盾构法联络通道T接头局部冻结加固效果及影响因素研究

程雪松, 徐连坤, 耿 佳, 李晓凡, 宋彦杰, 逯建栋, 王书雄

(1. 天津大学建筑工程学院, 天津 300072; 2. 天津大学 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室;天津 300072; 3. 中铁第六勘察设计院集团有限公司, 天津 300308;4. 天津市地下铁道集团有限公司, 天津 300392)

0 引言

近年来,采用机械法开挖地铁区间联络通道的工法逐渐兴起[1-3]。盾构法联络通道作为机械法联络通道的一种,已经形成了“弱加固、强支护、可切削、全封闭、保平衡、严防水、集约化”的关键技术,其中的“弱加固”技术包括拆除钢套筒前T接头处的洞门止水加固措施[4]。T 接头处易出现突涌水等严重安全事故[5],在以往的施工案例中,多采用注浆法确保T接头洞门间隙处在拆除钢套筒和洞门浇筑过程中的止水效果[4]。但注浆浆液的稳定性较差,在泥水中易被稀释,加固范围不易控制,加固强度也不均匀,易使封堵效果不佳[6]。天津地铁10号线某区间联络通道所处软土地层存在粉土粉砂承压含水层,因而相对于以往处于深厚黏土层的联络通道,施工过程中出现涌水涌砂的风险更大。为解决上述注浆法“弱加固”的不足,该联络通道T接头止水加固工程采用注浆改良地层后对T接头局部冻结的加固方案,以防止钢套筒拆除及焊接封堵钢板过程中主隧道洞门与联络通道间隙漏水漏砂,确保洞门止水加固的安全有效。

相关学者对冻结法加固地层的温度场分布规律和影响因素已展开了许多不同的研究[7-10],但目前主要涉及的是开挖隧道前大范围土体的冻结加固,冻结管直接埋置在土体中,冻结区域绝大部分远离地下建筑结构,因而很少考虑建筑结构对温度场的影响。盾构法联络通道T接头局部冻结加固是近年来新出现的工法,冻结区域很小,且冻结管预置于联络通道钢管片中,已有地下建筑结构的形状和材料成为影响温度场发展和分布的重要因素。但目前已有地下建筑结构的形状和材料对冻结影响的研究较少,对局部冻结加固方案冻结区域的薄弱位置和冻结影响因素研究也很少,因此本文依托天津地铁10号线某区间联络通道T接头局部冻结加固工程对局部冻结加固效果及影响因素展开研究,以期为今后T接头局部冻结加固工程提供参考。

1 工程概况

天津地铁10号线某区间联络通道工程在天津市首次采用盾构法施工,该联络通道覆土厚度为21.7～22.1 m,主要位于粉质黏土层,部分位于粉土粉砂承压含水层。施工过程中存在较大的涌水涌砂风险,危及隧道结构安全,风险等级为Ⅰ级。

本工程主隧道外径为6.2 m,内径为5.5 m,标准管片采用钢筋混凝土管片,洞门周围部分管片采用钢管片。联络通道外径为3.35 m,内径为2.85 m,联络通道与主隧道T接头位置设置3环钢管片,每环宽0.5 m。 在联络通道的每环钢管片内预设2环冻结管路,管路采用40 mm×60 mm的无缝方管,同时在管片上预埋盐水进、出口,每环冻结管路在相邻管片之间采用软管相连。冻结前对通道壁后0.5 m范围内土体进行注浆改良。主隧道洞门与联络通道之间的间隙(简称洞门间隙)宽度为12.5 cm,冻结前已通过通道管片预留的注浆孔多次注浆填充密实。冻结管布置实物如图1所示。

图1 冻结管布置实物图

T接头局部冻结加固方案温度设计要求如下: 通道外围冻土帷幕有效厚度不小于0.5 m,冻土帷幕平均温度≤-10 ℃。局部冻结效果示意如图2所示。

图2 局部冻结效果示意图

实际工程中冻结12 d后达到设计要求,继续积极冻结至封堵钢板焊接完成,累计冻结19 d。经现场观测,此过程无渗漏水现象,局部冻结施工效果良好,可有效控制施工风险,满足施工要求。

