Effect of Mechanical Ventilation and Ground Temperature on Anti-Freezing Length of Tunnels in Cold Regions
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摘要:
为揭示通风参数及地温对寒区隧道冻害的影响,基于传热学理论推导了隧道围岩-衬砌-风流三维非稳态数值传热控制方程,分析了不同节点的数值传热差分方程,建立了高地温寒区隧道三维温度场数值计算模型;基于数值分析研究了机械通风速度、机械通风时间和地温对高地温寒区隧道防冻长度的影响. 结果表明:1) 不考虑机械通风,孜拉山隧道的防冻长度超过1200 m;地温每升高5 ℃隧道防冻长度将减小约100 m. 2) 考虑机械通风影响,当地温为10~30 ℃时,每天以2.5 m/s的速度通风2.0 h可减少防冻长度215 m;不同地温下机械通风速度每增大0.5 m/s,防冻长度减小约20 m,地温对防冻长度衰减速率影响很小;当机械通风时间小于2.0 h时,不同地温条件下增大机械通风速度对防冻长度的影响不大.
Abstract:In order to reveal the effect of ventilation parameters and ground temperature on freezing damage in tunnels in cold regions, the three-dimensional unsteady numerical heat transfer control equations for the tunnel surrounding rock, lining, and airflow are developed based on heat transfer theory. The numerical heat transfer difference equations of different nodes are analyzed, and a three-dimensional temperature field numerical calculation model is established for tunnels in cold regions with high ground temperatures. The effect of mechanical ventilation velocity, mechanical ventilation time, and ground temperature on the anti-freezing length of tunnels in cold regions with high ground temperatures is studied based on numerical analysis. The results show that 1) without considering mechanical ventilation, the anti-freezing length of Zilashan tunnel will exceed 1 200 m and decrease by about 100 m when the ground temperature increases by every 5 ℃. 2) By considering the effect of mechanical ventilation, when the ground temperature is 10–30 ℃, ventilation at a speed of 2.5 m/s for 2.0 h per day can reduce the anti-freezing length by 215 m; the anti-freezing length decreases by about 20 m as mechanical ventilation velocity increases every 0.5 m/s under different ground temperatures, and the effect of ground temperature on the decay rate of anti-freezing length is slight; when the mechanical ventilation time is less than 2.0 h, increasing mechanical ventilation velocity under different ground temperature conditions has little effect on anti-freezing length.
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多年冻土和季节性霜冻区占中国陆地面积的75%以上[1]. 因此,在寒冷地区修建隧道是不可避免的,而且越来越多的隧道将被建设在寒冷地区. 例如,某高原铁路将建设40多条海拔超过4 km的超长铁路隧道. 高海拔隧道的环境温度通常很低,但围岩温度可能很高. 高地温和冻害是此类隧道在建造及运营中最常见的问题. 冻害问题会影响行车安全并引起混凝土冻融劣化、围岩冻结后产生隧道变异等. 尽管国内针对隧道冻害已经采取了很多措施,但是很多隧道仍然会出现不同程度的冻害现象. 这是因为在存水寒区隧道中,衬砌结构在运营期间要经历强度较大的冻融循环,使得消除隧道的冻害问题相对复杂.
数值方法是用于研究寒区隧道温度场分布的最常用的方法之一,现有的研究也证明数值方法能很好地模拟寒区隧道温度场[2-5]. 张国柱等[6-7]将寒区隧道简化为圆形隧道,采用特征函数的正交及展开定理得到隧道温度场计算方法;冯强和蒋斌松[8]采用Laplace变换得到不考虑相变的寒区隧道温度场解析式,并研究了保温层厚度、环境温度和原始岩温之间的关系;Zhou等[9-10]建立了考虑对流导热耦合的传热非稳态模型,提出了能真实反映气流、衬砌和围岩相互作用下的温度计算模型;高焱等[11-12]考虑了活塞风对隧道温度的影响,通过分离变量法和贝塞尔特征函数得到隧道温度计算模型.
