大直径盾构始发段冻结对槽壁影响的实测研究

黄丰，石荣剑，岳丰田，张勇，陆路

(中国矿业大学 深部岩土力学与地下工程国家重点实验室 力学与土木工程学院，江苏 徐州，221116)

盾构始发和接收施工中常用人工冻结法来改良地层，以维护洞门凿除时工作井外部土体的稳定[1]，特别是在软弱富含水地层中，冻结加固形成的冻土具有均匀性高、封水效果好的特点[2]。但冻土形成过程中产生的冻胀作用[3]会引起工作井槽壁和周围地层变形，而盾构始发前需对洞门处槽壁进行凿除，此时，较大的冻胀力极易对槽壁造成破坏，影响盾构的正常始发，甚至造成较大的安全事故，特别是在大直径盾构始发段冻结施工中，由于基坑槽壁深、形成冻土体积大，冻胀引起槽壁变形更加不容忽视[4]。在冻结过程中，冻胀变形和冻胀力的变化与冻土约束条件紧密相关，施工前很难准确确定槽壁承受的冻胀力，因此，在盾构始发工作井设计中一般不考虑冻胀力的作用，而是通过槽壁变形监测结果来评价冻结施工中冻胀的影响，并采取相应措施来保证工作井槽壁结构的稳定性[5]。

对于大直径盾构始发段冻结加固工程来说，控制冻胀影响不仅是维护工作井稳定的关键环节，也是保证盾构正常始发施工的技术要求[6]，众多学者针对盾构始发段冻结加固过程开展了一系列研究，而数值模拟方法是分析冻胀影响的常用手段。针对盾构始发段冻结加固特点，姚直书等[7]通过数值模拟方法研究了冻胀力变化规律，建立了水平冻胀力和冻结壁厚度的关系。丁烈云等[8-9]基于武汉和南京地区盾构始发段冻结施工的实测数据，通过数值计算方法分析了盾构始发段地层的变形规律，获得了地表沉降计算曲线，发现冻结期间地表最大变形量可达到35.5 mm。ZHANG 等[10]针对盾构端头冻结施工的复杂工况条件，通过数值模拟方法分析冻结过程中水、热、力耦合的变化，研究了埋深、冻结温度和冻结壁厚度对地表冻胀变形的影响。杨纪彦等[11-12]通过数值模拟方法研究了盾构始发冻结施工过程中温度场变化规律，分析了不同地质条件对盾构始发段冻结施工的影响。基于工程原型的模型实验也是分析冻胀影响的有效手段，姚直书等[13]通过深基坑排桩模型实验研究冻胀对排桩的影响，测得最大水平冻胀力达到0.238 MPa，而通过设置卸压孔等施工措施可以将冻胀力降低到0.133 MPa；黄建华[14-15]通过冻结过程中应力场、温度场和应变场耦合分析的方法来研究冻胀变形特征、冻胀特性与周围约束条件的关系，分析了冻胀对止水帷幕结构的影响规律；YANG等[16]采用盾构始发段液氮冻结加固实验验证了0.15 MPa 水压力下冻结加固体的密封效果，分析了冻结加固对周围环境的影响。由于槽壁变形和盾构推进施工也会影响冻胀作用的演变过程[17-18]，因此，考虑施工工况的现场实测方法是评价冻胀影响的直接手段。杨平等[19-20]通过对盾构工作井冻结加固温度场的现场监测，分析了地质条件、地下水渗流以及地层改良对温度场分布特征的影响；HU等[21]针对大直径盾构工作井垂直冻结施工监测，发现温度变化对地表冻胀变形会产生明显影响，而温度场的分布特征和演变也会引起冻土冻胀力和冻胀变形的变化[22-23]，深基坑排桩冻结施工中实测的冻胀压力可达到主动土压力的37%～184%，最大冻胀力远大于设计值[24]。

已有研究结果表明，盾构始发过程中冻胀会对周围环境产生明显影响，而周围环境约束条件又会影响冻胀的演变过程，因此，深基坑槽壁变形和承受的冻胀力是评价冻胀影响的关键因素，对两者之间协调关系的准确评价也是数值模拟方法分析冻胀影响的基础。由于工作井混凝土槽壁的强度远比地层的强度高，已有研究多关注地层的冻胀变形和槽壁承受的冻胀力，而忽略混凝土槽壁的变形，这会使研究结果产生较大误差。特别是对于大直径盾构始发段的冻结加固工程来说，槽壁承受冻胀力和变形的变化规律不仅是工作井设计的基础，而且是评价工作井槽壁结构稳定性的关键因素。上海上中路隧道是国内第一条直径超过14 m 的超大直径隧道[25]，本文作者通过对盾构始发段冻结工程的现场监测，分析槽壁变形和承受冻胀力的变化特征，获得冻结加固施工对槽壁的影响规律，研究成果可供大直径盾构始发段冻结加固设计、施工和相关研究时参考。

