超淺覆大斷面暗挖隧道下穿富水河道施工風險分析及控制研究

石鈺鋒，陽軍生，邵華平，龍 云，楊 峰

(1. 中南大學 土木工程學院，長沙 410075；2. 廣州鐵路集團公司，廣州 510600)

1 引 言

在富水軟巖地層進行超淺覆大斷面暗挖隧道施工，可能會發生塌方冒頂事故，危及隧道及人員安全。目前已有淺埋富水隧道工程實例，如褚東升等[1]分析了隧道穿越沖溝超淺覆段施工風險，提出控制措施；李奎等[2]依托北京地鐵5號線過河過橋段，采用數值模擬手段對長管棚及加密小導管進行比選。然而，當超淺覆大斷面隧道下穿富水河道，地表不具備排水、注漿等條件時，僅采取常規輔助手段難保施工安全。

本文針對江門隧道下穿富水河道段超淺覆、大斷面、富水等特點，闡述風險產生的原因及造成危害，提出水平旋噴與大管棚復合超前支護并結合三臺階法開挖方案，介紹了實施效果。

2 工程概況

江門隧道是廣－珠（廣州至珠海）鐵路貨運專線重點控制工程之一，為雙線長大隧道，設計時速為120 km/h，全長9185 m。該隧道DK111+115～210段所處為丘 區溝谷地，DK111+140～195段為山谷谷底，谷底有一河道，寬約20 m，基于征地難度大及環境保護考慮，隧道采用暗挖法下穿該河道，見圖1。

圖1 江門隧道下穿河道三維剖視圖（單位：m）Fig.1 3D cutaway view of geology profile beneath the channel (unit: m)

地層從上往下為：①素填 土，由黏性土及細砂組成。②全風化花崗巖，粗粒結構，呈堅硬砂土狀。③強風化花崗巖，褐灰色。④微風化花崗巖。圍巖等級為Ⅵ級，隧道最淺埋深僅3 m[3]。

下穿河道段的全風化花崗巖基本物理力學參數見表 1，由試驗獲得。由表可見，圍巖的黏聚力小，滲透系數較大，不利于隧道穩定。

表1 全風化花崗巖物理力學參數Table1 Physicao-mechanical parameters of completely weathered granite

隧道下穿河道段開挖輪廓高 11.6 m，寬 11.9 m，開挖面積為120 m2(見圖2)。初支設置27 cm厚C25噴射混凝土，I22工字鋼，0.5米/榀；二襯和仰拱采用 C35鋼筋混凝土，拱墻厚50 cm，仰拱60 cm[3]。

3 超淺覆大斷面隧道下穿河道風險分析

圖2 Ⅵ級圍巖斷面支護圖(單位：cm)Fig.2 The section of tunneling support system(unit: cm)

超淺覆大斷面隧道下穿河道，風險源主要包括超淺覆大斷面等隧道特征，復雜的地質條件，隧道開挖支護情況等。

3.1 隧道特征

超淺覆：江門隧道下穿河道段埋深僅有3 m，屬于超淺覆隧道，隧道開挖的擾動范圍可達地表，施工風險極大。

大斷面：隧道的形狀及尺寸是其開挖擾動范圍的重要影響因素，隧道拱圈越平坦，跨度越大，自然成拱越高，松動區就越大。該隧道工程開挖面積達120 m2，圍巖擾動區大，極易引起塌方冒頂。

3.2 地質條件

隧道洞身上部主要位于全風化花崗巖中，下部位于強～微風化花崗巖中。全～強風化花崗巖強度低、壓縮性高、自穩和自承能力差，且遇水崩解，強度基本消失，極易失穩[4]。因此，富水條件下全風化花崗巖地層加大了隧道塌方風險。

