列车动荷载作用下海域段盾构隧道衬砌结构耐久性研究

2022-09-02朱斌忠郭佳奇钱源徐冲

河南理工大学学报(自然科学版) 2022年4期

朱斌忠，郭佳奇，钱源，徐冲

（1.河南理工大学土木工程学院，河南焦作 454000；2.中铁第一勘察设计院集团有限公司，陕西西安 710043）

0 引言

随着我国大多数城市交通压力不断增加，城市轨道交通特别是地铁交通迅速发展，中国许多城市正在修建、扩建或计划修建地铁项目。截至2019年底，我国大陆开通运营的轨道交通线路共计208条，遍布40个城市，运营线路长达6 736.2 km，其中地铁线路长5 180.6 km，占比75.9%［1］。城市地铁在缓解城市交通拥挤的同时，运营期间其病害问题也日益凸显。20世纪90年代香港地铁部分隧道区间因内侧钢筋锈蚀，导致外侧混凝土保护层脱落［2］；广州地铁运营十余年后也出现了钢筋腐蚀、混凝土碳化、电弧损伤和杂散电流腐蚀问题［3］。研究影响地铁隧道衬砌耐久性的因素及其致劣机制，对我国地铁建设意义重大。

随着城市规模不断扩大，部分沿海城市正在尝试修建跨海地铁隧道。相对陆地水土环境，海底水土荷载环境复杂、粒子侵蚀环境多变［4-5］，因此对隧道结构的耐久性提出了更高要求。早在20世纪60年代，欧美学者就提高地下管线和地下油罐等混凝土结构耐久性进行了一系列研究［6-7］。M L Post等［8］发现海域环境中干燥混凝土会逐渐向海水饱和状态过度，且期间混凝土强度逐渐降低。随着国内水域段隧道的大规模建设和投入运营，国内学者开展了一系列研究。王振信［9］分析了混凝土的腐蚀机理，提出了提高盾构管片耐久性及管片耐久性检测的方法；何川等［10］对盾构管片结构服役状态进行研究，发现材料、环境、施工和事故等主要因素会引起结构耐久性问题，从而导致渗漏水、衬砌混凝土开裂、钢筋锈蚀等隧道病害。在前人基础上，刘四进等［11］考虑钢筋混凝土劣化过程的特点，研究了盾构隧道衬砌结构受腐蚀后的力学性能，提出了腐蚀劣化管片的抗弯刚度衰减模型。在引起隧道衬砌结构劣化的众多原因中，Cl—是导致钢筋锈蚀的主要因素［12-14］，钢筋锈蚀是影响混凝土结构耐久性的最主要原因［15-17］，而海域环境中富存Cl—，因此有必要将Cl-作为影响海域隧道衬砌耐久性的重要因素。

地铁运营期间，动荷载对隧道的影响很早就引起了国内外学者的广泛关注，自20世纪70年代以来，相关研究相继开展。G.Degrande等［18］通过现场试验和室内试验测量得到了峰值点速度和频率组成的速度函数随列车到隧道距离的变化；白冰等［19］通过数值计算得到了交叠隧道在列车动载下的动力响应特征，计算结果表明隧道中部断面的拱底位移峰值小于开始段；吴聪［20］设计并建造用于列车振动试验的相似模型试验装置，利用激振器对结构盾构隧道中不同位置单点激振，初步研究了交叉盾构隧道管片衬砌结构和周围生体中的动力响应机理。

上述研究或分析了运营隧道结构致劣机制，或考虑了列车动荷载下衬砌结构的动力响应，为隧道的维护保养提供了一些参考，但由于没有同时考虑海水与列车动荷载对隧道结构耐久性的影响，对运营中的海域地铁隧道不全适用。本文综合室内试验和数值模拟，重点研究列车动荷载作为支护结构上一种荷载时对隧道结构耐久性的影响，得到服役期间海域隧道衬砌结构在海水侵蚀和列车动荷载共同作用下的劣化特征。研究成果对海域地铁隧道运营期间的维修与保养具有重要意义。

1 工程概况

厦门地铁6号线的马銮中心站至集美岛站区间中部下穿马銮湾，为海底隧道，地面现状为鱼塘区，结构深度8～20 m，其中YDK5+550～YDK6+400和YDK7+700～YDK6+400段两次下穿马銮湾，湾底规划高程为-4.24 m。隧道所处地层上部为第四系全新统人工填土、海积淤泥、冲洪积粉质黏土、砂土、上更新统冲洪积粉质黏土、砂土为主，底部为残积土及全、微风化基岩。其中隧道穿越风化凝灰熔岩残积土和风化凝灰熔岩，岩体基本质量分类等级为Ⅴ级，强度较低，节理裂隙发育且富含海水。本项目段盾构隧道运营期间易受海水侵蚀，易造成管片耐久性劣化，对隧道运营安全构成威胁。工程段土层参数如表1所示。

