浅埋弃土段大断面隧道施工力学行为研究

HYDＲOGEOLOGY＆ENGINEEＲINGGEOLOGYVol．42No．1

Jan．2015

DOI：10.16030/j.cnki．issn．1000-3665．2015.01.15

浅埋弃土段大断面隧道施工力学行为研究

1223

王志杰，阚呈，刘八一坤，

（1.合肥城市轨道交通有限公司，安徽合肥230041；2.西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，四川成都610031；3.中铁二十一局集团第三工程有限公司，陕西咸阳712000）

徐

提出相应的改进措施，使隧道顺利通过摘要：以龙洞堡机场隧道为工程背景，对弃土段隧道大变形原因进行深入分析，剩余弃土段。研究结果表明，隧道所处人工弃土段与经压密原生土体物理性质存在差异，小导管与袖阀管注浆无法在弃土层扩散，反而增加了覆土重度，增大了隧道上覆荷载；实践证明对剩余弃土段采取二重管双液注浆，其效果要明显优于上述两种注浆措施；掌子面预留核心土和掌子面锚杆有效控制了掌子面前方先行位移，剩余弃土段掌子面先行位移约占总位移的15%～18%，达到减少掌子面先行位移的目的；弃土段隧道开挖，上覆土体呈现出整体下沉趋势，通过拱脚注浆锁脚锚杆可以减少初期支护拱脚、边墙脚沉降和过大水平位移；通过数值计算分析表明弧形导坑法开挖时，安全系数最小值发生在隧道仰拱中部，其量值为3.36，初期支护安全系数均大于2.4，支护体系在施工阶段是安全的。关键词：弃土段隧道；二重管双液注浆；超前加固；弧形导坑法中图分类号：TU457

文献标识码：A

3665（2015）01-0087-08文章编号：1000-

Mechanicalbehaviorofthelargesectiontunnel

constructioninashallowspoilsegment

XUKun1，WANGZhijie2，KANCheng2，LIUBayi3

（1.HefeiUrbanＲailTransitCo．Ltd，Hefei，Anhui230041，China；2.KeyLaboratoryofTransportationTunnel

Engineering，MinistryofEducation，SouthwestJiaotongUniversity，Chengdu，Sichuan610031，China；

3.ChinaＲailway21stBureauGroupCo．，Ltd，Xianyang，Shaanxi712000，China）

Abstract：ConsideringtheLongdongbaoAirportTunnelengineeringbackground，thelargedeformationreasonofspoilsectionsofthetunnelwasanalyzed．Thecorrespondingmeasuresforimprovementandpracticalengineeringusewereputforwardandthetunnelpassedtheremainingspoilsegment．Theresultsshowthatphysicaldifferencesexistbetweentheartificialspoilsegmentnearthetunnelandtheoriginaladobeaftercompaction，andasmallcatheterwiththeSleeveValvePipecannotspreadintheabandonedsoil．Theincreasingcasingsevereincreasesthetunneloverlyingload．Thepracticalresultsprovethatwhenthedoublepipegroutingisusedintheremainingspoilsegment，theeffectismuchbetterthantheabovetwogroutingmeasures．Thetunnelfacereservedcoresoilandtunnelfaceboltcaneffectivelycontrolthefirstdisplacementaheadoftheface，andtheremainingspoilparagraphheadingfacefirstdisplacementaccountsforabout15%to18%ofthetotaldisplacementtoachievethepurposeofreducingthefacefirstdisplacement．Thespoilsectionsofthetunnelexcavationshowsatrendofoverallsink．Usingthearchgroutinglockfootanchorpipecanreducetheinitialsupportarchofthefoot，thesideskirtingsettlementandtheexcessivehorizontaldisplacement．Thenumericalanalysisofthearcdriftmethodexcavationshowsthattheminimumfactorofsafetyinthetunneloccursinthecentralpart，anditsvalueis3.36.Theinitialsupportsafetyfactorisgreater