2 冻结温度场数值模拟

2.1 模型介绍与网格划分

本文采用 ABAQUS 有限元软件对盾构法联络通道T接头局部冻结过程进行模拟分析,考虑冻结温度场影响范围[11],模型尺寸x、y向各20 m,z向16 m,坐标原点位于主隧道和联络通道中心轴线的交点。模型共划分为 103 302个单元,其中主隧道钢管片中钢骨架、联络通道钢管片和冻结管采用DS4单元,其余部分采用 DC3D8单元进行划分,对冻结主要影响范围内的土体网格进行加密处理。有限元模型网格如图3所示。T接头结构示意如图4所示。主隧道钢管片中钢骨架示意如图5所示。

图3 有限元模型网格(单位: m)

图4 T接头结构示意图

(a) 沿主隧道轴向观察 (b)沿联络通道轴向观察

与土体直接接触并向土体传递冷量的是联络通道钢管片而非其内预埋的冻结管。为方便下文叙述,定义联络通道钢管片外表面与土体和洞门间隙水泥砂浆直接接触的范围为“有效冻结接触范围”,如图6所示。

图6 有效冻结接触范围示意图

假定模型土体各向同性,初始温度场均匀分布,以冻结管边界作为冷源荷载施加位置,土体相态不变时,不考虑温度对土体热参数的影响,忽略地下水渗流的影响,忽略联络通道钢管片隔腔中填充的混凝土的影响。

2.2 边界条件及模型参数

模型顶底面和侧面为绝热边界,初始地温取实际工程测量平均值14.9 ℃。洞门附近位于联络通道径向0.5 m范围内的主隧道内壁、负环、联络通道钢管片内壁设置保温层,模型中设置为绝热边界,主隧道和联络通道其他管片与空气的接触面为对流换热边界,对流换热系数取2.1 W/(m2·℃)[11]。根据现场实测和前人已有的研究结果[11-16],选取各材料所用热物理参数,如表1所示。

表1 热物理参数表

根据现场实测并参考已有工程经验,冷冻盐水降温方案如表2所示。

表2 冷冻盐水降温方案

2.3 原工况模拟结果分析

2.3.1 冻结时间和各处冻结效果分析

监测点、测温孔和分析路径布设如图7所示。选取①—⑧(沿洞门处和距洞门0.5 m处各4点)作为判断是否满足冻结要求的监测点。A、B2点为实际工程中部分测温孔。C1-1、C2-1、C3-1和C1-2、C2-2、C3-2路径为6条1/2环向路径,分别位于通道壁后0.3 m和0.5 m处,其中C1-1和C1-2路径所在截面与主隧道相切。L1和L2 2条沿通道的纵向路径分别位于通道顶部壁后0.3 m和0.5 m处。

(a) 沿主隧道轴向观察 (b) 沿联络通道轴向观察

通道外围冻土帷幕有效厚度是否到达0.5 m可以通过通道壁后0.5 m深处是否达到土体冻结温度判断。冻结17 d后,①—⑧号监测点联络通道壁后0.5 m深处温度和0.5 m厚度范围内平均温度如图8所示,满足设计要求。

图8 原工况监测点温度数据(17 d)

由图8可知: 1)①号监测点壁后的冻结壁均温为冻结时间的控制因素,其次为①号监测点的冻结壁厚度。2)在靠近有效冻结接触左边缘的洞门处(①、③、⑤、⑦号监测点),联络通道的顶底部(⑦号监测点和①号监测点)壁后土体的冻结效果比联络通道的侧面(⑤号监测点)壁后土体要差。3)联络通道的底部(①号监测点)壁后土体的冻结效果略差于联络通道的顶部(⑦号监测点)壁后土体。

造成上述情况的原因主要有: 1)⑤号监测点壁后0.5 m范围内的土体均紧贴主隧道,而①(⑦)号监测点壁后土体与主隧道之间还有土体,即通道洞口处顶底部比侧面需要冻结的土体更多。2)主隧道钢管片可以将⑤号监测点壁后近处土体的冷量传递至壁后远处土体,而①(⑦)号监测点壁后近处土体的冷量则沿主隧道钢管片被传递至远离洞门间隙的主隧道顶底部,造成冻结冷量的流失。主隧道钢管片向主隧道底部延伸比向顶部延伸的更长,因而通道底部(①号监测点)冷量流失较顶部(⑦号监测点)更多。

