超浅覆大断面暗挖隧道下穿富水河道施工风险分析及控制研究

石钰锋，阳军生，邵华平，龙 云，杨 峰

(1. 中南大学 土木工程学院，长沙 410075；2. 广州铁路集团公司，广州 510600)

1 引 言

在富水软岩地层进行超浅覆大断面暗挖隧道施工，可能会发生塌方冒顶事故，危及隧道及人员安全。目前已有浅埋富水隧道工程实例，如褚东升等[1]分析了隧道穿越冲沟超浅覆段施工风险，提出控制措施；李奎等[2]依托北京地铁5号线过河过桥段，采用数值模拟手段对长管棚及加密小导管进行比选。然而，当超浅覆大断面隧道下穿富水河道，地表不具备排水、注浆等条件时，仅采取常规辅助手段难保施工安全。

本文针对江门隧道下穿富水河道段超浅覆、大断面、富水等特点，阐述风险产生的原因及造成危害，提出水平旋喷与大管棚复合超前支护并结合三台阶法开挖方案，介绍了实施效果。

2 工程概况

江门隧道是广－珠（广州至珠海）铁路货运专线重点控制工程之一，为双线长大隧道，设计时速为120 km/h，全长9185 m。该隧道DK111+115～210段所处为丘 区沟谷地，DK111+140～195段为山谷谷底，谷底有一河道，宽约20 m，基于征地难度大及环境保护考虑，隧道采用暗挖法下穿该河道，见图1。

图1 江门隧道下穿河道三维剖视图（单位：m）Fig.1 3D cutaway view of geology profile beneath the channel (unit: m)

地层从上往下为：①素填 土，由黏性土及细砂组成。②全风化花岗岩，粗粒结构，呈坚硬砂土状。③强风化花岗岩，褐灰色。④微风化花岗岩。围岩等级为Ⅵ级，隧道最浅埋深仅3 m[3]。

下穿河道段的全风化花岗岩基本物理力学参数见表 1，由试验获得。由表可见，围岩的黏聚力小，渗透系数较大，不利于隧道稳定。

表1 全风化花岗岩物理力学参数Table1 Physicao-mechanical parameters of completely weathered granite

隧道下穿河道段开挖轮廓高 11.6 m，宽 11.9 m，开挖面积为120 m2(见图2)。初支设置27 cm厚C25喷射混凝土，I22工字钢，0.5米/榀；二衬和仰拱采用 C35钢筋混凝土，拱墙厚50 cm，仰拱60 cm[3]。

3 超浅覆大断面隧道下穿河道风险分析

图2 Ⅵ级围岩断面支护图(单位：cm)Fig.2 The section of tunneling support system(unit: cm)

超浅覆大断面隧道下穿河道，风险源主要包括超浅覆大断面等隧道特征，复杂的地质条件，隧道开挖支护情况等。

3.1 隧道特征

超浅覆：江门隧道下穿河道段埋深仅有3 m，属于超浅覆隧道，隧道开挖的扰动范围可达地表，施工风险极大。

大断面：隧道的形状及尺寸是其开挖扰动范围的重要影响因素，隧道拱圈越平坦，跨度越大，自然成拱越高，松动区就越大。该隧道工程开挖面积达120 m2，围岩扰动区大，极易引起塌方冒顶。

3.2 地质条件

隧道洞身上部主要位于全风化花岗岩中，下部位于强～微风化花岗岩中。全～强风化花岗岩强度低、压缩性高、自稳和自承能力差，且遇水崩解，强度基本消失，极易失稳[4]。因此，富水条件下全风化花岗岩地层加大了隧道塌方风险。

3.3 隧道开挖支护情况

3.3.1 开挖情况

开挖方法：浅覆隧道开挖断面大时，易引起塌方，采用分部开挖可降低风险。开挖进尺：若开挖进尺过大，围岩塌方可能增大，应采用短进尺。工序衔接：工作面开挖后暴露时间越长，应力及变形释放的越多，塌方风险越大，应加强施工管理，保证工序衔接顺利，减少工作面暴露时间。

3.3.2 支护情况

初支强度：超浅覆大断面隧道围岩松动压力为其上覆土层压力，需设计合理支护强度，保证支护安全。初支施工质量：全风化花岗岩被水浸泡后，隧道内施工环境恶化，增加了支护结构施工难度；加之浸泡崩解后的全风化花岗岩基本丧失承载力，支护封闭前起支撑作用的锁脚锚管施工角度、深度及质量难以保证，可能引起隧道支护后出现大变形甚至“掉拱”事故。初支封闭时机：采用分部开挖隧道，若不能及时封闭初支，将不利于支护受力及围岩变形，存在围岩大变形及失稳风险。二衬施作：浅覆大断面隧道下穿河道时，二衬若不能紧跟掌子面，不利于隧道的变形稳定。

