岛状多年冻土区高速铁路路基热状态及工程措施效果分析

刘晓贺，蔡德钩，闫宏业，张先军，王 斌，刘 浩

(1.中国铁道科学研究院 研究生部，北京 100081；2.中国铁道科学研究院集团有限公司 铁道建筑研究所，北京 100081；3.中国国家铁路集团有限公司 工程管理中心，北京 100844；4.黑龙江铁路发展集团有限公司，黑龙江 哈尔滨 150000)

冻土是一种温度低于0 ℃且含有冰的特殊土类,其性质与温度密切相关。根据冻土存在时间的长短,将冻土分为季节性冻土和多年冻土两类,冻结状态持续两年以上的称为多年冻土,我国多年冻土分布面积约占我国陆地面积的21.5%,主要分布在中低纬度的青藏高原,高纬度的东北大、小兴安岭等[1-3]。青藏高原以连续的多年冻土为主,东北大、小兴安岭地区主要以岛状多年冻土为主,且主要为高温多年冻土。在多年冻土区修建的基础设施因地基多年冻土地温升高,冻土上限下降而面临着严重的热融沉降病害。为此,早在青藏铁路建设时期,围绕“主动降温、冷却地基、保护冻土”的设计思想采取了以片石气冷、碎石护坡、普通热棒等主动降温措施为主的冻土路基工程成套技术。结合青藏高原交通工程的运营维护,众多学者对青藏铁路和青藏公路中主动降温措施进行了系统性分析,证明了主动冷却措施能够维持路基工程地基多年冻土的热稳定性[4-9]。2021年8月9日,政府间气候变化专门委员会(IPCC)第六次报告指出,未来20年(至2040年)全球升温预计将达到或超过1.5 ℃[10]。随着全球气温逐渐升高,多年冻土退化加剧。青藏高原多年冻土在过去数十年一直处于升温状态,活动层厚度逐渐加厚,青藏铁路路基下伏多年冻土上限出现下降,尤其是年平均地温高于-0.6 ℃的高温冻土下降显著[11],引起路基多年冻土融化下沉、路基开裂、不均匀沉降等病害,分析了多年冻土变化与工程服役的关系,指出青藏铁路冻土工程仅能适应气候变暖1 ℃的情况,对于未来气温升高1.5 ℃,需要提前谋划补强措施[12]。在气候加剧变化的背景下,处于高温不稳定尤其是高温极不稳定的岛状多年冻土,热状态变化明显,加之多年冻土下限较浅,冻土层厚度较小。其对工程稳定性的影响不容忽视。

片(碎)石路基主要是利用自然对流对多年冻土路基进行降温,即在寒季利用冷空气对流降温,在暖季对热空气进行阻隔[13-16]。普通热棒是利用大气温度与装置内工质温差驱动工质相变来吸取多年冻土热量[17-18],上述措施均是利用自然环境驱动降温,且只能在寒季发挥降温作用。对多年冻土保护效果较为有效的普通热棒目前在青藏高原及东北地区基础设施工程领域应用广泛,其工作原理主要是通过普通热棒体积内工质(一般为液氨)的相变来实现对多年冻土降温,在寒季外界气温低于多年冻土温度时,普通热棒蒸发段吸热,工质由液态转变为气态,冷凝段放热,工质由气态转变为液态,如此循环不断吸取多年冻土的热量,在暖季时普通热棒停止工作。朱龙[19]依托黑龙江樟岭—西林吉公路普通热棒路基试验段,分析了热棒路基温度场变化,总结了普通热棒在不同地区使用的效果差异。李君富等[20]以牙林线现场试验工点为依托,通过热棒路基地温监测数据分析了地基温度场的变化过程,得出了热棒的有效影响半径。文献[21-22]开展了青藏铁路普通热棒路基温度场的三维数值计算,分析了普通热棒不同工作年限、布置间距对多年冻土降温效果的影响。姜利等[23]研究了直插、斜插、L形布设普通热棒路基的温度场变化,对比分析了不同布置形式的降温效果。然而,在气候加剧变化的背景下,高温不稳定区特别是高温极不稳定区多年冻土铁路路基采取传统主动降温措施能否继续维持多年冻土的稳定性尚有待验证,亟需研发新型多年冻土保护技术,形成未来气候变化加剧背景下多年冻土工程技术储备。