Lu等[13]通过模型试验验证了数值计算模型的可靠性,发现隧道开挖后第5年衬砌表面温度不再随时间变化,并提出了衬砌表面温度预测模型. Wu等[14]通过现场试验研究了寒区隧道温度分布,发现风速对隧道温度影响很大,并且从隧道中部到隧道入口环境温度每隔10 m降低0.11℃. Zhao等[15]对寒区隧道进行长期温度测试,研究了多种因素影响下隧道冻结深度变化,发现温度参数对冻结深度影响最大,密度参数影响相对较小. 风速对寒区隧道温度场影响很大,Tao等[16]研究了活塞风向、活塞风作用时间和列车运行时间对寒区高地温隧道防冻长度的影响,认为高温特长隧道宜采用双向行车. Zhou等[9]研究了机械通风和自然风温对铁路隧道冻结深度的影响,发现当速度大于10 m/s时,速度对温度分布的影响很小. Jiang等[17]研究了活塞风对隧道冻结长度的影响,认为活塞风速越高,防冻长度越长,但隧道入口的防冻长度远大于出口的防冻长度. Kang等[18]研究了风速对高地温隧道内气流温度的影响,当风速低于4 m/s时,风速对高地温隧道的高温范围有明显影响.
机械通风是长大铁路隧道安全运营必不可少的部分. 对于电气化铁路隧道,当隧道长度大于20 km时需要机械通风来保证隧道的运营环境;对于一些岩层富含有害气体的隧道,如高瓦斯隧道,机械通风更是保证隧道安全运营最主要的手段之一. 射流风机会将隧道外冷空气送入隧道,当机械风流在隧道内运动时,围岩会不断加热机械风流使得机械风在流出隧道前的温度升高. 受寒冷的自然风影响,寒区隧道入口很可能会遭受冻害的袭扰. 假设机械通风和自然风的方向相反,被加热的机械风在流出隧道前会不断加热比自身温度更低的围岩. 因此,机械通风可以用来解决寒区隧道洞口的冻害问题.
然而,目前有关机械通风对寒区高地温隧道温度场影响的研究很少,尤其是机械通风速度和机械通风时间对围岩温度的影响,且隧道的防冻长度也缺乏明确的定义. 一般认为,当环境温度低于0 ℃时,隧道开始出现冻害. 因此,在本文中以隧道衬砌温度低于0 ℃的长度作为隧道的防冻长度[11-12,16].
本文首先推导围岩-衬砌-风流三维非稳态传热有限差分计算模型,再用1∶30 模型试验验证该有限差分计算模型的可靠性,最后基于该有限差分计算模型研究机械通风速度、机械通风时间及地温对寒区隧道围岩温度的影响,所得结果能直接指导寒区隧道防冻设计.
1. 非稳态有限差分计算模型
1.1 控制方程
将围岩温度理解为某时刻围岩各点温度的集合,基于能量守恒定律及傅里叶定律,建立三维非稳态导热微分方程,其在柱坐标系表达形式为
∂T∂τ=λρcp(∂2T∂r2+1r∂T∂r+1r2∂2T∂φ2+∂2T∂z2), (1) 式中:T为围岩或衬砌内任一点温度,℃;τ为机械通风时间,s;λ为围岩或衬砌的导热系数,W/(m·℃);ρ为围岩或衬砌的密度,kg/m3;cp为围岩或衬砌的比热容,J/(kg·℃);r为任一节点到隧道中心的距离,m;φ为转角,rad;z为任一节点到原点的距离,m;
隧道温度场为无内热源的稳态分布,温度场仅随径向及时间变化,隧道围岩非稳态传热控制方程为
∂T∂τ=λρcp(∂2T∂r2+1r∂T∂r+∂2T∂z2). (2) 其边界条件为
{T(r,z,τ)=Tw,r⩾ (3) 式中:Tw为围岩原始温度,℃;h为对流换热系数,W/(m2·℃);{T}_{{\rm{f}}}为隧道内风流温度,℃;R为隧道等效水力半径,m.