浅覆大断面隧道暗挖施工，多在适当的超前支护或注浆加固前提下，采用小断面法开挖，既增加了施工造价又延长了施工工期。因此，需要寻找一种快速经济有效的加固方法，结合施工速度快、造价相对低的台阶法开挖，既降低隧道施工风险，又解决安全、工期及造价之间的矛盾。

4 风险控制措施

4.1 风险控制方案初选

4.1.1 地层预加固方案选择

花岗岩全风化层注浆难度很大，止水和地层加固效果欠佳，注浆不能作为单一的措施使用。水平旋喷加固使土体与水泥浆液混合形成均匀的桩体，相邻桩体间相互咬合，形成连续的旋喷桩帷幕体，达到止水和加固地层的双重目的。在砂粒土和中细砂地层，固结体平均抗压强度可达18～19 MPa[5]，但成桩质量控制难度较大，可能出现断桩，且桩体抗剪强度低[6]。管棚注浆无止水功能，但刚度大，可以克服水平旋喷桩的上述缺点，采用管棚注浆和水平旋喷相结合方案，可望取得良好加固效果。

4.1.2 开挖方案

针对该工程上软下硬的特点，采用 CD法、CRD法以及双侧壁导坑法存在较大困难，施工进度慢。台阶法支护拱脚能落在下部硬岩上，具备足够的地基承载力，对上软下硬地层较好的适应性。水平旋喷止水加固后，台阶法施工进度快，可在围岩遇水崩解前完成支护，降低施工风险。

4.1.3 地表方案

在河道内采用钢管网铺底，钢管网上铺设防水板，隔断地表水和隧道之间的直接通道，确保施工期间地表水顺畅流经隧道顶部，防止施工中万一发生塌方地表水倒灌隧道内。

4.2 管棚注浆与水平旋喷方案数值研究

4.2.1 预加固措施的拟定

拟定以下3种工况进行分析。工况1：管棚注浆，管棚预加固范围为拱顶120º范围内，采用30 m长管棚下穿河道，管棚环向间距40 cm，外插角为1º～3º，注浆加固范围假定为开挖轮廓线外 0.5 m范围内，管棚编号1#～31#(见图3)。工况2：水平旋喷，在上部软岩区隧道轮廓线外施做一圈水平旋喷桩，桩径为 50 cm，孔深 30 m，环向间距为0.35 m，外插角为6～8º，相邻加固体咬合厚度大于10 cm。工况3：水平旋喷与管棚注浆复合：按工况二施作旋喷桩后，在隧道开挖轮廓和旋喷桩之间按工况一施作管棚，如图4所示，图4(a)标出了三台阶法开挖步骤。

图3 长管棚横断面图Fig.3 The pipe-roof in the tunnel section

图4 水平旋喷及管棚方案Fig.4 Schematic view of horizontal jet-grouting and pipe-roof grouting

4.2.2 模型建立

对埋深最浅段(DK111+135～DK111+165)建立三维模型进行分析。模型取横向84 m，竖向自地表往下取40 m，纵向取50 m，如图5所示。

图5 三维计算模型Fig.5 3D numerical calculation model

模型边界条件：底面为固定边界，四侧面为法向位移约束边界，顶面为自由面。渗流边界条件：计算初始值时，模型各面为不透水边界，开挖后，上表面因地下水位不变，设置为透水边界，初支施作前隧道掌子面为透水边界。模型开挖20 m后，方进入河道下方。此时掌子面开挖20 m，留有4 m长核心土，中台阶滞后核心土4 m，中下台落后中台阶8 m。模拟步骤：上台阶每步开挖1 m，中台每步开挖2 m，分左右两侧开挖，并预留核心土，下台阶和仰拱作为整体进行开挖，每步开挖4 m。

隧道开挖时，地下水透过土体孔隙流动，流入开挖面，在其附近产生水头差，形成渗透力。该力可视为附加力作用在隧道开挖面上，从而影响开挖面的稳定。施工中采取止水措施时，可以简化为不排水分析，可通过降低地层的摩擦角来考虑地下水对隧道开挖的影响，当不采取止水措施时，需选用完全流固耦合模型考虑地下水的渗流影响。FLAC3D计算岩土体的流固耦合效应时，将岩体视作等效连续介质，流体在介质中的流动依据 Darcy定律，同时满足Biot方程。耦合计算主要方包括平衡、运动、本构、相容等方程以及边界条件[7]。