表1 工程段土层参数Tab.1 Soil layer parameters of engineering section

研究段断面地质情况如图1所示。隧道管片采用C50防水混凝土，内部钢筋采用HRB400，外径3 100 mm，内径2 750 mm，衬砌厚度350 mm，服役年限设计为100年。

图1 工程段地质断面图Fig.1 Geologic profile of engineering section

2 室内管片试验

为模拟海域段隧道衬砌结构受海水侵蚀的情况，进行混凝土加速侵蚀室内试验，研究Cl-侵蚀对衬砌结构的腐蚀作用。混凝土试块为厦门地铁施工混凝土管片供货商提供的C50混凝土试块，尺寸为150 mm×150 mm×150 mm，加工得到Φ50 mm×100 mm的圆柱形试件，使用高压锅将试样在盐水中加热24 h，得到受到Cl-侵蚀的试件，试验过程如图2所示。

图2 试件加速侵蚀试验过程Fig.2 Test process of specimen erosion

分别将干燥状态下的普通试件（记为A组）与用质量分数2.5%Nacl浸泡过并在电压力锅中加热24 h的试件（记为B组）进行三轴压缩试验。试块力学性能试验选用武汉岩土力学研究所研制的RMT-150B三轴仪。试验中对每组5个试块施加分别为2，4，6，8，10 MPa的围压，加载速率为0.5 MPa／s。试块处理完成后，待试块自然冷却为室温，用三轴仪对试块进行加压试验，每组试块应力应变关系见图3。整理A、B两组试件测量结果，如表2～3所示。

表2 A组试件试验结果Tab.2 Experimental results of group A

图3 试块应力-应变曲线Fig.3 Stress-strain curves of samples

变化趋势相同，曲线峰前斜率接近，因此A组试件在不同围压下表现出的弹性模量大致相等，随着围压增加，试件峰值应力增大，可见随着围压增加，A组试件抗压强度明显增加；随着围压增加，B组试件不仅应力应变曲线峰值应力增加，曲线峰前斜率也表现出增大趋势，可见受到Cl-侵蚀的混凝土，随着围压提高，抗压强度和弹性模量会逐渐增加。

表3 B组试件试验结果Tab.3 Experimental results of group B

由表2～3可知，B组试件的弹性模量较A组试件有所降低，下降了约46.13%；4～10 MPa围压下B组试件的抗压强度较A组分别下降46.4%，38.5%，41.9%和37.5%。

3 数值模拟分析

3.1 数值模型

3.1.1 数值模型及边界约束条件

有限元分析软件MIDAS GTS拥有几乎所有岩土工程及隧道领域的分析功能，在世界范围内得到了广泛应用。本文使用该软件，依据圣维南原理建立尺寸40 m×12 m×40 m的模型；衬砌为完全刚度均质圆环，外径3 100 mm、内径2 750 mm，管片厚度350 mm，忽略接头影响；为方便计算，模型中地层单元尺寸为0.5～2 m，轨床与管片最小尺寸为0.5 m，如图4所示。动力计算时，体系阻尼比取0.05，大地阻尼比取0.05，隧道最大、最小固有频率分别为0.82 Hz和0.627 Hz；上边界自由，前后、左右及下边界设置“黏性边界”；此外，土层荷载通过土层荷载法施加，海水荷载通过设置水位施加。

图4 数值模型Fig.4 Numerical model

假设衬砌受海水侵蚀后，各个方向Cl-侵入深度一致，则受侵蚀与未受侵蚀管片关系如图5所示，依图5建模，对管片进行网格细分，未受侵蚀和已受侵蚀部分分别赋弹性模量34.50，20.97 GPa，泊松比均为0.2。引用文献［21］中Cl-侵入管片深度与时间的关系，即假设运营0，50，100 a时，Cl-侵入管片深度分别为0，165.57，216.45 mm。

图5 侵蚀管片模型图Fig.5 Erosion sheet model diagram

3.1.2 动荷载施加

使用MIDAS GTS动力分析模块，按照中车唐山机车车辆有限公司制造的6B型列车参数（见表4）施加列车动荷载，见图6。

表4 6B型地铁列车主要技术参数Tab.4 Main technical parameters of type 6B subway train

图6 列车动荷载示意图Fig.6 Train dynamic load diagram

3.2 模拟计算结果

3.2.1 初始静力场分析

不同服役年限下，隧道衬砌结构横向位移变化不大，纵向位移变化趋势相同，其中拱顶位移较为明显，随着运营时间增加，拱顶位移增加约1 mm。与一般盾构隧道相同，随着使用年限增加，混凝土强度降低，会出现隧道拱顶下沉、拱底隆起、两腰分别向外位移的现象。

图7～8显示了初始应力场下隧道衬砌的主应力分布。盾构隧道衬砌主应力的最大值一般对称分布在隧道拱顶、底部和两腰。运营年限增加后，海域隧道衬砌强度降低，但是上述趋势并未改变。隧道衬砌的内侧出现拉应力，其中拱顶拉应力比其他部位大，未受侵蚀时最大拉应力为6.31 MPa，隧道运营100 a后最大拉应力增长至6.79 MPa，增幅为6.42%。隧道结构主要承受压应力，未受侵蚀时最大为10.38 MPa，隧道服役100 a后增长至11.85 MPa，增幅14.16%。综上，Cl-对衬砌侵蚀程度不断增加，衬砌承受的拉压应力也不断增加，可见Cl-侵蚀对衬砌强度是不利的。