将风流视为不可压缩流体,并假设风流在隧道内的流动是均质的,得到隧道纵向风流部分传热控制方程为
{\rho _{\rm{f}}}Ac\left(\frac{\partial {T_{\rm{f}}}}{{\partial {{T}}}} + v\frac{{\partial {T_{\rm{f}}}}}{{\partial {\textit{z}}}}\right) = hU({T_{\rm{b}}} - {T_{\rm{f}}}) + {q_{\rm{s}}} , (4) 式中:ρf为风流密度,kg/m3;A为隧道段面积,m3;U为隧道断面周长,m;c为风流比热容,J/(kg·℃);v为风流速度,m/s;Tb为隧道壁面温度,℃;qs为隧道内设备均匀发热量,W/m;t为时间.
其边界条件为
{T}_{{\rm{f}}}({\textit{z}},\tau )={T}_{{\rm{w}}},\quad \tau =0. (5) 1.2 差分方程
如图1所示,沿径向将二衬、初支和围岩分别进行等厚节点划分. 二衬和初支厚度各0.6 m,每0.1 m划分一个计算单元;初支背后5 m内围岩每0.5 m划分一个计算单元;初支背后超过5 m处围岩每1.0 m划分一个计算单元. 隧道径向总计77个计算单元. 隧道全长30 415 m,纵向每60 m划分一个计算节点,共计502个单元. 故本文计算模型共38654个差分单元,39156个计算节点.
根据能量守恒建立围岩内部非稳态传热的异步长显示差分格式,即围岩内部节点的近似温度为[16]
\begin{split} &T_{k,i}^{n + 1} = T_{k,i}^n\left( {1 - 2{F_0} - 2\frac{{a{{\Delta }}t}}{{{{({{\Delta }}x)}^2}}}} \right) + T_{k,i + 1}^n\left( {{F_0} + \frac{{a{{\Delta }}t}}{{2{r_i}{{\Delta }}r}}} \right) + \\ &\quad T_{k,i - 1}^n\left( {{F_0 }-\frac{{a{{\Delta }}t}}{{2{r_i}{{\Delta }}r}}} \right) + \frac{{a{{\Delta }}t}}{{{{({{\Delta }}x)}^2}}}\left( {T_{k + 1,i}^n + T_{k - 1,j}^n} \right), \\[-16pt] \end{split} (6) 式中: T_{k,i}^{n + 1} 为节点(k,i)在n+1时刻的温度,℃;x为轴向坐标,Δx为轴向步长,m;Δr为径向步长,m;Δt为时间步长,s;i为轴向节点数;k为径向节点数;F0为傅里叶数, {F}_{0}= \lambda \Delta t/\rho c(\Delta {{r}_{})}^{2} ,ri为节点i距隧道中心的距离,m.
不同材料交界点处节点近似温度为[16]
\begin{split} & T_{k,i}^{n + 1} = 2\left( {{Q_{i - 1,i}} + {Q_{i + 1,i}} + {Q_{k - 1,k}} + {Q_{k + 1,k}}} \right){{\Delta }}t/ \\ &\quad \left\{ {{{\left( {\rho {c_{\rm{p}}}} \right)}_{k,i}}\left[ {{{\left( {{r_i} + \frac{{{{\Delta }}{r_{\rm{b}}}}}{2}} \right)}^2} - {{\left( {{r_i} - \frac{{{{\Delta }}{r_{\rm{a}}}}}{2}} \right)}^2}} \right]\theta {{\Delta }}x} \right\} + T_{k,i}^n , \\[-14pt] \end{split} (7) 式中: \theta 为所取区域范围内的夹角; \Delta {r}_{{\rm{a}}} 、 \Delta {r}_{{\rm{b}}} 为介质a、b的步长,m;Qi−1,i为节点(i−1,k)向节点(i,k)的传热量,J.
