高地溫隧道襯砌混凝土早期開裂機理及防控措施

傅金陽，徐光陽，楊 曾，趙寧寧，劉守花

(1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075； 2.中南大學 高速鐵路建造技術國家工程研究中心，湖南 長沙 410075；3.中鐵五局集團有限公司 第一工程有限責任公司，湖南 長沙 410117)

隨著我國西部多條重點交通工程的全面推進，越來越多的隧道工程需穿越難以繞避的高地溫地區，高地溫不良地質也成為隧道工程施工和結構安全的一大難題[1]。隧道圍巖高溫環境會直接影響早齡期襯砌混凝土質量，在高地溫和早齡期水化熱的共同作用下，襯砌混凝土極易由于溫度應力表面開裂[2-3]，這些早期裂縫會對結構物的耐久性及長期使用安全性造成影響[4-5]。

許多學者對早齡期混凝土熱力學性能[6-8]和開裂機理開展了研究。Pepe等[9]提出一種可以模擬混凝土早齡期溫度和水化度演化規律的數值模擬模型，并研究了混凝土幾何形狀、環境溫度等對混凝土開裂的影響；Cui等[10]采用數值模擬方法，對高摻量粉煤灰混凝土橋墩早期開裂原因和針對性抗裂措施進行了研究。雖然數值計算方法在早齡期混凝土研究中得到了普遍的應用，但早齡期混凝土存在著復雜的水泥水化產熱機制、熱力學參數隨齡期不斷發生變化以及溫度和濕度對變形的耦合影響，特別是高地溫隧道的高巖溫會顯著改變襯砌混凝土早齡期水化，目前數值計算軟件往往難以直接進行隧道早齡期混凝土溫度及應力狀態演化過程的模擬。

目前，很多學者針對高地溫環境下隧道混凝土極易產生病害的特點提出了一些針對性的措施，如設置適宜的輔助坑道、通風降溫以及制冰降溫等[11-12]。王玉鎖等[13]采用模型試驗與數值建模方法對大埋深高地熱環境中隧道支護結構受力展開研究，研究結果表明設置隔熱層可顯著提高二次襯砌結構的安全性。盡管目前高地溫隧道施工中采用了許多保溫隔熱措施，但這些措施對控制高地溫隧道混凝土早齡期開裂的有效性尚不明確，且在襯砌表面設置保溫層將增加施工成本，當圍巖溫度達到何值時需要采取相應工程措施尚有待進一步研究。

本文利用基于理論推導結合ABAQUS有限元數值軟件進行二次開發，構建模擬溫度場-濕度-應力等多物理場耦合影響下混凝土早齡期力學性能的發展演化規律的數值模型，并在此基礎上依托我國西部某隧道現場測試結果和擴展有限元模擬技術，進一步分析了高地溫隧道二襯混凝土早齡期開裂機理及裂縫擴展規律，探討了保溫隔熱措施對避免混凝土早齡期開裂的有效性和需要采取相應工程措施的圍巖溫度臨界值，可為高地溫隧道工程的設計與施工提供參考。

1 工程概況

中國西部某隧道全長16 449 m，隧道最大埋深達1 347 m，屬于特長鐵路隧道。隧址區存在高地溫、巖爆等不良地質，為項目重難點工程及一級風險隧道。隧道正洞DK175+750—DK175+910段穿越沃卡地區地塹東緣活動斷裂帶，根據在沃卡地區地塹東緣活動斷裂帶的鉆孔資料顯示，該段無明顯高地應力，但圍巖溫度推測不小于70 ℃，高地溫對隧道施工的影響尤為明顯。

2 高地溫測試及襯砌開裂特征

2.1 圍巖溫度測試

超高巖溫與早齡期水化熱作用形成的耦合溫度場，將會威脅襯砌混凝土力學性能與結構安全。該隧道施工期間，在1號橫洞里程H1DK0+421處(對應正洞里程為DK175+737)，采用SH612型智能數字溫度計對圍巖溫度進行監測[14]。巖溫測點布置如圖1所示，包括3個50 m的隧道軸向地質勘探孔(Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ)和2個50 m的隧道徑向地質勘探孔(Ⅳ、Ⅴ)，每個地質勘探孔每0.5 m測量一次巖溫。