05-09；修订日期：2014-07-24收稿日期：2014-B-1）；中铁二院工程集团有限公司科研项目（科2013-40）基金项目：铁道部科技研究开发重大项目资助（2009G020-mail：151705733@qq．com男，工程师，主要从事隧道与地下工程研究。E-第一作者：徐坤（1981–），

·88·徐坤，等：浅埋弃土段大断面隧道施工力学行为研究2015年

than2.4，andthesupportsystemissafeduringtheconstructionphase．

Keywords：spoilsegmenttunnel；doubletubedoubleliquidgrouting；advancedreinforcement；ArcDriftmethod

随着我国经济建设的快速发展及交通压力不断增

大，出现了越来越多的大断面隧道。由于受线路要求限制以及地下空间的开发利用，隧道不得不穿过一些条件极为复杂的地质段。新建铁路贵阳枢纽龙洞堡机场隧道位于贵阳市龙洞堡机场范围内，机场修建时在洼地处存在大量的人工弃土。龙洞堡隧道有部分线路需要穿过这些人工弃土段。

张顶立等

［1］

基于内昆铁路部分三线大跨隧道的

复杂地质条件，采用理论分析、数值模拟和现场实测等方法，对不同开挖方法及支护方式下围岩变形特点和结构稳定性进行了分析，从而确定了合理的施工方法和辅助工法；皇甫明等

［2］

针对深圳地铁一期工程部分暗挖区间隧道地表沉降远超过控制基准的问题，通过三维有限元法系统地分析了台阶长度和核心土长度对隧道工作面的内空水平位移、工作面前方土体的地层沉降及其主应力分布等的影响，得出了一些对浅埋暗

挖法隧道具有实践指导意义的结论；张忠苗等［3］

对劈裂注浆理论进行了深入的探讨，分别对注浆压力、浆液

扩散半径等关系进行了分析总结，为现场工程实践提供了理论依据。

由于弃土特殊的工程特性，弃土段密实度较差，围

岩极不稳定，成洞条件极差。隧道开挖后，地应力将重新分布。弃土强度低，对工程扰动极为敏感，围岩在受拉或受压条件下将产生塑性区，使支护和围岩发生变形。施工中一旦施工工法和工程处理措施不当，隧道

极易发生支护变形或者地表塌陷等工程灾害［1］

。因此，对大断面弃土隧道施工工法及开挖引起的围岩力学响应进行研究是十分必要的。

1

工程背景

1.1

工程概况

新建铁路贵阳枢纽白云至龙里北联络线站前工

程I标段龙洞堡机场隧道位于贵阳市龙洞堡机场范

围内，起讫里程DI3K27+638～DI3K30+134，正线长2496m，采用地下3个隧道分修方案，隧道内设高铁（龙洞堡）车站，正线双线通过速度目标值为250km/h。

隧道地处川黔经向构造体系南段西侧，由一系列北东向的单式褶皱群或复式褶皱及相应的压性断裂组

成，褶皱断裂密集成带，成线状延展。地形地质条件较复杂，构造较发育，碳酸盐岩分布广泛，不良地质发育，地质灾害发生较频繁且类型众多。主要的工程地质问题有岩溶、顺层危岩落石（岩堆）、有害气体，隧道区主要不良地质为岩溶、特殊岩土（主要为人工填土，均为机场建设弃、填土及垃圾）、红黏土等，围岩状况较差。隧道工程风险较大，按铁道部I级风险隧道进行管理。隧道埋深及地质剖面如图1所示。

图1隧道埋深及地质剖面图Fig．1

Burieddepthofthetunnelandthe

geologicalsection

1.2

施工工法及支护参数

龙洞堡隧道出口DI3K30+053～DI3K29+990段下穿弃土段，先在隧道两侧边墙外5m范围采用φ75钢管桩注浆加固，钢管桩嵌入基岩不小于1m，然后在隧道顶部开挖范围外采用袖阀管（φ50PVC管）注浆加固土体，均采用1m×1m梅花形布置；注浆材料为普

