基于光頻域反射技術的破碎帶盾構隧道管片監(jiān)測研究

洪成雨，周子平，陳偉斌，*，付艷斌，沈 翔

(1.深圳大學土木與交通工程學院，廣東 深圳 518060；2.深圳市地鐵地下車站綠色高效智能建造重點實驗室，廣東 深圳 518060；3.濱海城市韌性基礎設施教育部重點實驗室，廣東 深圳 518060)

0 引言

近年來，盾構法在城市地鐵隧道建設中的應用較廣泛。盾構掘進過程中會造成土體擾動，由于周圍地質條件不同，管片分布在不同地質中，管片注漿效果及漿液注入時期的不同都可能引起管片變形，甚至導致管片的錯臺、上浮及開裂，影響城市地鐵隧道結構的安全[1-2]。因此，準確監(jiān)測隧道盾構施工過程中的管片變形，是保證盾構施工安全的重要條件[3-4]。

傳統(tǒng)隧道的變形監(jiān)測一般采用全站儀、水準儀、應力計及振弦式傳感器等方法，周期性采集布設點的數(shù)據(jù)，對隧道管片變形進行分析[5-6]。由于傳統(tǒng)的監(jiān)測手段易受周圍環(huán)境影響，布設點數(shù)有限，故只適用于特殊監(jiān)測點的測量，不能全面反映隧道管片的變形效果，且監(jiān)測數(shù)據(jù)容易失真[7]。光纖傳感技術是近些年發(fā)展的監(jiān)測技術，由于光纖的體積較小、抗干擾能力強、測量結果較為準確，并且可以實現(xiàn)分布式及長期實時的自動化監(jiān)測等優(yōu)點，從而已成為隧道管片變形監(jiān)測的研究熱點[8-11]。何濤等[12]利用光纖布拉格光柵(fiber bragg grating, FBG)傳感技術，對施工中的地鐵隧道管片鋼筋應力和表面應變進行測量，驗證了FBG技術在盾構隧道管片變形監(jiān)測上的有效性，其精度可以達到±1 με；但是FBG屬于準分布式光纖傳感技術，適合在關鍵點布設，不能滿足隧道管片整體監(jiān)測要求。Cheung等[13]將布里淵光時域反射(Brillouin optical time domain reflectometry, BOTDR)技術應用于倫敦地鐵隧道襯砌監(jiān)測中，驗證了BOTDR技術在隧道管片監(jiān)測上的應用。梁斯銘等[14]從分布式定點光纜和Z字形布線2個方面闡述了布里淵光頻域分析(Brillouin optical frequency domain analysis，BOFDA)技術在盾構隧道結構變形監(jiān)測中的應用，驗證了BOFDA技術能夠準確監(jiān)測隧道變形位置及相對變形量。BOTDR和BOFDA光纖傳感技術都屬于全分布式監(jiān)測，其中，BOFDA技術應變測量精度為±2 με，空間分辨率可達20 cm[15]；BOTDR技術應變測量精度為±30 με，空間分辨率可達50 cm[16]。Christoph等[17]采用光頻域反射技術(optical frequency domain reflectometry, OFDR)對隧道襯砌進行分布式監(jiān)測，并與振弦式傳感器測得的數(shù)據(jù)進行對比，驗證了OFDR技術監(jiān)測盾構襯砌的適用性。

綜上，光纖傳感技術已廣泛應用于隧道管片監(jiān)測領域，但目前采用OFDR技術對不同地質條件下盾構隧道管片注漿前后進行整體式監(jiān)測的研究十分有限，且破碎帶內外注漿時期的不同對管片變形的影響尚不清晰。本研究依托珠三角某工程，采用OFDR技術對位于破碎帶內外的隧道管片應變進行高精度、連續(xù)和分布式監(jiān)測，其應變測量精度可以達到±1 με，空間分辨率能達到1 mm；另外，將注漿后到穩(wěn)定階段的管片應變實際數(shù)據(jù)與擬合值進行對比，對注漿后及破碎帶分布對管片變形的影響進行分析，以期為施工期間盾構隧道穿越斷層破碎帶的監(jiān)測技術提供借鑒。