圖1(a)為測試點Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ的溫度曲線結果，三個測試點的溫差較小(±1℃)，且沿三個測點軸向深度的變化趨勢相同，穩定在86.7 ℃。圖1(b)為測試點Ⅳ和Ⅴ的溫度曲線結果，測點Ⅳ的溫度隨徑向深度的增加而升高，并穩定在88 ℃左右。而對于試驗點Ⅴ，溫度隨徑向深度呈線性下降，在距離測試點Ⅴ距離50 m處，溫度為54 ℃。根據上述測試結果，該測試段隧道圍巖最高溫度可達88 ℃。

圖1 圍巖溫度測試結果

2.2 隧道襯砌開裂特征

盡管高地溫段采取了通風降溫等措施，但在現場施工完成后對隧道混凝土質量進行檢查，發現DK175+120—DK176+980高地溫段二次襯砌出現40余處開裂現象，如圖2所示。裂縫主要集中在左右邊墻處，拱腰存在少量裂縫，拱頂未見裂縫，裂縫形態以水平裂縫為主，裂縫主要長度分布區間為0～8 m之間，裂縫深度較小，極少數位置處裂縫長度達12 m，連通襯砌施工縫。通過對開裂段322個斷面的襯砌混凝土進行回彈試驗發現，高地溫段部分襯砌混凝土強度滿足TB 50204—2015《混凝土結構工程施工質量驗收規范》[15]合格要求，但合格率僅為88.8%，低于正常地溫段的近100%的合格率。

圖2 高地溫二次襯砌表面開裂

進一步觀測發現，二次襯砌表面裂縫的主要分布在高地溫段，澆筑2 d后拆模即發現裂紋，后續施工階段裂縫也并未進一步發生擴展。裂縫寬度及深度均較小且均分布在襯砌表面，從裂縫的分布特征及形態特征來看并非結構裂縫。因此，可以推測裂縫產生的主要原因是高地溫與早齡期水化產熱共同作用形成較大的溫度應力，在早齡期混凝土強度增長不足時導致的表面開裂，同時高地溫對襯砌混凝土的最終強度有一定影響。

3 高地溫隧道襯砌開裂機理分析

3.1 有限元分析方法

3.1.1 混凝土早齡期多場耦合模型

(1)溫度場與濕度場早齡期平衡方程

對水泥及混凝土工程的大量研究表明溫度場與濕度場是影響混凝土早期力學性能和引起開裂的兩個主要原因[16-18]。一般而言，混凝土與環境之間存在熱量平衡方程[19]，即

(1)

Q(τ)=Q0(1-e-aτb)

(2)

式中：Q(τ)為齡期為τ時水泥產生的水化熱；Q0為水泥水化釋放的總熱量；τ為混凝土齡期，d；a，b為常數參數，可依據不同水泥標號，按照經驗系數取值。根據朱伯芳[21]總結的混凝土水化放熱經驗公式參數取值，Q0=330 kJ/kg，a=0.69，b=0.56。

混凝土內部濕度場具有與式(1)相似的濕度平衡方程，其內部濕度下降期的一個重要參數是濕度擴散系數，該參數表征了結構濕度擴散能力，與環境溫度、濕度均有關，可表示為[22]

(3)

式中：h為相對濕度；D1為h=1.0時的濕度擴散系數；αh=D0/D1，D0為h=0時的濕度擴散系數；n為擬合參數；hc為當D(h)=0.5D1時的相對濕度；hc、n、αh可依據文獻[23]建議取值，hc=0.8，n=15，αh=0.05；te為混凝土成熟度(等效齡期)，f(te)為等效齡期影響函數，可表示為[24]

(4)

其中，Ead為混凝土擴散活化能，kJ/mol；R為理想氣體常數，R=8.314 J/(mol·g·K)；T為節點實際溫度；Tr為參考溫度，Tr=273 K。對于混凝土擴散活化能取值，當絕對溫度T>293 K時，Ead=33.5 kJ/mol；當絕對溫度T<293 K時，Ead=33.5+1.47×(293-T)。

(2)混凝土早齡期力學性能變化機理

混凝土內早齡期力學性能變化機理決定了早期變形的大小與極值，彈性模量與極限拉伸變形是其數值計算中的兩個重要力學性能。彈性模量隨齡期的擬合規律可采用雙指數式[25]

E(τ)=E0(1-e-cτd)

(5)

式中：E0為混凝土最終彈性模量，E0=31 GPa；c、d為根據混凝土等級確定的試驗擬合參數，c=0.4，d=0.34。

混凝土抗拉強度是表明混凝土抗裂能力的一個重要指標，其隨齡期的變化規律為[26]

ft(τ)=0.8ft0(lgτ)2/3

(6)

