基于DTS的地下连续墙接头处渗漏预测

2021-03-02魏兆雷贾立翔陈明银

岩土工程技术 2021年1期

孙超魏兆雷付乔贾立翔陈明银

(1.中铁四局集团有限公司，安徽合肥 230000；2.苏州南智传感科技有限公司，江苏苏州 215123)

0 引言

随着国内大中型城市地铁建设规模的日趋增大，地铁交叉换乘以及地下空间开发所需的深大基坑工程数量也日益增长，因此，地下连续墙作为围护结构被大量广泛应用。但由于混凝土浇筑不完整、接缝处理不当、清槽不干净、承压水水压及周围特殊地质条件等因素影响，地下连续墙渗漏问题时有发生。其中，地下连续墙接头处发生渗漏是渗漏事故的主要原因，若不及时加以处理或者处理不当，轻者造成基坑报废、围护结构倒塌，重者还会危及周边环境的安全，造成人民生命财产的损失。因此，实时高效地监测地下连续墙的浇筑完整性十分必要，对治理墙体渗漏、开展地下连续墙渗漏机理研究具有十分重要的意义[1--3]。

王绍彪等[4]应用高密度电法和自然电场法，在基坑围堰设置较高密度的测点对基坑围堰作覆盖式的渗漏监测，但其探测隐患纵向分辨率问题一直没有得到很好的解决[5]。张瑾等[6]应用电阻率法进行渗漏监测，推导了微测井电法探测范围理论公式，结合实际工程验证了该方法的可行性。孙聪等[7]总结了地球物理方法并将之应用到地下连续墙渗漏监测。李罡等利用地质雷达对地下连续墙接缝处渗漏水进行探测[8]，其探测结果受地下空间介质影响[9]，并且缺乏长期性；目前的地下连续墙接缝处渗漏水的监测手段需要长期性实时性的监测，在施工工艺上需要简单便携，方法上要求准确可靠，但上述提到的现有渗漏监测手段存在安装繁琐、易受电磁干扰、耐久性较差、存活率不高等缺陷，无法满足分布式、连续渗漏监测要求。近年来基于拉曼背向散射光时域反射(ROTDR)原理的分布式测温技术[10]，因具有分布式、长距离、耐腐蚀、抗干扰能力强等优点，而被逐步应用在大坝和地铁隧道等岩土工程的渗漏监测中[11--13]。但目前分布式光纤感测技术在地下连续墙的监测中主要集中在墙体变形方面，通过测量温度对地下连续墙进行渗漏监测的研究还较少，但基于ROTDR的分布式光纤测温系统(Distributed Temperature Sensing，DTS)可以通过测温来实现对地下连续墙接缝处渗漏的监测。

本文应用分布式光纤测温系统，选用铜网内加热感测光缆作为温度感测光缆，探索了不同加压、不同加压时长下不同含泥量混凝土的温升稳定情况，通过温升曲线中的异常点，分析墙体的完整性及发生墙体渗漏情况，提出了基于DTS技术的地下连续墙混凝土浇筑完整性检测方法及对地下连续墙接头处渗漏的预测方法[14]，并以中铁四局昆明地铁四号线的深基坑地下连续墙监测项目为例，验证了该方法预测地下连续墙渗漏的可行性和有效性。

1 监测原理

1.1 DTS测量原理

高速驱动电路驱动激光器发出一窄脉宽激光脉冲，激光脉冲经波分复用器后沿传感光纤向前传输，激光脉冲与光纤分子相互作用，产生多种微弱的背向散射，包括瑞利(Rayleigh)散射、布里渊(Brillouin)散射和拉曼(Raman)散射等，其中拉曼散射是由于光纤分子的热振动，产生温度不敏感的斯托克斯(Stokes)光和温度敏感的反斯托克斯(Anti-Stokes)光，两者的波长不一样，经波分复用器分离后由高灵敏的探测器所探测[15]，如图1所示。

图1 背向散射光强度与波长关系曲线

基于ROTDR的DTS同时具备两个功能：温度测量和空间定位。其中温度测量是利用光纤自发拉曼散射效应实现的，空间定位则是基于散射信号的回波时间(OTDR技术)。根据拉曼散射理论，在自发拉曼散射条件下，反斯托克斯和斯托克斯散射光的发光强度仅与温度有关，两者之比待测温度的函数R(T)为：

(1)

式中：Ias为反斯托克斯光强度；Is为斯托克斯光强度；λs为斯托克斯光波长；λas为反斯托克斯光波长；h为普朗克常数；c为真空中光的传播速度；Δγ为拉曼频移波数差；k为波尔兹曼常数；T为热力学温度。通过取对数并整理可得光纤沿线各点的温度表达式为：

(2)

不同位置的拉曼散射信号返回探测器的时间是不一样的，根据微弱信号探测器测得背向散射光的时间，即可定位光纤发生散射点位的距离L：

(3)

