波浪作用下海底隧道氯离子侵蚀劣化时变分析

张治国; 叶铜; 朱正国; PanY T; 吴钟腾

doi:10.11779/CJGE20220513

波浪作用下海底隧道氯离子侵蚀劣化时变分析 English Version

张治国^{1, 2, 3, 4, 5,},
叶铜¹,
朱正国²,
PanY T⁵,
吴钟腾⁴

1.
上海理工大学环境与建筑学院, 上海 200093
2.
石家庄铁道大学省部共建交通工程结构力学行为与系统安全国家重点实验室, 河北石家庄 050043
3.
国家海洋局北海预报中心山东省海洋生态环境与防灾减灾重点实验室, 山东青岛 266061
4.
自然资源部丘陵山地地质灾害防治重点实验室, 福建省地质灾害重点实验室, 福建福州 350002
5.
新加坡国立大学土木与环境工程系, 新加坡 119077

基金项目:

国家自然科学基金项目 41977247

国家自然科学基金项目 42177145

山东省海洋生态环境与防灾减灾重点实验室课题 201703

省部共建交通工程结构力学行为与系统安全国家重点实验室课题 KF2022-07

自然资源部丘陵山地地质灾害防治重点实验室课题 FJKLGH2020K004

详细信息

作者简介:
张治国（1978—）男，博士，博士后，教授，博士生导师，主要从事岩土地下工程方面的研究工作。E-mail：zgzhang@usst.edu.cn

中图分类号: TU443
计量
- 文章访问数: 556
- HTML全文浏览量: 49
- PDF下载量: 159
出版历程
- 收稿日期: 2022-04-26
- 网络出版日期: 2023-02-23
- 刊出日期: 2023-06-30

Time-varying analysis of deterioration by chloride ion erosion for subsea tunnels under wave loads

ZHANG Zhiguo^{1, 2, 3, 4, 5,},
YE Tong¹,
ZHU Zhengguo²,
PAN Y T⁵,
WU Zhongteng⁴

1.
School of Environment and Architecture, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China
2.
State Key Laboratory of Mechanical Behavior and System Safety of Traffic Engineering Structures, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043, China
3.
Shandong Provincial Key Laboratory of Marine Ecological Environment and Disaster Prevention and Mitigation, North Sea Marine Forecast Center of State Oceanic Administration, Qingdao 266061, China
4.
Key Laboratory of Geohazard Prevention of Hilly Mountains, Ministry of Natural Resources, Fujian Key Laboratory of Geohazard Prevention, Fuzhou 350002, China
5.
Department of Civil and Environmental Engineering, National University of Singapore, Singapore 119077

摘要

摘要: 浅水区海底隧道处于复杂波动水力环境中，既有理论研究一般只在静水环境中计入氯离子自由扩散对隧道衬砌的侵蚀作用，而较少考虑海洋波浪力对衬砌结构腐蚀的促进作用。首先采用适用于浅水区的Stokes二阶波浪理论确定了海床表面的波浪压力，基于Biot固结理论获得了隧道衬砌周围的水压响应；接着利用改进的Fick第二定律同时考虑水压和浓度梯度驱动下的氯离子扩散，并采用指数型强度劣化模型描述服役时间内衬砌混凝土的劣化效应；最后结合波浪作用下衬砌氯离子侵蚀效应进行了海底隧道衬砌承载力计算，并将理论解析解与数值模型和既有的试验结果进行了对比，获得了较好的一致性。结果表明，忽略动态波浪压力对衬砌混凝土中氯离子渗流的促进作用，将低估衬砌混凝土内部的氯离子扩散速度，随着波浪周期增加，衬砌内部氯离子侵蚀入渗的最大深度明显增大；而不考虑衬砌强度劣化效应会明显高估隧道结构的服役寿命，不利于海底隧道服役期间的安全储备。
- 海底盾构隧道 /
- Stokes二阶波 /
- 氯离子侵蚀 /
- 衬砌劣化 /
- 时变解析
Abstract: The subsea tunnel in shallow water is in a complex fluctuating hydraulic environment. The existing theoretical researches generally reckon in the corrosion effects of free diffusion of chloride ions on the tunnel linings in the hydrostatic environment, and seldom consider the promotion effects of ocean wave force on the corrosion of the lining structures. Firstly, the wave pressure on the seabed surface is determined by using the Stokes second-order wave theory which is suitable for the shallow water, and the hydraulic response around the tunnel linings is obtained based on the Biot consolidation theory. Then, the improved Fick's second law is used to consider the diffusion of chloride ions driven by the water pressure and concentration gradient, and the exponential strength deterioration model is used to describe the deterioration effects of lining concrete during service time. Finally, considering with the erosion effects of chloride ions under wave action, the bearing capacity of the linings of the subsea tunnel is calculated. The theoretical solution for this study is compared with the numerical models and existing test results, and the solutions are in good agreement. The results show that when the promoting effects of the dynamic wave pressure on chloride ion seepage in lining concrete are neglected, the diffusion velocity of chloride ions in lining concrete will be underestimated. With the increase of wave period, the maximum depth of erosion infiltration of chloride ions inside the lining increases significantly. Without considering the deterioration effects of lining strength, the service life of tunnel structures will be obviously overestimated, which is not conducive to the safety reserve of subsea tunnel during service.
- subsea shield tunnel /
- Stokes second-order wave /
- chloride ion erosion /
- lining deterioration /
- time-varying analysis

