兰州地铁砂岩地层联络通道冻结法加固技术分析

王 博

(1.中铁第一勘察设计院集团有限公司,西安 710043； 2.陕西省铁道及地下交通工程重点实验室(中铁一院),西安 710043)

1 概述

双线地铁联络通道一般位于各区间隧道中部，常与集、排水泵站合并修建，对长距离隧道的防灾减灾及救援疏散而言至关重要，是地铁隧道建设的关键工程[1-2]。其断面可设计为圆形、矩形和直墙拱形，通常采用地层加固、暗挖法施工工艺。常用的地层加固方法包括降水法、注浆法、冻结法、高压旋喷桩加固和深层搅拌桩加固等[3]。其中，冻结法具有土体强度高、防水性能好、环境扰动小等优势，能够有效克服复杂地层联络通道施工存在的安全隐患，尤其适用于富水软土地区[4-6]。

目前，冻结法在地铁联络通道施工、进出洞加固和盾尾刷更换等高风险作业中已有较多成功案例[7-11]，为冻结法设计、施工及风险控制积累了可观的理论参考和施工经验。张松[12]通过分析冷冻排管规格、贴合形式、流量和间距等参数，得出了保障地铁联络通道冻结法安全施工的可靠指标；高娟等[13]基于相变及冻胀的热-流-固耦合理论，采用有限元法研究了地铁联络通道冻结法加固及开挖施工过程；蔡海兵等[14]对上海地铁13号线某区间联络通道的冻结温度场开展了预测分析，判断了冻结壁的发展状况及冻结方案的合理性；许黎明等[15]建立了海底隧道联络通道冻结法施工过程中冻土、联络通道结构与盾构隧道结构的实时监测方法；董肖龙等[16]研究了地铁联络通道水平冻结法施工质量控制方法，提出了独特的见解。然而，现有成果涉及工程多集中于北京、天津和上海等东南部地区，冻结法在西北高原的应用及相关研究仍十分有限。由于不同区域水文地质条件各具特点，仅照搬套用已有经验可能导致严重的安全、经济等问题，针对该地区实际工程情况开展冻结法加固技术研究是势在必行的。

基于兰州地铁1号线联络通道工程，对冻结法在西北地区强风化砂岩(红砂岩)地层的应用进行研究，重点分析冻结法加固设计的冻结壁平均温度、施工各阶段的冻结壁安全系数、地面沉降、隧道收敛和周边建(构)筑物沉降等关键控制参数，为冻结法在类似工程中的合理应用提供参考。

2 工程概况

兰州地铁1号线某区间位于东岗西路，两侧多高层与多层建筑错落间隔分布。区间隧道设计长度0.9 km，联络通道内径1.25 m，外径1.90 m，上、下行线隧道中线埋深19.5 m，两隧道中心线距离13.0 m，穿越地层主要为卵石、强风化砂岩。区间内设置一联络通道兼废水泵房，其断面形式为复合式衬砌三心圆直墙拱隧道，联络通道位于区间隧道中部，处在强风化砂岩中。联络通道纵断面如图1所示。各土层物理参数如表1所示。

表1 土层物理力学参数

图1 联络通道纵断面(单位： mm)

3 地层加固设计方案

3.1 原加固设计方案

兰州地铁1号线某区间联络通道兼泵房原设计选择“降水+地面旋喷桩”地层加固方式。旋喷桩采用φ800@600 mm密排双重管高压旋喷施工，全区域咬合。加固范围为：联络通道顶部以上3.0 m，泵房底部以下3.0 m，区间左右线隧道外轮廓外侧各1.5 m。然而，联络通道位置6环管片完成临时钢架支护后，洞内水平探孔取芯时出现涌水涌砂现象，且涌水涌砂量始终难以控制。经综合比选，改用加固后土体强度更高、抗渗性能更好、能够显著降低施工风险的冻结法加固方式。

3.2 冻结法设计方案

本工程所处红砂岩地层的含水率为4%～10%，渗透系数为1.19×10-4～7.58×10-5cm/s。结合冻土强度试验、结构力学理论和既有工程经验，联络通道及泵房的冻结壁厚度设计为1.7 m，冻结壁设计平均温度不大于-10℃，冻结壁立面如图2所示。

图2 加固地层冻结壁立面(单位：mm)

冻土强度的设计指标为：单轴抗压不小于3.6 MPa，弯折抗拉不小于2.0 MPa，抗剪不小于1.5 MPa。设计积极冻结时间为40～45 d，积极冻结7 d盐水温度降至-18 ℃以下，积极冻结15 d盐水温度降至-24 ℃以下，开挖时盐水温度降至-28 ℃以下；去、回路盐水温差不大于2 ℃。冻结管采用φ89×8 mm低碳钢无缝钢管，共设置冻结孔65个，测温孔9个，泄压孔4个。