1 OFDR技術與傳感器結構

1.1 光纖傳感技術原理

光纖中的散射主要有3種，包括瑞利散射、布里淵散射和拉曼散射。其中，瑞利散射因其入射光和散射光的頻率和波長一致又被稱為彈性散射。OFDR是基于背向瑞利散射的一種探測技術[18-19]，其工作原理如圖1所示。激光器發(fā)出的線性掃頻光被耦合器分為2束光：一束作為參考光到達反射鏡后原路返回到耦合器中；另一束作為待測光進入待測光纖向前傳播的過程中，會連續(xù)產(chǎn)生背向的瑞利散射信號。該信號光與參考光在耦合器中互相干涉，二者干涉產(chǎn)生的拍頻與待測光纖位置成正比，拍頻信號再由光電探測器進行光電轉換，通過頻譜分析儀進行傅里葉轉換(fast fourier transform,FFT)，可以獲取距離域上光纖背向瑞利散射信號信息[19]。

圖1 OFDR技術原理圖

當待測光纖受到溫度或應變的影響，光纖內部的折射率分布會發(fā)生變化，待測光纖會產(chǎn)生瑞利散射頻移。OFDR測量原理如圖2所示。通過對待測信號(存在擾動)與參考信號(沒有擾動)進行相關運算，可以得到瑞利散射頻移量，實現(xiàn)對光纖某一位置應變與溫度的測量及整根光纖的分布式測量[20-22]。瑞利散射光頻移與應變和溫度的關系計算式如下[17]：

(a)未發(fā)生漂移

(1)

式中：λ為平均光波長；Δλ為光的波長偏移量；v為平均光頻率；Δv為光的頻率偏移量；Kε為應變靈敏系數(shù)；ε為光纖應變；KT為溫度靈敏系數(shù)；ΔT為溫度變化量。

1.2 傳感光纖的結構

本次測量采用光纖傳感器，傳感光纖結構如圖3所示。其包括：1)125 μm直徑的內部裸光纖，主要用于監(jiān)測結構的應變信息和傳輸數(shù)據(jù)；2)聚氯乙烯(polyvinyl chloride，PVC)光纖芯線的涂覆層，用于固定和保護內部的裸光纖；3)金屬加強件，主要用于增加光纖的韌性，可以承受一定程度的彎折；4)聚乙烯(polyethylene，PE)材料的外包層，主要保護內部傳感光纖免受外界環(huán)境的影響，保證光纖監(jiān)測的安全。

圖3 光纖結構示意圖

2 工程應用

2.1 工程概況與監(jiān)測點位

本研究以珠三角某工程項目為研究背景，輸水隧洞自西向東穿越珠三角經(jīng)濟發(fā)達地區(qū)，包括5個圓形工作豎井、4個盾構區(qū)間。其中，GS04—GS05段及GS07—GS08段為土壓盾構區(qū)間，GS05—GS06段及GS06—GS07段為泥水盾構區(qū)間。盾構隧道穿越獅子洋段(GS06—GS07段)存在較多斷層破碎帶，選取此段進行監(jiān)測研究可以較為明顯地區(qū)分破碎帶內外管片的變形情況。獅子洋區(qū)間隧道的地質剖面見圖4。獅子洋水域寬2 400 m，最大水深27 m，該海底隧洞長2 252 m，隧洞最大埋深接近60 m，輸水隧洞下穿獅子洋承受水土壓力最大達到0.55 MPa。工程地區(qū)主要地層有泥質粉砂巖、石英質砂巖及含礫砂巖，部分巖層抗壓強度達到97.2 MPa，且?guī)r層石英質量分數(shù)達到50%～70%。下穿獅子洋段隧洞的北西向有斷層F113破碎帶發(fā)育，破碎帶為斷層泥充填，膠結差，上、下盤巖體破碎，斷層與設計線路交角為47°；受破碎帶影響，隧道穿越巖體為不均質、上軟下硬巖土體，對盾構掘進進度造成一定影響。因此，盾構隧道管片選取位于破碎帶內的1 551環(huán)及位于破碎帶外的1 529環(huán)、1 538環(huán)進行監(jiān)測研究。

圖4 獅子洋區(qū)間隧道的地質剖面

2.2 傳感器的布設方案

由于現(xiàn)場條件有限，傳感光纖未布設所有管片，只選取部分典型環(huán)塊進行監(jiān)測。

2.2.1 傳感光纖布設

1 551環(huán)管片傳感光纖布設的是標準塊B1和B2；1 529環(huán)管片布設的是標準塊B1和連接塊L1；1 538環(huán)管片布設的是標準塊B4和連接塊L2。其中，標準塊弧長為3.8 m，連接塊弧長為3.5 m。傳感光纖布設如圖5所示，將光纖綁扎于鋼筋籠內外側主筋上，并沿多個縱筋呈網(wǎng)狀布設，該布置方式的合理性已被驗證[23-24]。由于受到現(xiàn)場環(huán)境條件限制，每環(huán)管片塊光纖布設的長度差異控制在5%內。起始端從鋼筋籠a處依次開始布設(圖5中鋼筋籠上的字母代表傳感光纖的布設順序)。其中，1 529環(huán)標準塊B1的布設長度為21 m，連接塊L1的布設長度為20 m；1 538環(huán)標準塊B4和連接塊L2的布設長度相同，均為20 m；1 551環(huán)標準塊B1及標準塊B2的布設長度為20 m。