HTML全文

0. 引言

高速铁路以其速度快、运输能力大、舒适方便等优点成为我国大力发展的交通基础设施。随着高铁网络迅速扩张以及运营速度的不断提高，列车运行引起的沿线地面环境振动问题也逐渐成为人们关注的焦点^[1-2]。近年来，许多学者针对轨道交通地面环境振动开展了大量的理论、数值和现场实测研究^[2]。

本文基于巴黎—布鲁塞尔高铁某路堑段地面环境振动现场实测，分析路堑段地面振动特性和传播衰减规律。在此基础上，推导并建立高铁荷载下路堑段2.5维有限元动力计算模型，对比分析路堑深度和路堑边坡坡度对地面环境振动特性的影响。

1. 高铁路堑段地面振动实测

1.1 测试概况

路堑测试段取自巴黎—布鲁塞尔高速铁路^[3-4]，位于比利时Braffe小镇西北侧，如图 1。线路为有砟轨道，采用UIC 60型钢轨和预应力轨枕，道床由0.3 m厚道砟层和0.2 m厚底砟层组成。测试采用SM-6型振动检波仪，灵敏度28.8 V/m/s，采样频率1000.0 Hz（图 2）。

图 1 路堑测试段

Figure 1. Test sections for field cutting

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 SM-6型振动检波仪

Figure 2. SM-6 geophones for measurement

下载: 全尺寸图片幻灯片

如图 3所示，在路堑测试段距轨道9.0~35.0 m范围内依次布置8个测点，监测并记录高速列车通过路堑测试段时引起的地面环境振动。测试段路堑深度为7.2 m，路堑边坡坡度为25.0°。路堑测试段的地基土层分布与物理力学参数如表 1所示。

图 3 路堑测试段截面及测点布置示意图

Figure 3. Arrangement of measuring points for field tests on cutting section

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 路堑测试段土层参数

Table 1. Mechanics parameters for cutting

土层	厚度/m	弹性模量E/MPa	泊松比μ	阻尼比ξ	密度ρ/(kg·m^-3)	剪切波速V_S/(m·s^-1)
道砟层	0.30	150.00	0.30	0.030	1700.0	184.21
底砟层	0.20	250.00	0.30	0.030	1900.0	224.96
①₁粉土	1.35	108.95	0.33	0.077	1600.0	160.00
①₂粉土	1.35	124.45	0.33	0.070	1600.0	171.00
②₁砂土	3.10	256.60	0.29	0.031	2000.0	223.00
②₂砂土	3.10	348.82	0.29	0.050	2000.0	260.00
注：表中土层厚度从道床底面算起，道床底面以上7.2 m厚的土层同①₁。

下载: 导出CSV

| 显示表格

列车荷载由TGV高速列车提供，列车由两端各一节动力车厢和中间6节客运车厢组成，其几何尺寸、物理参数分别如图 4和表 2所示。实测时，TGV列车以294.7 km/h的速度通过路堑测试段。

