考虑非饱和土渗流的隧道塌方机理分析及注浆加固对策

杨钊，任梦*，黄威，袁青

（1.中交第二航务工程局有限公司，湖北 武汉 430013；2.长大桥梁建设施工技术交通行业重点实验室，湖北 武汉 430014；3.交通运输行业交通基础设施智能制造技术研发中心，湖北 武汉 430014；4.中交公路长大桥建设国家工程研究中心有限公司，湖北 武汉 430014）

隧道掌子面失稳塌方是暗挖隧道建造过程中常见的风险事故之一。导致隧道产生塌方风险的原因是多方面的，现有研究主要归因于地质条件不良、勘察设计不合理和施工组织不当等方面[1-2]，如，王法雨[1]结合玉庙隧道塌方事故，简要分析了事故发生的地质原因为围岩裂隙发育伴随地表水渗透，导致围岩自稳能力差。姜杰[3]认为塌方段围岩存在软弱破碎带且垂直节理发育，泥岩遇水软化等因素是范嘉琳1 号隧道塌方的地质原因。张晓今[4]等从地质围岩等级低、爆破施工振动速度控制不当、注浆加固不足、监控量测频率不满足要求等方面分析了隧道塌方原因，并据此提出了相应的处置措施。

目前，针对隧道塌方的研究主要集中于综合因素分析，而对其背后的力学机理分析较少。本文结合理论与有限元数值模拟方法，通过考虑非饱和土体渗流和非饱和土体强度，对开挖面塌方风险进行详细机理分析，并提出针对性处置措施。

1 工程概况

哈尔滨市轨道交通3 号线松江生态园站—进乡街站区间起点里程DK15+192.011，终点里程DK16+141.915，区间覆土11～21 m。

本区间为单线单洞马蹄形隧道，全线均采用矿山法施工，采用台阶法留有核心土开挖施工。隧道上覆土主要为可塑状态的粉质黏土层，层内夹硬塑、软塑状粉质黏土。开挖区域粉质黏土分布主要为硬塑和可塑性粉质黏土层，隧道施工影响范围存在软—流塑粉质黏土，其具有含水量高、孔隙比大、强度低、渗透性大的特点，隧道开挖时易产生流变现象，导致围护结构稳定性差。

该区间隧道底板埋置深度约16.0～25.9 m，该场地孔隙潜水稳定水位埋深约39.1～44.5 m，埋藏较深，对区间隧道开挖基本不会构成不良影响。区域结构影响范围内存在多处市政给排水管线，且一部分为城区老旧管线，存在年久失修，破损漏水的风险，因此，隧道开挖主要受地表水下渗、管道漏水等影响。

2 塌方险情概况

隧道进口施工阶段，掌子面核心土密实度好，含水率低，未发现渗水情况。进洞2.25 m（DK15+794.49）后，正线上方和掌子面处出现渗水情况，土质含水率较高，拱顶不断滴水，上台阶左侧掌子面存在少量流水，核心土难以成型，经常性发生土体坍塌事件。

左线施工至DK15+796.49 处时拱顶掌子面处有少量塌土，为防止险情进一步扩大，在完成格栅安装后临时封闭掌子面，在封闭掌子面处开挖探孔取土，探测前方土质含水情况，距离掌子面0.5～1.5 m 处含水率在25.8%，1.5～2.5 m 处含水率在21.7%，2.5～3.0 m 处含水率在15%，趋近于正常。施工至DK15+799 附近时，已完成的上台阶第14 榀、第15 榀初支塌方，40 min 后塌土开始减小，大约1 h 后开始稳定，塌方情况见图1。

图1 隧道塌方示意图Fig.1 Diagram of tunnel collapse

3 塌方机理分析

3.1 开挖面含水率增加的原因分析

在隧道开挖初始阶段，掌子面含水率低，土体密实，自稳性好。考虑到工程区域存在多处老旧市政管线，开挖过程中已发现多处地表水管漏水，漏水管线周围土体已呈明显软塑和流塑状态。隧道上覆土主要为粉质黏土，由于黏土中黏滞水膜的影响和黏土吸水膨胀的特性，其渗透系数一般极低[5]，地表渗流在粉质黏土中的影响范围有限。然而，随着隧道开挖产生临空面，隧道上覆土受到扰动而产生松散和裂隙，提供了渗流通道。

