注漿主動控制隧道水平變形的機理及策略研究

林曉峰，鄭榮國，鄭 剛，程雪松，潘 軍，盛魯騰

（1.浙江杭海城際鐵路有限公司，浙江 嘉興 314499；2.浙江金溫鐵道開發(fā)有限公司，浙江 溫州 325011；3.天津大學(xué)a.建筑工程學(xué)院，b.濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津 300072）

隨著城市化進程的快速推進，城市人口越來越多，城市空間也愈發(fā)緊張.為加大空間的利用率和緩解城市交通壓力，各大、中城市興起了建設(shè)地鐵的熱潮.為開發(fā)地下空間而進行的基坑施工不可避免地引起周邊土體產(chǎn)生變形，從而引發(fā)土體中隧道產(chǎn)生變形.這給地鐵線路的結(jié)構(gòu)安全和運營安全帶來威脅，也對基坑設(shè)計水平及施工技術(shù)帶來新的挑戰(zhàn).

基坑施工容易引起鄰近既有隧道產(chǎn)生大變形，甚至威脅到地鐵線路的結(jié)構(gòu)安全和運營安全，因此我國國家標(biāo)準(zhǔn)和行業(yè)規(guī)范規(guī)定了嚴(yán)格的隧道變形控制標(biāo)準(zhǔn).文獻［1］中規(guī)定地鐵結(jié)構(gòu)設(shè)施絕對沉降量及水平位移量≤20 mm.文獻［2］規(guī)定鄰近施工引起的隧道水平位移和豎向位移預(yù)警值為10 mm，控制值為20 mm.文獻［3］提出隧道結(jié)構(gòu)沉降控制值為3～10 mm，隧道結(jié)構(gòu)隆起控制值為5 mm，隧道結(jié)構(gòu)水平位移控制值3～5 mm.地鐵隧道變形控制標(biāo)準(zhǔn)逐漸嚴(yán)格化、全面化，控制要求由厘米級進入毫米級.因此針對基坑施工引起隧道變形的控制措施應(yīng)具有精細控制的特點.

注漿為精細化主動控制隧道變形的常用方法［4-7］.文獻［5］通過現(xiàn)場測量和對多排注漿順序和注漿參數(shù)進行的敏感研究發(fā)現(xiàn)，通過注漿可使隧道收斂面積平均減少25%，在相應(yīng)地面條件下，移動至距隧道不小于3.0 m的隧道兩側(cè)進行對稱注漿是實際注漿的最佳選擇.文獻［6］采用微擾動注漿法對隧道變形進行了修正.結(jié)果表明，變形隧道分別經(jīng)過校正階段和回彈階段，通過微擾動注漿可以減少相鄰開挖引起的附加變形.此外，注漿廣泛用于控制建筑物、隧道和管線沉降［8-10］.逄鐵錚［11］為保證隧道穿越過程中既有地面建構(gòu)筑物的安全，采取了地面注漿和洞內(nèi)注漿的方法來進行過程控制和房屋抬升.文獻［12］以北京地鐵五號線崇文門地鐵車站下穿既有線工程為研究對象，提出了根據(jù)既有線的沉降特征進行抬升注漿設(shè)計的方法.文獻［13］通過研究注漿引起的土體體積膨脹的機制，將注漿體積、土體體積應(yīng)變增量、位移大小三者聯(lián)系在一起，提出了一種模擬注漿抬升地層的數(shù)值方法.文獻［14］在分析建筑物沉降恢復(fù)特點的基礎(chǔ)上研究注漿抬升機制，提出地層充填密實、止?jié){圍護形成、抬升力形成及建筑物結(jié)構(gòu)抬升的四階段作用模式，并相應(yīng)總結(jié)建筑物穩(wěn)定抬升的施工技術(shù)要點.

目前有關(guān)注漿抬升既有建筑物或者隧道的研究較多，而有關(guān)注漿控制隧道水平變形的研究較少，且已有研究較多為工程案例分析，尚缺乏注漿對隧道水平變形進行控制的系統(tǒng)性機理與策略研究.因此，本文以天津市某大型基坑工程項目為背景，利用PLAXIS 3D有限元軟件，建立三維有限元模型，系統(tǒng)研究隧道分別處于沉降區(qū)、過渡區(qū)和隆起區(qū)時［15］注漿控制隧道水平變形的機理及策略.為了更全面地評價注漿控制隧道變形的效果及影響，考慮隧道橫向變形和縱向變形的恢復(fù)效果以及基坑支護體系的安全性，提出注漿效果綜合評價體系.進一步，分析隧道分別處于沉降區(qū)、隆起區(qū)和過渡區(qū)時不同單位長度注漿量、注漿距離、相對注漿深度和注漿長度時豎直注漿對隧道和基坑支護體系的影響，并針對性提出實施建議，為今后注漿控制隧道變形的設(shè)計與實施提供支撐.

