基于DTS的地下連續墻接頭處滲漏預測

孫 超 魏兆雷 付 喬 賈立翔 陳明銀

(1.中鐵四局集團有限公司，安徽合肥 230000；2.蘇州南智傳感科技有限公司，江蘇蘇州 215123)

0 引言

隨著國內大中型城市地鐵建設規模的日趨增大，地鐵交叉換乘以及地下空間開發所需的深大基坑工程數量也日益增長，因此，地下連續墻作為圍護結構被大量廣泛應用。但由于混凝土澆筑不完整、接縫處理不當、清槽不干凈、承壓水水壓及周圍特殊地質條件等因素影響，地下連續墻滲漏問題時有發生。其中，地下連續墻接頭處發生滲漏是滲漏事故的主要原因，若不及時加以處理或者處理不當，輕者造成基坑報廢、圍護結構倒塌，重者還會危及周邊環境的安全，造成人民生命財產的損失。因此，實時高效地監測地下連續墻的澆筑完整性十分必要，對治理墻體滲漏、開展地下連續墻滲漏機理研究具有十分重要的意義[1--3]。

王紹彪等[4]應用高密度電法和自然電場法，在基坑圍堰設置較高密度的測點對基坑圍堰作覆蓋式的滲漏監測，但其探測隱患縱向分辨率問題一直沒有得到很好的解決[5]。張 瑾等[6]應用電阻率法進行滲漏監測，推導了微測井電法探測范圍理論公式，結合實際工程驗證了該方法的可行性。孫 聰等[7]總結了地球物理方法并將之應用到地下連續墻滲漏監測。李 罡等利用地質雷達對地下連續墻接縫處滲漏水進行探測[8]，其探測結果受地下空間介質影響[9]，并且缺乏長期性；目前的地下連續墻接縫處滲漏水的監測手段需要長期性實時性的監測，在施工工藝上需要簡單便攜，方法上要求準確可靠，但上述提到的現有滲漏監測手段存在安裝繁瑣、易受電磁干擾、耐久性較差、存活率不高等缺陷，無法滿足分布式、連續滲漏監測要求。近年來基于拉曼背向散射光時域反射(ROTDR)原理的分布式測溫技術[10]，因具有分布式、長距離、耐腐蝕、抗干擾能力強等優點，而被逐步應用在大壩和地鐵隧道等巖土工程的滲漏監測中[11--13]。但目前分布式光纖感測技術在地下連續墻的監測中主要集中在墻體變形方面，通過測量溫度對地下連續墻進行滲漏監測的研究還較少，但基于ROTDR的分布式光纖測溫系統(Distributed Temperature Sensing，DTS)可以通過測溫來實現對地下連續墻接縫處滲漏的監測。

本文應用分布式光纖測溫系統，選用銅網內加熱感測光纜作為溫度感測光纜，探索了不同加壓、不同加壓時長下不同含泥量混凝土的溫升穩定情況，通過溫升曲線中的異常點，分析墻體的完整性及發生墻體滲漏情況，提出了基于DTS技術的地下連續墻混凝土澆筑完整性檢測方法及對地下連續墻接頭處滲漏的預測方法[14]，并以中鐵四局昆明地鐵四號線的深基坑地下連續墻監測項目為例，驗證了該方法預測地下連續墻滲漏的可行性和有效性。

1 監測原理

1.1 DTS測量原理

高速驅動電路驅動激光器發出一窄脈寬激光脈沖，激光脈沖經波分復用器后沿傳感光纖向前傳輸，激光脈沖與光纖分子相互作用，產生多種微弱的背向散射，包括瑞利(Rayleigh)散射、布里淵(Brillouin)散射和拉曼(Raman)散射等，其中拉曼散射是由于光纖分子的熱振動，產生溫度不敏感的斯托克斯(Stokes)光和溫度敏感的反斯托克斯(Anti-Stokes)光，兩者的波長不一樣，經波分復用器分離后由高靈敏的探測器所探測[15]，如圖1所示。

圖1 背向散射光強度與波長關系曲線

基于ROTDR的DTS同時具備兩個功能：溫度測量和空間定位。其中溫度測量是利用光纖自發拉曼散射效應實現的，空間定位則是基于散射信號的回波時間(OTDR技術)。根據拉曼散射理論，在自發拉曼散射條件下，反斯托克斯和斯托克斯散射光的發光強度僅與溫度有關，兩者之比待測溫度的函數R(T)為：

