城市隧道合建结构整体抗火安全性研究

2020-09-14田源王明年郭晓晗胡萧越闫自海

铁道科学与工程学报 2020年8期

田源，王明年，郭晓晗，胡萧越，闫自海

城市隧道合建结构整体抗火安全性研究

田源1, 2，王明年1, 2，郭晓晗1, 2，胡萧越1, 2，闫自海3

(1. 西南交通大学土木工程学院，四川成都 610031；2. 西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，四川成都 610031；3. 中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江杭州 311122)

城市隧道合建结构发生火灾时，会对其合建相邻结构的变形及应力分布造成一定影响，进而威胁整体结构的抗火安全性能。以义乌商城大道隧道工程为依托，采用有限元软件ANSYS建立合建结构热-力耦合瞬态分析模型，考虑火灾高温对材料性能的非线性影响，依据隧道结构抗火安全性标准对不同火灾模式下合建结构的整体抗火安全性能进行分析。研究结果表明，火灾高温作用使得地下合建结构发生显著的应力重分布，但由于混凝土材料的热惰性，将不会对与受火结构合建的相邻结构内部温度场造成影响；当隧道火灾规模为30 MW且持续120 min时，受火结构表面最高温度可达673.5 ℃，且距离受火面25 mm处的温度为483.3 ℃，均不满足结构抗火安全性的温度标准，需采取一定的防火措施；且受火结构对与其水平合建的相邻结构应力及安全性有较大影响，其应力变化幅度最大超过50%，而对竖向合建结构影响较小，但均能保证整体结构体系的承载能力；建议施作导热系数小于0.15 W/(m·℃)，厚度大于12 mm的防火涂料以降低火灾所引起的结构高温应力及损伤，进一步提高合建结构整体抗火安全性能。

城市隧道；合建结构；抗火性能；安全系数；防火涂料

随着我国城镇化水平的不断提高，为了缓解城市道路交通拥堵、基础设施不足等诸多问题并节约建设总投资，将地下道路、综合管廊、轨道交通等多种隧道类型进行协同建设已成为各大城市开发利用其地下空间的新趋势[1−2]。但当隧道内发生火灾时，所产生的高温烟气将会对结构造成较大损伤[3]，同时各隧道结构作为一个整体，其之间必然会由于受火结构产生的温度应力而相互作用，进而对整体结构安全性造成不利影响。因此，有必要对城市隧道合建结构的整体抗火安全性进行深入研究。现阶段，相关学者多针对单一形式的隧道结构进行火灾行为及其结构安全性研究，闫治国[4]通过火灾模型试验及数值模拟对盾构隧道衬砌结构体系在火灾高温时的力学行为和薄弱环节进行了研究；强健[5]从高温损伤的角度研究了地铁盾构隧道衬砌火灾高温后的力学性能劣化规律，并建立了隧道灾后评估程序；邱月等[6]通过数值模拟方法在火灾作用下对铁路盾构隧道双层衬砌的应力及变形规律进行了分析，给出了二衬最小厚度建议值；霍建勋[7]通过现场火灾试验对高速公路隧道结构的火灾局部损伤进行了分析，并研究了不同火灾模式下结构内力及安全性；孟玉[8]采用有限元软件ABAQUS建立地下混凝土框架结构火灾模型，研究了火灾下结构温度、位移以及薄膜力等力学性质随时间的变化情况；王明年等[9]通过火灾动力学模拟软件FDS建立综合管廊电缆舱室火灾模型，对其火灾温度场分布及结构损伤特征进行了分析。综上所述，目前针对隧道火灾的相关研究主要集中于单一隧道结构在火灾作用下的温度、位移、应力等随时间变化规律分析以及隧道耐火方法研究等内容，尚未针对日益增多的城市隧道合建结构的整体抗火安全性能进行深入分析。基于此，本文以义乌商城大道隧道工程合建段为依托，采用有限元软件ANSYS建立隧道合建结构热−力耦合分析模型，考虑火灾高温对材料热工性能及力学性能的非线性影响，通过确定隧道结构抗火安全性标准进而对不同火灾模式下的合建结构整体抗火安全性能进行分析，并给出可满足抗火标准的防火涂料厚度建议值，以期为城市隧道合建结构抗火设计提供一定参考依据。