图 4 TGV高速列车示意图

Figure 4. Configuration for TGV high-speed train

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 2 TGV高速列车参数

Table 2. Parameters of TGV high-speed train

项目	头（尾）车	中间车
车身质量/kg	55790.00	24000.00
转向架质量/kg	2380.00	3040.00
轮对质量/kg	2048.00	2003.00
一级悬挂刚度/(MN·m^-1)	2.45	1.40
一级悬挂阻尼/(kN·s·m^-1)	20.00	120.00
二级悬挂刚度/(MN·m^-1)	2.45	0.45
二级悬挂阻尼/(kN·s·m^-1)	40.00	40.00

下载: 导出CSV

| 显示表格

1.2 路堑测试段地面振动时频特性

路堑测试段与轨道不同间距处的地面竖向振动加速度时程曲线如图 5所示。由图可知，距轨道较近处，可从时程曲线中清晰地分辨出由列车轮对引起的一系列周期性分布的振动加速度峰值。距路堑段轨道9.0 m处，头（尾）车引起的地面振动幅值略大于中间车，这主要是由于头（尾）车质量大于中间车所致（表 2）。随测点与轨道间距增加，列车运行引起的地面振动幅值逐渐减小，测点与轨道距离≥19.0 m后，列车轮对的周期性激励作用逐渐模糊。此外，距轨道较远处，中间车引起的地面振动幅值略大于头（尾）车，这主要是由中间车相邻转向架轮对引起的振动叠加效应所致。

图 5 路堑测试段测点与轨道不同距离处地面竖向振动加速度时程曲线

Figure 5. Time histories of vertical ground vibration accelerations of measuring points at various distances from cutting track

下载: 全尺寸图片幻灯片

利用Fourier变换对地面振动时程进行处理，得到竖向振动加速度频谱图（图 6）。从图中可知，近轨道处的地面振动频率成分较为丰富，且以20.0~90.0 Hz频段为主。随测点与轨道距离增加，地面振动的中高频成分迅速衰减，而40.0 Hz以下频段的振动衰减速度较慢，测点与轨道距离≥35.0 m后路堑段地面振动主要集中在20.0~40.0 Hz之间。此外，高铁荷载下路堑段地面振动1阶主频随与轨道距离的增加基本维持在26.8 Hz左右，接近列车以294.7 km/h运行条件下的荷载基频（f₁=c/L₁=27.3 Hz，图 4，L₁=3.0 m）^[5]。

图 6 路堑测试段测点与轨道不同距离处地面竖向振动加速度频谱图

Figure 6. Frequency spectra of vertical ground vibration accelerations of measuring points at various distances from cutting track

下载: 全尺寸图片幻灯片

1.3 路堑测试段地面振动衰减特性

高铁荷载下路堑测试段地面竖向振动加速度峰值随测点与轨道距离增加的衰减曲线如图 7所示。从图 7分析可知，高铁荷载下路堑段地面环境振动随测点与轨道距离增加的衰减过程大致可分为3个阶段。阶段Ⅰ：距轨道9.0~15.0 m范围内，路堑段地面竖向振动加速度峰值迅速衰减，距轨道15.0 m处的地面振动峰值相较于距轨道9.0 m处减小了50.2%，称为“快速衰减”阶段。阶段Ⅱ：距轨道15.0~27.0 m范围内，路堑段地面竖向振动加速度峰值的衰减速度略小于距轨道15.0 m范围内，称为“较快衰减”阶段。阶段Ⅲ：地面竖向振动加速度峰值的衰减速率随测点与轨道距离增加进一步减缓，称为“缓慢衰减”阶段。此外，从图 7中可以看出，高铁荷载下路堑测试段地面振动峰值在堑顶处（距轨道19.0 m处）有较为明显的振动放大现象，这主要是由于瑞利波在堑顶处发生绕射所致^[6]。

图 7 路堑段地面竖向振动加速度峰值随测点与轨道距离的衰减曲线

Figure 7. Attenuation curves for peak ground accelerations with distance away from cutting track