(1)

式中：Ias為反斯托克斯光強度；Is為斯托克斯光強度；λs為斯托克斯光波長；λas為反斯托克斯光波長；h為普朗克常數；c為真空中光的傳播速度；Δγ為拉曼頻移波數差；k為波爾茲曼常數；T為熱力學溫度。通過取對數并整理可得光纖沿線各點的溫度表達式為：

(2)

不同位置的拉曼散射信號返回探測器的時間是不一樣的，根據微弱信號探測器測得背向散射光的時間，即可定位光纖發生散射點位的距離L：

(3)

式中：c為光在真空中的傳播速度；Δt為激光器發射脈沖至微弱信號探測器接收到背向散射信號的時間；n為光纖纖芯折射率。

結合式(2)和式(3)，即可準確、快速地獲得整根感測光纜的溫度分布信息。

1.2 滲漏預測原理

基于DTS的地下連續墻滲漏預測的主要思路為：以恒定功率對埋設于地下連續墻接頭處溫度感測光纜的銅網編織保護層加熱，通過測得的光纖溫度變化來反映地下連續墻的澆筑質量，進而預測地下連續墻發生滲漏的可能性。

測溫光纜由內到外分別由光纖、鎧管、銅網編織網、鋼絲加強件、護套組成，如圖2(a)所示。對測溫光纜做如下假設：①光纖與墻身介質僅通過熱傳導方式進行熱量傳遞，不考慮其他熱傳導方式影響；②考慮到軸向傳熱遠遠小于橫向傳熱，可以忽略光纖軸向傳熱，認為熱傳導僅沿光纖徑向進行，且光纖長度遠大于溫度受影響的墻體介質范圍，將傳熱過程按光纜沿線的一維問題處理；③墻身介質導熱系數是將墻體介質的固相和液相看作一個整體時所表征的等效導熱系數，墻體介質導熱系數不隨溫度變化；④加熱時忽略光纖其他保護結構對熱傳導的影響，光纜包層、涂覆、護套、墻體介質間不產生接觸熱阻，將光纜當作具有集中熱容的線熱源。

根據光纜組成及導熱過程假設，設計測溫光纜與地下連續墻介質的傳熱模型，如圖2(b)所示。r1為測溫光纜銅網編織保護層的半徑；T1為距光纖中心徑向距離r1處樁身介質的溫度；T為距光纖中心徑向距離r處墻身介質的溫度，圖中的溫度分布曲線表示導熱過程中溫度與光纖徑向距離間的關系。

圖2 光纜組成及傳熱模型圖

光纜溫升與加壓時長存在如下關系[4]：

(4)

式中：θt1、θt2為不同時刻墻體內測溫光纜某測點的溫升值；P為加熱功率；λ為墻身介質的導熱系數。

由式(4)可見，恒定功率加熱測溫光纜，測溫光纜的溫升值與加熱時間的對數呈線性關系，且與墻身介質的導熱系數有關。

如圖3所示，利用DTS可實現基坑工程中地下連續墻混凝土澆筑過程不同時段的實時溫度監測，獲取地下連續墻的混凝土水化熱發展情況；對埋置于墻體內的銅網內加熱溫度感測光纜通電加壓，獲取不同位置處溫度分布，可實時掌握各開挖深度下地連墻接頭處滲漏情況，大大提高監測的效率，保障地鐵施工、運營的安全。

圖3 光纖監測系統光纜布設示意圖

2 模型試驗設計

2.1 DTS空間敏感性試驗

為了確定DTS在墻體測試過程中所能識別的溫度異常點的有效長度，設計了模型試驗進行探究。選取70 m的銅網內加熱溫度感測光纜進行測試，具體布置如圖4所示。將總長70 m的銅網內加熱溫度感測光纜盤繞于相距10 m的兩個固定板間，一共八段，其中48 m、58 m、65 m的位置分別埋入長度為2 m、0.7 m、0.35 m的盛土容器中(見圖5)。起始處光纜熔接跳線并連接DTS解調儀，尾端光纜進行盤繞固定，最后用電線將銅網測溫光纜的首尾連接形成回路，并接通電源實現光纜的加熱。

