地铁隧道开挖超前小导管预注浆参数对地表沉降的影响

王 辉，王 鹏，梁明纯

(1.北京科技大学 土木工程系，北京 100083；2.北京科技大学 城市地下空间工程北京市重点实验室，北京 100083； 3.泛华建设集团有限公司，北京 100070)

地铁隧道施工会破坏周围地质体原有的平衡，诱发应力重分布，从而引起地层位移与地表不均匀沉降，这种现象在大断面浅埋暗挖隧道施工中表现得尤为突出[1-4]。为保证隧道的安全施工，需对软弱围岩、自稳能力差的隧道洞口或洞身段进行预支护。主要的预支护方法有：超前锚杆法[5]、冷冻法[6-7]、管棚法[8]、水平旋喷注浆法[9]、超前小导管注浆法[10]，其中超前小导管注浆法具有锚杆和棚架双重作用，其经济性、灵活性和良好的加固效果使其在隧道穿越浅埋、软弱地层等不良地段的施工过程中发挥了重要作用[11-12]。因此，确定合理的超前小导管预注浆参数，以增强超前小导管的支护效果，改善掌子面的受力情况，使隧道开挖过程中不同部位的地层应力、位移等指标都减少至最小，对工程顺利开展具有重要意义。

本文基于哈尔滨地铁三号线湘江路站—会展中心站区间(湘—会区间)大断面地铁隧道暗挖段工程，采用FLAC 3D软件获得不同超前小导管预注浆参数下地铁隧道开挖引起的地表沉降纵向和横向分布规律。然后设计正交试验，采用FLAC 3D对9组试验方案进行模拟，以掌子面后方14 m处截面最大地表沉降和掌子面处地表沉降释放率为评价指标，进一步分析不同超前小导管参数对地表沉降的影响程度，为后续类似地铁隧道工程的设计和优化提供参考。

1 工程概况

哈尔滨地铁三号线湘—会区间自湘江路站起，由南向北沿红旗大街穿行至会展中心站止，全长为721.633 m，采用浅埋暗挖法施工。隧道横断面位置关系如图1所示。大断面隧道段为长84 m、宽14.15 m、高10.62 m的马蹄形隧道，隧道顶板埋深为10.90 m，采用双侧壁导坑法施工。大断面隧道段土层的物理力学参数见表1，可见该段隧道范围内土体强度低，隧道在开挖过程中出现塑性破坏的可能性较大，因此需要使用超前小导管对隧道进行超前支护。

图1 隧道横断面位置关系(单位：m)

表1 土层参数

2 隧道与小导管模型的建立

2.1 模型和边界条件

根据工程经验与圣维南原理，本模型沿隧道开挖方向取84 m，水平方向取40 m，竖直方向取51 m，上边缘取至地表。初期衬砌采用Liner结构单元模拟，小导管采用Pile单元模拟，同一坐标的不同结构单元节点采用Link单元刚性连接。

模型的左右边界、前后边界以及底面施加法向位移约束，上部取自由边界。由于隧道本身和地质条件的对称性，隧道的受力基本上也是对称的，为了简化计算，利用FLAC 3D建立单侧隧道模型，如图2所示。

图2 单侧隧道模型

选取Mohr-Coulumb弹塑性模型进行数值分析，采用应力释放法模拟支护施加前产生的变形。根据设计，小导管管间距离按2倍导管直径选取，纵向随钢支撑逐榀打设，每榀钢支撑间距为1 m。小导管布置模型如图3所示。模型开挖步长为1 m，开挖顺序按照左右导洞对称开挖考虑，具体为：①侧面上导洞开挖；②侧面上导洞开挖至7 m后侧面下导洞开挖；③侧导洞完成开挖后中上洞开挖；④中上洞开挖至7 m后中下洞开挖。

图3 小导管布置模型

2.2 小导管与初期支护材料参数设置

超前小导管采用等效刚度的方法考虑，用惯性矩作为计算权重，初期支护与小导管材料的参数见表2。

表2 初期支护与小导管材料物理力学参数

3 小导管预注浆参数对地表沉降的影响

3.1 小导管预注浆参数设置

为了研究小导管沿开挖方向投影长度(简称投影长度)、注浆半径及径向加固范围这3个参数对大断面隧道开挖地表沉降的影响，假设以下3种工况进行数值模拟分析。

工况1：超前小导管注浆半径和径向加固范围均为0.8 m，小导管投影长度分别为3，4，5 m。

工况2：超前小导管投影长度为4 m，径向加固范围为1.2 m，小导管注浆半径分别为0.8，1.2，1.5 m。

工况3：超前小导管投影长度为4 m，注浆半径为1.8 m，小导管径向加固范围分别为0.8，1.2，1.5 m。

超前小导管径向加固范围即为超前小导管沿径向投影长度，其值应与注浆半径相等，但本工程采用超前小导管注浆和深孔注浆2种加固形式，因此，注浆半径应该大于径向加固范围。但如果注浆效果较差，则会出现注浆半径小于径向加固范围的情况。