1 冻结工程施工过程

1.1 工程概况

上海上中路越江隧道选用直径为14.87 m的泥水平衡盾构施工，盾构始发工作井围护结构采用1.2 m 厚的C30 钢筋混凝土地下连续墙，深度为48 m。工作井底板深度为24.5 m，槽壁上洞门直径为15.2 m，洞门中心标高为-11.35 m，地面标高为+4.90 m。盾构始发段施工范围涉及的地层为灰色淤泥质粉质黏土③、灰色淤泥质黏土④、灰色粉质黏土⑤，采用冻结板块加门型拱棚冻结方案进行地层改良，影响槽壁变形的前冻结板块由间距为1.5 m 的4 排冻结孔形成，冻结孔深度为27 m，间距为1 m，呈梅花形布置，如图1所示。

1.2 测点布置

为了减小测温管对盾构推进施工的影响，在盾构推进线路上布置2个深度为8 m的浅测温孔C7和C12，在盾构推进线路外布置4个深度27 m的深测温孔C4，C5，C6 和C8，用于监测冻结范围内地层温度变化，更好地评价冻结壁的质量，保证盾构始发时的工程安全。利用C6 测温钢管的固定作用，在其外部横向布置6个压力计[26]，用于监测冻结过程中冻土的冻胀压力。为了监测工作井变形，在槽壁顶部设置3 个位移测点SW1，SW2 和SW3，在槽壁内部竖向埋设深度为45 m的测斜管，通过测斜仪监测槽壁的弯曲变形，具体测点布置如图1所示。待冻结壁交圈后，从工作井槽壁内侧水平钻孔，在洞门中心和边侧位置各布置1个压力计，用于监测槽壁承受的冻胀压力。

图1 冻结区域布置图Fig.1 Layout of frozen area

1.3 冻结施工过程

工作井开挖及内衬结构施工完成后进行冻结孔施工，冻结加固范围为洞门四周3 m区域，冻结管上部5.5 m 范围采用接长回液管的局部冻结模式。对4排冻结管同时开始冻结施工，冻结38 d后开始分层凿除洞门内混凝土，冻结68 d 后开始盾构始发推进施工，盾构推出冻结区域完成洞门密封后停止冻结。冻结过程共进行97 d，在施工过程中，对地层温度、冻胀压力和槽壁变形进行连续监测。

2 监测结果分析

2.1 冻结温度场的变化过程

冻结过程中，C6、C7 测温孔内不同深度的测点温度变化如图2所示。从图2可以看出，不同深度测点的温度变化规律基本一致，仅在深度为5.5 m和27 m的冻结区域上、下两端位置，受到冷媒循环末端和周围未冻地层的双重影响，测点温度偏高3～4 ℃，但在完全破除洞门前土体温度均低于-20 ℃，冻结壁整体质量满足冻结设计要求。盾构推进线路上浅测温孔C7 和边界位置深测温孔C6 的温度变化规律基本一致，说明槽壁外形成冻结壁整体较均匀。

图2 不同深度温度变化曲线Fig.2 Temperature curves at different depths

从不同冻结时间的测点温度变化过程可以看出，土体温度在积极冻结、洞门槽壁破除和盾构推进3个不同施工阶段的变化规律存在差别。受密集布孔良好冻结效果的影响，初始冻结期土体降温梯度大，冻结开始10 d，测点温度即降到0 ℃左右。受水结冰释放潜热影响，地层温度在0 ℃维持近10 d，至冻结22 d 后，土体才全部进入负温状态，使测点温度明显下降。冻结38 d 后，冻土温度均低于-20 ℃，开始洞门混凝土凿除施工。受表面保温层拆除影响，土体温度稍有上升，但温升幅度不大，不会明显降低冻土强度。冻结68 d，洞门完全凿除后开始盾构始发推进，初始推进阶段对冻土温度影响较小，冻结80 d 后，盾构完全进入冻土区域，设备热量使土体温度明显升高，C7测温孔中深度8.5 m 处的测点距离盾构边缘0.5 m，在盾构推进过程中温度升高近15 ℃，冻土强度明显降低，因此，施工中应注意监测盾构周圈冻土的稳定性，避免影响盾构正常推进施工。