1 依托工程及三維有限元數(shù)值模型

1.1 數(shù)值模型的建立及驗證

根據(jù)某大型基坑工程設(shè)計方案建立36 m寬的局部基坑三維有限元模型如圖1所示.采用PLAXIS 3D進行數(shù)值模擬，有限元模型中C區(qū)基坑支護結(jié)構(gòu)依據(jù)設(shè)計圖紙建立，剖面圖見圖1（b），第1道、第2道、第3道支撐的橫截面尺寸分布為0.8 m×1.2 m、1.0 m×1.2 m和1.0 m×1.2 m.立柱樁的直徑為0.9 m，樁底深度為坑底以下20 m.A區(qū)基坑設(shè)計方案較為復(fù)雜，建立36 m寬局部基坑模型時，根據(jù)剛度等效原則，將支撐簡化為板撐.有限元三維模型尺寸如圖1（c）所示，邊界條件為側(cè)向邊界約束水平位移和底部邊界固定.土層分布及參數(shù)見表1，其中γ為重度，c′為有效黏聚力，φ′為有效內(nèi)摩擦角，Eref50為對應(yīng)于參考圍壓Pref時標(biāo)準(zhǔn)排水三軸試驗中土體的參考割線剛度，在PLAXIS中，默認(rèn)Pref=100 kPa；E為對應(yīng)干參考圍壓Pref時固結(jié)試驗中土體的參考切線剛度，E為對應(yīng)于參考圍壓Pref時土體卸載/再加載的參考剛度，G為土體處于小應(yīng)變狀態(tài)時土體的參考剪切剛度.土體采用小應(yīng)變硬化模型模擬，地下水位位于地表以下1.1 m.支撐、地連墻和隧道等結(jié)構(gòu)采用線彈性模擬.隧道襯砌采用C50預(yù)制混凝土管片拼裝而成，考慮到隧道縱向接頭和環(huán)向接頭的影響，隧道橫向剛度有效率取為75%［16］，隧道縱向剛度有效率取為20%［17］.為考慮土體與結(jié)構(gòu)的相互作用，在土體與結(jié)構(gòu)之間生成12節(jié)點的界面單元.界面單元材料強度為相鄰?fù)馏w材料強度的0.67倍［18］.

表1 土體物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of soil

圖1 三維有限元模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of 3D finite element model

基坑施工按照A區(qū)、B區(qū)、C區(qū)的順序先后開挖，隧道內(nèi)設(shè)置了4個監(jiān)測點，左側(cè)隧道監(jiān)測點分別為L1、L2、L3、L4，右側(cè)隧道監(jiān)測點分別為R1、R2、R3、R4，如圖1（b）所示.由于36 m寬模型沒有考慮B區(qū)基坑，因此將實際工程中A區(qū)和C區(qū)基坑開挖引起的隧道變形之和與模擬結(jié)果進行對比，如圖2（a）所示.由于只在R4測點處安裝了靜力水準(zhǔn)儀，因此只有R4測點處隧道豎向位移的實測值，從而在圖2（a）中只給出R4測點變形后的位置.右線隧道R1、R2、R3及R4測點的水平位移實測值分別為4.33、4.32、3.71及5.39 mm，模擬值分別為2.01、2.23、3.85、6.0 mm.由于實際工程中CX5測點從C區(qū)基坑第2層土方開挖前開始監(jiān)測，未監(jiān)測C區(qū)基坑第1層土方開挖引起的地連墻變形，因此將第2層至第4層土方開挖引起地連墻側(cè)向變形實測結(jié)果與模擬結(jié)果進行對比，如圖2（b）所示.實測與模擬結(jié)果基本一致，驗證了模型的可靠性.

圖2 隧道與地下連續(xù)墻變形的實測與模擬結(jié)果對比Fig.2 Comparison between measured and simulated results of deformation in tunnel and underground continuous wall

1.2 簡化數(shù)值模型

為便于參數(shù)分析，將有限元模型進行簡化，如圖3所示.圖3中D為注漿距離，即為注漿體中心到隧道腰部的凈距；L為注漿區(qū)域沿深度方向的長度；H為相對注漿深度，即為注漿體中心線深度與隧道中心線深度的差值，漿體中心線深度比隧道中心線深度小時，相對深度為負值，反之為正值.隧道環(huán)的寬度為1.2 m，注漿孔沿隧道縱向上的布置方式一般是一個注漿孔對應(yīng)一個隧道環(huán)，因此注漿孔沿隧道縱向上的間距為1.2 m.考慮7個注漿孔，從而模型寬度為8.4 m.為便于模擬，體現(xiàn)一排孔注漿效果的施加應(yīng)變區(qū)域為8.4 m×1.2 m×L矩形區(qū)域，體現(xiàn)單孔注漿效果的施加應(yīng)變區(qū)域為1.2 m×1.2 m×L.假定施加應(yīng)變區(qū)域沿深度方向均勻膨脹.

圖3 簡化模型Fig.3 Simplified model

基坑開挖寬度為65 m，為提高計算效率，建立一半模型.基坑內(nèi)支撐為對撐，沿隧道縱向上每8.4 m一根；靠近地鐵側(cè)立柱沿對撐方向為每5 m一根；基坑開挖深度取為16 m，且在4.8、9.2和12.7 m深處各設(shè)置1道混凝土支撐，支撐的橫截面尺寸按照實際工程設(shè)置.隧道中心深度為16 m，隧道與基坑距離為1倍的基坑開挖深度，即16 m.模型土層簡化為3個土層，分別為8-1粉質(zhì)黏土、11-4粉砂和12-1粉 質(zhì)黏土，3個土層的 厚 度分別為30、24.5和45.5 m.