式中：c为光在真空中的传播速度；Δt为激光器发射脉冲至微弱信号探测器接收到背向散射信号的时间；n为光纤纤芯折射率。

结合式(2)和式(3)，即可准确、快速地获得整根感测光缆的温度分布信息。

1.2 渗漏预测原理

基于DTS的地下连续墙渗漏预测的主要思路为：以恒定功率对埋设于地下连续墙接头处温度感测光缆的铜网编织保护层加热，通过测得的光纤温度变化来反映地下连续墙的浇筑质量，进而预测地下连续墙发生渗漏的可能性。

测温光缆由内到外分别由光纤、铠管、铜网编织网、钢丝加强件、护套组成，如图2(a)所示。对测温光缆做如下假设：①光纤与墙身介质仅通过热传导方式进行热量传递，不考虑其他热传导方式影响；②考虑到轴向传热远远小于横向传热，可以忽略光纤轴向传热，认为热传导仅沿光纤径向进行，且光纤长度远大于温度受影响的墙体介质范围，将传热过程按光缆沿线的一维问题处理；③墙身介质导热系数是将墙体介质的固相和液相看作一个整体时所表征的等效导热系数，墙体介质导热系数不随温度变化；④加热时忽略光纤其他保护结构对热传导的影响，光缆包层、涂覆、护套、墙体介质间不产生接触热阻，将光缆当作具有集中热容的线热源。

根据光缆组成及导热过程假设，设计测温光缆与地下连续墙介质的传热模型，如图2(b)所示。r1为测温光缆铜网编织保护层的半径；T1为距光纤中心径向距离r1处桩身介质的温度；T为距光纤中心径向距离r处墙身介质的温度，图中的温度分布曲线表示导热过程中温度与光纤径向距离间的关系。

图2 光缆组成及传热模型图

光缆温升与加压时长存在如下关系[4]：

(4)

式中：θt1、θt2为不同时刻墙体内测温光缆某测点的温升值；P为加热功率；λ为墙身介质的导热系数。

由式(4)可见，恒定功率加热测温光缆，测温光缆的温升值与加热时间的对数呈线性关系，且与墙身介质的导热系数有关。

如图3所示，利用DTS可实现基坑工程中地下连续墙混凝土浇筑过程不同时段的实时温度监测，获取地下连续墙的混凝土水化热发展情况；对埋置于墙体内的铜网内加热温度感测光缆通电加压，获取不同位置处温度分布，可实时掌握各开挖深度下地连墙接头处渗漏情况，大大提高监测的效率，保障地铁施工、运营的安全。

图3 光纤监测系统光缆布设示意图

2 模型试验设计

2.1 DTS空间敏感性试验

为了确定DTS在墙体测试过程中所能识别的温度异常点的有效长度，设计了模型试验进行探究。选取70 m的铜网内加热温度感测光缆进行测试，具体布置如图4所示。将总长70 m的铜网内加热温度感测光缆盘绕于相距10 m的两个固定板间，一共八段，其中48 m、58 m、65 m的位置分别埋入长度为2 m、0.7 m、0.35 m的盛土容器中(见图5)。起始处光缆熔接跳线并连接DTS解调仪，尾端光缆进行盘绕固定，最后用电线将铜网测温光缆的首尾连接形成回路，并接通电源实现光缆的加热。

图4 试验布置图

图5 盛土容器示意图

试验时接通电源，调节变压器档位，并辅以万用表来保证工作电压值，控制铜网内加热温度感测光缆加压功率为4 W/m，对光缆加热10 min，同时利用DTS监测铜网内加热温度感测光缆全长的升温情况。

图6为加热过程中光缆升温的温度云图，可以看到光缆沿线48 m附近和58 m附近，即A(2 m盛土容器)、B(0.7 m盛土容器)两处的温升速率明显低于其他位置。图中明显看到A的温度异常现象最明显，温升速率最低；B出现微弱的异常温度；而C(0.35 m盛土容器)则观察不到温度异常现象。图7为加热过程中光缆位于空气、A段、B段的升温曲线。其中，随着加热时间变大，升温趋势先陡后缓，加热300 s后温升值趋于稳定，3条曲线保持较好的一致性，说明当介质区间大于0.7 m时，DTS能识别不同长度介质的升温差异。

图6 测温光缆温升图

图7 不同位置升温曲线图

图8为不同位置光缆温升与时间对数曲线及拟合直线。在温升曲线上升阶段，拟合直线与原曲线之间相关系数R2均在 0.94 以上，表明不同长度介质中光缆温升与加热时间对数之间存在良好的线性关系，符合式(4)的理论方程。说明当介质长度大于等于0.7 m时，DTS对不同长度介质的测试数值较为准确、可靠。

图8 不同位置光缆温升与时间对数曲线及拟合直线

2.2 DTS测温影响因素试验

为了探究不同介质、不同加压功率、不同加压时长对埋设于地下连续墙中测温光缆温升趋势的影响，设计了DTS测温影响因素试验。如图9所示，设计了3个模型墙，墙长240 cm，宽40 cm，高30 cm，其中，1#为纯高岭土填充墙体，2#为含泥量66.7%墙体，3#为C35混凝土浇筑的墙体。铜网内加热温度感测光缆的布设在模型箱中呈回字形布设，光缆水平间距15 cm，每次绕出箱体外2～3 m光缆用以区分模型箱内外光缆温度，光缆首尾段并联至调压器，形成闭合回路。