2.2 冻土的冻胀力变化过程

冻结过程中C6 测温孔处不同深度的冻胀力变化曲线如图3所示。压力计固定在直径为89 mm的测温钢管上，测试过程中压力计不会发生水平移动，所以，获得的冻胀力为冻结壁内最大冻胀力。从图3可以看出，在冻结开始20 d内的初始冻结阶段，由于槽壁外未完全形成冻土，冻结壁之间的未冻土可以吸收冻土的冻胀作用，因此，不同深度的冻胀力均维持在原始地层压力水平，未发生明显变化。随着槽壁外未冻土的消失，冻土的冻胀力开始增加，特别是冻结25 d 后，土体温度降低会明显提高冻土强度和弹性模量，使冻胀力明显增加。冻结38 d 后，冻土冻胀力达到最大值，并维持基本稳定，此时，冻土温度均低于-20 ℃。

图3 不同深度冻胀力变化曲线Fig.3 Curve of frost heave pressure at different depths

受到洞门混凝土凿除、盾构推进等后续施工的影响，冻土的冻胀力会产生波动。洞门混凝土凿除施工降低了周围土体对冻土的限制作用，导致冻土冻胀力减小，而盾构推进施工又会造成土体压力增加，从而使冻胀力变大，因此，冻土周围约束作用的变化会明显改变冻胀力。

2.3 槽壁承受冻胀力的变化过程

冻结38 d 后，槽壁外冻结壁温度均低于-20 ℃，从工作井槽壁内侧施工水平孔来布置冻胀压力计，测试槽壁承受的冻胀压力，冻结过程中洞门中心和侧边位置槽壁承受冻胀力的变化曲线如图4所示。

图4 槽壁冻胀力变化曲线Fig.4 Change curve of frost heave pressure

从图4可以看出，水平钻孔布置冻胀压力计2～3 d 后即可测试到槽壁承受的最大冻胀力，说明槽壁外冻结壁在没有支撑的条件下其变形速率较快，施工中需要及时支撑暴露的冻结壁，以减少开挖后冻结壁变形。洞门内混凝土采用分层剥离方式进行破除，冻结46 d 时槽壁强度降低使槽壁变形增加，导致槽壁承受的冻胀力变小，洞门侧边位置的冻胀力从0.465 MPa 减小至0.372 MPa。冻结58 d时，洞门剥离至槽壁外侧最后一层钢筋，洞门侧边的冻胀力仍有少许下降，由于钢筋尚未割除，冻胀压力变化幅度不大。

洞门中心和侧边冻胀压力计的埋设深度均为16.25 m，冻结44 d 时，实测最大冻胀力分别为0.465 MPa 和0.144 MPa，而C6 测温孔位置深度16 m处的最大冻胀力达到 0.686 MPa。洞门位置最大冻胀力偏小的原因是洞门内混凝土的凿除施工引起槽壁变形削弱了槽壁对冻土的约束作用，释放部分冻胀变形，从而减小了槽壁承受的冻胀力。而洞门中心位置冻胀力小于洞门侧边位置的冻胀力，其原因也是洞门破除期间中心位置的槽壁变形大于侧边的槽壁变形，较大的槽壁变形释放了部分冻胀力。因此，考虑到冻结施工期间槽壁变形影响，采用冻土最大冻胀力进行槽壁结构设计是偏安全的，施工中，通过减少槽壁支撑强度等措施允许槽壁产生一定变形，也可以降低其承受的冻胀力，减小槽壁结构内部的应力。

2.4 槽壁顶端位移的变化过程

冻结施工期间，工作井槽壁顶端位移变化曲线如图5所示 。

图5 槽壁顶端位移变化曲线图Fig.5 Variation curve of top displacement of groove wall

从图5可以看出：受到冻土形成过程中冻胀作用影响，槽壁顶端整体向工作井内部偏移；在开始冻结22 d 的初始冻结阶段，槽壁外部未冻土及高温冻土的强度和弹性模量远比槽壁混凝土的小，因此，冻胀作用主要被地层变形吸收，槽壁顶端位移较小；随着冻结壁完全交圈及冻土温度降低，槽壁顶端位移开始增加，冻结38 d 时，其位移达到5.12 mm，冻土温度均低于-20 ℃，冻土强度和弹性模量显著提高；冻结38 d 后，分层凿除洞门混凝土削弱了冻土的限制作用，冻胀力的降低也导致槽壁顶端位移减小，但随着洞门凿除造成槽壁整体支撑作用减弱，槽壁顶端的变形量明显增加。