1 工程概况

义乌市商城大道隧道工程全长约6 km，隧道主体结构均为矩形闭合框架结构，采用C35钢筋混凝土，主筋采用HRB400，其中国贸大道至浙医四院段的交通隧道、综合管廊、轨道交通三者采用合建结构，进行同步设计及施工，全长约3.3 km。同时，合建结构场地地质条件较好，覆盖层较浅，其厚度为4.1 m，以下为中、微风化岩层，隧道地层主要物理力学指标如表1所示，地下水位为2.4 m。如图1所示，该合建结构以竖向合建为主，水平合建为辅，交通隧道为双向6车道规模，仅限通行非危险化学品等机动车，布置在地下1层，综合管廊采用两舱矩形形式，设置高压电力舱和水信电综合舱，与交通隧道采用结构共墙形式布置，轨道交通区间隧道位于地下2层中间位置，采用结构共板形式，其侧墙与商城大道交通隧道中墙对齐布置。

表1 隧道地层主要物理力学指标

单位：mm

2 合建结构热−力耦合模型的建立

2.1 耦合模型建立及火灾场景设计

本文采用有限元软件ANSYS建立“荷载−结构”模型进行火灾高温作用下的热−力耦合瞬态分析，隧道合建结构采用2维8节点平面应变耦合单元Plane223进行模拟，结构与地层之间的相互作用通过弹簧单元Combin14进行模拟，其弹簧刚度可按地基基床系数换算得到，且在计算过程中逐渐删除受拉弹簧单元，由此建立的数值计算模型如图2所示。在该热−力耦合数值模型中，假设模型初始温度为均匀分布，为20 ℃，且结构受火面边界条件取为第3类热边界条件，即与其受火面接触的高温烟气温度以及综合换热系数已知，可由式(1)表征。在隧道结构外侧，由于混凝土材料的热惰性，热量一般不会传递到周围地层，可忽略该区域的热量交换过程，采用绝热边界条件。同时依据工程地质参数施加相应的外部地层荷载，荷载计算采用永久荷载和可变荷载组合进行分析，其中各荷载分项系数取为1[11]。

1) 隧道混凝土可按各向同性的均质材料考虑；

2) 忽略火灾下隧道结构内部水分蒸发等因素对结构内部温度场造成的影响；

3) 由于隧道结构内部钢筋体积占比较小，且钢筋导热系数较大，故不考虑钢筋对结构内部温度场的影响。

图2 合建结构热−力耦合分析模型

此外，确定合适的火灾场景是隧道结构抗火性能研究的基础依据，目前常用于定量描述火灾场景的方法有热释放速率法和温升曲线法。考虑依托隧道工程交通隧道内仅限客车通行，禁止通行危化品车和大货车，本文采用热释放速率法并根据PIARC研究报告及相关规范确定所依托隧道工程火灾场景的最大热释放速率为30 MW，火灾持续时间为120 min，则其相应火灾烟气最高温度为800 ℃，参照RABT火灾温升曲线设定升温速率为240 ℃/min[13−14]。同时，对于汽车火灾而言，隧道断面温度的横向分布规律为结构顶部温度最高，路面附近温度最低，并按照线性规律过渡，可由式(2)进行表征[4]：

式中：为隧道高度，m；为断面上任一点距路面的距离，m；T为断面上距路面处的烟气温度，℃；T和T分别为断面结构顶部和路面附近的烟气温度，℃。

2.2 材料参数选取

混凝土材料的热工性能是进行火灾下隧道结构温度场模拟的重要前提，同时其高温力学性能又是进行结构抗火安全性研究的必要条件。在进行隧道合建结构热−力耦合分析时，材料的热工性能和力学性能均随温度的升高而发生非线性变化，本文选取混凝土及钢筋材料参数计算公式如下所示[15−18]：

