城市富水地層大型地下空間管幕凍結規律模型試驗研究

王 磊，陳湘生，伍 軍

(1.煤炭科學研究總院，北京 100013；2.北京中煤礦山工程有限公司，北京 100013；3.深圳大學土木與交通工程學院，深圳 518060；4.中國鐵路工程集團有限公司，北京 100055)

0 引言

人工凍結法是礦井建設中的一種特殊地層加固方法，現已成為富水軟土地層地下空間施工的主要工法[1-3]，并廣泛應用于聯絡通道[4]、端頭井[5-6]和下穿結構[7-8]等多種工程中，解決了許多其他工法難以解決的工程難題。隨著我國各大城市地下空間的大規模建設，新建大型地下空間(隧道、地鐵車站、地下交通樞紐、地下商場等)日益增多。大型地下空間隧道或車站的施工特點是斷面大(可達400 m2)、距離長(近100 m)，且新建隧道或車站近接或下穿既有建構筑物(如上覆結構、既有車站等)時，工況環境復雜，難以采用明挖、機械法等常規地下工程施工方法進行建設。

凍結法因其封水和加固效果好、適應性強等優勢，在大型地下空間建設中得到了廣泛應用，例如：2018年上海軌道交通18號線區間隧道穿越運營的10號線國權路車站凍結工程；2019年廣州軌道交通11號線廣州云大1#橫通道、2#橫通道、配線延長段、岔道渡線段隧道凍結工程等。這些大型地下空間工程凍結產生的凍土體量一般都超過10 000 m3，達常規凍結聯絡通道凍土體量的30倍以上，凍脹融沉效應顯著。大型地下空間凍結施工的安全性引起了工程建設者的重點關注。其中, 人工凍土的凍脹效應是影響凍結施工安全的重要因素，其次是融沉效應。二者相較而言，融沉效應可以通過跟蹤注漿和多點注漿等方式緩解，但凍脹控制則相對困難。諸多學者認為如果能控制住凍脹，對應的融沉也就可以控制了[9]，因此在凍結法施工中需要重點關注凍脹的發展。

在大體量凍土凍脹控制方面，一些研究人員采用了管幕凍結技術。管幕是設計在隧道四周、沿隧道全長布置的鋼管，承載土體壓力；凍結是采用人工制冷的方法把鋼管之間的土體凍結，形成止水帷幕，在凍土的保護下進行開挖構筑。管幕+凍土復合結構可以聯合承擔外荷載，進而顯著減小凍結壁的厚度，是大型地下空間工程施工的一種有效手段。

近年來，部分學者對管幕+凍土進行了試驗與工程應用研究。其中，日本較早對管幕凍結法進行了研究，日本株式會社精研探討了凍土與鋼管聯合承載力學性能并進行了模型試驗[10-12]。周曉敏等[13]論述了鋼管棚+凍土的力學特性，認為該復合結構可以提高大跨度地下工程施工的安全性。胡向東等[14]依托港珠澳大橋珠海連接線拱北隧道工程開展模型試驗，驗證了管幕鋼管內主力凍結管、異形凍結管和升溫限位管布置方案的可行性。張軍等[15]對拱北隧道限位管進行了試驗研究，得出限位管內鹽水溫度為8 ℃時可以較好地控制凍土厚度的結論。胡俊等[16-17]對不同管幕填充形式和凍結管布置方案的溫度場發展進行了數值計算研究，優化了管幕與凍結管布置方案。劉健鵬等[18]將水平凍結+管棚加固方法應用于某下穿工程，并得出該工程上部結構最大沉降為2.6 mm，驗證了該工藝的合理性。

綜上所述，現階段管幕與凍土聯合承載的工程案例較少，管幕凍結模型試驗成果缺乏，凍脹控制方法仍需深入探討。本文基于實際大體量管幕凍結工程，采用動態模擬地下水補給的凍結多功能模型試驗臺，開展淺覆土車站管幕凍結模型試驗，研究大型地下空間管幕凍結凍脹控制方案及其效果，以期為大型地下空間凍結設計與施工提供依據。

1 模型試驗方案

1.1 工程概況

上海軌道交通18號線江浦路車站為軌道交通8號線與18號線十字換乘車站，其位置見圖1。其中，8號線江浦路站已通車運營，18號線江浦路站為在建車站，站臺中心處頂板覆土約2.476 m，底板埋深14.976 m。車站凍結暗挖段總平面圖如圖1所示。本工程施工區域為圖1的南部暗挖區域，起始點為先行實施的工作井至8號線江浦路車站側墻，暗挖段長度為15.899 m。