风流向对流边界的导热量与衬砌向对流边界的导热量之和为对流边界节点吸收热量增加的内能,对流边界节点的近似温度为
\begin{split} &T_{k,1}^{n + 1} = 2{F_0}\left( {1 + \frac{{{{\Delta }}r}}{{4R + {{\Delta }}r}}} \right)T_{k,2}^n + \frac{{a{{\Delta }}t}}{{{{({{\Delta }}x)}^2}}}\left( {T_{k - 1,1}^n + T_{k + 1,1}^n} \right) + \\ &\quad\frac{{8hR{{\Delta }}t}}{{{c_{\rm{p}}}\rho {{\Delta }}r(4R + {{\Delta }}r)}}T_{{\rm{f}}k}^n + \left[ 1 - \left( {{F_0}R + \frac{{a{{\Delta }}t}}{{2{{\Delta }}r}}} \right)\frac{8}{{4R + {{\Delta }}r}} -\right. \\ &\quad \left. {\frac{{2a{{\Delta }}t}}{{{{({{\Delta }}x)}^2}}} - \frac{{8hR{{\Delta }}t}}{{{c_{\rm{p}}}\rho {{\Delta }}r(4R + {{\Delta }}r)}}} \right]T_{k,1}^n, \\[-16pt] \end{split} (8) 式中: T_{{\rm{f}}k}^n 为k节点在n时刻的气流温度,℃.
基于1.1节推导的公式及节点划分,编制了有限差分计算软件,以实现考虑隧道内自然风、机械通风和入口风流的三维非稳态传热计算. 通过隧道设计、地勘及运营资料确定相关参数,将参数及计算条件代入计算程序,便可得到各计算节点温度数据,进而得到隧道非稳态温度场数据.
1.3 试验验证
基于相似准则建立了1∶30高地温隧道温度场测试模型平台,模型隧道长8 m,宽3 m. 沿隧道纵向监测断面(A~H)分别布置了9个温度测点,每个断面间隔100 cm,每个断面上沿模型试验平台横断面布置了一系列间隔为15 cm的热电偶,如图2.
通过相似准则将模型试验中的结果换算为实际隧道中的数值,并将模型试验结果与相同条件下数值计算结果对比,如图3所示. 纵向机械通风风速为2.0 m/s时,模型试验中距隧道衬砌不同距离处的温度随时间变化情况与数值计算结果相差不大,模型试验和数值计算的温度值最大差距为2 ℃. 距隧道衬砌45 cm处绝对误差最大,为1.97 ℃;距隧道衬砌0 cm处相对误差最大,为10.22%. 因此,基于围岩-衬砌-风流三维非稳态传热的计算模型能很好地模拟高地温隧道的传热问题.
2. 工程概况
以孜拉山隧道为工程背景,建立隧道计算模型,隧道全长30 415 m,断面积53.6 m2. 二衬及初支厚度各为0.6 m,取初支背后60 m厚度内的围岩作为调热圈的影响范围. 隧道平均海拔高度为3 200 m,洞口地区年平均气温7.7 ℃,极端最高气温28 ℃,极端最低气温−25.4 ℃,隧道进出口段表层土含水量较高,易在冬季形成季节性冻土,需要考虑隧道冻害的防治. 受区域构造影响,测区基岩节理裂隙发育,岩性以花岗岩、片麻岩为主. 隧道纵断面及横断面如图4所示,隧道入口端为金沙江方向,出口端为昌都方向.
2.1 计算参数
孜拉山隧道位于西藏自治昌都市东部贡觉县,根据中国气象数据网信息,对隧址附近昌都气象观测点进行数据统计得到近二十年累年月平均气温和月平均最低气温参数,如表1所示.
表 1 昌都地区气温参数(近20年)Table 1. Temperature parameters in Changdu area (nearly 20 years)℃ 月份 1月 2月 3月 4月 5月 6月 7月 8月 9月 10月 11月 12月 均温 −1.6 1.0 4.7 8.1 12.2 15.3 16.3 15.5 13.1 8.4 2.4 −1.5 最低均温 −9.6 −6.8 −2.4 1.4 5.3 9.2 12.6 10.0 7.3 1.8 −5.0 −9.3 昌都气象站位于昌都市卡若区,平均海拔高度3 250 m,与隧址区海拔高度基本一致,可以作为隧道外参考环境温度. 对于隧道工程来说,防冻设计需要考虑最不利情况,故选择月平均最低气温对隧址附近入口风温进行拟合,得到孜拉山隧道入口风温年变化正弦函数为
{T_{\rm{f}}} = 1.3 + 10.45\sin (2x{\text{π}} /365 + 1.4{\text{π}} ) . (9) 孜拉山隧道位于金沙江缝合带,构造发育. 隧道出口左侧约2 km出露夏日温泉,流量约为8.3 L/s,温度约为45 ℃. 根据地勘资料钻孔数据,隧址区恒温层距地表30 m,温度为16.7 ℃,地温梯度GT约为3.7 ℃/100 m,围岩原始地温为
{T_{\text{w}}} = {T_0} + (H - S){G_{\text{T}}}, (10) 式中: {T}_{0} 为恒温层温度,℃,根据钻孔资料,取16.7 ℃;H为隧道埋深,m;S为恒温层距地表深度,m,取30 m.
