考虑衬砌劣化与环境升温的寒区隧道服役性能

孟想; 贾剑青; 王鹏龙

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2504030

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (13) :5722-5732 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2504030

交通运输

考虑衬砌劣化与环境升温的寒区隧道服役性能

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Service Performance of Tunnels in Cold Region Considering Lining Deterioration and Environmental Temperature Rise

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摘要

为研究环境升温及衬砌劣化对寒区隧道服役性能的影响,首先通过冻融循环试验测试了混凝土力学参数的退化规律,在此基础上建立了衬砌-围岩热力耦合数值模型,研究了围岩冻融圈演化特征及隧道结构内力时变规律。结果表明:未设保温层工况下,隧道衬砌表面每年经历约18次等效室内冻融循环,衬砌在服役50年后弹性模量及轴心抗压强度将衰减89%和97%。环境温度升高将加剧围岩融化范围扩展,引发衬砌结构沉降并加速结构失效进程,导致服役寿命较未升温工况缩短3~6年。铺设5 cm厚保温层后,衬砌表面年等效冻融循环降至0.75次,服役50年后弹性模量及轴心抗压强度仅衰减8%和13%。铺设保温层可显著改善拱腰和边墙力学状态,但拱顶、拱脚及仰拱处安全系数呈现下降趋势,其中拱脚部位在服役约42年后即不能够满足承载需求。

Abstract

The influence of environmental temperature rise and lining deterioration on tunnel service performance in cold regions was investigated. Concrete mechanical parameter degradation was first examined through freeze-thaw cycle tests. A thermal coupling numerical model between lining and surrounding rock was then established to analyze freeze-thaw circle evolution characteristics and structural internal force time-variation patterns. Experimental results reveal that tunnel lining surfaces experience approximately 18 equivalent annual freeze-thaw cycles without insulation layers. After 50 service years, lining elastic modulus and axial compressive strength are reduced by 89% and 97% respectively. Ambient temperature elevation is found to intensify surrounding rock melting range expansion, induce lining structure settlement, and accelerate structural failure progression, resulting in 3~6 years shorter service life compared with non-heated conditions. When a 5 cm-thick insulation layer is installed, annual equivalent freeze-thaw cycles at lining surfaces are decreased to 0.75 times. Elastic modulus and axial compressive strength reductions after 50 years are limited to 8% and 13% respectively. Mechanical state improvements at haunch and side wall regions are observed following insulation layer installation, while safety factors at vault, arch foot, and inverted arch sections show progressive decline. The arch foot section is identified to become bearing-inadequate after approximately 42 service years.

Graphical abstract

关键词

寒冷隧道 / 衬砌劣化 / 服役性能 / 升温

Key words

cold tunnel / lining deterioration / service performance / heating up

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孟想, 贾剑青, 王鹏龙. 考虑衬砌劣化与环境升温的寒区隧道服役性能[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(13): 5722-5732 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2504030

MENG Xiang, JIA Jian-qing, WANG Peng-long. Service Performance of Tunnels in Cold Region Considering Lining Deterioration and Environmental Temperature Rise[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(13): 5722-5732 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2504030

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寒区隧道衬砌劣化将引起结构稳定性衰减,是影响工程长期服役性能的主要原因^[1]。衬砌劣化机理包括两类:一是材料本征性能退化;二是围岩冻胀效应,即隧道围岩在洞内气温周期性作用下产生的冻胀压力对衬砌结构形成的附加荷载效应。实际上,两类劣化形式在气温波动过程中相互影响、互相作用,通过材料力学性能弱化与外部荷载的叠加效应加剧了衬砌结构应力失衡与损伤^[2]。为此,专家学者针对混凝土材料性能劣化的问题开展了相关研究并取得了丰硕的成果。韦勇克等^[3]分析了热物性参数对衬砌温度与损伤的影响,确定了保温层导热系数是影响衬砌损伤的显著性因素;田威等^[4]研究了不同冻融循环次数下混凝土力学特性的变化规律及冻融损伤机理;Chen等^[5]通过冻融循环试验研究了混凝土材料冻融损伤机理,分析了混凝土冻融过程中宏观特性和微观结构的变化特点;陈建勋等^[6]考虑了衬砌沿径向的渐变劣化特征,揭示了衬砌承载性能在冻融循环作用下的演化机制;夏才初等^[7]研究了周期性变化的洞内气温引起的冻融循环条件下,寒区隧道衬砌服役性能的变化规律。

