在复杂油气腐蚀环境下，初期隧道支护的损伤演变及衬砌的结构安全性 岳白军、 王宇、 王兴平、 朱全伟、 何俊谦、 吴宇凯

《Buildings》：Damage Evolution of Initial Tunnel Support and Structural Safety of Lining Under Complex Oil–Gas Corrosive Environment Baijun Yue, Yu Wang, Xingping Wang, Quanwei Zhu, Junqian He and Yukai Wu

　　摘要 在非煤层油气藏地层中挖掘的隧道在施工过程中可能会遇到油气水混合物的渗漏和间歇性侵入，这种环境会形成强烈的腐蚀条件，从而威胁到初期支护的完整性和最终衬砌的安全裕度。然而，在这种条件下初期支护的耦合退化机制及其对衬砌安全的连锁影响仍然知之甚少。基于华鹰山隧道项目，本研究探讨了初期支护在湿湿循环暴露下的腐蚀驱动损伤演变及其对二次衬砌结构安全的影响。使用在隧道建设中采集的原油-地层水混合物对混凝土试样进行了加速湿湿循环测试，暴露次数从0到120次不等。然后将实验室观察结果与腐蚀依赖性材料参数的反向识别相结合，建立了基于腐蚀信息的力学描述，并将其应用于数值模拟以评估结构响应。结果显示，力学性能经历了阶段性演变：初期有所增强，随后逐渐恶化。经过120次循环后，抗压强度、抗拉强度和弹性模量分别下降了约18.9%、23.1%和17.4%。腐蚀区域的退化更为明显，抗拉能力和刚度比抗压能力更早地受到影响。数值结果表明，腐蚀会导致应力重新分布和损伤发展。120次循环后，侧壁的抗拉应力达到2.80 MPa，超过了腐蚀后的承载能力，而安全系数在90次循环时降至规范阈值以下。整体安全概率从1.0降至0.4，安全等级也从一级降为四级。这些发现为评估腐蚀环境下的隧道退化、安全性验证和维护规划提供了定量依据。

1. 引言
随着基础设施建设向地质复杂的山区扩展，越来越多的铁路和公路隧道不可避免地穿越含油气地层。在这些地层中，施工活动经常遇到油、气和地下水的同时存在和迁移[1,2]。这种多相腐蚀环境不仅增加了施工过程中危险流体释放的风险，还在长期使用过程中持续影响支护结构，从而加速衬砌的恶化，并对隧道结构安全和运行可靠性构成持续威胁[3,4]。关于上述复杂地质环境中支护结构的腐蚀损伤，现有研究表明，诸如硫酸盐和氯化物等腐蚀介质会显著影响混凝土的力学性能和耐久性。例如，李[5]分析了硫酸盐侵蚀下现浇混凝土的腐蚀行为和力学性能变化；杨[6]研究了在硫酸盐暴露和湿湿循环共同作用下的超高性能混凝土的耐久性；万[7]探讨了在高浓度硫酸盐和镁盐共同作用下的混凝土宏观性能演变；杨[8]研究了腐蚀环境中的混凝土疲劳行为和疲劳寿命；刘[9]分析了交替湿湿硫酸盐暴露下的混凝土退化行为并进行了寿命预测；李[10]对高硫酸盐抗性水泥混凝土在硫酸盐和镁盐共同作用下的耐腐蚀性进行了初步研究；牛[11]分析了二氧化硫和二氧化碳共同作用下的混凝土性能恶化；李[12]研究了具有良好抗油性和抗腐蚀性能的海洋环境用混凝土材料。这些研究主要集中在材料尺度上，强调了混凝土在腐蚀环境下的微观结构演变、化学反应机制和宏观力学退化，为理解腐蚀对混凝土材料性能的影响提供了重要基础。然而，与传统的盐腐蚀环境相比，含油气地层中的“油气水”系统涉及多相介质的共存，其腐蚀效应在介质组成、空间分布和演变过程方面表现出更复杂的特征。相关问题在深能工程领域也受到了一些关注。例如，谭[13]研究了油井水泥基复合材料在高温条件下的CO2和H2S腐蚀抗性；阿格扎莫夫[14]分析了氢硫酸盐对油井和气井中水泥石的破坏机制；谢[15]研究了天然气井中氢硫酸盐环境下的水泥浆体腐蚀行为；郭[16]分析了潮湿环境下氢硫酸盐对水泥石的腐蚀机制；严[17]研究了氢硫酸盐腐蚀对水泥石的影响；彭[18]研究了酸性环境中的水泥石腐蚀机制及相应的保护措施。尹等人[19]证明了CO2腐蚀可以改变油井水泥在高温条件下的微观结构和耐久性。希尔等人[20]报告称，碳氢化合物流体在耦合环境条件下会显著降低混凝土的力学性能。尽管上述研究为深地下工程提供了理论参考，但它们的研究对象和服务环境条件与隧道工程有显著差异，相关发现难以直接应用于隧道结构系统[21]。

