朱斌忠，郭佳奇，錢源，徐沖

（1.河南理工大學 土木工程學院，河南 焦作 454000；2.中鐵第一勘察設(shè)計院集團有限公司，陜西 西安 710043）

0 引 言

隨著我國大多數(shù)城市交通壓力不斷增加，城市軌道交通特別是地鐵交通迅速發(fā)展，中國許多城市正在修建、擴建或計劃修建地鐵項目。截至2019年底，我國大陸開通運營的軌道交通線路共計208條，遍布40個城市，運營線路長達6 736.2 km，其中地鐵線路長5 180.6 km，占比75.9%［1］。城市地鐵在緩解城市交通擁擠的同時，運營期間其病害問題也日益凸顯。20世紀90年代香港地鐵部分隧道區(qū)間因內(nèi)側(cè)鋼筋銹蝕，導致外側(cè)混凝土保護層脫落［2］；廣州地鐵運營十余年后也出現(xiàn)了鋼筋腐蝕、混凝土碳化、電弧損傷和雜散電流腐蝕問題［3］。研究影響地鐵隧道襯砌耐久性的因素及其致劣機制，對我國地鐵建設(shè)意義重大。

隨著城市規(guī)模不斷擴大，部分沿海城市正在嘗試修建跨海地鐵隧道。相對陸地水土環(huán)境，海底水土荷載環(huán)境復雜、粒子侵蝕環(huán)境多變［4-5］，因此對隧道結(jié)構(gòu)的耐久性提出了更高要求。早在20世紀60年代，歐美學者就提高地下管線和地下油罐等混凝土結(jié)構(gòu)耐久性進行了一系列研究［6-7］。M L Post等［8］發(fā)現(xiàn)海域環(huán)境中干 燥混凝土會逐漸向海水飽和狀態(tài)過度，且期間混凝土強度逐漸降低。隨著國內(nèi)水域段隧道的大規(guī)模建設(shè)和投入運營，國內(nèi)學者開展了一系列研究。王振信［9］分析了混凝土的腐蝕機理，提出了提高盾構(gòu)管片耐久性及管片耐久性檢測的方法；何川等［10］對盾構(gòu)管片結(jié)構(gòu)服役狀態(tài)進行研究，發(fā)現(xiàn)材料、環(huán)境、施工和事故等主要因素會引起結(jié)構(gòu)耐久性問題，從而導致滲漏水、襯砌混凝土開裂、鋼筋銹蝕等隧道病害。在前人基礎(chǔ)上，劉四進等［11］考慮鋼筋混凝土劣化過程的特點，研究了盾構(gòu)隧道襯砌結(jié)構(gòu)受腐蝕后的力學性能，提出了腐蝕劣化管片的抗彎剛度衰減模型。在引起隧道襯砌結(jié)構(gòu)劣化的眾多原因中，Cl—是導致鋼筋銹蝕的主要因素［12-14］，鋼筋銹蝕是影響混凝土結(jié)構(gòu)耐久性的最主要原因［15-17］，而海域環(huán)境中富存Cl—，因此有必要將Cl-作為影響海域隧道襯砌耐久性的重要因素。

地鐵運營期間，動荷載對隧道的影響很早就引起了國內(nèi)外學者的廣泛關(guān)注，自20世紀70年代以來，相關(guān)研究相繼開展。G.Degrande等［18］通過現(xiàn)場試驗和室內(nèi)試驗測量得到了峰值點速度和頻率組成的速度函數(shù)隨列車到隧道距離的變化；白冰等［19］通過數(shù)值計算得到了交疊隧道在列車動載下的動力響應特征，計算結(jié)果表明隧道中部斷面的拱底位移峰值小于開始段；吳聰［20］設(shè)計并建造用于列車振動試驗的相似模型試驗裝置，利用激振器對結(jié)構(gòu)盾構(gòu)隧道中不同位置單點激振，初步研究了交叉盾構(gòu)隧道管片襯砌結(jié)構(gòu)和周圍生體中的動力響應機理。

上述研究或分析了運營隧道結(jié)構(gòu)致劣機制，或考慮了列車動荷載下襯砌結(jié)構(gòu)的動力響應，為隧道的維護保養(yǎng)提供了一些參考，但由于沒有同時考慮海水與列車動荷載對隧道結(jié)構(gòu)耐久性的影響，對運營中的海域地鐵隧道不全適用。本文綜合室內(nèi)試驗和數(shù)值模擬，重點研究列車動荷載作為支護結(jié)構(gòu)上一種荷載時對隧道結(jié)構(gòu)耐久性的影響，得到服役期間海域隧道襯砌結(jié)構(gòu)在海水侵蝕和列車動荷載共同作用下的劣化特征。研究成果對海域地鐵隧道運營期間的維修與保養(yǎng)具有重要意義。

