胡向东，王金泰，曹明亮

(1．同济大学地下建筑与工程系，上海 200092;2．同济大学岩土工程重点实验室，上海 200092;3．中油辽河工程有限公司，辽宁 盘锦 124010)

0 引言

近年来，国内外对超长深水越江越海的隧道研究越来越多，这些超长越江越海隧道具有以下共性:单条隧道连续施工长度大，采用1台盾构施工对盾构刀盘及盾尾刷的磨损严重，更换施工困难，且由于长时间长距离的施工盾构发生故障的概率较高。因此，盾构对接成为一条有效的出路。盾构地中对接法即2台盾构从两侧相向掘进至结合地点，在江底地中进行对接完成整条隧道的盾构施工，以其自身安全、经济、环境影响小等优点被广泛应用［1］。

琼州海峡跨海工程由于其重要性而为国人瞩目，中线铁路盾构隧道方案作为备选方案之一，国内多位学者进行了隧道方案可行性的研究。谭忠盛等［2］初步论证了几种隧道方案，认为采用盾构法施工的隧道是可行的。石新栋等［3］对琼州海峡隧道方案的可行性和优越性进行了探讨。郭陕云［4］认为中线铁路盾构隧道方案为首选方案，对隧道施工采用盾构的主要技术问题给出了相应的解决方案。

由于隧道方案中隧道长度较大(约26 km)，因此拟采用盾构对接的方式进行施工，并采用冻结法加固地层。冻结法作为地基加固的方法，在盾构对接中可以起到加固对接部位土体，隔绝地下水的作用。盾构对接在国外有很多成功的先例，日本东京湾横断道路横穿东京湾海底隧道、东京湾燃气中央干线隧道、伊势湾横穿燃气隧道和川崎人工河北段隧道等近十几项工程均采用了盾构对接的方案［5-7］，其地层加固手段部分或者全部采用了冻结法。此外日本还有多条隧道采用机械式地下直接对接的方法，比如东京都水道布局东南干线和小田井贮留管道构造工程等［8］。丹麦Storebaelt海底TBM 隧道［9-10］，采用双向4台盾构进行两两对接，盾构外径7．7 m，单向推进最长距离为7．5 km，盾构对接的上半部分采用了冻结法进行土体加固。国内对于盾构对接的研究逐步深入，也逐渐应用到工程实际中。狮子洋隧道［11］是国内第一条采用盾构对接技术修建的隧道，因对接位置处于中微化、微风化岩层，对接采用的是化学注浆的方法。

国内外对于冻结法在盾构对接中应用的研究主要还是集中在介绍施工方法上。T．Funazaki等［12］对东京湾隧道盾构对接的冻结法地层加固过程进行了详细介绍，得出结论为在高水压、长距离下盾构隧道对接采用冻结法地层加固是安全可行的。Odgard A等［9］对Storebaelt海底TBM隧道盾构对接的设计及Biggart A R等［10］对盾构对接的施工均进行了详细的介绍。关于冻结法在盾构对接过程中可行性的研究，国内外均鲜有涉及。本文依托琼州海峡隧道对接冻土帷幕受力和变形进行分析。

1 工程概况

琼州海峡位于广东省雷州半岛和海南岛之间，东西长约80．3 km，南北平均宽度约为29．5 km，其最小宽度为19．4 km。规划及预可阶段对通道线位进行了全面研究，形成东线、中线、西线3个方案。根据顾问组审查意见，隧道方案主要研究方向定为中线方案。琼州海峡跨海通道中线隧道方案北接广东湛江的粤海铁路，在海南侧接东、西环铁路。隧址附近海峡宽度约21 km，沿线最大水深98 m，隧道长度约为26 km，隧道内径13．5 m，设置300 mm内衬和700 mm管片，隧道外径15．5 m。

根据国外已有的工程实例，盾构地中对接的方法有土木式对接(地层加固辅助施工对接法)和机械式对接法2种，其中土木式对接法较为常用。土木式对接法是通过对接地点将地层进行加固处理，达到止水和防止地层失稳的效果，然后完成盾构拆卸并施作隧道衬砌。常规的加固方法有地面地层加固、隧道内注浆辅助法和冻结辅助法。机械式对接法是通过对盾构进行特殊的设计而使盾构直接进行对接的方法。在琼州海峡隧道方案中，拟选取土木式对接的方法，土体加固采用冻结的形式。由于隧道的长度和埋深都很大，有必要利用数值模拟的手段对盾构对接时的施工过程进行模拟，从而判断工程安全和指导施工过程。