通水泥浆，建议配合比W∶C=1∶1，注浆压力控制在

0.15～0.5MPa，平均单管注浆量0.385m3

/m。施工前进行工艺试验，根据试验验证结果调整工艺和有关技术参数。

该段洞内开挖拱部采用φ89中管棚超前支护，纵向每4.8m一环，环向间距0.5m，每根长10m，开挖时全环设置H175型钢钢架加强支护（0.6m/榀）；采用Ⅴ级Ⅲ型加强衬砌，二衬厚度80cm，仰拱厚度85cm。DI3K30+026～DI3K29+982段边墙位于土层中，边墙增设φ42超前小导管，纵向每2.4m一环，环向间距0.5m，每根长3.5m。该段采用弧形导坑法开挖，隧道断面尺寸如图2所示。弧形导坑法开挖次序如图3所示，施工过程为：

第1期水文地质工程地质·89·

①开挖轮廓外拱部施作大管棚超前支护；②开挖1部，

施作初期支护；③距离1部后3m，

交错开挖2、3部，前后错开3m，施作初期支护；④距离3部后3m，交错开挖4、5部，前后错开3m，施作初期支护；⑤距离开挖5部后3m，修筑二次衬砌。

图2龙洞堡隧道Ⅴ级围岩弃土段衬砌断面图Fig．2

TheliningsectionofthegradeVrockspoilsegmentinLongdongbaotunnel

图3弧形导坑法开挖分部示意图Fig．3

Schematicsegmentdiagramofthearc

driftmethodexcavation

2

施工进展及监测情况

2.1

工程施工状况

隧道采用弧形导坑法开挖。当上台阶掌子面开挖至DI3K30+024、下台阶开挖至DI3K30+036、仰拱及填充浇筑至DI3K30+039、二衬浇筑至DI3K30+043时，掌子面喷射砼封闭后发生变形外鼓开裂。

在隧道开挖1部支护初期，初期支护变形不大，但随时间推移变形加大。初期支护出现环向开裂（多发生在型钢钢架处），较少发现斜向、水平向裂缝。隧道初期支护变形表现为拱顶下沉变形大于水平变形值，呈明显的初期支护整体下沉状态，地表随之出现开裂，

其最大裂缝宽度达17cm。

为保证施工安全，对已出现变形地段（DI3K30+036～DI3K30+024）上台阶施作了套拱（H175型钢、28cm厚喷射砼），变形在停工状态基本稳定，但套拱已侵入二次衬砌72cm，在套拱段（DI3K30+036～DI3K30+025）采用工字钢设置了临时的型钢支撑。2011年8月4日，上台阶DI3K30+036～DI3K30+024初期支护多处变形开裂，局部有砼掉块现象，对DI3K30+031～DI3K30+025变形较大段落增设套拱和锁脚锚杆注浆加固，并设置临时仰拱，变形速率减缓，并趋于稳定状态。

2011年8月26日，在恢复上台阶掘进，施做掌子面中管棚超前支护时，

DI3K30+031～DI3K30+024段套拱表面再次出现较大面积环向裂缝，裂缝最长达5m，最宽达2cm，且发展速度较快，对应地表位置也出现不同程度的裂缝。初期支护已经侵入二衬

轮廓线内，线路右侧侵限数值较大，左侧相对较小。随即对地表偏压弃土进行卸载减压，卸载宽度为隧道中线外20m范围，高度以原地面至地表注浆施工平台标高位置为准。对上台阶新开挖段加大预留沉降量，增设临时仰拱的措施进行加强和控制。

2011年8月27日—9月20日，经过地表及洞内监测发现，洞内及地表沉降加大。上台阶DI3K30+024～DI3K30+021初期支护及已施做套拱的DI3K30+031～DI3K30+024段二次支护表面均出现环向裂缝。对洞内初期支护局部采取增设锁脚锚杆、Φ42径向导管注浆加固。

