管棚支护下CRD法施工对浅埋隧道上覆地层的影响研究

董凌岳，杨克形，麻 超，刘世奇

(1.浙江工业大学 土木工程学院 杭州市 310032； 2.中铁七局集团第三工程有限公司 西安市 710032)

0 引言

近年来，国内外学者对管棚预加固机理、施工参数优化、加固效应等方面做出了大量研究。贾金青等[1-3]对管棚的Winkler弹性地基梁模型进行了改进，基于Pasternak弹性地基梁理论，建立浅埋暗挖隧道管棚受力的弹性固定端双参数弹性地基梁模型，推导出管棚的扰度方程及应力、应变计算公式，提出求解方法；张向东等[4-5]基于有限元计算程序构建数值模型，分别对不同支护条件下隧道施工引起的地表非线性变形进行了数值模拟分析，揭示了不同支护条件下的地表变形响应程度。目前，关于CRD法施工管棚预支护的效果的研究较少、计算分析管棚预加固作用时多采用平面有限单元分析，如板(壳)单元，或者仅为管棚的等效加固模拟(即提高管棚加固范围内围岩的E、c、φ值进行简化计算)，难以分析管棚预支护体系的具体力学特征及影响程度。单独设置管棚单元(梁单元)进行数值仿真计算，并对管棚力学行为特征及施工过程地层扰动进行研究。

1 工程概况

杭州地铁3号线一期工程支线段起点西湖区小和山站，终点百家园路站，线路全长8.6km。其中小和山站站后折返线段使用浅埋暗挖法施工，根据区间围岩分布差异分别采用不同暗挖工法。

以CRD施工区段为主要研究对象，起讫里程为K10+405～K10+427.75，隧道断面开挖跨度12.9m，高9.9m，埋深约9.1m。隧道穿越中风化泥岩区域，洞顶主要为强风化泥岩，岩体呈碎块状，节理裂隙发育，围岩自稳能力极差，且顶板以上层厚较薄，局部粘性土直接出露，为Ⅵ级围岩，地质剖面见图1。为确保隧道开挖后岩体稳定性，在拱顶150°范围使用管棚注浆预加固措施。管棚采用外径Φ1=108mm，内径Φ2=100mm的无缝钢管，钢管薄壁厚度t=8mm，长度20m，环向间距0.4m，并在钢管内灌注水泥浆-水玻璃加固地层。

图1 地质剖面

2 理论分析

2.1 管棚支护机理

管棚支护机理主要总结为两个方面：一是加固效应：注浆浆液通过钢管壁孔注入围岩裂隙中，使松散、破碎围岩胶结，可以改善围岩质量，保证开挖掌子面稳定；二是梁拱效应：先行施工的管棚以掌子面前方围岩支撑和后方围岩支撑为支点，形成一个梁式结构，二者形成环绕隧洞轮廓的壳状结构，可有效抑制围岩松动和垮塌。

2.2 管棚力学模型

隧道开挖过程中，管棚承担拱顶围岩压力并传递给掌子面前方围岩和初期支护。在一个施工循环中，可以将管棚预支护体系分为四个受力区段[1]：支护区段(OA)、未支护区段(AB)、开挖面前方土体松动区段(BC)、未松动区段(CD)，将管棚顶部一钢管作为研究对象，见图2。其中，已开挖未支护AB段长度为l1，掌子面前方松弛范围[6]l3=h/tan(45°+φ/2)。将支护区段(OA段)的A端看作具有一定竖向位移ω0和转角θ0的弹性固定端[2]；对于未支护区段(AB段)，围岩压力q(x)全部由管棚承担。

图2 管棚预支护体系

(1)

式中：E—管棚弹性模量,kN/m2；

I—梁截面惯性矩,m4；

ω—梁截面处挠度,m；

Gp—地基剪切模量,Pa；

b—弹性地基梁宽度,m；

b*—考虑双参数地基连续性情况下梁的等效宽度，b*=b[1+(Gp/k)1/2/b]；

k—基床系数；

q(x)—埋深H变化不大的情况下可视为均布荷载q0，q0=γH。

(1)AB段：q(x)=γH，p(x)=0，其控制方程为：

(2)

(3)

(4)

2.3 控制方程求解

(1)AB段控制方程通解为：

(5)

(2)BC段控制方程通解为：

(6)

式中：C1，C2，C3，C4为待定系数；

(3)CD段控制方程通解为：

ω3(x)=eαx[C1cosβx+C2sin(βx)]+e-αx[C3cos(βx)+C4sin(βx)]

(7)

管棚边界条件：A点视为具有初始位移ω0和初始转角θ0的弹性固定端；D点为掌子面前方未扰动区一端点。设管棚为半无限长弹性地基梁，由此可知：

由A、B、D点边界条件代入式(5)～式(7)，可求得各项未知常量。

以杭州地铁三号线小和山站暗挖区间隧道拱顶单根钢管为研究对象，对上述管棚力学模型进行参数取值，单根注浆钢管弹性模量E=86.5GPa，梁宽度b=108mm，围岩基床系数k=3.0×104kN/m3，地基剪切模量Gp=1.2×103kN/m，钢管截面惯性矩I=3.5×10-6m4，上覆土等效容重γ=18kN/m3，内摩擦角φ=27°，隧道埋深H=9.1m，l2=3m，上台阶开挖高度h=4.9m。设ω0=0、θ0=0，通过计算求出所有系数，代入式(5)～式(7)可得顶部钢管各段挠度方程。综合各段方程得出钢管变形规律曲线，结果表明，钢管挠度最大值位于开挖面上方，整体变化趋势为“凹型”详见本文4.1。

