城市富水地层大型地下空间管幕冻结规律模型试验研究

2022-12-24陈湘生

隧道建设(中英文) 2022年11期

王磊，陈湘生，伍军

(1.煤炭科学研究总院，北京 100013；2.北京中煤矿山工程有限公司，北京 100013；3.深圳大学土木与交通工程学院，深圳 518060；4.中国铁路工程集团有限公司，北京 100055)

0 引言

人工冻结法是矿井建设中的一种特殊地层加固方法，现已成为富水软土地层地下空间施工的主要工法[1-3]，并广泛应用于联络通道[4]、端头井[5-6]和下穿结构[7-8]等多种工程中，解决了许多其他工法难以解决的工程难题。随着我国各大城市地下空间的大规模建设，新建大型地下空间(隧道、地铁车站、地下交通枢纽、地下商场等)日益增多。大型地下空间隧道或车站的施工特点是断面大(可达400 m2)、距离长(近100 m)，且新建隧道或车站近接或下穿既有建构筑物(如上覆结构、既有车站等)时，工况环境复杂，难以采用明挖、机械法等常规地下工程施工方法进行建设。

冻结法因其封水和加固效果好、适应性强等优势，在大型地下空间建设中得到了广泛应用，例如：2018年上海轨道交通18号线区间隧道穿越运营的10号线国权路车站冻结工程；2019年广州轨道交通11号线广州云大1#横通道、2#横通道、配线延长段、岔道渡线段隧道冻结工程等。这些大型地下空间工程冻结产生的冻土体量一般都超过10 000 m3，达常规冻结联络通道冻土体量的30倍以上，冻胀融沉效应显著。大型地下空间冻结施工的安全性引起了工程建设者的重点关注。其中, 人工冻土的冻胀效应是影响冻结施工安全的重要因素，其次是融沉效应。二者相较而言，融沉效应可以通过跟踪注浆和多点注浆等方式缓解，但冻胀控制则相对困难。诸多学者认为如果能控制住冻胀，对应的融沉也就可以控制了[9]，因此在冻结法施工中需要重点关注冻胀的发展。

在大体量冻土冻胀控制方面，一些研究人员采用了管幕冻结技术。管幕是设计在隧道四周、沿隧道全长布置的钢管，承载土体压力；冻结是采用人工制冷的方法把钢管之间的土体冻结，形成止水帷幕，在冻土的保护下进行开挖构筑。管幕+冻土复合结构可以联合承担外荷载，进而显著减小冻结壁的厚度，是大型地下空间工程施工的一种有效手段。

近年来，部分学者对管幕+冻土进行了试验与工程应用研究。其中，日本较早对管幕冻结法进行了研究，日本株式会社精研探讨了冻土与钢管联合承载力学性能并进行了模型试验[10-12]。周晓敏等[13]论述了钢管棚+冻土的力学特性，认为该复合结构可以提高大跨度地下工程施工的安全性。胡向东等[14]依托港珠澳大桥珠海连接线拱北隧道工程开展模型试验，验证了管幕钢管内主力冻结管、异形冻结管和升温限位管布置方案的可行性。张军等[15]对拱北隧道限位管进行了试验研究，得出限位管内盐水温度为8 ℃时可以较好地控制冻土厚度的结论。胡俊等[16-17]对不同管幕填充形式和冻结管布置方案的温度场发展进行了数值计算研究，优化了管幕与冻结管布置方案。刘健鹏等[18]将水平冻结+管棚加固方法应用于某下穿工程，并得出该工程上部结构最大沉降为2.6 mm，验证了该工艺的合理性。

综上所述，现阶段管幕与冻土联合承载的工程案例较少，管幕冻结模型试验成果缺乏，冻胀控制方法仍需深入探讨。本文基于实际大体量管幕冻结工程，采用动态模拟地下水补给的冻结多功能模型试验台，开展浅覆土车站管幕冻结模型试验，研究大型地下空间管幕冻结冻胀控制方案及其效果，以期为大型地下空间冻结设计与施工提供依据。

1 模型试验方案

1.1 工程概况

上海轨道交通18号线江浦路车站为轨道交通8号线与18号线十字换乘车站，其位置见图1。其中，8号线江浦路站已通车运营，18号线江浦路站为在建车站，站台中心处顶板覆土约2.476 m，底板埋深14.976 m。车站冻结暗挖段总平面图如图1所示。本工程施工区域为图1的南部暗挖区域，起始点为先行实施的工作井至8号线江浦路车站侧墙，暗挖段长度为15.899 m。

图1 车站冻结暗挖段总平面图

施工区域主要地层为⑤11灰色黏土和⑤12灰色粉质黏土。因埋深较浅，上部存在大量管线，无法采用明挖法施工，而若完全采用冻结加固，冻胀量必然较大。根据工程经验，如果直接采用人工冻结工法，上部地表冻胀抬升可能达到0.5 m以上，将造成上覆道路破坏，施工后期融沉亦难以控制，因此，为减少冻胀融沉，采用管幕冻结技术施工车站。

