高流速卵石地層地鐵聯絡通道人工凍結溫度場研究

韓昀希, 馮利華, 任全軍, 沈宇鵬*, 劉欣

(1.北京交通大學土木建筑工程學院, 北京 100044; 2.中鐵一局集團第二工程有限公司, 唐山 063000)

自19世紀末德國工程師F.H. Poetch首次將人工凍結技術應用于礦井筒施工以來[1],經歷一百余年發展,人工凍結技術憑借廣泛的適應性、高加固強度、強封水性和低污染等諸多優勢,逐漸被應用于市政工程和城市軌道交通建設中。

凍結壁溫度是人工凍結施工過程中的重要參數之一,能夠最直觀反應凍結效果,為判斷是否可進行隧道開挖等施工提供參考依據。凍結壁溫度場的變化過程受到傳熱介質、移動邊界、地下水條件以及冰水相變等多因素影響制約[2],因此中外學者針對凍結溫度場展開大量研究。近年來,部分學者通過理論分析研究了凍結溫度場的穩態解析解[3-8]。得益于計算機性能的提高,人工凍結工法溫度場數值模擬的研究也迅速發展。王彥洋等[9]運用Midas/GTS軟件模擬聯絡通道凍結施工,發現喇叭口處存在應力集中,凍結帷幕底板位移變化較大。師立德等[10]使用數值分析軟件研究凍結壁發展問題,通過改變凍結管尺寸對冷媒流速進行控制,實現了凍結壁均勻發展和縮短工期的目的。Fu等[11]利用三維有限元模型分析了地鐵聯絡通道凍結過程中的溫度場特性,并指出砂土和軟土摻水泥處理后凍結效果更佳。黃建華等[12]通過模擬不同水泥摻量下水泥改良土地層的凍結效果,發現隨水泥摻量增加凍結效果先增強后減弱。

除了解析解和數值解,現場監測和模型試驗也是研究凍結溫度場的重要手段。吉植強等[13]通過相似試驗探究砂土地層不同滲流速度和凍結管間距時的凍結壁形態。文獻[14-16]對福州某超長聯絡通道凍結施工進行現場實測,計算凍結壁發展速度、凍結壁厚度、凍結壁平均溫度等關鍵指標,驗證雙側鉆孔凍結方案的可行性。文獻[17-19]對某地鐵聯絡通道凍結過程中現場地層溫度和地表沉降進行監測,預測了凍結帷幕的形成和地層穩定性。榮傳新等[20]利用大型水熱耦合物理模型試驗系統,對不同流速條件下的人工凍結溫度場的發展規律進行室內模型試驗研究,得出滲流場作用下凍結壁交圈時間的預測公式。

圍繞凍結溫度場的相關研究有力地推動了人工凍結技術的應用和發展,但關于高流速地層凍結溫度場的研究尚不完善,隨著地鐵建設范圍不斷擴大,所遇到的地層條件也愈發復雜。地下水滲流對凍結施工造成的干擾顯著,正溫的地下水源源不斷將凍結管的冷量帶走,抑制凍結壁的形成,削弱凍土強度。南水北調全線貫通以來,北京市地下水位持續升高,給新建地鐵的施工帶來了新的挑戰。依托北京地鐵12號線蘇州橋—人民大學站區間1#聯絡通道凍結工程,現場監測地層溫度場和泄壓孔壓力的發展規律,對現場凍結壁厚度進行了分階段、分截面的計算分析,探究凍結過程中的薄弱位置和影響因素,提出優化建議,為凍結開挖施工的順利推進提供保證。