图7 初始应力场下管片最大主应力分布Fig.7 Max principal stress distribution under the initial stress field

3.2.2 不同服役年限运营隧道结构劣化

不同服役年限列车动荷载作用下隧道管片的横向位移与纵向位移云图如图9～10所示。由图9可知，动荷载作用下管片左右拱腰出现较大收敛位移，且随着运营年限增加，收敛位移有不同程度增加，最大位移4.3 mm左右；由图10可知，服役隧道运营0，50，100 a后，在列车动荷载影响下的纵向位移分布趋势大致相同，隧道洞口处容易出现较大位移，最大在60.3 mm左右。此外随着服役年限增加，纵向位移较大部分分布区域逐渐减小，动荷载对隧道整体性的影响有一定下降。

图9 动荷载下横向位移云图Fig.9 Longitudinal displacement cloud map under dynamic load

图10 动荷载下纵向位移云图Fig.10 Lateral displacement cloud map under dynamic load

动荷载下隧道主应力分布如图11～12所示，隧道两端轨床与衬砌接触位置容易出现应力集中，针对这一现象，实际中在隧道的这些位置采取加固措施，如喷射混凝土等。隧道内侧易受拉，外侧易受压，如图12所示，应力较大区域都出现在隧道拱顶、底部两腰位置。隧道两端压应力较大，且随着服役年限增加，较大压应力分布区域减小。

图8 初始应力场下管片最小主应力分布Fig.8 Min principal stress distribution under initial stress field

图11 动荷载作用下隧道管片最大主应力分布Fig.11 Max principal stress distribution under dynamic load

图12 动荷载作用下隧道管片最小主应力分布Fig.12 Min principal stress distribution under dynamic load

3.2.3 不同位置管片在动荷载下响应情况

列车振动会周期性向隧道管片加载，为了分析列车经过该段隧道时动荷载在不同时间对隧道的影响，以服役50 a的隧道为例，提取不同位置位移、应力变化进行对比分析。

由于动荷载作用下隧道管片的横向位移较小，本节只考虑隧道拱顶管片的纵向位移。沿着列车行驶方向，自隧道起始处依次记为1～11，整理提取点的纵向位移，其变化趋势如图13所示。

图13 拱顶位移变化曲线Fig.13 Displacement change curves of vault

由图13可知：（1）在周期性的列车动荷载作用下，衬砌上的位移沿轴向大致对称分布，荷载对隧道中部影响最大。随着荷载作用时间增加，位移变化量逐渐增大。（2）随着动荷载作用时间增加，管片整体向下移动，位移量不断加大，相同位置最大位移差可达4.52 mm，增加了近1.6倍。（3）由于列车长120 m，本文建模隧道长10 m，列车在隧道中通行10 s，这10 s中动荷载周期性施加于管片上，使隧道不断产生位移，位移量不断叠加，位移曲线见图13。实际上，列车通过隧道后，位移不会随着列车离开而恢复，列车不断通过时，位移仍然会不断叠加，导致隧道衬砌出现丧失耐久性的可能。

沿着列车行驶方向，提取管片拱顶、底部、两腰的一排单元分析不同时刻隧道整体的应力变化情况，每排单元格沿列车前进方向依次标号1～10，如图14～17所示。

由图14～17可知：（1）在周期性列车动荷载作用下，衬砌上的主应力沿轴向线大致对称分布，隧道中部与隧道两端主应力相差较大。列车动荷载作用时间越长，隧道拱顶最大主应力、底部最小主应力增加越明显；隧道拱顶最小主应力、底部最大主应力及隧道左右两侧主应力随列车动荷载作用时间增加而小幅增加。（2）除隧道底部外，较高的主应力值一般出现在隧道两端，如隧道拱顶最小主应力最大9.5 MPa，隧道左右两侧最大主应力最大5.5 MPa，均出现在隧道两端。

图14 拱顶应力变化曲线Fig.14 Stress change curves at vault

在列车动荷载作用下，隧道位移与应力均随服役时间增加而增大。由于隧道衬砌始终有较大的位移与应力，拱顶位移均维持在60 mm以上，拉、压应力最大值分别为2.72，19.3 MPa，轨床与管片接触处易出现应力集中现象，特别是隧道两端应力相对于中间会偏大；初始位移、应力清零后，动荷载作用下纵向位移较大值出现在隧道中部，应力沿隧道轴线大致对称分布，应力关于中点位置对称，横断面上应力关于竖向线左右对称；相同服役年限下，动荷载作用时间越长，隧道衬砌产生的位移越大，最大值7.43 mm，随着时间增加而叠加。