2011年9月21日，上台阶掌子面到DI3K30+021停止掘进，喷射砼进行封闭处理。9月22日，施做中管棚超前支护。9月23日对变形开裂的套拱段及初期支护段设置临时钢架支撑。9月25日临时钢架支撑完成后，拱顶下沉及收敛尚无明显变化。10月10日，对隧道中线两侧各25m范围的地表弃土二次卸载整平，完善区域周边的截排水系统。2.2监控量测情况

对DI3K30+031、

DI3K+026、DI3K30+021断面进行了隧道拱顶下沉及周边收敛的监测（图4、图5）。分析图4、图5可以得出，隧道拱顶变形量和变形速率远远大于围岩周边收敛的位移。究其原因可知，隧道大部分断面处于弃土段中，地表注浆没能有效渗透到土体中，土的抗剪强度没有得到提高不能形成压力拱，围岩自稳能力较差，土体荷载作用在隧道顶面土体产生较大的竖向整体下沉（表1）。

·90·徐坤，等：浅埋弃土段大断面隧道施工力学行为研究2015年

图4

Fig．4

监测断面拱顶下沉时态图

Vaultsinkingstatediagramofthemonitoringsections

图5

Fig．5

监测断面周边收敛时态图

Convergencetensediagramofthesurroundingmonitoringsections

表1龙洞堡机场隧道拱顶位移和收敛位移对比

Table1Comparisonofvaultsdisplacementand

convergencedisplacementoftheLongdongbaoAirporttunnel

监测断面DI3K30+031DI3K30+026DI3K30+021

拱顶沉降位移/mm486.2624.3264.3

拱顶沉降速率/（mm·d－1）59.251.827.2

周边收敛

位移/mm54.0278.0437.83

周边收敛速率/（mm·d－1）6.586.934.44

与经压密的原生土体物理性存在差异，因此必须通过

改进注浆工法来提高注浆效果，按照原生土体注浆工法达不到加固土体的目的

［3～4］

。

（2）对地质条件变化应对不足，大变形段为人工弃土的原自然洼地，根据钻探仰拱以下0～8m为红黏土，上部为杂质弃土。下部红黏土经多年饱水、失水交替，承载力较低。地表线路右侧存在偏压段开挖时没有引起足够的重视，造成右侧初支变形侵限严重3.2

施工改进措施

［5～6］

。

从选取的3个断面的监测数据可以分析出，超浅

埋土质隧道上覆土体变形是整体的。大变形发生不是在某一个特定的断面出现，而是呈现出整体变形的情况。拱顶下沉位移远远大于周边收敛位移，可见隧道上覆土体发生了较大的整体下沉。

（1）隧道弃土段中土体基本上处于饱和状态，隧

道施工时贵阳地区正处于雨季，土体孔隙几乎被水充满，小导管与袖阀管注浆无法在黏土层扩散，反而增加了覆土重度，增大了隧道上覆荷载。二重管双液注浆法通过压力注浆挤出了土颗粒间存在的空隙水并截断了水路，化学浆液通过挤压和劈裂作用填实了土质中的空隙并使土体固结，使得土层的黏聚力和内磨擦角增大，通过以上充填和压密作用使土体的固结强度增加，充填在土层中薄弱部位和颗粒空隙的浆液凝固后的凝胶体，降低了地层的透水性，起到了堵水加固作用。鉴于此对剩余弃土段采取二重管双液注浆，二重管双液注浆通过调整浆液水灰比可以有效置换土层中富余的水分，从而起到快速加固土体的作用

［7］

3

3.1

变形原因分析及施工改进措施

大变形原因分析

龙洞堡隧道出口DI3K30+053～DI3K30+036段弃土埋深较浅，隧道开挖时整个断面处在原状围岩中，

DI3K30+036～DI3K30+021段处在洼地中，隧道开挖时整个隧道下部都处在弃土中，地表线路右侧存在较高的弃土堆积，形成了人为的偏压段，归纳起来主要由以下原因造成隧道开挖发生大变形。