2.3.2 主隧道钢管片的导热“桥梁”作用

原工况冻结17 d后,过通道轴线水平截面的温度分布云图如图9所示。提取⑤号监测点和⑥号监测点通道壁后0.5 m范围内土体的温度数据如图10所示。由图9和图10可知,由于主隧道钢管片的热导率较大,起到联系通道壁后远近土体导热“桥梁”的作用,路径Ⅰ上的通道壁后较近处土体的大量冻结冷量沿主隧道钢管片传递至距离通道较远处,因而⑤号监测点壁后近处土体温度高于⑥号监测点壁后近处土体,在主隧道钢管片所在深度范围内,路径Ⅰ土体的温差比路径Ⅱ土体的温差小。

图9 过通道轴线水平截面(17 d)温度分布云图(单位: ℃)

提取冻结17 d后沿C1-1、C2-1、C3-1和C1-2、C2-2、C3-2路径(见图7)的温度数据,如图11所示。由沿C1-2、C2-2和C3-2 3条路径的温度曲线可知,虽然联络通道侧面(即测温孔与水平方向夹角为0°时)有效冻结接触面积更小,但由于主隧道钢管片导热“桥梁”的作用,冻结17 d后在0.5 m厚度处,通道侧面温度低于顶底面,且距主隧道越近温度越低。在冻结17 d后,随着C1-1、C2-1、C3-1路径和C1-2、C2-2、C3-2路径距主隧道渐远,受其影响逐渐减弱,通道壁后0.3 m和0.5 m路径上的温度均趋于相同,联络通道侧面的0.3 m与0.5 m处温差逐渐变大。

图10 路径Ⅰ和Ⅱ上温度数据(17 d)

图11 沿环向路径(17 d)的温度曲线图

2.4 实测成果数据对照

为验证数值模型对局部冻结温度场模拟的准确性,在数值模型上选取A、B2点壁后0.3 m和0.5 m处温度数据,与实际工程相同位置处实测数据进行对比分析,如图12所示。由图可知: 1)通道壁后0.3 m处的模拟结果与现场实测数据所获得的土层降温曲线拟合程度较高; 2)对于通道壁后0.5 m处测点,模拟结果较现场实测数据降温偏缓慢。

造成上述现象的原因可能是: 1)模拟采用的土体参数部分为经验值,与现场土体参数会有一定区别; 2)现场土体经过开挖隧道和注浆改良等的影响,土质很可能是不均匀的; 3)现场钻孔测温的方式可能对测温孔处土体的温度场发展产生影响。

图12 模拟值与实测值温度曲线对比

综上所述,模拟值与实测值的降温趋势基本相同,两者之间存在误差但在合理范围内,这说明数值模型较为准确地揭示了温度场整体的发展规律,能为实际工程提供一定的参考。

3 不同工况下冻结温度场对比分析

3.1 主隧道洞门采用部分钢管片(原工况)和全部采用钢筋混凝土管片的对比

当主隧道洞门周围全部采用钢筋混凝土管片时,冻结14 d后①—⑧号监测点联络通道壁后0.5 m深处温度和0.5 m厚度范围内平均温度如图13所示,满足设计要求,冻结时间比主隧道洞门采用部分钢管片工况(见2.3.1节)时缩短3 d。

图13 钢筋混凝土管片工况(14 d)监测点温度数据

提取主隧道采用不同管片工况下冻结14 d后沿通道顶部纵向L1和L2 2条路径(见图7)的温度数据,如图14所示。

相比于主隧道全部采用混凝土管片,主隧道在洞门部分采用钢管片工况达到的设计要求冻结时长较大,这是由于此时洞门间隙注浆体热导率较低(0.93 W/(m·K)),不能及时向主隧道钢管片输送冷量,在钢管片导热“桥梁”的作用下,联络通道壁后近处土体中大量冻结冷量沿主隧道传递到远处土体,使①号监测点壁后土体尤其是壁后较近处土体温度较高。但主隧道在洞门部分采用钢管片,能保证密封套筒的可焊性及打孔便利性。主隧道采用2种管片工况下,冻结17 d后过通道轴线竖直截面的土体和主隧道温度分布云图如图15所示。由图可知,对于主隧道部分采用钢管片工况,洞门间隙左侧土体冻结效果更好,能减小主隧道附近土体冻结不良引起漏水漏砂的可能。