基于对上述材料退化的理解，下一节将重点讨论衬砌系统的结构响应和安全性能。作为新奥地利隧道法系统的关键组成部分，初期支护在施工和服务阶段都承担着重要的承重和约束作用[22,23]。当初期支护在复杂的腐蚀环境下发生力学退化时，其应力状态和变形特性不可避免地发生变化，并通过结构相互作用对二次衬砌的应力分布和安全储备产生不利影响[24,25]。学者们对此问题进行了大量研究。在工程缺陷方面，刘[26]回顾了隧道衬砌病害诊断和治疗的现状和发展趋势；董[27]分析了北京运营地铁隧道的缺陷分布和特征；吴[28]研究了运营铁路隧道的损伤状态、检测技术和评估方法；周[29]提出了一种基于变模糊集理论的公路隧道衬砌健康状态评估方法；周[30]研究了盾构隧道衬砌缺陷的自动化3D检测和可视化技术；李[31]分析了缺陷病害对运营公路隧道衬砌结构安全的影响；庄[32]分析了硫酸盐环境中在役隧道衬砌的腐蚀退化机制并进行了安全评估；匡[33]研究了硫酸盐作用下的隧道衬砌腐蚀行为。在结构响应方面，王[34]探讨了衬砌背后空洞引起的衬砌变形和应力重新分布；叶[35]分析了衬砌背后多个空洞对隧道结构行为的三维力学影响；张[36]基于扩展有限元方法研究了衬砌开裂机制及衬砌背后空洞周围的裂纹分布；张[37]分析了公路隧道衬砌背后空洞的分布特征及其对衬砌结构的影响；梅吉德[38]探讨了侵蚀引起空洞对现有隧道衬砌的影响；梁[39]实验研究了局部接触损失对现有隧道衬砌周围土壤压力分布的影响；王[40]研究了隧道衬砌混凝土的耐硫酸盐寿命预测模型；江[41]分析了中国西南部隧道衬砌混凝土中硫酸盐腐蚀的原因并提出了预防措施。总体而言，现有研究大多从单一角度探讨了这个问题，要么关注工程缺陷，要么关注结构响应，主要侧重于衬砌结构本身的安全性，而没有充分考虑复合衬砌系统的协调行为。然而，复合衬砌结构在隧道工程中得到了广泛应用，仅基于衬砌结构本身的安全分析已不足以全面反映复合衬砌系统在复杂腐蚀环境下的实际运行行为。

基于上述考虑，本研究以位于复杂含油气地层的华鹰山隧道为工程背景，系统研究了腐蚀条件下初期支护的损伤演变及其对衬砌结构安全的影响。通过实验室湿湿腐蚀测试表征了初期支护混凝土的力学性能退化特征，然后使用由腐蚀区和完好区组成的双区力学模型进行了等效结构参数的反向识别。结合数值模拟，阐明了初期支护退化对隧道变形、应力分布和安全水平演变的影响。结果为复杂含油气腐蚀环境中的隧道结构安全评估和耐久性导向设计提供了理论基础。

2. 工程背景
本研究中的华鹰山隧道位于四川盆地东部边缘的华鹰山构造带中央段，属于四川东部平行褶皱-隆起带。该地区的地层特征是交替的背斜和向斜，具有强烈的构造活动和发育良好的裂隙，为碳氢化合物的生成、迁移和积累提供了有利条件。隧道线路主要穿过由碳酸盐岩和碎屑岩组成的非含煤沉积地层，这些地层具有明显的层理和广泛发育的构造裂隙、层间裂隙和溶解裂隙，从而形成了有效的渗流通道。在区域背斜结构的控制下，原油、天然气以及相关的腐蚀性气体（如氢硫酸盐和二氧化碳）在地层中广泛分布，构成了典型的非煤层油气藏地质环境。华鹰山隧道是一个分离的双管深山隧道，单管长度约为6.6公里，最大埋深约900米。隧道建设始于2021年。选取了K9+990–K10+500的右线段作为代表性研究段。施工过程中发现，在挖掘过程中反复出现原油-地层水混合物的渗漏和流入，局部伴随着氢硫酸盐的排放。原油主要沿着围岩裂隙和初期支护-岩体界面迁移，隧道顶板和侧壁也观测到了明显的油泄漏现象（如图1所示），表明存在涉及“油气水”多相介质的复杂腐蚀环境。收集的原油-地层水混合物的化学成分分析如图2所示，其中含有中低碳氢化合物、芳香族化合物以及强腐蚀性离子如SO42?和Cl?。在施工通风和围岩渗流条件的共同作用下，初期支护结构长期受到原油浸泡、腐蚀性气体侵蚀和循环湿湿过程的影响，这显著加速了支护的退化和结构损坏。鉴于现有研究很少涉及上述复杂腐蚀环境对初期支护渐进性退化及其对复合衬砌系统内载荷重新分布的耦合效应，因此迫切需要系统研究在非煤层油气藏地层中挖掘的隧道的腐蚀机制和结构安全问题。

图1. 隧道中的油泄漏现场观察。(a) 隧道顶板的油气水混合物流入。(b) 隧道侧壁的原油渗漏。
图2. 隧道中原油-地层水混合物流入的化学成分。(a) 碳氢化合物和苯系化合物分布。(b) 无机离子浓度（mg/L）

3. 混凝土腐蚀测试和性能退化分析
3.1. 实验计划
3.1.1. 原材料和试样制备
本研究使用的水泥材料是中国武汉华新水泥有限公司生产的P·O 42.5普通硅酸盐水泥。该水泥的28天抗压强度不低于52 MPa，密度约为2.5 g/cm3。初始和最终凝固时间分别不早于125分钟和不超过235分钟。水泥的主要化学成分见表1。为了提高初期支护混凝土的工作性能，加入了太原山西菲克新材料技术有限公司生产的基于聚羧酸的超塑剂和无碱促凝剂。 mixing使用符合当前国家标准要求的自来水[42]。