下载: 全尺寸图片幻灯片

2. 2.5维有限元模型的建立与验证

2.5维有限元法通过在列车运行方向上进行波数展开，并对时间t进行Fourier变换，将3维动力问题转换为频域-波数域内的问题进行求解，再对结果进行Fourier逆变换得到时域-空间域内的解答。图 8为本文建立的路堑段2.5维有限元模型，记x方向为列车运行方向，z方向为竖直方向，y方向为水平面内垂直轨道方向，定义对时间t和坐标x的双重Fourier变换如式(1a)所示，对应的逆变换如式(1b)所示。

$\tilde {\bar{u}} ({\xi _x},y,z,\omega ) = \int\limits_{ - \infty }^{ + \infty } {\int\limits_{ - \infty }^{ + \infty } {u(x,y,z,t){{\text{e}}^{{\text{i}}{\xi _x}x}}{{\text{e}}^{ - {\text{i}}\omega t}}{\text{d}}x{\text{d}}t} } \text{，}$

(1a)

$u(x,y,z,t) = \frac{1}{{4{{\rm{\mathsf{π}}}^2}}}\int\limits_{ - \infty }^{ + \infty } {\int\limits_{ - \infty }^{ + \infty } {\tilde {\bar{u}}({\xi _x},y,z,\omega ){{\text{e}}^{ - {\text{i}}{\xi _x}x}}{{\text{e}}^{{\text{i}}\omega t}}{\text{d}}{\xi _x}{\text{d}}\omega } } \text{，}$

(1b)

图 8 高铁路堑段2.5维有限元计算模型示意图

Figure 8. Schematic diagram for 2.5D finite element model

下载: 全尺寸图片幻灯片

式中：上标“-”和“~”分别用于表示频域和波数域内的量； $\omega$ 为圆频率； ${\xi _x}$ 为x方向上的波数。

2.1 轨道模型与列车荷载

既有研究表明^[7]，是否考虑钢轨下各部分耦合对列车荷载下地面振动计算结果的影响较小，故本文假定轨道结构在列车荷载下发生整体变形，并将其简化为铺设在路基上的Euler梁，轨道梁在频域-波数域内的动力方程如下：

$(EI\xi _x^4 - m{\omega ^2}){\tilde {\bar{u}}_{\text{r}}} = {\tilde {\bar{f}}_{\text{T}}}({\xi _x},\omega ) + \tilde {\bar{p}}({\xi _x},\omega ) \text{，}$

(2)

式中：EI为轨道结构弯曲刚度； ${u_{\text{r}}}$ 为振动位移；m为轨道结构的综合质量； ${\tilde {\bar{f}}_{\text{T}}}$ 为轨道与路基间的相互作用力； $\tilde {\bar{p}}$ 为列车荷载。

采用连续轴重荷载模拟列车荷载^[1]，其频域-波数域内的表达式为：

$\tilde {\bar{P}}({\xi _x},\omega ) = \sum\limits_{n = 1}^N {\frac{{2{\rm{\mathsf{π}}} }}{c}\delta \left( {{\xi _x} - \frac{{\omega - {\omega _0}}}{c}} \right)} {\chi _n}({\xi _x}) \text{，}$

(3)

式中： ${\chi _n}({\xi _x}) = {p_n}$ $\left[ {{{\text{e}}^{ - {\text{i}}{\xi _x}\sum\limits_{m = 0}^{n - 1} {{L_m}} }} + {{\text{e}}^{ - {\text{i}}{\xi _x}(\sum\limits_{m = 0}^{n - 1} {{L_m}} + a)}} + } \right.$ $\left. {{{\text{e}}^{ - {\text{i}}{\xi _x}(\sum\limits_{m = 0}^{n - 1} {{L_m}} + a + b)}} + {{\text{e}}^{ - {\text{i}}{\xi _x}(\sum\limits_{m = 0}^{n - 1} {{L_m}} + 2a + b)}}} \right]$ ；N为列车车厢数量； ${p_n}$ 为列车第n节车厢的单个轮对荷载； ${L_m}$ （m=1, 2, 3, …）为第m节车厢的长度， ${L_0}$ 为第1节车厢第1组轮对至坐标原点的距离；a为单个转向架下2个轮对间的距离；b为同一车厢下2个转向架的间距。