混凝土导热系数随温度变化关系式为：

混凝土比热容随温度变化关系式为：

混凝土热膨胀变形随温度变化关系式为：

“学案导学”在助学以及导学方面有着极为明显的积极作用。采用“学案导学”后，大多数学生能很快将课堂上学习到的知识理解消化，而且课堂上有更多的时间进行相关的思维练习，明显减轻了课外学习负担，课外的时间便可以看自己喜欢的书籍，做自己喜欢的事情，个性得到展露，这又进一步促进学生综合素质的提升。

混凝土弹性模量随温度变化关系式为：

钢筋弹性模量随温度变化关系式为：

式中：为火灾烟气温度，℃。

2.3 耦合模型的验证

采用上述热−力耦合模型选取的单元类型、边界条件以及材料属性，对Ngo等[19]在ISO834标准火灾曲线作用下针对钢筋混凝土墙体开展的火灾试验进行数值模拟，通过比较试件在120 min内的温度及其平面外挠度变化以验证耦合模型的可靠性。墙体试件采用C35混凝土，尺寸为2 400× 1 000×150 mm，同时承受偏心距为10 mm的轴向荷载485 kN。图3和图4给出了混凝土墙体在火灾作用下温度及其挠度随时间的变化规律，可以看出数值计算结果与试验结果吻合较好，说明所采用的数值模拟方法能够较好地研究火灾高温作用下隧道结构的变形及温度分布。

图3 距受火面25 mm处温度−时间曲线对比

2.4 隧道结构抗火安全性标准确定

隧道结构在火灾作用下应满足的抗火性能主要包括结构的承载能力、完整性以及隔热性。由于混凝土材料的热惰性，且隧道结构构件尺寸较大，背火面温度一般不会受到火灾高温作用的影响。参照《公路隧道设计规范》中相关规定可知[20]，按照破损阶段检算隧道结构截面强度时，根据结构所受的荷载组合不同，应选用不同的安全系数进行计算与分析，钢筋混凝土结构的安全系数可依据表2来进行取值。本文隧道合建结构热−力耦合计算过程中所施加荷载主要包括隧道结构自身承受的地层压力以及由于火灾高温引起的附加荷载(属于其他可变荷载范畴)，故在后续隧道结构抗火安全性分析中确定其强度标准为结构安全系数在混凝土受压时不应小于1.7，而在混凝土受拉时不应小于2.0。

图4 墙体构件中心位置处挠度−时间曲线对比

表2 钢筋混凝土结构的强度安全系数

同时，依据我国《建筑设计防火规范》确定城市交通隧道抗火安全性的温度标准为火灾下距离混凝土受火表面25 mm处的钢筋温度不超过300 ℃或者混凝土结构受火表面温度在受火120 min内不大于380 ℃[21]。

3 计算结果及分析

3.1 火灾下合建结构整体安全性分析

本文重点研究火灾持续120 min时城市隧道合建结构是否达到结构抗火安全性标准，由于隧道火源位置处温度最高，对结构损伤也为最大，故着重考虑此位置处结构橫断面的抗火安全性能，并将火灾发生前结构只承受地层荷载作用的计算结果作为火灾前初始计算结果，对应地将结构受火120 min后的计算结果作为火灾后计算结果进行分析。在隧道合建结构的共板及共墙等重要位置处共选取10个特征截面进行分析，如图5所示，按破损阶段法检算火灾后结构安全系数是否满足强度标准，即通过ANSYS提取上述隧道结构火灾后相应截面的节点应力并转化为弯矩轴力进而计算得出其安全系数，根据2.4节所得抗火安全性强度标准判断火灾下合建结构的整体安全性。

