瓊州海峽隧道盾構對接凍土帷幕受力狀態(tài)力學分析

胡向東，王金泰，曹明亮

(1．同濟大學地下建筑與工程系，上海 200092;2．同濟大學巖土工程重點實驗室，上海 200092;3．中油遼河工程有限公司，遼寧 盤錦 124010)

0 引言

近年來，國內外對超長深水越江越海的隧道研究越來越多，這些超長越江越海隧道具有以下共性:單條隧道連續(xù)施工長度大，采用1臺盾構施工對盾構刀盤及盾尾刷的磨損嚴重，更換施工困難，且由于長時間長距離的施工盾構發(fā)生故障的概率較高。因此，盾構對接成為一條有效的出路。盾構地中對接法即2臺盾構從兩側相向掘進至結合地點，在江底地中進行對接完成整條隧道的盾構施工，以其自身安全、經(jīng)濟、環(huán)境影響小等優(yōu)點被廣泛應用［1］。

瓊州海峽跨海工程由于其重要性而為國人矚目，中線鐵路盾構隧道方案作為備選方案之一，國內多位學者進行了隧道方案可行性的研究。譚忠盛等［2］初步論證了幾種隧道方案，認為采用盾構法施工的隧道是可行的。石新棟等［3］對瓊州海峽隧道方案的可行性和優(yōu)越性進行了探討。郭陜云［4］認為中線鐵路盾構隧道方案為首選方案，對隧道施工采用盾構的主要技術問題給出了相應的解決方案。

由于隧道方案中隧道長度較大(約26 km)，因此擬采用盾構對接的方式進行施工，并采用凍結法加固地層。凍結法作為地基加固的方法，在盾構對接中可以起到加固對接部位土體，隔絕地下水的作用。盾構對接在國外有很多成功的先例，日本東京灣橫斷道路橫穿東京灣海底隧道、東京灣燃氣中央干線隧道、伊勢灣橫穿燃氣隧道和川崎人工河北段隧道等近十幾項工程均采用了盾構對接的方案［5-7］，其地層加固手段部分或者全部采用了凍結法。此外日本還有多條隧道采用機械式地下直接對接的方法，比如東京都水道布局東南干線和小田井貯留管道構造工程等［8］。丹麥Storebaelt海底TBM 隧道［9-10］，采用雙向4臺盾構進行兩兩對接，盾構外徑7．7 m，單向推進最長距離為7．5 km，盾構對接的上半部分采用了凍結法進行土體加固。國內對于盾構對接的研究逐步深入，也逐漸應用到工程實際中。獅子洋隧道［11］是國內第一條采用盾構對接技術修建的隧道，因對接位置處于中微化、微風化巖層，對接采用的是化學注漿的方法。

國內外對于凍結法在盾構對接中應用的研究主要還是集中在介紹施工方法上。T．Funazaki等［12］對東京灣隧道盾構對接的凍結法地層加固過程進行了詳細介紹，得出結論為在高水壓、長距離下盾構隧道對接采用凍結法地層加固是安全可行的。Odgard A等［9］對Storebaelt海底TBM隧道盾構對接的設計及Biggart A R等［10］對盾構對接的施工均進行了詳細的介紹。關于凍結法在盾構對接過程中可行性的研究，國內外均鮮有涉及。本文依托瓊州海峽隧道對接凍土帷幕受力和變形進行分析。

1 工程概況

瓊州海峽位于廣東省雷州半島和海南島之間，東西長約80．3 km，南北平均寬度約為29．5 km，其最小寬度為19．4 km。規(guī)劃及預可階段對通道線位進行了全面研究，形成東線、中線、西線3個方案。根據(jù)顧問組審查意見，隧道方案主要研究方向定為中線方案。瓊州海峽跨海通道中線隧道方案北接廣東湛江的粵海鐵路，在海南側接東、西環(huán)鐵路。隧址附近海峽寬度約21 km，沿線最大水深98 m，隧道長度約為26 km，隧道內徑13．5 m，設置300 mm內襯和700 mm管片，隧道外徑15．5 m。

根據(jù)國外已有的工程實例，盾構地中對接的方法有土木式對接(地層加固輔助施工對接法)和機械式對接法2種，其中土木式對接法較為常用。土木式對接法是通過對接地點將地層進行加固處理，達到止水和防止地層失穩(wěn)的效果，然后完成盾構拆卸并施作隧道襯砌。常規(guī)的加固方法有地面地層加固、隧道內注漿輔助法和凍結輔助法。機械式對接法是通過對盾構進行特殊的設計而使盾構直接進行對接的方法。在瓊州海峽隧道方案中，擬選取土木式對接的方法，土體加固采用凍結的形式。由于隧道的長度和埋深都很大，有必要利用數(shù)值模擬的手段對盾構對接時的施工過程進行模擬，從而判斷工程安全和指導施工過程。