环境温度是影响隧道结构稳定性的重要因素,温度升高将导致寒区隧道围岩冻融范围及冻胀力增大,严重影响隧道的服役性能^[8]。李中英等^[9]建立了水热力耦合模型,预测了气候变暖背景下寒区隧道围岩冻融范围及结构应力场的时变特征,分析了其长期稳定性的变化特点;Liu等^[10]考虑大气周期性温度波动和隧道风温度周期性变化,建立了基于双周期温度边界的隧道围岩瞬态传热模型;张晨曦等^[11]量化了地温与气温对围岩冻结深度的影响,揭示了隧道纵向温度分布不对称性随内外温差及洞口高差变化的规律。

综上所述,现有研究在寒区隧道温度场及衬砌劣化机理等方面取得了重要进展,但在温度场研究中多采用恒定周期温度边界,不能准确反映实际环境中因气温升高而导致的温度场长期时变特征。另一方面,隧道衬砌冻融损伤模型多基于恒定的冻融速率,未考虑环境降温速率对材料劣化的影响,因此在隧道服役性能预测方面存在一定的局限。IPCC第六次评估报告指出,高排放情景下[共享社会经济路径(shared socioeconomic pathways,SSP)为5~8.5]全球气温在中长期将升温3.3~5.7 ℃。因此,在全球气候变暖背景下,综合考虑环境升温及其引起的混凝土性能劣化,是准确判断寒区隧道服役性能的基础。为此,现以青藏高原某季冻区隧道为工程依托,首先通过冻融循环试验研究隧道衬砌的冻融劣化规律。在此基础上,将SSP5-8.5升温区间中间值4.4 ℃作为未来50年气温升高的阈值,建立热力耦合模型,研究隧道衬砌结构内力和承载性能的时变特征,确定保温层铺设对衬砌服役性能的影响。研究结果将对寒区隧道全寿命周期内结构设计及灾害防治等具有参考价值。

1 工程概况

依托隧道工程是高寒高海拔特长隧道。隧道左右线全长分别为4 965 m和5 000 m,最大埋深分别为580 m和600 m。隧址区多年平均气温在-3.1 ℃以下,极端最高温和最低温分别为35.6 ℃和-34 ℃,高低温差明显,冻融循环剧烈,该隧道为季节性冻土隧道,最大冻深为2 m。

隧道围岩等级以Ⅳ级和Ⅴ级为主,洞身衬砌采用以锚杆、钢筋网喷混凝土和钢拱架为初期支护,模筑混凝土或钢筋混凝土为二次支护的复合支护结构;初期支护采用C25混凝土,二次衬砌为C30混凝土;隧道进出口800 m范围内铺设5 cm厚的聚酚醛泡沫保温材料。

2 冻融循环作用下衬砌劣化规律

2.1 试验方法和步骤

用于测量质量损失率和动弹性模量的试件为100 mm × 100 mm × 400 mm的棱柱体,3块为1组,共1组;用于测量抗压强度试件为100 mm × 100 mm × 100 mm的立方体,3块为1组,共5组。试验混凝土配合比如表1所示,试件强度为C30。

冻融循环试验步骤及方法如下。

步骤1 试件浇筑1 d后拆模并放入标准养护室进行养护;24 d时取出试件并放入清水中浸泡4 d使其达到饱和状态,如图1(a)所示。

步骤2 28 d后将试件盒放入HDK-9型快速冻融试验机的试件架,并向试件盒内注入清水至试件表面以上2 cm处,如图1(b)所示。

步骤3 冻融循环试验。冻融循环次数分别为0、25、50、75和100次时,依照《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T 50081—2019)测试试件的动弹性模量、质量损失及抗压强度。

步骤4 不同冻融循环次数的混凝土试件抗压强度测定,如图2(a)~图2(c)所示。试验为连续均匀加载,加载速度取0.5 MPa/s;当试件破坏后停止加载并记录破坏荷载,如图2(b)所示。每次冻融循环的抗压强度取3个试件测值的算术平均值,图2(c)为25次冻融循环后其中1组试件的破坏形态。

步骤5 混凝土动弹性模量测试。混凝土动弹性模量采用DT-20型动弹性模量仪进行测试;测试前先对试件进行质量称重与尺寸测定,并保证读取质量精确至0.1 kg,如图2(d)所示。