图5 隧道合建结构所选截面示意

当火灾发生在交通隧道左孔时，通过所建立的热−力耦合瞬态分析模型进行模拟可知合建结构受火120 min后其最大水平位移可达3.51 mm，出现在交通隧道中隔墙位置处，在交通隧道左孔结构顶板处竖向位移达到最大，为−8.71 mm，合建结构火灾后变形如图6所示。图7给出了隧道合建结构在受火120 min后的温度云图，可见由于混凝土材料的热惰性，受火结构内形成较大的温度梯度，但与其合建的相邻结构内部温度均未到火灾高温的影响。同时，在受火结构顶部混凝土表面温度高达673.5 ℃，且距离混凝土表面25 mm处的温度为483.3 ℃，均远大于规范中所规定的温度限值，故不满足结构抗火安全性的温度标准，应采取相应的防火措施，如在结构表面施作一定厚度的防火涂料等。

同时，提取上述隧道合建结构火灾后相应截面的节点应力通过计算可得结构各截面安全系数，如表3所示，可见结构各截面安全系数均大于强度标准限值，故结构受火120 min后可满足承载能力要求。在火灾高温作用下，由于受火结构的不均匀热膨胀变形以及混凝土力学性能的持续劣化，合建结构内部将会产生显著的应力重分布。图8~9分别给出了交通隧道左孔发生火灾时合建结构部分截面在火灾过程中的应力变化情况，可见与交通隧道左孔水平合建的综合管廊及交通隧道右孔在火灾作用下其结构截面应力变化较大，其变化幅度最大超过50%，而与其竖向合建的轨道交通结构截面应力变化较小。因此，可认为隧道火灾规模为30 MW且持续120 min时，受火结构对其相邻水平合建结构影响较大，而对其他合建结构基本无影响，但可保证整体结构体系的承载能力。

图6 交通隧道左孔受火120 min时结构变形图

图7 交通隧道左孔受火120 min时合建结构温度分布

表3 火灾下合建结构各截面安全性分析

图8 隧道合建结构部分截面水平应力变化

图9 隧道合建结构部分截面竖向应力变化

同理，当火灾发生在交通隧道右孔时，合建结构受火120 min后交通隧道中隔墙位置水平位移为最大，为−4.22 mm，且最大竖向位移可达−9.19 mm，出现在交通隧道右孔结构顶板处，火灾后结构变形如图10所示。此外，受火结构顶部混凝土表面温度同样达到673.5 ℃，且距离混凝土表面25 mm处的温度为483.3 ℃，亦不满足隧道结构抗火安全性的温度标准。提取上述隧道合建结构相应截面的节点应力并计算得出各截面安全系数，如表4所示，可知在火灾高温下，非受火部位除承受周围地层荷载作用外还将会额外承受受火结构所传递的温度作用，使得合建结构不同部位的安全性发生变化，但各特征截面安全系数均大于强度标准限值，故结构受火120 min下可满足整体结构体系的承载能力要求。

图10 交通隧道右孔受火120 min时结构变形图

表4 火灾下合建结构各截面安全性分析

图11~12分别给出了交通隧道右孔发生火灾时合建结构部分截面在火灾过程中的应力变化情况，可见与交通隧道右孔水平合建的交通隧道左孔及综合管廊在火灾作用下其结构截面应力变化较大，其变化幅度最大超过50%，而与其竖向合建的轨道交通结构截面应力变化较小。因此，可认为隧道火灾规模为30 MW且持续120 min时，受火结构对其相邻水平合建结构影响较大，而对其他合建结构基本无影响，但均能保证整体结构体系的承载能力。

