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冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版Vol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024收稿日期：2023-09-11修回日期：2023-10-15基金项目：国家自然科学基金面上项目（42177162）.作者简介：石钰锋（1985-），男，博士，教授，主要从事隧道与地下工程科研及教学工作，E-mail:.通讯作者：蔡家城（1999-），男，硕士研究生，主要从事基坑工程研究工作，E-mail：.冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析石钰锋1,2蔡家城1张 涛3张晗秋4李君贤1顾大均5（1.华东交通大学土木建筑学院，南昌 330013；2.华东交通大学江西建筑设计院有限公司，南昌 330013；3.中南大学土木工程学院，长沙 410075；4.南昌轨道交通集团有限公司，南昌 330038；5.中国铁路南昌局集团有限公司，南昌 330009）摘要：为探究冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片的影响，依托南昌地铁1号线东延段瑶湖东站麻丘站区间2#联络通道工程开展现场测试，对邻近管片水土压力、结构内力、竖向位移、净空收敛以及地表沉降进行长期监测。结果表明：（1）联络通道开挖前，受冻胀力影响，邻近盾构隧道管片环外水土压力有所增大，其最大值分别为170 kPa、150 kPa，相较于冻结前分别增大11.1%、15.4%；土体稳定后水土压力最大值分别为173 kPa、148 kPa，相较于冻结前分别增大12.4%、13.8%。（2）受地层冻结影响，邻近管片最大弯矩、轴力分别为-103.1 kNm、2 314 kN，相较于冻结前分别增大28.09%和 19.8%。（3）受冻胀力影响，邻近冻结侧管片安全系数降低，拱底附近安全系数降幅最大，为22.9%；土体解冻稳定后各管片安全系数增大但小于冻结前。（4）整个施工期间，地表最大隆起为2.18 mm，最大沉降为1 mm，管片最大上移量为2.3 mm，最大下沉量为0.9 mm，管片收敛变形最大值不超过3.4 mm，表明地铁联络通道冻结法施工具有较高的可靠性。关键词：盾构隧道；冻结法；联络通道；围岩压力；受力变形；现场测试中图分类号：U231+.3；TU472.9文献标志码：A文章编号：1009-6582（2024）01-0190-10DOI:10.13807/ki.mtt.2024.01.019引文格式：石钰锋，蔡家城，张 涛，等.冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析J.现代隧道技术,2024,61(1):190-199.SHI Yufeng,CAI Jiacheng,ZHANG Tao,et al.Test and Analysis of the Effect of the Freezing for Construction of SubwayCross Passage on Adjacent Shield Tunnel SegmentJ.Modern Tunnelling Technology,2024,61(1):190-199.1引言地铁工程建设易受到复杂地质条件因素影响，为了改善因含水量大、围岩松散等不良地质造成的施工问题，冻结法得到了广泛的应用14。冻结法利用冻结技术使围岩从稳定性较差的原状土变成较稳定的冻土，从而对围岩进行加固以达到适于施工的强度标准59。国内外学者对冻结法应用于地铁联络通道工程展开了许多研究。陈金刚等10通过优化冻结站机组选型、冻结管路布置、管片预加固支架体系等技术措施，实现区间盾构及冻结加固同步施工并对现场冷却水温度、环境温度升高等问题提出应对措施。韩晓明等11针对富水粉细砂层大直径盾构隧道联络通道施工难等问题，提出冻结孔内外双圈的布置方法，提高了施工效率。董新平等12对地铁联络通道冻结帷幕薄弱部位的成因进行探究，发现联络通道拱部与边墙的角部冻结壁交圈时间最长。江 杰等13分析冻结施工过程中盐水去回路温度、土体温度、泄压孔孔压，总结了土体温度变化、冻结壁形成的规律，可以准确判断联络通道开挖时机。张毅豪14通过数值模拟，对解冻期管片位移及内力进行分析，发现解冻前期土体融沉对管片的位移以及应力影响较大。丛 竺15通过分析冻结降温作用对隧道接缝张开量以及管片受力的影响，发现冻结降温会导致环缝和纵缝张开。CHEN等16通过数值分析，发现冻结法地铁联络通道中心轴线上方垂直位移较大。