（1）从掌子面开挖所揭示的围岩状况可以看出，地表袖阀管与超前小导管注浆并没有达到预定的效果，土体较松散，浆脉分布不清晰，由于人工回弃土体

，通过

开挖也揭示了其注浆效果更为明显。

（2）高度重视隧道开挖对未开挖段土体的影响“先期变形”（纵向效应），尽量减少未开挖土体对土体

第1期水文地质工程地质·91·

结构及稳定性的破坏。在采取超前支护的基础上，

强化保证掌子面稳定的工程措施。对于含水量大的黏土、结构松散的块石土，应加长超前支护，掌子面采用纤维锚杆加固，开挖时根据监测数据确定核心土预留长度

［2，8］

，该弃土段预留核心土长度为3m。

（3）高度重视钢架基础的稳定，尽量减少初期支

护拱脚、边墙脚的沉降和过大水平位移。凡拱脚基础位于杂填土、黏性土内，采取扩大拱脚，设置注浆锁脚锚杆的方式，锁脚锚杆长度为4.5m。拱脚注浆根据拱脚土质选用浆材，杂填土内采用水泥砂浆，黏性土内采用水泥净浆，注浆终压不小于1MPa。

4数值模拟计算分析

对隧道出口DI3K30+020～DI3K29+990未开挖段采取的施工改进措施，采用有限差分软件FLAC3D进行数值模拟计算，揭示隧道开挖力学行为规律，为后续施工提供指导。4.1

计算基本假定

龙洞堡隧道软弱破碎段为Ⅴ级围岩，模拟计算时假设围岩为均质、单一的连续介质，围岩物理力学性质可以根据现场的地质勘察资料并结合现行相关规范来取值。对弃土区域采用二重管双液注浆加固后，岩体物理力学参数提高半级来处理。超前预支护的加固效果，根据经验通过提高围岩的物理力学参数来模拟，一般将围岩级别提高一级。注浆锁脚锚杆的注浆位置处于原生土体中，采用普通注浆坚固方式即可达到加固效果。同样，注浆锁脚锚杆的作用效果也通过提高围岩参数的方法进行等效模拟，可将加固区的围岩级别提高二级来处理。注浆锁脚锚杆加固处理情况如图6所示。

图6注浆锁脚锚杆加固处理图

Fig．6

Lockfootboltgroutingreinforcement

钢拱架的作用也采用等效方法予以考虑，

即将钢拱架弹性模量折算给初期支护及临时支护［9］

：

E=EEg

0+

Sg×Sc

式中：E—

——折算后支护弹性模量；E0—

——支护喷射混凝土弹性模量；Eg———工字钢弹性模量；Sg———钢拱架横截面积；

Sc———支护喷射混凝土横截面积。

计算没有考虑钢筋网的作用效果，将其作为结构

的安全储备。

由于隧道埋深较浅，浅埋隧道初始应力场根据上覆土体自重应力场计算得到。岩体的本构关系采用理想弹塑性模型，并服从D-P屈服准则。考虑到围岩破碎，初期支护、临时支护及二次衬砌均采用理想弹性材料来模拟。土体的物理力学参数根据现场原位试验及

室内试验得到，根据隧道开挖后监测数据对其进行了修正，本次计算围岩及支护的物理力学参数见表2。

表2

材料物理力学参数

Table2

Physicalandmechanicalparametersofmaterials

材料类别弹性模量/

重度/黏聚力/

内摩擦GPa（kN·m－3）MPa角/（°）泊松比人工弃土0.0521.00.00622.50.25红黏土0.2019.00.01717.00.40泥岩灰岩1.5026.00.20060.00.35锚杆加固1.0022.50.12032.00.40超前支护0.5022.00.060

27.0

0.35初期支护27.2022.00.25二次衬砌

31.00

25.0

0.20

4.2计算模型及边界条件

为保证计算结果的可靠性，

同时考虑合理的计算工作量，三维计算模型的边界范围按如下要求选取：水平方向自隧道中心线至模型边界取45m，垂直方向自隧道底部向下约40m。考虑到隧道浅埋，模型向上取至地表，地表距隧道顶面约为14m，模型沿隧道纵向