围岩及水平旋喷加固区采用实体单元模拟，选用弹塑性本构关系，服从摩尔-库仑屈服准则。管棚采用梁单元模拟，初支采用壳型单元模拟，二衬采用实体单元模拟，选用弹性本构。模拟参数依据勘察报告[3]及试验选取。试验得旋喷桩力学参数：抗拉、压强度达1.74 MPa和26.55 MPa，弹性模量为4.07 GPa，泊松比为0.25。模拟管棚的梁单元参数按钢管混凝土等效换算[8]，见表2。工况2、3中全强风化花岗岩受地下水影响考虑摩擦角折减，取20°[7]。围岩及加固区的渗流相关参数见表3[9]。

上部软岩（全风化花岗岩）扩散特征时间为6.8 s，该问题分析所需要的时间远大于扩散特征时间，流固耦合时必须考虑排水稳定状态分析。

表2 地层及支护参数Table2 Parameters of the ground and supporting

表3 地层渗透参数Table3 Parameters for seepage of ground

4.2.3 计算结果分析

(1) 地表沉降分析

图6为掌子面开挖24 m时3种工况下地表沉降曲线。由图可见管棚注浆方案引起地表沉降最大，最大值达7.8 cm，方案2、3引起地表沉降分别为3.24、3.04 cm。水平旋喷对控制地表沉降效果明显优于管棚注浆，但水平旋喷基础上增设管棚对地表沉降控制作用不大。

图6 地表沉降曲线Fig.6 Curves of Ground surface settlement profile

(2) 塑性区分布

图7为隧道开挖12 m时掌子面周边围岩塑性区分布云图。由图可见，工况1隧道开挖产生的塑性区远大于工况2。工况1：上部软岩塑性区自掌子面沿纵向延伸至模型边界处，横向则延伸至加固圈外约4 m处，下部硬岩亦出现大面积的受拉区。工况2：上部软岩塑性区沿着掌子面纵向延伸约6 m，加固圈外地层基本未出现塑性区，下部硬岩仅在边墙小范围出现受拉区。3种工况下，掌子面纵向变形最大值分别为43.8、10.0、7.0 mm。因此，在控制掌子面变形、塑性区范围方面，水平旋喷方案较管棚注浆方案好。

(3) 初支变形及受力规律分析

选取典型测点见图 8(a)，分析初期支护的变形，各点在3种方案下的变形量见表4。由表可见，水平旋喷预加固时初支变形量约为管棚注浆时的41%，复合加固时，初支变形进一步减小，但效果不明显。

图7 塑性区分布图Fig.7 Pattern of plastic zone

表4 初支护变形值Table4 Deformation value of primary support

图8 初支变形内力测点布置图Fig.8 Measuring point layout of deformation internal force of initial support

分析图 8(b)中各点初支弯矩，列于表 5。由表可见，水平旋喷方案可在较大程度上减小初期支护受力，相对管棚注浆方案，初期支护弯矩最大减幅达45%。但因隧道超浅埋，上覆地层薄，初支弯矩总体很小。

管棚注浆预加固不能有效控制地层变形及保证掌子面稳定，难以保证塌方风险的可控性。水平旋喷预加固，可有效控制地层变形，减小塑性区，大大降低隧道塌方风险。水平旋喷及管棚注浆相结合可进一步减少地层变形，降低塌方风险，但效果不显著。然而，实际施工中水平旋喷工艺难以控制，可能存在断桩现象，止水效果难以达理论效果，且水平旋喷桩存在抗拉及抗剪强度低[6]，水平旋喷与管棚注浆可克服上述缺点，加强预加固质量，降低隧道施工风险。

表5 初支弯矩值Table5 Moments of primary support

5 实施效果

通过现场测试分析对风险控制措施的效果进行评价。对地表沉降及洞内变形进行测试，在河道岸边布置7个测点，河道中心布置3个测点，如图9(a)所示，同时进行洞内拱顶下沉、周边收敛监测。

图9 地表沉降及初支受力测点布置图Fig.9 Distribution of monitoring points for surface settlement and steel support