2.2 路堑段2.5维有限元模型

Xia等^[8]研究指出，轨道交通荷载引起的土体应变量一般为10^-5或更小量级，产生的振动波属于弹性波。因此，本文将地基土体视为黏弹性介质，其本构方程如下：

${\sigma _{ij}} = 2{\mu _d}{\varepsilon _{ij}} + {\lambda _d}{\delta _{ij}}e \text{，}$

(4)

式中： ${\sigma _{ij}}$ 为应力张量； ${\varepsilon _{ij}} = ({u_{i,j}} + {u_{j,i}})/2$ ，为应变张量； ${\delta _{ij}}$ 为Dirac函数； $e$ 为体应变；i，j代表空间坐标系x，y和z轴； ${\lambda _d}$ 和 ${\mu _{\text{d}}}$ 为考虑材料阻尼的Lamé常数，由式（5）算得。

${\lambda }_{\text{d}}=\lambda （1+2\beta \text{i}） \text{；} {\mu }_{\text{d}}=\mu （1+2\beta \text{i}）。$

(5)

式中： $\lambda = E\nu /[(1 + \nu )(1 - 2\nu )]$ ； $\mu = E/2(1 + \nu )$ ；E为弹性模量； $\nu$ 为泊松比；β为阻尼比；i为虚数单位。

将本构方程代入动力方程 ${\sigma _{ij,j}} + {F_i} = \rho {\ddot u_i}$ ，得到以位移表示的运动方程：

${\mu _{\text{d}}}{u_{i,jj}} + ({\lambda _{\text{d}}} + {\mu _{\text{d}}}){u_{j,ji}} = \rho {\ddot u_i} \text{，}$

(6)

式中，ρ为密度，上标“··”表示对时间的2阶导数。

利用式（1a）对上式进行双重Fourier变换，结合应力边界条件 ${\tilde \sigma _{ij}}{n_j} - {\tilde f_i} = 0$ ，基于Galerkin法，并采用8节点等参单元进行离散，整理得到频域-波数域内的有限元控制方程，其矩阵形式如下：

$\left(\tilde{\bar{\boldsymbol{K}}}-\omega^2 \boldsymbol{M}\right) \tilde{\bar{\boldsymbol{U}}}=\tilde{\bar{\boldsymbol{F}}}\text{，}$

(7)

式中： $\tilde{\bar{\boldsymbol{K}}}$ 为刚度矩阵； ${{\boldsymbol{M}}}$ 为质量矩阵； $\tilde{\bar{\boldsymbol{U}}}$ 为位移列阵； $\tilde{\bar{\boldsymbol{F}}}$ 为等效节点力列阵。

为消除模型截断边界处的反射波对计算结果造成影响，基于笔者先前的研究^[1]，采用无限元边界作为模型的边界条件。此外，高速铁路地面环境振动特性研究中通常仅考虑单次列车荷载作用，不同于列车循环荷载，单次列车荷载引起的土体固结沉降可忽略不计^[1]。因此，本文所建立路堑段2.5维有限元模型中各部分之间采用共节点的方式链接。

2.3 数值方法验证

为验证本文2.5维有限元方法的正确性，基于前文TGV列车（表 2、图 4）和路堑测试段参数（图 3、表 1），建立高铁荷载下路堑段2.5维有限元模型。考虑车速294.7 km/h，路堑段地面竖向振动加速度峰值随测点与轨道距离衰减的实测与计算结果如图 9所示。由图可知，本文建立的2.5维有限元模型能较好地反映出高铁荷载下地面振动随测点与轨道距离的衰减趋势，与实测值相比，计算误差不超过13%，满足精度要求，验证了模型的正确性和可靠性。

图 9 地面振动峰值随与轨道距离变化的实测与计算结果

Figure 9. Measured and calculated results of variations of peak ground vibration acceleration