综上所述,目前有关多年冻土区路基降温措施的研究主要集中在青藏公路和铁路,东北岛状多年冻土区的研究较少,且尚无针对岛状多年冻土区高速铁路的研究。在全球气候显著变暖、多年冻土退化加剧背景下,新建哈尔滨至伊春高速铁路,在高纬度、高温、极不稳定岛状多年冻土区的地温数据积累和控温路基结构方面的研究几乎空白[24]。为了揭示岛状多年冻土区高速铁路路基热状态,提出合理有效的制冷结构,本文结合新建哈尔滨至伊春高速铁路某车站试验段天然场地多年冻土实测地温数据,在该试验段设计了3种多年冻土冷却路基结构:两侧双排普通热棒路基、两侧双排+中心单排全季热棒路基和两侧单排+基底横向通铺全季热棒路基,分析3种制冷路基结构的地温及冻土上限变化,对比3种措施的调控效果,为后续试验段现场试验开展提供理论指导,同时为多年冻土区高速铁路路基建设和结构优化提供技术借鉴。

1 地温监测及制冷路基结构

1.1 试验场地环境

新建哈尔滨至伊春高速铁路(哈伊高铁)位于黑龙江省中部偏北,呈近南北走向,全长约300 km,其中铁力至伊春段沿线经过了46 km的岛状多年冻土区,试验段长约300 m,监测断面垂直线路纵向布设,近南北走向,不考虑阴阳坡效应对路基温度场影响。该场地地下水位较高,岛状多年冻土分布明显,通过分析铁力气象站的监测数据可知,该区域1960—2022年的气温和降水变化规律,见图1。由图1可知,近60年该区域气温逐渐升高,降水量逐渐增大,变化速率分别为0.034 ℃/年和0.67 mm/年。

图1 铁力1960—2022年气温和降水量变化

1.2 地温监测孔布设

为揭示试验段岛状多年冻土的赋存状态,工程建设初期,在天然地表选取多处钻探取样并安装温度传感器对岛状多年冻土地温进行监测。现场钻探结果表明,试验段内不同土质层位相差较小,其中较为典型的DK39+680路基断面天然场地地表以下土质主要为草炭土层(0～-0.7 m)、粉质黏土层(-0.7～-4.6 m)、细圆砾土层(-4.6～-5.9 m)、全风化花岗岩层(-5.9～-9.3 m)、强风化花岗岩层(-9.3～-12.0 m)。花岗岩层以上多年冻土含冰量较大,冻土地温较低,花岗岩层以下多年冻土含冰量较小,冻土地温较高。利用地质钻探孔安装高精度温度传感器,传感器精度为0.05 ℃,地温传感器布设间距为0.5 m,温度串长12 m,土层信息及温度传感器布设见图2。图2中,地温监测周期为2022年1月—2023年6月。

图2 土层信息及温度传感器布设示意(单位:m)

1.3 冻土热状态分析

试验段路基DK39+680断面天然场地地温变化见图3。

图3 试验段路基DK39+680断面天然场地地温变化

由图3可知,地表温度随气温变化显著,目前监测到的最高、最低地表温度分别为27.3、-17.7 ℃,随着土层深度增加温度波动幅度逐渐降低,1.5 m深度处温度在10月、次年2月前后有小幅波动,其余时段温度较为稳定,冻土上限主要在地表下1.5～2.0 m。地表下2～8 m,多年冻土地温基本稳定在-0.5～-0.2 ℃,地表下8～12 m,多年冻土地温基本稳定在-0.2～0 ℃,属于高温极不稳定多年冻土,受气温升高及施工扰动影响显著,易发生退化,尤其是花岗岩层以上多年冻土热状态变化将对路基工程稳定性产生显著影响。此外,浅层土体由地表向下传递热量具有一定的滞后性。