3.2 防火涂料施作厚度确定

从上述分析可知，若隧道合建结构未采取有效防火措施，则结构在火灾高温作用下将不满足其抗火安全性温度标准。一般可通过在结构内表面设置混凝土牺牲层、设置防火板以及施作防火涂料等措施进行隧道防火设计，综合考虑上述三者耐久性、安全性及成本等因素，目前多采用在隧道结构表面施作防火涂料的措施[22]。因此，假设火灾发生于交通隧道左孔，建立不同防火涂料厚度的隧道合建结构热−力耦合模型进行分析，以期得到满足隧道结构抗火安全性温度标准的防火涂料厚度建议值，所选防火涂料的相关参数如表5所示[23]。

图11 隧道合建结构部分截面水平应力变化

图12 隧道合建结构部分截面竖向应力变化

表5 防火涂料材料参数

当防火涂料厚度为4 mm时，通过数值模拟可知结构受火120 min后其受火面顶部最高温度为476.4 ℃，亦不满足隧道结构抗火安全性的温度标准。当防火涂料厚度为7 mm时，结构受火面顶部最高温度为382.1 ℃，仍不满足隧道结构抗火安全性的温度标准。而当防火涂料厚度为8 mm时，结构受火面顶部最高温度降低至358.1 ℃，已满足所确定的温度标准。但考虑到隧道火灾规模及其持续时间的不确定性，防火涂料施作厚度应具有一定的安全储备。因此，防火涂料厚度设置为12 mm时，结构受火120 min后其受火面顶部最高温度为285.8 ℃，且距离混凝土表面25 mm处的温度为217.5 ℃，远小于规范中所规定的结构温度限值，且合建结构最大水平位移减小至2.05 mm，最大竖向位移减小至−4.92 mm。同时，提取上述隧道合建结构相应截面的节点应力并计算得到其安全系数，如表6所示，可见结构各截面抗火安全性有了较大的提升。此外，图13~14给出了防火涂料厚度为12 mm时的合建结构部分截面应力变化情况，可知由于防火涂料导热系数较小，降低了火灾高温传递到结构表面的温度，从而极大地减小了火灾所引起的结构高温应力，相邻合建结构所受应力基本保持不变。因此，施作一定厚度的防火涂料对城市隧道合建结构整体抗火性能的提高具有良好的效果，其满足抗火安全性能要求的最小涂料厚度为8 mm，但建议施作导热系数小于0.15 W/(m·℃)，厚度大于12 mm的防火涂料以更好地满足抗火安全性能要求。

图13 隧道合建结构部分截面竖向应力变化

表6 火灾下合建结构各截面安全性分析

图14 隧道合建结构部分截面竖向应力变化

4 结论

1) 火灾高温作用会使得城市隧道合建结构发生显著的应力重分布，同时由于混凝土材料的热惰性，受火结构内部将形成较大的温度梯度。当火灾规模为30 MW且持续时间为120 min时，隧道结构受火面最高温度可达673.5 ℃，且距离受火面25 mm处的温度为483.3 ℃，均不满足结构抗火安全性的温度标准，需采取一定的防火措施，但未对其相邻合建结构内部温度场造成影响。

2) 当隧道火灾规模为30 MW且持续时间为120 min时，城市隧道受火结构将会对与其水平合建的相邻结构应力及安全性产生较大影响，其应力变化幅度最大超过50%，而对竖向合建结构影响较小，但均可满足整体结构体系的承载能力要求。

3) 当隧道火灾规模为30 MW时，建议在城市隧道合建结构内表面施作导热系数小于0.15 W/(m·℃)，厚度大于12 mm的防火涂料，以降低火灾所引起的结构高温应力及损伤，进而可满足隧道结构受火120 min下的抗火安全性标准，并进一步提高合建结构整体抗火安全性能。

[1] 张忠宇, 徐建, 黄俊, 等. 综合管廊与地下工程协同建设的关键问题与对策[J]. 地下空间与工程学报, 2018, 14(增2): 493−499. ZHANG Zhongyu, XU Jian, HUANG Jun, et al. Key problems and countermeasures on collaborative construction of utility tunnel and underground engineering[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2018, 14(Suppl 2): 493−499.

