王 璐 許 霞 李紅英

(青島黃海學(xué)院建筑工程學(xué)院，266427，青島∥第一作者，講師)

隨著我國城市軌道交通的快速發(fā)展，地鐵隧道穿越碎裂巖層段的情況也越發(fā)頻繁。尤其是青島地區(qū)屬于典型的厚碎裂巖層地質(zhì)條件，全、強風(fēng)化花崗巖分布廣泛，地鐵沿線大部分地區(qū)厚度達5～25 m，巖體節(jié)理裂隙發(fā)育，整體性較差，圍巖自穩(wěn)能力弱。施工中支護不及時或支護措施不當(dāng)，極易造成圍巖失穩(wěn)坍落，導(dǎo)致地表大范圍沉降、地面建筑物傾斜沉陷以及地下管線破裂等工程災(zāi)害[1-2]，嚴(yán)重威脅施工安全與周邊環(huán)境穩(wěn)定。

目前，關(guān)于不良地質(zhì)條件施工優(yōu)化及支護設(shè)計方面的研究，眾多學(xué)者已經(jīng)開展了大量工作。文獻[3]研究了青島臺東小凈距交疊隧道在多種方案施工時的隧道結(jié)構(gòu)相互影響規(guī)律及地表沉降漏斗特征；文獻[4]優(yōu)化了軟弱巖層大跨地鐵車站的開挖步序和關(guān)鍵工序；文獻[5]將有限元強度折減法應(yīng)用于隧道圍巖穩(wěn)定性分析中，且對改進的CRD法進行了安全評估。

上述研究成果對隧道施工工法優(yōu)化及圍巖穩(wěn)定性分析具有較高的指導(dǎo)意義，但多數(shù)成果集中于施工技術(shù)對圍巖穩(wěn)定性的定性分析，而很少涉及碎裂巖層段隧道支護技術(shù)優(yōu)化多指標(biāo)定量分析。

本文以青島地鐵3號線某典型厚碎裂巖層區(qū)的區(qū)間隧道為工程依托，對比分析了4種隧道支護加固技術(shù)的地表沉降、初支主應(yīng)力及圍巖塑性發(fā)展情況，并采用灰色關(guān)聯(lián)理論定量分析了5項評價指標(biāo)的綜合支護效果。研究成果對碎裂巖層地鐵隧道的支護優(yōu)化及穩(wěn)定性評價具有重要指導(dǎo)作用和借鑒價值。

1 工程概況

青島地鐵3號線匯泉廣場站—中山公園站區(qū)間(以下簡為“匯中區(qū)間”)位于市南區(qū)香港西路下方，區(qū)間范圍內(nèi)文登路、武昌路、榮成路、韶關(guān)路與香港西路交匯，路面交通流量較大。區(qū)間起訖里程為K 2+996.809—K 3+584.178，采用鉆爆法施工。區(qū)間隧道為復(fù)合襯砌暗挖結(jié)構(gòu),采用馬蹄形斷面，跨度為6.2 m，總高度為6.76 m，隧道間距為13～16 m。

隧道上部覆蓋層主要為第四系以及全、強風(fēng)化花崗巖，拱頂埋深14～18 m。圍巖主要為強-微風(fēng)化花崗巖、花崗斑巖和煌斑巖，級別為Ⅲ～Ⅴ級[6]。

隧道原支護方案如下：初期支護采用錨噴網(wǎng)支護，其中錨桿采用φ20 mm、長2.5 m的全長注漿砂漿錨桿，錨桿間距為1.0 m×1.0 m，采用梅花形布置，并在拱頂120°范圍內(nèi)垂直布置；噴射混凝土采用C25混凝土，厚度為250 mm；鋼筋網(wǎng)采用φ8 mm@200 mm×200 mm。二次襯砌采用自防水C40鋼筋混凝土，厚度為300 mm。

