盾構法聯絡通道T接頭局部凍結加固效果及影響因素研究

程雪松, 徐連坤, 耿 佳, 李曉凡, 宋彥杰, 逯建棟, 王書雄

(1. 天津大學建筑工程學院, 天津 300072; 2. 天津大學 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室;天津 300072; 3. 中鐵第六勘察設計院集團有限公司, 天津 300308;4. 天津市地下鐵道集團有限公司, 天津 300392)

0 引言

近年來,采用機械法開挖地鐵區間聯絡通道的工法逐漸興起[1-3]。盾構法聯絡通道作為機械法聯絡通道的一種,已經形成了“弱加固、強支護、可切削、全封閉、保平衡、嚴防水、集約化”的關鍵技術,其中的“弱加固”技術包括拆除鋼套筒前T接頭處的洞門止水加固措施[4]。T 接頭處易出現突涌水等嚴重安全事故[5],在以往的施工案例中,多采用注漿法確保T接頭洞門間隙處在拆除鋼套筒和洞門澆筑過程中的止水效果[4]。但注漿漿液的穩定性較差,在泥水中易被稀釋,加固范圍不易控制,加固強度也不均勻,易使封堵效果不佳[6]。天津地鐵10號線某區間聯絡通道所處軟土地層存在粉土粉砂承壓含水層,因而相對于以往處于深厚黏土層的聯絡通道,施工過程中出現涌水涌砂的風險更大。為解決上述注漿法“弱加固”的不足,該聯絡通道T接頭止水加固工程采用注漿改良地層后對T接頭局部凍結的加固方案,以防止鋼套筒拆除及焊接封堵鋼板過程中主隧道洞門與聯絡通道間隙漏水漏砂,確保洞門止水加固的安全有效。

相關學者對凍結法加固地層的溫度場分布規律和影響因素已展開了許多不同的研究[7-10],但目前主要涉及的是開挖隧道前大范圍土體的凍結加固,凍結管直接埋置在土體中,凍結區域絕大部分遠離地下建筑結構,因而很少考慮建筑結構對溫度場的影響。盾構法聯絡通道T接頭局部凍結加固是近年來新出現的工法,凍結區域很小,且凍結管預置于聯絡通道鋼管片中,已有地下建筑結構的形狀和材料成為影響溫度場發展和分布的重要因素。但目前已有地下建筑結構的形狀和材料對凍結影響的研究較少,對局部凍結加固方案凍結區域的薄弱位置和凍結影響因素研究也很少,因此本文依托天津地鐵10號線某區間聯絡通道T接頭局部凍結加固工程對局部凍結加固效果及影響因素展開研究,以期為今后T接頭局部凍結加固工程提供參考。

1 工程概況

天津地鐵10號線某區間聯絡通道工程在天津市首次采用盾構法施工,該聯絡通道覆土厚度為21.7～22.1 m,主要位于粉質黏土層,部分位于粉土粉砂承壓含水層。施工過程中存在較大的涌水涌砂風險,危及隧道結構安全,風險等級為Ⅰ級。

本工程主隧道外徑為6.2 m,內徑為5.5 m,標準管片采用鋼筋混凝土管片,洞門周圍部分管片采用鋼管片。聯絡通道外徑為3.35 m,內徑為2.85 m,聯絡通道與主隧道T接頭位置設置3環鋼管片,每環寬0.5 m。 在聯絡通道的每環鋼管片內預設2環凍結管路,管路采用40 mm×60 mm的無縫方管,同時在管片上預埋鹽水進、出口,每環凍結管路在相鄰管片之間采用軟管相連。凍結前對通道壁后0.5 m范圍內土體進行注漿改良。主隧道洞門與聯絡通道之間的間隙(簡稱洞門間隙)寬度為12.5 cm,凍結前已通過通道管片預留的注漿孔多次注漿填充密實。凍結管布置實物如圖1所示。

圖1 凍結管布置實物圖

T接頭局部凍結加固方案溫度設計要求如下: 通道外圍凍土帷幕有效厚度不小于0.5 m,凍土帷幕平均溫度≤-10 ℃。局部凍結效果示意如圖2所示。

圖2 局部凍結效果示意圖

實際工程中凍結12 d后達到設計要求,繼續積極凍結至封堵鋼板焊接完成,累計凍結19 d。經現場觀測,此過程無滲漏水現象,局部凍結施工效果良好,可有效控制施工風險,滿足施工要求。

