0 引言
人工冻结法具有地层适应性好、冻结管布置灵活多变、 冻结加固范围完整性好、 安全系数高等优点[1-3],已被广泛应用于地铁等隧道的联络通道修建工程中[4-5]。在联络通道冻结施工中,冻结管钻入地层形成环形冻结壁,冻结壁与管片交界面位置(以下简称交界面)因受外界温度和管片导热影响,存在化冻风险,在大埋深和高水压隧道中,存在交界面冻结壁被击穿的可能。 特别是在超大直径盾构隧道联络通道冻结施工中,由于隧道内部热源较多以及上部热空气聚集等因素,这一问题尤为突出,已成为一个重大风险源。 在以北京东六环隧道为代表的超大直径盾构隧道联络通道冻结施工中,钻头前端存在一段无法循环盐水的区域(以下简称冻结管非循环段),无疑使交界面的冻结效果进一步恶化, 增加了被水压击穿的风险, 如图 1所示。
图 1 冻结壁薄弱位置
自20世纪90年代以来,国内对联络通道冻结施工已有丰富的设计及施工经验,但由于联络通道施工本身的复杂性以及地层条件的不确定性,尤其是交界面冻结壁薄弱问题长期困扰施工技术人员,整体施工风险依然较大。 近年来,在上海、杭州、广州、高雄等市市政工程中均出现因冻结失效导致的工程事故[6-7]。为应对管片散热对交界面处土体冻结造成的不利影响,诸多学者和施工技术人员进行了大量的研究和探索。 目前诸多施工企业采取在隧道管片壁粘贴泡沫保温板的方式以被动减少隧道与热空气对流,覃伟等[8]针对地铁隧道的研究表明,即使在采用了泡沫保温板的情况下,管片与土体交界面温度也要比其他区域高 6~ 10 ℃ 。 在管片散热影响方面,胡向东等[9] 通过现场监测发现,主隧道管片的散热对管片附近土体的冻结效果有很大的削弱作用,该部分土体的冻土温度和冻土帷幕厚度都较未受影响区的相差很大,且随着冻结时间的增加,此区域的冻结效果不明显; 姜波[10]综合应用现场实测、数值模拟、对比分析等方法研究了管片散热对冻结温度场的影响,并探讨了减轻管片散热影响的措施; 夏才初等[11] 对联络通道的温度场分布和冻结壁厚度进行研究,得出联络通道冻结区域土体可划分为散热影响段、冻结管布置影响段和冻结稳定段; 张松等[12] 采用现场实测和数值计算的方法研究了人工冻结法施工联络通道中近隧道端土体温度场的分布规律以及管片散热对土体温度场的影响,并对管片保温提出了优化措施。 以上研究均只考虑了冻结管施工一侧隧道的交界面,即交界面处冻结管穿透混凝土管片的情况。 对于冻结管端部附近的温度场,刘先观[13]利用数值模拟和模型试验研究了冻结管端部效应对冻结温度场形成的影响,发现冻结管端部周围冻土发展速度要比中间部位慢,但该研究并未考虑冻结管前端非循环段的影响。
综上可知,目前对于冻土与管片交界面温度场的研究较少,且冻结管前端钻头部分存在非循环段是施工中不可避免的现实问题。 而冻结管非循环段长度对交界面冻结壁厚度造成的影响研究还不够深入,尤其对于大埋深的超大直径盾构隧道,其散热量更大,冻结风险更高。 本文基于北京东六环超大直径盾构隧道联络通道冻结工程,以工程实测数据和有限元数值模拟为基础,分析土体与管片交界面冻结温度场以及不同因素对交界面冻结壁厚度的影响。
1 工程概况
北京东六环隧道联络通道冻结施工工程盾构隧道全长 7.4 km, 盾构直径 为 16.07 m, 隧道外径 为15.4 m,内径为 14.1 m,管片厚度达 650 mm。 共设置6 座横向联络通道,均采用冻结法进行施工。10#联络通道埋深最深,达 70 m,水头压力达到 0.56 MPa。冻结施工工艺上,在进行冻结管施工时,为了减小涌水涌砂风险,放弃使用传统地铁联络通道二次开孔工艺,改为金刚石复合片钻头一次钻透钢筋混凝土管片,如图 2 所示。
图 2 冻结管施工中使用的金刚石复合片钻头
