目

由于本事故系車輛追尾導致的貨物著火，可燃物多且持續(xù)時間長，受煙氣擴散影響，造成的損傷范圍相對較大。根據(jù)現(xiàn)場勘測初定，火災影響段為K108+050～+900，長850m。其中，受損最嚴重的為K108+360斷面，燒傷段為K108+324～+381，輕度燒傷段為K108+306～+324和K108+381～+426，其余段落為輕微影響區(qū)?？紤]到隧道火災受損涉及因素眾多，災后隧道的檢測應不僅包括結構外觀、混凝土回彈、碳化深度、結構厚度、混凝土燒失量等基礎性測試，還應包括過火襯砌力學性能、隧道侵限風險等潛在風險檢測。根據(jù)火災實際情況，確定隧道過火檢測項目(表1)。

表1 火災隧道應急檢測項目

2.2 外觀

經外觀檢測，火災后隧道病害表觀特征主要包括：二襯砼燒傷、二襯砼失水疏松剝落、燈架變形、邊墻瓷磚脫落、交安附屬設施破壞等現(xiàn)象。燒傷段(K108+324～+381)是燒傷最嚴重的段落，其燒傷區(qū)面積約為1 106m2，以主車道右側邊墻最嚴重，拱部和超車道側邊墻次之。經測算，混凝土剝落深度較大，平均深度為32mm，最大剝落深度達40mm。而輕度燒傷段雖影響面積達1 209m2，但主要為瓷片、防火涂料和附屬設施等損壞，并未危及隧道支護結構。同時，現(xiàn)場檢測表明，瓷片的破損狀態(tài)與其至著火點的距離存在明顯的相關性，位于燒傷段內的瓷片因災時溫度過高，基本全部脫落；位于輕度燒傷段的瓷片僅有上半部分脫離，這應與高溫氣體浮于頂部有關；而位于輕微影響段的瓷片多數(shù)完好，僅少部分存在脫落或空鼓。

圖2 二襯剝離情況及深度測試

2.3 襯砌砼回彈與碳化深度

現(xiàn)場檢測時在隧道左右邊墻、左右拱腰、拱頂布設了共99處的回彈測區(qū)，回彈強度統(tǒng)計如圖3a所示。從回彈強度來看：(1)回彈強度均大于20MPa但分布不均，20～30MPa的測點占比為38.8%，30～40MPa的測點占比為27.5%，大于40MPa的測點占比達33.7%；(2)最小回彈強度為20.6MPa，位于K108+349斷面(臨近燃燒點斷面)，這應與燃燒車輛長時間燃燒有關；(3)全部測點回彈強度均大于設計值，滿足結構設計的要求。

同時，現(xiàn)場檢測還進行了碳化深度的測試，測試結果如圖3b所示，可見：(1)碳化深度分布不均，過半測點碳化深度小于1mm，而碳化深度為1～2mm、2～3mm、3～5mm的測點占比分別為17.4%、14.7%、15.6%；(2)結合現(xiàn)場情況，碳化深度3～5mm的測點主要分布于燒傷段，表明越靠近燃燒點，其碳化深度值相對較大；(3)襯砌混凝土最大碳化深度僅5mm，總體不大，混凝土過火灼燒的不利影響可控。

圖3 襯砌回彈與碳化深度

2.4 襯砌砼厚度與災后力學性能

襯砌砼厚度檢測采用地質雷達無損檢測的方式，基于連續(xù)測量法選用900MHz天線進行探測，并沿隧道縱向分別在拱頂、左右拱腰、左右拱腳、左右兩側邊墻布置7條縱向測線。測試結果顯示，1 006個統(tǒng)計的襯砌厚度測點中厚度合格點達940個，厚度合格率達93.4%，平均襯砌厚度為36cm(設計厚度30cm)，僅有少數(shù)測點厚度小于23cm。

為進一步探明災后襯砌力學性能，于燒傷段邊墻部位取芯23處，每處芯樣長度為22cm以上且均取出兩個試件進行了單軸抗壓試驗?，F(xiàn)場取芯及測試結果統(tǒng)計如圖4所示。

圖4 現(xiàn)場鉆芯取樣測試結果

由圖4可知：(1)由于燃燒點附近結構存在一定的剝離，其芯樣表層完整性一般；(2)近圍巖側襯砌芯樣強度主要集中于23～26MPa，而近凈空側的強度主要集中于20～23MPa，因此近圍巖側襯砌普遍比近凈空側襯砌強度更高，由此可見火災對襯砌強度有一定的影響，燒傷后強度存在一定的衰減；(3)除1處芯樣強度低于20MPa外(18.9MPa)，其余各部位芯樣強度均滿足設計要求，因此災后隧道砼結構基本符合服役強度標準。