基坑開挖后，隧道呈現(xiàn)為往基坑方向斜向上的橢圓形狀，隧道水平位移最大值為12.4 mm，隧道最大隆起值為6.1 mm.由于第1道支撐設(shè)置在4.8 m深處，基坑開挖完成后地連墻側(cè)向變形呈現(xiàn)復(fù)合型變形模式，地連墻最大水平位移為32.4 mm.

2 注漿效果綜合評價體系

以往評價注漿效果時，主要根據(jù)隧道位移的恢復(fù)率.但僅考慮隧道位移，無法綜合地評判隧道的變形情況，隧道除了位移之外，也會發(fā)生形變（即橢圓度會發(fā)生變化）.此外，在注漿恢復(fù)基坑引發(fā)的隧道位移時，注漿對基坑也會產(chǎn)生一定的不利影響，因此為了保證基坑安全，也需要考慮注漿對基坑的影響.因此，在進行系統(tǒng)研究之前，本文綜合考慮了注漿對既有隧道和基坑的影響，建立注漿對隧道及基坑支護結(jié)構(gòu)變形影響的綜合評價體系.

隧道變形可分解為剛體位移和形變.僅針對單環(huán)隧道，剛體位移對隧道變形及受力不產(chǎn)生影響.剛體位移為隧道中心點的位移，包括水平位移和豎向位移，為一個矢量位移.某一單個隧道環(huán)剛體位移會影響隧道沿縱向上的撓曲，從而引起隧道環(huán)間錯臺、縱向螺栓受力增大等不利情形.因此可采用隧道剛體位移恢復(fù)率評價注漿恢復(fù)隧道縱向撓曲的效果.

此外，對于單個隧道環(huán)，形變會影響隧道管片受力、環(huán)向接頭張開、環(huán)向螺栓受力情況.因此對于單個隧道環(huán)，最重要的評價指標(biāo)是形變.形變可用橢圓度表示，因此可采用橢圓度恢復(fù)率評價注漿恢復(fù)隧道橫向形變的效果.

注漿使隧道變形恢復(fù)到基坑開挖前的變形最為合理.在設(shè)計注漿方案時，需要盡可能地使隧道的剛體位移和形變恢復(fù)到基坑開挖之前的狀態(tài).此外，隧道左右腰部的水平位移、頂部和底部的豎向位移也是關(guān)注對象，這些在隧道水平及豎向剛體位移的指標(biāo)中已有體現(xiàn).隧道水平收斂和豎向收斂也是工程中較為容易監(jiān)測得到的數(shù)據(jù)，其在隧道橢圓度的指標(biāo)中已有體現(xiàn).因此，對于隧道變形，隧道水平剛體位移恢復(fù)率、隧道豎向剛體位移恢復(fù)率、隧道橢圓度恢復(fù)率作為主控指標(biāo)，隧道左右腰部水平位移恢復(fù)率、頂部和底部豎向位移恢復(fù)率、水平收斂恢復(fù)率作為輔控指標(biāo).同時，注漿會對基坑支護結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響，因此基坑地下連續(xù)墻水平位移增長率、彎矩增長率、支撐軸力變化率也作為輔控指標(biāo).

2.1 注漿效果主控指標(biāo)

1）隧道水平剛體位移恢復(fù)率.

隧道水平剛體位移恢復(fù)率為注漿引起的隧道水平剛體位移與基坑開挖引起的隧道水平剛體位移之比，可評價在水平方向上注漿恢復(fù)隧道縱向撓曲的效果.隧道水平剛體位移表達為隧道中心點剛體位移，可在實際工程中取為隧道兩側(cè)腰部水平位移的平均值.

2）隧道豎向剛體位移恢復(fù)率.

隧道豎向剛體位移恢復(fù)率為注漿引起的隧道豎向剛體位移與基坑開挖引起的隧道豎向剛體位移之比，可評價在豎直方向上注漿恢復(fù)隧道縱向撓曲的效果.隧道豎向剛體位移表達為隧道中心點剛體位移，可取為隧道頂部和底部豎向位移的平均值.

3）隧道橢圓度恢復(fù)率.

橢圓度是評價隧道橫向變形的常用指標(biāo)，表達為

式 中：Dt，max和 為Dt，min分別為隧道直徑的最大值和最小值；Dt是隧道設(shè)計外徑，為6.2 m.

隧道橢圓度恢復(fù)率ηρ為注漿引起的隧道橢圓度恢復(fù)量與基坑開挖引起的隧道橢圓度增量之比，表達為

式中：ρg和ρe分別為注漿和基坑開挖引起的隧道橢圓度變化量.

隧道水平剛體位移恢復(fù)率、豎向剛體位移恢復(fù)率和橢圓度恢復(fù)率小于0時，說明注漿使隧道變形增大，具有不利作用；這些指標(biāo)大于0且小于或等于1時，說明注漿具有變形恢復(fù)效果，且指標(biāo)值越接近1，注漿效果越好；這些指標(biāo)大于1，說明注漿過量恢復(fù)了隧道變形，也具有不利作用.

2.2 注漿效果輔控指標(biāo)

1）隧道輔控指標(biāo).