表1. 水泥的化学成分。
试样制备遵循《普通混凝土力学性能试验方法标准》[43]。混合比例见表2。制备程序如下：首先将粗骨料和细骨料干混30秒以达到均匀分布，然后加入水泥并继续干混1分钟。随后，将混合水与超塑化剂一起加入，并进行2分钟的湿拌。最后，加入促进剂并继续搅拌30秒。搅拌完成后，立即将混凝土倒入模具中，在振动桌上压实，并用橡胶锤轻轻敲打以进一步密实，然后进行表面处理。制备了尺寸为150毫米×150毫米×150毫米的立方体试件。对于每种测试条件，使用了三个试件进行抗压强度、抗拉强度和腐蚀深度的测量，总共得到了45个试件。脱模后，所有试件都在标准养护条件下养护至指定龄期。试件制备过程如图3所示。表2为隧道衬砌喷射混凝土的配合比（千克/立方米）。图3为试件制备流程图。

3.1.2. 实验设计
为了模拟所研究隧道中初次支护混凝土的实际使用环境，测试中使用的腐蚀介质是在华蓥山隧道施工过程中收集的原位油-地层水混合物。其化学成分见图2。设置了五种暴露条件。所有试件均采用相同的配合比，并通过干湿循环次数进行区分，分别为0次、30次、60次和120次，以代表不同的腐蚀诱导劣化阶段。干湿循环制度是根据《普通混凝土长期性能和耐久性试验方法标准》[44]中规定的硫酸盐侵蚀程序设计的，并进行了修改以加速腐蚀过程。标准养护26天后，取出试件，表面晾干，然后在（80 ± 5）°C的条件下烘烤48小时。在干燥环境中冷却至室温后，每个试件的五个面涂上环氧树脂，以确保从暴露表面开始的一维渗透。接着将试件浸入腐蚀溶液中15 ± 0.5小时，溶液温度控制在25–30 °C。浸泡后，将试件取出并在空气中晾干30分钟，然后烘烤6小时，并在2小时内冷却至25–30 °C，从而完成一个干湿循环。干湿循环过程如图4所示。

3.2. 结果与讨论
3.2.1. 力学强度演变
图7显示了在不同干湿循环次数下混凝土抗压强度的变化情况。可以看出，在腐蚀初期，抗压强度略有增加。随着干湿循环的持续进行，强度逐渐进入明显的劣化阶段，表现出“先增加后减少”的趋势。在未受腐蚀条件下，试件的初始抗压强度为29.5 MPa。经过30次干湿循环后，抗压强度略微增加到30.0 MPa，增加了约1.7%。随着干湿暴露的加剧，强度明显下降。60次循环后，抗压强度下降到28.4 MPa，比初始值低约3.7%。120次循环后，抗压强度进一步恶化至23.9 MPa，相对于未受腐蚀状态总共降低了约18.9%。图8展示了抗拉强度的变化情况。抗拉强度也表现出类似的趋势，但劣化速度更快。未受腐蚀试件的初始抗拉强度为2.6 MPa。60次干湿循环后，抗拉强度略微下降到2.4 MPa。90次循环后，抗拉强度进一步下降到2.2 MPa，减少了15.4%。120次循环后，抗拉强度降至2.0 MPa，相对于未受腐蚀状态总共减少了约23.1%。

3.2.2. 弹性模量退化
图9显示了在不同干湿循环次数下混凝土弹性模量的变化情况。在干湿腐蚀环境中，弹性模量最初略有增加，随后持续下降。未受腐蚀试件的初始弹性模量为26.5 GPa。30次干湿循环后，弹性模量略微增加到27.4 GPa，增加了约3.4%。随着循环次数的增加，弹性模量明显开始下降。60次循环后，弹性模量降至25.8 GPa，比初始值低约2.7%。90次循环后，弹性模量进一步下降到23.4 GPa，减少了11.7%。120次循环后，弹性模量恶化至21.7 GPa，相对于未受腐蚀状态总共减少了约18.1%。这些结果表明，干湿循环腐蚀会逐渐削弱混凝土的整体刚性。弹性模量的逐渐降低反映了微观结构完整性的持续恶化，包括孔隙粗化和微裂纹的发展，从而为油-气腐蚀环境中初次支护混凝土的后续结构变形和刚性退化提供了力学基础。

3.2.3. 腐蚀深度演变与分析
实验结果表明，随着干湿循环次数的增加，混凝土试件的腐蚀深度呈现明显的阶段性增长。如图10所示，30次循环后，腐蚀深度达到12.4毫米，表明腐蚀主要局限于试件表层。当干湿暴露次数增加到60次时，腐蚀深度增加到18.8毫米，比30次循环时增加了约6.4毫米（51.6%）。90次循环后，腐蚀深度进一步发展为24.7毫米，大约是30次循环时的两倍。120次干湿循环后，腐蚀前沿扩展到30.2毫米，约为30次循环时的1.4倍。这些结果表明，在持续的湿干交替作用下，隧道渗流水不断渗透到混凝土内部，导致腐蚀前沿逐渐向内推进。因此，油-气腐蚀环境中初次支護混凝土的材料退化加剧。