1.4 制冷路基结构

全季热棒是新研发的多年冻土制冷装置,主要包括光伏储电系统、远程监控系统、制冷机组、制冷段等。白天光伏储电系统通过太阳能发电提供给制冷机组和电池组,夜间或阴雨天通过电池组给制冷机组供电,光伏储电系统可根据当地日照条件及制冷需求进行匹配,进而实现对多年冻土进行全季节全时段制冷,相比普通热棒,全季热棒制冷段可结合工程实际情况进行灵活布置,能在路基中以水平、竖直以及各种倾斜角度布设,且匹配的低温制冷机组可根据地温状态进行工作时长的调整。试验段天然场地单孔全季热棒现场试验表明,制冷段平均制冷温度可达-10～-15 ℃,相比太阳能吸附式间歇制冷装置[25],制冷效率高,制冷段结构可灵活调整更换。

为研究应对未来更高升温条件下的多年冻土有效保护措施,在试验段设计了普通热棒与全季热棒对比的3种制冷路基结构,其结构示意见图4。其中路基两侧双排普通热棒的布设方式是在路基两侧坡脚处各竖直设置一根,在两侧坡脚向上3 m处以45°斜向插入一根,普通热棒总长11 m,土体内部长度9 m。路基两侧双排全季热棒在坡脚的布置方式与普通热棒相同,并在地基挖除换填完成后在原地表中部竖向布置一根全季热棒。路基两侧单排+基底横向通铺全季热棒的布设方式为路基两侧坡脚各竖向布置一根长度9 m的全季热棒,并在地基挖除换填区域顶面横向通铺全季热棒。

图4 不同制冷路基结构示意

2 冻土水热耦合模型建立及验证

2.1 水热耦合理论

多年冻土的水分迁移分布与其中热流及温度变化密切相关。冻土中各点含水率的变化将改变冻土的热物理特性,而温度的变化能够改变冻土中水的物理与化学性质,导致冻土中水的基本参数发生改变。冻土在水冻结过程中,孔隙冰的出现与相变潜热释放的瞬间,水的基本物理参数将发生剧变。假定在某一瞬时时刻,各向的导热系数、扩散率及导水率为一定值,其值是关于未冻水含量与体积含冰量的函数,与空间位置无关,且考虑土体的各向同性,可得到冻土路基温度场和水分场的控制方程。

1)温度场方程

在冻土传热过程中,将相变潜热作为热源的热传导方程[26],其表达式为

( 1 )

2)水分场方程

非饱和土中水的运移关系使用Richards方程[27],即

( 2 )

( 3 )

I=10-10θI

( 4 )

θu=(θs-θr)S+θr

( 5 )

式中:θu为未冻水体积含量;ρw为水密度;kg为重力方向上的导水率,m/s;D(θu)为未冻水的扩散率;k(θu)为未饱和土的渗透率,m/s;c(θu)为比水容量,1/m;I为阻抗因子;S为土体饱和度。

3)联系方程

水热耦合方程中含有土体温度T、空隙冰含量θI、未冻水体积含量θu等未知量,因此还要引入一个联系方程进行求解,建立上述3个未知量的联系,本文采用文献[26-27]基于试验和理论分析提出的冻土中未冻水含量经验关系表达式,即

( 6 )

式中:固液比BI为温度的单值函数;Tf为土体冻结温度;B为与土类和含盐量有关的常数。

综上所述,联立式( 1 )、式( 2 )和式( 6 )即可求解冻土水热耦合方程。

2.2 数值模型建立

根据试验段现场实际情况,采用有限元软件进行二次开发并建立路基模型,地基宽70 m,深20 m,地基土层从上到下依次为草炭土、粉质黏土、细圆砾土、花岗岩。路基高9 m,顶面宽14.4 m,底面宽40 m,基床表层厚0.7 m,基床底层厚2.3 m,基床底层以下土体厚度约6 m,路基边坡斜率1∶1.5,基底挖除换填厚度3 m。模型网格采用三角形单元,3种制冷路基按照1.4节布设,热棒边界周围土体网格适当加密,路基模型主要计算参数见表1。