3.3 隧道開挖支護情況

3.3.1 開挖情況

開挖方法：淺覆隧道開挖斷面大時，易引起塌方，采用分部開挖可降低風險。開挖進尺：若開挖進尺過大，圍巖塌方可能增大，應采用短進尺。工序銜接：工作面開挖后暴露時間越長，應力及變形釋放的越多，塌方風險越大，應加強施工管理，保證工序銜接順利，減少工作面暴露時間。

3.3.2 支護情況

初支強度：超淺覆大斷面隧道圍巖松動壓力為其上覆土層壓力，需設計合理支護強度，保證支護安全。初支施工質量：全風化花崗巖被水浸泡后，隧道內施工環境惡化，增加了支護結構施工難度；加之浸泡崩解后的全風化花崗巖基本喪失承載力，支護封閉前起支撐作用的鎖腳錨管施工角度、深度及質量難以保證，可能引起隧道支護后出現大變形甚至“掉拱”事故。初支封閉時機：采用分部開挖隧道，若不能及時封閉初支，將不利于支護受力及圍巖變形，存在圍巖大變形及失穩風險。二襯施作：淺覆大斷面隧道下穿河道時，二襯若不能緊跟掌子面，不利于隧道的變形穩定。

淺覆大斷面隧道暗挖施工，多在適當的超前支護或注漿加固前提下，采用小斷面法開挖，既增加了施工造價又延長了施工工期。因此，需要尋找一種快速經濟有效的加固方法，結合施工速度快、造價相對低的臺階法開挖，既降低隧道施工風險，又解決安全、工期及造價之間的矛盾。

4 風險控制措施

4.1 風險控制方案初選

4.1.1 地層預加固方案選擇

花崗巖全風化層注漿難度很大，止水和地層加固效果欠佳，注漿不能作為單一的措施使用。水平旋噴加固使土體與水泥漿液混合形成均勻的樁體，相鄰樁體間相互咬合，形成連續的旋噴樁帷幕體，達到止水和加固地層的雙重目的。在砂粒土和中細砂地層，固結體平均抗壓強度可達18～19 MPa[5]，但成樁質量控制難度較大，可能出現斷樁，且樁體抗剪強度低[6]。管棚注漿無止水功能，但剛度大，可以克服水平旋噴樁的上述缺點，采用管棚注漿和水平旋噴相結合方案，可望取得良好加固效果。

4.1.2 開挖方案

針對該工程上軟下硬的特點，采用 CD法、CRD法以及雙側壁導坑法存在較大困難，施工進度慢。臺階法支護拱腳能落在下部硬巖上，具備足夠的地基承載力，對上軟下硬地層較好的適應性。水平旋噴止水加固后，臺階法施工進度快，可在圍巖遇水崩解前完成支護，降低施工風險。

4.1.3 地表方案

在河道內采用鋼管網鋪底，鋼管網上鋪設防水板，隔斷地表水和隧道之間的直接通道，確保施工期間地表水順暢流經隧道頂部，防止施工中萬一發生塌方地表水倒灌隧道內。

4.2 管棚注漿與水平旋噴方案數值研究

4.2.1 預加固措施的擬定

擬定以下3種工況進行分析。工況1：管棚注漿，管棚預加固范圍為拱頂120o范圍內，采用30 m長管棚下穿河道，管棚環向間距40 cm，外插角為1o～3o，注漿加固范圍假定為開挖輪廓線外 0.5 m范圍內，管棚編號1#～31#(見圖3)。工況2：水平旋噴，在上部軟巖區隧道輪廓線外施做一圈水平旋噴樁，樁徑為 50 cm，孔深 30 m，環向間距為0.35 m，外插角為6～8o，相鄰加固體咬合厚度大于10 cm。工況3：水平旋噴與管棚注漿復合：按工況二施作旋噴樁后，在隧道開挖輪廓和旋噴樁之間按工況一施作管棚，如圖4所示，圖4(a)標出了三臺階法開挖步驟。

圖3 長管棚橫斷面圖Fig.3 The pipe-roof in the tunnel section

圖4 水平旋噴及管棚方案Fig.4 Schematic view of horizontal jet-grouting and pipe-roof grouting

