地鐵隧道開挖超前小導管預注漿參數對地表沉降的影響

王 輝，王 鵬，梁明純

(1.北京科技大學 土木工程系，北京 100083；2.北京科技大學 城市地下空間工程北京市重點實驗室，北京 100083； 3.泛華建設集團有限公司，北京 100070)

地鐵隧道施工會破壞周圍地質體原有的平衡，誘發應力重分布，從而引起地層位移與地表不均勻沉降，這種現象在大斷面淺埋暗挖隧道施工中表現得尤為突出[1-4]。為保證隧道的安全施工，需對軟弱圍巖、自穩能力差的隧道洞口或洞身段進行預支護。主要的預支護方法有：超前錨桿法[5]、冷凍法[6-7]、管棚法[8]、水平旋噴注漿法[9]、超前小導管注漿法[10]，其中超前小導管注漿法具有錨桿和棚架雙重作用，其經濟性、靈活性和良好的加固效果使其在隧道穿越淺埋、軟弱地層等不良地段的施工過程中發揮了重要作用[11-12]。因此，確定合理的超前小導管預注漿參數，以增強超前小導管的支護效果，改善掌子面的受力情況，使隧道開挖過程中不同部位的地層應力、位移等指標都減少至最小，對工程順利開展具有重要意義。

本文基于哈爾濱地鐵三號線湘江路站—會展中心站區間(湘—會區間)大斷面地鐵隧道暗挖段工程，采用FLAC 3D軟件獲得不同超前小導管預注漿參數下地鐵隧道開挖引起的地表沉降縱向和橫向分布規律。然后設計正交試驗，采用FLAC 3D對9組試驗方案進行模擬，以掌子面后方14 m處截面最大地表沉降和掌子面處地表沉降釋放率為評價指標，進一步分析不同超前小導管參數對地表沉降的影響程度，為后續類似地鐵隧道工程的設計和優化提供參考。

1 工程概況

哈爾濱地鐵三號線湘—會區間自湘江路站起，由南向北沿紅旗大街穿行至會展中心站止，全長為721.633 m，采用淺埋暗挖法施工。隧道橫斷面位置關系如圖1所示。大斷面隧道段為長84 m、寬14.15 m、高10.62 m的馬蹄形隧道，隧道頂板埋深為10.90 m，采用雙側壁導坑法施工。大斷面隧道段土層的物理力學參數見表1，可見該段隧道范圍內土體強度低，隧道在開挖過程中出現塑性破壞的可能性較大，因此需要使用超前小導管對隧道進行超前支護。

圖1 隧道橫斷面位置關系(單位：m)

表1 土層參數

2 隧道與小導管模型的建立

2.1 模型和邊界條件

根據工程經驗與圣維南原理，本模型沿隧道開挖方向取84 m，水平方向取40 m，豎直方向取51 m，上邊緣取至地表。初期襯砌采用Liner結構單元模擬，小導管采用Pile單元模擬，同一坐標的不同結構單元節點采用Link單元剛性連接。

模型的左右邊界、前后邊界以及底面施加法向位移約束，上部取自由邊界。由于隧道本身和地質條件的對稱性，隧道的受力基本上也是對稱的，為了簡化計算，利用FLAC 3D建立單側隧道模型，如圖2所示。

圖2 單側隧道模型

選取Mohr-Coulumb彈塑性模型進行數值分析，采用應力釋放法模擬支護施加前產生的變形。根據設計，小導管管間距離按2倍導管直徑選取，縱向隨鋼支撐逐榀打設，每榀鋼支撐間距為1 m。小導管布置模型如圖3所示。模型開挖步長為1 m，開挖順序按照左右導洞對稱開挖考慮，具體為：①側面上導洞開挖；②側面上導洞開挖至7 m后側面下導洞開挖；③側導洞完成開挖后中上洞開挖；④中上洞開挖至7 m后中下洞開挖。

圖3 小導管布置模型

2.2 小導管與初期支護材料參數設置

超前小導管采用等效剛度的方法考慮，用慣性矩作為計算權重，初期支護與小導管材料的參數見表2。

表2 初期支護與小導管材料物理力學參數

3 小導管預注漿參數對地表沉降的影響

3.1 小導管預注漿參數設置

為了研究小導管沿開挖方向投影長度(簡稱投影長度)、注漿半徑及徑向加固范圍這3個參數對大斷面隧道開挖地表沉降的影響，假設以下3種工況進行數值模擬分析。

工況1：超前小導管注漿半徑和徑向加固范圍均為0.8 m，小導管投影長度分別為3，4，5 m。

工況2：超前小導管投影長度為4 m，徑向加固范圍為1.2 m，小導管注漿半徑分別為0.8，1.2，1.5 m。

工況3：超前小導管投影長度為4 m，注漿半徑為1.8 m，小導管徑向加固范圍分別為0.8，1.2，1.5 m。

超前小導管徑向加固范圍即為超前小導管沿徑向投影長度，其值應與注漿半徑相等，但本工程采用超前小導管注漿和深孔注漿2種加固形式，因此，注漿半徑應該大于徑向加固范圍。但如果注漿效果較差，則會出現注漿半徑小于徑向加固范圍的情況。