同时，研究结果显示，非饱和土的渗透特性不同于饱和土，其渗透系数随含水率的增加呈现非线性增长的趋势，且当含水率大于某一阈值，渗透系数的增长趋势显著增加[6]。根据李永乐等[6]针对粉质黏土非饱和条件下的渗透系数的测试，粉质黏土的这一含水率阈值大致在15%～20%之间，在非饱和状态下，当体积含水率小于阈值时，粉质黏土实际处于不透水状态；当体积含水率超过阈值时，含水率的微小变化，即可导致非饱和渗透系数发生数量级的改变。

综上，认为地表管线渗漏对隧道掌子面含水率产生显著影响的原因有两方面：一方面是开挖导致土体松散开裂，提供渗流路径；另一方面是土体含水率增加到一定程度，其渗透系数会显著增大，从而促进渗流的作用。

3.2 渗流对非饱和土体强度的影响

非饱和土体强度与其含水率紧密相关[7]，根据Fredlund 等[8]在1978 年提出的非饱和土体抗剪强度经典理论公式：

式中：c′为有效黏聚力；σf为剪切面上的法向总应力；ua为剪切面上的孔隙气压力；uw为剪切面上的孔隙水压力；（σf-ua）f为剪切面上的净法向应力状态；（ua-uw）f为剪切面上的基质吸力；φ′为与净法向应变量（σf-ua）f相关的内摩擦角；φb为抗剪强度随基质吸力（ua-uw）f而增加的速率。

非饱和土的抗剪强度与净法向应力和基质吸力两个变量有关，tanφ′表示净法向应力引起的土体强度变化速率，而tanφb表示基质吸力引起的土体强度变化速率。含水率的增加会导致基质吸力（ua-uw）f的降低，从而导致土体强度的降低。

因此，土体含水率增加的显著后果是土体的黏聚力和内摩擦角持续衰减，强度不断弱化，导致成拱能力降低，掌子面自稳性变差。随着水流不断的渗入，开挖面上覆土的变形增加，且随着渗漏时间的增加，土体产生显著的随渗漏区域变化而变形的特征。

3.3 地表渗漏条件下隧道开挖有限元分析

基于上述非饱和土体的渗透和强度理论，在有限元分析中设置土层的土水特征函数和与基质吸力有关的渗透性函数，深入分析渗流对隧道变形和受力的影响。

3.3.1 有限元模型及参数选取

建立二维有限元模型，尺寸为长40 m×宽40 m。土体采用摩尔库伦本构模型，土层参数通过地勘资料选取，土层参数如表1 所示。同时引入土体的非饱和特性，通过土水特征函数和渗透率函数定义土体的非饱和性质。土水特征曲线通常是经过试验测试得到，在这方面，大量学者针对不同性质的土体开展了试验研究[9-10]，获得了土水特征曲线。引用林鸿州等[13]得到的粉质黏土土水特征试验数据，定义土体负孔隙水压力与含水率的关系曲线。

表1 土层参数Table 1 The soil parameters

3.3.2 模拟结果分析

分别考虑正常开挖工况和开挖完成后地表发生渗漏工况。

在正常开挖工况下，隧道拱顶沉降量为0.55 mm，隧道收敛变形为18.66 mm，钢拱架最大弯矩为300 kN·m。若隧道开挖后地表发生渗漏，随着地表渗漏点的不断渗流，已开挖隧道上方土体含水率不断增加，逐渐由不饱和状态发展为最终的饱和状态（渗漏8 h），在此过程中，隧道变形及拱架受力情况随渗漏时间的变化情况如图2 所示，随着渗漏的不断进行，隧道拱顶沉降由初始0.55 mm 逐渐发展为17.87 mm（渗漏10 h 后），隧道收敛变形由初始18.66 mm 逐渐增大至21.94 mm（渗漏10 h 后），同时，钢拱架最大弯矩也增加至346 kN·m（渗漏10 h 后）。土体含水率随渗流时间的变化趋势如图3 所示。

图2 地表渗漏对已开挖隧道变形和受力的影响Fig.2 The influence of surface seepage on deformation and force of excavated tunnel

图3 土体含水率随渗流时间的变化趋势Fig.3 Soil water content versus seepage time

以上计算结果充分说明了地表渗漏引起开挖面上方土体非饱和状态发生变化，根据非饱和土强度特性，渗漏引起的土体含水率的增加会导致基质吸力的降低，从而导致土体强度的降低。因此，随着水流不断的渗入，已开挖隧道的变形必然增加，隧道结构受力情况恶化，从而导致已开挖隧道围岩塑性区随着渗漏过程不断发展，受渗流影响，拱顶上方土层塑性区迅速发展，极易导致拱顶塌方的发生。