步骤6 将试件放置在橡胶垫中心位置,并将提前涂抹凡士林的激振发射器和激振接收器分别压在试件长方形侧面中线1/2处和侧面中线距端面5 mm处,如图2(e)所示。

步骤7 调整变换测定仪的激振功率,以测得试件最大共振频率作为基频振动频率,每个试件重复测读两次,取测值的算术平均值作为该试件的基频振动频率。

2.2 试验结果分析

2.2.1 动弹性模量和抗压强度分析

动弹性模量E_d能较好反映混凝土内部冻融损伤,计算公式^[12]为

(1)

${\mathit{E}}_{\mathit{d}}=13.244\times {10}^{-4}\mathit{W}{\mathit{L}}^{3}{\mathit{f}}^{2}/{\mathit{a}}^{4}$

式(1)中:E_d为混凝土动弹性模量,MPa;a为试件侧面正方形截面的边长,mm;L为试件正面长方形截面的长度,mm;W为试件的质量,kg;f为试件横向振动时的基频振动频率,Hz。

相对动弹性模量是评估混凝土等材料在侵蚀或冻融循环中耐久性能的重要指标,通常表示为初始动弹性模量的百分比,即

(2)

${\mathit{E}}_{\mathit{r}}=\frac{{\mathit{E}}_{\mathit{n}}}{{\mathit{E}}_{0}}\times 100\mathit{\%}$

式(2)中:E_r为混凝土试件相对动弹性模量,%;E₀为冻融前混凝土试件的初始动弹性模量,GPa;E_n为n次冻融后混凝土试件的动弹性模量,GPa。

同样,可采用相对抗压强度表示混凝土试件抗压强度随冻融循环次数的变化;相对抗压强度数值下降越大表明混凝土试件强度损失越大。

(3)

${\mathit{f}}_{\mathit{r}}=\frac{{\mathit{f}}_{\mathit{n}}}{{\mathit{f}}_{0}}\times 100\mathit{\%}$

式(3)中:f_r为混凝土试件相对抗压强度,%;f₀为冻融前混凝土试件的初始抗压强度,MPa;f_n为n次冻融后混凝土试件的抗压强度,MPa。

试验测得混凝土结构相对动弹性模量及相对抗压强度与冻融循环次数的关系如图3所示。试验结果表明:在经历25、50、75和100次冻融循环后,试件相对动弹性模量分别降低了6.4%、11.4%、18.5%和20.3%;相对抗压强度分别降低了7.9%、15.7%、26.2%和34.7%。这种力学性能的退化源于冻融循环引发的渐进式内部损伤,即在周期性温度变化过程中,混凝土孔隙内的水分冻结膨胀与融化渗透形成交替作用力,导致细微裂缝在材料薄弱区域持续萌生并扩展,损伤累积效应最终表现为混凝土动弹性模量和抗压强度随冻融循环次数增加而衰减^[13]。基于试验结果并结合经验方程^[14],拟合了不同冻融循环次数下混凝土相对动弹性模量和相对抗压强度,结果如图3所示。可以看出,随着冻融循环次数的增加,隧道衬砌相对动弹性模量和相对抗压强度均呈指数性衰减,表明冻融循环对寒区隧道长期服役性能具有重要影响。

2.2.2 质量损失分析

试件质量随冻融循环变化结果如表2所示。可以看出,冻融循环初期试件质量有所增加,这是由于混凝土试件内部存在较多原始孔洞与裂缝,在正负温交替作用下混凝土内部裂缝逐渐增多;同时,根据Powers静水压理论,水在内外渗透压作用下逐步向更深处渗透,将原先密闭孔洞内空气排出^[15]。在此过程中,水渗透进混凝土内部的速度大于混凝土质量损失速度,导致冻融循环初期混凝土质量增加。冻融循环后期,随着冻融循环次数增加,试件表面浆体出现一定程度的剥落,如图4所示,至100次循环结束时试件质量损失率达到0.38%。

2.3 考虑气温变化的混凝土力学性能劣化

实验室条件下精准可控的温度循环产生近似恒幅静水压脉冲荷载,而工程现场受太阳辐射、风速传热等多场耦合作用,尽管年温度变化具有一定的规律性,但混凝土内部生成的静水压幅值在一定范围内呈非均匀分布。因此,室内外冻融对混凝土耐久性的影响有一定的差异,且本质上体现为恒幅周期性静水压加载与随机多级静水压加载之间的区别^[16]。