隧道左右腰部水平位移恢復(fù)率、頂部和底部豎向位移恢復(fù)率、水平收斂恢復(fù)率、豎向收斂恢復(fù)率分別為注漿引起的隧道變形量值與基坑開挖引起的隧道變形量值之比.隧道水平及豎向剛體位移恢復(fù)率主要反映了隧道水平及豎向上縱向撓曲恢復(fù)的效果，而水平剛體位移取決于隧道左右腰部水平位移，豎向剛體位移取決于隧道頂部和底部豎向位移.因此隧道左右腰部水平位移恢復(fù)率、頂部和底部豎向位移恢復(fù)率均可一定程度上反映隧道剛體位移恢復(fù)率，但不及隧道水平及豎向剛體位移恢復(fù)率準(zhǔn)確及全面.同樣，水平收斂恢復(fù)率、豎向收斂恢復(fù)率均可反映隧道的形變恢復(fù)量，但其不及隧道橢圓度恢復(fù)率全面及表達簡便.

2）地下連續(xù)墻輔控指標(biāo).

地下連續(xù)墻水平位移增長率、彎矩增長率、支撐軸力變化率為注漿引起的變形或受力增量與基坑開挖引起的變形或者受力值之比.

對于隧道左右腰部水平位移恢復(fù)率、頂部和底部豎向位移恢復(fù)率、水平收斂恢復(fù)率、豎向收斂恢復(fù)率，這些指標(biāo)越接近1，表明注漿效果越好.而對于地下連續(xù)墻水平位移增長率、彎矩增長率、支撐軸力變化率，這些指標(biāo)越接近0，表明注漿對基坑支護結(jié)構(gòu)的影響越小.

3 隆起區(qū)注漿控制水平變形

3.1 注漿距離的影響

8.4m寬模型中包含7個注漿孔，模擬7個孔同時注漿，每個孔注漿量相同.注漿距離D取為1、3、5、8和12 m，注漿長度L取為5 m.相對注漿深度H取-3、-2、-1、0、1 m.根據(jù)現(xiàn)場試驗和注漿應(yīng)用的經(jīng)驗，單孔注漿量取為0.3、0.45、0.6、0.75和0.9 m3.為便于改變注漿長度，將總注漿量換算為沿豎向上單位長度注漿量.總注漿量0.3、0.45、0.6、0.75和0.9 m3與沿豎向上單位長度注漿量0.06、0.09、0.12、0.15和0.18 m3/m一一對應(yīng)，將沿豎向上單位長度注漿量均簡稱為注漿量V.研究注漿距離的影響時，相對注漿深度H固定為-1 m.粉質(zhì)黏土中注漿影響區(qū)域體積膨脹量與注入漿液體積的比例與土質(zhì)情況、注漿方式、漿液性質(zhì)密切相關(guān)，參考文獻［8-9，19］的分析結(jié)果，此次模擬中注漿影響區(qū)域體積膨脹量與注入漿液體積的比例取為35%.

選取單位長度注漿量為0.15 m3/m時注漿引起隧道和地下連續(xù)墻變形作為典型案例，以分析不同注漿距離時注漿對隧道和基坑的影響.圖4為不同注漿距離時注漿引起隧道變形和地下連續(xù)墻側(cè)向變形對比分析.由圖4可知，基坑開挖完成后隧道變形呈現(xiàn)往基坑方向斜向上的橢圓形狀，隧道水平位移最大值為12.4 mm，位置在于隧道中心線偏上0.4 m，即15.6 m深處；開挖后隧道豎向位移最大值為6.1 mm，位于隧道底部.注漿后，在D=12 m到D=1 m過程中，隧道水平位移和隧道豎向位移最大值不斷減小，且減小速度越來越快，分別減小至6.4 mm和4.1 mm.此外，基坑開挖完成后隧道頂部豎向位移為1.6 mm.注漿后，在D=12 m到D=1 m過程中，隧道頂部豎向位移不斷增大，且增大速度越來越快，最終增大至4.8 mm.對于地下連續(xù)墻水平位移，基坑開挖完成后地下連續(xù)墻水平位移最大值為32.4 mm.D為1、3、12 m時，注漿分別使地下連續(xù)墻最大水平位移增大至34.7、35.3和36.6 mm.開挖完成后，第1至第3道支撐軸力分別為4 854、6 813和6 289 kN.注漿引起第1道支撐軸力減小，引起第2道和第3道支撐軸力增大.注漿距離D為3 m時，注漿后第1道支撐軸力減小至4 807 kN，第2道和第3道支撐軸力分別增大至7 694 kN和8 432 kN.

圖4 隧道變形和地下連續(xù)墻側(cè)向變形隨D的變化規(guī)律Fig.4 Variation law of tunnel deformation and lateral deformation of diaphragm wall with grouting distance

1）對隧道變形的影響.

圖5為隧道右腰部水平位移恢復(fù)量在不同注漿距離下的變化規(guī)律，其中隧道右腰部為靠近基坑側(cè)腰部.隨著注漿距離的增大，注漿引起的隧道水平位移恢復(fù)量逐漸減小，且注漿量越大，恢復(fù)效果越好.單位長度注漿量為0.06～0.18 m3/m時，隧道右腰部水平位移恢復(fù)量在0.7～9.8 mm之間.圖6為隧道剛體位移位移恢復(fù)量在不同注漿距離下的變化規(guī)律，注漿引起隧道水平剛體位移恢復(fù)量隨注漿距離的變化規(guī)律與注漿引起隧道右腰部水平位移恢復(fù)量的變化規(guī)律基本一致，但隧道水平剛體位移恢復(fù)量小于隧道右腰部水平位移恢復(fù)量，其原因是注漿對隧道左腰部水平位移的影響較小.圖6（b）恢復(fù)量為負值，表示注漿引起隧道進一步發(fā)生更大的隆起變形.