由计算可知,隧道埋深最大处温度68.9 ℃. 隧道洞身地温超过28 ℃段落占隧道总长97%,地温高于50 ℃段落长度将近12 km,隧道原始地温曲线如图5所示.
隧道壁与空气对流换热系数[19] h=3.06v + 9.55 ,W/(m2·℃). 隧道围岩以花岗岩、片麻岩为主,忽略温度、孔隙、含水率等因素的影响,不考虑冻融引起的相变问题,依据相关试验数据[20],花岗岩的密度、比热容和导热系数分别为2610 kg/m3、881.3 J/(kg·℃)和2.73 W/(m·℃). 片麻岩的密度、比热容和导热系数分别为2715 kg/m3、818.6 J/(kg·℃)和2.76 W/(m·℃). 混凝土的密度、比热容和导热系数分别为2500 kg/m3、1046 J/(kg·℃)和1.74 W/(m·℃). 气流密度和比热容分别为0.91 kg/m3和1005 J/(kg·℃).
2.2 计算工况
考虑到运营成本,隧道内的机械通风风速一般不会太大. 但为了对比自然通风和机械通风围岩温度的差别,设置机械通风的风速为0~4.0 m/s. 通常利用天窗来进行通风,每天开天窗时间为1.5 h. 但考虑到通过高海拔隧道的列车数量比平原隧道少,因此可适当延长机械通风时间. 此外,为了更加突出机械通风时间对围岩温度的影响,在科学研究时也可适当增大机械通风时间. 因此,当前的研究中每天机械通风时间为1.0~3.0 h. 由于自然风每天在隧道内的持续时间不同,自然风持续时间很难以数学形式对其进行描述. 因此,本文假设自然风每天都从隧道入口吹向隧道出口,且每天的持续时间为24.0 h. 尽管假设与实际隧道工程差别很大,但自然风持续时间越久,隧道冻害就越严重. 以最极端条件下得到的研究结果来指导实际工程设计是更保守的,因此假设是可以接受的. 根据TB 10068—2010《铁路隧道运营通风设计规范》[21],在没有实测数据时,单线铁路隧道的自然风风速取1.5 m/s,双线铁路隧道自然风风速取2.0 m/s. 由于本文假设自然风一直存在于隧道内,因此,当前的分析中自然风的大小取较小值(1.5 m/s).
地温越高自然风对围岩温度的影响就越弱. 地温对机械通风作用下围岩温度的影响显著. 但不同隧道的地温分布长度千差万别,地温的大小也不尽相同. 因此,在研究地温对机械通风影响下围岩内温度的影响时假设地温为10~30 ℃. 综上所述,当前分析的计算工况如表2所示.
表 2 数值计算工况Table 2. Numerical calculation conditions工况 机械通风风
速/(m·s−1)每天机械通
风时间/h地温/℃ 1~5 0 1.0,1.5,2.0,
2.5,3.0孜拉山实
际地温6~10 2.5 11~15 3.0 16~20 3.5 21~25 4.0 26~30 0 2.0 10,15,20,
25,3031~35 2.5 36~40 3.0 41~45 3.5 46~50 4.0 3. 结果与分析
3.1 运营时间
不同地温及机械通风速度条件下,随着运营时间增大,隧道入口段围岩温度越来越小,如图6所示. 但当运营时间小于5年时,隧道中部的围岩温度基本和地温保持一致;但当运营时间大于10年后,围岩温度均小于隧道地温. 但围岩温度受运营时间的影响越来越弱,当运营时间大于25年后,隧道入口附近的围岩温度几乎相同. 因此,当隧道运营30年后隧道防冻长度趋于稳定.