工程采用“高压旋喷注浆(MJS)加固+管幕冻结+矿山暗挖”法进行加固，即首先对开挖区域土体进行MJS加固，然后采用管幕冻结法加固地层，继而采用矿山法对通道进行开挖支护。其中，MJS加固在冻结前已施工完成。

项目总共布置5排管幕，3横排2竖排，管幕均采用φ273 mm×10 mm的无缝钢管。第1横排管幕布置在结构顶部，间距为450 mm，每根管幕内部下放1根φ89 mm×5 mm的冻结管用于顶部冻结封水；第2、3横排布置在负一层梁板结构上部。其中，第2排每根管幕内部下放1根φ89 mm×5 mm的冻结管，用于冻结封水；第3排为φ273 mm×10 mm的纯管幕。两侧墙位置分别设置1竖排管幕，每2根管幕中间设置1根内部带冻结管的管幕管，冻结管规格为φ89 mm ×5 mm，还布置了3横排、6竖排φ127 mm×10 mm的冻结孔，用以形成管幕冻结帷幕。其中，管幕设计长度均为17.5 m，一端钻入车站侧墙，冻结管长度均为17.4 m，以循环盐水，管幕及冻结管位置如图2所示。

图2 工程中管幕及冻结管位置(单位：mm)

因暗挖断面较大，施工过程中采用分区、分层冻结及开挖的方式缩小断面尺寸。设计冻结及开挖支护流程为：1)首先冻结区域1，冻结壁达到设计厚度后开挖区域1上部并支护；2)开挖区域1下部并支护，同时冻结区域2，达到设计厚度后开挖区域2上部并支护；3)冻结区域3，同时开挖区域2下部并支护；4)区域3冻结达到设计厚度后开挖区域3并支护，同时冻结区域4；5)区域4冻结壁达到设计厚度后开挖区域4。工程最终形成的水平底板冻结壁有效厚度为3.0 m，侧墙冻结壁厚度为2.5 m，水平及竖向支撑冻结壁有效厚度为1.6 m，有效地隔绝了地下水，可在管幕和冻结壁的保护下进行开挖构筑。

1.2 试验方案

上海轨道交通18号线江浦路车站暗挖工程管幕、冻结管参数复杂，排布不均匀，如果完全按照工程实际工况进行试验难度较大，因此试验需要对复杂工程工况进行简化。为研究管幕受力特性及管幕对冻胀的抑制作用，取中部日字形区域(见图2虚线框内区域)进行分析，该区域为施工过程中首先冻结和开挖的区域。为研究管幕的侧向支撑作用，将工程两侧管幕参数合并至日字形区域两侧，建立试验模型。考虑边界条件，工程边界长×宽×高=56 m ×15 m×30 m，设定几何缩比CR=1/20，土箱尺寸为2 800 mm ×750 mm ×1 500 mm，土箱两侧50 mm处焊接钢筋过滤网，过滤网与土箱中间铺设粗砂，侧面连接水箱用于补水，试验土箱见图3。

因MJS加固后的土体受施工影响搅拌不均匀，试验土体难以完全与工程中MJS加固后的土体一致，所以为获得规律性的结论，本次试验使用未加固的现场土体作为试验土层，其物理参数见表1。

表1 试验土体物理参数

管幕及冻结管选用与实际工程相同材质的无缝钢管，可以认为试验中的管幕与冻结管的弹性模量与工程的相同，根据圆形静矩计算方法，对总刚度进行换算。为保证试验中的管幕和冻结管直径合理，根据总散热量相等原则和总刚度相等原则[3,7,19]，对实际布设的管幕及冻结管进行简化。管幕及冻结管参数见表2。

表2 管幕和冻结管参数

由傅立叶准则[20]得知,时间比Ct=CR2=1/400。即模型试验过程1 min相当于实际过程400 min。本次工程积极冻结时间为60 d，换算得出试验积极冻结时间为216 min。由柯索维奇准则[19-20]得出，温度相似比CT=1，即模型中任意一点的温度和原型工程对应点相同。应力场自相似，因此应力场相似比Cσ=1。位移场相似比Cd等于几何缩比，即Cd=CR=1/20。由雷诺准则[21-22]得到，流速缩比Cv=1/20，则盐水流量缩比Cq和制冷量缩比CQ均是1/202。盐水温度与工程相同，设定为-28 ℃。采用质量密度为1 265 kg/m3的CaCl2盐水作为冷媒，盐水由配液圈分配至各冻结管，每个冻结管安装球阀以控制盐水流量，管幕及冻结管布置见图4。采用施加荷载的方法以满足土体重力密度相似比，调整水箱高度以模拟真实地下水位。

图4 冻结管、管幕与传感器布置(单位：mm)

使用DS18B20温度传感器对土体温度变化进行监测，在管幕上粘贴BX120-5AA电阻应变片监测管幕受力，在应变片部位包裹2层纱布并涂抹914密封胶，以防止传感器进水短路。设置温度补偿片，补偿冻结低温带来的误差。安装传感器并做好防水，引出数据线，使用Datataker自动采集数据。传感器布置与安装见图5。