圖1 車站凍結暗挖段總平面圖

施工區域主要地層為⑤11灰色黏土和⑤12灰色粉質黏土。因埋深較淺，上部存在大量管線，無法采用明挖法施工，而若完全采用凍結加固，凍脹量必然較大。根據工程經驗，如果直接采用人工凍結工法，上部地表凍脹抬升可能達到0.5 m以上，將造成上覆道路破壞，施工后期融沉亦難以控制，因此，為減少凍脹融沉，采用管幕凍結技術施工車站。

工程采用“高壓旋噴注漿(MJS)加固+管幕凍結+礦山暗挖”法進行加固，即首先對開挖區域土體進行MJS加固，然后采用管幕凍結法加固地層，繼而采用礦山法對通道進行開挖支護。其中，MJS加固在凍結前已施工完成。

項目總共布置5排管幕，3橫排2豎排，管幕均采用φ273 mm×10 mm的無縫鋼管。第1橫排管幕布置在結構頂部，間距為450 mm，每根管幕內部下放1根φ89 mm×5 mm的凍結管用于頂部凍結封水；第2、3橫排布置在負一層梁板結構上部。其中，第2排每根管幕內部下放1根φ89 mm×5 mm的凍結管，用于凍結封水；第3排為φ273 mm×10 mm的純管幕。兩側墻位置分別設置1豎排管幕，每2根管幕中間設置1根內部帶凍結管的管幕管，凍結管規格為φ89 mm ×5 mm，還布置了3橫排、6豎排φ127 mm×10 mm的凍結孔，用以形成管幕凍結帷幕。其中，管幕設計長度均為17.5 m，一端鉆入車站側墻，凍結管長度均為17.4 m，以循環鹽水，管幕及凍結管位置如圖2所示。

圖2 工程中管幕及凍結管位置(單位：mm)

因暗挖斷面較大，施工過程中采用分區、分層凍結及開挖的方式縮小斷面尺寸。設計凍結及開挖支護流程為：1)首先凍結區域1，凍結壁達到設計厚度后開挖區域1上部并支護；2)開挖區域1下部并支護，同時凍結區域2，達到設計厚度后開挖區域2上部并支護；3)凍結區域3，同時開挖區域2下部并支護；4)區域3凍結達到設計厚度后開挖區域3并支護，同時凍結區域4；5)區域4凍結壁達到設計厚度后開挖區域4。工程最終形成的水平底板凍結壁有效厚度為3.0 m，側墻凍結壁厚度為2.5 m，水平及豎向支撐凍結壁有效厚度為1.6 m，有效地隔絕了地下水，可在管幕和凍結壁的保護下進行開挖構筑。

1.2 試驗方案

上海軌道交通18號線江浦路車站暗挖工程管幕、凍結管參數復雜，排布不均勻，如果完全按照工程實際工況進行試驗難度較大，因此試驗需要對復雜工程工況進行簡化。為研究管幕受力特性及管幕對凍脹的抑制作用，取中部日字形區域(見圖2虛線框內區域)進行分析，該區域為施工過程中首先凍結和開挖的區域。為研究管幕的側向支撐作用，將工程兩側管幕參數合并至日字形區域兩側，建立試驗模型。考慮邊界條件，工程邊界長×寬×高=56 m ×15 m×30 m，設定幾何縮比CR=1/20，土箱尺寸為2 800 mm ×750 mm ×1 500 mm，土箱兩側50 mm處焊接鋼筋過濾網，過濾網與土箱中間鋪設粗砂，側面連接水箱用于補水，試驗土箱見圖3。

因MJS加固后的土體受施工影響攪拌不均勻，試驗土體難以完全與工程中MJS加固后的土體一致，所以為獲得規律性的結論，本次試驗使用未加固的現場土體作為試驗土層，其物理參數見表1。

表1 試驗土體物理參數

管幕及凍結管選用與實際工程相同材質的無縫鋼管，可以認為試驗中的管幕與凍結管的彈性模量與工程的相同，根據圓形靜矩計算方法，對總剛度進行換算。為保證試驗中的管幕和凍結管直徑合理，根據總散熱量相等原則和總剛度相等原則[3,7,19]，對實際布設的管幕及凍結管進行簡化。管幕及凍結管參數見表2。