王士民190冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版等17针对砂卵石地层冻结法施工融沉效应进行数值模拟分析，得到了联络通道的最大沉降变形出现在底板处的结论。上述研究多采用数值分析的手段，对冻结施工中冻结温度以及位移场的耦合等进行分析，但对于联络通道冻结施工对邻近管片受力变化影响规律尚未明晰，有待进一步进行深入分析。基于上述分析，本文依托南昌地铁1号线东延段瑶湖东站麻丘站区间2#联络通道，通过对附近管片的水土压力、应变、位移以及收敛实测数据进行分析，研究联络通道冻结法施工对邻近管片所产生的影响，为今后类似工程建设提供参考。2工程概况南昌市地铁1号线东延工程瑶湖东站麻丘站区间为地下双线区间，区间隧道右线起止里程为YDCK31+175.900YDCK32+620，长1 444.1 m，采用盾构施工，为圆形断面，外径6 m，内径5.4m。区间设置2 座联络通道，其中 2联络通道中心里程为左YDDK32200.000（轨 面 标 高-4.643 m），右YDDK32202.969（轨面标高-4.628 m），线间距为13.00 m。2#联络通道结构断面为拱顶直墙，由水平通道以及与隧道管片相连的喇叭口构成，净高2.593 m，净宽 2.80 m。支护结构型式为复合式衬砌，联络通道初期支护为0.25 m厚C25喷射混凝土，二次衬砌采用0.3 m厚C40、P10模筑防水混凝土，初期支护与二次衬砌间设置全包防水隔离层，联络通道断面图以及俯视图分别如图1、图2所示。隧道周边无重要建（构）筑物及重要管线，采用冻结法加固，联络通道由左线向右线采用矿山法开挖施工。工程区间地下水可分为上层滞水、松散岩类孔隙承压水以及碎屑岩类裂隙水3种类型。区间地层由上至下依次为：素填土、粉质黏土、中砂、粉质黏土、砾砂。联络通道所处地层主要为砾砂层，地层剖面图如图3所示。根据地勘资料，各岩土的物理力学参数建议取值见表1。图1联络通道断面图（单位：mm）Fig.1 Cross section of cross passage(Unit:mm)图2 联络通道俯视图（单位：mm）Fig.2 Top view of cross passage(Unit:mm)图3联络通道地层剖面图（单位：mm）Fig.3Stratigraphic profile of cross passage(Unit:mm)3冻结设计及现场测试3.1冻结孔及测温孔布置为了提高冻结效果，保证联络通道安全施工，根据联络通道结构断面特点、冻结量计算结果及相关表1岩土体物理力学参数建议取值Table 1 Recommended values of physical and mechanical parameters of rock and soil mass岩土名称素填土粉质黏土中砂砾砂天然重度/(kNm-3)18.119.719.619.8黏聚力c/kPa10.033.100内摩擦角/()10.019.028.032.0变形模量E0/MPa1525静止侧压力系数K00.540.350.30基床系数Kv/(MPam-1)152535基床系数Kh/(MPam-1)352535191冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版Vol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024规范要求，冻结孔按照上仰、近水平、下俯3种角度布置在联络通道的四周。联络通道共布设69个冻结孔，其中46个冻结孔设置在机房一侧，23个冻结孔设置在对侧，设计测温孔10个，卸压孔4个，每侧隧道各布置2个，联络通道冻结管布设如图4所示。图4联络通道冻结管布设详图（单位：mm）Fig.4 Detail for arrangement of freezing pipes of crosspassage(Unit:mm)冻结管布置于联络通道四周形成封闭区域，土体经过冻结管的热量交换，冻结管周边土体冻结交圈并形成冻结帷幕，最终形成稳定的冻结区。联络通道冻结区设计厚度为2.0 m。依托工程的冻结区域如图5所示。3.2监测方案在区间联络通道（左YDDK32+200）附近布置测图5 冻结区示意（单位：mm）Fig.5 Schematic diagram for freezing zone(Unit:mm)试断面（左 YDDK32+195），对应于第 844 环管片。在该试验环管片6个分块正中间分别布置1个测点，同时在两个L块管片各加设测点，以此多获得2组隧道上半拱的数据。在各测点处管片外弧面布置振弦式土压力盒以及振弦式渗压计，同时在管片同一截面的内、外侧环向主筋上对称布置埋入式混凝土应变计，对管片所承受的土水压力进行量测，同时通过测试出混凝土应变来进一步计算管片内力。