取30m。模型共有46314个节点，43320个单元。模型网格划分如图7所示。

4.3计算结果分析

考虑到边界条件的影响，以及隧道开挖时的空间效应，在龙洞堡机场隧道的纵向取DI3K30+015、DI3K30+005、DI3K29+995为研究断面，对计算结果进行分析。浅埋大断面软岩隧道施工过程中隧道拱顶下沉位移的变化最能直接反应围岩在开挖过程中的稳定性，因此大断面隧道拱顶下沉位移是评价围岩稳定

·92·徐坤，等：浅埋弃土段大断面隧道施工力学行为研究2015年

图7三维数值计算模型图Fig．7

3-Dnumericalmodel

性最为直接、

最重要的参数。图8是拱顶位移随导坑各部开挖时步变化曲线。

图8

研究断面拱顶下沉位移变化曲线

Fig．8

Vaultsinkdisplacementcurveofthestudysectional

从图8可以看出，弧形导坑法左右侧导坑2、3部开挖，为拱顶下沉位移值快速增长阶段，导坑4、5为位移变化稳定阶段，弧形导坑法掌子面预留核心土有利

于掌子面前方围岩变形稳定，很好限制了拱顶位移的发展，因此开挖时注意保护核心土对减小位移量具有至关重要的作用。

通过FLAC3D计算求得支护结构单元应力后，根据

《铁路隧道设计规范》（TB10003－2005）混凝土和砌体矩形截面中心及偏心受压构件的抗压强度按下式计算［10］：

KN≤φαＲabh

（1）

式中：Ｒa———混凝土或砌体的抗压极限强度；K———安全系数；

N———轴向力；

b，h———截面的宽度和厚度/m；φ———构件的纵向弯曲系数；α—

——轴向力的偏心影响系数。从抗裂要求出发，

混凝土矩形截面偏心受压构件的抗拉强度应按下式计算：

KN≤φ

1.75Ｒ1bh6e（2）0

h

－1式中：Ｒ1—

——混凝土或砌体的抗拉极限强度；e0—

——截面偏心矩/m。当e0≤0.20h时，采用式（1），当e0＞0.20h时，采

用式（2）。

根据规范钢筋混凝土矩形截面的大偏心受压构件（x≤0.55h0），其截面强度应按下式计算：

KNe≤Ｒwbx（h0－x/2）+ＲgAg'（h0－a'）

（3）

式中：h0—

——截面的有效高度/m，h0=h－a；e，e'———钢筋Ag和Ag'的重心至轴向力作用点的

距离/m；a，a'———自钢筋Ag和Ag'的重心分别至截面最

近边缘的距离/m；Ｒw—

——混凝土的弯曲抗压极限强度；Ｒa—

——混凝土的抗压极限强度；Ｒg—

——钢筋的抗拉或抗压计算强度；Ag，Ag'———受拉和受压区钢筋面积/m2。根据规范钢筋混凝土矩形截面的小偏心受压构件

（x＞0.55h0），其截面强度应按下式计算：

KNe≤0.5Ｒabh20+ＲgAg'（h0－a'）

（4）

通过上述计算求出衬砌的安全系数，以达到对衬

砌安全性进行检验的目的。

限于篇幅下面只分析DI3K30+005目标断面在开挖时各个阶段围岩塑性区分布情况及开挖完成后支护受力情况，塑性区分布情况见图9，支护所受轴力、弯矩及安全系数见图10。