2 盾构对接地层加固冻结方案

2．1 盾构对接方法

根据土木式对接法，2盾构掘进至一定距离时，开始进行2盾构轴线相互位置调整，而后继续掘进至最短距离。2盾构靠拢后，开始拆除盾构机内设备，并进行冻结施工，在刀盘外围形成冻土帷幕。确认冻结范围后，开始拆除盾构刀盘，并进行2盾构连接的钢板焊接施工。拆除刀盘时，按照分段分部拆除，拆除后立即焊接钢板封闭暴露面。

2．2 冻结方案

为了比较不同冻结方案的效果，在设置冻结管时，分别考虑了布置单排冻结管和双排冻结管2种情况。考虑2刀盘厚度，刀盘拆卸后2盾构之间可能的无支护间距为2 m，据此进行冻结管布置。1)单排冻结管布置。冻结管倾斜角取12°，冻结管长度取7 m，沿着圆周布置40根冻结管，相邻冻结管所夹圆心角为9°，冻结管开孔间距1．216 m，冻结管从两侧盾构对打，如图1所示。2)双排冻结管布置。冻结管倾斜角取12°和24°，冻结管长度取7 m和9 m，即沿着距离盾壳端部2 m和3 m的位置沿圆周分别布置40根冻结管，相邻冻结管所夹圆心角为9°，冻结管开孔间距1．216 m，冻结管从两侧盾构对打，如图2所示，在单排管的基础上增加1排孔构成双排冻结管。

图1 单排冻结管布置示意图(单位:mm)Fig．1 Arrangement of freezing pipes in single-row-pipe freezing(mm)

图2 双排冻结管布置示意图(单位:mm)Fig．2 Arrangement of freezing pipes in double-row-pipe freezing(mm)

3 研究内容

在拆除刀盘时，圆周方向一次性拆除刀盘的长度明显会影响冻土帷幕的应力状态和变形。因此，有必要对圆周方向上一次性拆除刀盘的长度对冻土帷幕的影响进行数值模拟。在模拟中，考虑在盾构正上方一次性拆除刀盘圆周方向的长度为 2，4，6，12，24，48 m，即全断面拆除时对以下内容进行研究。

1)对冻土体的应力强度(即σi=σ1-σ3)、径向变形、第一、第三主应力的分布规律进行研究。

2)分析比较单、双排管在不同圆周拆除长度下的表现，探究合理的冻结形式。

4 盾构对接冻结加固模拟

4．1 冻土帷幕形状的确定

根据2种不同的冻结管布置情况，分别考虑不同形式的冻土帷幕。2种不同的布置最终形成冻土帷幕的长度和厚度均不同。但由于2种冻结管的布置存在一定的相似性(双排冻结管的布置是在单排管的基础上增加而成)，最终形成的冻土帷幕形状上又有很大的相似性。同时参考温度场的计算结果，简化为圆环和圆锥环结合的形式，形状如图3所示，实际的温度场计算结果与该冻土体形状极其接近。

图3 冻土帷幕形状示意Fig．3 Shape of frozen soil umbrella

4．2 计算模型的建立

采用数值分析的常用软件ANSYS对盾构对接段冻土帷幕进行分析。计算中做了如下几点假定:

1)结合工程地质条件，在工程影响范围内，取计算范围内土层为单一土层，即为⑥1粉质黏土;2)未冻土和冻土均为弹性材料;3)考虑冻土体非均质的特性，根据温度场计算结果对冻土体进行分层;4)计算区域内分布土体自重荷载，上覆水层按照自重施加在土体表面上。

计算区域包括盾构对接段，取隧道中线上方至海底、下方45 m，隧道轴线方向两边各取30 m，隧道水平方向两边各取30 m。坐标原点位于隧道中心，z轴与隧道轴线平行，x轴与水平面垂直。计算模型为沿x轴对称，故实际计算模型只取1/2。整体模型的顶面(海底面)为自由面，2个对称面上设为对称面约束，其余面上设垂直约束，考虑盾构部分变形很小，在盾构径向设垂直约束。根据琼州海峡隧道地层冻土试验结果，计算参数取值如表1所示。