式中：τ為齡期，d；ft(τ)為不同齡期的抗拉強度；ft0為齡期為28 d的抗拉強度，ft0=2 MPa。

3.1.2 基于擴展有限元方法的混凝土早齡期溫度-濕度-應力耦合模型

基于混凝土早齡期多場耦合力學模型，編寫相關水化熱子程序、力學特性子程序、溫度及收縮變形子程序。利用大型通用有限元軟件ABAQUS的子程序HETVAL、USDFLD、UEXPAN二次開發接口，首先依據混凝土早齡期水化熱公式，將水化放熱總量轉換為軟件接口中熱通量定義混凝土熱源；同時依據混凝土彈性模量、極限拉伸變形等時變公式，定義場變量(Field Variables)實現不同齡期的力學參數動態變化，其次依據混凝土溫度變形及收縮變形，通過定義熱應變增量(Incremental Thermal Strains)考慮混凝土早齡期多場耦合變形。隨后基于順序耦合模型算法進行混凝土早期溫度場與應力場計算[27]。

擴展有限元(XFEM)是近年來發展起來的、在常規有限元框架內求解不連續問題的有效數值計算方法，其基于單位分解的思路，在常規有限元位移模式中加入能夠反映裂紋面不連續性的跳躍函數及裂尖漸進位移場函數，避免了采用常規有限元計算斷裂問題時需要對裂紋尖端重新加密網格造成的不便[28]。本研究在混凝土早齡期應力應變求解的基礎上，結合擴展有限元方法，建立了早齡期混凝土多因素耦合模型，該模型可以考慮混凝土早齡期水化產熱、環境條件及重力作用下的溫度場、應力場以及裂縫擴展路徑，可進一步分析極端環境條件下隧道襯砌混凝土早齡期開裂機理及抗裂措施，具體實現路線如圖3所示。

圖3 混凝土早齡期溫度-濕度-應力耦合模型

3.2 數值模擬模型

高地溫段橫洞隧道斷面凈高為11.7 m，埋深254 m。有限元計算模型如圖4所示。模型側面約束水平方向位移，底部約束豎向位移，同時模型邊界距隧道開挖邊界距離滿足3～5倍洞徑的要求，避免邊界效應對計算結果的影響。根據現場二襯裂縫調研結果，將隧道數值模型軸向尺寸設置為12 m(與二襯混凝土臺車一模長度一致)，寬度與高度分別設置為100 m，將模型頂部與地表面之間的圍巖自重簡化為均布豎向荷載作用在模型上表面。由于該段未探測出高地應力，圍巖側壓力系數取ν/(1-ν)，其中ν為巖體泊松比。該模型共包含單元46 283個，節點58 856個。

圖4 有限元計算模型(單位：m)

溫度場計算模型中，邊界條件如圖5所示。二襯后端表面與既有混凝土接觸，由于現場施工中，二襯澆筑速度約2 d一環，既有混凝土仍處于早齡期，溫度與模型溫度相差不大，不考慮此表面與外界的熱量交換。0～2 d時，二襯混凝土尚未脫模，二襯內表面和前端表面與模板接觸，考慮模板具有一定的隔熱作用，表面對流換熱系數減小至完全通風狀態下的50%(10 W/(m2·℃))。2 d后，混凝土脫模，內表面與隧道空氣完全通風，對流換熱系數為20 W/(m2·℃)。開挖方向一側由于有新混凝土澆筑，同樣不考慮此表面與外界的熱量交換。二襯施工與初支施工間隔時間較長，數值模型中不考慮初支噴射混凝土水化熱對二襯結構溫度的影響；同時，隧道防水板結構雖然一定的隔熱作用，但常用的防水板厚度一般不超過3 mm，且不考慮特殊隔熱作用[29]，故計算模型中不考慮防水板的隔熱作用。

圖5 二襯混凝土數值模型溫度場邊界

設置初支混凝土和二次襯砌混凝土初始入模溫度為25 ℃，隧道通風環境溫度根據TB 10204—2020《鐵路隧道工程施工安全技術規程》[30]設置為28 ℃，圍巖溫度根據現場巖溫測試結果設置為88 ℃。計算中所采用的早齡期混凝土熱力學參數見表1，其中初支導熱系數根據結構中混凝土和鋼拱架的比重取平均值。數值模型采用Heat Transfer分析步類型，網格類型為傳熱類型。