由图9中可以看出，隧道拱部产生塑性区，通过二重管双液注浆加强隧道上覆土体强度，防止初期支护承受因开挖引起的较大松弛荷载，隧道周边围岩塑性区贯通。横断面上随着各施工步的进行，施工步对应位置塑性区有所改变，尤其是墙角部位变化最为明显。开挖完成后，塑性区主要分布在两侧拱肩及右墙脚处。施工中在拱脚及墙脚打设锁脚锚杆，并且使锁脚锚杆与初期支护焊接在一起，通过锁脚锚杆可以把上覆荷载传递到深层围岩，减轻隧道拱部支护的压力。由图10可看出，弧形导坑法开挖。初期支护的轴力均为压力，隧道右侧墙角轴力大于左侧墙角轴力，最大轴力值发生在仰拱底部，达1430kN。初期支护弯矩在两侧拱腰、左墙角及拱底处为内部受拉，其余部位为外部受拉。左右边墙处弯矩较大，最大弯矩出现在右侧墙角处，达39.2kN·m。初期支护在施作二衬前，安全系数最小值发生在隧道仰拱中部，其量值为3.36。分析表明，弧形导坑法开挖时，初期支护的安全系数均大于2.4，可以认为支护体系在施工阶段是安全的。

第1期水文地质工程地质·93·

图9

Fig．9

弧形导坑法各施工步塑性区分布图

Plasticzonemapsofeachconstructionstepofthearcdriftmethod

图10

Fig．10

研究断面初期支护内力及安全系数图

Supportinginternalforcesandsafetyfactorsofthestudysection

表3龙洞堡机场隧道拱顶位移和收敛位移对比表

Table3Comparisonofvaultsdisplacementandconvergence

displacementoftheLongdongbaoAirporttunnel

监测断面DI3K30+015DI3K30+005DI3K29+995

监测拱顶沉降位移/mm

48.9828.1534.03

有限元计算拱顶沉降位移/mm

59.0033.1241.50

监测值/计算值83%85%82%

5剩余弃土段隧道施工

数值计算分析表明，剩余弃土段采用的施工改进措施是可行的，后续施工实践也证明了上述观点。通过现场的监测数据看出隧道变形稳定，支护结构受力安全，现场监测数据与有限元计算数据见表3。

DI3K30+015断面沉降从图10与表3可以看出，数据较其他两个断面相差较大，分析可知，由于对隧道采取辅助工法，土体的固结与强度增长需要一定时间，后两个断面在开挖时土体强度较DI3K30+015断面要高。

当前现场监测的数据只能量测掌子面后方的数据，对于开挖时掌子面前方的先行位移是没有量测到的。通过上述数据表明有限元计算数据与现场监测数据变化趋势基本一致，掌子面先行位移约占总位移的15%～18%，可见通过掌子面预留核心土和掌子面锚杆有效地控制了掌子面前方先行位移，确保隧道顺利

·94·徐坤，等：浅埋弃土段大断面隧道施工力学行为研究2015年

通过浅埋弃土段。

6结论

（1）人工回填弃土与经压密的原生土体物理性存

在差异，隧道弃土段土体在雨季处于饱和状态，孔隙几乎被水充满，小导管与袖阀管注浆无法在弃土层扩散，反而增加了覆土重度，增大了隧道上覆荷载。对剩余弃土段采取二重管双液注浆，通过开挖揭示了其注浆效果要明显优于以上两种注浆措施。

（2）高度重视隧道开挖对未开挖段土体的影响（纵向效应），尽量减少未开挖土体“先期变形”对土体结构及稳定性的破坏。通过掌子面预留核心土和掌子面锚杆有效的控制了掌子面前方先行位移，剩余弃土段掌子面先行位移约占总位移的15%～18%，达到减少掌子面先行位移的目的。

（3）从监测数据可以看出，弃土段隧道开挖上覆土体呈现出整体下沉趋势，因此应高度重视钢架基础稳定，通过拱脚注浆锁脚锚杆尽量减少初期支护拱脚、边墙脚沉降和过大水平位移。