在實際施工中，發(fā)現(xiàn)區(qū)間K 3+283.5—K 3+342.6段，圍巖基本為全、強風(fēng)化花崗巖，巖層碎裂程度較高，節(jié)理裂隙較發(fā)育，圍巖自穩(wěn)能力較差，且該施工段地面多為商務(wù)樓及住宅別墅，由于建筑物安全等級較高，因此應(yīng)嚴(yán)格控制地表沉降。若采用原支護方案，極易造成圍巖失穩(wěn)坍落、地表大范圍沉降、周邊建筑物傾斜開裂等工程事故，施工風(fēng)險極大。厚碎裂巖層段地鐵隧道原支護方案如圖1所示。

圖1 厚碎裂巖層段地鐵隧道原支護方案示意圖

2 碎裂巖層隧道支護加固技術(shù)

針對本區(qū)間K 3+283.5—K 3+342.6段的全、強風(fēng)化花崗巖碎裂地層，為了確保隧道的施工安全和周邊環(huán)境穩(wěn)定，結(jié)合匯中區(qū)間隧道的施工環(huán)境，提出以下4種支護結(jié)構(gòu)加固方案,如表1所示。

表1 匯中區(qū)間支護結(jié)構(gòu)加固方案表

圖2 全斷面WSS超前帷幕注漿加固示意圖

為分析匯中區(qū)間支護結(jié)構(gòu)不同加固方案的圍巖控制效果，通過數(shù)值模擬對各加固方案的地表變形、主應(yīng)力分布及圍巖塑性區(qū)發(fā)展進行分析，并對綜合支護效果進行評價。

3 隧道加固控制模擬分析

3.1 建立計算模型

選取匯中區(qū)間隧道碎裂巖層段為建模對象，模型的長度、寬度、高度別為80 m、60 m、60 m。模型邊界條件設(shè)定為上邊界無約束、四周為水平約束、底面為豎向約束。隧道三維數(shù)值模型如圖3所示。

圖3 匯中區(qū)間隧道三維數(shù)值模型

隧道圍巖選用莫爾-庫侖(Mohr-Coulomb)彈塑性模型。超前帷幕注漿與超前小導(dǎo)管支護通過提高加固圈圍巖力學(xué)參數(shù)實現(xiàn)，錨桿采用cable單元，初期支護結(jié)構(gòu)采用shell單元，二次襯砌結(jié)構(gòu)采用實體彈性單元。模型中地層及支護結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

表2 模型中地層及支護結(jié)構(gòu)物理力學(xué)參數(shù)表

3.2 計算結(jié)果分析

對上述4種方案下的隧道地表沉降、支護結(jié)構(gòu)主應(yīng)力分布及圍巖塑性區(qū)發(fā)展情況進行對比分析。

3.2.1 地表沉降分析

圖4為各支護結(jié)構(gòu)加固方案下的橫斷面地表沉降曲線。由圖4可知：

(1) 各方案地表沉降趨勢相似，方案1的沉降值最小，僅為9.52 mm，比原方案減小了30.7%。這說明采用全斷面WSS超前帷幕注漿對掌子面前方碎裂巖體進行預(yù)加固，顯著改善了不良地質(zhì)段圍巖的力學(xué)特性，該方案對地層沉降的控制效果較好。

(2) 方案2、3的沉降控制效果基本一致，說明通過超前小導(dǎo)管支護提高拱頂圍巖強度，以及提過提高初期支護剛度來抵抗地層變形，其原理都是為了增強圍巖及支護結(jié)構(gòu)的彈性抗力。

(3) 方案4的支護效果較其它方案略差，說明增大拱頂錨桿長度和增設(shè)拱肩及拱腳錨桿需要與其它支護結(jié)構(gòu)有機結(jié)合，才能發(fā)揮出更好的加固效果。

3.2.2 結(jié)構(gòu)主應(yīng)力分析

圖5為右線隧道初期支護結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力分布情況。由圖5可知：

(1) 不同加固方案下，初期支護結(jié)構(gòu)主應(yīng)力分布趨勢類似；隧道軸線(180°)兩側(cè)主應(yīng)力呈不對稱分布，左幫明顯大于右?guī)停@是由于左線隧道開挖對右線圍巖起到擾動疊加作用；拱肩處壓應(yīng)力最大，表現(xiàn)為拱肩初期支護結(jié)構(gòu)壓應(yīng)力集中。因此，針對厚碎裂巖層隧道，應(yīng)重點加強拱頂與拱肩的支護強度。