2 盾構對接地層加固凍結方案

2．1 盾構對接方法

根據(jù)土木式對接法，2盾構掘進至一定距離時，開始進行2盾構軸線相互位置調整，而后繼續(xù)掘進至最短距離。2盾構靠攏后，開始拆除盾構機內設備，并進行凍結施工，在刀盤外圍形成凍土帷幕。確認凍結范圍后，開始拆除盾構刀盤，并進行2盾構連接的鋼板焊接施工。拆除刀盤時，按照分段分部拆除，拆除后立即焊接鋼板封閉暴露面。

2．2 凍結方案

為了比較不同凍結方案的效果，在設置凍結管時，分別考慮了布置單排凍結管和雙排凍結管2種情況。考慮2刀盤厚度，刀盤拆卸后2盾構之間可能的無支護間距為2 m，據(jù)此進行凍結管布置。1)單排凍結管布置。凍結管傾斜角取12°，凍結管長度取7 m，沿著圓周布置40根凍結管，相鄰凍結管所夾圓心角為9°，凍結管開孔間距1．216 m，凍結管從兩側盾構對打，如圖1所示。2)雙排凍結管布置。凍結管傾斜角取12°和24°，凍結管長度取7 m和9 m，即沿著距離盾殼端部2 m和3 m的位置沿圓周分別布置40根凍結管，相鄰凍結管所夾圓心角為9°，凍結管開孔間距1．216 m，凍結管從兩側盾構對打，如圖2所示，在單排管的基礎上增加1排孔構成雙排凍結管。

圖1 單排凍結管布置示意圖(單位:mm)Fig．1 Arrangement of freezing pipes in single-row-pipe freezing(mm)

圖2 雙排凍結管布置示意圖(單位:mm)Fig．2 Arrangement of freezing pipes in double-row-pipe freezing(mm)

3 研究內容

在拆除刀盤時，圓周方向一次性拆除刀盤的長度明顯會影響凍土帷幕的應力狀態(tài)和變形。因此，有必要對圓周方向上一次性拆除刀盤的長度對凍土帷幕的影響進行數(shù)值模擬。在模擬中，考慮在盾構正上方一次性拆除刀盤圓周方向的長度為 2，4，6，12，24，48 m，即全斷面拆除時對以下內容進行研究。

1)對凍土體的應力強度(即σi=σ1-σ3)、徑向變形、第一、第三主應力的分布規(guī)律進行研究。

2)分析比較單、雙排管在不同圓周拆除長度下的表現(xiàn)，探究合理的凍結形式。

4 盾構對接凍結加固模擬

4．1 凍土帷幕形狀的確定

根據(jù)2種不同的凍結管布置情況，分別考慮不同形式的凍土帷幕。2種不同的布置最終形成凍土帷幕的長度和厚度均不同。但由于2種凍結管的布置存在一定的相似性(雙排凍結管的布置是在單排管的基礎上增加而成)，最終形成的凍土帷幕形狀上又有很大的相似性。同時參考溫度場的計算結果，簡化為圓環(huán)和圓錐環(huán)結合的形式，形狀如圖3所示，實際的溫度場計算結果與該凍土體形狀極其接近。

圖3 凍土帷幕形狀示意Fig．3 Shape of frozen soil umbrella

4．2 計算模型的建立

采用數(shù)值分析的常用軟件ANSYS對盾構對接段凍土帷幕進行分析。計算中做了如下幾點假定:

1)結合工程地質條件，在工程影響范圍內，取計算范圍內土層為單一土層，即為⑥1粉質黏土;2)未凍土和凍土均為彈性材料;3)考慮凍土體非均質的特性，根據(jù)溫度場計算結果對凍土體進行分層;4)計算區(qū)域內分布土體自重荷載，上覆水層按照自重施加在土體表面上。

計算區(qū)域包括盾構對接段，取隧道中線上方至海底、下方45 m，隧道軸線方向兩邊各取30 m，隧道水平方向兩邊各取30 m。坐標原點位于隧道中心，z軸與隧道軸線平行，x軸與水平面垂直。計算模型為沿x軸對稱，故實際計算模型只取1/2。整體模型的頂面(海底面)為自由面，2個對稱面上設為對稱面約束，其余面上設垂直約束，考慮盾構部分變形很小，在盾構徑向設垂直約束。根據(jù)瓊州海峽隧道地層凍土試驗結果，計算參數(shù)取值如表1所示。