3.3. 腐蚀区内力学性能的反向分析
3.3.1. 腐蚀分区的层状力学模型
为了量化干湿循环后腐蚀区域的劣化程度，需要建立数学模型来反算腐蚀区域的力学性能。为确保计算可行性，采用以下假设：
(1) 层状均匀性假设：在腐蚀深度范围内，混凝土的材料属性被认为是均匀的。也就是说，赋予某一层的强度代表了相应深度区间内的平均残余强度。
(2) 适应性变形假设：在压缩载荷下，腐蚀层和未腐蚀的核心部分被认为变形相容；即它们具有相同的轴向应变。忽略两个区域边界处的应力集中和界面剪切效应。
(3) 一维腐蚀假设：假设环氧涂层完全阻挡了离子的侵入。因此，腐蚀严格沿着单个暴露面的法线方向进行，导致一维渗透。

基于上述假设，试件被理想化为由腐蚀区和未腐蚀核心组成的层状复合材料，如图11所示。设试件边长为L = 150毫米；总载荷截面面积为A = L × L = 22,500平方毫米。经过第n次干湿暴露后，腐蚀深度为dn。腐蚀区在载荷截面上的投影面积为Ad,n，剩余未腐蚀核心面积为Au,n = L(L ? dn)。

设未腐蚀混凝土的初始抗压强度为σ0。假设腐蚀区内的强度沿腐蚀深度方向连续变化，暴露表面深度处的局部残余强度表示为σr。在适应性变形假设下，整体承载能力可以表示为截面应力积分：
(1)
对于单侧腐蚀，经过n次循环后试件的名义抗压强度可以表示为腐蚀区和未腐蚀区的综合贡献：
(2)
其中σr是深度处的局部残余强度，w是我们表示每个深度层对整体承载能力贡献的截面宽度函数。

考虑到环氧树脂在五个面上引起的侧向约束以及腐蚀区与未腐蚀区之间的泊松比不匹配，引入了一个约束修正因子κ来修正腐蚀区域的有效强度贡献。在上述假设下，试件被视为由腐蚀区和未腐蚀核心组成的两层复合材料。假设腐蚀区的等效均匀强度为σc，且未腐蚀核心保持σ0，则n次循环后的名义抗压强度满足面积加权关系：
(3)
通过解方程得到
(4)