圖4 試驗布置圖

圖5 盛土容器示意圖

試驗時接通電源，調節變壓器檔位，并輔以萬用表來保證工作電壓值，控制銅網內加熱溫度感測光纜加壓功率為4 W/m，對光纜加熱10 min，同時利用DTS監測銅網內加熱溫度感測光纜全長的升溫情況。

圖6為加熱過程中光纜升溫的溫度云圖，可以看到光纜沿線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)兩處的溫升速率明顯低于其他位置。圖中明顯看到A的溫度異常現象最明顯，溫升速率最低；B出現微弱的異常溫度；而C(0.35 m盛土容器)則觀察不到溫度異常現象。圖7為加熱過程中光纜位于空氣、A段、B段的升溫曲線。其中，隨著加熱時間變大，升溫趨勢先陡后緩，加熱300 s后溫升值趨于穩定，3條曲線保持較好的一致性，說明當介質區間大于0.7 m時，DTS能識別不同長度介質的升溫差異。

圖6 測溫光纜溫升圖

圖7 不同位置升溫曲線圖

圖8為不同位置光纜溫升與時間對數曲線及擬合直線。在溫升曲線上升階段，擬合直線與原曲線之間相關系數R2均在 0.94 以上，表明不同長度介質中光纜溫升與加熱時間對數之間存在良好的線性關系，符合式(4)的理論方程。說明當介質長度大于等于0.7 m時，DTS對不同長度介質的測試數值較為準確、可靠。

圖8 不同位置光纜溫升與時間對數曲線及擬合直線

2.2 DTS測溫影響因素試驗

為了探究不同介質、不同加壓功率、不同加壓時長對埋設于地下連續墻中測溫光纜溫升趨勢的影響，設計了DTS測溫影響因素試驗。如圖9所示，設計了3個模型墻，墻長240 cm，寬40 cm，高30 cm，其中，1#為純高嶺土填充墻體，2#為含泥量66.7%墻體，3#為C35混凝土澆筑的墻體。銅網內加熱溫度感測光纜的布設在模型箱中呈回字形布設，光纜水平間距15 cm，每次繞出箱體外2～3 m光纜用以區分模型箱內外光纜溫度，光纜首尾段并聯至調壓器，形成閉合回路。

圖9 混凝土測試裝置圖(單位：cm)

由于模型墻尺寸較小，混凝土散熱過程較快，將墻體置于室內3天左右即可使墻體內部溫度與室溫一致。待裝置處于恒溫狀態后開始試驗，試驗時采用不同加壓功率(1 W/m、2 W/m、3 W/m、4 W/m)和不同加壓時長(10 min、20 min、30 min、1 h)進行加壓通電。

2.3 試驗結果分析

圖10為4 W/m加壓時模型墻及空氣中測溫光纜的溫升曲線圖。對應于三個模型墻，曲線可分為①、②、③三個部分。①包含1#1、1#2、1#3埋入模型墻的光纜及裸露于空氣中的光纜，埋入墻體位置為黑色矩形框區域，②、③同理。從圖中發現埋入墻體的光纜溫升值出現下凹趨勢，這是由于DTS空間分辨率所致，即空氣中的溫升值將對墻體沿測線方向距空氣1 m位置的測試溫度產生影響，經DTS算法平均處理測定使得墻體沿測線方向距空氣1 m處溫度提高，并非真實溫度值。

圖10 光纜溫升曲線

因此，取位于墻體中心點位置處光纜的溫度代表該測段溫度，得到加熱時長為60 min時不同加壓功率下不同介質成分中測溫光纜的溫升曲線，如圖11所示。從圖11(a)和(b)可知，當加壓功率小于3 W/m時，無法達到加熱光纜，使其穩定升溫的目的。從圖11(c)和(d)可知，當加壓功率大于3 W/m時，隨著加壓時長的增加，光纜溫升在0～15 min呈快速增大趨勢，當加壓時長超過30 min后則以緩慢增長的趨勢達到穩定。對于不同介質，都有穩定溫升值，從大到小依次為1#>2#>3#，其中位于混凝土3#和純高嶺土1#的溫升穩定值差異較明顯，差值達到3 ℃左右。