(2) 方案1中拱頂及拱肩處的主應(yīng)力明顯較小，說明全斷面WSS超前帷幕注漿能夠有效提高隧道開挖范圍內(nèi)碎裂巖體的自穩(wěn)性，從而減小圍巖擾動及減緩壓應(yīng)力集中。

圖4 各支護結(jié)構(gòu)加固方案下隧道橫斷面地表沉降曲線

圖5 各支護結(jié)構(gòu)加固方案下隧道結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力曲線

3.2.3 圍巖塑性區(qū)分析

圖6為各支護結(jié)構(gòu)方案的圍巖塑性區(qū)分布情況。由圖6可知：

(1) 方案1：采用全斷面WSS超前帷幕注漿加固后，隧道拱頂圍巖塑性區(qū)明顯減小，相較于原方案，塑性區(qū)僅出現(xiàn)在拱肩以下，這說明通過超前注漿加固能夠顯著改善開挖范圍內(nèi)碎裂巖體的力學(xué)性質(zhì)；且通過該措施碎裂巖體可膠結(jié)融合為整體，使其抗剪強度明顯增強，加固效果良好。

(2) 方案2：超前小導(dǎo)管支護能夠提高拱頂圍巖的強度和穩(wěn)定性，從而減小拱頂圍巖的塑性發(fā)展，對抑制隧道兩幫變形具有重要作用。

(3) 方案3：提高初期支護剛度后，原方案的塑性區(qū)略小，加固效果并不顯著，這說明僅提高初期支護剛度對抑制圍巖塑性發(fā)展效果并不明顯。

4 基于灰色關(guān)聯(lián)的支護優(yōu)化分析

4.1 多指標(biāo)灰色關(guān)聯(lián)分析

灰色關(guān)聯(lián)分析是研究系統(tǒng)中各影響因素關(guān)聯(lián)程度的定量性評價方法[7]。對于隧道施工中的支護優(yōu)化問題，通過對各支護結(jié)構(gòu)加固方案進行多指標(biāo)關(guān)聯(lián)度分析，得到綜合支護效果最佳的加固方案。

基于灰色關(guān)聯(lián)的多指標(biāo)綜合支護效果具體計算過程如下：首先確定支護效果評價參考序列A0，記A0={x0(k)|k=1,2,…,n}，其中n為每個支護方案的評價指標(biāo)個數(shù)；然后確定比較數(shù)列Ai,記Ai={xi(k)|k=1,2,…,n}(i=1,2,…,m)，其中m為支護方案個數(shù)。

則Ai(k)對A0(k)的關(guān)聯(lián)系數(shù)ξ0，i(k)為：

(1)

其中：Δmin=imin·kmin|A0(k)-Ai(k)|；Δmax=imax·kmax|A0(k)-Ai(k)|；β為分辨系數(shù)，一般取0.5；Δ0，i(k)=|A0(k)-Ai(k)|。

考慮不同評價指標(biāo)對支護效果的重要程度具有較大差異，因此，通過各評價指標(biāo)的權(quán)重乘以其關(guān)聯(lián)系數(shù)得到各支護結(jié)構(gòu)方案的關(guān)聯(lián)度，即：

(2)

式中：

4.2 各支護結(jié)構(gòu)加固方案支護效果綜合評價

結(jié)合本區(qū)間工程的施工條件及周邊環(huán)境特點進行風(fēng)險敏感性分析[8-9]，確定地表沉降量、拱頂沉降值、拱頂初期支護結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力、隧道兩幫水平收斂位移、圍巖塑性區(qū)發(fā)展水平等5項指標(biāo)，并將其作為支護效果評價指標(biāo)。其中，圍巖塑性區(qū)發(fā)展水平為隧道開挖后圍巖塑性區(qū)面積與開挖斷面面積之比，用來描述隧道圍巖塑性區(qū)隨開挖面的發(fā)展趨勢[12]。結(jié)合國內(nèi)外研究成果[10-11]和專家調(diào)查法確定各評價指標(biāo)權(quán)重，如表3所示。各支護結(jié)構(gòu)加固方案對5項指標(biāo)的支護效應(yīng)評價如表4所示。