2 凍結溫度場數值模擬

2.1 模型介紹與網格劃分

本文采用 ABAQUS 有限元軟件對盾構法聯絡通道T接頭局部凍結過程進行模擬分析,考慮凍結溫度場影響范圍[11],模型尺寸x、y向各20 m,z向16 m,坐標原點位于主隧道和聯絡通道中心軸線的交點。模型共劃分為 103 302個單元,其中主隧道鋼管片中鋼骨架、聯絡通道鋼管片和凍結管采用DS4單元,其余部分采用 DC3D8單元進行劃分,對凍結主要影響范圍內的土體網格進行加密處理。有限元模型網格如圖3所示。T接頭結構示意如圖4所示。主隧道鋼管片中鋼骨架示意如圖5所示。

圖3 有限元模型網格(單位: m)

圖4 T接頭結構示意圖

(a) 沿主隧道軸向觀察 (b)沿聯絡通道軸向觀察

與土體直接接觸并向土體傳遞冷量的是聯絡通道鋼管片而非其內預埋的凍結管。為方便下文敘述,定義聯絡通道鋼管片外表面與土體和洞門間隙水泥砂漿直接接觸的范圍為“有效凍結接觸范圍”,如圖6所示。

圖6 有效凍結接觸范圍示意圖

假定模型土體各向同性,初始溫度場均勻分布,以凍結管邊界作為冷源荷載施加位置,土體相態不變時,不考慮溫度對土體熱參數的影響,忽略地下水滲流的影響,忽略聯絡通道鋼管片隔腔中填充的混凝土的影響。

2.2 邊界條件及模型參數

模型頂底面和側面為絕熱邊界,初始地溫取實際工程測量平均值14.9 ℃。洞門附近位于聯絡通道徑向0.5 m范圍內的主隧道內壁、負環、聯絡通道鋼管片內壁設置保溫層,模型中設置為絕熱邊界,主隧道和聯絡通道其他管片與空氣的接觸面為對流換熱邊界,對流換熱系數取2.1 W/(m2·℃)[11]。根據現場實測和前人已有的研究結果[11-16],選取各材料所用熱物理參數,如表1所示。

表1 熱物理參數表

根據現場實測并參考已有工程經驗,冷凍鹽水降溫方案如表2所示。

表2 冷凍鹽水降溫方案

2.3 原工況模擬結果分析

2.3.1 凍結時間和各處凍結效果分析

監測點、測溫孔和分析路徑布設如圖7所示。選?、佟?沿洞門處和距洞門0.5 m處各4點)作為判斷是否滿足凍結要求的監測點。A、B2點為實際工程中部分測溫孔。C1-1、C2-1、C3-1和C1-2、C2-2、C3-2路徑為6條1/2環向路徑,分別位于通道壁后0.3 m和0.5 m處,其中C1-1和C1-2路徑所在截面與主隧道相切。L1和L2 2條沿通道的縱向路徑分別位于通道頂部壁后0.3 m和0.5 m處。

(a) 沿主隧道軸向觀察 (b) 沿聯絡通道軸向觀察

通道外圍凍土帷幕有效厚度是否到達0.5 m可以通過通道壁后0.5 m深處是否達到土體凍結溫度判斷。凍結17 d后,①—⑧號監測點聯絡通道壁后0.5 m深處溫度和0.5 m厚度范圍內平均溫度如圖8所示,滿足設計要求。

圖8 原工況監測點溫度數據(17 d)

由圖8可知: 1)①號監測點壁后的凍結壁均溫為凍結時間的控制因素,其次為①號監測點的凍結壁厚度。2)在靠近有效凍結接觸左邊緣的洞門處(①、③、⑤、⑦號監測點),聯絡通道的頂底部(⑦號監測點和①號監測點)壁后土體的凍結效果比聯絡通道的側面(⑤號監測點)壁后土體要差。3)聯絡通道的底部(①號監測點)壁后土體的凍結效果略差于聯絡通道的頂部(⑦號監測點)壁后土體。

造成上述情況的原因主要有: 1)⑤號監測點壁后0.5 m范圍內的土體均緊貼主隧道,而①(⑦)號監測點壁后土體與主隧道之間還有土體,即通道洞口處頂底部比側面需要凍結的土體更多。2)主隧道鋼管片可以將⑤號監測點壁后近處土體的冷量傳遞至壁后遠處土體,而①(⑦)號監測點壁后近處土體的冷量則沿主隧道鋼管片被傳遞至遠離洞門間隙的主隧道頂底部,造成凍結冷量的流失。主隧道鋼管片向主隧道底部延伸比向頂部延伸的更長,因而通道底部(①號監測點)冷量流失較頂部(⑦號監測點)更多。