下载: 全尺寸图片幻灯片

3. 路堑参数对地面振动的影响

考虑单线轨道，建立如图 8所示的路堑段2.5维有限元模型，模型宽100.0 m、深35.0 m，路堑底面宽度为8.6 m。选取CRTS II型板式无砟轨道^[5]，并模拟为铺设在路基上的Euler梁。地基土体的弹性模量E、泊松比 $\nu$ 、阻尼比ξ、密度ρ和瑞利波速v_R分别为64.0 MPa，0.38，0.05，1850.0 kg/m³，382.68 km/h。综合考虑计算效率与精度，选取6节编组的CRH380 AL型动车组作为列车荷载^[5]，分析路堑设计参数对地面环境振动特性的影响。

3.1 路堑深度的影响

考虑车速为380.0 km/h，路堑边坡坡度为1.00∶1.25，不同路堑深度条件下（2.0，4.0，6.0，8.0 m）地面竖向振动加速度峰值随测点与轨道中心距离的变化曲线如图 10所示，并增设0.0 m的无路堑工况进行对比分析。由图 10可知，不同路堑深度条件下的地面振动均小于无路堑工况（0.0 m）。既有研究指出近轨道处的地面振动衰减由几何阻尼主导^[9]，路堑的存在增加了近轨道处的几何阻尼，从而减小了高铁运行引起的地面振动加速度峰值，且减振效果随路堑深度增加逐渐增强。当路堑深度≥6.0 m时，继续增加路堑深度将难以进一步有效减小地面环境振动。此外，由于堑顶处的瑞利波绕射^[6]，不同路堑深度条件下（2.0，4.0，6.0，8.0 m）其堑顶处附近（分别距轨道中心6.8，9.3，11.8，14.3 m）均可观察到地面振动的局部放大现象。

图 10 不同路堑深度下地面振动随测点与轨道中心距离的变化曲线

Figure 10. Variation of ground vibration with different cutting depths

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.2 路堑边坡坡度的影响

我国高速铁路路堑边坡的设计坡度通常介于1.00∶1.75~1.00∶0.75之间^[10]。考虑路堑深度为6.0 m，图 11为车速380.0 km/h时不同路堑边坡坡度条件下（1.00∶1.75~1.00∶0.75）地面竖向振动加速度峰值随测点与轨道中心距离的衰减曲线。由图 11（a）可知，当路堑边坡坡度在1.00∶1.25~1.00∶0.75（38.7°~53.1°）范围内时，地面环境振动随路堑边坡坡度的增大而减小。这主要与瑞利波在堑顶处的绕射程度有关，既有研究指出^[6]，当路堑边坡坡度在40.0°~60.0°范围内时，堑顶处瑞利波的绕射随坡度增大而减小，从而降低了高铁运行引起的路堑段地面振动。此外，随着路堑边坡坡度的进一步减小（图 11（b）），坡度变化对地面振动加速度峰值的影响较小。因此，实际工程中在保证路堑边坡安全稳定的前提下，较陡的路堑边坡更有利于减小高铁荷载下路堑段的地面环境振动。

图 11 不同路堑边坡坡度下地面振动随测点与轨道中心距离的变化曲线

Figure 11. Variation of ground vibration with different cutting slope angles

下载: 全尺寸图片幻灯片

4. 结论

（1）列车轴重对路堑段近轨道处的地面振动幅值有重要影响，随测点与轨道距离的增加，地面振动幅值逐渐衰减，中间车相邻转向架轮对引起的叠加效应对地面振动幅值的影响逐渐增强。

（2）路堑段地面振动随测点与轨道距离的衰减过程大致可分为3个阶段，且堑顶处有较明显的振动局部放大现象。中高频成分振动的衰减速率明显大于其他频段，且振动1阶主频由列车荷载的基频（f₁=c/L₁）主导。

（3）高铁荷载下地面振动随路堑深度增加而减小。当路堑深度超过某一限值（本文为6.0 m）时，继续增加路堑深度难以进一步有效降低地面环境振动。

（4）路堑段地面振动随路堑边坡坡度的增大而减小。在保证路堑边坡稳定性的前提下，较陡的路堑边坡更有利于减小高铁运行引起的地面环境振动。

图 1 波浪动压作用下隧道衬砌氯离子侵蚀模型

Figure 1. Chloride ion erosion model for tunnel linings under wave dynamic pressure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 水压作用下离子侵蚀计算模型

Figure 2. Computational model for ion erosion under water pressure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 衬砌截面计算模型