1 工程概況

北京地鐵12號線蘇州橋—人民大學站區間隧道采用盾構法施工,其中隧道右線全長1 362 m,左線1 383 m,覆土厚度約20.6～28.4 m。聯絡通道處隧道中心線間距22.9 m,拱頂覆土約26.7 m。左(右)線軌頂面標高+22.35 m(+22.34 m),地面標高約+50.34 m,地下水位標高為+27.06 m,位于聯絡通道二襯結構頂1.68 m。聯絡通道位于北三環西路下方,臨近管線包括DN500燃氣管線,DN1800雨水和DN600上水管線,地下水位高于結構主體且現場不具備降水條件,同時北京已于2008年實施《北京市建設工程施工降水管理辦法》,明確提出嚴格控制施工降水。綜合考慮上述因素,采用凍結法加固地層,礦山法全斷面開挖聯絡通道。

聯絡通道主要涉及地層為卵石層及部分粉質黏土層,地層參數如表1所示,圍巖穩定性較差,施工過程中容易發生坍塌,需要及時支護。同時卵石層滲透系數大,地下水連續分布,平均流速9.50～10.50 m/d,滲流方向自西向東,主要接受側向徑流補給,以側向徑流、向下越流補給的方式排泄。

表1 地層物理參數Table 1 Physical parameters of stratum

聯絡通道結構斷面為拱頂直墻斷面,結構為復合式襯砌結構,初襯采用外側單層鋼筋網φ6.5@150×150 mm+格柵鋼架(間距0.5 m)+C25早強噴射混凝土,二襯為抗滲等級P12的C40混凝土,初期支護與二次襯砌之間設置全斷面防水層。

2 凍結設計與監測方案

聯絡通道凍結期鹽水溫度為-28～-30 ℃,預計凍結時間為50～60 d。凍土強度的設計指標為:單軸抗壓不小于4.0 MPa,彎折抗拉不小于1.8 MPa,抗剪不小于1.5 MPa。為保證凍土平均溫度達到設計時計算值,凍土驗收時平均溫度應不高于-10 ℃。聯絡通道設計凍結壁的有效厚度為2.4 m,開挖區外圍凍結孔布置圈上凍結壁與隧道管片交界處平均溫度不高于-5 ℃,其他部位設計凍結壁平均溫度≤-10 ℃。

根據凍結帷幕設計及聯絡通道的結構,凍結孔按上仰、水平、下俯3種角度布置在聯絡通道的四周,在左右線隧道分別鉆孔。于2021年12月23日開始鉆孔施工,至2022年4月29日結束,共布置凍結孔122個,其中左側隧道布置62個,右側隧道布置60個,總鉆孔工程量1 206.26 m。為了滿足凍結需求,在隧道左線、右線各設置一座凍結站,分別負責左右兩側的地層凍結,左線凍結站于2022年5月8日正式開機,右側凍結站比左側晚開機3 d,現場右線隧道凍結站布置如圖1所示。

圖1 右線隧道凍結站Fig.1 Freezing station in right tunnel

凍結期間布設測溫孔12個用于監測凍結全過程地層溫度變化情況,以及鹽水去回路溫度。C1～C4測溫孔位于左側隧道,C5～C12測溫孔位于右側隧道。每個測溫孔內布設4～6個溫度傳感器,測溫孔中第一個傳感器布置于土體和管片交界面處。另外在左右側隧道各打兩個泄壓孔,用于釋放凍脹力。至7月8日右線凍結站已運轉59天,冷凍設備及凍結系統運轉正常,聯絡通道凍結施工現場情況如圖2所示。

圖2 凍結施工現場Fig.2 Frozen construction site

聯絡通道所有鉆孔規格均為φ89×8 mm,凍結孔編號為D1～D50、D1′～D50′、E1～E12和E1′～E12′,測溫孔編號為C1～C12,泄壓孔編號為X1～X4,所有鉆孔布置如圖3所示。

圖3 鉆孔布置圖Fig.3 Drill hole layout

3 監測結果分析

3.1 鹽水去回路溫度

人工地層凍結法實施過程中,低溫鹽水從冷凍站鹽水箱泵送至各個并聯的凍結管中,與地層完成冷量交換,將土體溫度降低并最終凍結,隨后鹽水又循環回到鹽水箱中再次經由壓縮機降溫。鹽水去回路溫度分別對應鹽水與土體完成冷量交換前后的溫度,左、右線凍結站鹽水溫度曲線如圖4所示。