表1 模型材料参数Table 1 Material parameters of calculation model

据温度场的计算结果［13］，单排管和双排管在冻土形状上有所不同。积极冻结50 d后，两者形成的冻土帷幕厚度分别为1．55 m和2．8 m;总长度上，单排管和双排管分别为5．5 m和5．3 m。在计算中，为了反映出冻土体非均质的特性，假设冻土帷幕在截面上为梯形，并按照每层冻土帷幕的平均温度进行分层，剖面示意图如图4所示，实体剖面如图5所示，冻土帷幕实体网格如图6所示，整体计算网格如图7所示。

图4 冻土帷幕剖面图Fig．4 Layered shape of frozen soil umbrella

图8 应力强度最大值随开口大小变化曲线Fig．8 Maximum value of stress strength VS opening length

5 计算结果分析

在盾构对接过程中，冻土帷幕起到承载和封水的作用，因此，冻土帷幕的应力状态和因拆除刀盘引起的变形应重点研究。实际情况的冻土处于三向受力状态，受力状态较为复杂，本文近似的采用ANSYS软件内的应力强度指标(即σi=σ1-σ3)与冻土的无侧限抗压强度大小进行对比作为判断冻土帷幕是否破坏的标准。根据冻土力学实验，冻土(平均温度为-12℃)的强度指标为:抗压强度为3．8 MPa，抗拉强度为 1．5 MPa。

变形采用拆卸刀盘前后冻土体的径向位移差值的最大值作为拆卸刀盘引起冻土的径向变形最大值，文中的径向位移指的是柱坐标下的位移，径向位移方向远离圆心为正，指向圆心为负。

5．1 应力强度分析

图8显示了采用不同拆除刀盘暴露冻土的范围(以下简称“开口”)大小，单排管与双排管冻结冻土体内应力强度最大值随开口大小的变化规律。冻土帷幕应力强度如表2所示。

表2 冻土帷幕应力强度Table 2 Comparison and contrast between single-row-pipe freezing and double-row-pipe freezing in terms of stress strength of frozen soil

从图8及表2可以看出，相同的冻土模型，圆周方向开口长度越小，冻土体应力强度数值越小，说明在应力强度方面小开口情况有利;从发展趋势来看，刀盘开口较小时，随着开口增大应力强度增加较快，刀盘开口超过一定数值(12 m)时，冻土体应力强度趋近于某一极限值;从应力强度最大值的位置来看，应力强度最大值发生的位置基本上均处于-12℃的最内层冻土，都在刀盘开口与盾构壳的交界面上，以开口4 m为例，如图9所示。从表2单排与双排管冻结对比情况来看，双排管冻结情况下安全系数相比于单排管冻结有所提高，安全系数提高幅度(采用双排管冻结与单排管冻结的安全系数差值除以单排管安全系数所得数值)随着开口大小的增大呈降低的趋势，说明小开口情况下双排管冻结安全系数比单排管冻结有显著提高。

5．2 径向变形分析

根据计算结果，整理出单排管与双排管冻土体内径向变形(即刀盘拆除完毕时与刀盘拆除前的径向位移增量)最大值与圆周方向一次性拆除刀盘长度的关系，如图10所示。

从图10可以看出，相同的冻土模型，圆周方向开口长度越大，冻土体径向变形越大;从发展趋势来看，刀盘开口较小时，随着开口增大径向变形增长较快，然后增长速度缓慢，开口超过一定数值增长速度又加快。从径向变形最大值的位置来看，径向变形最大值发生的位置基本上在最内层冻土开口冻土暴露面的正中位置，以开口4 m为例，如图11所示。从表3单排与双排管冻结冻土模型对比情况来看，双排管模型径向变形要小于单排管模型，径向变形降低幅度指采用单排管冻结径向变形与双排管冻结径向变形的差值除以单排管径向变形所得数值，开口较小时径向变形降低幅度较小，开口超过一定数值时，径向变形降低幅度趋于稳定，在25%左右波动，说明在隧道正上方开口的情况下，由于双排管模型冻土厚度的增加，双排管模型相对于单排管模型对于抑制冻土表面径向变形效果明显。

表3 单排管与双排管冻结土体径向变形最大值对比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

图11 单、双排管冻结拆除刀盘后冻土体的径向变形云图Fig．11 Color map of radial deformation of frozen soil after cutter head demolishing