2.3.2 主隧道鋼管片的導熱“橋梁”作用

原工況凍結17 d后,過通道軸線水平截面的溫度分布云圖如圖9所示。提?、萏柋O測點和⑥號監測點通道壁后0.5 m范圍內土體的溫度數據如圖10所示。由圖9和圖10可知,由于主隧道鋼管片的熱導率較大,起到聯系通道壁后遠近土體導熱“橋梁”的作用,路徑Ⅰ上的通道壁后較近處土體的大量凍結冷量沿主隧道鋼管片傳遞至距離通道較遠處,因而⑤號監測點壁后近處土體溫度高于⑥號監測點壁后近處土體,在主隧道鋼管片所在深度范圍內,路徑Ⅰ土體的溫差比路徑Ⅱ土體的溫差小。

圖9 過通道軸線水平截面(17 d)溫度分布云圖(單位: ℃)

提取凍結17 d后沿C1-1、C2-1、C3-1和C1-2、C2-2、C3-2路徑(見圖7)的溫度數據,如圖11所示。由沿C1-2、C2-2和C3-2 3條路徑的溫度曲線可知,雖然聯絡通道側面(即測溫孔與水平方向夾角為0°時)有效凍結接觸面積更小,但由于主隧道鋼管片導熱“橋梁”的作用,凍結17 d后在0.5 m厚度處,通道側面溫度低于頂底面,且距主隧道越近溫度越低。在凍結17 d后,隨著C1-1、C2-1、C3-1路徑和C1-2、C2-2、C3-2路徑距主隧道漸遠,受其影響逐漸減弱,通道壁后0.3 m和0.5 m路徑上的溫度均趨于相同,聯絡通道側面的0.3 m與0.5 m處溫差逐漸變大。

圖10 路徑Ⅰ和Ⅱ上溫度數據(17 d)

圖11 沿環向路徑(17 d)的溫度曲線圖

2.4 實測成果數據對照

為驗證數值模型對局部凍結溫度場模擬的準確性,在數值模型上選取A、B2點壁后0.3 m和0.5 m處溫度數據,與實際工程相同位置處實測數據進行對比分析,如圖12所示。由圖可知: 1)通道壁后0.3 m處的模擬結果與現場實測數據所獲得的土層降溫曲線擬合程度較高; 2)對于通道壁后0.5 m處測點,模擬結果較現場實測數據降溫偏緩慢。

造成上述現象的原因可能是: 1)模擬采用的土體參數部分為經驗值,與現場土體參數會有一定區別; 2)現場土體經過開挖隧道和注漿改良等的影響,土質很可能是不均勻的; 3)現場鉆孔測溫的方式可能對測溫孔處土體的溫度場發展產生影響。

圖12 模擬值與實測值溫度曲線對比

綜上所述,模擬值與實測值的降溫趨勢基本相同,兩者之間存在誤差但在合理范圍內,這說明數值模型較為準確地揭示了溫度場整體的發展規律,能為實際工程提供一定的參考。

3 不同工況下凍結溫度場對比分析

3.1 主隧道洞門采用部分鋼管片(原工況)和全部采用鋼筋混凝土管片的對比

當主隧道洞門周圍全部采用鋼筋混凝土管片時,凍結14 d后①—⑧號監測點聯絡通道壁后0.5 m深處溫度和0.5 m厚度范圍內平均溫度如圖13所示,滿足設計要求,凍結時間比主隧道洞門采用部分鋼管片工況(見2.3.1節)時縮短3 d。

圖13 鋼筋混凝土管片工況(14 d)監測點溫度數據

提取主隧道采用不同管片工況下凍結14 d后沿通道頂部縱向L1和L2 2條路徑(見圖7)的溫度數據,如圖14所示。

相比于主隧道全部采用混凝土管片,主隧道在洞門部分采用鋼管片工況達到的設計要求凍結時長較大,這是由于此時洞門間隙注漿體熱導率較低(0.93 W/(m·K)),不能及時向主隧道鋼管片輸送冷量,在鋼管片導熱“橋梁”的作用下,聯絡通道壁后近處土體中大量凍結冷量沿主隧道傳遞到遠處土體,使①號監測點壁后土體尤其是壁后較近處土體溫度較高。但主隧道在洞門部分采用鋼管片,能保證密封套筒的可焊性及打孔便利性。主隧道采用2種管片工況下,凍結17 d后過通道軸線豎直截面的土體和主隧道溫度分布云圖如圖15所示。由圖可知,對于主隧道部分采用鋼管片工況,洞門間隙左側土體凍結效果更好,能減小主隧道附近土體凍結不良引起漏水漏砂的可能。