圖5 隧道右腰部水平位移恢復(fù)量隨注漿距離的變化規(guī)律Fig.5 Variation law of horizontal displacement recovery in right lumbar of tunnel with grouting distance

圖6 隧道剛體位移恢復(fù)量隨D的變化規(guī)律Fig.6 Variation law of tunnel rigid body displacement recovery with grouting distance

注漿引起隧道頂部和底部豎向位移變化規(guī)律主要由隧道受漿液橫向擠壓決定.注漿后，由于漿液橫向上擠壓隧道，注漿引起隧道頂部隆起，而引起隧道底部下沉.且隧道頂部的隆起量大于隧道底部的下沉量，其原因是隧道底部土體應(yīng)力水平更大，如圖7所示.整體而言，注漿引起隧道豎向變形較小.

圖7 隧道豎向位移恢復(fù)量隨D的變化規(guī)律Fig.7 Variation law of tunnel vertical displacement recovery with grouting distance

圖8為隧道橢圓度在不同注漿距離下的變化規(guī)律，單位長度注漿量在0.06～0.09 m3/m之間時，注漿位置與隧道越近，注漿后隧道的橢圓度越小.當(dāng)單位長度注漿量為0.15～0.18 m3/m之間，注漿距離D小于3 m時，注漿引起隧道的橢圓度增大，其原因是注漿引起隧道發(fā)生過大的局部變形，見圖4.不同注漿距離下的橢圓度恢復(fù)率如圖9所示，注漿后隧道橢圓度恢復(fù)率最高達到89%，恢復(fù)率較高.

圖8 注漿后隧道橢圓度隨D的變化規(guī)律Fig.8 Variation law of tunnel ovality with grouting distance after grouting

圖9 隧道橢圓度恢復(fù)率隨注漿距離的變化規(guī)律Fig.9 Variation law of tunnel ovality recovery rate with grouting distance

當(dāng)注漿距離小于3 m時，注漿容易過度擠壓隧道，引起隧道橢圓度增大，不利于隧道橫斷面的變形及受力；當(dāng)注漿距離大于3 m時，隨著距離增大，橢圓度越來越大，橢圓度恢復(fù)率越來越小.因此，建議注漿距離為3 m，此時隧道的水平剛體位移恢復(fù)量和橢圓度恢復(fù)率均較大，注漿綜合效果較好.

2）對基坑支護結(jié)構(gòu)的影響.

圖10為地下連續(xù)墻水平位移增大率在不同注漿距離下的變化規(guī)律，選擇注漿量為0.15 m3/m的情形作為代表.注漿距離D為1 m、3 m和12 m時地連墻水平位移增大率分別為0.07、0.09和0.13.隨著注漿距離的增大，即注漿位置與地下連續(xù)墻越來越近，注漿對地連墻的影響越來越大.

圖10 注漿引起地下連續(xù)墻水平位移增大率隨D的變化規(guī)律Fig.10 Variation law for increment rate of grouting-led horizontal displacement in diaphragm wall with grouting distance

圖11 第1至第3道支撐軸力變化率隨D變化規(guī)律Fig.11 Variation law of axial force in first to third support with grouting distance

圖11為第1至第3道支撐軸力變化率隨注漿距離變化規(guī)律，注漿位于坑底附近，注漿之后，坑底處地連墻水平變形增大，但注漿距離大于3 m時，第1道支撐處地連墻水平位移減小，因此當(dāng)注漿距離超過3 m時注漿引起第1道支撐軸力減小，且注漿位置與地連墻越近，注漿量越大，支撐軸力減小越顯著，見圖11（a）.當(dāng)注漿距離為1 m（注漿位置與地下連續(xù)墻的距離為15 m）時，注漿反而引起第1道支撐軸力增大，其原因是注漿位置與地連墻較遠時，注漿的深度影響范圍較大，注漿使得第1道支撐處地連墻變形增大，使第1道支撐的受力也增大.

如圖11（b）所示，注漿引起第2道支撐軸力增大，注漿量越大，軸力增大越顯著.此外，隨著注漿體與隧道距離的增大，第2道支撐軸力的增大率先增大后減小.當(dāng)注漿距離較?。ㄗ{體與隧道較近）時，注漿對第2道支撐的影響較小；當(dāng)注漿距離較大時（注漿體與地連墻較近）時，注漿引起坑底處地連墻變形較大，由于地連墻變形協(xié)調(diào)，第2道支撐的增大率反而減小.因此，當(dāng)注漿體處于隧道與地連墻中間位置時，注漿對第2道支撐的影響最大.如圖11（c）所示，注漿引起第3道支撐軸力增大，注漿位置與地連墻越近，注漿量越大，支撐軸力增大越顯著.

整體而言，注漿對第1道和第2道支撐的影響較小.當(dāng)注漿量為0.15 m3/m至0.18 m3/m且注漿體與地連墻距離小于4 m時，注漿使第3道支撐軸力增大超過50%，會對支撐安全造成威脅.因此，不宜在與地連墻較近（如小于4 m）進行大方量（如超過0.15 m3/m）注漿.