为让寒区隧道衬砌混凝土随服役时间变化的劣化程度与现场环境更契合,需根据现场环境下最大静水压与室内试验条件下最大静水压对冻融循环次数进行等效处理。基于Miner法则可得到函数关系式^[16]为

(4)

${\mathit{N}}_{\mathit{e}\mathit{q}}=\sum _{\mathit{i}=1}^{\mathit{m}}{\mathit{\kappa }}_{\mathit{i}}^{\mathit{\zeta }}{\mathit{N}}_{\mathit{i}},\mathit{ }\mathit{i}=\mathrm{1,2},\dots,\mathit{m}$

式(4)中:N_eq为等效室内冻融循环次数;i为一年内现场环境下的冻融循环总次数;N_i为实验冻融循环次数;ζ为混凝土材料参数,取值为0.946;κ_i为现场环境下各级静水压与室内试验环境下静水压之间的比例系数,刘西拉等^[16]依据Powers的静水压假设理论推导得到κ_i可用现场环境下各级降温速率T_i与室内试验环境下降温速率T来近似表示,即

(5)

${\mathit{\kappa }}_{\mathit{i}}=\frac{{\mathit{T}}_{\mathit{i}}}{\mathit{T}},\mathit{ }\mathit{i}=\mathrm{1,2},\dots,\mathit{m}$

在计算N_eq时,将一天24 h内最高温度降至最低温度的一次正负温变化视为一次现场环境下的冻融。自然环境下日内最高温度多出现在14:00—16:00,最低温度则多出现在凌晨02:00—05:00,因此现场环境下最高、最低气温的间隔时间近似取为12 h,计算可得到现场环境下第i次冻融的降温速率T_i;室内试验环境下的降温速率T取为12.5 ℃/h。

根据隧址区气象资料可得到现场冻融循环次数及每日最高、最低温度,取N_i为1次时计算得到隧道衬砌混凝土每年的等效室内冻融循环次数为

(6)

${\mathit{N}}_{\mathit{e}\mathit{q}}=\sum _{\mathit{i}=1}^{124}{\mathit{\kappa }}_{\mathit{i}}^{\mathit{\zeta }}{\mathit{N}}_{\mathit{i}}=\sum _{\mathit{i}=1}^{124}{\mathit{\kappa }}_{\mathit{i}}^{\mathit{\zeta }}\times 1\approx 18$

试验测得的混凝土抗压强度为立方体抗压强度,考虑到结构中混凝土的实体强度与立方体试件混凝土强度之间的差异,混凝土轴心抗压强度可由立方体抗压强度计算确定^[17],即

(7)

$\mathit{F}=0.88{\mathit{\alpha }}_{1}{\mathit{\alpha }}_{2}{\mathit{F}}_{1}$

式(7)中:F为轴心抗压强度,MPa;F₁为立方体抗压强度,MPa;α₁为棱柱强度与立方强度之比,对强度为C30的混凝土,该值取为0.75;α₂为高强度混凝土的脆性折减系数,对强度为C30的混凝土,该值取为1。

根据式(5)得到的等效室内冻融循环次数,通过拟合式计算得到衬砌混凝土弹性模量及轴心抗压强度随服役年数损失如图5所示。结果表明,随服役年数增加,隧道衬砌弹性模量及轴心抗压强度大幅衰减,至50年时分别衰减了89%和97%。

3 升温劣化条件下衬砌服役性能

3.1 计算模型与参数确定

建立了衬砌-围岩数值计算模型,模型中将衬砌结构的初期支护与二次衬砌视为整体,取其厚度为60 cm;隧道埋深为32 m,隧道底部至围岩下边界取35 m,隧道左右两边各取25 m,计算模型如图6所示。

模型中EFGH边与AB边受外界气温作用,因此采用对流换热,对流换热系数为15 W/(m²·℃);AC边和BD边为绝热边界。模型初始温度场设置如下:AB边取隧道地表初始年平均温度,为-3.1 ℃,CD边温度依据地温梯度3 ℃/(100 m)计算确定,材料热物性参数如表3所示。

升温工况下,AB及EFGH边温度T₁为

(8)

$\begin{array}{l}{\mathit{T}}_{1}=-3.1+\frac{4.4\mathit{t}}{1\mathit{ }576\mathit{ }800\mathit{ }000}+\\ 12\mathit{s}\mathit{i}\mathit{n}\left(\frac{2\mathit{\pi }\mathit{t}}{31\mathit{ }536\mathit{ }000}+\mathit{a}\mathit{r}\mathit{c}\mathit{s}\mathit{i}\mathit{n}\frac{6.11}{12}\right)\end{array}$