應力場計算模型中，模型尺寸及網格劃分方式與溫度場計算模型相同。調用溫度每一計算步計算結果文件作為應力計算的初始條件。根據數值模型的空間位置，限制巖體模型底部Y方向的變形，左右兩側Z方向的變形和前后兩側X方向的變形，初支和二襯只限制前后端表面Y方向的變形。模型頂部施加均布荷載以模擬覆土壓力。由于模型中忽略模板對早齡期混凝土的支撐作用，所以應力場分析時不考慮混凝土自重。應力計算時將網格類型修改為三維應力單元，建立新的靜力通用計算分析步。在應力計算的基礎上，進一步劃定采用XFEM的區域，并根據最大主應力準則分析早齡期混凝土的裂縫擴展規律。

表1 數值模擬參數[31-32]

3.3 結果分析與討論

3.3.1 混凝土溫度場分析

基于編制的早齡期混凝土水化產熱及熱力學性能子程序，混凝土早齡期性能計算時長設置為7 d。

圖6選取混凝土邊墻位置處與圍巖直接接觸的內部特征點A及與空氣直接接觸的表面特征點B，定量研究其溫度時變規律。由圖6可以看出，襯砌混凝土內部節點溫度與表面節點起始溫度相同均為25 ℃，表明混凝土入模溫度相同。襯砌混凝土同時受到地溫熱源與空氣對流散熱的影響，但不同階段起主導作用的因素不同。受圍巖高地溫及水化產熱影響，澆筑后二襯表面節點溫度及襯砌內部節點溫度均迅速升高，隨后空氣對流散熱使得節點溫度緩慢下降。溫度變化過程中，內部節點溫度高于表面節點溫度，這是由于襯砌內部存在地熱熱量傳遞及水化產熱的熱量積累。內部節點與表面節點的溫度差值也表現出先增大后減小的變化趨勢，且過程中溫度梯度的最大值超過30 ℃。當混凝土存在較大的溫度梯度時將產生較大的溫度應力，易造成混凝土表面開裂。

圖6 襯砌混凝土特征點溫度時程曲線

3.3.2 混凝土應力場分析

按照順序耦合方法的計算原則，通過調用溫度場計算結果，可進一步計算結構的應力場分布。圖7中采用剖切方法分析不同位置處二次襯砌應力場分布結果。邊墻位置處存在較大的拉應力，齡期為7 d時，此拉應力達到1.089 MPa，由于混凝土早齡期力學性能增長緩慢，此部位極有可能發生開裂。

圖7 7 d齡期時二次襯砌應力場分布(單位：Pa)

3.3.3 襯砌混凝土早期開裂機理分析

在混凝土早齡期應力應變求解的基礎上，利用擴展有限元方法對襯砌混凝土早齡期開裂機理及特征進一步研究。采用能量法則作為初始起裂條件，混凝土斷裂能為110 N/m，采用最大主應力原則判斷裂縫擴展情況，混凝土28 d抗拉強度值為2 MPa。根據公式(6)，齡期為1 d時的混凝土抗拉強度取為1.1 d時抗拉強度計算值0.19 MPa。

不同齡期下襯砌混凝土的裂縫擴展路徑如圖8所示。在0.666 d時二次襯砌邊墻位置處首先出現了一條水平裂縫，隨著齡期的增長裂縫繼續延展，0.874 d時裂縫長度基本穩定且達到最大值12 m，形成連通兩端施工縫的裂縫。現場中實際觀察到裂縫的主要發生位置也位于邊墻處，部分長度可達12 m。襯砌結構起始開裂點位置，與前述現場觀測結果基本吻合見圖9。

圖8 二次襯砌邊墻處裂縫擴展路徑

圖9 襯砌結構起始開裂點位置

圖10為二襯混凝土起始開裂點C的應力-齡期變化曲線。由圖可知，隨著襯砌混凝土齡期增長，初始開裂點拉應力不斷增大，并在0.66 d左右超過混凝土抗拉強度并開裂。二次襯砌混凝土在澆筑后，受到圍巖熱源傳熱及水泥基體系水化產熱影響，使得混凝土溫度迅速升高，同時混凝土表面處空氣流動帶走熱量，使得二次襯砌混凝土內部溫度高、表面溫度低，溫度梯度進一步產生溫度應力；同時，該隧道埋深較大，因此在圍巖荷載以及溫度應力的共同作用下，邊墻位置處早齡期出現較大的拉應力，混凝土強度早齡期增長較慢。當表面實際產生的拉應力大于對應齡期的混凝土抗拉強度時，會導致邊墻處產生裂縫，且裂縫在早齡期迅速擴展且長度最終趨于穩定。