3.2 相對注漿深度的影響

注漿距離D固定為3 m，注漿長度L固定為5 m，相對注漿深度H為-3至1 m，注漿量為0.06、0.09、0.12、0.15和0.18 m3/m.注漿位置與隧道相對關(guān)系示意圖見圖12.

圖12不同相對注漿深度時注漿位置示意圖Fig.12 Schematic diagram of grouting position at different relative grouting depths

圖13 為注漿量為0.15 m3/m時不同相對注漿深度情形下注漿后隧道變形對比.注漿體在隧道右偏上的位置時，漿液膨脹使隧道受到左向下的擠壓作用；而注漿體在隧道右偏下的位置時，漿液膨脹使隧道受到左向上的擠壓作用.相對注漿深度變化時，隧道所受到的水平向擠壓作用仍然比所受到的豎向擠壓作用更為顯著.

圖13 注漿量為0.15 m3/m時不同相對注漿深度情形下注漿后隧道變形對比（隧道變形放大200倍）Fig.13 Comparison of tunnel deformation after grouting under different relative grouting depths at 0.15 m3/m grouting volume(tunnel deformation amplified 200 times)

1）位移恢復(fù)率變化.

圖14為隧道水平剛體位移恢復(fù)率在不同相對注漿深度下的變化規(guī)律，注漿體逐漸下移時，隧道水平剛體位移恢復(fù)率先增大后減小.當(dāng)相對注漿深度在-1至0 m之間時，隧道水平剛體位移恢復(fù)率最大.基坑開挖后隧道發(fā)生右向上的變形，隧道最大水平位移位于隧道中心線以上0.4 m處，當(dāng)相對注漿深度為在-1至0 m之間時，漿液膨脹對隧道的擠壓作用最為顯著.

圖14 隧道水平剛體位移恢復(fù)率隨H的變化規(guī)律Fig.14 Variation law for recovery rate of horizontal rigid body displacement in tunnel with relative grouting depth

圖15為隧道豎向剛體位移恢復(fù)率隨相對注漿深度的變化規(guī)律.基坑開挖后隧道產(chǎn)生隆起變形，注漿引起隧道隆起量增大，因此恢復(fù)率為負值.負值越小，表明注漿引起隧道隆起量越大.注漿體逐漸下移時，注漿引起隧道隆起變形的增量先增大再減小.整體而言，注漿對隧道豎向變形的影響較小.

圖15隧道豎向剛體位移恢復(fù)率隨H的變化規(guī)律Fig.15 Variation law for recovery rate of vertical rigid body displacement in tunnel with relative grouting depth

圖16為隧道頂部和底部豎向位移恢復(fù)率在不同相對注漿深度下的變化規(guī)律，對于隧道頂部，基坑開挖后隧道頂部產(chǎn)生隆起變形，而注漿后隧道頂部的隆起變形更大，因此注漿對隧道頂部豎向位移具有不利作用，即隧道頂部豎向位移恢復(fù)率為負值.注漿位置逐漸下移時，注漿引起隧道頂部隆起量先增大后減小.注漿體在隧道中心線偏上位置時，注漿對隧道有下壓作用，但同時注漿體會在橫向上擠壓隧道，使隧道頂部隆起，因此，即使注漿體處于隧道中心線偏上位置時，注漿仍引起隧道頂部隆起.當(dāng)相對注漿深度為0 m時，注漿引起隧道頂部隆起變形的增量最大，其原因是此時注漿對隧道的橫向擠壓最明顯.而注漿體移至隧道中心線偏下位置時，盡管注漿對隧道有抬升作用，但擠壓作用比抬升作用更為顯著，因此注漿體移至隧道中心線偏下位置時，擠壓作用減小，從而隧道頂部隆起變形的增量減小.

圖16 隧道頂部和底部豎向位移恢復(fù)率隨H的變化規(guī)律Fig.16 Variation law for recovery rate of vertical displacement at top and bottom of tunnel with relative grouting depth

對于隧道底部，基坑開挖后隧道底部產(chǎn)生隆起變形，而注漿后隧道底部的隆起變形減小，因此注漿對隧道底部豎向位移具有有利作用，即隧道底部豎向位移恢復(fù)率為正值.注漿位置逐漸下移時，注漿引起隧道底部下沉量逐漸增大，當(dāng)相對注漿深度大于0 m時，注漿引起隧道底部下沉量基本不變.注漿體在隧道中心線偏上位置時，注漿對隧道有下壓作用，同時注漿體會橫向上擠壓隧道，使隧道底部產(chǎn)生沉降.當(dāng)相對注漿深度為0 m時，注漿引起隧道底部下沉量最大，其原因是此時注漿對隧道的橫向擠壓最明顯.而注漿體移至隧道中心線偏下位置時，注漿對隧道的抬升作用使隧道底部隆起，同時漿液橫向上擠壓隧道，使隧道底部下沉.注漿體下移時，抬升作用逐漸增大，擠壓作用逐漸減小.因此，與相對注漿深度為0 m時相比，相對注漿深度為1 m時注漿引起隧道底部下沉量基本保持不變.