SW1，SW3 和SW2 测点分别位于槽壁两端和中心位置，受到工作井两侧侧墙的支撑作用，SW1 和SW3 测点的水平位移明显小于中间位置的SW2 测点的水平位移，而SW3 测点距离左侧侧墙更近，此处的水平位移最小。因此，工作井槽壁顶端变形沿槽壁轴线方向近似呈弧形分布，洞门中心位置的水平位移最大，盾构始发前最大位移达到28.76 mm。

2.5 槽壁弯曲变形的变化过程

以槽壁顶端为基准，通过不同深度槽壁水平位移来表征槽壁的弯曲变形，冻结期间不同深度槽壁水平位移的分布曲线如图6所示，图中位移以远离冻结区域方向为负。

图6 槽壁弯曲变形曲线Fig.6 Bending deformation curve of groove wall

从图6可以看出，由于上部地层采用局部冻结方式，受较弱冻胀作用及浅部槽壁自由变形影响，在冻结过程中，6 m深度范围的槽壁水平位移相差不大，槽壁未产生弯曲变形。在工作井底板的支撑作用下，底板上部和下部槽壁分别向工作井内、外产生弯曲变形。槽壁承受冻胀力是引起工作井槽壁弯曲变形的直接原因，冻土冻胀作用使冻结范围槽壁向工作井内部产生弯曲变形，最大水平位移约2.11 mm，出现在深度10～20 m 的范围内。受到工作井底板支撑作用影响，深度24.5 m 处槽壁水平位移较小，而底板以下槽壁向土层方向弯曲变形，深度35～40 m 范围的最大水平位移约为3.62 mm。

从冻结范围内槽壁弯曲变形的变化过程看，随着冻结过程中冻胀力增加，冻结范围内槽壁水平位移持续增大，最大水平位移出现在冻结30～40 d 期间，由图3 和图4 可以看出，此时冻结壁内的冻胀力也达到最大值。随着洞门混凝土凿除造成围护结构位移增加，减小了槽壁承受的冻胀力，使槽壁弯曲变形变小，冻结60 d 时，工作井底板上部槽壁的最大水平位移仅为1.21 mm。

3 讨论

3.1 冻结过程对槽壁变形的影响分析

冻结过程中工作井槽壁承受冻胀力与顶端位移的变化曲线如图7所示。在初始冻结阶段，冻土的冻胀作用主要引起未冻土压缩变形。从图7可以看出：初始冻结阶段冻胀力和槽壁位移的变化幅度较小；冻结15 d 后，冻结壁开始交圈，随着槽壁外未冻土的消失，冻土冻胀力逐渐增大，特别是冻结25 d 后，整体冻结壁的平均温度持续降低提高了冻土整体强度，从而使冻结壁内的冻胀力明显增加，此时，槽壁混凝土的强度和刚度远大于冻土的强度和刚度，所以，槽壁几乎未出现水平位移，直至最大冻胀力增至0.9 MPa时，槽壁顶端才开始变形，且随着冻胀力增加而持续增大；冻结38 d后，冻土温度全部降低到-20 ℃以下，槽壁外形成冻结壁的整体强度和弹性模量与槽壁混凝土的相差不大，冻胀力作用导致槽壁顶端位移持续增加，而冻结壁内冻胀力不再增大；冻结68 d后，洞门混凝土凿除施工削弱了冻土约束作用，不仅会降低冻胀力，而且槽壁顶端水平位移的增长率开始减小，槽壁逐渐进入稳定状态；随着盾构始发推进，盾构推力也会影响地层内压力分布，导致冻土冻胀力在盾构推进过程中出现较大波动。

