哈爾濱地鐵粉質黏土地層隧道臺階開挖法圍巖穩定性評價

全 強，郭文靜，史培賀

(1.哈爾濱地鐵集團有限公司，哈爾濱 150080；2.山東大學 巖土與結構工程研究中心，濟南 250061)

隧道掘進中，掌子面和超前圍巖的變形對隧道圍巖的穩定性有著重要影響，因此保證掌子面及圍巖的穩定性對施工安全來說至關重要。根據工程地質勘察報告，哈爾濱地鐵工程主要為粉質黏土地層且采用臺階法開挖。依托該工程，基于超前小導管的支護機理，通過建立掌子面穩定性模型，研究其破裂機制，進行掌子面穩定性分析與評價，通過分析隧道圍巖彈塑性分布，研究二次應力狀態，對隧道洞身穩定性進行評估。

1 開挖掌子面穩定性評價

哈爾濱地鐵隧道采用臺階法開挖，該工程的支護形式為超前注漿小導管支護、初期支護及二次襯砌相結合。但對于隧道掌子面土質較差、超前小導管參數不合理或支護措施不及時等情況，超前小導管對隧道圍巖的支護作用將會大大減小，極易導致坍塌事故，所以必須根據具體工程情況進行掌子面穩定性分析。

1.1 超前小導管支護作用機理

自身加固機理：錨桿作用。將超前小導管打入隧道拱頂一定范圍內，提高圍巖的承載能力。漿液通道作用。小導管管體鉆孔后形成通道，有利于漿液擴散，從而提高土體承載力。棚架作用。開挖初期未支護時，超前小導管對土體的支撐作用有利于掌子面的穩定。

注漿加固機理：漿液對土體的擠密壓縮有利于提高圍巖穩定性，注漿后土體的內摩擦角、黏聚力得以增大，抗剪能力提高。

1.2 超前小導管支護作用理論模型

綜合分析超前小導管的受力狀態及位移變形情況，建立如圖1所示的超前小導管雙參數有限長彈性地基梁受力模型。

圖1 導管受力模型Fig.1 Pipe stress model

對小導管進行受力分析，可得導管的彎矩剪力Q(x)、彎矩M(x)、轉角θ(x)及導管內壁縱向應變ε(x)：

其中，D為導管外徑，δ為導管壁厚。

1.3 超前小導管作用下掌子面穩定性定量評價

1.3.1 掌子面穩定性評價模型

基于超前小導管的支護作用，根據掌子面前方土體的破裂機制，提出一種掌子面穩定性計算模型，該模型適用于粉質黏土臺階法隧道開挖過程中掌子面的穩定性分析，如圖2所示。

圖2 掌子面穩定性計算模型Fig.2 Calculation model of tunnel face stability

1.3.2 掌子面穩定性定量評價

基于掌子面穩定性計算模型，對滑移體進行極限平衡分析，可得各級圍巖在有無支護情況下的穩定性系數，見表1。

表1 掌子面穩定性系數Tab.1 Coefficient of tunnel face stability

參考《建筑邊坡工程技術規范》(GB 50300-2013)[1]，結合表1可知，為保證掌子面穩定性，在粉質黏土地層中，對于V級圍巖，無須采用超前導管支護便可保證掌子面穩定；對于Ⅵ1級圍巖，須采用超前導管支護，并依據工程具體情況決定是否注漿；對于Ⅵ2級圍巖，因其土質較差，超前小導管支護無法保證掌子面穩定，須采用深孔注漿加固技術或施加超前管棚支護。

2 隧道洞身穩定性評價

2.1 圍巖彈塑性分布二次應力狀態

假設圍巖為彈塑性體，支護結構為線彈性體，忽略計算介質的自重?；谄矫鎽兡Ｐ筒⒉捎锰摂M支撐力逐步釋放法[2]模擬隧道開挖過程中支護結構施作時機、圍巖應力釋放過程等影響，將隧道開挖過程分為初始階段、開挖階段、支護階段，見圖3。

圖3 開挖支護不同階段平面應變計算模型Fig.3 Plane strain calculation model of different stages of excavation and support

通過土工試驗獲得粉質黏土的壓縮模量，換算為彈性模量[3]?；谝陨嫌嬎隳Ｐ蛯鷰r彈塑性應力狀態進行分析，可得：

隧道開挖前地層的初始位移場：

塑性區圍巖的位移：

彈性區圍巖的位移：

隧道開挖后圍巖的收斂位移：

U=Ue+Up-U0

2.2 收斂約束法關鍵曲線

2.2.1 圍巖收斂特征曲線

選取支護抗力大于最小支護力且圍巖變形滿足規范要求的支護時機，將所選擇的不同支護時機施作初襯所得的支護壓力P1代替虛擬支撐力，可得圍巖收斂特征曲線，見圖4。

圖4 圍巖特征曲線及支護特征曲線Fig.4 Surrounding rock characteristic curve and supporting characteristic curve