圖14 沿L1和L2路徑(14 d)的溫度曲線圖

(a) 主隧道全部采用混凝土管片

(b) 主隧道洞門部分采用鋼管片

3.2 洞門間隙注漿體在不同熱導率下的對比

提升洞門間隙注漿體熱導率,能提升凍結管冷量經由洞門間隙注漿體傳遞至主隧道管片的能力,進而提升主隧道附近土體的凍結效果,縮短凍結時間。下文將分別介紹洞門間隙注漿體熱導率的提升對主隧道洞門部分采用鋼管片工況和主隧道全部采用鋼筋混凝土管片工況的影響。

3.2.1 對主隧道洞門部分采用鋼管片工況的影響

在主隧道洞門部分采用鋼管片工況時,將洞門間隙注漿體的熱導率從0.93 W/(m·K)(原工況)提升至1.8 W/(m·K)和3 W/(m·K),達到設計要求所需凍結時間由17 d縮短為12 d和12 d。在1.8 W/(m·K)和3 W/(m·K)工況下,達到設計要求時,①—⑧號監測點聯絡通道壁后0.5 m深處溫度和0.5 m厚度范圍內的平均溫度如圖16所示。

(a) 注漿體熱導率為1.8 W/(m·K)

(b) 注漿體熱導率為3 W/(m·K)

提取不同熱導率工況下凍結12 d后沿L1和L2 2條路徑(見圖7)的溫度數據,如圖17所示。由圖可知: 1)在聯絡通道頂底面,②號監測點所在截面與主隧道之間的土體受洞門間隙注漿體熱導率因素的影響較大。2)②號監測點所在截面右側土體基本不受洞門間隙注漿體熱導率因素的影響。3)提高洞門間隙注漿體的熱導率,能提升其向主隧道鋼管片輸送冷量的效率,會顯著改善主隧道附近土體的凍結質量。

圖17 不同工況下沿L1和L2路徑的溫度曲線圖(12 d)

由圖8和圖16可知: 1)隨著間隙注漿體熱導率的增大,凍結時間的控制點逐漸由①號監測點變為②號監測點。2)當間隙注漿體熱導率提升至1.8 W/(m·K)時,①號監測點和②號監測點壁后土體均在凍結12 d后達到設計要求,此熱導率為凍結時間控制點轉變的臨界熱導率。此時,凍結所需時間得到較大幅度的縮短。3)由于間隙注漿體熱導率提高對②號監測點壁后土體影響較小,間隙注漿體熱導率繼續增大至3 W/(m·K),凍結所需時間仍為12 d,而此時③號監測點和⑤號監測點等離主隧道較近的點溫度已遠低于設計要求,造成了凍結冷量的浪費。

通過在洞門間隙注漿材料中添加鐵屑或使用導熱性能較為良好的注漿填充材料,使間隙注漿體熱導率提升至1.8 W/(m·K)左右,可以較大幅度縮短凍結所需時間,也能保證凍結冷量較高的利用率。

3.2.2 對主隧道全部采用鋼筋混凝土管片工況的影響

在主隧道全部采用鋼筋混凝土管片工況時,將洞門間隙注漿體的熱導率從0.93 W/(m·K)提升至1.8 W/(m·K)和3 W/(m·K)時,達到設計要求所需凍結時間由原工況的14 d縮短為13 d和13 d。達到設計要求時,①—⑧號監測點聯絡通道壁后0.5 m深處溫度和0.5 m厚度范圍內平均溫度如圖18所示。由圖可知,當洞門間隙注漿體熱導率從0.93 W/(m·K)逐漸增大時,凍結時間的控制點由①號監測點和⑦號監測點逐漸變為遠離主隧道的⑥號監測點。這說明: 隨著間隙注漿體熱導率的提升,主隧道洞門附近土體凍結效果得到一定程度的提升。

(a) 注漿體熱導率為0.93 W/(m·K) (14 d)

(c) 注漿體熱導率為3 W/(m·K) (13 d)

3.2.3 洞門間隙注漿體熱導率的影響小結

1)在主隧道采用不同材料的2種工況下,隨著洞門間隙注漿體熱導率的增大,主隧道附近土體的凍結效果均得到改善,凍結時長均有所縮短。

2)主隧道部分采用鋼管片工況的局部凍結對洞門間隙注漿體熱導率的改變更為敏感。

3)通過提升洞門間隙注漿體的熱導率,主隧道洞門采用管片材料對凍結時長的影響發生轉變。具體表現如下: 在洞門間隙注漿體熱導率為0.93 W/(m·K)(原工況熱導率)時,主隧道部分采用鋼管片工況所需凍結時間比全部采用鋼筋混凝土管片工況更長(長3 d); 洞門間隙注漿體的熱導率提升至1.8 W/(m·K)和3 W/(m·K)時,主隧道部分采用鋼管片工況所需凍結時間更短(均短1 d)。