(a)1 529環(huán)

2.2.2 監(jiān)測系統(tǒng)的構成

隧道每環(huán)管片的寬度為1.5 m，外徑為7.4 m，內徑為6.6 m，厚度為0.3 m。傳感器整體布設位置如圖6所示。其監(jiān)測系統(tǒng)構成主要包含待測管片塊、傳感光纖及OFDR解調儀。

圖6 隧道管片傳感器位置

2.2.3 系統(tǒng)測試精度

傳感光纖采集儀采用OSI-S高精度分布式光纖傳感系統(tǒng)進行數(shù)據(jù)采集，OFDR解調儀的靜態(tài)數(shù)據(jù)采集空間分辨率指標可以達到1 mm，應變測量精度達到±1 με，溫度測量精度達到±0.1 ℃。

2.2.4 監(jiān)測系統(tǒng)現(xiàn)場施工與監(jiān)測

現(xiàn)場傳感光纖的數(shù)據(jù)采集如圖7所示。采集周期為每1～7 d采集1次數(shù)據(jù)。2021年8月28日1 529環(huán)管片完成拼裝，當盾構掘進到1 532環(huán)管片位置(距離1 529環(huán)4.5 m)，開始采集1 529環(huán)管片的應變數(shù)據(jù)，初期每1 d讀取1次數(shù)據(jù)；當盾構掘進到1 595環(huán)管片位置時，每3 d采集1次數(shù)據(jù)；后期盾構掘進到1 624環(huán)管片位置時，每7 d采集1次數(shù)據(jù)；當盾構掘進到1 835環(huán)時，停止數(shù)據(jù)采集。

(a)自動化數(shù)據(jù)采集儀 (b)實時數(shù)據(jù)采集

3 監(jiān)測結果及數(shù)據(jù)分析

3.1 監(jiān)測結果

本研究的管片監(jiān)測周期是從2021年8月28日至11月13日，選取其中較為典型的監(jiān)測時段，破碎帶內外3環(huán)管片應變隨傳感光纖距離的變化曲線如圖8所示，且管片應變曲線中不同矩形區(qū)域對應圖5中不同管片標準塊和連接塊鋼筋籠上傳感光纖布設的位置，圖8(a)、(b)為1 529環(huán)B1標準塊和L2連接塊應變隨傳感光纖長度的變化曲線，監(jiān)測的時間周期為盾構從1 532環(huán)到1 835環(huán)掘進期間的數(shù)據(jù)。在長20 m的光纖監(jiān)測區(qū)間內，第1次采集的數(shù)據(jù)初始應變接近于0 με，管片未發(fā)生明顯的壓縮變形；隨著時間的推移，管片受壓變形逐步增大，標準塊B1最大壓應變增大到220 με，連接塊L2最大壓應變增大到180 με，1 529環(huán)管片塊平均每d的壓縮應變變化量均在40 με以內，壓縮應變變化十分有限。1 538環(huán)B4標準塊和L2連接塊在傳感光纖監(jiān)測區(qū)間內的應變變化如圖8(c)、(d)所示。由于澆筑管片、管片拼裝及脫出盾尾等施工因素引起的震動，1 538環(huán)連接塊L2的15～20 m監(jiān)測區(qū)間內布設于鋼筋籠上的傳感光纖和縱筋耦合受到影響，導致監(jiān)測效果不好，監(jiān)測區(qū)間只有16 m。該監(jiān)測管片應變數(shù)據(jù)變化規(guī)律與1 529環(huán)管片應變變化基本一致，受壓變形逐步增大，應變波動范圍為-220 με～40 με。1 538環(huán)B4標準塊和L2連接塊在10月16日至11月13日監(jiān)測得到的數(shù)據(jù)的重合度較高，說明1 538環(huán)管片塊狀態(tài)趨于穩(wěn)定。位于破碎帶外區(qū)域，管片受壓變形基本穩(wěn)定條件是監(jiān)測環(huán)管片離施工環(huán)管片距離達70環(huán)以上，混凝土極限抗壓應變值為-3 300 με，而所監(jiān)測破碎帶外的1 529環(huán)和1 538環(huán)趨于穩(wěn)定時的最大壓應變僅為極限壓應變的6%～7%，因此，管片變形十分有限。