表1給出了不同含泥量模型墻體在不同加熱時長和不同加熱功率的穩定溫升值。當加壓時長相同時，4 W/m穩定溫升值均大于3 W/m，且隨著混凝土的含泥量增加，模型墻體的穩定溫升值逐漸升高；隨著加壓時長增加，模型墻溫升逐漸趨于穩定，當加壓時長超過30 min時，溫升已近乎穩定。

基于圖11和表1分析，考慮到工程現場的工況復雜、用電安全、經濟等因素，建議最優加壓參數取加壓功率3 W/m、加壓時長30 min。

3 工程應用

3.1 工程概況

由中鐵四局城軌分公司承建的昆明市軌道交通4號線土建4標工程位于聯盟路與萬宏路交叉口，如圖12所示。其中，火車北站長345 m，基坑開挖深度約36～37 m，為地下四層16 m島式站臺車站，屬中鐵四局承建的首個四層車站。車站采用明挖法施工，圍護結構形式為1500 mm厚地下連續墻+內支撐模式，支撐形式為鋼筋混凝土支撐和鋼管支撐，共8道。工程場地地形較為平坦，地貌類型單一，屬于沖洪積平原；巖土種類較多，巖性多變，具軟弱土分布，地基均勻性差，性質變化較大，屬于建筑抗震不利地段。場地地下水較豐富，地下水位埋藏淺，分布有多個含水層，含水層厚度變化較大，地下水對車站基坑穩定性影響較大。綜合確定場地復雜程度等級為一級(復雜場地)。

圖12 車站深基坑現場照片

3.2 光纜布設

銅網內加熱感測光纜沿地下連續墻接頭處縱向呈U型布設，光纜布設至設計開挖基坑底部，深度約40 m。U型光纜底部套有長度約1 m的PVC軟管，防止注漿過程損壞底部光纜，且在加壓過程便于識別光纜位于基坑底部位置。將光纜頭部引出部位，穿過內徑50 mm、長1.5 m的PVC管，并固定于鋼筋籠的接頭處主筋上，待鋼筋籠下放完畢后，用內徑110 mm、長度2 mPVC管保護頭部光纜，如圖13所示。

圖13 基底PVC軟管保護及頭部PVC管保護

3.3 滲漏結果分析

實際現場測試過程發現，大部分地下連續墻在通電加壓測試過程溫升達到穩定時呈平穩曲線，如圖14(a)，整體溫升較為同步，判斷墻體振搗較為密實，未發生塌孔、斷樁等現象。其中48 m波動處為基坑底部PVC軟管保護位置。N-110墻體升溫曲線存在幾處波動，如圖14(b)所示，其中49 m處為基坑底部PVC軟管保護位置，72 m背土側光纜沿線處溫升值較大，判斷該處夾泥量較大，預測該處可能發生滲漏。該處定位為地下連續墻背土側地下8 m處，具體定位方法為：(1)熱毛巾捂熱光纜頭部及尾部確認光纜有效長度；(2)根據有效長度截取有效數據；(3)根據通電加壓數據確定溫度異常點在有效長度中的位置。現場實地踏勘發現該處確實發生滲漏，驗證了滲漏預測方法的可行性、有效性。

圖14 地下連續墻接頭處光纜溫升曲線

4 結論

(1)基于DTS技術的銅網內加熱光纜能夠沿測線方向識別長度大于0.7 m導熱介質的溫升差異，光纜溫升值與時間對數呈良好的線性關系。

(2)當光纜的加壓功率小于3 W/m時，光纜溫升波動較大；當加壓功率大于3 W/m時，光纜升溫階段及穩定階段明顯。

(3)當光纜加壓功率恒定時，含泥量越大則溫升穩定值越大；當墻體的含泥量恒定，加壓功率越大則光纜溫升穩定值越大。

(4)為了滿足監測的準確性、降低用電危險、節約能源，結合室內試驗，通電加壓最優參數為加壓功率3 W/m、加壓時長30 min。

(5)基于DTS的內加熱光纜對檢測地下連續墻墻體完整性和監測墻體滲漏情況具有良好的可行性，該光纜也十分適用于現場墻體中，取得了良好的滲漏監測效果。