[2] 安泽宇, 郭旺. 地下轨道交通和综合管廊协同建设相关问题研究[J]. 隧道建设(中英文), 2019, 39(1): 130− 138. AN Zeyu, GUO Wang. Some issues on collaborative construction of underground rail transit and utility tunnel[J]. Tunnel Construction, 2019, 39(1): 130−138.

[3] 吴世先, 杨会, 朱辉. 隧道风对隧道火灾烟气扩散的影响研究[J]. 铁道科学与工程学报, 2017, 14(4): 801−810. WU Shixian, YANG Hui, ZHU Hui. Research on impacts of tunnel wind on fire smoke spreading in an urban road tunnel[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2017, 14(4): 801−810.

[4] 闫治国. 隧道衬砌结构火灾高温力学行为及耐火方法研究[D]. 上海: 同济大学, 2007. YAN Zhiguo. A study on mechanical behaviors and fireproof methods of tunnel lining structure during and after scenarios[D]. Shanghai: Tongji University, 2007.

[5] 强健. 地铁隧道衬砌结构火灾损伤与灾后评估方法研究[D]. 上海: 同济大学, 2007. QIANG Jian. A study on fire damage to subway tunnel lining and evaluation method after scenarios[D]. Shanghai: Tongji University, 2007.

[6] 邱月, 封坤, 张玉春, 等. 铁路盾构隧道双层衬砌结构耐火性能的数值模拟分析[J]. 中国铁道科学, 2015, 36(1): 83−89. QIU Yue, FENG Kun, ZHANG Yuchun, et al. Numerical simulation analysis on the fireproof performance of double-layered lining structure in railway shield tunnel[J]. China Railway Science, 2015, 36(1): 83−89.

[7] 霍建勋. 高速公路隧道火灾温度场分布规律及安全性研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2016. HUO Jianxun. Study on the temperature distribution and the safety of structure in highway tunnel under fire cases [D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2016.

[8] 孟玉. 地下混凝土框架结构火灾行为数值模拟[D]. 泉州: 华侨大学, 2017. MENG Yu. Numerical simulation on Underground concrete frame structures subjected to fire loading[D]. Quanzhou: Huaqiao University, 2017.

[9] 王明年, 田源, 于丽, 等. 城市综合管廊火灾温度场分布及结构损伤数值模拟[J]. 现代隧道技术, 2018, 55(5): 159−165. WANG Mingnian, TIAN Yuan, YU Li, et al. Numerical simulation of the fire temperature distribution field and structural damages in an urban utility tunnel[J]. Modern Tunnelling Technology, 2018, 55(5): 159−165.

[10] 段文玺. 建筑结构的火灾分析和处理(二)——火灾温度场计算之一[J]. 工业建筑, 1985(8): 51−54. DUAN Wenxi. Fire analysis and treatment of building structures—the calculation of fire temperature field[J]. Industrial Construction, 1985(8): 48−53.

[11] 张于平. 沉管隧道火灾温度场作用下管节结构三维力学分析[D]. 重庆: 重庆交通大学, 2014. ZHANG Yuping. Three-dimensional mechanics analysis of immersed tunnel under fire temperature fields[D]. Chongqing: Chongqing Jiaotong University, 2014.

[12] 肖建庄. 高性能混凝土结构抗火设计原理[M]．北京: 科学出版社, 2015. XIAO Jianzhuang. Fire safety design principle of high- performance concrete structures[M]. Beijing: Science Press, 2015.

[13] Permanent International Association of Road Congress. Systems and equipment for fire and smoke control in road tunnels[R].2007.

[14] JTG/T D70/2−02−2014, 公路隧道通风设计细则[S]. JTG/T D70/2−02−2014, Guidelines for design of ventilation of highway tunnels[S].