未升温工况下,AB及EFGH边温度T₂为

(9)

${\mathit{T}}_{2}=-3.1+12\mathit{s}\mathit{i}\mathit{n}\left(\frac{2\mathit{\pi }\mathit{t}}{31\mathit{ }536\mathit{ }000}+\mathit{a}\mathit{r}\mathit{c}\mathit{s}\mathit{i}\mathit{n}\frac{6.11}{12}\right)$

式中:t为时间,s。

3.2 模拟结果分析

3.2.1 围岩融化范围及仰拱变形规律

7月份气温虽可达到年度峰值,但热量在经过衬砌及围岩介质传导时,其温度响应存在时间滞后性^[18],使得最终融化圈在9月份达到最大范围;两种工况下第9月份最大融化范围随服役年数变化如图7所示。可知,不考虑升温时隧道围岩融化圈较为稳定,如图7(a)所示;考虑升温条件后,随着隧道服役年数的增加围岩冻结线持续下移,衬砌周遭围岩的融化圈逐渐外扩,如图7(b)所示;服役至40年时,由于外界气温持续升高,隧道拱顶上方围岩因长期热传导作用已大面积进入正温区。

寒区隧道仰拱和拱顶在冻融循环过程中更容易受到冻胀、融沉变形的影响^[19]。为进一步分析隧道长期运营过程中结构的变形规律,提取了仰拱部位最大冻胀与融沉位移,如图8所示。可知,不考虑升温时隧道底部在整个运营期内出现了底鼓现象;前10年位移变化较为显著,其后冻胀-融沉位移虽有所增加但增幅较小;第50年时冻胀和融沉位移分别为43.26 mm和9.10 mm。出现上述变化规律的主要原因是:运营初期隧道底部低温围岩受气温影响而产生围岩应力,使仰拱产生较大的正向位移,而后期因衬砌力学性能劣化引起衬砌结构弹性变形能力下降。

考虑升温时,隧道底部在运营前期同样出现了底鼓现象,但后期受气温升高的影响,衬砌周遭围岩发生大面积融沉。第50年时最大融沉位移达到了-73.64 mm,冻胀期仰拱处负向位移虽有所回升,但因累计融沉位移量较大,因此相较于初始时仍产生了-15.35 mm的竖向位移。

3.2.2 隧道衬砌内力和服役性能变化分析

外界因素变化易打破寒区隧道冻结围岩原有的热平衡状态,从而导致围岩产生融化,而融沉效应会显著改变衬砌内力分布,威胁隧道结构的长期稳定性^[20]。两种工况下9月份融沉范围达到最大时隧道衬砌轴力和弯矩时变规律如图9所示。

为考虑衬砌结构劣化对隧道安全性的影响,本文采用混凝土结构截面安全系数评价衬砌的承载性能,并设定安全系数阈值为2.0^[7]。衬砌结构各部位截面安全系数演变规律如图10所示。结果表明:衬砌材料性能退化导致安全系数呈持续衰减趋势^[21],且升温与未升温两种工况下衰减速率存在显著差异。升温工况下各部位安全系数下降较快,其中拱脚与拱顶处衬砌分别在服役8年和12年后安全系数已小于2.0;未升温工况下,拱脚与拱顶处安全系数分别在第9年和第15年时低于2.0。升温工况下拱腰、边墙和仰拱处分别在服役20年、14年和16年时安全系数小于2.0,而在未升温时其服役年限可延长至25、17和18年。由此可以看出,气温升高对寒区隧道长期稳定性及服役性能具有重要影响;另外,两种工况下拱脚及拱顶安全系数相对较低,与现场情况也比较符合。

4 保温层对衬砌服役性能的影响

寒区隧道建设中通常采用铺设保温层的方式降低洞内气体与围岩的热量交换,从而达到减小冻融圈,减轻衬砌劣化的目的^[22-23]。为了定量地评估保温层的热阻效应,可通过数值模拟的方式获取铺设保温层后的温度时程曲线,据此计算铺设保温层后衬砌的等效室内冻融循环次数。

在数值模拟过程中采用的保温材料热物性参数如表3所示。与年温度振幅计算类似,日温度振幅沿衬砌结构径向深度变化不受日均温度及初始相位影响^[6],因此将现场冻融循环温度在日周期下随时间变化范围进行统计,简化公式为