图9 混凝土测试装置图(单位：cm)

由于模型墙尺寸较小，混凝土散热过程较快，将墙体置于室内3天左右即可使墙体内部温度与室温一致。待装置处于恒温状态后开始试验，试验时采用不同加压功率(1 W/m、2 W/m、3 W/m、4 W/m)和不同加压时长(10 min、20 min、30 min、1 h)进行加压通电。

2.3 试验结果分析

图10为4 W/m加压时模型墙及空气中测温光缆的温升曲线图。对应于三个模型墙，曲线可分为①、②、③三个部分。①包含1#1、1#2、1#3埋入模型墙的光缆及裸露于空气中的光缆，埋入墙体位置为黑色矩形框区域，②、③同理。从图中发现埋入墙体的光缆温升值出现下凹趋势，这是由于DTS空间分辨率所致，即空气中的温升值将对墙体沿测线方向距空气1 m位置的测试温度产生影响，经DTS算法平均处理测定使得墙体沿测线方向距空气1 m处温度提高，并非真实温度值。

图10 光缆温升曲线

因此，取位于墙体中心点位置处光缆的温度代表该测段温度，得到加热时长为60 min时不同加压功率下不同介质成分中测温光缆的温升曲线，如图11所示。从图11(a)和(b)可知，当加压功率小于3 W/m时，无法达到加热光缆，使其稳定升温的目的。从图11(c)和(d)可知，当加压功率大于3 W/m时，随着加压时长的增加，光缆温升在0～15 min呈快速增大趋势，当加压时长超过30 min后则以缓慢增长的趋势达到稳定。对于不同介质，都有稳定温升值，从大到小依次为1#>2#>3#，其中位于混凝土3#和纯高岭土1#的温升稳定值差异较明显，差值达到3 ℃左右。

表1给出了不同含泥量模型墙体在不同加热时长和不同加热功率的稳定温升值。当加压时长相同时，4 W/m稳定温升值均大于3 W/m，且随着混凝土的含泥量增加，模型墙体的稳定温升值逐渐升高；随着加压时长增加，模型墙温升逐渐趋于稳定，当加压时长超过30 min时，温升已近乎稳定。

基于图11和表1分析，考虑到工程现场的工况复杂、用电安全、经济等因素，建议最优加压参数取加压功率3 W/m、加压时长30 min。

3 工程应用

3.1 工程概况

由中铁四局城轨分公司承建的昆明市轨道交通4号线土建4标工程位于联盟路与万宏路交叉口，如图12所示。其中，火车北站长345 m，基坑开挖深度约36～37 m，为地下四层16 m岛式站台车站，属中铁四局承建的首个四层车站。车站采用明挖法施工，围护结构形式为1500 mm厚地下连续墙+内支撑模式，支撑形式为钢筋混凝土支撑和钢管支撑，共8道。工程场地地形较为平坦，地貌类型单一，属于冲洪积平原；岩土种类较多，岩性多变，具软弱土分布，地基均匀性差，性质变化较大，属于建筑抗震不利地段。场地地下水较丰富，地下水位埋藏浅，分布有多个含水层，含水层厚度变化较大，地下水对车站基坑稳定性影响较大。综合确定场地复杂程度等级为一级(复杂场地)。

图12 车站深基坑现场照片

3.2 光缆布设

铜网内加热感测光缆沿地下连续墙接头处纵向呈U型布设，光缆布设至设计开挖基坑底部，深度约40 m。U型光缆底部套有长度约1 m的PVC软管，防止注浆过程损坏底部光缆，且在加压过程便于识别光缆位于基坑底部位置。将光缆头部引出部位，穿过内径50 mm、长1.5 m的PVC管，并固定于钢筋笼的接头处主筋上，待钢筋笼下放完毕后，用内径110 mm、长度2 mPVC管保护头部光缆，如图13所示。

图13 基底PVC软管保护及头部PVC管保护

3.3 渗漏结果分析

实际现场测试过程发现，大部分地下连续墙在通电加压测试过程温升达到稳定时呈平稳曲线，如图14(a)，整体温升较为同步，判断墙体振捣较为密实，未发生塌孔、断桩等现象。其中48 m波动处为基坑底部PVC软管保护位置。N-110墙体升温曲线存在几处波动，如图14(b)所示，其中49 m处为基坑底部PVC软管保护位置，72 m背土侧光缆沿线处温升值较大，判断该处夹泥量较大，预测该处可能发生渗漏。该处定位为地下连续墙背土侧地下8 m处，具体定位方法为：(1)热毛巾捂热光缆头部及尾部确认光缆有效长度；(2)根据有效长度截取有效数据；(3)根据通电加压数据确定温度异常点在有效长度中的位置。现场实地踏勘发现该处确实发生渗漏，验证了渗漏预测方法的可行性、有效性。