1 工程概況

廈門地鐵6號線的馬鑾中心站至集美島站區(qū)間中部下穿馬鑾灣，為海底隧道，地面現(xiàn)狀為魚塘區(qū)，結(jié)構(gòu)深度8～20 m，其中YDK5+550～YDK6+400和YDK7+700～YDK6+400段兩次下穿馬鑾灣，灣底規(guī)劃高程為-4.24 m。隧道所處地層上部為第四系全新統(tǒng)人工填土、海積淤泥、沖洪積粉質(zhì)黏土、砂土、上更新統(tǒng)沖洪積粉質(zhì)黏土、砂土為主，底部為殘積土及全、微風化基巖。其中隧道穿越風化凝灰熔巖殘積土和風化凝灰熔巖，巖體基本質(zhì)量分類等級為Ⅴ級，強度較低，節(jié)理裂隙發(fā)育且富含海水。本項目段盾構(gòu)隧道運營期間易受海水侵蝕，易造成管片耐久性劣化，對隧道運營安全構(gòu)成威脅。工程段土層參數(shù)如表1所示。

表1 工程段土層參數(shù)Tab.1 Soil layer parameters of engineering section

研究段斷面地質(zhì)情況如圖1所示。隧道管片采用C50防水混凝土，內(nèi)部鋼筋采用HRB400，外徑3 100 mm，內(nèi)徑2 750 mm，襯砌厚度350 mm，服役年限設(shè)計為100年。

圖1 工程段地質(zhì)斷面圖Fig.1 Geologic profile of engineering section

2 室內(nèi)管片試驗

為模擬海域段隧道襯砌結(jié)構(gòu)受海水侵蝕的情況，進行混凝土加速侵蝕室內(nèi)試驗，研究Cl-侵蝕對襯砌結(jié)構(gòu)的腐蝕作用?；炷猎噳K為廈門地鐵施工混凝土管片供貨商提供的C50混凝土試塊，尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，加工得到Φ50 mm×100 mm的圓柱形試件，使用高壓鍋將試樣在鹽水中加熱24 h，得到受到Cl-侵蝕的試件，試驗過程如圖2所示。

圖2 試件加速侵蝕試驗過程Fig.2 Test process of specimen erosion

分別將干燥狀態(tài)下的普通試件（記為A組）與用質(zhì)量分數(shù)2.5%Nacl浸泡過并在電壓力鍋中加熱24 h的試件（記為B組）進行三軸壓縮試驗。試塊力學性能試驗選用武漢巖土力學研究所研制的RMT-150B三軸儀。試驗中對每組5個試塊施加分別為2，4，6，8，10 MPa的圍壓，加載速率為0.5 MPa／s。試塊處理完成后，待試塊自然冷卻為室溫，用三軸儀對試塊進行加壓試驗，每組試塊應力應變關(guān)系見圖3。整理A、B兩組試件測量結(jié)果，如表2～3所示。

表2 A組試件試驗結(jié)果Tab.2 Experimental results of group A

圖3 試塊應力-應變曲線Fig.3 Stress-strain curves of samples

變化趨勢相同，曲線峰前斜率接近，因此A組試件在不同圍壓下表現(xiàn)出的彈性模量大致相等，隨著圍壓增加，試件峰值應力增大，可見隨著圍壓增加，A組試件抗壓強度明顯增加；隨著圍壓增加，B組試件不僅應力應變曲線峰值應力增加，曲線峰前斜率也表現(xiàn)出增大趨勢，可見受到Cl-侵蝕的混凝土，隨著圍壓提高，抗壓強度和彈性模量會逐漸增加。

表3 B組試件試驗結(jié)果Tab.3 Experimental results of group B

由表2～3可知，B組試件的彈性模量較A組試件有所降低，下降了約46.13%；4～10 MPa圍壓下B組試件的抗壓強度較A組分別下降46.4%，38.5%，41.9%和37.5%。

3 數(shù)值模擬分析

3.1 數(shù)值模型

3.1.1 數(shù)值模型及邊界約束條件

有限元分析軟件MIDAS GTS擁有幾乎所有巖土工程及隧道領(lǐng)域的分析功能，在世界范圍內(nèi)得到了廣泛應用。本文使用該軟件，依據(jù)圣維南原理建立尺寸40 m×12 m×40 m的模型；襯砌為完全剛度均質(zhì)圓環(huán)，外徑3 100 mm、內(nèi)徑2 750 mm，管片厚度350 mm，忽略接頭影響；為方便計算，模型中地層單元尺寸為0.5～2 m，軌床與管片最小尺寸為0.5 m，如圖4所示。動力計算時，體系阻尼比取0.05，大地阻尼比取0.05，隧道最大、最小固有頻率分別為0.82 Hz和0.627 Hz；上邊界自由，前后、左右及下邊界設(shè)置“黏性邊界”；此外，土層荷載通過土層荷載法施加，海水荷載通過設(shè)置水位施加。