该钻孔工艺可以有效避免传统冻结工法中二次开孔(即先开透管片,再下放焊接有鸭掌钻头的冻结管进行钻进) 带来的涌水涌砂风险。 但该钻头本身较长,在单向阀和丝堵安装完成后,丝堵前方会存在非循环段,导致冻结过程中低温盐水与对侧管片存在较大间距,如图 3 所示。联络通道采用双圈管冻结方案,冻结孔布置和双圈孔冻结立面示意分别如图 4 和图 5 所示。 外圈布置冻结孔 42 个 ( W1—W42), 从西线开孔, 管间距为600 ~ 800 mm; 内圈布置冻结孔 22 个(N1—N22),从东线开孔,管间距约为 1000 mm,所有冻结孔均与联络通道轴线平行; 在冻结管圈内外两侧共设置 12 个测温孔( C1—C12)。 设计冻结壁厚度为 3. 5m,积极冻结时间为 56 d,冻结管施工中使用的钻头非循环段长度约为 300 mm。 测温孔内每 4 m 布置 1 个温度测点,且在孔底和距孔口 0. 8 m 深处各补充 1 个测点,以获得交界面位置处温度数据。
图 3 钻头前端的盐水非循环段
C—测温孔; W—外圈冻结孔; N—内圈冻结孔。
图 4 冻结孔布置示意图
图 5 双圈孔冻结立面示意图
2 数值模型建立与验证
2. 1 温度场控制方程
在不考虑地下水渗流等因素的情况下,人工冻结温度场可视为瞬态热问题,根据传热学理论,土体温度场控制方程[14]为:
式中: Qc 为热源汇总项,J; Ceq 为土体等效体积比热容,J / (kg·℃ ); T 为土体温度,℃ ; t 为时间,s; qL 为相变潜热,J; keq 为土体等效导热系数,W / (m·K)。在土体中Qc = 0。(2)
在交界面处Qc = S·t·hf·(Ta -Ts)。 (3)
式中: S 为隧道内空气与管片的接触面积,m2; hf 为混凝土表面自由对流换热系数,W / (m2·K); Ta 为隧道内空气温度,℃ ; Ts 为隧道管片内表面温度,℃ 。
2. 2 模型建立
重点研究管片与土体交界面的温度场,选择围绕东线隧道一侧建立模型。 为便于进行网格划分,内圈孔和外圈孔均按圆形均匀布置。 实际施工中内圈孔为从东线钻进,因此模型中内圈孔设置为贯穿土体与管片,外圈冻结管端部与管片间距设置为 300 mm,以模拟实际施工中钻头非循环段的长度。数值模型取水平面与隧道轴线垂直方向为 x 轴正方向,沿隧道方向为 y 轴,竖直方向为 z 轴。 考虑到边界效应对温度模拟产生影响,综合考虑计算精度和求解时间,模型尺寸取 30 m× 50 m× 50 m,网格总数为240 万个; 选用 SOLID70 单元,该单元为 8 节点热单元,满足三维瞬态热分析的要求。 数值模型及局部网格划分如图 6 所示。
图 6 数值模型及局部网格划分
联络通道处的土层类型主要为细砂层,为确保模拟结果的准确性,土层热物理性质参数参考工程实际数据取值,如表 1 所示。
为简化计算,作如下假设: 地层土体均匀一致;忽略盐水经冻结管向土体传热的过程,即在冻结过程中冻结管外壁温度始终与盐水温度一致; 冻结过程中不考虑地下水渗流因素的影响; 土体中水全部冻结,未冻水含量为 0; 各材料的热物理参数不随温度的变化而变化; 土体冻结温度取-1 ℃ 。隧道内空气散热以在隧道管片表面施加对流荷载的形式,空气温度取 20 ℃ 。 混凝土表面的对流换热系数取 hf= 4. 74 W / (m2·K)。 管片表面铺设有 100 mm厚的泡沫保温板,保温板导热系数 kb=0.04 W / (m·K)。 将保温板的作用简化为一个纯热阻,通过式(4)计算:
式中: zb 为隧道管片与空气间的热阻,K / W; hf 为混凝土表面的空气自由对流换热系数,W / ( m2·K); n为隔热材料的厚度, m; kb 为隔热材料的导热系数,W / (m·K)。换算后的对流换热系数 hb= 1 / zb ,代入数据得hb=0. 685 W / (m2·K)。 实际施工中使用的保温板由小块拼接而成,存在较大的缝隙,无法与混凝土紧密贴合; 此外,由于冷凝水的存在,保温板一直为湿水的状态。 综合考虑这些因素,模型中隔热材料导热系数近似取 kb′= 0. 2 W / (m·K)。 重新计算保温板效率折减后的对流换热系数近似为 hb′= 1. 4 W / (m2·K)。在冻结孔壁上施加随时间变化的盐水温度荷载,现场盐水温度曲线如图 7 所示。
图 7 现场施工盐水降温曲线图
图 8 积极冻结 56 d 联络通道纵断面温度场云图(单位: ℃ )