5．3 第一主应力分析

图12显示了采用不同的开口大小单排管与双排管冻结冻土体内第一主应力最大值随开口大小的变化规律。

从图12的发展趋势来看，冻土体第一主应力随着开口大小的增大呈先减小后增大趋势，开口较小时，随着开口增大第一主应力减小较快，开口较大时第一主应力随开口增长速度较慢。从第一主应力最大值的位置来看，第一主应力最大值发生的位置基本上在最内层冻土开口暴露面位置的两端，以开口4 m为例，如图13所示。从表4单排与双排管冻结冻土模型对比情况来看，相同开口大小的情况下，单排管冻结的最大拉应力(第一主应力最大值，下同)要高于双排管冻结相应值。第一主应力降低幅度指采用单排管冻结与双排管冻结第一主应力差值除以单排管冻结的第一主应力所得数值，最小降低幅度为14．37%，最大降低幅度为23．2%。

图12 冻土体的第一主应力最大值随开口大小变化Fig．12 Maximum value of first principal stress of frozen soil VS opening length

表4 单排管与双排管冻结冻土体第一主应力最大值对比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 第三主应力分析

图14显示了采用不同的开口大小单排管与双排管冻结冻土体内第三主应力最小值随开口大小的变化规律。

从图14的发展趋势来看，冻土体第三主应力随着开口大小的增大呈减小(压应力增大)趋势，开口较小时减小较快，开口较大时减小较慢。从第三主应力最小值的位置来看，单排管模型与双排管模型第三主应力分布规律相似，第三主应力最小值发生的位置基本上在最内层冻土开口暴露面的中间部位，呈条状分布，分布范围较小，以开口4 m为例，如图15所示。根据图14与表5，从单排与双排管冻结冻土模型对比情况来看，相同开口大小的情况下，双排管冻结冻土模型的最大压应力(第三主应力绝对值的最大值)要低于单排管冻结模型，最小降低幅度(采用单排管冻结与双排管冻结最大压应力差值除以单排管最大压应力所得数值)为18．81%，最大降低幅度为31．25%，说明采用双排管冻结与采用单排管冻结相比，可以在一定程度上降低最大压应力。

表5 单排管与双排管冻结冻土体第三主应力最大值对比Table 5 Comparison and contrast between single-row-pipe freezing and double-row-pipe freezing in terms of maximum value of third principal stress

图15 单、双排管冻结拆除刀盘后冻土体的第三主应力云图Fig．15 Color map of third principal stress of frozen soil after cutter head demolishing

6 结论与讨论

盾构刀盘在隧道正上方开口时，通过对单排管与双排管冻土帷幕在圆周方向不同的暴露尺寸下应力强度、径向变形、第一、第三主应力的分析，可以得出以下结论:1)从应力强度上来看，采用单排管进行冻结时，即使全盘同时拆开也可以满足力学强度指标要求;2)从冻土体应力强度最大值、径向变形最大值、第一主应力最大值、第三主应力绝对值最大值等各个指标来看，双排管冻结模型均低于单排管冻结模型相应值;3)冻土帷幕的各个指标受开口长度大小的影响变化较大，在实际施工中，应当严格控制开口的大小，完成作业后及时封闭，并且应该尽可能减小敞开段的长度，提高安全系数的同时对于减小冻土暴露面、防止冻土融化也有所帮助。由此可见，琼州海峡隧道盾构对接采取冻结法进行地层加固是可行的。冻土帷幕的力学性能可以满足盾构对接的施工要求。

关于盾构对接冻结法应用技术，近年来工程上有一些实际应用，但是相关的理论研究却较少。对于琼州海峡隧道盾构对接，之前学者研究多集中在工法选择等可行性分析［2-4］，鲜有真正的模拟计算。因此对于这一领域的研究具有重要意义。限于本人能力以及时间等客观因素，许多问题只是做了初步的分析探讨，在以下方面有待于进一步深入研究:1)本文在力学计算方面进行了简化，刀盘拆除位置选择在盾构顶部，其他的位置诸如盾构两侧或者底部，以后研究应进行全面考虑;2)冻土帷幕的模型取自温度场的计算结果，温度场与力学场未实现直接的耦合，直接的耦合计算是下一步工作的方向;3)关于冻土破坏的准则，本文也做了简化，近似的将应力强度指标与冻土的单轴抗压强度进行对比作为冻土破坏与否评判的标准，下一步应该考虑更为合理的破坏准则。

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