只有在寒冷的冬季才会有温度低于0 ℃的冷风流进入隧道,其他时间进入隧道的风流温度均高于0 ℃. 在隧道运营初期围岩遭受冷风流的时间很少,冷风流主要影响隧道出入口附近的围岩温度. 但随着时间的推移,自然风和机械风会对整个隧道的围岩温度产生影响.
相同机械通风条件下,地温越低防冻长度越早稳定. 当地温为10 ℃时,运营时间大于10年后防冻长度几乎不发生变化. 当没有机械通风时,防冻长度也更快趋于稳定. 这是因为地温越小,围岩温度与隧道内冷空气的温度差距越小,入口段围岩与冷空气之间的热交换更快趋于稳定. 但反向热机械风会加热被冻结的围岩,没有机械通风时自然风又会冻结被加热的围岩. 反复循环的热交换过程中,隧道防冻长度更难稳定. 鉴于不同地温和机械通风速度条件下,隧道防冻长度在运营25年后基本不再变化,本文后续研究都基于运营时间为30年的围岩温度结果展开.
3.2 隧道地温
随着地温增大,机械通风速度对围岩温度的影响越来越强烈,如图7所示,机械通风时间均为2.0 h,图中,ka为防冻长度衰减速率. 当地温为10 ℃时,不同机械通风速度下距隧道入口相同距离处围岩温度差别很小(小于1.0 ℃). 当地温大于10 ℃时,有机械通风时的围岩温度和没有机械通风时的围岩温度差别明显. 这是因为地温越小,反方向的机械风在到达隧道出口段时的温度也越低,对围岩的加热效果越差. 此外,自然风的作用时间远远高于机械风的作用时间,在短时间内只有温度很高的机械风才会快速加热围岩. 因此,当地温小于15 ℃时机械通风对隧道入口段围岩温度的影响很小.
随着地温增大,隧道防冻长度减小. 在没有机械通风时,地温每升高5 ℃防冻长度将减小约100 m. 但随着地温升高,机械通风对减少防冻长度的效果逐渐变差. 但当机械通风为2.5 m/s时,相比不考虑机械通风,不同地温下的防冻长度几乎都减小了约215 m. 如图7(f)所示,不同地温下,随着机械通风速度增大,防冻长度均线性减小. 不同地温下防冻长度随机械通风速度衰减速率为70.8~73.1,不同地温下机械通风对防冻长度的衰减速率相同. 当机械通风速度大于2.50 m/s时,随着机械通风速度增大防冻长度减小. 但不同地温下机械通风速度每增大0.5 m/s,防冻长度仅减小约20 m.
这是因为没有机械通风时地温越高,寒冷的自然风会更容易被围岩加热,地温越高防冻长度越短. 尽管在相同机械通风速度下,地温越高机械风所携带的热量越多,对围岩的加热效果越好. 但机械通风时间很短,围岩还来不及解冻就又被冷的自然风冻结. 因此,当机械通风时间很小时,围岩温度主要受自然风和地温的影响.
3.3 机械通风
不管机械通风时间多久,与没有机械通风相比,机械通风的存在能显著影响围岩温度分布;机械通风时间越大,机械通风增大围岩温度的效果越显著,如图8所示. 但当机械通风时间小于1.5 h时,考虑机械通风影响时,增大机械通风速度对围岩温度影响不大. 当机械通风时间大于1.5 h后,机械通风速度越大,相同位置的围岩温度越大. 随着机械通风时间增大,增大相同的机械通风速度,围岩温度的增量越大.