3 数值模拟

3.1 数值模型建立

采用有限元分析软件Midas GTS NX对隧道CRD施工段进行动态模拟，并从理论上研究了两种工况下地层变形规律。计算服从M-C屈服准则，地层、二次衬砌、管棚注浆加固区采用实体单元；初期支护采用板单元；管棚采用梁单元；锚杆采用植入式桁架。本模型将注浆加固区与管棚钢管采用分离式模型，假定钢管与注浆加固区之间节点相对耦合。

为保证计算准确性，严格按照工程图纸尺寸设计建模。计算模型范围：拱顶至地表为9.1m；横向(X轴)取3倍洞径,约40m；竖向(Z轴)取2倍洞径，约20m；纵向(Y轴)取20m，计算模型尺寸为100m×20m×40m。对模型前后左右边界施加水平位移约束，底部边界施加竖向位移约束，地表为自由边界。隧道模型见图3。因隧道埋深较浅，计算时按自重应力场考虑。

3.2 模型材料参数

围岩及支护结构材料参数见表1。

图3 隧道模型

表1 围岩与支护结构的物理力学参数

3.3 开挖过程模拟

首先，依照工程设计方案于开挖前搭建长管棚并对拱部地层进行注浆预加固，开挖施工工序：弱爆破开挖1部，施做1部导坑初期支护和临时支护形成封闭结构，滞后1部一段距离后，弱爆破开挖2部，同理循环施工至4部开挖完毕，每施工步距开挖完毕后进行拆撑与施作二衬。整个循环共计15施工步，开挖方案见图4。

图4 CRD工法工序平面图示意(mm)

4 数值模拟结果分析

选取y=9m断面作为数值模拟的目标断面。

4.1 管棚变形特征

单独取目标断面进行分析，隧道开挖面未至目标断面时，管棚挠度较小；当隧道开挖面至目标断面时，地基反力p(x)=0，管棚承受临空面处隧道上部的围岩荷载并产生向下的挠曲，在目标断面完全开挖完毕时，目标点钢管挠度达到最大，ωmax=4.06mm；随着开挖面的继续推进,目标断面处管棚挠度有所回落并最终趋于稳定。

(1)对比理论计算结果，钢管挠度变化趋势且挠曲最大值相似，证明数值计算结果准确性。

(2)钢管的最大挠度发生在开挖面附近,说明管棚能够有效将围岩荷载转移到开挖面附近一定范围内，保证开挖面稳定。

图5 y=9m处拱顶管棚处单根钢管变形

4.2 地层沉降曲线

计算过程中，对y=9m目标断面地表的竖向(Z轴)位移值进行记录，并根据记录结果整理①～④部开挖过程中(y=9m～y=12m开挖步)目标断面的竖向位移变化曲线，见图6。并得出以下结论：

(1)地表沉降规律曲线符合Peck沉降槽理论。开挖完毕后，隧道中心线处地表沉降值最大。

(2)在管棚预支护情况下，地层沉降得到了有效的控制，浅埋隧道开挖引起的地表沉降控制在3mm以内，并且拱顶最大沉降值为6.47mm。

图6 y=9m处地表沉降

(3)采用CRD法施工时，每开挖一部都对围岩存在一定扰动效应。仅开挖①部土体时，地层最大沉降值位于①部拱角处，其正上方地表沉降也为最大，沉降值为0.77mm；开挖②部土体时，最大沉降值略微增大，仍位于①部拱角处；开挖③部土体时，地表沉降规律发生较大变化，地层最大沉降值偏移至隧道中心线左右，且沉降值有较大增长，增至2.35mm；开挖④部与②部时规律相似；四个部分开挖完毕后，沉降值达到3.02mm。

为清晰显示管棚预加固对地表沉降的有效控制以及地表沉降随隧道开挖的演化规律，提取y=9m目标断面拱顶同一位置有无管棚支护形式地表沉降具体数值，应用数值分析进行曲线拟合，不同工况下地表沉降曲线见图7。

图7 不同工况下y=9m拱顶处地层沉降曲线

从图7中可以看出：

(1)随着隧道施工不断推进，目标测点处沉降值不断增大，且管棚支护条件下测点沉降值明显下降，为6.42mm，说明管棚支护效果明显。

(2)在开挖进度尚未到达目标掌子面前，目标断面已经开始沉降，开挖至目标断面①部时(即第5开挖步)，地表沉降速率较大，随着掌子面不断推进，地表沉降速率逐渐下降并趋于稳定。在管棚支护工况下，第4开挖步处沉降速率最大(即同时开挖y=0m处③部与y=9m处①部时)，进而论证图6处结论(3)的准确性。

5 结论

(1)基于Pasternak弹性地基梁理论与数值模拟计算结果，拟合得出管棚挠度变形规律曲线相似，均为凹型曲线且开挖面处钢管挠度达到最大。

(2)管棚注浆加固法进行预加固时在拱顶一定范围内形成一圈弓形防护层，防护层能分担拱顶上覆围岩自重应力q(x)，有效改善破碎围岩质量，防止隧洞塌方，减少地层沉降。

(3)无管棚工况下隧道开挖引起的地表沉降约为有管棚工况的4倍，目标断面各部开挖时沉降速率相似；有管棚工况下开挖，上断面开挖对地表沉降影响远大于下断面，目标断面①、③部开挖时地层沉降速率远大于②、④部开挖。