4 塌方处理措施

管线渗漏导致土体强度降低、自稳性弱是此次事故的主要原因，其处置措施主要分为：堆载反压控制塌方发展、注浆加固改善土体饱水软化情况、优化开挖进尺和施工方式。

4.1 堆载反压

如图4 所示，由于核心土失去稳定性导致3榀格栅脚板悬空，受上方压力，受力薄弱点产生环向裂缝。首先将塌土产生的初支背后的空穴用喷射混凝土填补，向土体方向打钢筋稳固，然后挂网片、喷射混凝土填充，将塌土产生的空穴填补起来。然后简单清理塌落土体，避免扰动核心土，施作临时仰拱，将拱脚悬空的格栅支撑起来，阻止进一步的沉降。最后用土方回填的办法支撑塌落的核心土，将下台阶整体填充，并压实回填土方，然后用沙袋填充悬空的拱脚附近，通过沙袋放坡支撑核心土。

图4 围岩注浆加固和临时仰拱施作Fig.4 Surrounding rock grouting reinforcement and temporary invert construction

4.2 上覆土注浆加固

如图5 所示，在塌方位置由地面打直径400 mm 孔至拱顶，灌混凝土填充拱顶空洞，在塌方段正线正上方20 m 范围地面处进行深孔双液浆注浆，成梅花形布置，间距2 m，塌方段附近覆土厚度为15.8 m，注浆管深度为13.5 m。

图5 注浆加固纵断面示意Fig.5 Profile of the grouting reinforcement

4.3 掌子面前方注浆加固

沿拱墙径向进行水泥浆注浆，同时对初支背后围岩可能存在的水囊进行封堵，环向1 m 间距布置，长度3.5 m，注浆压力0.4～0.6 MPa，纵向间隔1 m。注浆顺序为：左侧侧壁→右侧侧壁→拱顶，仰拱部位不进行注浆。

4.4 优化开挖进尺和支护方式

施工过程中增加工字钢临时仰拱，上下台阶步距增加至6 m 以上。增大核心土预留高度，并预留台阶纵向坡度。增加上台阶锁脚锚管数量，每边打设3 根长度为3.5 m 的锁脚锚杆，同时增加径向小导管注浆锚管。

在塌方段加大支护参数，保障纵向连接钢筋焊接牢固、网片搭接长度足够。当土体含水率较大时，施作初支时先初喷，之后再进行钢格栅施作和喷射混凝土。

将已经塌落的格栅破除，塌方段格栅重新架立，3 榀格栅联立，架立格栅无间距密排推进，每次开挖进尺控制在35 cm 内，直至将发生沉降的格栅拆除、换拱。

5 处置效果

6 月21 日1 号洞正线内渗水情况基本停止，初支拱顶开始趋近干燥状态，同时土质含水率已经正常，打开封闭的掌子面开始进行1 号洞正线上台阶施工，当日完成第21 榀上台阶格栅施工进尺0.25 m，6 月22 日完成上台阶2 榀格栅施工进尺0.75 m，在开挖过程中可以在掌子面上清晰地观察到注浆痕迹。同时，监测数据显示（图6），隧道拱顶沉降及净空收敛逐渐稳定，说明各项处置措施效果明显，隧道塌方情况得到有效控制。

图6 拱顶沉降和净空收敛监测数据Fig.6 Monitoring data of crown subsidence and clearance converges

6 结语

通过对隧道塌方段塌方原因及塌方后处理措施进行优化分析，主要有以下结论：

1）哈尔滨市轨道交通3 号线松江生态园站—进乡街站区间隧道发生塌方的主要原因为地表渗漏引起的非饱和土体渗流，土体饱水软化，强度降低。

2）当发生水体泄露时，应充分考虑土体的非饱和特性，非饱和土体的渗透特性、抗剪强度与含水率密切相关。当土体中含水率增加时，土体的渗透系数增大，黏聚力和内摩擦角降低，土体强度衰减，导致隧道变形和受力增加，从而易失稳塌方。

3）由于开挖区域土体含水率过高引起的隧道失稳塌方，其处置措施主要围绕有效控制隧道塌方的发展、改善土体饱水软化的情况、改良区间结构稳定影响范围内的软弱土层等方面开展，通过采取调整支护参数和洞内外注浆加固的方法进行处理，塌方情况得到有效控制，隧道正常开挖前进。