整體而言，注漿引起隧道豎向變形的規(guī)律主要由2個因素決定：水平擠壓作用、下壓或者抬升作用，簡稱為推移作用.擠壓作用使隧道頂部隆起，同時使隧道底部下沉.且由于隧道底部土體應(yīng)力水平更高，隧道頂部隆起量大于隧道底部下沉量.隨著注漿位置逐漸下移，擠壓作用先增大后減小，在相對注漿深度為0 m（即注漿體中心線與隧道中心線保持平齊）時，擠壓作用達到峰值.豎向作用由注漿位置決定，注漿處于隧道偏上位置時，注漿對隧道豎向上具有下壓作用；注漿處于隧道偏下位置時，注漿對隧道豎向上具有抬升作用.擠壓作用顯著大于推移作用，因此，沿豎向上打設(shè)注漿孔時注漿后隧道頂部和底部分別呈現(xiàn)隆起和下沉變形.

2）橢圓度恢復(fù)率變化.

圖17為隧道橢圓度恢復(fù)率在不同相對注漿深度下的變化規(guī)律，隨著注漿體逐漸下移，隧道橢圓度恢復(fù)率先增大后減小，當(dāng)相對注漿深度為-1 m時，隧道橢圓度恢復(fù)率達到峰值.基坑開挖后，隧道產(chǎn)生右向上的變形模式，因此注漿位置處于隧道右偏上1 m時，注漿對隧道橫向變形的恢復(fù)最顯著，也最均勻.此外，當(dāng)相對注漿深度為0時，注漿對隧道腰部的擠壓作用最顯著，但此時隧道右上側(cè)的變形并沒有得到很好地恢復(fù)（見圖13），因此此時隧道的橢圓度恢復(fù)率并不是最高.

圖17 隧道橢圓度恢復(fù)率隨H的變化規(guī)律Fig.17 Variation law for tunnel ovality recovery rate with relative grouting depth

因此，當(dāng)隧道處于基坑引發(fā)坑外變形的隆起區(qū)時，綜合隧道水平剛體位移恢復(fù)率、豎向剛體位移恢復(fù)率和橢圓度恢復(fù)率等指標(biāo)，建議注漿體中心線深度設(shè)計為隧道中心線偏上1 m處.

3.3 注漿長度的影響

根據(jù)注漿距離、相對注漿深度影響的研究結(jié)果，注漿距離保持在3 m，相對注漿深度保持在-1 m，而注漿長度為1、3、5、7、13 m時，注漿位置見圖18.改變注漿體長度時，注漿體沿豎向上單位長度的注漿量保持不變.研究選取了5種沿豎向上單位長度注漿量，即0.06、0.09、0.12、0.15和0.18 m3/m.

圖18不同注漿長度時注漿位置示意圖Fig.18 Schematic diagram of grouting position at different grouting lengths

圖19為注漿量為0.15 m3/m的情形下不同注漿長度時注漿后隧道變形對比.隨著注漿體長度的增大，總注漿量增大，漿液膨脹對隧道的擠壓作用越來越明顯.

圖19注漿量為0.15 m3/m的情形下不同注漿長度時注漿后隧道變形對比（隧道變形放大200倍）Fig.19 Comparison of tunnel deformation after grouting at different grouting lengths with grouting volume of 0.15 m3/m(tunnel deformation amplified 200 times)

圖20為隧道橢圓度恢復(fù)率隨注漿長度的變化規(guī)律.當(dāng)注漿量為0.06～0.15 m3/m時，隨著注漿長度的增大，隧道橢圓度恢復(fù)率逐漸增大，且注漿長度由1 m增至5 m時，隧道橢圓度恢復(fù)率增長速度最快.當(dāng)注漿長度大于7 m時，加大注漿長度對隧道橢圓度恢復(fù)率的增益效果不明顯.注漿量為0.18 m3/m的情形下，隨著注漿長度的增大，隧道橢圓度恢復(fù)率首先逐漸增大，直到注漿長度大于5 m時，隧道橢圓度恢復(fù)率逐漸減小，其原因是過長的注漿體已經(jīng)對隧道產(chǎn)生了過度擠壓（見圖19），對隧道橫向變形產(chǎn)生了不利的影響.整體而言，注漿長度取5～7 m可以取得注漿效果和經(jīng)濟上的平衡.

圖20 隧道橢圓度恢復(fù)率隨L的變化規(guī)律Fig.20 Variation law of tunnel ovality recovery rate with grouting length

4 沉降區(qū)、過渡區(qū)注漿控制水平變形

4.1 沉降區(qū)

當(dāng)隧道處于沉降區(qū)，隧道整體表現(xiàn)為斜向下的變形模式，見圖21.注漿距離和注漿長度對注漿效果的影響已在隧道處于隆起區(qū)時進行了大量的研究.隧道處于沉降區(qū)和過渡區(qū)時，注漿距離和注漿長度對注漿效果的影響與隧道處于隆起區(qū)的影響基本一致，進一步分析隧道處于過渡區(qū)和沉降區(qū)時相對注漿深度對注漿效果的影響.

圖21 不同相對注漿深度時注漿后隧道變形對比Fig.21 Comparison of tunnel deformation after grouting at different relative grouting depths

注漿距離D固定為3 m，注漿長度L固定為5 m.注漿量為0.12、0.15及0.18 m3/m.相對注漿深度H為-1至3 m，注漿位置與隧道相對關(guān)系示意圖見圖12.