2.5 襯砌砼燒失量

隧道火災中被燒混凝土是火災物證鑒定的重要內容之一，對其在高溫下的變化情況可判定火場災時的作用溫度。首先從未過火段二襯砼取樣，進行灼燒溫度-燒失量的標準曲線測定,如圖5所示；然后從燃燒點附近(K108+358、+360)拱腳部位取樣，獲得對應的燒失量，分別對應平均燃燒溫度542℃、632℃。

圖5 燃燒溫度-燒失量關系曲線

由此可以確定，燃燒點附近過火溫度達540℃～630℃，根據(jù)《火災后工程結構鑒定標準》(T/CECS 252-2019)，該溫度已達C20混凝土爆裂的臨界溫度，確會導致現(xiàn)場混凝土表層剝離。

2.6 隧道凈空

為防止火災損傷后襯砌二次變形導致的侵限風險，針對燒傷嚴重段落共檢測13個典型斷面，檢測其襯砌斷面凈空，如圖6所示。從檢測結果來看，隧道寬度和凈空均滿足原設計的尺寸要求，隧道過火后引發(fā)的不良變形總體處于合理范圍。

圖6 斷面凈空檢測結果

2.7 災后隧道損傷評估

災后隧道各項檢測結果顯示：(1)火災主要影響范圍為K108+324～+381(燃燒點前后約20m)，主破損區(qū)面積約1 106m2；(2)該范圍內表面瓷片基本炸裂脫落，襯砌混凝土剝離以拱圈部位為主，平均剝離深度為32mm，最大深度為40mm；(3)回彈測試與鉆芯取樣均顯示，災后襯砌結構厚度、強度雖有所降低但仍基本滿足設計要求；(4)依據(jù)燒失量，推測該區(qū)段火災時的過火溫度可達630℃；(5)災后襯砌結構變形總體不大，未出現(xiàn)結構侵限的情況。

從檢測結果來看，火災對案例隧道的影響總體可控，但為進一步明確災后隧道結構安全性，采用數(shù)值仿真方法進行過火隧道結構安全評價。

3 災后隧道結構安全性評價

3.1 模型建立及材料參數(shù)

根據(jù)現(xiàn)場火災情況，選取燃燒點所在的K108+360斷面作為本次模擬的分析斷面，該斷面埋深120m，圍巖等級為Ⅱ級?；趯嶋H工程，建立雙車道公路隧道“隧道-地層”模型[6]，如圖7所示。模型水平方向上向隧道兩側取3倍以上洞徑，各延伸50m；模型豎直方向上從隧底向下方取3倍以上洞高，共50m；模型豎直方向上從隧頂向上方取3倍以上洞高，共50m；未建立至表面部分采用等效重力法將重力作用于模型上表面。模型中全部單元均為實體單元，圍巖采用摩爾-庫倫本構模型，而支護結構采用彈性本構模型，具體的材料參數(shù)見表2。模型力學邊界條件：地層左右兩側設置水平約束，地層底部設置豎直約束，地層頂部設置上部圍巖自重應力的力學邊界條件。

圖7 數(shù)值模型網(wǎng)格劃分

表2 圍巖與結構的物理參數(shù)

3.2 計算工況

根據(jù)實際火災情況(燃燒車輛位于右側車道，右側剝離程度大于左側)，以剝離深度、拱部剝離角度作為分析因素，設置了四種計算工況：(1)無剝離工況；(2)拱部右側75°范圍剝離4cm工況；(3)拱部120°范圍剝離4cm工況；(4)拱部120°范圍剝離10cm工況。各工況隧道結構模型如圖8所示。

圖8 各工況隧道結構模型

3.3 計算結果分析與討論

提取各工況下隧道結構豎向位移分布、結構小主應力分布，如圖9和圖10所示。其中豎向位移以豎直向上為正，結構應力以受拉為正。需要說明的是，由于結構水平位移、結構大主應力(拉應力)變化較小，故未予以繪出。

圖9 結構豎向位移云圖(單位：mm)

圖10 結構小主應力云圖(單位：MPa)