圖4 鹽水溫度變化規律Fig.4 Variation law of brine temperature

由圖4(a)可知,左線凍結站鹽水去路溫度始終低于回路溫度,去回路溫度曲線大致可劃分為3個階段,即快速降溫、緩慢降溫以及穩定階段。在快速降溫階段,鹽水溫度急劇下降,前4 d去回路平均降溫速率分別達到6.12 、5.85 ℃/d,而后降溫速率有所減慢,凍結至12 d時鹽水去路溫度已經達到-25.75 ℃。同時由于鹽水與地層存在較大溫差,凍結管周圍的未凍土釋放熱量,鹽水去回路溫差較大,在3.1 ℃。隨著凍結時間的推進,去回路鹽水溫度進入緩慢下降階段,一方面是由于隨著地層逐漸凍結,其導熱系數增加,在與凍結管發生冷量交換的過程中會吸收更多冷量并傳遞給未凍土;另一方面,隨著地層溫度逐漸降低,鹽水與地層間的溫度梯度減小,因此導致鹽水溫度下降緩慢。鹽水去回路溫差有所減小,穩定在1.4 ℃。當凍結至50 d以上時鹽水去回路溫度均已低于-28 ℃,且去回路溫差穩定,凍結壁發展良好,符合設計要求。

右線凍結站鹽水去回路溫度變化趨勢與左線大致相同,但由于凍結開機35 d時發生停電,導致凍結停止3 d,因此溫度產生較大幅上升。重新開機后,溫度再次逐漸降至設計要求范圍內。

3.2 測溫孔溫度

選取測溫孔C1、C2、C7、C8的數據進行分析,如圖5所示。受到右線凍結站停電影響,各測溫孔溫度在40 d也產生回升,重新凍結10 d后恢復原降溫趨勢,整體降溫趨勢也經歷快速降溫-緩慢降溫-穩定3個階段。凍結初期由于鹽水與地層溫差較大,冷量傳遞效率高,各測溫孔溫度迅速下降。隨著凍結時間延長,地層與鹽水溫差降低,冷量傳遞效率減慢,溫度逐漸趨于穩定。當地層溫度接近0 ℃,地層中的水開始凍結成冰,從液相到固相會釋放相變潛熱,阻礙溫度下降,因此測溫孔溫度降至0 ℃附近時呈現一定平緩趨勢。

圖5 測溫孔監測結果Fig.5 Monitoring results of thermometric holes

同時,凍結50 d以上時,多數測溫孔的隧道管片與地層交界位置(深度0.8 m)溫度最高,這是由于主線隧道始終維持通風,且混凝土管片具有較好的熱傳導性,將空氣溫度傳遞至凍土,導致交界處溫度較高。而C7測溫孔中0.8 m深度處溫度低于2.0 m深度處,主要是由于這兩個測溫孔的0.8 m深度位置更靠近凍結管,因此接受到更多冷量,溫度也更低。因此,在積極凍結期應當重點監測管-土交界面的溫度,并采取管片鋪設保溫層等措施以減少冷量交換,保障內部土體順利凍結。

圖6為不同測溫孔在凍結59 d時各深度位置的溫度監測結果。從測溫孔打孔位置來看,C1、C7位于布設凍結管的內側,C2、C8位于外側。相較于凍結管內側,外側的土體范圍更大,且始終與凍結壁進行能量交換,因此凍結穩定時,位于凍結管外側的測溫孔溫度均高于內側。同時外側凍結孔各個深度處溫度差距較大,測溫孔C8、C2中最大溫差分別為10.1 ℃和6.44 ℃,而凍結管內側的測溫孔溫度則較為接近,C1和C7測溫孔內最大溫差均小于3.0 ℃。以此說明,凍結59 d時,凍結管內側土體溫度已經基本穩定,但外側的溫度仍不穩定,開挖施工前應當重點關注凍結管外側土體的溫度,確保凍結壁厚度滿足設計要求。