表1 路基模型主要参数

因试验段线路近南北走向,所以模型温度场的温度边界条件均采用2022—2023年现场实测的地表温度(如图3所示),地温边界拟合公式为

( 7 )

模型地基左、右边界采用绝热边界,底部采用狄利克雷边界,恒定温度为-0.3 ℃,挖除换填及路基填土初始温度为5 ℃,地基温度根据现场实测地温进行赋值。模型水分场顶部、底部,左、右边界为零通量边界,其余土层根据现场钻孔实测含水率进行赋值。普通热棒作用边界公式[18]及工作期间产生的冷量Q分别为

( 8 )

Q=q×t

( 9 )

式中:Ts为热棒蒸发段土体工作期的平均温度;Ta为热棒冷凝段表面工作期的平均温度;Rf为热棒冷凝器表面的放热热阻;Rcw为热棒内部热阻;Rs为热棒蒸发段土体的热阻。普通热棒与全季热棒地表2 m以下部分以热通量的形式作为边界条件,普通热棒仅在寒季气温低于土体温度时启动工作。

2.3 模型计算及验证

2.3.1 天然场地温度场验证

为验证模型的准确性及可行性,选取试验段路基DK39+680断面天然地基进行50年的温度场仿真计算,提取第50年1月、10月的天然地基温度场与现场实测地温数据进行对比,结果见图5。由图5可知,模型计算的天然地基温度与实测地温基本吻合,且随着深度变化趋势一致,地表以下2 m范围内地温计算与实测值相差较大,主要原因是实测温度受当时采集时天气及现场环境条件影响。因此,建立的仿真模型是合理可行的。

图5 第50年1月、10月天然地基地温计算值与实测值对比

2.3.2 全季热棒制冷效果验证

在试验段路基填筑过程中,天然场地先行开展了单孔全季热棒现场试验,同时在全季热棒周围布设了地温监测孔,监测全季热棒制冷影响范围。为进一步验证全季热棒计算模型的准确性,在天然地基模型基础上增加了单根全季热棒,计算模型见图6(a)。全季热棒制冷段长度7.5 m,制冷边界根据实测数据进行赋值,其他边界条件与天然地基模型保持一致,试验场地多年冻土初始地温约为-0.1 ℃,属于高温极不稳定型。2023年5月30日至2023年10月30日全季热棒外0.4 m处地温孔在距离地表8.5 m深度处的计算与实测地温值随时间变化曲线见图6(b)。由图6(b)可知,从5月30日,单孔全季热棒开始启动运行的一个半月内,实测冻土地温迅速下降,比计算温度低,主要原因在于冻土初始地温较高,制冷段低温快速在附近冻土区域传递,冻土温度下降较快。从7月15日至10月30日期间,实测地温呈平稳波动下降趋势,实测地温波动主要受全季热棒启停比影响,但该时间段实测地温与计算温度相差较小,且总体温度变化趋势较为一致,对比结果可以证明全季热棒计算模型的合理性,可在此基础上进行热棒路基工况计算。

3 路基填筑对多年冻土的影响分析

挖除换填路基中心不同深度处地温曲线见图7。由图7可知,路基底层中部温度最高,由于10月中旬当地气温已经处于降温过程,路基表面温度略低。随着时间的增加,路基基床浅层范围内土体温度变化较小,原地表以下6 m范围内土体温度呈先降低后升高趋势,至第30年时仍为正温,原地表以下深度大于6 m范围土体温度呈持续升高趋势,从第20年开始地温升高速率缓慢,第30年时深层地基多年冻土已基本全部融化。挖除换填及路基填筑对地基下伏高温多年冻土热扰动较大。

图7 挖除换填路基中心不同深度处地温曲线

挖除换填及路基填筑下的多年冻土上限变化见图8。由图8可知,地基挖除及路基填筑完成后,至第2年10月,原处于冻结状态的圆砾土层已全部融化,随着时间的增加,路基填筑土体作为热源不断对下伏多年冻土输入热量,且路基宽度较大,冻土初始温度较高,路基填筑施工带入的热量远大于地基冻土赋存冷量,导致冻土融化较快,形成的宽幅下凹融化盘不断向地基下方和两侧扩大,多年冻土上限呈持续下降趋势,至第30年时路基本体下地基多年冻土基本全部融化,挖除换填及路基填筑施工对高温岛状多年冻土的热扰动显著且不可逆,需要考虑冻土融化对路基工程长期稳定性影响。