图7 槽壁顶端位移与冻胀力的变化曲线Fig.7 Curve of wall displacement and frost heave force

因此，在冻结过程中，冻胀力是影响工作井槽壁变形的直接原因，而槽壁变形是冻胀力作用的宏观表现。槽壁外冻结壁的整体强度和弹性模量的变化会影响冻胀力的增长过程，而槽壁远离冻土区的变形又会吸收冻胀作用，抑制冻胀力的持续增长，因此，在冻结施工过程中允许工作井槽壁产生一定变形，可以减小冻胀力的增长幅度，改善工作井槽壁结构的受力状态，提高工作井的稳定性。

3.2 地层深度对冻胀力分布的影响分析

冻结过程中，冻结范围内不同深度地层最大冻胀力的分布特征如图8所示。

图8 地层冻胀力的分布曲线Fig.8 Curve of formation frost heave force

从图8可以看出，地层最大冻胀力随着埋深的增加而呈近线性增大，施工中，实测最大冻胀力由浅部埋深6 m 处的0.314 MPa 呈近线性增加至埋深20 m处的0.782 MPa，不同深度地层的最大冻胀力差别由周围地层限制作用的差异造成，深部较大土压力对冻胀变形的限制作用强，导致最大冻胀力增大，在冻结过程中，不同深度地层最大冻胀力约是相应深度地层压力的1.5～2.0 倍。深度24 m 处的冻胀力明显偏大的原因是槽壁受到工作井底板的支撑作用，变形量较小，最大冻胀力达到1.176 MPa，是原始地层压力的3.018 倍，这也说明地层最大冻胀力与周围地层的约束作用紧密相关，施工中可采取措施减小地层限制作用，来降低冻结壁内的最大冻胀力。

3.3 槽壁弯曲变形的变化特征分析

在冻结过程中，不同深度槽壁水平位移的变化如图9所示，图中位移以偏离冻土方向为负。

从图9可以看出：受到冻结施工影响，初始冻结阶段工作井槽壁整体向工作井方向偏移；随着冻结进行，不同深度槽壁变形量开始增加，最大水平位移出现在冻结30～40 d时，此时，槽壁外冻结壁温度低于-20 ℃，冻土的强度和弹性模量较高，冻胀力明显增加而槽壁顶端水平位移较小，冻胀力增加造成槽壁出现较大弯曲变形；冻结40 d后，槽壁水平位移增加，不仅使冻胀力不再增加，而且也减小了不同深度槽壁水平位移的差距，缩小了槽壁整体弯曲的曲率，因此，槽壁承受的冻胀力是其产生弯曲变形的直接原因。

图9 不同深度的槽壁弯曲变形变化曲线Fig.9 Variation curve of bending deformation of groove wall at different depths

从槽壁水平位移的竖向分布来看，受到工作井底板的支撑作用，深度为25 m 的底板位置槽壁水平位移的变化量较小，底板以上槽壁向工作井方向偏离，最大水平位移出现在冻结30 d 左右，而底板以下槽壁向冻土方向偏移，最大水平位移出现在冻结40 d 后。下部槽壁变形较上部延迟以及变形量偏小的原因是工作井内衬结构提高了槽壁结构的强度和刚度，从而减小其变形量。

从洞门深度范围的槽壁水平位移来看，洞门混凝土分层凿除施工对槽壁弯曲变形不会产生明显影响，说明外层钢筋割除前槽壁仍能保持一定强度，而且工作井外冻结壁也可以提供良好的支撑作用，所以，洞门内混凝土被完全破除后，冻结壁可以有效抵挡外部水土压力，维持外部土体稳定。

4 结论

1) 冻结初始阶段的冻胀作用主要引起地层压缩变形，当冻结壁温度均降低到-20 ℃以下时，冻胀力才会引起槽壁水平位移明显增大，盾构始发前实测槽壁顶端的最大位移达到28.76 mm。

2) 冻土内最大冻胀力随着埋深的增加而呈近线性增大，在深度6～20 m 范围内，冻土最大冻胀力从0.314 MPa 呈近线性增至0.782 MPa，是相应深度原始地层压力的1.5～2.0倍。

3) 工作井底板上部和下部的槽壁分别向工作井内、外方向弯曲变形，冻结施工期间最大水平位移出现在深度10～20 m和35～40 m范围内，分别达到2.11 mm和3.62 mm。

4) 冻土冻胀力是工作井槽壁变形的直接原因，而槽壁变形也会影响冻胀力的分布特征和变化过程。冻结38 d 后，槽壁水平位移的增加，不仅会抑制冻胀力的增长，而且可以减小槽壁结构的弯曲变形。