这是因为围岩外有很厚的混凝土衬砌,被围岩加热的机械风流流经隧道出口时,会先加热混凝土衬砌. 混凝土衬砌通过热传导将机械通风流的热量传递给围岩,使得围岩温度升高. 但混凝土的导热性很差,混凝土衬砌中的热量很难快速传递给围岩. 如果机械通风时间太短,围岩温度在短时间内很难有明显变化. 尽管增大机械通风速度会导致单位时间内通过隧道截面的热机械风流增大,但相较于隧道断面,机械通风风速以0.5 m/s的增量增加对围岩温度的影响很小. 因此,当机械通风时间小于1.5 h时,增大机械通风速度对隧道入口段围岩温度的影响可以忽略. 当机械通风时间大于1.5 h后,热机械风流能明显影响围岩温度,机械通风时间越久机械通风速度越大,围岩获得的热量越多,使得围岩温度显著增大.
不考虑机械通风对围岩温度影响时,孜拉山隧道的防冻长度超过1200 m. 即使机械通风时间为1.0 h,考虑机械通风也能至少减少防冻长度116 m. 随着机械通风时间增大,相同机械通风速度下防冻长度明显减小. 当机械通风时间为2.0 h时,机械通风速度为2.5 m/s能将孜拉山隧道的防冻长度控制在1 000 m以内. 不同机械通风时间条件下,随着机械通风速度增大,防冻长度也线性减小,如图8(f)所示. 但随着机械通风时间增大,防冻长度随机械通风速度增大的衰减速率也显著增大.
当机械通风时间为1.0~2.0 h时,机械通风时间每增大0.5 h,ka增大约15;但当机械通风时间大于2.0 h时,机械通风时间每增大0.5 h,防冻长度衰减速率增大约20. 因此,隧道通风时间不宜小于2.0 h. 考虑机械通风速度对防冻长度的影响时,相比于隧道地温,机械通风时间对隧道防冻长度的影响更显著. 尽管对于高海拔隧道来说,通过隧道的交通量要比普通隧道少很多,但每日机械通风时间也不宜太长. 因此,孜拉山隧道的每日通风时间宜为2.5 h.
在实际工程中,最好将防冻长度控制在1000 m范围内. 但以保证隧道环境要求为主要目的的运营通风速度大小须通过计算得到,具体通风速度大小不以防冻要求为准. 但按照经验,普通特长铁路隧道运营通风速度在4.0 m/s以内. 当通风时间为2.5 h时,即使通风速度为2.5 m/s,防冻长度也已经小于1000 m,且增大通风速度对减小防冻长度影响不大. 因此,不考虑隧道环境要求条件下,机械通风速度大于2.50 m/s时有较好的防冻效果.
4. 结 论
1) 随着运营时间增大,围岩温度在运营前20年显著降低;不同机械通风速度及地温条件下,隧道防冻长度在运营25年后基本趋于稳定.
2) 不考虑机械通风,地温每升高5 ℃隧道防冻长度将减小约100 m;随着机械通风速度增大,防冻长度均线性减小,且不同地温下的防冻长度衰减速率几乎相同.
3) 机械通风时间小于1.5 h时,增大机械通风速度对隧道入口段围岩温度的影响可以忽略;当机械通风时间为2.0 h时,机械通风速度为2.5 m/s能将孜拉山隧道的防冻长度控制在1 000 m以内.
4) 防冻长度衰减速率随机械通风时间增大而增大,相比于隧道地温,机械通风时间对隧道防冻长度的影响更显著.
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表 1 昌都地区气温参数(近20年)
Table 1. Temperature parameters in Changdu area (nearly 20 years)
℃ 月份 1月 2月 3月 4月 5月 6月 7月 8月 9月 10月 11月 12月 均温 −1.6 1.0 4.7 8.1 12.2 15.3 16.3 15.5 13.1 8.4 2.4 −1.5 最低均温 −9.6 −6.8 −2.4 1.4 5.3 9.2 12.6 10.0 7.3 1.8 −5.0 −9.3 表 2 数值计算工况
Table 2. Numerical calculation conditions
工况 机械通风风
速/(m·s−1)每天机械通
风时间/h地温/℃ 1~5 0 1.0,1.5,2.0,
2.5,3.0孜拉山实
际地温6~10 2.5 11~15 3.0 16~20 3.5 21~25 4.0 26~30 0 2.0 10,15,20,
25,3031~35 2.5 36~40 3.0 41~45 3.5 46~50 4.0 -
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其他类型引用(1)
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