测试元器件布置点位如图6所示，图中A、B、C分别表示土压力、水压力以及管片应变，数字代表仪器编号，右侧为邻近冻结侧，左侧为远离冻结侧。地面和隧道内结构相关监测点位布置如图7所示，现场实测概况如图8所示。图6 测试元器件布置点位Fig.6 Installation locations of test instruments192冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版图7 地面和隧道结构监测点位Fig.7 Surface and tunnel structure monitoring points图8 现场实测Fig.8 Site test4现场实测数据分析现场数据通过智能读数仪进行获取，利用初始频率值、量测频率值以及元器件自身标定系数k，可计算出管片环外水土压力以及管片内外侧应变值（可换算出截面内力），具体计算公式如下：P=k()f20-f2i（1）式中：P为被测物的应力（MPa）或应变（）；fi为实时测量频率值（Hz）；f0为初始频率值（Hz）；k为仪器标定系数。管片轴力及弯矩换算值计算公式如下：M=E()1-2bh2/12（2）N=E()1+2bh/2（3）式中：E为管片混凝土弹性模量；b为管片截面宽度；h为管片厚度；1为靠近管片内弧面处测点应变值；2为靠近管片外弧面处测点应变值。4.1土压力实测结果分析管片环外实测土压力随时间变化曲线如图9所示。由图9可知，试验管片环外土压力随时间变化可以分为5个阶段。在阶段土体冻结且未开挖，随着土体温度的不断降低，土体产生冻胀作用，管片所受土压力逐渐增大，实测最大值位于拱顶A2处测点，为170 kPa，相较于冻结前增大了11.1%。在阶段，联络通道土体被开挖，由于冻结期间的土体强度高，稳定性好，试验管片环壁后土压力略有波动。在阶段，联络通道壁施作初期支护与二次衬砌，由于泄压以及全断面开挖导致的地层损失影响，土压力相较于阶段波动更大，其中拱顶以及邻近冻结侧土压力都有所减小，远离冻结侧各测点土压力基本稳定。阶段为解冻前期，受融沉以及泄压影响，管片环壁后土压力均减小。随后由于联络通道壁后图9 土压力变化曲线Fig.9 Earth pressure variation curve193冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版Vol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024注浆的作用，土压力回升，其中测点A1、A2、A3及A4土压力上升幅度较大，最大涨幅分别为 17.0%、18.7%、8.6%和9.1%，其余测点变化幅度相对较小。而后由于融沉、泄压以及壁后注浆的影响，土压力出现先减小后增大的现象。阶段为解冻后期，由于联络通道壁后土体逐渐达到稳定状态，试验管片所受土压力逐渐平缓，土压力最大值位于拱顶A2处，约为173 kPa，相较于冻结前增大了12.4%。4.2水压力实测结果分析由于试验环管片（第844环）各测点所在位置距冻结帷幕还有一定距离，故振弦式渗压计能正常监测管片环外孔隙水压力，其随时间的变化曲线如图10所示。图10孔隙水压力变化曲线Fig.10 Pore water pressure variation curve由图10可知，试验管片孔隙水压力变化同样可分为5个阶段。在阶段土体冻结未开挖，孔隙水压力呈增大趋势，并逐渐趋于稳定，且在拱底测点B5处实测水压力最大，最大值为150 kPa，相较于冷冻前增大了15.4%。在阶段，土体仍处于冻结状态，管片水压力受联络通道开挖影响较小。在阶段，受泄压及地层损失的影响，拱顶和邻近冻结侧B1、B2、B3及B4测点处水压力有所下降，远离冻结侧各测点水压力波动较小。阶段为解冻前期，受融沉及泄压影响，管片各测点水压力出现不同程度的减小，随后由于壁后注浆的影响，管片壁后水压力上升，其中B2、B3及B4测点上升幅度较大，最大涨幅分别为14.7%、21.4%、13.4%，其余测点变化幅度相对较小。而后由于融沉、泄压以及壁后注浆的影响，水压力出现先减小后增大的现象。阶段为解冻后期，试验管片环外水压力逐渐趋于稳定，水压力最大值位于拱底B5处，约为148 kPa，相较于冻结前增加了13.8%。4.3管片弯矩分析由前文可知，试验管片弯矩及轴力可由实测应变换算得出。为对比不同阶段冻结法联络通道施工对邻近管片内力的影响，将冻结前、开挖前以及解冻稳定后的数据进行对比，管片弯矩结果对比如图11所示（假定管片内侧受拉为正），具体量值对比见表2。