圖4 數(shù)值模型Fig.4 Numerical model

假設(shè)襯砌受海水侵蝕后，各個方向Cl-侵入深度一致，則受侵蝕與未受侵蝕管片關(guān)系如圖5所示，依圖5建模，對管片進行網(wǎng)格細分，未受侵蝕和已受侵蝕部分分別賦彈性模量34.50，20.97 GPa，泊松比均為0.2。引用文獻［21］中Cl-侵入管片深度與時間的關(guān)系，即假設(shè)運營0，50，100 a時，Cl-侵入管片深度分別為0，165.57，216.45 mm。

圖5 侵蝕管片模型圖Fig.5 Erosion sheet model diagram

3.1.2 動荷載施加

使用MIDAS GTS動力分析模塊，按照中車唐山機車車輛有限公司制造的6B型列車參數(shù)（見表4）施加列車動荷載，見圖6。

表4 6B型地鐵列車主要技術(shù)參數(shù)Tab.4 Main technical parameters of type 6B subway train

圖6 列車動荷載示意圖Fig.6 Train dynamic load diagram

3.2 模擬計算結(jié)果

3.2.1 初始靜力場分析

不同服役年限下，隧道襯砌結(jié)構(gòu)橫向位移變化不大，縱向位移變化趨勢相同，其中拱頂位移較為明顯，隨著運營時間增加，拱頂位移增加約1 mm。與一般盾構(gòu)隧道相同，隨著使用年限增加，混凝土強度降低，會出現(xiàn)隧道拱頂下沉、拱底隆起、兩腰分別向外位移的現(xiàn)象。

圖7～8顯示了初始應力場下隧道襯砌的主應力分布。盾構(gòu)隧道襯砌主應力的最大值一般對稱分布在隧道拱頂、底部和兩腰。運營年限增加后，海域隧道襯砌強度降低，但是上述趨勢并未改變。隧道襯砌的內(nèi)側(cè)出現(xiàn)拉應力，其中拱頂拉應力比其他部位大，未受侵蝕時最大拉應力為6.31 MPa，隧道運營100 a后最大拉應力增長至6.79 MPa，增幅為6.42%。隧道結(jié)構(gòu)主要承受壓應力，未受侵蝕時最大為10.38 MPa，隧道服役100 a后增長至11.85 MPa，增幅14.16%。綜上，Cl-對襯砌侵蝕程度不斷增加，襯砌承受的拉壓應力也不斷增加，可見Cl-侵蝕對襯砌強度是不利的。

圖7 初始應力場下管片最大主應力分布Fig.7 Max principal stress distribution under the initial stress field

3.2.2 不同服役年限運營隧道結(jié)構(gòu)劣化

不同服役年限列車動荷載作用下隧道管片的橫向位移與縱向位移云圖如圖9～10所示。由圖9可知，動荷載作用下管片左右拱腰出現(xiàn)較大收斂位移，且隨著運營年限增加，收斂位移有不同程度增加，最大位移4.3 mm左右；由圖10可知，服役隧道運營0，50，100 a后，在列車動荷載影響下的縱向位移分布趨勢大致相同，隧道洞口處容易出現(xiàn)較大位移，最大在60.3 mm左右。此外隨著服役年限增加，縱向位移較大部分分布區(qū)域逐漸減小，動荷載對隧道整體性的影響有一定下降。

圖9 動荷載下橫向位移云圖Fig.9 Longitudinal displacement cloud map under dynamic load

圖10 動荷載下縱向位移云圖Fig.10 Lateral displacement cloud map under dynamic load

動荷載下隧道主應力分布如圖11～12所示，隧道兩端軌床與襯砌接觸位置容易出現(xiàn)應力集中，針對這一現(xiàn)象，實際中在隧道的這些位置采取加固措施，如噴射混凝土等。隧道內(nèi)側(cè)易受拉，外側(cè)易受壓，如圖12所示，應力較大區(qū)域都出現(xiàn)在隧道拱頂、底部兩腰位置。隧道兩端壓應力較大，且隨著服役年限增加，較大壓應力分布區(qū)域減小。

圖8 初始應力場下管片最小主應力分布Fig.8 Min principal stress distribution under initial stress field

圖11 動荷載作用下隧道管片最大主應力分布Fig.11 Max principal stress distribution under dynamic load

圖12 動荷載作用下隧道管片最小主應力分布Fig.12 Min principal stress distribution under dynamic load

3.2.3 不同位置管片在動荷載下響應情況

列車振動會周期性向隧道管片加載，為了分析列車經(jīng)過該段隧道時動荷載在不同時間對隧道的影響，以服役50 a的隧道為例，提取不同位置位移、應力變化進行對比分析。