地表沉降结果表明，位于岸边的B断面沉降较河道中心A断面沉降小，隧道中心线地表沉降趋于稳定后最大值分别为9.4、10.2 cm。

洞内变形值列于表 6，拱顶沉降最大值达 9.6 cm，收敛值最大值达10.3 cm，位于K111+150断面(河道中心)。

表6 洞内变形实测值Table6 Convergence of different positions at different sections

由于实际施工水平旋喷止水效果未达理想效果，而且施工中存在局部超挖，初支上台未落在下部硬岩上，初支封闭较慢等原因[10]，实测值较计算值大，但现场监测数据表明地表及洞内变形随隧道掘进均趋于稳定，隧道施工安全，且满足施工及周边环境要求。

对钢支撑内力进行测试，测点布置如图9(b)所示，图中共布A0、B1等10对测点。根据应变值计算钢拱架截面弯矩及轴力见表 7，计算得最小安全系数为3.7，满足安全要求。

表7 钢支撑实测弯矩、轴力值Table7 The moments and axial forces of steel support

综上可知，超浅覆大断面暗挖隧道下穿富水河道时，在地表隔水措施基础上，采用水平旋喷与大管棚复合超前支护并结合三台阶法开挖方案，隧道结构受力小，能保证隧道安全，且加快施工进度，降低工程造价。该方案有效规避了风险，保证了隧道安全、快速下穿富水河道。

6 结 论

(1) 超浅覆大断面暗挖隧道下穿富水河道易发生塌方、渗漏水、大变形事故，且风险极高。必须采取合理有效技术控制措施，保证隧道安全。

(2) 水平旋喷桩结合大管棚可有效止水并加固地层，确保预支护结构的加固效果，无需其他注浆、超前小导管等辅助措施即可有效规避塌方风险。

(3) 在地表隔水措施基础上，采用水平旋喷与大管棚复合超前支护并结合三台阶法开挖方案，既可降低隧道施工风险，又解决了安全、工期及造价之间的矛盾。

[1]褚东升,刘志,靳柒勤,等. 山岭隧道穿越冲沟段施工风险分析与控制措施[J]. 地下空间与工程学报,2011,7(增刊 2): 1735－1741.CHU Dong-sheng,LIU Zhi,JIN Qi-qin,et al. Risk analysis and control measures of mountain tunnel construction through gully section[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2011,7(Supp.2):1735－1741.

[2]李奎,高波. 地铁隧道下穿小河和桥梁的施工方案研究[J]. 岩土力学,2010,31(5): 1509－1516.LI Kui,GAO Bo. Study of construction schemes for metro tunnel crossing river and bridge[J]. Rock and Soil Mechanics,2010,31(5): 1509－1516.

[3]中铁第四勘察设计院集团有限公司. 江门隧道暗挖段勘察设计报告[R]. 武汉: 中铁第四勘察设计院集团有限公司,2008.

[4]于洪丹,陈卫忠,郭小红,等. 厦门海底隧道强风化花岗岩力学特性研究[J]. 岩石力学与工程学报,2010,29(2): 381－387.YU Hong-dan,CHEN Wei-zhong,GUO Xiao-hong,et al.Resreach on mechanical characteristics of strongly weathered granite for Xiamen subsea tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2010,29(2): 381－387.

[5]HAIDER,TAREK F,BYLE,MICHAEL J. Verification of jet grouting for structure rehabilitation[J]. Geotechnical Special Publication,2000,94: 441－45.

[6]FULVIO T. ADECO full-face tunnel excavation of two 260 m2tubes in clays with sub-horizontal jet-grouting under minimal urban cover[J]. Tunnelling and Underground Space Technology,2011,26(2): 253－266.

[7]Itasca Consulting Group. FLAC3D fluid-mechanical interaction[R]. [S. l.]: Itasca Consulting Group,2003.

[8]YANG J S,GOU D M,ZHANG Y X. Field measurements and numerical analyses of double-layer pipe roof reinforcement in a shallow multi-arch tunnel[J].Transportation Research Board,2008,2050: 145－153.

[9]CHUNGSIK Y,A M. Interaction between tunneling and groundwater——Numerical investigation using three dimensional stress-pore pressure coupled analysis[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2005,131(2): 240－250.

[10]苏立华. 富水浅覆不均匀地层大断面隧道快速施工技术研究[J]. 铁道建筑,2012,42(1): 51－53.SU Li-hua. Research on fast construction technology of abundant surface water large section shallow tunnel in heterogeneity layer[J]. Railway Engineering,2012,42(1): 51－53.