图8 挖除换填及路基填筑下的多年冻土上限变化

4 不同制冷路基结构效果分析

4.1 地温对比分析

4.1.1 路基中心地温演化规律分析

3种制冷路基结构路基中心不同深度处第2、5、10、20、30年10月中旬地温曲线见图9。

图9 路基中心不同深度处地温曲线

由图9(a)可知,路基底层中部温度最高,约7.4 ℃,由于10月中旬当地气温已经处于降温过程,路基表面温度略低。随着时间的增加,路基基床浅层范围内土体温度变化较小,原地表以下4 m范围内土体温度呈逐渐下降趋势,至第30年时仍为正温,地表以下4～20 m范围内土体温度呈先升高后降低趋势,从第10年开始地温逐渐降低,第30年时深层地基土体温度基本恢复到初始值。普通热棒的工作原理使其仅能在寒季对周围土体进行制冷,暖季不能制冷,浅层土体并不能抵制暖季的热量侵蚀,所以对路基及地基土体制冷效果并不明显。

由图9(b)可知,路基基床底层中部温度最高,约6.5 ℃。原地表以下2 m处温度最低,且随着时间的增加,地温逐渐降低,第30年10月时,该处地温约为-4.6 ℃,该处地温降低明显主要因为中心竖向全季热棒的制冷作用,受相对较高的土体温度影响,考虑土体冷量堆积,其竖向制冷热棒中心处对土体降温效果最明显。全季热棒制冷量在路基及地基土体中积累及扩散,除路基浅层土体外,地温逐渐降低,原地表下2 m处第20年地温高于第10年地温主要原因在于该处上下一定范围内冷量扩散明显,土体温度降低幅度较大,导致该处降温不明显。

由图9(c)可知,路基基床底层中部温度最高,约6.1 ℃。原地表处温度最低,且随着时间增加,地温逐渐降低,第30年10月时,该处地温约为-4.4 ℃,该处地温降低明显主要因为基底横向通铺全季热棒制冷作用,全季热棒的全时段全季节持续向路基及地基中相对较高的土体传输冷量,考虑土体冷量堆积,原地表处土体降温效果最明显。路基基床底层以下路基及地基土体地温逐渐降低,相比上述两种工况,该工况降温幅度最明显,主要原因在于两侧竖向制冷段与横向通铺制冷段形成“门”形封闭制冷区域,不断向“门”内输入冷量,使地基及路基内土体温度降低显著。

4.1.2 左路肩地温演化规律分析

3种制冷路基结构路基左路肩不同深度处第2、5、10、20、30年10月中旬地温曲线见图10。

由图10(a)可知,路基基床底层中部温度最高,约7.6 ℃,原地表以下7 m处温度最低,在第30年时,该处地温约为-1.1 ℃。相比路基中心处,左路肩下地温基本随着时间增加呈降低趋势,主要原因在于其靠近左侧双排普通热棒较近,所以基床表层以下地温整体呈缓慢降低趋势。

由图10(b)可知,基基床底层中部温度最高,约7 ℃,随着时间的增加,路基基床底层以下土体地温呈逐渐降低趋势,第30年10月时,原地表以下约5 m处地温最低,约-2.2 ℃,由于左路肩处竖向地温处于左侧斜插全季热棒与中心竖向全季热棒中部,降温幅度相对路基中心处低。

由图10(c)可知,左路肩下不同深度处地温演化过程与该工况路基中心处趋势一致,基床底层中部温度最高,约6.6 ℃,原地表处温度最低,第30年时,该处地温约为-4 ℃。最高温与最低温相比路基中心处较高的主要原因在于路肩位于路基边侧,更易受外界大气环境影响。