引入截面腐蚀比ρ和考虑环氧树脂引起的侧向约束及泊松比不匹配的约束修正因子κ后，腐蚀区的反算强度为
(5)
尽管提出的模型在数学上是封闭形式的，但仍存在一些物理限制：(1) 腐蚀深度内的损伤分布本质上是不均匀的，并且具有明显的梯度。该模型将腐蚀区域理想化为一个均匀的弱化层，忽略了暴露表面附近严重的劣化情况以及相对完好的内部区域。因此，实际表面混凝土的劣化程度可能会被低估。（2）单侧腐蚀会导致材料属性在试件厚度上的分布不对称，从而导致重心与刚度中心之间的不对齐。在压缩测试中，这种不对称性可能会产生额外的弯矩和偏心载荷效应。当前模型假设的是同心压缩，因此没有考虑由此产生的应力重分布。（3）在实际的破碎过程中，未腐蚀的核心层对外部腐蚀层提供了侧向约束，使后者处于准三轴压缩状态。这种约束增强了其明显的承载能力，超出了材料本身的单轴强度。简单的面积加权方法无法捕捉到这种由约束引起的强化效应，从而导致反向计算的腐蚀区域强度通常低于真实的材料属性。3.3.2. 腐蚀区域的反向计算强度基于双区域力学模型（腐蚀区域-完好核心），对不同干湿暴露水平的腐蚀混凝土的抗压和抗拉强度进行了反向计算。结果见表3和图12。腐蚀区域的强度演变呈现出明显的阶段性特征，随着干湿循环次数的增加，先是增强然后迅速恶化。在30次循环后，腐蚀区域的反向计算抗压强度达到了35.79 MPa，相对于初始值增加了约21.3%，表明在早期阶段有明显的强化效应。当循环次数增加到60次时，趋势发生了反转，进入了快速恶化的阶段，抗压强度降至20.74 MPa，比初始值低了约29.8%。随着暴露时间的继续，抗压强度在120次循环后急剧下降至1.69 MPa，总体降低了约93%。腐蚀区域的抗拉强度也经历了类似的阶段性演变，但恶化更为严重。60次循环后，抗拉强度迅速接近失效；在90次循环时，抗拉强度降至0.17 MPa，表明抗拉承载能力几乎完全丧失。表3. 腐蚀区域的反向计算抗压和抗拉强度。图12. 混凝土腐蚀区域的强度劣化趋势。总体而言，反向计算结果证实，在干湿腐蚀条件下，腐蚀区域的抗压和抗拉强度都表现出明显的阶段依赖性演变。早期由于腐蚀产物填充孔隙而导致的密实化带来了临时的强化，而后期腐蚀介质的逐渐侵入和膨胀引起的损伤累积则导致了结构快速恶化。比较分析表明，当干湿循环次数达到90次或更多时，腐蚀区域的抗拉强度几乎耗尽，而抗压强度仍保留有限的残余能力。这表明，在油气管道腐蚀环境中，抗拉降解决定了混凝土的最终承载能力。3.3.3. 腐蚀区域的反向计算弹性模量图13展示了使用双区域力学模型在不同干湿暴露水平下反向计算得到的腐蚀区域弹性模量的演变趋势。结果表明，腐蚀混凝土的弹性模量也呈现出与强度演变类似的阶段性特征，即先增加后快速下降。对于未腐蚀的试件，弹性模量为26.5 GPa。经过60次干湿循环后，反向计算的模量降至20.91 GPa，相对于初始值降低了约21.1%。当循环次数增加到90次时，模量进一步降至7.68 GPa，降低了约70%，表明刚度严重劣化。经过120次循环后，弹性模量降至仅2.65 GPa，总体降低了约90%，意味着承载刚度几乎完全丧失。从刚度劣化的角度来看，腐蚀区域的弹性模量对干湿腐蚀的敏感性大于强度参数。与反向计算的抗拉和抗压强度相比，弹性模量在早期暴露阶段显示出显著的降低，在后期阶段的劣化更为剧烈，表明材料刚度对腐蚀引起的损伤反应更快。这些结果表明，在油气管道腐蚀环境中，混凝土的刚度劣化通常先于强度失效，并在变形放大、裂缝扩展和结构稳定性演变中起主导作用。4. 隧道衬砌结构的数值模拟4.1. 数值模型和加载方案4.1.1. 隧道结构的有限元模型根据华蓥山隧道实际的工程条件，使用有限差分软件建立了三维有限元模型，系统研究了腐蚀引起的初级支撑劣化对隧道衬砌在复杂油气管道腐蚀环境下的力学行为和整体稳定性的影响。模型几何形状、结构配置和计算域是根据现场地质调查、设计图纸和相关规范确定的，以确保数值结果的工程代表性和可靠性。根据华蓥山隧道的设计剖面，开挖轮廓的大约高度为10米，宽度为12米。初级支撑采用厚度为15厘米的喷射混凝土，而次级衬砌采用厚度为40厘米的现浇混凝土。在隧道数值模拟中，通常建议模型边界与隧道轮廓之间的距离不低于隧道跨度或直径的3-5倍，以最小化边界效应。在本研究中，隧道跨度约为12米，据此原则，一侧的横向范围至少应为36-60米。本研究中采用的计算域满足了这一要求，确保了边界条件对计算得到的应力和位移场的影响得到有效最小化。隧道的纵向计算长度为20米。最终的计算域尺寸为100米（横向）× 20米（纵向）× 130米（垂直），如图14所示。模型采用三维实体元素进行离散化，包含523,867个元素和534,611个节点。在初级支撑、次级衬砌和周围岩体区域应用了局部网格细化，以提高衬砌的应力、变形和损伤响应的准确性。这种离散化能够真实模拟材料劣化条件下衬砌结构的三维力学行为和稳定性演变。图14. 隧道的数值模型。4.1.2. 材料参数和边界条件数值模型中周围岩石和衬砌的材料参数是根据现场地质调查数据、实验室力学测试结果以及隧道设计文件，并结合双区域力学模型得到的干湿腐蚀实验和反向计算参数确定的。这种方法确保采用的材料参数能够真实反映隧道结构在复杂油气管道腐蚀环境下的力学行为。周围岩石的力学性能来自所研究段的地质调查报告，并采用了Mohr-Coulomb本构模型。初级支撑和次级衬砌均采用线性弹性本构关系进行建模。次级衬砌的材料参数直接取自隧道设计规范，以反映其在正常使用条件下的力学性能。相比之下，初级支撑的材料参数是根据实验室干湿腐蚀试验和双区域力学模型的反向计算结果得出的。在未腐蚀条件下，初级支撑的参数对应于测量的初始实验值。在腐蚀条件下，随着干湿循环次数的增加，弹性模量和强度参数逐渐降低，以模拟腐蚀环境引起的材料劣化。需要注意的是，本研究中采用的线性弹性本构模型提供了混凝土劣化力学性能的等效表示。腐蚀引起的劣化通过参数减少来体现，而没有考虑显式的非线性开裂和损伤演变行为，这可能在未来的研究中进一步探讨。模型中使用的基本力学参数总结在表4中。关于边界条件，模型的顶部边界定义为自由表面，而底部和侧面边界在法向受到约束，以模拟深埋周围岩石的原位约束，并最小化边界对数值结果的影响。