(a)1 529環(huán)B1塊應變變化 (b)1 529環(huán)L1塊應變變化

破碎帶內1 551環(huán)的B1標準塊和B2標準塊應變隨傳感光纖距離的變化曲線如圖8(e)、(f)所示，應變波動為-300～50 με，壓應變隨著時間逐漸增大，穩(wěn)定時最大壓應變?yōu)榛炷翗O限壓應變的9%，管片受壓變形有限。平均每d壓應變變化量相對于破碎帶外的1 529環(huán)和1 538環(huán)管片增加25%；1 551環(huán)管片的應變波動較大，這是由于其位于破碎帶內，注漿后及盾構掘進過程中都會對其應變產(chǎn)生顯著影響，相較于破碎帶外管片變形趨于穩(wěn)定時距施工環(huán)多50環(huán)。

為深入分析所有管片變形的時效作用，本研究中將不同時間段的應變信息均值進行擬合，對所有的分布式應變信息進行趨勢分析。圖9(a)顯示的是破碎帶外1 529環(huán)和1 538環(huán)的平均應變隨監(jiān)測時間變化曲線及擬合變化曲線?？梢钥闯觯捎枚吻€可以較好地擬合應變的變化規(guī)律。1 529環(huán)和1 538環(huán)的平均應變從初始的0 με開始，隨時間推移呈現(xiàn)持續(xù)下降的趨勢，在第65 天1 529環(huán)平均應變降至201 με，1 538環(huán)平均應變下降至148 με；二次擬合曲線與實際曲線擬合程度較高，應變擬合曲線顯示，1 529環(huán)平均應變在第55 天趨于穩(wěn)定，1 538環(huán)平均應變則在第45 天達到穩(wěn)定。穩(wěn)定階段1 529環(huán)受壓變形增大到混凝土極限壓應變的5%；相對于1 529環(huán)的變形，1 538環(huán)的受壓變形更加有限，只增大到混凝土極限壓應變的4%。破碎帶內1 551環(huán)的平均應變隨監(jiān)測時間的變化曲線及擬合曲線的變化曲線如圖9(b)所示?？梢钥闯?，1 551環(huán)平均應變整體呈現(xiàn)下降的趨勢，相較于破碎帶外的1 529環(huán)和1 538環(huán)，1 551環(huán)的平均應變波動較大，穩(wěn)定性相對較差，在第60 天1 551環(huán)平均應變降至210 με；二次擬合曲線與實際曲線擬合程度較低，R2只達到0.67，應變擬合曲線可以看出1 551環(huán)平均應變在第55天達到穩(wěn)定。穩(wěn)定階段的受壓變形相對于破碎帶內的1 529環(huán)和1 538環(huán)增加23%，因此，破碎帶內的管片受壓變形更大。

(a)破碎帶外管片

3.2 注漿工況對管片變形的影響規(guī)律

隧道管片施工的步驟是推進—拼裝管片再推進—拼裝，循環(huán)進行。在盾尾拼裝完管片后，再進行下一環(huán)的推進。推進過程中，管片會脫出盾尾，與土體接觸。由于盾尾外徑比管片外徑大，管片脫出盾尾時，與土體之間存在一定的間隙，因此，需要漿液填充這部分間隙，避免土體塌陷，造成地面的沉降。盾構推進的同時進行同步注漿，主要起控制地面沉降的作用，避免發(fā)生位移。二次注漿是后期發(fā)現(xiàn)同步注漿效果不理想時再進行的漿液補注。

為探究不同時期注漿后管片變形的影響規(guī)律，在長20 m的光纖監(jiān)測區(qū)間內選取4個應變均勻的中段點，取平均數(shù)，分析注漿后管片應變隨著時間的變化規(guī)律。圖10示出了1 529環(huán)、1 538環(huán)和1 551環(huán)不同塊管片注漿后隨監(jiān)測時間變化曲線。位于破碎帶外的1 529環(huán)和1 538環(huán)管片塊在注漿后應變整體為下降趨勢。同步注漿后，管片不斷受壓變形，由于處于良好的土層地質中，漿液不會向土層內擴散，且漿液還未初凝時對管片存在一定的浮力，壓應變在32～47 με波動；二次注漿后，由于注漿后放熱，壓應變在小范圍內減小，漿液初凝后壓應變開始不斷增大，增大到150～190 με后趨于穩(wěn)定。位于破碎帶內的1 551環(huán)管片，注漿后管片壓應變變化規(guī)律與破碎帶外的管片前期差距明顯，這是由于土層地質條件不好，同步注漿后，漿液會向破碎帶中的土層擴散，導致注漿效果不佳，且注漿量也相較于破碎帶外的1 529環(huán)和1 538環(huán)多6%，壓應變急劇增大到110～120 με；二次注漿后，管片壓應變隨時間的推移逐漸增大，穩(wěn)定時達到150～210 με。穩(wěn)定階段各環(huán)管片塊壓應變相差在50 με以內。3環(huán)管片壓縮變形在不同階段的注漿后差距明顯，同步注漿后的管片變形相對于二次注漿增加203%，即同步注漿后對管片變形的影響更為顯著。