圖10 起始開裂點C拉應力增長規律

4 高地溫隧道保溫隔熱措施研究

4.1 不同巖溫下保溫材料必要性研究

當圍巖溫度較低時，混凝土受溫度應力影響較小，此時在襯砌表面設置保溫層將增加施工成本；當圍巖溫度較高時，如果不及時設置隔熱層層將會對早齡期混凝土質量產生影響。因此，有必要探究圍巖溫度達到何種臨界值時需設置保溫材料。參考Q/CR 9604—2015《高速鐵路隧道工程施工技術規程》[33]規定，二次襯砌模板拆除時混凝土內部與表面溫度差值不得大于20 ℃，同時規定混凝土內部開始降溫前不得拆模。因此，將混凝土開始降溫時刻表面溫度與內部溫度差值為20 ℃作為是否設置保溫層的控制指標，當溫度差值超過此標準時混凝土表面存在較大的開裂風險。

考慮40～90 ℃的6種圍巖溫度，分析襯砌混凝土溫度場分布。如圖6(a)所示，選取二次襯砌內部特征點A與表面特征點B，分析不同情形下節點時程變化曲線。

由圖11可以看出，不同巖溫下二次襯砌表面節點、內部節點變化趨勢基本相同，均呈現先增大后降低的趨勢。水化放熱會顯著提高混凝土溫度和二襯內外表面溫差。由于襯砌內部節點緊靠圍巖，外部節點受隧道通風降溫影響，襯砌內部溫度始終高于襯砌表面。若內外溫差過大，則可能導致混凝土開裂，需要進一步研究圍巖溫度與二襯混凝土內外溫度差的關系。

圖11 不同巖溫下特征節點溫度時程曲線

如圖12所示，考慮混凝土水化熱和不考慮混凝土水化熱兩種工況下，圍巖溫度與襯砌內部溫度下降時刻的特征節點溫度差值均呈線性變化規律，對曲線采用線性公式擬合可以獲得二襯內外節點溫度差值與圍巖溫度關系的擬合表達式為

圖11 不同巖溫下特征節點溫度時程曲線

TD=0.42T-6.77

(7)

TN=0.45T-12.53

(8)

式中：TD為考慮水化放熱時襯砌內部溫度下降時刻的特征節點溫度差值；TN為不考慮水化放熱時襯砌內部溫度下降時刻的特征節點溫度差值。

Q/CR 9604—2015《高速鐵路隧道工程施工技術規程》[33]中指定溫度差值為20 ℃，將其代入式(7)和式(8)，可以算得此時圍巖溫度分別為63 ℃和72 ℃，說明高地溫和混凝土早期水化放熱耦合會導致混凝土更易產生溫度裂縫，實際工程中需考慮混凝土水化放熱對隧道支護結構的不利作用。當圍巖溫度低于63 ℃時一般襯砌混凝土澆筑后內外溫度差值不會超過規范要求；當圍巖溫度高于63 ℃時則需采用設置隔熱層等施工措施，以確保拆模時混凝土內外溫度差值符合規范要求，同時避免襯砌表面發生開裂。

4.2 保溫隔熱層對控制混凝土早期開裂的有效性

數值模擬結果表明，當圍巖溫度達到時63 ℃襯砌內外溫差超過規范值，此時襯砌混凝土存在開裂風險，且現場實測發現高地溫段襯砌混凝土開裂尤為嚴重，因此研究高地溫段襯砌混凝土抗裂措施具有重要意義。目前，高地溫隧道施工中多通過設置保溫隔熱層降低熱量傳遞對混凝土的影響，國內外典型高地溫隧道保溫隔熱方案見表2[33]。常用的保溫隔熱材料中，硬質聚氨酯泡沫塑料的導熱系數很低，并且具備良好的經濟性能。實際工程中保溫隔熱層厚度一般為0.05 m，硬質聚氨酯泡沫塑料材料熱力學參數見表3[34]。

表2 國內外典型高地溫隧道保溫隔熱方案

表3 硬質聚氨酯泡沫塑料熱力學參數

如圖13所示，隧道中保溫隔熱層的布置方式包括貼壁式和夾心式。本研究分別設置厚度0.05 m的貼壁式和夾心式硬質聚氨酯泡沫塑料材料保溫隔熱層，計算兩種隔熱方案下二襯混凝土溫度場情況。