(10)

$\mathit{T}=-2+7\mathit{s}\mathit{i}\mathit{n}\left[\frac{\mathit{\pi }}{43\mathit{ }200}(\mathit{t}+64\mathit{ }\left.800\right)\right]$

所得不同保温层厚度下拱顶位置衬砌表面温度变化如图11所示。

由图11可见,不铺设保温层时衬砌所受温度波动影响较为强烈;铺设保温层后,随着保温层厚度的增加,衬砌拱顶位置日温波动逐渐减小,其中铺设5 cm保温层相较于不铺设保温层时日温度振幅衰减了24倍,结合前文得到的等效室内冻融循环次数,计算得出铺设5 cm保温层后隧道衬砌一年等效室内冻融循环次数约为0.75次,然后通过拟合式计算得到铺设5 cm保温层后衬砌混凝土弹性模量及轴心抗压强度随服役年数损失如图12所示,可以发现,随着服役时间的增加,隧道衬砌弹性模量及轴心抗压强度都不断衰减,但相较于未铺设保温层时衰减幅度大幅减小。

为探明升温及衬砌劣化对寒区隧道服役性能的影响,对铺设5 cm保温层时9月份围岩最大融化范围(图13)、衬砌轴力和衬砌弯矩(图14)以及衬砌安全系数(图15)进行进一步研究。

图13表明,运营初期,衬砌表面铺设的保温层有效减缓了洞内气温对隧道周遭围岩温度场的影响。随着运营时间的增加,上层围岩因环境升温使冻结线不断下移;服役40年时,受隧道内部气温以及上层围岩温度传导作用,隧道拱顶上方大面积围岩已由负温转为正温。

图14(a)表明,隧道衬砌各主要部位均处于受压状态,且其轴力衰减趋势与未设保温层时基本一致,即除拱脚部位外,其余各部位轴力均随服役时间增加而递减。值得注意的是,由于保温层的隔热效应显著减缓了衬砌弹性模量的退化速率,衬砌结构整体刚度得以较好保持,使除拱脚外各部位轴力下降幅度仅为未设保温层时的50%~60%。由于应力集中现象,拱脚部位铺设保温层时的轴力是未设保温层的1.31倍。

由图14(b)可知,隧道衬砌各关键部位弯矩均随服役年数的增加呈持续增长趋势。时效特征表现为显著的分阶段发展模式:运营初期保温层有效延缓围岩融化圈扩展,各部位弯矩增幅较为平缓;随着运营时间的增加,外界气温持续升高引发的热量累积效应导致围岩融沉范围急剧扩大,各部位弯矩增速明显提升。其中,拱脚部位的弯矩增幅尤为突出,达到未保温工况的1.41倍。

对设保温层不同服役年数下各部位截面安全系数进行计算结果如图15所示。可以看出,随着服役年数的增加,拱腰和边墙部位的安全系数无明显减小趋势,运营50年后其安全系数仍大于2.0,能够满足承载需求。拱顶、拱脚及仰拱处衬砌安全系数随着服役年数的增加不断下降,运营50年时分别下降了26%、68%和17%,其中拱脚处衬砌安全系数约在服役42年后小于2.0。因此寒区隧道衬砌耐久性设计时应着重考虑拱脚、拱顶及仰拱处结构的长期安全。

5 结论

(1) 随着冻融循环次数增加,隧道衬砌弹性模量、抗压强度及质量均呈现不同程度的衰减,且相对弹性模量及相对抗压强度衰减曲线服从指数函数关系。

(2) 未铺设保温层时,在正负温交替造成的围岩周期性冻融和衬砌自身力学性能衰减的共同作用下,未考虑升温时衬砌结构服役8~20年后即发生失效,而考虑升温时,失效时间将提前2~6年。

(3) 铺设保温层可有效降低冻融循环对隧道衬砌的影响。无保温层时衬砌表面每年经历约18次等效室内冻融循环;在衬砌表面铺设厚度为5 cm保温层后,年等效冻融循环降至0.75次。

(4) 铺设保温层后拱腰和边墙部位的安全系数较为稳定,服役50年时仍能满足承载需求;拱顶、拱脚和仰拱处安全系数不断减小,其中拱脚部位安全系数在服役50年时已降低68%,低于规范限值。

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原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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