表4. 数值模型中使用的材料参数。4.1.3. 加载方案和监控点布置为了系统研究腐蚀引起的初级支撑劣化对油气管道腐蚀环境下隧道衬砌力学响应和稳定性的影响，根据干湿腐蚀实验中确定的特征阶段，定义了五个数值模拟情况。这些情况对应于0次、30次、60次、90次和120次干湿循环后的初级支撑条件。情况1代表未腐蚀的基准条件，其中初级支撑和次级衬砌采用未腐蚀的材料参数，以模拟理想环境条件下的隧道力学状态。情况2-5代表腐蚀劣化条件，其中次级衬砌的属性保持不变，而初级支撑的材料参数根据实验室腐蚀测试和双区域力学模型的反向计算结果进行减少。这种设置能够评估初级支撑逐级劣化对隧道衬砌承载安全性的影响。为了捕捉关键衬砌组件的力学响应，在初级支撑和次级衬砌的代表性位置布置了应力监控点，包括拱顶、拱肩、拱脚、侧墙和仰拱部位。这些点用于提取不同腐蚀条件下的应力分布及其演变情况。监控点的详细布置如图15所示。图15. 隧道模型的监控点布置。4.2. 初级支撑的力学响应和损伤演变4.2.1. 应力分布特征表5展示了在不同干湿腐蚀水平下初级支撑关键位置的数值拉伸应力。总体而言，所有临界位置的拉伸应力随着腐蚀程度的增加而逐渐增加。如图16中的拉伸应力等值线所示，当干湿循环次数不超过60次时，侧墙的拉伸应力保持在1.54 MPa以下，低于混凝土的抗拉强度，表明初级支撑仍处于安全应力状态。当循环次数增加到90次时，侧墙的拉伸应力达到2.05 MPa，接近腐蚀混凝土的抗拉强度阈值，表明局部开裂已经开始。在120次循环时，侧墙的拉伸应力增加到2.80 MPa，超过了腐蚀混凝土的抗拉强度阈值，表明已经形成裂缝并且可能会沿着拱肩-侧墙区域扩展，对结构安全构成显著威胁。相比之下，拱脚处的拉伸应力相对较低，没有发生拉伸失效的风险。关于压缩应力，图17显示内拱脚是初级支撑的主要压缩控制区域，其中的压缩应力在所有位置中最高，并且随着腐蚀程度的增加而显著增加，从11.96 MPa增加到25.85 MPa，增加了约116%。拱顶和仰拱处的压缩应力也同步增加，分别从3.29 MPa增加到11.34 MPa和从2.89 MPa增加到13.83 MPa。当循环次数不超过60次时，所有位置的压缩应力都远低于腐蚀混凝土的抗压强度，结构仍处于安全的承载状态。在90次循环时，拱脚处的压缩应力增加到18.25 MPa，局部承载裕度显著减小，表明潜在的压碎风险开始出现。在120次循环时，拱脚处的压缩应力接近腐蚀混凝土的抗压强度极限，表明该区域达到临界压碎状态，在持续腐蚀和长期加载下可能发生压缩失效。表5。在不同干湿循环下，主要支撑结构的拉伸应力（兆帕）。图16. 不同干湿循环下主要支撑结构的拉伸应力分布图。图17. 主要支撑结构关键监测点的应力变化。总体而言，拉伸和压缩应力的共同演变表明，干湿腐蚀逐渐使主要支撑结构从安全应力状态转变为“裂纹起始—裂纹扩展—局部破坏—临界状态”的序列。在裂纹起始阶段，由于腐蚀膨胀和干湿循环应力，微裂纹首先出现在界面过渡区。随着裂纹的扩展和连接，结构的刚度和承载能力持续下降，最终导致局部破坏和临界状态。拱脚-侧壁区域控制着拉伸裂纹的发展，而内拱脚是主要的压缩控制失效区域。4.2.2. 结构的变形演变图18展示了在不同干湿腐蚀水平下，与未腐蚀状态相比，主要支撑结构关键位置的位移演变。总体而言，所有关键位置的相对位移随着腐蚀程度的增加而表现出明显的非线性增长，表明主要支撑结构的刚度逐渐降低，从而导致结构变形的放大。拱顶和底部分别显示出最显著的变形响应。经过30次干湿循环后，它们的相对位移分别为0.41毫米和0.63毫米；在120次循环后，这些位移显著增加到6.56毫米和8.02毫米，显示出较大的变形放大。在腐蚀的后期阶段，拱脚和侧壁的位移增长加速，在120次循环时达到4.17毫米和3.24毫米。结合拉伸应力分析，拱脚-侧壁区域被确定为拉伸应力集中区，也是裂纹起始和扩展的主要位置，表明结构响应已从弹性变形转变为以损伤积累和刚度降低为主的阶段。图18. 不同干湿循环下主要支撑结构的位移。总体而言，干湿腐蚀显著放大了主要支撑结构关键区域的变形。拱顶和底面主要表现为整体变形放大；拱脚-侧壁区域控制着拉伸裂纹和损伤传播；虽然拱脚的位移较小，但在持续的高压缩应力下仍存在压缩破坏的风险。4.2.3. 损伤因子演变为了量化干湿腐蚀下主要支撑结构的退化程度和裂纹演变，引入了一个标量损伤因子d来表征材料损伤状态，其中d=0表示材料完好无损，d=1表示完全失效[47]。损伤因子使用公式（6）计算：(6) 其中σ为主要应力，ε为相应的主应变，E0为未腐蚀材料的初始弹性模量。从数值模拟得到的不同干湿循环次数下主要支撑结构的损伤因子分布如图19所示。总体而言，主要支撑结构的损伤因子随着腐蚀程度的增加而逐渐增加，结构损伤从轻微损伤阶段发展到严重损伤阶段，侧壁和拱脚被确定为主要的损伤集中区。当循环次数不超过30次时，损伤轻微且局限于侧壁，损伤因子最大约为0.3，表明结构仍然完好无损且处于弹性阶段。在60次循环后，损伤区域显著扩展，侧壁的损伤因子约为0.5，拱脚的损伤因子约为0.4，表明损伤和刚度降低的开始，同时结构连续性仍然保持。在90次循环后，内侧壁的损伤因子迅速增加到约0.9，表明材料严重劣化和裂纹形成，而拱脚的损伤因子增加到约0.7，表明关键压缩控制区域的损伤加剧和结构完整性的降低。在120次循环后，侧壁两侧的损伤因子均超过0.9，表明出现贯通裂纹和完整性丧失；拱脚的损伤因子也接近0.9，意味着在高压缩应力和材料劣化的共同作用下达到压缩临界状态，主要支撑结构进入严重损伤阶段。图19. 主要支撑结构的损伤分布图。这些结果表明，干湿腐蚀显著加速了主要支撑结构的损伤积累，结构演变遵循“轻微损伤—损伤扩展—裂纹形成—完全失效”的阶段性模式。侧壁控制着拉伸裂纹损伤，而拱脚是压缩损伤和潜在破坏的关键区域，这与上述应力和变形特征一致。4.3. 二次衬砌的安全性分析4.3.1. 关键衬砌位置的安全因子演变图20展示了在干湿腐蚀引起的主要支撑结构不同退化程度下，二次衬砌典型位置的安全因子演变。