图5 传感器布置与安装

1.3 试验分组

1.3.1 错峰冻结

将日字形区域分为2个部分：区域 Ⅰ 和区域 Ⅱ，如图4所示。试验设计为3组：第1组为同时冻结区域Ⅰ和区域 Ⅱ；第2组为先冻结区域 Ⅰ，间隔30 d再冻结区域 Ⅱ；第3组为先冻结区域 Ⅰ，间隔45 d再冻结区域 Ⅱ。研究区域 Ⅰ 和 Ⅱ 在错峰冻结下管幕的受力规律。

1.3.2 间歇冻结

实际施工过程中，经常采用间歇冻结的方式降低冻胀。间歇冻结采用降低盐水流量、提升盐水温度等方式降低冷量供应，防止冻结壁过厚造成开挖困难，有利于工程节约成本、缩短工期。考虑试验条件和可行性，本次模型试验中将盐水流量降低为0，即冷冻机完全停机。将工程中的间歇冻结停机时间设定为3、5、7 d，对应试验时间分别为10.8、18、25.2 min，查看积极冻结45 d后间歇冻结管幕的受力情况，研究不同间歇时间对冻胀的影响。

1.3.3 上覆荷载变化

进行不同上覆荷载(50、70、160 kN)作用下同时冻结60 d的试验，研究不同上覆荷载条件下管幕冻结受力规律。

根据以上3种试验条件进行试验，试验分组见表3，试验现场见图6。

表3 拟进行的试验

图6 试验现场

2 试验结果分析

试验过程中，土体温度扩展与实际土体冻结温度扩展规律相似，4条测温线冻结壁外缘温度扩展规律见图7。图7表明试验中冻结管及管幕布设是合理的，可以在积极冻结期内达到冻结壁设计厚度。提取各传感器数据，将试验时间换算为工程时间绘制图表，进一步分析错峰冻结、间歇冻结、不同上覆荷载情况下管幕的冻胀规律及受力特征。

图7 4条测温线冻结壁外缘温度规律

2.1 错峰冻结条件下管幕对冻胀的约束

受试验条件影响，原来布设的应变片等传感器存在不同程度的进水短路、数据跳动等现象，因此使用正常数据进行数据分析。在本组试验中Z2、Z3传感器因为应变片进水短路，无数据。对比第1、2、3组试验中Z1传感器的数据，得出错峰冻结30、45 d条件下管幕的受力规律，如图8所示。

图8 错峰冻结模式上部传感器数据

由图8可知，在区域Ⅰ和Ⅱ同时冻结和错峰冻结30、45 d工况下，管幕在冻结后出现较大受力，表明管幕对冻胀产生了较好的约束作用，该约束作用可以有效避免冻土上部土体抬升。由曲线可知，冻胀压力的峰值出现时间随着错峰时间而延长。冻胀峰值延后表明，工程中可以利用延后时间进行不同区段的错峰冻结、开挖等工序，避免不同冻结区段同时冻结产生冻胀峰值，以保护周围结构安全。

分析错峰冻结模式侧面传感器E1数据(E2、E3传感器因短路无数据),见图9。由图9可知，与上部管幕受力规律相似，在同时冻结和错峰冻结30、45 d工况下，管幕约束冻胀的峰值时间随着分区错峰冻结时间逐步增加，因此可以基于管幕受力判断管幕对冻胀产生了较好的约束作用，且表明错峰冻结对实际管幕冻结工程中冻胀的控制具有良好的效果。

图9 错峰冻结模式侧部传感器数据

2.2 间歇冻结条件下管幕对冻胀的约束作用

对比第4、5、6组试验中Z1传感器数据，得出积极冻结45 d后间歇冻结3、5、7 d管幕受力规律，见图10。

图10 间歇冻结模式上部传感器数据

根据上部传感器数据可知，冻结间歇停止后，管幕受力逐渐下降，冻结开机后，冻胀压力继续增加，管幕约束冻胀压力，管幕受力也继续增加，使管幕所受冻胀压力曲线呈现波动分布，并根据间歇时间呈现锯齿形波动。

停冻3、5、7 d后，管幕所受冻胀压力分别可以减少约40、50、60 MPa，但冷冻机间歇开机后冻胀压力的总趋势仍然是增大的，表明间歇冻结方法可以减缓冻胀压力的增大速度，但总冻胀压力仍然会随着冻结时间的增长而增长。

提取间歇冻结模式下侧面传感器E1的监测数据绘制曲线，如图11所示。从侧面管幕数据曲线可以得出，试验数据具有较好的重复性。间歇冻结7 d产生的冻胀压力波动步长明显大于间歇冻结3 d和间歇冻结5 d的。间歇冻结5 d后峰值冻胀压力最大，间歇冻结3 d其次，间歇冻结7 d最小，个人考虑该差距的原因为试验误差。