圖6 凍結59 d時測溫孔監測結果Fig.6 Monitoring results of thermometric holes at 59 d of freezing

圖7為凍結過程中不同測溫孔在2、8 m深度處的溫度監測結果。從地下水滲流方向上劃分,測溫孔C1、C2位于滲流下游,C7、C8位于滲流上游。受到恒溫地下水的不斷沖刷,上游位置的土體溫度下降緩慢,特別是測溫孔C8內2.0 m處,經過45 d凍結后溫度才穩定在-3.0 ℃以下。由于地下水會將上游凍結冷量攜帶至下游,下游位置的凍結降溫速率快于上游處。

圖7 不同埋深位置測溫孔監測結果Fig.7 Monitoring results of thermometric holes at different burial depths

3.3 凍結壁厚度分析

將測溫孔降溫過程分為兩個階段:第一階段為由初始地溫降至0 ℃的過程,第二階段為由0 ℃直至凍結穩定的過程。根據測溫孔數據計算第一階段凍結壁平均發展速度,計算公式為

(1)

式(1)中:Vf1為第一階段凍結壁平均發展速度,mm/d;Lp為測點距離最近凍結管的距離,mm;t1為第二階段所用時間,d。

傳統凍結壁厚度計算常采用第一階段的平均發展速度估算積極凍結期凍結壁厚度,但凍結后期凍結壁發展速度減緩,若采用第一階段的平均發展速度來估算最終凍結穩定時的凍結壁厚度,所得結果明顯偏大。所提出基于實際降溫速率的分階段凍結壁厚度計算方法,采用式(2)計算第二階段的凍結壁發展速度。

(2)

式(2)中:Vf2為第二階段凍結壁平均發展速度,mm/d;ΔT1為第一階段始末的測點溫差, ℃;ΔT2為第二階段始末的測點溫差, ℃;t2為第二階段凍結時間,d。

結合第一、二階段凍結壁平均發展速度,根據式(3)即可估算凍結穩定時的凍結壁發展厚度,最終計算得到位于滲流上游的測溫孔C8和滲流下游測溫孔C12中各點計算結果如表2所示。

表2 測溫孔各點凍結壁發展厚度計算結果Table 2 Calculation results of freezing wall development thickness at each point of the thermometric holes

H=Vf1t1+Vf2t2

(3)

式(3)中:H為凍結壁厚度。

以凍結壁厚度為半徑,凍結孔為圓心,作圖3(a)中1-1、2-2、3-3截面的凍結壁交圈圖,根據交圈圖得到上游和下游的最小凍結壁厚度,如圖8所示。可以看出,地下水滲流方向為自左向右,所有截面中的下游凍結壁厚度均大于上游,與其他截面相比,1-1截面中滲流上游凍結壁厚度最小處為2 495.2 mm,下游厚度最小為4 619.8 mm,上下游凍結壁厚度差異最大,達到2 124.6 mm。可見隧道管片與土體交界處的凍結受到滲流影響更大,分析原因是隧道管片與土體之間形成滲流場邊界效應:土體作為多孔介質與相對光滑的混凝土管片之間會形成縫隙,而水流則會向阻力小的地方流動,導致局部水流更強,阻礙土體凍結。3-3截面由于受到左右線凍結孔的共同凍結作用,因此形成的土體凍結范圍最大,上下游凍結壁厚度的差異也最小。凍結開機59 d后,根據最小凍結發展速度推算得到的聯絡通道凍結壁最小厚度均大于設計厚度2.4 m,滿足設計要求,符合開挖標準。