4.2.2 模型建立

對埋深最淺段(DK111+135～DK111+165)建立三維模型進行分析。模型取橫向84 m，豎向自地表往下取40 m，縱向取50 m，如圖5所示。

圖5 三維計算模型Fig.5 3D numerical calculation model

模型邊界條件：底面為固定邊界，四側面為法向位移約束邊界，頂面為自由面。滲流邊界條件：計算初始值時，模型各面為不透水邊界，開挖后，上表面因地下水位不變，設置為透水邊界，初支施作前隧道掌子面為透水邊界。模型開挖20 m后，方進入河道下方。此時掌子面開挖20 m，留有4 m長核心土，中臺階滯后核心土4 m，中下臺落后中臺階8 m。模擬步驟：上臺階每步開挖1 m，中臺每步開挖2 m，分左右兩側開挖，并預留核心土，下臺階和仰拱作為整體進行開挖，每步開挖4 m。

隧道開挖時，地下水透過土體孔隙流動，流入開挖面，在其附近產生水頭差，形成滲透力。該力可視為附加力作用在隧道開挖面上，從而影響開挖面的穩定。施工中采取止水措施時，可以簡化為不排水分析，可通過降低地層的摩擦角來考慮地下水對隧道開挖的影響，當不采取止水措施時，需選用完全流固耦合模型考慮地下水的滲流影響。FLAC3D計算巖土體的流固耦合效應時，將巖體視作等效連續介質，流體在介質中的流動依據 Darcy定律，同時滿足Biot方程。耦合計算主要方包括平衡、運動、本構、相容等方程以及邊界條件[7]。

圍巖及水平旋噴加固區采用實體單元模擬，選用彈塑性本構關系，服從摩爾-庫侖屈服準則。管棚采用梁單元模擬，初支采用殼型單元模擬，二襯采用實體單元模擬，選用彈性本構。模擬參數依據勘察報告[3]及試驗選取。試驗得旋噴樁力學參數：抗拉、壓強度達1.74 MPa和26.55 MPa，彈性模量為4.07 GPa，泊松比為0.25。模擬管棚的梁單元參數按鋼管混凝土等效換算[8]，見表2。工況2、3中全強風化花崗巖受地下水影響考慮摩擦角折減，取20°[7]。圍巖及加固區的滲流相關參數見表3[9]。

上部軟巖（全風化花崗巖）擴散特征時間為6.8 s，該問題分析所需要的時間遠大于擴散特征時間，流固耦合時必須考慮排水穩定狀態分析。

表2 地層及支護參數Table2 Parameters of the ground and supporting

表3 地層滲透參數Table3 Parameters for seepage of ground

4.2.3 計算結果分析

(1) 地表沉降分析

圖6為掌子面開挖24 m時3種工況下地表沉降曲線。由圖可見管棚注漿方案引起地表沉降最大，最大值達7.8 cm，方案2、3引起地表沉降分別為3.24、3.04 cm。水平旋噴對控制地表沉降效果明顯優于管棚注漿，但水平旋噴基礎上增設管棚對地表沉降控制作用不大。

圖6 地表沉降曲線Fig.6 Curves of Ground surface settlement profile

(2) 塑性區分布

圖7為隧道開挖12 m時掌子面周邊圍巖塑性區分布云圖。由圖可見，工況1隧道開挖產生的塑性區遠大于工況2。工況1：上部軟巖塑性區自掌子面沿縱向延伸至模型邊界處，橫向則延伸至加固圈外約4 m處，下部硬巖亦出現大面積的受拉區。工況2：上部軟巖塑性區沿著掌子面縱向延伸約6 m，加固圈外地層基本未出現塑性區，下部硬巖僅在邊墻小范圍出現受拉區。3種工況下，掌子面縱向變形最大值分別為43.8、10.0、7.0 mm。因此，在控制掌子面變形、塑性區范圍方面，水平旋噴方案較管棚注漿方案好。