表1 模型材料參數(shù)Table 1 Material parameters of calculation model

據(jù)溫度場的計算結果［13］，單排管和雙排管在凍土形狀上有所不同。積極凍結50 d后，兩者形成的凍土帷幕厚度分別為1．55 m和2．8 m;總長度上，單排管和雙排管分別為5．5 m和5．3 m。在計算中，為了反映出凍土體非均質的特性，假設凍土帷幕在截面上為梯形，并按照每層凍土帷幕的平均溫度進行分層，剖面示意圖如圖4所示，實體剖面如圖5所示，凍土帷幕實體網(wǎng)格如圖6所示，整體計算網(wǎng)格如圖7所示。

圖4 凍土帷幕剖面圖Fig．4 Layered shape of frozen soil umbrella

圖8 應力強度最大值隨開口大小變化曲線Fig．8 Maximum value of stress strength VS opening length

5 計算結果分析

在盾構對接過程中，凍土帷幕起到承載和封水的作用，因此，凍土帷幕的應力狀態(tài)和因拆除刀盤引起的變形應重點研究。實際情況的凍土處于三向受力狀態(tài)，受力狀態(tài)較為復雜，本文近似的采用ANSYS軟件內的應力強度指標(即σi=σ1-σ3)與凍土的無側限抗壓強度大小進行對比作為判斷凍土帷幕是否破壞的標準。根據(jù)凍土力學實驗，凍土(平均溫度為-12℃)的強度指標為:抗壓強度為3．8 MPa，抗拉強度為 1．5 MPa。

變形采用拆卸刀盤前后凍土體的徑向位移差值的最大值作為拆卸刀盤引起凍土的徑向變形最大值，文中的徑向位移指的是柱坐標下的位移，徑向位移方向遠離圓心為正，指向圓心為負。

5．1 應力強度分析

圖8顯示了采用不同拆除刀盤暴露凍土的范圍(以下簡稱“開口”)大小，單排管與雙排管凍結凍土體內應力強度最大值隨開口大小的變化規(guī)律。凍土帷幕應力強度如表2所示。

表2 凍土帷幕應力強度Table 2 Comparison and contrast between single-row-pipe freezing and double-row-pipe freezing in terms of stress strength of frozen soil

從圖8及表2可以看出，相同的凍土模型，圓周方向開口長度越小，凍土體應力強度數(shù)值越小，說明在應力強度方面小開口情況有利;從發(fā)展趨勢來看，刀盤開口較小時，隨著開口增大應力強度增加較快，刀盤開口超過一定數(shù)值(12 m)時，凍土體應力強度趨近于某一極限值;從應力強度最大值的位置來看，應力強度最大值發(fā)生的位置基本上均處于-12℃的最內層凍土，都在刀盤開口與盾構殼的交界面上，以開口4 m為例，如圖9所示。從表2單排與雙排管凍結對比情況來看，雙排管凍結情況下安全系數(shù)相比于單排管凍結有所提高，安全系數(shù)提高幅度(采用雙排管凍結與單排管凍結的安全系數(shù)差值除以單排管安全系數(shù)所得數(shù)值)隨著開口大小的增大呈降低的趨勢，說明小開口情況下雙排管凍結安全系數(shù)比單排管凍結有顯著提高。

5．2 徑向變形分析

根據(jù)計算結果，整理出單排管與雙排管凍土體內徑向變形(即刀盤拆除完畢時與刀盤拆除前的徑向位移增量)最大值與圓周方向一次性拆除刀盤長度的關系，如圖10所示。

從圖10可以看出，相同的凍土模型，圓周方向開口長度越大，凍土體徑向變形越大;從發(fā)展趨勢來看，刀盤開口較小時，隨著開口增大徑向變形增長較快，然后增長速度緩慢，開口超過一定數(shù)值增長速度又加快。從徑向變形最大值的位置來看，徑向變形最大值發(fā)生的位置基本上在最內層凍土開口凍土暴露面的正中位置，以開口4 m為例，如圖11所示。從表3單排與雙排管凍結凍土模型對比情況來看，雙排管模型徑向變形要小于單排管模型，徑向變形降低幅度指采用單排管凍結徑向變形與雙排管凍結徑向變形的差值除以單排管徑向變形所得數(shù)值，開口較小時徑向變形降低幅度較小，開口超過一定數(shù)值時，徑向變形降低幅度趨于穩(wěn)定，在25%左右波動，說明在隧道正上方開口的情況下，由于雙排管模型凍土厚度的增加，雙排管模型相對于單排管模型對于抑制凍土表面徑向變形效果明顯。

表3 單排管與雙排管凍結土體徑向變形最大值對比Table 3 Comparison and contrast between single-row-pipe freezing and double-row-pipe freezing in terms of maximum value of radial deformation of frozen soil

圖11 單、雙排管凍結拆除刀盤后凍土體的徑向變形云圖Fig．11 Color map of radial deformation of frozen soil after cutter head demolishing