單位:mm

3.4 泄壓孔壓力

積極凍結期間,由于地層中水分被凍結成冰,體積增大形成凍脹,若凍脹變形受到約束,就會造成凍脹力,嚴重時會對盾構隧道管片、周圍管線等結構產生破壞,因此設置4個泄壓孔用于監測凍脹力大小,并及時釋放凍脹力,當凍結壁形成后,泄壓孔均處于凍結壁內部,因此不會與凍結壁外部產生水力聯系,所產生的壓力變化均為凍脹力導致,泄壓孔監測數據如圖9所示。凍結剛開始時,泄壓孔初始壓力在0.06～0.08 MPa,此為聯絡通道處的初始地應力,此時處于壓力平穩階段。隨著凍結的持續進行,25 d時凍結管周圍形成凍土,并逐漸交圈形成凍結壁,泄壓孔周圍的土體也逐漸形成凍結,產生凍脹力,泄壓孔壓力開始增長。在隨后的10 d內各泄壓孔壓力迅速增長,最大達到0.33 MPa。在此之后開始泄壓,同時凍結壁仍持續發展,產生凍脹力,因此38～49 d的泄壓孔壓力呈現上下波動。隨著聯絡通道處凍結壁逐漸穩定,凍脹力不再產生,壓力通過泄壓孔逐漸釋放,最終減小為0,此時可認為地層溫度趨于穩定,凍結壁已經不再發展。

圖9 泄壓孔監測結果Fig.9 Monitoring results of depressurization holes

3.5 高流速卵石地層凍結施工優化分析

通過上述監測數據以及凍結效果預測可以發現,高流速卵石地層中進行凍結施工時兩個較為顯著的影響因素分別為隧道管片傳熱和地下水高速滲流。

隧道管片傳熱導致距離隧道較近的土體在凍結過程中降溫緩慢,凍結穩定時的形成的凍結壁厚度較小。地下水的高速滲流使得上、下游凍結壁發展速度不同,形成的凍結壁厚度有較大差異。在兩個影響因素的共同作用下,管片-土體交界處的滲流上游位置成為凍結過程中最薄弱的位置,若要保證施工順利進行,需采取相應措施優化凍結效果:①隧道管片鋪設多層保溫層,隔絕隧道內空氣與管片的熱交換;②盡量選擇地溫以及氣溫較低的冬季進行凍結施工,降低環境溫度影響;③選擇降雨較少季節進行凍結施工,避免地下水流速過大;④保障隧道管片和土體交界處注漿質量,防止出現水流邊界效應;⑤重點監測管片-土體交界處滲流上游土體的溫度,保證達到設計要求,必要時應增設凍結管加強凍結。

4 結論

(1)積極凍結期間,鹽水去回路溫度在經歷快速降溫、緩慢降溫兩個階段后進入穩定階段,凍結50 d時鹽水去回路溫度均已低于-28.0 ℃,去回路溫度差穩定在1.4 ℃,說明凍結管附近土體和鹽水的熱負荷較小,凍結帷幕發展良好。

(2)凍結過程中,由于隧道內空氣對流換熱,導致測溫孔內隧道管片與土體交界處的溫度明顯高于更深處。同時受到地下水滲流影響,凍結管外側土體溫度高于內側,滲流上游土體溫度高于下游。對于溫度較高位置應當加強監測,保證形成的凍結壁符合設計要求。

(3)利用提出的分階段凍結壁厚度計算方法計算不同凍結截面處的凍結壁厚度,發現受地下水滲流影響,凍結至59 d時凍結壁上下游厚度產生明顯差異,其中隧道管片與土體交界處的厚度差異最大。各位置凍結壁厚度均滿足2.4 m的設計要求,凍結方案設計合理。

(4)泄壓孔所處位置處于凍結壁內部,與外部不存在水力聯系,泄壓孔壓力變化主要由凍脹力引起。隨著凍結進行,泄壓孔壓力先保持穩定,凍結壁交圈后逐漸增長,伴隨著幾次泄壓,逐漸降低為0,表明凍結壁已經不再發展。

(5)研究發現,隧道管片與土體交界處是凍結效果最弱的位置,隧道管片傳熱和地下水高速滲流是阻礙卵石地層凍結效果的主要因素,應當采取相應措施來降低影響。