表2 管幕和凍結管參數

由傅立葉準則[20]得知,時間比Ct=CR2=1/400。即模型試驗過程1 min相當于實際過程400 min。本次工程積極凍結時間為60 d，換算得出試驗積極凍結時間為216 min。由柯索維奇準則[19-20]得出，溫度相似比CT=1，即模型中任意一點的溫度和原型工程對應點相同。應力場自相似，因此應力場相似比Cσ=1。位移場相似比Cd等于幾何縮比，即Cd=CR=1/20。由雷諾準則[21-22]得到，流速縮比Cv=1/20，則鹽水流量縮比Cq和制冷量縮比CQ均是1/202。鹽水溫度與工程相同，設定為-28 ℃。采用質量密度為1 265 kg/m3的CaCl2鹽水作為冷媒，鹽水由配液圈分配至各凍結管，每個凍結管安裝球閥以控制鹽水流量，管幕及凍結管布置見圖4。采用施加荷載的方法以滿足土體重力密度相似比，調整水箱高度以模擬真實地下水位。

圖4 凍結管、管幕與傳感器布置(單位：mm)

使用DS18B20溫度傳感器對土體溫度變化進行監測，在管幕上粘貼BX120-5AA電阻應變片監測管幕受力，在應變片部位包裹2層紗布并涂抹914密封膠，以防止傳感器進水短路。設置溫度補償片，補償凍結低溫帶來的誤差。安裝傳感器并做好防水，引出數據線，使用Datataker自動采集數據。傳感器布置與安裝見圖5。

圖5 傳感器布置與安裝

1.3 試驗分組

1.3.1 錯峰凍結

將日字形區域分為2個部分：區域 Ⅰ 和區域 Ⅱ，如圖4所示。試驗設計為3組：第1組為同時凍結區域Ⅰ和區域 Ⅱ；第2組為先凍結區域 Ⅰ，間隔30 d再凍結區域 Ⅱ；第3組為先凍結區域 Ⅰ，間隔45 d再凍結區域 Ⅱ。研究區域 Ⅰ 和 Ⅱ 在錯峰凍結下管幕的受力規律。

1.3.2 間歇凍結

實際施工過程中，經常采用間歇凍結的方式降低凍脹。間歇凍結采用降低鹽水流量、提升鹽水溫度等方式降低冷量供應，防止凍結壁過厚造成開挖困難，有利于工程節約成本、縮短工期。考慮試驗條件和可行性，本次模型試驗中將鹽水流量降低為0，即冷凍機完全停機。將工程中的間歇凍結停機時間設定為3、5、7 d，對應試驗時間分別為10.8、18、25.2 min，查看積極凍結45 d后間歇凍結管幕的受力情況，研究不同間歇時間對凍脹的影響。

1.3.3 上覆荷載變化

進行不同上覆荷載(50、70、160 kN)作用下同時凍結60 d的試驗，研究不同上覆荷載條件下管幕凍結受力規律。

根據以上3種試驗條件進行試驗，試驗分組見表3，試驗現場見圖6。

表3 擬進行的試驗

圖6 試驗現場

2 試驗結果分析

試驗過程中，土體溫度擴展與實際土體凍結溫度擴展規律相似，4條測溫線凍結壁外緣溫度擴展規律見圖7。圖7表明試驗中凍結管及管幕布設是合理的，可以在積極凍結期內達到凍結壁設計厚度。提取各傳感器數據，將試驗時間換算為工程時間繪制圖表，進一步分析錯峰凍結、間歇凍結、不同上覆荷載情況下管幕的凍脹規律及受力特征。

圖7 4條測溫線凍結壁外緣溫度規律

2.1 錯峰凍結條件下管幕對凍脹的約束

受試驗條件影響，原來布設的應變片等傳感器存在不同程度的進水短路、數據跳動等現象，因此使用正常數據進行數據分析。在本組試驗中Z2、Z3傳感器因為應變片進水短路，無數據。對比第1、2、3組試驗中Z1傳感器的數據，得出錯峰凍結30、45 d條件下管幕的受力規律，如圖8所示。