2. 3 数值模拟与现场实测结果比较
取内圈测温孔 C1 中 0. 8 m(交界面附近)、4 m 处和外圈测温孔 C8 中 19. 2 m(交界面附近)、16 m 处的实测温度,并与相同位置数值模拟结果进行对比。 积极冻结 56 d 时的联络通道纵断面温度场云图如图 8所示。积极冻结 56 d 时间内 4 个测点的数值模拟与现场实测温度对比如图 9 和图 10 所示。
图 9 C1 测温孔数值模拟与实测温度曲线对比
图 10 C8 测温孔数值模拟与实测温度曲线对比
由图 9 和图 10 可知: 从整体上看,数值模拟与现场实测温度变化幅度接近,变化趋势基本相同。 在积极冻结 56 d 时间内,数值模拟的降温幅度略大于现场实测数据,考虑偏差的原因为实际工程中存在地下水渗流的影响。 因此,使用 ANSYS 中现有模型和参数可以较好地反映冻结过程中土体的温度变化。以下将以本模型为基础,使用相同物理参数及边界条件,研究单管、多管冻结条件下非循环段长度等因素对交界面冻结的影响。
3 交界面温度场分析
3. 1 单管冻结时的交界面温度场
建立单管交界面冻结模型,管片厚度为 650 mm,冻结管外径为 108 mm。 改变冻结管端部到管片的长度,以模拟不同非循环段长度对交界面冻结温度场的影响,并另外设置一组冻结管穿透管片的试验作为对照,模拟施工侧的工况。 积极冻结时间设置为 56 d,冻结管处施加恒定温度-30 ℃ ,同时施加管片对流换热系数模拟管片导热。 取冻结管非循环段长度 d = 0、50、100、150、200 mm,在模型中简化为冻结管端部到管片的距离。 积极冻结 56 d 时冻结管纵断面的温度云图如图 11 所示。 测量不同非循环段长度时距管片不同深度处的冻土直径,结果如图 12 所示。
图 11 不同非循环段长度单管冻结 56 d 冻结管纵断面温度云 图(单位: ℃ )
图 12 单管冻结时交界面冻土直径随深度变化曲线
由图 12 可知: 不论冻结管是否穿透管片,受管片散热的影响,交界面附近的冻土直径都小于远离交界面的部分; 且从远离交界面位置开始,越靠近管片,冻土直径越小。 当冻结管穿透管片时,冻土直径在交界面附近的衰减程度最小,随着非循环段长度的增加,交界面附近冻土直径不断减小,当非循环段长度增加到200 mm 时,交界面位置的土层积极冻结 56 d 后无法形成冻结壁。
3. 2 单排管冻结时的交界面温度场
实际工程中为多根冻结管同时冻结,相邻管的冻结范围叠加形成封闭冻土柱。 为研究多管冻结条件下的交界面温度场,建立多管冻结数值模型,管间距为1 m,根据对称原理,建立宽度为 1 m(包含 1 根冻结管)的模型,其余边界条件与 3. 1 节中相同。单排管积极冻结 56 d 形成的冻结壁示意如图 13所示。 取图中两冻结管连线的中垂面作为冻结壁厚度测量截面,得到不同非循环段长度时交界面冻结壁的厚度,并与单管冻结的结果进行对比, 如 图 14所示。
图 13 单排管冻结壁示意图(单位: ℃ )
图 14 不同非循环段长度下交界面冻结壁厚度
由图 14 可知,单排管冻结下,随着冻结管非循环段长度增加,交界面处冻结壁厚度逐渐减小,且衰减速度随非循环段长度增加呈增大的趋势,最终在非循环段长度达到 450 mm 时无法闭合。 与单管冻结相比,在其他条件相同时,单排管冻结的冻结壁厚度和冻结管容许的最大非循环段长度均增大 100%以上。在单排管冻结基础上,保持冻结管非循环段长度为 200 mm,改变冻结管与管片夹角(夹角取 80°、70°、60°、50°)分别进行数值模拟,得到交界面冻结壁和冻结管与管片夹角之间的关系。 交界面冻结壁厚度随冻结管角度变化曲线如图 15 所示。
图 15 交界面冻结壁厚度随冻结管角度变化曲线图
由图 15 可知,随着冻结管与管片夹角逐渐减小,交界面冻结壁厚度呈增大的趋势。 这是因为在冻结管非循环段长度相同的情况下,夹角越小,盐水循环段前端与管片的实际距离越小; 且角度减小时,交界面附近受到冻结管沿管径侧向输送的冷量增加。
3. 3 环形单圈管与平面管片冻结交界面温度场分析