圖22為隧道剛體位移恢復(fù)率在不同相對注漿深度下的變化規(guī)律，相對注漿深度為0 m時，隧道水平剛體位移的恢復(fù)率最大，其原因是基坑開挖后隧道呈現(xiàn)斜向下的變形模式.此外，注漿引起隧道隆起，因此注漿對隧道豎向變形具有恢復(fù)作用；擠壓效應(yīng)最顯著時，注漿對隧道豎向變形的恢復(fù)效果也最好.如圖23所示，相對注漿深度為0 m時，隧道橢圓度的恢復(fù)率最高.綜合以上分析，隧道處于沉降區(qū)時，建議相對注漿深度為0 m.

圖22 隧道剛體位移恢復(fù)率隨H的變化規(guī)律Fig.22 Variation law for recovery rate of tunnel rigid body displacement with relative grouting depth

圖23隧道橢圓度恢復(fù)率隨H的變化規(guī)律Fig.23 Variation law for tunnel ovality recovery rate with relative grouting depth

4.2 過渡區(qū)

圖24 為注漿量為0.12 m3/m的情形下不同相對注漿深度注漿后隧道變形對比.隧道處于過渡區(qū)時，隧道頂部下沉，隧道底部隆起，且隧道水平變形更大.圖25為隧道剛體位移恢復(fù)率在不同相對注漿深度下的變化規(guī)律，相對注漿深度為0 m時，隧道水平剛體位移的恢復(fù)率最大.此外，注漿引起隧道隆起，因此注漿對隧道豎向變形具有恢復(fù)作用.由于基坑開挖引起的隧道豎向變形很小，基數(shù)很小，因此隧道豎向位移恢復(fù)率最大值達到11.6，即注漿過度恢復(fù)了隧道的豎向變形.但注漿對隧道豎向變形的影響依然很小.相對注漿深度為1 m時，注漿對隧道豎向變形的恢復(fù)效果最好.圖26為隧道橢圓度恢復(fù)率在不同相對注漿深度下的變化規(guī)律，相對注漿深度為-1 m時，隧道橢圓度的恢復(fù)率最高.隧道水平剛體恢復(fù)率也很高，綜合考慮建議隧道處于過渡區(qū)時相對注漿深度取為-1 m.

圖24 注漿量為0.12 m3/m的情形下不同H時注漿后隧道變形對比Fig.24 Comparison of tunnel deformation after grouting at different relative grouting depths with grouting volume of 0.12 m3/m

圖25 隧道剛體位移恢復(fù)率隨H的變化規(guī)律Fig.25 Variation law for recovery rate of tunnel rigid body displacement with relative grouting depth

圖26 隧道橢圓度恢復(fù)率隨相對注漿深度的變化規(guī)律Fig.26 Variation law for tunnel ovality recovery rate with relative grouting depth

5 結(jié) 論

1）提出了注漿效果綜合評價體系，解決了評價注漿效果時未全面考慮隧道的剛體位移和形變以及未考慮基坑安全性的問題.該綜合評價體系以隧道水平剛體位移恢復(fù)率、豎向剛體位移恢復(fù)率和橢圓度恢復(fù)率為主控指標(biāo)，以隧道左右腰部水平位移恢復(fù)率、頂部和底部豎向位移恢復(fù)率、水平收斂恢復(fù)率和地下連續(xù)墻水平位移增長率、地下連續(xù)墻彎矩增長率、支撐軸力變化率作為輔控指標(biāo).

2）在隧道側(cè)方進行豎直注漿引起隧道豎向變形的規(guī)律由擠壓作用和推移作用決定，擠壓作用顯著大于推移作用.注漿后隧道頂部和底部分別呈現(xiàn)隆起和下沉變形，由于隧道底部土體應(yīng)力水平更高，隧道頂部隆起量大于隧道底部下沉量.

3）在隧道側(cè)方進行豎向注漿時：當(dāng)注漿距離小于3 m時，注漿容易過度擠壓隧道，引起隧道橢圓度增大；當(dāng)注漿距離大于3 m時，隨著距離增大，橢圓度恢復(fù)率越來越小.綜合考慮，建議注漿距離為3 m左右.考慮注漿效果和經(jīng)濟性，隧道直徑6 m左右時，注漿體長度建議為5～7 m.

4）在隧道側(cè)方進行豎向注漿時：當(dāng)注漿位置與地連墻距離較大時，注漿引起第1道支撐處地連墻變形增大，使得支撐軸力增大；當(dāng)注漿位置與地連墻距離較小時，注漿后坑底處地連墻水平變形增大，墻頂處水平位移減小，使得第1道支撐軸力減小，注漿位置與地連墻越近，注漿量越大，支撐軸力減小越顯著.注漿會引發(fā)更深處支撐軸力增大，需引起關(guān)注.

5）對于類似工程，在隧道側(cè)方進行豎直注漿時，隨著注漿位置逐漸下移，隧道橢圓度恢復(fù)率先增大后減小.隧道處于隆起區(qū)和過渡區(qū)，豎向注漿體中心水平線高于隧道中心水平線1 m左右時，隧道橢圓度恢復(fù)率達到最佳；隧道處于沉降區(qū)時，注漿體與隧道中心水平線平齊時，隧道橢圓度恢復(fù)率最佳.