3.2 不同小導管預注漿參數下地表縱向沉降規律

根據以上3種工況模擬得到不同小導管預注漿參數下大斷面隧道側導洞與中洞開挖完成后的地表沉降縱向分布曲線，見圖4。

圖4 不同小導管參數下地表沉降縱向分布曲線

由圖4可知：

1)地鐵隧道開挖引起的地表沉降沿縱向呈倒S形分布，先期沉降集中發生于掌子面前方20 m內，在掌子面前方10 m至掌子面區段迅速增大；掌子面后方約15 m后沉降速率開始變緩，到30 m后呈現緩慢變化趨勢。掌子面處地表沉降量約占總沉降量的1/2。

2)側導洞開挖完成時地表最大沉降位于掌子面后方35～40 m，中洞開挖完成時最大地表沉降位于掌子面后方8～10 m，之后表現為回彈趨勢。這是因為中洞開挖后下部土體重力荷載降低，隨后初期支護閉合成環，土體回彈帶動整條隧道上浮；另外，數值模擬中Mohr-Coulumb模型的彈性模量設為定值也會增大回彈現象。此外，超前加固條件越好，回彈表現越明顯。

3)隨著小導管投影長度、注漿半徑及徑向加固范圍的增大，掌子面前方土體的沉降變化速率逐漸變緩，掌子面處地表沉降變小，占總沉降比例也逐漸減小。相比較而言，小導管投影長度影響最大。

3.3 不同小導管預注漿參數下地表橫向沉降規律

圖5 不同小導管參數下地表沉降橫向分布曲線

如圖4所示，中洞開挖完成時表現出的回彈趨勢與實際略有不符，所以，截取掌子面后方14 m處截面(此處縱向分布曲線尚未表現回彈趨勢或表現不明顯)得到不同小導管預注漿參數下大斷面隧道中洞開挖完成時的地表沉降橫向分布曲線，見圖5。

1)由圖5(a)可知，小導管投影長度分別為3，4，5 m 時對應的掌子面后方14 m處截面的最大地表沉降分別為33.9，27.8，21.3 mm，沉降槽寬度分別為20，19，18 m。顯然增加小導管投影長度對控制最大地表沉降有明顯改善作用，并使沉降槽寬度減小。

2)隨著注漿半徑及徑向加固范圍的增大，最大地表沉降逐漸減小，同時沉降槽寬度略有減小，但相比增加小導管投影長度，增大注漿半徑及徑向加固范圍對控制地表沉降的改善效果不明顯。

4 基于正交試驗的多因素敏感性分析

4.1 影響因素及正交試驗設計

為了進一步確定地鐵隧道開挖時不同超前小導管預注漿參數對地表沉降的影響程度，選取小導管投影長度、注漿半徑和徑向加固范圍作為主要敏感因素，每個因素選取3個水平進行比較，見表3。

表3 敏感因素水平

在不考慮交互作用時，選用正交表L9(34)安排試驗組合，設計9組試驗方案，見表4。其中，方案6，8，9中，小導管徑向加固范圍小于注漿半徑，這與現場超前加固方法相對應；而方案4，5，7中，小導管徑向加固范圍大于注漿半徑，可以對應注漿效果較差的情況。

表4 試驗方案及結果

圖6 不同方案地表沉降橫向分布曲線

圖7 不同方案地表沉降縱向分布曲線

采用FLAC 3D對各組試驗方案進行模擬。正交試驗選取中洞開挖完成時掌子面后方14 m處截面地表沉降橫向分布曲線(見圖6)，獲得該截面地表最大沉降值(參見表4)。而為了規避中洞開挖模擬時明顯的回彈趨勢，選用導洞開挖完成時的地表沉降縱向分布曲線(見圖7)，計算掌子面處地表沉降釋放率(參見表4)。

4.2 試驗結果分析

4.2.1 極差分析

分別對掌子面后方14 m處截面最大地表沉降和掌子面處地表沉降釋放率結果進行極差分析，結果見表5。可以看出，小導管投影長度對掌子面后方14 m處截面最大地表沉降和掌子面處沉降釋放率影響最大，其次是注漿半徑，而徑向加固范圍的影響最小。

表5 極差分析結果

注：Rj為第j個因素各水平的綜合平均值的極差，j=(A,B,C)。

4.2.2 方差分析

為了確定試驗結果差異來自于不同敏感因素的相應水平還是來自試驗誤差，取顯著水平α=0.1，對掌子面后方14 m處截面最大地表沉降和掌子面處地表沉降釋放率進行方差分析，結果見表6。

表6 方差分析結果

由表6可知，小導管投影長度和注漿半徑對掌子面后方14 m處截面最大地表沉降影響顯著；小導管徑向加固范圍方差大于誤差，但F值小于臨界值，因此對最大地表沉降有影響但不顯著。小導管投影長度對掌子面處地表沉降釋放率影響顯著；注漿半徑方差大于誤差，但F值小于臨界值，因此注漿半徑對掌子面處地表沉降釋放率有影響但不顯著；小導管徑向加固范圍方差等于誤差，可視為誤差。

5 結論

1)以哈爾濱地鐵三號線湘—會區間為實例，采用FLAC 3D模擬得出不同的超前小導管預注漿參數下地表沉降縱向和橫向分布規律，發現改善小導管投影長度、注漿半徑及徑向加固范圍可以有效地減小地表最大沉降量。

2)通過設計正交試驗，以掌子面后方14 m處截面最大地表沉降和掌子面處地表沉降釋放率為評價指標，通過極差分析和方差分析得出：小導管沿開挖方向投影長度對地表沉降的影響最為顯著，其次是注漿半徑，而徑向加固范圍的影響最小。