Figure 3. Computational model for lining section

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 试验值与理论值对比

Figure 4. Comparison between test and theoretical values

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 波浪-海床数值模型及验证

Figure 5. Numerical model for wave-seabed and verification

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 海床-隧道数值模型及验证

Figure 6. Numerical model for seabed-tunnel and verification

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 隧道衬砌-氯离子侵蚀数值模型及验证

Figure 7. Numerical model for chloride ion erosion of tunnel linings and verification

下载: 全尺寸图片幻灯片

参考文献(27)

[1]	WANG H L, DAI J G, SUN X Y, et al. Characteristics of concrete cracks and their influence on chloride penetration[J]. Construction and Building Materials, 2016, 107(1): 216-225.
[2]	王胜年, 曾俊杰, 范志宏. 基于长期暴露试验的海工高性能混凝土耐久性分析[J]. 土木工程学报, 2021, 54(10): 82-89. doi: 10.15951/j.tmgcxb.2021.10.009 WANG Shengnian, ZENG Junjie, FAN Zhihong. Analysis on durability of marine HPC based on long-term exposure experiment[J]. China Civil Engineering Journal, 2021, 54(10): 82-89. (in Chinese) doi: 10.15951/j.tmgcxb.2021.10.009
[3]	FU Q, BU M X, ZHANG Z R, et al. Chloride ion transport performance of lining concrete under coupling the action of flowing groundwater and loading[J]. Cement and Concrete Composites, 2021, 123: 104166. doi: 10.1016/j.cemconcomp.2021.104166
[4]	BAO J W, WANG L C. Combined effect of water and sustained compressive loading on chloride penetration into concrete[J]. Construction and Building Materials, 2017, 156: 708-718. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2017.09.018
[5]	LI W J, GUO L. A mechanical-diffusive peridynamics coupling model for meso-scale simulation of chloride penetration in concrete under loadings[J]. Construction and Building Materials, 2020, 241: 118021. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2020.118021
[6]	孙齐. 双掺聚丙烯及钢纤维管片结构的耐久性研究[D]. 成都: 西南交通大学, 2018. SUN Qi. Study on Durability of Segments Mixed Polypropylene and Steel Fiber[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2018. (in Chinese)
[7]	DURA CRETE. General Guidelines for Durability Design and Redesign[S]. Bruxelles: Dura Crete, 2000.
[8]	VIOLETTA B. Life-365 service life prediction model[J]. Concrete International, 2002, 24(12): 53-57.
[9]	韩兴博, 叶飞, 夏天晗, 等. 在役隧道环境侵蚀下管片承载能力概率劣化模型[J]. 中国公路学报, 2022, 35(1): 49-58. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZGGL202201005.htm HAN Xingbo, YE Fei, XIA Tianhan, et al. Probability degradation models of bearing capacity of operating tunnel segments under environmental erosions[J]. China Journal of Highway and Transport, 2022, 35(1): 49-58. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZGGL202201005.htm
[10]	LI K F, LI C Q. Modeling hydroionic transport in cement-based porous materials under drying-wetting actions[J]. Journal of Applied Mechanics, 2013, 80(2): 020904. doi: 10.1115/1.4007907
[11]	YU Z W, CHEN Y, LIU P, et al. Accelerated simulation of chloride ingress into concrete under drying–wetting alternation condition chloride environment[J]. Construction and Building Materials, 2015, 93: 205-213. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2015.05.090
[12]	SUN J. Durability problems of lining structures for Xiamen Xiang'an subsea tunnel in China[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2011, 3(4): 289-301. doi: 10.3724/SP.J.1235.2011.00289
[13]	何文正, 徐林生. 硫酸盐侵蚀作用下隧道衬砌时变力学行为研究[J]. 岩土工程学报, 2021, 43(6): 1010-1018. doi: 10.11779/CJGE202106004 HE Wenzheng, XU Linsheng. Time-dependent mechanical behavior of tunnel linings under sulfate attack[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2021, 43(6): 1010-1018. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE202106004