图14 沿L1和L2路径(14 d)的温度曲线图

(a) 主隧道全部采用混凝土管片

(b) 主隧道洞门部分采用钢管片

3.2 洞门间隙注浆体在不同热导率下的对比

提升洞门间隙注浆体热导率,能提升冻结管冷量经由洞门间隙注浆体传递至主隧道管片的能力,进而提升主隧道附近土体的冻结效果,缩短冻结时间。下文将分别介绍洞门间隙注浆体热导率的提升对主隧道洞门部分采用钢管片工况和主隧道全部采用钢筋混凝土管片工况的影响。

3.2.1 对主隧道洞门部分采用钢管片工况的影响

在主隧道洞门部分采用钢管片工况时,将洞门间隙注浆体的热导率从0.93 W/(m·K)(原工况)提升至1.8 W/(m·K)和3 W/(m·K),达到设计要求所需冻结时间由17 d缩短为12 d和12 d。在1.8 W/(m·K)和3 W/(m·K)工况下,达到设计要求时,①—⑧号监测点联络通道壁后0.5 m深处温度和0.5 m厚度范围内的平均温度如图16所示。

(a) 注浆体热导率为1.8 W/(m·K)

(b) 注浆体热导率为3 W/(m·K)

提取不同热导率工况下冻结12 d后沿L1和L2 2条路径(见图7)的温度数据,如图17所示。由图可知: 1)在联络通道顶底面,②号监测点所在截面与主隧道之间的土体受洞门间隙注浆体热导率因素的影响较大。2)②号监测点所在截面右侧土体基本不受洞门间隙注浆体热导率因素的影响。3)提高洞门间隙注浆体的热导率,能提升其向主隧道钢管片输送冷量的效率,会显著改善主隧道附近土体的冻结质量。

图17 不同工况下沿L1和L2路径的温度曲线图(12 d)

由图8和图16可知: 1)随着间隙注浆体热导率的增大,冻结时间的控制点逐渐由①号监测点变为②号监测点。2)当间隙注浆体热导率提升至1.8 W/(m·K)时,①号监测点和②号监测点壁后土体均在冻结12 d后达到设计要求,此热导率为冻结时间控制点转变的临界热导率。此时,冻结所需时间得到较大幅度的缩短。3)由于间隙注浆体热导率提高对②号监测点壁后土体影响较小,间隙注浆体热导率继续增大至3 W/(m·K),冻结所需时间仍为12 d,而此时③号监测点和⑤号监测点等离主隧道较近的点温度已远低于设计要求,造成了冻结冷量的浪费。

通过在洞门间隙注浆材料中添加铁屑或使用导热性能较为良好的注浆填充材料,使间隙注浆体热导率提升至1.8 W/(m·K)左右,可以较大幅度缩短冻结所需时间,也能保证冻结冷量较高的利用率。

3.2.2 对主隧道全部采用钢筋混凝土管片工况的影响

在主隧道全部采用钢筋混凝土管片工况时,将洞门间隙注浆体的热导率从0.93 W/(m·K)提升至1.8 W/(m·K)和3 W/(m·K)时,达到设计要求所需冻结时间由原工况的14 d缩短为13 d和13 d。达到设计要求时,①—⑧号监测点联络通道壁后0.5 m深处温度和0.5 m厚度范围内平均温度如图18所示。由图可知,当洞门间隙注浆体热导率从0.93 W/(m·K)逐渐增大时,冻结时间的控制点由①号监测点和⑦号监测点逐渐变为远离主隧道的⑥号监测点。这说明: 随着间隙注浆体热导率的提升,主隧道洞门附近土体冻结效果得到一定程度的提升。

(a) 注浆体热导率为0.93 W/(m·K) (14 d)

(c) 注浆体热导率为3 W/(m·K) (13 d)

3.2.3 洞门间隙注浆体热导率的影响小结

1)在主隧道采用不同材料的2种工况下,随着洞门间隙注浆体热导率的增大,主隧道附近土体的冻结效果均得到改善,冻结时长均有所缩短。

2)主隧道部分采用钢管片工况的局部冻结对洞门间隙注浆体热导率的改变更为敏感。

3)通过提升洞门间隙注浆体的热导率,主隧道洞门采用管片材料对冻结时长的影响发生转变。具体表现如下: 在洞门间隙注浆体热导率为0.93 W/(m·K)(原工况热导率)时,主隧道部分采用钢管片工况所需冻结时间比全部采用钢筋混凝土管片工况更长(长3 d); 洞门间隙注浆体的热导率提升至1.8 W/(m·K)和3 W/(m·K)时,主隧道部分采用钢管片工况所需冻结时间更短(均短1 d)。