5．3 第一主應力分析

圖12顯示了采用不同的開口大小單排管與雙排管凍結凍土體內第一主應力最大值隨開口大小的變化規(guī)律。

從圖12的發(fā)展趨勢來看，凍土體第一主應力隨著開口大小的增大呈先減小后增大趨勢，開口較小時，隨著開口增大第一主應力減小較快，開口較大時第一主應力隨開口增長速度較慢。從第一主應力最大值的位置來看，第一主應力最大值發(fā)生的位置基本上在最內層凍土開口暴露面位置的兩端，以開口4 m為例，如圖13所示。從表4單排與雙排管凍結凍土模型對比情況來看，相同開口大小的情況下，單排管凍結的最大拉應力(第一主應力最大值，下同)要高于雙排管凍結相應值。第一主應力降低幅度指采用單排管凍結與雙排管凍結第一主應力差值除以單排管凍結的第一主應力所得數(shù)值，最小降低幅度為14．37%，最大降低幅度為23．2%。

圖12 凍土體的第一主應力最大值隨開口大小變化Fig．12 Maximum value of first principal stress of frozen soil VS opening length

表4 單排管與雙排管凍結凍土體第一主應力最大值對比Table 4 Comparison and contrast between single-row-pipe freezing and double-row-pipe freezing in terms of maximum value of first principal stress of frozen soil

5．4 第三主應力分析

圖14顯示了采用不同的開口大小單排管與雙排管凍結凍土體內第三主應力最小值隨開口大小的變化規(guī)律。

從圖14的發(fā)展趨勢來看，凍土體第三主應力隨著開口大小的增大呈減小(壓應力增大)趨勢，開口較小時減小較快，開口較大時減小較慢。從第三主應力最小值的位置來看，單排管模型與雙排管模型第三主應力分布規(guī)律相似，第三主應力最小值發(fā)生的位置基本上在最內層凍土開口暴露面的中間部位，呈條狀分布，分布范圍較小，以開口4 m為例，如圖15所示。根據(jù)圖14與表5，從單排與雙排管凍結凍土模型對比情況來看，相同開口大小的情況下，雙排管凍結凍土模型的最大壓應力(第三主應力絕對值的最大值)要低于單排管凍結模型，最小降低幅度(采用單排管凍結與雙排管凍結最大壓應力差值除以單排管最大壓應力所得數(shù)值)為18．81%，最大降低幅度為31．25%，說明采用雙排管凍結與采用單排管凍結相比，可以在一定程度上降低最大壓應力。

表5 單排管與雙排管凍結凍土體第三主應力最大值對比Table 5 Comparison and contrast between single-row-pipe freezing and double-row-pipe freezing in terms of maximum value of third principal stress

圖15 單、雙排管凍結拆除刀盤后凍土體的第三主應力云圖Fig．15 Color map of third principal stress of frozen soil after cutter head demolishing

6 結論與討論

盾構刀盤在隧道正上方開口時，通過對單排管與雙排管凍土帷幕在圓周方向不同的暴露尺寸下應力強度、徑向變形、第一、第三主應力的分析，可以得出以下結論:1)從應力強度上來看，采用單排管進行凍結時，即使全盤同時拆開也可以滿足力學強度指標要求;2)從凍土體應力強度最大值、徑向變形最大值、第一主應力最大值、第三主應力絕對值最大值等各個指標來看，雙排管凍結模型均低于單排管凍結模型相應值;3)凍土帷幕的各個指標受開口長度大小的影響變化較大，在實際施工中，應當嚴格控制開口的大小，完成作業(yè)后及時封閉，并且應該盡可能減小敞開段的長度，提高安全系數(shù)的同時對于減小凍土暴露面、防止凍土融化也有所幫助。由此可見，瓊州海峽隧道盾構對接采取凍結法進行地層加固是可行的。凍土帷幕的力學性能可以滿足盾構對接的施工要求。

關于盾構對接凍結法應用技術，近年來工程上有一些實際應用，但是相關的理論研究卻較少。對于瓊州海峽隧道盾構對接，之前學者研究多集中在工法選擇等可行性分析［2-4］，鮮有真正的模擬計算。因此對于這一領域的研究具有重要意義。限于本人能力以及時間等客觀因素，許多問題只是做了初步的分析探討，在以下方面有待于進一步深入研究:1)本文在力學計算方面進行了簡化，刀盤拆除位置選擇在盾構頂部，其他的位置諸如盾構兩側或者底部，以后研究應進行全面考慮;2)凍土帷幕的模型取自溫度場的計算結果，溫度場與力學場未實現(xiàn)直接的耦合，直接的耦合計算是下一步工作的方向;3)關于凍土破壞的準則，本文也做了簡化，近似的將應力強度指標與凍土的單軸抗壓強度進行對比作為凍土破壞與否評判的標準，下一步應該考慮更為合理的破壞準則。

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