由圖9可見：(1)各工況下隧道結構的最大沉降位移均位于拱頂部位，最大隆起均位于邊墻角部位；(2)各工況下隧道拱頂沉降分別為3.39mm、3.55mm、3.79mm、4.07mm，隨剝離范圍或剝離深度的增長，拱頂沉降持續(xù)增加，但增量僅為0.68mm，影響相對較??；(3)由于拱部結構剛度的削減，結構剝離的影響主要呈現(xiàn)為拱頂沉降的增長，而對于其他部位的影響并不明顯。

經分析，隧道支護結構僅存在小幅的位移量增長，這應與圍巖等級較高且具備良好的自穩(wěn)能力有關。

由圖10可見：(1)隧道火災剝離襯砌后，混凝土壓應力最值從未剝離工況的10.54MPa增長至現(xiàn)場剝離條件(4cm)時的12.09MPa，應力增量為1.55MPa，應引起重視；(2)當襯砌剝離厚度繼續(xù)增長到10cm時，結構壓應力最值增長至12.61MPa，應力增量達2.07MPa；(3)各工況下隧道結構的壓應力最值均位于拱腳部位，而由于拱部結構剛度的削減，拱頂部位的壓應力存在明顯的增長。

為評價隧道結構的安全性，提取數(shù)值模型結構內力并依據(jù)《公路隧道設計規(guī)范》[7]計算其典型部位結構的安全系數(shù)，計算結果見表3。需要說明的是，表3中的結構安全系數(shù)均為抗壓安全系數(shù)，規(guī)范要求此系數(shù)需大于2.0。

表3 典型部位結構安全系數(shù)

由表3可知：(1)各工況下雖然拱部安全系數(shù)降幅明顯，但是結構最小安全系數(shù)仍均位于右拱腳部位，表明拱腳部位為受力薄弱環(huán)節(jié)，需予以關注；(2)隧道火災剝離襯砌后，結構最小安全系數(shù)從未剝離工況的9.87逐步降至現(xiàn)場剝離條件(4cm)時的7.43，安全系數(shù)降幅較為明顯，應引起重視；(3)當襯砌剝離厚度繼續(xù)增長到10cm時，結構最小安全系數(shù)降至5.88，降幅明顯，但仍能滿足規(guī)范要求。

總體來看，過火后拱部襯砌的剝離引發(fā)了拱部整體支護剛度的削減，進而導致拱頂沉降的增加、結構最大壓應力的上升、結構最小安全系數(shù)的減少。同時，拱部剝離范圍與剝離深度的增大均會加劇上述不利影響，應予以重視。但在拱部剝離深度達到10cm的工況下，拱頂沉降量為4.07mm、混凝土最大壓應力為12.61MPa、結構最小安全系數(shù)為5.88，均能符合規(guī)范限值的要求。

4 結論

(1)結合典型隧道火災案例，提出了系統(tǒng)性的災后檢測流程，具體包括外觀、襯砌砼回彈與碳化深度、襯砌砼厚度與災后力學性能、襯砌砼燒失量、隧道凈空等多項檢測內容。通過上述流程，基本探明了火災對隧道結構及內部設施的損傷情況，可供同類火災案例參考。

(2)檢測結果表明，案例隧道火災主要影響范圍為燃燒點前后約20m，主破損區(qū)內表面瓷片炸裂脫落嚴重；拱圈襯砌砼普遍存在剝離，平均剝離深度為32mm，最大深度為40mm，但襯砌厚度仍可滿足設計要求；襯砌過火后表層砼強度存在下降，襯砌強度呈現(xiàn)“內高外低”的特征；依據(jù)燒失量試驗結果，可推測燃燒點的過火溫度達630℃；襯砌結構變形較小，未出現(xiàn)結構侵限。因此，火災對案例隧道的影響總體可控。

(3)基于FLAC3D軟件分析了隧道過火后不同剝離情況下隧道結構位移、應力及安全性規(guī)律特征。

計算結果表明，拱部襯砌的剝離會導致拱頂沉降小幅增大、結構壓應力一定的增加、結構最小安全系數(shù)明顯降低。同時，拱部剝離范圍與剝離深度的增大均會加劇上述不利影響。但在拱部剝離深度達到10cm的工況下，拱頂沉降量為4.07mm、混凝土最大壓應力為12.61MPa、結構最小安全系數(shù)為5.88，均能符合規(guī)范限值的要求?；诖耍幹卧O計采用了高強環(huán)氧砂漿修復，經過一年的營運，處治效果良好，與計算分析結果一致。