3.2 不同小导管预注浆参数下地表纵向沉降规律

根据以上3种工况模拟得到不同小导管预注浆参数下大断面隧道侧导洞与中洞开挖完成后的地表沉降纵向分布曲线，见图4。

图4 不同小导管参数下地表沉降纵向分布曲线

由图4可知：

1)地铁隧道开挖引起的地表沉降沿纵向呈倒S形分布，先期沉降集中发生于掌子面前方20 m内，在掌子面前方10 m至掌子面区段迅速增大；掌子面后方约15 m后沉降速率开始变缓，到30 m后呈现缓慢变化趋势。掌子面处地表沉降量约占总沉降量的1/2。

2)侧导洞开挖完成时地表最大沉降位于掌子面后方35～40 m，中洞开挖完成时最大地表沉降位于掌子面后方8～10 m，之后表现为回弹趋势。这是因为中洞开挖后下部土体重力荷载降低，随后初期支护闭合成环，土体回弹带动整条隧道上浮；另外，数值模拟中Mohr-Coulumb模型的弹性模量设为定值也会增大回弹现象。此外，超前加固条件越好，回弹表现越明显。

3)随着小导管投影长度、注浆半径及径向加固范围的增大，掌子面前方土体的沉降变化速率逐渐变缓，掌子面处地表沉降变小，占总沉降比例也逐渐减小。相比较而言，小导管投影长度影响最大。

3.3 不同小导管预注浆参数下地表横向沉降规律

图5 不同小导管参数下地表沉降横向分布曲线

如图4所示，中洞开挖完成时表现出的回弹趋势与实际略有不符，所以，截取掌子面后方14 m处截面(此处纵向分布曲线尚未表现回弹趋势或表现不明显)得到不同小导管预注浆参数下大断面隧道中洞开挖完成时的地表沉降横向分布曲线，见图5。

1)由图5(a)可知，小导管投影长度分别为3，4，5 m 时对应的掌子面后方14 m处截面的最大地表沉降分别为33.9，27.8，21.3 mm，沉降槽宽度分别为20，19，18 m。显然增加小导管投影长度对控制最大地表沉降有明显改善作用，并使沉降槽宽度减小。

2)随着注浆半径及径向加固范围的增大，最大地表沉降逐渐减小，同时沉降槽宽度略有减小，但相比增加小导管投影长度，增大注浆半径及径向加固范围对控制地表沉降的改善效果不明显。

4 基于正交试验的多因素敏感性分析

4.1 影响因素及正交试验设计

为了进一步确定地铁隧道开挖时不同超前小导管预注浆参数对地表沉降的影响程度，选取小导管投影长度、注浆半径和径向加固范围作为主要敏感因素，每个因素选取3个水平进行比较，见表3。

表3 敏感因素水平

在不考虑交互作用时，选用正交表L9(34)安排试验组合，设计9组试验方案，见表4。其中，方案6，8，9中，小导管径向加固范围小于注浆半径，这与现场超前加固方法相对应；而方案4，5，7中，小导管径向加固范围大于注浆半径，可以对应注浆效果较差的情况。

表4 试验方案及结果

图6 不同方案地表沉降横向分布曲线

图7 不同方案地表沉降纵向分布曲线

采用FLAC 3D对各组试验方案进行模拟。正交试验选取中洞开挖完成时掌子面后方14 m处截面地表沉降横向分布曲线(见图6)，获得该截面地表最大沉降值(参见表4)。而为了规避中洞开挖模拟时明显的回弹趋势，选用导洞开挖完成时的地表沉降纵向分布曲线(见图7)，计算掌子面处地表沉降释放率(参见表4)。

4.2 试验结果分析

4.2.1 极差分析

分别对掌子面后方14 m处截面最大地表沉降和掌子面处地表沉降释放率结果进行极差分析，结果见表5。可以看出，小导管投影长度对掌子面后方14 m处截面最大地表沉降和掌子面处沉降释放率影响最大，其次是注浆半径，而径向加固范围的影响最小。

表5 极差分析结果

注：Rj为第j个因素各水平的综合平均值的极差，j=(A,B,C)。

4.2.2 方差分析

为了确定试验结果差异来自于不同敏感因素的相应水平还是来自试验误差，取显著水平α=0.1，对掌子面后方14 m处截面最大地表沉降和掌子面处地表沉降释放率进行方差分析，结果见表6。

表6 方差分析结果

由表6可知，小导管投影长度和注浆半径对掌子面后方14 m处截面最大地表沉降影响显著；小导管径向加固范围方差大于误差，但F值小于临界值，因此对最大地表沉降有影响但不显著。小导管投影长度对掌子面处地表沉降释放率影响显著；注浆半径方差大于误差，但F值小于临界值，因此注浆半径对掌子面处地表沉降释放率有影响但不显著；小导管径向加固范围方差等于误差，可视为误差。

5 结论

1)以哈尔滨地铁三号线湘—会区间为实例，采用FLAC 3D模拟得出不同的超前小导管预注浆参数下地表沉降纵向和横向分布规律，发现改善小导管投影长度、注浆半径及径向加固范围可以有效地减小地表最大沉降量。

2)通过设计正交试验，以掌子面后方14 m处截面最大地表沉降和掌子面处地表沉降释放率为评价指标，通过极差分析和方差分析得出：小导管沿开挖方向投影长度对地表沉降的影响最为显著，其次是注浆半径，而径向加固范围的影响最小。