图11 隧道管片弯矩结果对比Fig.11 Comparison of bending moments of tunnel segment表2 管片弯矩具体量值对比Table 2 Comparison of bending moment values of segment各测点角度/（）冻结前弯矩/(kNm)开挖前弯矩/(kNm)稳定后弯矩/(kNm)0-10.20-4.27-1.7246-51.33-42.27-36.32683.7836.33-6.1710880.49103.1084.59148-41.56-32.56-39.94170-11.72-13.15-1.09216-6.84-3.35-11.2828810.8832.4517.35194冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版由图11可知，管片拱顶和拱底表现为内侧受拉，在地层交界面（34.5及145.5）邻近区域管片为外侧受拉。随着土体温度不断下降，一直到开挖前，水土压力不断上升并趋于稳定，故开挖前管片拱顶和拱底弯矩有所增大。在联络通道施工完成及解冻后，土体逐渐趋于稳定，拱顶和拱底弯矩有所减小，管片弯矩分布整体表现为先内缩、后外扩的趋势。联络通道土体冻结期间，上部软土冻结前后性质差异较大，结合表2可知，最大弯矩为103.10 kNm，位于拱顶附近，且出现在冻结未开挖阶段，相较于冻结前的最大弯矩80.49kNm，最大弯矩值增大了28.09%；最大负弯矩为-51.33 kNm，位于46拱肩位置，且出现在冻结前。4.4管片轴力分析管片轴力结果对比如图12所示（假定受压为正），具体量值对比见表3。图12 隧道管片轴力结果对比Fig.12 Comparison of axial forces of tunnel segment由图12可知，整个管片环均处于受压状态，管片拱顶轴力大于拱底轴力。冻结前到开挖前这两个阶段之间，由于联络通道土体温度不断降低，土体含表3 管片轴力具体量值对比Table 3 Comparison of axial force values of segment各测点角度/（）冻结前轴力/kN开挖前轴力/kN稳定后轴力/kN09041 1101 063461 4291 8441 560681 8322 0681 8501081 9322 3142 1031481 3601 5901 5471702 1442 2972 2922161 5981 6981 6062881 3251 6101 515水导致体积增大，对管片产生了冻胀力，故管片所受轴力变大，同时地层分界面上部管片轴力较大可能是上部土体含水量较高，所产生的冻胀力较大导致的。随着施工进程的不断推进，管片背后的土体体积减小，冻胀力减小，故最后稳定阶段管片所受轴力相较于开挖前有所减小。结合表3可知，拱顶和拱底附近轴力最大值均出现在开挖前，分别为2 314 kN和1 610 kN，拱顶轴力增大了19.8%，拱底轴力增大了21.5%。4.5安全系数分析为分析冻结法联络通道施工对邻近管片不同部位安全系数的影响，根据 公路隧道设计规范（JTG3370.12018）18计算各测点的安全系数K，计算公式如下：K=RabhNe0 0.2h1.75Rlbh(6e0h-1)Ne0 0.2h（4）式中：N为轴向力；b为截面宽度；h为截面厚度；为纵向弯曲系数；为轴向力偏心影响系数；Ra为混凝土抗压极限强度；Rl为混凝土抗拉极限强度；e0为偏心距。管片各测点安全系数变化情况如图13所示。图13 安全系数变化情况Fig.13 Variation of safety factor根据前文以及图13可知，在冻结前到开挖前这两个阶段，由于土体冻结，管片所受冻胀力影响较大，安全系数降低，其中编号为15的测点分别降低195冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGY第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版Vol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024了18.0%、18.4%、16.4%、15.3%和22.9%，而编号为68的测点变化不明显。随着施工进程的推进，土体解冻并逐渐稳定，管片安全系数增大，其中编号为15的测点分别增大了13.2%、20.6%、18.0%、5.6%和11.4%，同样地，编号为68的测点变化不明显。综上所述，冻结法联络通道施工对邻近冻结侧以及拱顶管片影响较大，对远离冻结侧管片影响较小。4.6地表沉降、管片位移以及收敛分析地表沉降、管片位移以及收敛随时间变化曲线如图14所示。图14 地表沉降、管片位移以及收敛随时间变化曲线Fig.14 Curve for variation of ground settlement,segmentdisplacement and convergence over time由图14（a）可知，冻结法联络通道施工对左右两侧隧道邻近管片上覆地层影响较小，且变化较为一致，地表沉降均在合理范围内，最大隆起为2.18 mm，最大沉降为1 mm。