4 冻结壁温度场理论分析

冻结壁温度场是影响冻结壁厚度和力学性能的重要因素。为确保冻结加固质量应针对冻结设计温度进行验证。单排多孔冻结温度场分布特征如图3所示。

注：l为相邻冻结管间距，m；ξ为单管冻结壁在冻结边界处的半径，m；r为冻结管外半径，m；B为冻结壁厚度，m。

由图3可得

(1)

特鲁巴克及巴霍尔金基于二维圆管稳态导热理论，分别提出了不同冻结管排布形式条件下的冻土帷幕温度场解析解[17-18]。但其理论均假定土层冻结温度t0=0 ℃，这显然与实际工程存在差异。胡向东等[19-20]通过对上述公式进行修正，得到了适用于土层冻结温度t0<0 ℃的修正解。其中，单排多孔冻结温度场可由下式计算。

特鲁巴克修正解

(2)

(3)

(4)

式中，tcp为冻结壁平均温度，℃；tcpz为冻结壁主面平均积分温度，℃；tcpj为冻结壁界面平均积分温度，℃；tct为冻结管外表面温度，℃。

巴霍尔金修正解

(5)

(6)

式中，tk为冻结壁轴面和界面交点处温度，℃。

基于上述理论针对冻结壁温度设计合理性进行计算分析。强风化砂岩地层土体的冻结温度为-0.8 ℃≤t0≤-1.7 ℃，冻结管外表面温度tct=-24 ℃，冻结壁厚度B=1.7 m，相邻冻结管间距为0.55 m≤l≤1.20 m，冻结管外径r=0.045 m。不同冻结温度和冻结管间距条件下保证冻结壁厚度达到设计标准的冻结壁平均温度如表2所示。

表2 冻结壁平均温度计算结果

可以看到，不同条件下由特鲁巴克修正解得到的平均温度计算值均满足设计要求。当土体冻结温度达到-1.7 ℃且冻结管间距为0.55 m时，巴霍尔金修正解对应的冻结壁平均温度略低于设计标准值。此外，上述两类理论解的计算结果均表现出随土体冻结温度降低而减小、随冻结管间距减小而增大的趋势。因此，-10.22 ℃即为计算平均温度下限值。考虑到分析中采用的冻结管最小间距值仅出现在管片开孔位置处、其数值在冻结管于土体内部延伸过程中将持续增加，故可以认为工程中以不大于-10 ℃作为冻结壁平均温度设计值，是能够满足冻结壁厚度要求的。

5 冻结壁结构安全数值分析

冻结壁结构强度是地层加固控制的关键指标，其施工质量将直接关系到联络通道各阶段开挖和支护作业风险。DG/TJ 08—902—2006《旁通道冻结法技术规程》要求，Ⅲ类冻土帷幕强度检验安全系数须满足：抗压不小于2.0，抗折不小于3.0，抗剪不小于2.0。

5.1 模型建立

利用ABAQUS建立三维地层-隧道-联络通道计算模型，以研究冻结壁在联络通道施工全过程的安全性。根据对称性，联络通道及泵房采用1/4模型，并在对称界面建立对称性边界条件，其他界面约束其法向位移。模型包含的盾构隧道、联络通道及泵房的初期支护和二次衬砌等结构均按设计尺寸考虑，横向自隧道向外延展2.5倍隧道直径，纵向自隧道向下延展3倍隧道直径，模型总尺寸为25 m×25 m×40 m。

数值计算中假定隧道与联络通道钢筋混凝土结构均为线弹性材料；冻土与未冻土均为弹塑性材料，采用摩尔-库伦本构模型。根据冻土强度试验结果，-10 ℃时的冻土强度参数为：单轴抗压强度5.76 MPa，弯拉强度2.53 MPa，抗剪强度1.77 MPa，弹性模量133 MPa。其余各土层参数按表1取值。所建数值模型如图4所示。

图4 数值模型(单位：m)

5.2 结果分析

通过计算获得冻土壁的第一主应力、第三主应力和主剪应力，进一步对比冻土强度以判断冻土壁在各施工阶段的安全性及可靠性。

5.2.1 冻结施工分析

积极冻结完成后，冻土壁第一主应力、第三主应力和Tresca应力(σTresca=2τmax)的分布情况如图5所示。由冻土壁第一主应力计算结果发现，冻土壁与隧道连接界面的上部位置存在应力集中现象。冻土壁最大拉应力达到1.83 MPa，但其分布范围较小，大部分区域的拉应力处于0.26～0.61 MPa区间。通过冻土壁第三主应力可知，除冻土壁与隧道接触界面处靠近联络通道底板位置外，大部分冻土壁的压应力范围为0.09～1.62 MPa。冻土壁最大剪应力分布特征与上述结果相似，仅在冻结壁-隧道接触界面的极小范围内超过了设计要求，其余区域均处于0.02～0.76 MPa范围。