4.2 冻土上限对比分析

3种制冷路基结构的第2、5、10、30年10月多年冻土上限变化曲线见图11。

由图11(a)可知,普通热棒经过一个寒季工作后,至第2年10月,两侧斜插普通热棒底部附近多年冻土上限有一定提升,随着时间的增加,该处附近多年冻土上限缓慢抬升,中心部位多年冻土上限呈先下降后上升趋势,两侧坡脚处多年冻土上限相对稳定,主要原因在于普通热棒蒸发段仅能在寒季向土体中输入冷量,且路基宽度较大,初期路基填筑施工带入的热量远大于热棒输入的冷量,且冷量在土体中传输是一个缓慢的过程,故前期路基中部多年冻土呈逐渐下降趋势,第10年后开始呈抬升趋势,至第30年时路基中部多年冻土上限仍呈“下凹”状,两侧路肩下多年冻土上限最高,约高出原地表0.8 m,相较挖除换填底面,多年冻土上限最大抬升4.3 m。两侧竖向普通热棒基本能抵抗外界及填土带来的热量侵蚀。

由图11(b)可知,运行前5年多年冻土上限仅在全季热棒周围有一定抬升,由于全季热棒的全时段不断向地基输入冷量,热棒之间区域多年冻土上限抬升较快,第10年时,多年冻土上限已进入路基本体内,且接近平滑缓斜的“上凸”状,第30年时,多年冻土上限已成平滑缓斜的“上凸”状,此时多年冻土上限高于原地表3.9 m,相较挖除换填底面,多年冻土上限最大抬升7.4 m。多年冻土上限抬升明显,制冷效果明显由于普通热棒。

由图11(c)可知,该工况第5年时多年冻土上限已大部分抬升进入路基本体,前5年多年冻土上限抬升较快,第5～30年时多年冻土上限抬升幅度远小于前5年的幅度,第30年时多年冻土上限高于原地表5.1 m,相较挖除换填底面,多年冻土上限最大抬升8.1 m。主要原因在于封闭“门”形制冷段持续向地基及多年冻土路基输入冷量,该工况对于多年冻土的恢复及上限的抬升最优。

第30年不同制冷路基结构人为上限埋深见图12。

图12 第30年不同热棒工况人为上限埋深

由图12可知,3种路基结构中路基中心、左路肩处多年冻土上限埋深相差较大,左坡脚处埋深相差较小。其中双排普通热棒各处埋深最大,两侧单排+基底横向通铺全季热棒各处埋深最低,路基中心、左路肩、左坡脚处埋深分别为3.4、4.4、1.9 m,相较挖除换填底面,多年冻土上限最大抬升分别为8.1、7.1、1.1 m,路基中心下多年冻土上限抬升值最大,主要原因在于3种路基结构中坡脚处都设置有竖向制冷段,所以路基人为上限埋深相差较小,而路基中心及路肩处的路基人为上限因路基填高较大,且距离全季热棒制冷段距离不同,所以埋深相差较大。路基多年冻土上限埋深越小,路基稳定性越好。

5 结论

在新建哈尔滨至伊春高速铁路某车站开展了现场钻探及地温监测,获得岛状多年冻土实测温度场及地质信息,依托试验段设计了3种制冷结构路基,通过冻土水热耦合模型,对比分析了不同制冷路基结构的制冷效果,主要结论如下:

1)近60年来,铁力地区年平均气温、降水量呈增大趋势,增加速率分别为0.034 ℃/年、0.67 mm/年,威胁着高铁路基下伏多年冻土的热稳定性。

2)试验段岛状多年冻土地温约为-0.3 ℃,属于高温极不稳定多年冻土,极易受环境及工程影响而发生退化,浅层粉质黏土多为高含冰量冻土,深层圆砾土及花岗岩多为低含冰量冻土。

3)3种制冷路基结构中,两侧单排+基底横向通铺全季热棒的制冷效果最优,对多年冻土上限提升效果最显著。第30年时,地表以下10 m范围内土体温度小于-2 ℃,路基中心、左路肩、左坡脚处多年冻土上限埋深分别为3.4、4.4、1.9 m,相较地基挖除换填区域底面,多年冻土上限最大抬升值分别为8.1、7.1、1.1 m,多年冻土的热稳定性大幅提高。