[15] 朱合华, 沈奕, 闫治国. 火灾下大直径盾构隧道结构力学特性有限元分析[J]. 地下空间与工程学报, 2012, 8(增1): 1609−1614. ZHU Hehua, SHEN Yi, YAN Zhiguo. Finite element analysis on mechanical properties of linings of large diameter shield tunnels under fire cases[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2012, 8(Suppl 1): 1609−1614.

[16] BSI. Eurocode 4: design of composite steel and concrete structures: Part 1-2: general rules-structural fire design[S]. London: British Standards Institution, 2005.

[17] 过镇海, 时旭东. 钢筋混凝土的高温性能及其计算[M]. 北京: 清华大学出版社, 2003. GUO Zhenhai, SHI Xudong. High temperature performance and calculation of reinforced concrete[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2003.

[18] 吴波. 火灾后钢筋混凝土结构的力学性能[M]. 北京: 科学出版社, 2003. WU Bo. Mechanical properties of reinforced concrete structures after fire [M]. Beijing: Science Press, 2003.

[19] Ngo T, Fragomeni S, Mendis P, et al. Testing of normal-and high-strength concrete walls subjected to both standard and hydrocarbon fires[J]. ACI Structural Journal, 2013, 110(3): 503−510.

[20] JTG 3370.1−2018, 公路隧道设计规范[S]. JTG 3370.1−2018, Specifications for design of highway tunnels[S].

[21] GB 50016—2014, 建筑设计防火规范[S]. GB 50016—2014, Code for fire protection design of building[S].

[22] 朱平华, 于树奇, 刘文影, 等. 高性能混凝土抗隧道火灾爆裂剥落研究现状综述[J]. 混凝土, 2018(7): 24−29. ZHU Pinghua, YU Shuqi, LIU Wenying, et al. Review of the research status of high performance concrete anti-tunnel fire spalling[J]. Concrete, 2018(7): 24−29.

[23] 熊珍珍. 隧道火灾衬砌结构热力受损规律研究[D]. 徐州: 中国矿业大学, 2014. XIONG Zhenzhen. Study on the thermal damage law of tunnel lining structure on fire disaster[D]. Xuzhou: China University of Mining and Technology, 2014.

Study on holistic fire resistance of urban tunnel integrated structure

TIAN Yuan1, 2, WANG Mingnian1, 2, GUO Xiaohan1, 2, HU Xiaoyue1, 2, YAN Zihai3

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2. Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering of Ministry of Education, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;3. POWERCHINA Huadong Engineering Corporation Limited, Hangzhou 311122, China)

When a fire occurs in an urban tunnel integrated structure, it will affect the deformation and stress distribution of adjacent structures, and then threaten the fire resistance performance of the integrated structure. Taking the tunnel project of Shangcheng Avenue in Yiwu as the background, the transient thermal-mechanical coupled finite analysis model of the integrated structure was established by using finite element software ANSYS. Considering the non-linear effect of high temperature on material properties, the holistic fire resistance performance of the integrated structure under different fire scenarios was studied based on the fire safety standards of tunnel structures. The results show that the stress redistribution occurs in the underground integrated structure under fire, and due to the thermal inertia of concrete, it does not affect the internal temperature field of the adjacent structures. When the tunnel fire with a scale of 30 MW lasts 120 minutes, the maximum temperature on the surface of the structure can reach 673.5 ℃, and the temperature at 25 mm away from the heated surface is 483.3 ℃, which does not meet the temperature standard of structural fire safety, then some fire prevention measures are required. The fire-affected structure has a great influence on the stress and safety of its adjacent horizontal integrated structures, and the maximum stress variation range is more than 50%, while has little influence on other integrated structures, but it can ensure the bearing capacity of the holistic structure system. And it is suggested that the fire-retardant coating with thermal conductivity less than 0.15 W/(m·K) and thickness greater than 12 mm should be applied to reduce the high temperature stress and fire-induced damage, which can further improve the holistic fire resistance performance of the integrated structure.

urban tunnel; integrated structure; fire resistance; safety factor; fire-retardant coating