[14]	刘四进, 何川, 孙齐, 等. 腐蚀离子环境中盾构隧道衬砌结构侵蚀劣化机理[J]. 中国公路学报, 2017, 30(8): 125-133. doi: 10.3969/j.issn.1001-7372.2017.08.014 LIU Sijin, HE Chuan, SUN Qi, et al. Erosion degradation mechanism of shield tunnel lining structure in corrosive ion environment[J]. China Journal of Highway and Transport, 2017, 30(8): 125-133. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1001-7372.2017.08.014
[15]	BIOT M A. General theory of three-dimensional consolidation[J]. Journal of Applied Physics, 1941, 12(2): 155-164. doi: 10.1063/1.1712886
[16]	YING H W, ZHU C W, GONG X N. Tide-induced hydraulic response in a semi-infinite seabed with a subaqueous drained tunnel[J]. Acta Geotechnica, 2018, 13(1): 149-157. doi: 10.1007/s11440-017-0525-5
[17]	SHOWKATI A, SALARI-RAD H, HAZRATI AGHCHAI M. Predicting long-term stability of tunnels considering rock mass weathering and deterioration of primary support[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2021, 107: 103670. doi: 10.1016/j.tust.2020.103670
[18]	刘昌, 张顶立, 张素磊, 等. 考虑围岩流变及衬砌劣化特性的隧道长期服役性能解析[J]. 岩土力学, 2021, 42(10): 2795-2807. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX202110019.htm LIU Chang, ZHANG Dingli, ZHANG Sulei, et al. Analytical solution of the long-term service performance of tunnel considering surrounding rock rheology and lining deterioration characteristics[J]. Rock and Soil Mechanics, 2021, 42(10): 2795-2807. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX202110019.htm
[19]	田浩. 长期浸泡下混凝土硫酸盐传输-劣化机理研究[D]. 深圳: 深圳大学, 2015. TIAN Hao. Study on Sulfate Transmission-Degradation Mechanism of Concrete under Long-Term Soaking[D]. Shenzhen: Shenzhen University, 2015. (in Chinese)
[20]	WANG G, WU Q, ZHOU H, et al. Diffusion of chloride ion in coral aggregate seawater concrete under marine environment [J]. Construction and Building Materials, 2021, 284: 122821. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2021.122821
[21]	YOO J H, LEE H S, ISMAIL M A. An analytical study on the water penetration and diffusion into concrete under water pressure[J]. Construction and Building Materials, 2011, 25(1): 99-108. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2010.06.052
[22]	王小雯. 波浪作用下饱和砂质海床液化机理研究[D]. 北京: 清华大学, 2017. WANG Xiaowen. Research on Mechanics of Wave-Induced Liquefaction in Saturated Sandy Seabed[D]. Beijing: Tsinghua University, 2017. (in Chinese)
[23]	盛杰. 海洋大气环境下TRC加固RC梁受弯时变性能[J]. 建筑结构学报, 2021, 42(增刊1): 284-290. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JZJB2021S1032.htm SHENG Jie. Time-dependent behavior of RC beams strengthened with TRC in marine atmosphere environment[J]. Journal of Building Structures, 2021, 42(S1): 284-290. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JZJB2021S1032.htm
[24]	GHOSH J, PADGETT J E. Aging considerations in the development of time-dependent seismic fragility curves[J]. Journal of Structural Engineering, 2010, 136(12): 1497-1511. doi: 10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0000260
[25]	混凝土结构设计规范: GB 50010—2010[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2011. Code for Design of Concrete Structures: GB 50010—2010[S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2011. (in Chinese)
[26]	YIN R R, LI B C, ZHANG C C, et al. The permeability of SO4²⁻ and Cl⁻ in concrete under the effect of seepage flow and stress fields[J]. Construction and Building Materials, 2018, 162: 697-703. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2017.12.071
[27]	唐雄俊, 毛优达, 孙州. 甬舟铁路金塘海底隧道结构健康监测方案研究[J]. 铁道标准设计, 2021, 65(10): 189-194. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDBS202110037.htm TANG Xiongjun, MAO Youda, SUN Zhou. Research on structural health monitoring scheme of Jintang subsea tunnel on Yongzhou railway[J]. Railway Standard Design, 2021, 65(10): 189-194. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDBS202110037.htm