地表沉降量在阶段期间波动较大，其中出现一定范围内的地表沉降是全断面开挖导致的地层损失所引起；在阶段中6月24日之后地表产生一定的隆起，可能是受到土体冻结膨胀以及隧道开挖卸荷后的上浮效应等因素影响；而在阶段中7月14日之后地表又出现较大隆起，这是联络通道壁后注浆加固压力较大所致。由图14（b）可知，联络通道附近管片竖向位移变化以上移为主，竖向最大上移量为2.3 mm，最大下沉量为0.9 mm。阶段中管片上移主要是受冻结期间土体冻胀影响，随后自6月4日左右管片开始下沉，这是由于隧道内施工装置的安装以及施工人员的扰动，隧道内荷载增加，导致管片下沉。阶段中自6月19日左右管片上移可能是由于联络通道开挖，土体卸荷所致。最后由于土体解冻，冰融为水，土中水进行重分布，管片发生下沉。由于隧道净空收敛监测点位布设于隧道管片拱腰附近，故根据图14（c）可知，隧道管片以受压收敛为主，最大收敛值为-3.4 mm，最大外扩值为1.4 mm。在阶段，管片所受的冻胀力逐渐增大，其收敛逐渐增大。在阶段，随着联络通道的开挖施工，土体可能对管片产生了一定的偏压，导致管片收敛监测点位数值变为正值，即管片部分位置外扩。而后在阶段，由于土体解冻以及联络通道壁后注浆加固，管片发生受压收敛。综上所述，冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片整体影响较小，表明冻结法对周围土体冻结效果显著，很好地改良了土体的力学性能。与均质地层隧道管片受力特性有所不同，试验管片处于软硬不均地层，下部坚硬地层具备一定的承载能力，在一定程度上限制了下部地层区域内管片的受力变形。故在该类地层进行盾构隧道联络通道设计开挖时，可重点针对软土区域加大土体冻结帷幕，或对上部邻近管片内支撑提前施加顶力等。5结论与建议通过对南昌地铁1号线东延段瑶湖东站麻丘站区间2#联络通道邻近管片的水土压力、应变以及地表沉降等实测数据进行分析，得到以下结论与建议：（1）联络通道开挖前，受冻胀力影响，邻近管片环外水土压力有所增大，其最大值分别为170 kPa、150 kPa，相较于冻结前分别增大11.1%、15.4%；开196冻结法地铁联络通道施工对邻近盾构隧道管片影响的测试分析现 代 隧 道 技 术MODERN TUNNELLING TECHNOLOGYVol.61,No.1(Total No.414),Feb.2024第61卷第1期(总第414期),2024年2月出版挖所致的土体损失及泄压会使水土压力降低，壁后注浆会使水土压力增加，其中邻近冻结侧管片受影响较大；土体稳定后水土压力最大值分别为173 kPa、148 kPa，相较于冻结前分别增大12.4%、13.8%。（2）联络通道上部软土冻结前后性质有所差异，邻近管片所受弯矩及轴力在拱顶附近变化较为明显，冻结后最大弯矩、轴力分别为-103.1 kNm、2 314 kN，相较于冻结前增大了28.09%和19.8%。（3）冻结法联络通道邻近管片受冻胀力影响，邻近冻结侧管片安全系数降幅明显，其中拱底附近降幅最大，为22.9%；土体解冻稳定后，相较于冻结前，管片各测点安全系数增大，但均小于冻结前。（4）在整个施工期间，主要受管片壁后注浆以及土中孔隙水的重分布影响，地表最大隆起为2.18 mm，最大沉降为1 mm；管片最大上移量为2.3 mm，最大下沉量为0.9 mm；管片收敛变形最大值不超过3.4 mm。由此表明冻结法地铁联络通道施工具有较高的可靠性与安全性。受施工条件限制，本文未对管片接头进行分析，后续可采用精细化数值手段对盾构隧道管片接头受力及变形展开进一步研究。参考文献References1 鲁先龙,陈湘生,陈 曦.人工地层冻结法风险预控J.岩土工程学报,2021,43(12):2308-2314.LU Xianlong,CHEN Xiangsheng,CHEN Xi.Risk Prevention and Control of Artificial Ground Freezing(AGF)J.Chinese Journal ofGeotechnical Engineering,2021,43(12):2308-2314.2 奚家米,熊元林,马新民,等.地铁联络通道冻结法施工研究现状J.科学技术与工程,2020,20(17):6720-6728.XI Jiami,XIONG Yuanlin,MA Xinmin,et al.Research Status of Freezing 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