图5 积极冻结完成后冻土壁应力分布情况(单位：MPa)

5.2.2 暗挖施工分析

(1)联络通道施工分析

冻结壁达到设计厚度和强度后，首先进行联络通道暗挖施工，完工阶段对应的冻土壁各应力分布情况如图6所示。根据计算结果，冻土壁拉应力集中区域扩展至联络通道初值与冻土壁接触的底角处，该区域最大值达1.95 MPa，其余大部分区域处于0.35～0.80 MPa范围。相似地，冻土壁大部分区域的压应力范围为0.24～1.73 MPa；剪应力范围为0.01～0.72 MPa。与开挖前相比，冻土壁的第一主应力、第三主应力和最大剪应力均略有增加。

图6 联络通道施工后冻土壁应力分布情况(单位：MPa)

(2)泵房施工分析

联络通道施工完成后，进行泵房开挖、支护作业，图7所示为全部工程完成后对应的冻土壁应力计算结果。由图7可知，拉应力、压应力和剪应力在冻土壁与隧道、联络通道和泵房外壁等接触界面位置存在应力集中，各应力值随与接触面距离的增大而迅速降低。与应力集中区域相比，大部分冻土壁所受应力值较小，拉应力范围为： 0.34～0.79 MPa；压应力范围为0.13～2.18 MPa；剪应力范围为0.01～0.90 MPa。

图7 泵房施工后冻土壁应力分布情况(单位：MPa)

5.2.3 冻结壁安全系数分析

根据数值分析结果，进一步计算得到各施工完成阶段的冻结壁安全系数如表3所示。通过表3可以发现，各施工阶段对应的冻结壁抗压安全系数和抗折安全系数均满足要求。当泵房施工完成时，冻结壁的抗剪安全系数为1.97，稍小于《旁通道冻结法技术规程》中给出的标准值，其余阶段满足规定值要求。结合强风化砂岩的冻土强度试验结果，可认为冻结壁安全系数基本满足要求，该类地层具备良好的冻结特性，能够保证暗挖施工过程的可靠性和安全性。

表3 冻结壁安全系数计算结果

6 施工监测分析

联络通道及泵房施工期间，针对隧道变形、地面及周围管线、建筑物沉降等进行监测。监测范围为：联络通道两侧隧道管片各20环，联络通道正上方地面投影外侧21 m以内。隧道变形、地面及周围管线、建筑物变形监测会同监测单位编制专项监测方案，经批准后实施。施工监测项目及结果如表4所示。

表4 施工监测结果 mm

注：收敛值“-”表示向隧道内侧变形；沉降值“-”表示位移方向为竖直向下。

由监测结果可知，采用冻结法加固的联络通道工程在暗挖施工过程中各项监测项目均满足控制值要求。其中，左线隧道的变形大于右线隧道，且隧道水平收敛大于竖向收敛。此外，监测取得的各项最大值普遍较小，这说明联络通道所处地层的土体强度较高，具有足够的抗变形能力，能够很好地满足地层加固要求。总体来看，冻结法在强风化砂岩(红砂岩)地层加固作业中的应用符合安全性要求，其设计与施工具备合理性和可靠性。

7 结论

针对冻结法在兰州地铁1号线联络通道工程中的应用开展了理论、数值和监测分析，主要结论如下。

(1)基于加固地层土体冻结温度和相邻冻结管间距变化的冻结壁平均温度理论计算结果符合冻结壁厚度标准，工程采用的冻结法加固设计具备合理性和可靠性。

(2)联络通道开挖引起的卸载作用使得冻结壁结构有所削弱，冻结壁的安全系数出现下降，但施工整体期间冻结壁安全系数均满足《旁通道冻结法技术规程》要求。

(3)联络通道施工结束后，双线隧道水平收敛向外变形而竖直收敛向内变形；通道上部地表沉降表现为距离通道中心越远，土体所受施工扰动越小。隧道收敛、地表沉降和周边地下管线及建筑沉降累积监测数值均满足施工控制要求。

(4)冻结法在兰州地铁1号线联络通道工程中取得了成功，能够有效解决强风化砂岩(红砂岩)地层的加固难题，在该类地层中具有显著优势。