（4）数值计算分析表明弧形导坑法开挖时，安全系数最小值发生在隧道仰拱中部，其量值为3.36，初期支护安全系数均大于2.4，支护体系在施工阶段是安全的。参考文献：

［1］张顶立，王梦恕，高军，等．复杂围岩条件下大跨隧道

修建技术研究［

J］．岩石力学与工程学报，2003，22（2）：290－296.［ZHANGDL，WANGMS，GAOJ．etal．ConstructionTechniqueofLarge-SpannedTunnelunderConditionofComplicatedSurroundingＲocks［J］．ChineseJournalofＲockMechanicsandEngineering，2003，22（2）：290－296.（inChinese）］

［2］皇甫明，孔恒，

王梦恕，等．核心土留设对隧道工作面稳定性的影响［J］

．岩石力学与工程学报，2005，24（3）：521－525.［HUANGFUM，KONGH，WANGMS，etal．EffectofKeepingCoreSoilonStabilityofTunnelWorkingFace［J］．ChineseJournalofＲockMechanicsandEngineering，2005，24（3）：521－525.（inChinese）］

［3］张忠苗，邹健．桩底劈裂注浆扩散半径和注浆压

力研究［J］

．岩土工程学报，2008，30（2）：181－185.［ZHANGZM，ZOUJ．PenetrationＲadiusandGroutingPressureinFractureGrouting［J］．ChineseJournalofGeotechnicalEngineering，2008，30（2）：181－185.（inChinese）］

［4］杨米加，陈明雄，贺永年．注浆理论的研究现状及

发展方向［J］

．岩石力学与工程学报，2001，20（6）：839－841.［YANGMJ，CHENMX，HEYN．CurrentＲesearchStateofGroutingTechnologyandItsDevelopmentDirectioninFuture［J］．ChineseJournalofＲockMechanicsandEngineering，2001，20（6）：839－841.（inChinese）］

［5］熊良宵，杨林德．隧道开挖面接近地质界面时围岩位

移特征及其影响因素分析

［J］．中国铁道科学，2009，30（1）：61－68.［XIONGLX，YANGLD．DisplacementCharacteristicsoftheSurroundingＲockandtheInfluencingFactorsAnalysiswhenTunnelExcavatingtowardstheGeologicalInterface［J］．ChinaＲailwayScience，2009，30（1）：61－68.（inChinese）］

［6］杨会军，王梦恕．隧道围岩变形影响因素分析［J］

．铁道学报，2006，28（3）：92－96.［YANGHJ，WANGMS．AnalysisonConstructionFactorsofSurroundingＲockDeformationinTunnelingWorks［J］．JournaloftheChinaＲailwaySociety，2006，28（3）：92－96.（inChinese）］

［7］李冠奇．致密土体劈裂注浆的力学机理及试验研

究［D］

．北京：铁道科学研究院，2006.［LIGQ．FracturingGroutingMechanismandExperimentStudyinLow-permeabilitySoil［D］．Beijing：AcademyofＲailwayScience，2006.（inChinese）］

［8］霍润科，王艳波，宋占平，等．黄土隧道初期支护性

能分析［J］

．岩土力学，2009，30（2）：287－290.［HUOＲK，WANGYB，SONGZP，etal．AnalysisofInitialSupportPropertiesforLoessTunnel［J］．ＲockandSoilMechanics，2009，30（2）：287－290.（inChinese）］

［9］晏启祥，何川，

姚勇，等．小净距隧道施工小导管注浆效果的数值模拟分析［J］

．岩土力学，2004，25（增刊2）：239－242.［YANQX，HEC，YAOY，etal．NumericalSimulationAnalysisofLittleTremieGroutingEffectwhileConstructionofGoingintoPortalatSmall-distanceTunnel［J］．ＲockandSoil

Mechanics，2004，25（Sup2）：239－242.（in

Chinese）］

［10］徐坤，王志杰，周艺，等．基于地质雷达技术隧道安全

行评价研究［

J］．地下空间与工程学报，2013（3）：691－696.［XUK，WANGZJ，ZHOUY，etal．Evaluationoftunnelsafetybasedongeologicalradartechnology［J］．ChineseJournalofUndergroundSpaceandEngineering，2013，（3）：691－696.（in

Chinese）］

责任编辑：张明霞