3.3 通道壁后是否注浆改良土体的对比

当通道壁后不进行土体的注浆改良时,冻结16 d后,①—⑧号监测点联络通道壁后0.5 m深处温度和0.5 m厚度范围内平均温度如图19所示,满足设计要求,冻结时间比进行注浆改良土体工况(即原工况,见2.3.1节)时仅缩短1 d。通道壁后是否注浆改良土体对冻结时间影响不大,但如果在冻结法施工前,对冻结区土体先进行水泥土改良,可有效减小冻结法施工引起的冻胀融沉[17],所以建议注浆处理。

图19 不进行注浆改良冻结16 d监测点温度数据

3.4 每环钢管片中设置不同冻结管环数的对比

当联络通道的每环钢管片中仅设置单环冻结管时,冻结18 d后,①—⑧号监测点联络通道壁后0.5 m深处温度和0.5 m厚度范围内平均温度如图20所示,满足设计要求,冻结时间比每环钢管片中设置双环冻结管工况(即原工况,见2.3.1节)时仅延长1 d。

图20 设置单环冻结管时监测点温度数据(18 d)

联络通道的每环钢管片中设置单环和双环冻结管时,冻结6 d后,钢管片温度分布云图如图21所示(此时冻结管温度刚好下降到-30 ℃)。由图可知: 由于钢的热导率较大且远大于土体热导率,联络通道的每环钢管片中无论预埋单环还是双环冻结管,与土体直接接触的钢管片外表面的大部分区域在较短时间内均能近似达到冻结管温度,即冻结壁均能迅速交圈。相比于冻结管直接埋置在土体中的常规冻结方法,本工程中每环钢管片中设置的冻结管环数对冻结时间的影响显著减小。

(a) 每环钢管片中设置双环冻结管

(b) 每环钢管片中设置单环冻结管

减少冻结管环数能降低管片设计施工的复杂程度,减少对钢管片开孔的削弱。但同时为保持盐水温度,保证冻结功率,对冻结管内盐水流速等提出更高的要求。

4 结论与讨论

1)洞口处顶底部需冻结土体比侧面更多,且主隧道钢管片造成顶底部冻结冷量的流失,因而该处冻结效果差于联络通道侧面。由于主隧道钢管片向主隧道底部比向顶部延伸的更长,因而联络通道底半环冻结效果略差于顶半环。

2)影响局部冻结时间的主要因素为主隧道管片材料和洞门间隙注浆体的热导率。通道壁后是否注浆改良土体对冻结时间影响不大,两者冻结完成时间仅相差1 d,考虑到冻结区土体进行注浆改良可以有效减小冻结法施工引起的冻胀融沉,所以建议注浆处理。在冻结管冷量输送效率较高的情况下,由于钢管片宽度较小且其热导率远大于土体,每环钢管片中设置单环冻结管的冻结完成时间比设置双环冻结管仅延长1 d。

3)主隧道部分采用钢管片工况下,钢管片起到通道壁后远近土体导热“桥梁”的作用。当洞门间隙注浆体的热导率较低(如0.93 W/(m·K))时,注浆体不能及时地向主隧道钢管片输送冷量,联络通道壁后近处土体中大量冻结冷量沿钢管片传递至远处土体,使通道壁后较近处土体温度较高,因而比主隧道全部采用钢筋混凝土管片工况冻结时间长。

4)随着洞门间隙中注浆体的热导率的增大,其向主隧道管片输送冷量的效率得到提升,主隧道附近土体的冻结效果得到改善,冻结时长有所缩短。间隙注浆体由0.93 W/(m·K)提升至1.8 W/(m·K)时,可以将主隧道部分采用钢管片工况冻结时间由17 d缩短至12 d,所需冻结时长相比主隧道全部采用钢筋混凝土管片的工况反而缩短1 d,即主隧道部分采用钢管片工况的冻结时间对洞门间隙注浆体热导率的改变更为敏感。建议在主隧道部分采用钢管片的工程中,向洞门间隙注浆体中添加铁屑等,使其热导率提升至1.8 W/(m·K)左右。

目前,本文仅提出通过添加铁屑可以提高洞门间隙注浆体的热导率,但尚未对注浆材料中铁屑与水泥砂浆的配比进行试验研究,后续将会继续进行这方面的研究。