安全控制线对应于二次衬砌拉伸极限状态所需的2.4的安全系数[48]。总体而言，随着主要支撑结构的腐蚀程度增加，所有衬砌位置的安全因子逐渐降低，特别是在腐蚀后期下降更为迅速，表明结构安全储备逐渐丧失。尽管有明显的降低，拱顶和底面的安全系数仍然保持相对较高水平。拱顶的安全因子从5.3降低到2.7，减少了49.1%，而底面的安全因子从12.5降低到5.8，减少了53.6%。在整个腐蚀过程中，两者都保持在规范限值以上，表明对主要支撑结构退化的敏感性较低，并保留了安全裕度。拱脚-侧壁是最关键的拉伸控制区域。拱脚的安全因子从6.0降低到1.9，减少了68.3%。在90次循环后进入快速退化阶段，并在120次循环时低于规范限值。侧壁的安全因子始终最低，从3.6降低到1.5，减少了58.3%。在90次循环时达到规范限值，在120次循环时远低于规范限值，表明安全储备完全丧失，确定侧壁是二次衬砌安全性的主要控制位置。拱脚的安全因子降幅最大，从9.7降低到2.1。尽管最初具有较高的安全系数，但在腐蚀后期急剧下降，在120次循环时低于规范限值，表明在主要支撑结构退化和荷载重新分布的共同作用下，承载安全性显著降低，存在潜在的破坏风险。图20. 二次衬砌关键位置的安全因子。总体而言，腐蚀引起的主要支撑结构退化导致二次衬砌的安全因子逐渐降低。侧壁首先达到并超过规范限值，因此控制着结构安全；拱脚和底面在后期成为潜在的失效区域；尽管拱顶和底面保留了一些安全裕度，但其安全储备显著降低。这种安全因子的演变与主要支撑结构中确定的应力集中和损伤模式一致。4.3.2. 结构安全概率和等级隧道衬砌结构是一个由多个部分组成的静不定系统，其变形和失效受到周围岩石的约束。因此，在实际工程中，衬砌结构的单个部分的失效并不一定意味着整个衬砌结构系统的失效[49]。衬砌的横截面被划分为五个子系统，形成一个串联结构系统，其中一个子系统的失效将导致该横截面的整个隧道失效。每个子系统可以进一步划分为并联连接的多个元素。子系统内单个元素的失效并不一定导致子系统的失效；只有当子系统中的大多数元素失效时，该子系统才被视为失效，这可能会进一步导致整个衬砌结构系统的失效。根据之前计算出的各部分的安全因子，可以确定每个子系统内的元素是否存在失效风险。每个子系统的安全概率表示为πi，衬砌结构系统的整体安全概率P可以根据公式（7）和（8）计算：(7) (8) 其中πi是第i个子系统的安全概率，P是衬砌结构系统的安全概率，ni表示第i个子系统中的危险部分数量，Ns表示第i个子系统的总部分数量。根据规范中规定的五级安全分类[50]，确定了不同主要支撑结构退化程度下二次衬砌的结构安全概率和相应的安全等级，如表6和表7所示。当主要支撑结构经历0次和30次干湿循环时，二次衬砌的结构安全概率为1.0，对应于I级安全，表明在未腐蚀或轻微腐蚀条件下结构状态完好，具有高稳定性和足够的安全部储备。随着循环次数的增加至60次，安全概率降低到0.8（II级），表明性能有所下降，但结构状态仍然可控。这一阶段与关键位置安全因子的逐步降低一致，反映了主要支撑结构退化对衬砌安全性的累积影响。在90次循环后，安全概率进一步降低到0.6（III级），表明结构损伤严重，安全储备继续减少，缺陷有发展的趋势。在120次循环后，安全概率降低到0.4（IV级），表明结构严重损坏，承载能力和稳定性显著降低，对交通安全构成潜在风险，因此需要采取加固或修复措施。表6. 腐蚀条件下隧道衬砌的安全分类。表7. 二次衬砌关键位置的安全等级演变。总体而言，随着主要支撑结构腐蚀引起的退化程度的增加，二次衬砌的结构安全概率呈现阶段性且不可逆的下降，安全等级从I级逐步恶化到IV级。主要支撑结构的退化降低了其刚度和承载能力，导致荷载逐渐转移到二次衬砌，并引起内力重新分布和局部应力集中，最终导致安全储备的持续丧失和性能的快速恶化。5. 讨论本研究系统地研究了在复杂油气腐蚀环境下，隧道主要支撑混凝土在湿干循环作用下的力学性能演变及其对二次衬砌结构安全性的影响。与现有研究相比，本工作具有以下独特特点和创新贡献：首先，在材料尺度上，以往的研究主要集中在单一无机介质（如硫酸盐、氯化物、CO2或H2S）侵蚀的混凝土性能退化上（例如Li [5]、Tan [13]、Guo [16]）。虽然这些研究阐明了化学腐蚀对混凝土微观结构和力学行为的影响，但它们通常使用人工配制的腐蚀溶液，并忽视了现场油气水多相介质和实际隧道中湿干循环的耦合影响。在这项研究中，使用了从施工现场采集的原油-地层水混合物进行了加速湿干循环试验，真实地模拟了隧道施工和长期服役期间混凝土在复杂腐蚀条件下的劣化过程。其次，在力学特性方面，开发了一个包含腐蚀层和未腐蚀核心的双区力学模型，并通过实验反分析推导出两个区域的力学参数演变。结果表明，腐蚀区域的混凝土抗拉强度和刚度比抗压强度更早出现显著下降。这一结果补充了基于整体混凝土的传统单参数分析（Zhuang [32]、Wang [34]、Ye [35]），并强调了区分腐蚀区和完整区域力学特性的重要性。第三，从结构响应的角度出发，进行了数值模拟以量化初级支撑退化对次级衬砌应力、变形和安全系数的影响。研究结果发现，随着腐蚀的加剧，侧壁成为关键的承重部件，其安全系数比其他任何部分更早降低到低于规范规定的阈值。这一分析框架考虑了初级支撑与次级衬砌之间的相互作用，并捕捉了结构安全风险的多阶段演变过程，从而为隧道结构的安全评估提供了定量依据。它克服了以往仅孤立分析衬砌或仅关注个别缺陷的研究方法的局限性（Li [31]，Kuang [33]）。尽管有上述贡献，仍需注意所提出方法的一些局限性。首先，双区力学模型将实际的非均匀腐蚀梯度简化为均匀腐蚀区和完整区，这可能会略微低估混凝土表层的破坏程度。此外，本研究未进行微观结构分析，而微观结构分析对于全面阐明混凝土的破坏机制非常有价值。其次，实验室加速的湿-干循环试验无法完全再现隧道结构在服役期间的长期原位腐蚀速率、多场耦合环境或实际应力状态。第三，数值模拟中采用了线性弹性本构模型，未考虑混凝土在长期腐蚀下的塑性损伤发展和时间依赖的蠕变行为。这些局限性将在未来的研究中通过采用更精细的模型、长期现场监测数据和补充的微观结构表征来进一步解决。