對松動區內滑移體進行極限平衡分析，即可得作用在支護結構上的最小支護力和最大安全塑性區范圍。

2.2.2 洞身縱向變形曲線

在格柵拱架與噴射混凝土共同支護下，支護結構的剛度隨時間增長不斷增大，因此圍巖的應力釋放率必將逐漸減小并趨近于某一值。圍巖以變形的方式完成應力釋放過程，故應力釋放率與收斂變形必存在相應的關系，采用擬合工具分析可得施加支護結構后的洞身縱向變形曲線，見圖5。

圖5 洞身縱向變形曲線Fig.5 Longitudinal deformation curve of the hole body

將現場拱頂沉降監測數據和理論計算值進行對比分析，計算值相比于實測值其標準誤差均小于1.5，相關系數接近1。表明計算結果能夠很好地反映支護施作后拱頂沉降的大小及規律。

2.2.3 支護特征曲線

基于支護結構參數，考慮鋼格柵單獨支護和格柵與噴混凝土聯合支護[4]下的作用效果，可得到各亞級圍巖的支護特征曲線，如圖6～圖8。

圖6 V級圍巖下支護特征曲線Fig.6 Support characteristic curve under V class surrounding rock

圖7 Ⅵ1級圍巖下支護特征曲線Fig.7 Support characteristic curve under Ⅵ1 class surrounding rock

圖8 Ⅵ2級圍巖下支護特征曲線Fig.8 Support characteristic curve under Ⅵ2 class surrounding rock

由圖可知，對于V級圍巖，支護結構所提供的最大支護反力大于支護與地層特征曲線的平衡點應力，且圍巖變形滿足規范要求；對于Ⅵ1、Ⅵ2級圍巖，施加支護結構前，圍巖已經產生較大的位移，即使支護力滿足要求，也須采用超前支護，提前支護時機。

2.3 容許位移安全系數

為保證圍巖變形在合理范圍內，通過分析不同亞級粉質黏土的洞身收斂變化，得到洞身收斂容許位移安全系數[5]，見表2。

表2 洞身收斂容許位移安全系數Tab.2 Allowable displacement safety factor of hole convergence

由表2可知，在上述開挖支護措施下，V級粉質黏土的容許位移安全系數為2.91，滿足施工要求；Ⅵ1級粉質黏土的容許位移安全系數為1.40，支護結構剛度也滿足要求，因此建議采用超前小導管支護；對于Ⅵ2級粉質黏土，支護結構的剛度已滿足要求，但在掌子面開挖前，圍巖已經產生過大的收斂變形，故須在開挖前進行超前加固，以保證施工安全。

3 結論與展望

3.1 研究結論

根據超前小導管支護作用機理，對哈爾濱地鐵粉質黏土隧道臺階法工程開展了圍巖穩定性研究，建立了超前小導管雙參數彈性地基梁的力學計算模型，提出了適用于粉質黏土地層臺階法隧道開挖的掌子面穩定性分析模型，并對掌子面進行穩定性評估。結果表明：對于V級圍巖，無須采用超前導管支護便可保證掌子面穩定；對于Ⅵ1級圍巖，須采用超前導管支護，并依據工程具體情況決定是否注漿；對于Ⅵ2級圍巖，因其土質較差，超前小導管支護無法保證掌子面穩定，須采用深孔注漿加固技術或施加超前管棚支護。分析了圍巖的彈塑性分布二次應力狀態，并根據收斂約束法得到圍巖收斂特征曲線、洞身縱向變形曲線和支護特征曲線，基于容許位移安全系數，對隧道洞身的穩定性進行了評估。結果表明，支護結構的承載力滿足施工安全要求，但Ⅵ1、Ⅵ2級粉質黏土隧道應借助超前支護，以保證圍巖穩定性。

3.2 展望

以下方面有待進一步開展：通過土壓力計算經驗公式開展掌子面穩定性分析，下一步應根據試驗及計算得到精確土壓力值。通過理論模型和數值計算，分析了隧道掌子面前方土體的破裂模式，今后應結合模型試驗來驗證土體的破裂形態。主要考慮超前小導管的縱向“棚架”作用，暫未分析其橫向成拱作用，今后應在該方面展開研究，以完善超前小導管的支護理論。