3.3 通道壁后是否注漿改良土體的對比

當通道壁后不進行土體的注漿改良時,凍結16 d后,①—⑧號監測點聯絡通道壁后0.5 m深處溫度和0.5 m厚度范圍內平均溫度如圖19所示,滿足設計要求,凍結時間比進行注漿改良土體工況(即原工況,見2.3.1節)時僅縮短1 d。通道壁后是否注漿改良土體對凍結時間影響不大,但如果在凍結法施工前,對凍結區土體先進行水泥土改良,可有效減小凍結法施工引起的凍脹融沉[17],所以建議注漿處理。

圖19 不進行注漿改良凍結16 d監測點溫度數據

3.4 每環鋼管片中設置不同凍結管環數的對比

當聯絡通道的每環鋼管片中僅設置單環凍結管時,凍結18 d后,①—⑧號監測點聯絡通道壁后0.5 m深處溫度和0.5 m厚度范圍內平均溫度如圖20所示,滿足設計要求,凍結時間比每環鋼管片中設置雙環凍結管工況(即原工況,見2.3.1節)時僅延長1 d。

圖20 設置單環凍結管時監測點溫度數據(18 d)

聯絡通道的每環鋼管片中設置單環和雙環凍結管時,凍結6 d后,鋼管片溫度分布云圖如圖21所示(此時凍結管溫度剛好下降到-30 ℃)。由圖可知: 由于鋼的熱導率較大且遠大于土體熱導率,聯絡通道的每環鋼管片中無論預埋單環還是雙環凍結管,與土體直接接觸的鋼管片外表面的大部分區域在較短時間內均能近似達到凍結管溫度,即凍結壁均能迅速交圈。相比于凍結管直接埋置在土體中的常規凍結方法,本工程中每環鋼管片中設置的凍結管環數對凍結時間的影響顯著減小。

(a) 每環鋼管片中設置雙環凍結管

(b) 每環鋼管片中設置單環凍結管

減少凍結管環數能降低管片設計施工的復雜程度,減少對鋼管片開孔的削弱。但同時為保持鹽水溫度,保證凍結功率,對凍結管內鹽水流速等提出更高的要求。

4 結論與討論

1)洞口處頂底部需凍結土體比側面更多,且主隧道鋼管片造成頂底部凍結冷量的流失,因而該處凍結效果差于聯絡通道側面。由于主隧道鋼管片向主隧道底部比向頂部延伸的更長,因而聯絡通道底半環凍結效果略差于頂半環。

2)影響局部凍結時間的主要因素為主隧道管片材料和洞門間隙注漿體的熱導率。通道壁后是否注漿改良土體對凍結時間影響不大,兩者凍結完成時間僅相差1 d,考慮到凍結區土體進行注漿改良可以有效減小凍結法施工引起的凍脹融沉,所以建議注漿處理。在凍結管冷量輸送效率較高的情況下,由于鋼管片寬度較小且其熱導率遠大于土體,每環鋼管片中設置單環凍結管的凍結完成時間比設置雙環凍結管僅延長1 d。

3)主隧道部分采用鋼管片工況下,鋼管片起到通道壁后遠近土體導熱“橋梁”的作用。當洞門間隙注漿體的熱導率較低(如0.93 W/(m·K))時,注漿體不能及時地向主隧道鋼管片輸送冷量,聯絡通道壁后近處土體中大量凍結冷量沿鋼管片傳遞至遠處土體,使通道壁后較近處土體溫度較高,因而比主隧道全部采用鋼筋混凝土管片工況凍結時間長。

4)隨著洞門間隙中注漿體的熱導率的增大,其向主隧道管片輸送冷量的效率得到提升,主隧道附近土體的凍結效果得到改善,凍結時長有所縮短。間隙注漿體由0.93 W/(m·K)提升至1.8 W/(m·K)時,可以將主隧道部分采用鋼管片工況凍結時間由17 d縮短至12 d,所需凍結時長相比主隧道全部采用鋼筋混凝土管片的工況反而縮短1 d,即主隧道部分采用鋼管片工況的凍結時間對洞門間隙注漿體熱導率的改變更為敏感。建議在主隧道部分采用鋼管片的工程中,向洞門間隙注漿體中添加鐵屑等,使其熱導率提升至1.8 W/(m·K)左右。

目前,本文僅提出通過添加鐵屑可以提高洞門間隙注漿體的熱導率,但尚未對注漿材料中鐵屑與水泥砂漿的配比進行試驗研究,后續將會繼續進行這方面的研究。