6. 结论
(1) 在非煤层含油-含气地层中，多相油-气-水介质和干-湿循环的耦合作用下，初级支撑混凝土的力学性能表现出明显的阶段性演变。在早期阶段，腐蚀产物填充孔隙导致抗压强度、抗拉强度和弹性模量暂时增加。随着循环次数的增加，腐蚀介质逐渐渗透并破坏微观结构，导致快速退化。经过120次循环后，整体抗压强度、抗拉强度和弹性模量分别减少了约18.9%、23.1%和17.4%。
(2) 基于腐蚀-完整双区力学模型的反算显示，腐蚀区的退化严重程度远高于整个材料，并且对干-湿循环更加敏感。在120次循环后，腐蚀区的抗压强度从29.5 MPa降至1.69 MPa，抗拉强度从2.6 MPa降至0.02 MPa，弹性模量从峰值37.39 GPa降至2.65 GPa（减少约90%）。这些结果表明，抗拉能力和刚度的退化先于抗压破坏，并决定了初级支撑的承载极限和变形放大。
(3) 数值模拟表明，初级支撑性能的退化显著放大了结构应力、变形和损伤响应。随着循环次数从0增加到120次，侧壁的最大抗拉应力从0.99 MPa增加到2.80 MPa，超过了腐蚀后的抗拉强度；而拱脚处的抗压应力从11.96 MPa增加到25.85 MPa（约增加116%），表明应力集中加剧。拱顶和拱底的相对位移分别达到6.56 mm和8.02 mm，反映了显著的刚度损失。损伤演变在60次循环内处于均匀损伤阶段（d < 0.5），随后在90次循环时进入 crack 主导阶段，此时侧壁的损伤系数超过0.9并形成贯穿裂缝，同时拱脚也进入0.7–0.9的范围。
(4) 腐蚀导致的初级支撑退化显著降低了次级衬砌的结构安全性。侧壁的安全系数在90次循环时率先降至规范限值2.4以下，成为关键的薄弱位置；而拱肩和拱脚在后期迅速退化。次级衬砌的整体安全性概率从1.0降至0.4，安全等级从I级逐渐降至IV级，表明对交通安全存在潜在风险。这种演变主要是由初级支撑的刚度和承载能力的丧失驱动的，这种丧失将周围岩石的荷载传递给次级衬砌并引起内部力的重新分布，从而不断减少安全储备。
(5) 结果表明，在含油-含气地层中挖掘的隧道中，应优先考虑初级支撑在施工和早期运营阶段的防腐保护和性能保持。设计和运营安全评估中应明确考虑初级支撑退化对次级衬砌安全性的不利影响。建议采取实用措施，包括材料优化、防护涂层和排水改进，以减轻腐蚀引起的退化。需要注意的是，本研究存在某些局限性，例如使用了加速的实验室条件和简化的建模假设。这些方面将在未来的工作中得到进一步解决。