圖8 錯峰凍結模式上部傳感器數據

由圖8可知，在區域Ⅰ和Ⅱ同時凍結和錯峰凍結30、45 d工況下，管幕在凍結后出現較大受力，表明管幕對凍脹產生了較好的約束作用，該約束作用可以有效避免凍土上部土體抬升。由曲線可知，凍脹壓力的峰值出現時間隨著錯峰時間而延長。凍脹峰值延后表明，工程中可以利用延后時間進行不同區段的錯峰凍結、開挖等工序，避免不同凍結區段同時凍結產生凍脹峰值，以保護周圍結構安全。

分析錯峰凍結模式側面傳感器E1數據(E2、E3傳感器因短路無數據),見圖9。由圖9可知，與上部管幕受力規律相似，在同時凍結和錯峰凍結30、45 d工況下，管幕約束凍脹的峰值時間隨著分區錯峰凍結時間逐步增加，因此可以基于管幕受力判斷管幕對凍脹產生了較好的約束作用，且表明錯峰凍結對實際管幕凍結工程中凍脹的控制具有良好的效果。

圖9 錯峰凍結模式側部傳感器數據

2.2 間歇凍結條件下管幕對凍脹的約束作用

對比第4、5、6組試驗中Z1傳感器數據，得出積極凍結45 d后間歇凍結3、5、7 d管幕受力規律，見圖10。

圖10 間歇凍結模式上部傳感器數據

根據上部傳感器數據可知，凍結間歇停止后，管幕受力逐漸下降，凍結開機后，凍脹壓力繼續增加，管幕約束凍脹壓力，管幕受力也繼續增加，使管幕所受凍脹壓力曲線呈現波動分布，并根據間歇時間呈現鋸齒形波動。

停凍3、5、7 d后，管幕所受凍脹壓力分別可以減少約40、50、60 MPa，但冷凍機間歇開機后凍脹壓力的總趨勢仍然是增大的，表明間歇凍結方法可以減緩凍脹壓力的增大速度，但總凍脹壓力仍然會隨著凍結時間的增長而增長。

提取間歇凍結模式下側面傳感器E1的監測數據繪制曲線，如圖11所示。從側面管幕數據曲線可以得出，試驗數據具有較好的重復性。間歇凍結7 d產生的凍脹壓力波動步長明顯大于間歇凍結3 d和間歇凍結5 d的。間歇凍結5 d后峰值凍脹壓力最大，間歇凍結3 d其次，間歇凍結7 d最小，個人考慮該差距的原因為試驗誤差。

圖11 間歇凍結模式側面傳感器數據

2.3 不同上覆荷載條件下管幕對凍脹的約束作用

進行了不同上覆荷載作用下的同時凍結試驗，分析第7、8、9組試驗結果，提取Z2傳感器數據，如圖12所示。

50 kN上覆荷載下的傳感器無數據。

由圖12可知，上覆壓力越大，管幕受凍脹壓力越小。提取以上3組試驗Z3傳感器數據，見圖13所示。

圖13 不同上覆荷載模式下上部傳感器Z3數據

Z3傳感器數據與Z2傳感器數據呈現一致性，上覆壓力越大，凍脹壓力越小。

3 結論與建議

基于上海軌道交通18號線江浦路車站管幕凍結暗挖工程，進行了管幕凍結相似模型試驗，對不同凍結影響因素下的管幕受力規律進行了研究，結果表明：

1)管幕對凍脹產生了較好的約束作用，錯峰凍結對實際管幕凍結工程中凍脹的控制具有良好的效果。凍脹壓力的峰值出現時間隨著錯峰時間而延長，工程中可以利用延后時間進行不同區段的錯峰凍結、開挖等工序，避免不同凍結區段同時凍結產生凍脹峰值。

2)間歇凍結后管幕受力曲線根據停凍時間呈現規律性鋸齒波動，停凍3、5、7 d后，管幕所受凍脹壓力分別可以減少約40、50、60 MPa，表明在管幕+凍土聯合承載工況下，采用間歇凍結可以有效降低凍脹壓力。

3)上覆壓力越大，凍脹壓力越小，管幕受凍脹壓力也越小，表明在管幕+凍土聯合承載工況下，較大的上覆壓力(埋深)可以約束凍脹的發展。

受限于實際工程的復雜性，本試驗較多地反演了工程施工中可能出現的問題，得出了一些規律性的結論，但定量分析仍有不足。在后期研究中，將基于試樣試驗和小型物理模型試驗，對管幕與凍土聯合承載條件下的凍脹規律及控制機制進行深入研究。