圖10 管片注漿應變變化曲線

3.3 破碎帶內外管片變形差異性分析

為研究破碎帶內外對管片變形的影響，將管片塊監(jiān)測時段分為同步注漿、二次注漿及穩(wěn)定階段3個時間段進行變形對比分析。圖11示出了同步注漿及二次注漿3 d后不同管片塊的應變柱狀圖。其中，同步注漿中1 538環(huán)和1 551環(huán)的注漿量相差在1%以內，同步注漿后破碎帶外1 538環(huán)不同塊的壓應變增加30～50 με，位于破碎帶內的1 551環(huán)管片壓應變相對于破碎帶外的1 538環(huán)管片的壓應變增加217%；二次注漿中1 529環(huán)和1 551環(huán)注漿量相差在5%以內，二次注漿后破碎帶外的1 529環(huán)不同塊的壓應變增加20 με左右，位于破碎帶內的1 551環(huán)管片壓應變相對于破碎帶外的1 538環(huán)管片的壓應變增加97%?？梢钥闯?，破碎帶內管片塊變形是破碎帶外管片塊變形的2.6倍，表明注漿后管片壓應變因為位于破碎帶中有明顯增大的趨勢。

管片塊

管片拼裝后60 d壓縮變形逐步增大直至穩(wěn)定，3環(huán)管片變形趨勢一致，穩(wěn)定階段的管片塊應變柱狀圖如圖12所示，變形有限且趨于穩(wěn)定?，F(xiàn)場研究發(fā)現(xiàn)，管片注漿后出現(xiàn)冒漿現(xiàn)象。由于注漿后會使得土體產(chǎn)生超孔隙水壓力，根據(jù)太沙基一維固結理論，超孔隙水壓力與時間成反比，在超孔隙水壓力消散的同時會引起土體有效應力增加，土體體積會發(fā)生變化，產(chǎn)生固結壓縮，最終作用在管片上，引起管片壓力增大，即最終穩(wěn)定時3環(huán)管片壓應變相差在22%以內。

圖12 施工后管片應變變化

4 結論與討論

本研究以實際工程為背景，利用OFDR分布式光纖傳感技術對盾構隧道管片在不同工況與不同地質條件下的變形特征進行監(jiān)測研究，主要結論如下：

1)采用OFDR光纖傳感技術可全分布式監(jiān)測施工中盾構隧道管片高空間分辨率、高精度的應變特征變化。

2)OFDR應變特征反映了注漿對隧道管片的加固作用，注漿后管片壓應變會逐漸增大，同步注漿的注漿量是二次注漿量的5倍左右，而同步注漿下的管片變形約為二次注漿下管片變形的3倍，即同步注漿相較于二次注漿對管片的變形影響更為顯著。

3)OFDR應變特征反映了破碎帶空間位置對隧道管片變形特征的影響。位于破碎帶內的監(jiān)測環(huán)與施工環(huán)的距離相對于破碎帶外的距離要多50環(huán)以上，管片變形才會趨于穩(wěn)定，且管片位于破碎帶內的變形為破碎帶外變形的2.6倍左右。

OFDR技術對于隧道管片的監(jiān)測只能反映內部的應變場，還需要結合其他的收斂計、沉降計等綜合評判隧道管片的結構安全。此外，本研究采用光纖傳感器鎧裝光纖沿著鋼筋籠縱筋回路布設，在管片混凝土澆筑、管片拼裝及管片脫出盾尾等施工過程中會引起震動，傳感光纖發(fā)生曲折會導致部分監(jiān)測數(shù)據(jù)不理想。因此，進行管片混凝土澆筑時，為避免傳感光纖接頭受到漿液的影響，可用發(fā)泡膠將其封裝于方盒中，起到防護作用。監(jiān)測過程中發(fā)現(xiàn)隧道管片鋼筋籠中布設的傳感光纖成活率為78%，傳感光纖布設于鋼筋籠的方法及防護方式仍需要改進和優(yōu)化，后續(xù)將進一步研究如何提高傳感光纖與被測結構(盾構隧道管片)的耦合。