(3) 初支變形及受力規律分析

選取典型測點見圖 8(a)，分析初期支護的變形，各點在3種方案下的變形量見表4。由表可見，水平旋噴預加固時初支變形量約為管棚注漿時的41%，復合加固時，初支變形進一步減小，但效果不明顯。

圖7 塑性區分布圖Fig.7 Pattern of plastic zone

表4 初支護變形值Table4 Deformation value of primary support

圖8 初支變形內力測點布置圖Fig.8 Measuring point layout of deformation internal force of initial support

分析圖 8(b)中各點初支彎矩，列于表 5。由表可見，水平旋噴方案可在較大程度上減小初期支護受力，相對管棚注漿方案，初期支護彎矩最大減幅達45%。但因隧道超淺埋，上覆地層薄，初支彎矩總體很小。

管棚注漿預加固不能有效控制地層變形及保證掌子面穩定，難以保證塌方風險的可控性。水平旋噴預加固，可有效控制地層變形，減小塑性區，大大降低隧道塌方風險。水平旋噴及管棚注漿相結合可進一步減少地層變形，降低塌方風險，但效果不顯著。然而，實際施工中水平旋噴工藝難以控制，可能存在斷樁現象，止水效果難以達理論效果，且水平旋噴樁存在抗拉及抗剪強度低[6]，水平旋噴與管棚注漿可克服上述缺點，加強預加固質量，降低隧道施工風險。

表5 初支彎矩值Table5 Moments of primary support

5 實施效果

通過現場測試分析對風險控制措施的效果進行評價。對地表沉降及洞內變形進行測試，在河道岸邊布置7個測點，河道中心布置3個測點，如圖9(a)所示，同時進行洞內拱頂下沉、周邊收斂監測。

圖9 地表沉降及初支受力測點布置圖Fig.9 Distribution of monitoring points for surface settlement and steel support

地表沉降結果表明，位于岸邊的B斷面沉降較河道中心A斷面沉降小，隧道中心線地表沉降趨于穩定后最大值分別為9.4、10.2 cm。

洞內變形值列于表 6，拱頂沉降最大值達 9.6 cm，收斂值最大值達10.3 cm，位于K111+150斷面(河道中心)。

表6 洞內變形實測值Table6 Convergence of different positions at different sections

由于實際施工水平旋噴止水效果未達理想效果，而且施工中存在局部超挖，初支上臺未落在下部硬巖上，初支封閉較慢等原因[10]，實測值較計算值大，但現場監測數據表明地表及洞內變形隨隧道掘進均趨于穩定，隧道施工安全，且滿足施工及周邊環境要求。

對鋼支撐內力進行測試，測點布置如圖9(b)所示，圖中共布A0、B1等10對測點。根據應變值計算鋼拱架截面彎矩及軸力見表 7，計算得最小安全系數為3.7，滿足安全要求。

表7 鋼支撐實測彎矩、軸力值Table7 The moments and axial forces of steel support

綜上可知，超淺覆大斷面暗挖隧道下穿富水河道時，在地表隔水措施基礎上，采用水平旋噴與大管棚復合超前支護并結合三臺階法開挖方案，隧道結構受力小，能保證隧道安全，且加快施工進度，降低工程造價。該方案有效規避了風險，保證了隧道安全、快速下穿富水河道。

6 結 論

(1) 超淺覆大斷面暗挖隧道下穿富水河道易發生塌方、滲漏水、大變形事故，且風險極高。必須采取合理有效技術控制措施，保證隧道安全。

(2) 水平旋噴樁結合大管棚可有效止水并加固地層，確保預支護結構的加固效果，無需其他注漿、超前小導管等輔助措施即可有效規避塌方風險。

(3) 在地表隔水措施基礎上，采用水平旋噴與大管棚復合超前支護并結合三臺階法開挖方案，既可降低隧道施工風險，又解決了安全、工期及造價之間的矛盾。

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