由于動荷載作用下隧道管片的橫向位移較小，本節(jié)只考慮隧道拱頂管片的縱向位移。沿著列車行駛方向，自隧道起始處依次記為1～11，整理提取點的縱向位移，其變化趨勢如圖13所示。

圖13 拱頂位移變化曲線Fig.13 Displacement change curves of vault

由圖13可知：（1）在周期性的列車動荷載作用下，襯砌上的位移沿軸向大致對稱分布，荷載對隧道中部影響最大。隨著荷載作用時間增加，位移變化量逐漸增大。（2）隨著動荷載作用時間增加，管片整體向下移動，位移量不斷加大，相同位置最大位移差可達4.52 mm，增加了近1.6倍。（3）由于列車長120 m，本文建模隧道長10 m，列車在隧道中通行10 s，這10 s中動荷載周期性施加于管片上，使隧道不斷產(chǎn)生位移，位移量不斷疊加，位移曲線見圖13。實際上，列車通過隧道后，位移不會隨著列車離開而恢復，列車不斷通過時，位移仍然會不斷疊加，導致隧道襯砌出現(xiàn)喪失耐久性的可能。

沿著列車行駛方向，提取管片拱頂、底部、兩腰的一排單元分析不同時刻隧道整體的應力變化情況，每排單元格沿列車前進方向依次標號1～10，如圖14～17所示。

由圖14～17可知：（1）在周期性列車動荷載作用下，襯砌上的主應力沿軸向線大致對稱分布，隧道中部與隧道兩端主應力相差較大。列車動荷載作用時間越長，隧道拱頂最大主應力、底部最小主應力增加越明顯；隧道拱頂最小主應力、底部最大主應力及隧道左右兩側(cè)主應力隨列車動荷載作用時間增加而小幅增加。（2）除隧道底部外，較高的主應力值一般出現(xiàn)在隧道兩端，如隧道拱頂最小主應力最大9.5 MPa，隧道左右兩側(cè)最大主應力最大5.5 MPa，均出現(xiàn)在隧道兩端。

圖14 拱頂應力變化曲線Fig.14 Stress change curves at vault

在列車動荷載作用下，隧道位移與應力均隨服役時間增加而增大。由于隧道襯砌始終有較大的位移與應力，拱頂位移均維持在60 mm以上，拉、壓應力最大值分別為2.72，19.3 MPa，軌床與管片接觸處易出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，特別是隧道兩端應力相對于中間會偏大；初始位移、應力清零后，動荷載作用下縱向位移較大值出現(xiàn)在隧道中部，應力沿隧道軸線大致對稱分布，應力關(guān)于中點位置對稱，橫斷面上應力關(guān)于豎向線左右對稱；相同服役年限下，動荷載作用時間越長，隧道襯砌產(chǎn)生的位移越大，最大值7.43 mm，隨著時間增加而疊加。

圖15 下側(cè)應力變化曲線Fig.15 Stress variation curves at the lower side

圖16 左側(cè)應力變化曲線Fig.16 Stress change curve at the left

圖17 右側(cè)應力變化曲線Fig.17 Stress change curves at the right

4 結(jié) 論

（1）海水侵蝕會使試件內(nèi)部發(fā)生化學反應，試件內(nèi)部裂縫中產(chǎn)生一系列侵蝕產(chǎn)物使裂縫延伸，從而使管片混凝土性能劣化。三軸壓縮試驗中，受到Cl-侵蝕的混凝土試件抗壓強度降低，通過計算得出結(jié)論Cl-侵蝕下C50混凝土試樣強度出現(xiàn)明顯下降，彈性模量下降了46.13%。

（2）受到侵蝕后，隧道襯砌強度降低，管片受到的應力不斷增加，其中壓應力增加最多，增幅達14.6%。服役海域隧道在海水作用下耐久性不斷下降，運營時間較長且未進行加固處理可能會出現(xiàn)安全問題。

（3）列車動荷載作用下，隧道的縱向位移進一步增加，且隧道中間段位移更大，周期性動荷載作用時間越長，位移越大，位移有疊加效果，列車動荷載單獨作用于隧道一次，產(chǎn)生的最大縱向位移為7.43 mm。

（4）列車動荷載作用下，服役年限越久的隧道襯砌上應力也會越大，隧道上應力沿縱向中軸線左右對稱、沿隧道中間截面前后對稱分布；動荷載作用于隧道襯砌上時，對隧道拱頂和兩腰偏上部位的應力影響較大，最大值為5.5 MPa，周期性動荷載持續(xù)作用于隧道襯砌上時，拱頂應力不斷增加，隧道耐久性降低。