圖13 隧道常用保溫隔熱層方案

圖14展示了二次襯砌施工時未設置保溫隔熱層及設置保溫隔熱層時的特征節點溫度時程曲線。未設置貼壁式保溫隔熱層時，襯砌內部特征節點與表面特征節點溫度差值超過30 ℃。采用保溫隔熱方案后，表面節點與內部節點溫度差值較小，兩種保溫隔熱層方案中二襯內外表面最大溫差均為15 ℃左右。由于保溫隔熱層的導熱系數很低，貼壁式隔熱層會使襯砌混凝土表面熱量難以隨隧道內通風散去，因此襯砌混凝土內外溫差不大，導致二襯混凝土長期處于與地溫相近的高溫環境，不利于其耐久性；而夾心式保溫隔熱層的存在會使圍巖熱源傳遞的熱量、水泥水化產熱未傳遞到二襯混凝土；同時，兩種方案均能有效隔離圍巖溫度傳遞到隧道運營環境中，有效提高了隧道環境的舒適度和通風效果。

圖14 不同隔熱措施時二襯內外特征節點溫差時程曲線

此外，雖然兩種保溫隔熱方案均能顯著降低二襯內外表面溫差，但由前述結果可知，若不采用保溫隔熱措施，襯砌混凝土齡期為1 d時，二襯內外溫差就已超過20 ℃并誘發開裂，此時二襯混凝土尚未脫模，設置貼壁式保溫隔熱層施工存在較大的難度，同時會干擾模板臺車的正常使用；而夾心式保溫隔熱層在二襯澆筑前即可設置，有利于隧道施工組織。

圖15為無保溫隔熱層與設置夾心式保溫隔熱層兩種工況下二次襯砌應力場分布結果及裂紋擴展情況。其中未設置保溫隔熱層工況下，二襯應力場云圖中存在灰色區域，表明該區域拉應力超過設置夾心式隔熱層工況中二襯最大拉應力，同時邊墻處出現水平裂縫。而采用夾心式保溫隔熱層后，最大拉應力仍出現在隧道邊墻位置，但二襯受力明顯減小，最大拉應力由1.089 MPa減小至0.648 MPa，無裂縫產生。

裂紋擴展對比結果表明：未設置保溫隔熱層時，邊墻位置在早齡期出現水平裂縫并迅速擴展，隨著裂縫長度縱向連通襯砌施工縫后趨于穩定；設置保溫隔熱層后，二次襯砌表面早齡期始終未產生裂縫。采用夾心式保溫隔熱措施可以有效避免襯砌混凝土表面開裂。

圖15 無保溫隔熱層與設置夾心式保溫隔熱層時應力場與裂縫擴展比較(單位：Pa)

5 結論

(1)本文建立了考慮混凝土早齡期溫度-濕度-應力多場耦合的數值計算模型，該模型可以模擬多場耦合作用下混凝土動態開裂過程，為高地溫環境下隧道混凝土結構早齡期開裂研究提供了理論依據與方法。

(2)該隧道所遭遇超高地溫在我國隧道修建中都是極為罕見的，現場實測結果表明圍巖溫度可達88 ℃以上。該高地溫段1#橫洞襯砌混凝土存在開裂現象，裂縫主要集中在左右邊墻處，其他部位僅見少量微小裂縫，裂縫形態以長度連通襯砌兩端施工縫的表面縱向裂縫為主，其寬度與深度均較小。

(3)數值模擬結果表明，考慮混凝土早齡期水化放熱，當圍巖溫度達到63 ℃時，襯砌內外溫差會超過規范要求的20 ℃溫度差值控制標準，襯砌混凝土存在開裂風險；如果不考慮混凝土早齡期水化放熱，圍巖溫度達到72 ℃時，襯砌內外溫差才超過規范值。因此，實際工程中應同時考慮高地溫圍巖和混凝土水化放熱耦合效應對混凝土力學性能的不利作用。

(4)高地溫隧道中采用保溫隔熱措施可有效防控早齡期襯砌混凝土開裂。本文分析表明設置0.05 m厚的硬質聚氨酯泡沫塑料保溫隔熱層方案，可以有效避免襯砌混凝土表面開裂，而采用夾心式保溫隔熱層比表貼式保溫隔熱層更有利于隧道施工組織，同時可避免襯砌混凝土長期處于高溫狀態。