因实际施工中的冻结方案为环形双圈孔冻结,即设计内外 2 圈冻结管,内圈从东线进行施工,外圈从西线施工。 为研究冻结管非循环段长度对交界面冻结温度场的影响,在 3. 1、3. 2 节研究基础上,建立单圈孔冻结模型,忽略管片弧度,分析单圈孔冻结时的交界面温度场及其影响因素。测量两冻结管连线的中垂面上冻结壁厚度,得到交界面处冻结壁厚度随非循环段长度变化如图 16 所示。 由图可知,交界面处冻结壁厚度随非循环段长度增加逐渐减小,同非循环段长度为 0 时相比,非循环段长度增加到 300 mm 时,冻结壁厚度减小达 35%; 非循环段长度达到 450 mm 时,交界面冻结壁厚度降为 0,此时冻结壁无法闭合。 因此,在实际施工中,建议将非循环段长度控制在 300 mm 以下。 但同直线单排管相比,相同管间距的单圈管冻结交界面冻结壁厚度接近。在环形冻结时,因冻结管圈内侧土体封闭且无热源,内侧冻土发展速度更快,厚度也大于冻结管圈外部。 取远离交界面处的某一位置冻结壁厚度作为对照组,分别测量不同非循环段长度下交界面处冻结壁在冻结管圈两侧的厚度,结果如图 17 所示。 结果表明,在交界面处冻结壁内侧厚度占比更大。
图 16 不同非循环段长度下单圈管冻结交界面冻结壁厚度
图 17 不同非循环段长度下冻结管两侧冻结壁厚度差异
3. 4 考虑管片弧度的交界面冻结温度场
在 3. 3 节的基础上,考虑管片本身弧度,将隧道管片更换为弧形管片,其余条件保持不变,重新进行模拟试验,监测不同非循环段长度积极冻结 56 d 时交界面处冻结壁厚度。 非循环段长度为 0 时的冻结壁形状及冻结壁厚度监测位置如图 18 所示。 不同非循环段长度下交界面处冻结壁上壁、下壁、侧壁厚度变化如图19 所示,其中对照组为不考虑管片弧度下的冻结壁厚度。由图 18 可知,冻结壁在远离管片的位置处厚度较大且分布均匀,在接近土体与管片交界面时,冻结壁厚度减小。 由图 19 可知,考虑隧道管片弧度的情况下,交界面处的冻结壁厚度始终大于管片为平面的情况。非循环段长度为 200 mm 时,上壁厚度比对照组增加了 9. 5%,下壁和侧壁厚度增加了 24%。 非循环段长度为 300 mm 时,上壁厚度比对照组增加了 15%,下壁和侧壁增加了 35%。 对于顶部和底部冻结管,交界面冻结壁厚度增加是因为其与管片夹角较小,其中由于冻结管圈的圆心低于隧道截面的圆心,事实上底部冻结管与管片夹角比顶部更小,相应底部冻结壁厚度也大于顶部冻结壁,这与 3. 2 节得到的结果相符。 而对于中间位置的冻结管,其温度场相邻冻结管的温度场叠加,端部受到相邻冻结管沿管径方向冷量补充的影响,如图 20 所示,这一效应改善了中间部分冻结管端部的冻结效果。 综上所述,可认为冻结交界面为弧面对交界面冻结有利。
图 18 非循环段长度为 0 时交界面处冻结壁温度云图(单位: ℃ )
图 19 考虑管片弧度时不同非循环段长度交界面冻结壁厚度变化曲线图
图 20 端部冻结壁受到相邻冻结管的影响
4 结论与讨论
1)同一位置的数值模拟温度变化与工程实测基本一致,能较好地反映土体温度变化。 冻结过程中,冻结管前端的非循环段会显著影响交界面处的冻结效果,交界面冻结壁厚度随非循环段长度增加而减小。
2)相邻冻结管的叠加冻结可改善交界面处的冻结效果。 同单管冻结相比,间距 1 m 的单排多管冻结可使交界面冻结壁厚度以及冻结壁能够闭合的最大非循环段长度均增长超过 100%。
3)考虑冻结交界面为弧面时,因冻结管与管片夹角减小,同时上下相邻冻结管间存在叠加冻结效应,交界面冻结壁厚度与交界面较平面时相比有显著增加。非循环段长度为 300 mm 时,交界面处下壁和侧壁厚度增长达 35%,上壁厚度增长达 15%。 因此,可以认为管片具有的弧度对交界面冻结有利。
4)在冻结施工中,应尽量缩短非循环段以减小对交界面冻结的不利影响,建议非循环段长度控制在300 mm 以内,并对交界面位置做好保温。人工冻土与混凝土构件交界面处的冻结温度也对交界面冻结强度产生影响,后期可以进一步研究交界面温度对冻结强度的影响,为相似条件的大直径盾构隧道联络通道施工提供技术支撑。