表3 各評價指標(biāo)權(quán)重

表4 支護結(jié)構(gòu)加固各方案下評價指標(biāo)的支護效應(yīng)

對于隧道的支護優(yōu)化問題，選取原方案各指標(biāo)量為參考序列，即A0=[13.74，18.14，1.854，4.82，1.26]，則支護影響效應(yīng)矩陣A為：

(3)

為了消除各評價指標(biāo)數(shù)值范圍和量綱的差異，對支護影響效應(yīng)矩陣A進行歸一化處理，得到無量綱規(guī)范矩陣B。

(4)

根據(jù)式(1)、(4)計算得到關(guān)聯(lián)系數(shù)矩陣為：

(5)

根據(jù)式(2)和表3計算得到比較序列關(guān)聯(lián)度為：

(6)

由于該關(guān)聯(lián)度求解過程中選取的原支護方案為參考序列，致使其關(guān)聯(lián)性與綜合支護效果呈負相關(guān)，因此定義支護效果水平s0，i為：

(7)

將式(7)帶入式(6)計算得到：

(8)

由式(8)可知，加固方案1的綜合支護效果水平比原方案提高了116.5%，比方案2、3、4分別提高了66.1%、49.7%、65.8%，這說明方案1的綜合加固效果最好，方案2、4的加固效果相近，方案3的加固效果略差。

綜上所述，各支護結(jié)構(gòu)加固方案的支護效果為方案1>方案2>方案4>方案3。

結(jié)合經(jīng)濟性、施工便捷性和工期風(fēng)險等因素，對4種加固方案進行比較可知:全斷面WSS超前帷幕注漿施工速度較慢、造價較高、對施工隊伍水平要求亦較高，而其他3種加固方案則施工速度較快、經(jīng)濟性較好、地層適應(yīng)性較強、施工更為便捷。因此，現(xiàn)場施工中需結(jié)合具體地質(zhì)條件合理選擇加固方案，在巖層碎裂、巖體風(fēng)化程度較高或地表密布建筑物地段采用全斷面WSS超前帷幕注漿支護；在地質(zhì)條件較好地段，可采用超前小導(dǎo)管支護或增大拱頂錨桿長度或增設(shè)拱肩及拱腳錨桿等措施。

5 結(jié)論

(1) 結(jié)合匯中區(qū)間厚碎裂巖層的地質(zhì)情況，提出了全斷面WSS超前帷幕注漿、超前小導(dǎo)管支護、提高初期支護剛度、增大拱頂錨桿長度并增設(shè)拱肩及拱腳錨桿4種加固措施。

(2)全斷面WSS超前帷幕注漿對碎裂巖層的地層沉降和塑性發(fā)展控制效果最好；超前小導(dǎo)管支護與提高初期支護剛度的沉降控制效果基本相同，但超前小導(dǎo)管支護對抑制圍巖塑性區(qū)發(fā)展效果較明顯；增大拱頂錨桿長度、增設(shè)拱肩及拱腳錨桿對控制拱頂沉降效果不理想，而對抑制隧道兩幫變形具有重要作用。

(3) 應(yīng)用灰色關(guān)聯(lián)理論對各加固方案進行多指標(biāo)綜合支護效果定量評價，方案1、2、3、4的支護效果水平比原方案分別提高了116.5%、66.1%、49.7%、65.8%，即綜合支護效果總結(jié)為：全斷面WSS超前帷幕注漿>超前小導(dǎo)管支護>增大拱頂錨桿長度、增設(shè)拱肩及拱腳錨桿>提高初期支護剛度。