付 敬，黃書嶺，艾 凱，張雨霆，秦 洋

(長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010)

1 研究背景

長大深埋隧洞在施工過程中時(shí)常遭遇到大變形、高外水壓、突涌水、高地溫、高地應(yīng)力及巖爆等一系列的工程地質(zhì)災(zāi)害問題。已建完成的昆明掌鳩河引水供水工程、引漢濟(jì)渭工程秦嶺輸水隧洞工程、遼寧省大伙房水庫輸水工程引水隧洞、山西萬家寨引黃工程、新疆引額供水工程輸水隧洞、甘肅引洮供水工程輸水隧洞、蘭州市水源地建設(shè)工程輸水隧洞等,在TBM通過不良地質(zhì)地段時(shí)發(fā)生了諸如圍巖擠壓大變形、坍塌、突水、卡機(jī)等工程事故,威脅著施工人員及機(jī)械設(shè)備的安全,并造成長時(shí)間的停機(jī)處理。

軟弱圍巖擠壓大變形在大埋深軟巖隧洞施工過程中經(jīng)常發(fā)生，姜云等[1]指出大變形是隧道及地下工程圍巖的一種具有累進(jìn)性和明顯時(shí)間效應(yīng)的塑性變形破壞；徐則民和黃潤秋[2]在總結(jié)深埋特長隧道圍巖地質(zhì)災(zāi)害時(shí)描述了大變形的圍巖特性、收斂量、發(fā)生時(shí)機(jī)、洞室埋深、圍巖位移方向、危害程度6個(gè)特征。蘇利軍等[3]指出高地應(yīng)力的存在是影響深埋隧洞穩(wěn)定的重要因素。付敬等[4]研究表明引大濟(jì)湟調(diào)水總干渠輸水隧洞軟巖段圍巖的變形具有明顯的流變性，開挖后圍巖蠕變變形約占總變形量的 1/3。

據(jù)統(tǒng)計(jì)，圍巖擠壓大變形導(dǎo)致的隧道掘進(jìn)機(jī)(Tunnel Boring Machine,TBM)卡機(jī)災(zāi)害(甚至機(jī)器損毀)占 TBM 重大事故的 37%，是所占比例最大的地質(zhì)災(zāi)害。文獻(xiàn)[5]—文獻(xiàn)[10]指出在TBM施工過程中，機(jī)器與圍巖間的間隙小，深埋軟巖隧洞圍巖擠壓大變形易導(dǎo)致卡盾現(xiàn)象頻頻發(fā)生，甚至導(dǎo)致護(hù)盾被損毀。溫森等[11]對深埋隧道TBM 卡機(jī)機(jī)理及控制措施研究，提出了卡機(jī)判據(jù)和臨界預(yù)留變形量及超前支護(hù)強(qiáng)度理論。為了避免類似事故的發(fā)生,必須根據(jù)TBM自身特點(diǎn)及不良地質(zhì)條件的具體情況及時(shí)采取相應(yīng)的處理措施, 在TBM掘進(jìn)過程中需不間斷地進(jìn)行超前地質(zhì)鉆孔或超前地質(zhì)預(yù)報(bào)，及時(shí)判明掌子面前方圍巖條件，對開挖支護(hù)方案做出適宜性調(diào)整，以保證TBM安全。國內(nèi)外學(xué)者對TBM 卡機(jī)機(jī)理和支護(hù)措施研究取得了不少有益的成果，但研究過程中有關(guān)考慮圍巖的流變特性對 TBM支護(hù)結(jié)構(gòu)的影響分析比較少?；诖?，在前人的研究基礎(chǔ)上，本文針對西秦嶺隧洞TBM掘進(jìn)圍巖擠壓大變形洞段和支護(hù)結(jié)構(gòu)受力進(jìn)行研究，考慮圍巖蠕變效應(yīng)對管片支護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)力影響，通過對不同埋深軟弱破碎洞段進(jìn)行TBM兩種開挖及支護(hù)方式的施工仿真模擬計(jì)算，采用多組巖體流變參數(shù)對隧洞軟巖進(jìn)行大變形的敏感性分析，比較不同支護(hù)方案圍巖與支護(hù)系統(tǒng)的變形和受力狀態(tài)，為優(yōu)化軟巖洞段TBM掘進(jìn)的開挖支護(hù)設(shè)計(jì)處理措施提供參考和依據(jù)。

2 西秦嶺隧洞工程地質(zhì)條件

西秦嶺隧洞為白龍江引水工程首部引水隧洞，隧洞穿越西秦嶺高山—中山區(qū)，山脈走向總體呈NW—SE，沿線地面高程1 670～3 850 m，地形切割破碎。隧洞全長99.55 km，凈截面為Φ5.2 m圓形斷面，最大埋深達(dá)2 120 m。

隧洞穿越的地層性狀差的圍巖主要有以下幾類：

(1)志留系地層，巖石強(qiáng)度較低，呈中硬巖或軟巖，完整性較差，圍巖級別主要為Ⅳ類和Ⅴ類。

(2)白堊系礫巖、砂巖及泥質(zhì)巖巖層，強(qiáng)度低，膠結(jié)較差，抗變形能力弱，屬Ⅴ類圍巖。

(3)隧洞穿越南秦嶺斷褶帶、南秦嶺裂陷盆地、中秦嶺斷褶帶3個(gè)構(gòu)造單元，褶皺及斷層極其發(fā)育，隧洞穿越斷層帶、裂隙密集帶等部位巖體破碎，圍巖類別為Ⅴ類。此類圍巖洞段強(qiáng)度應(yīng)力比多<2，具備發(fā)生中等-嚴(yán)重變形的條件。

周春華等[12]對秦嶺深埋引水隧洞區(qū)域應(yīng)力場分布規(guī)律進(jìn)行研究，隧洞測試部位最大水平主應(yīng)力主要為 20～31 MPa，屬于高-極高應(yīng)力區(qū)。該隧洞埋深大，大部分洞段處于高地應(yīng)力環(huán)境中，在巖石較軟弱部位具備發(fā)生圍巖擠壓變形的地質(zhì)條件，在施工過程中必將引起軟巖擠壓大變形的工程問題。

3 大變形隧洞TBM掘進(jìn)支護(hù)對策

根據(jù)設(shè)計(jì)資料，該隧洞擬采用TBM掘進(jìn)、懸臂掘進(jìn)機(jī)、鉆爆法這3種方法進(jìn)行開挖施工。對于可能發(fā)生大變形TBM掘進(jìn)洞段，當(dāng)采用常規(guī)洞段支護(hù)斷面難以滿足要求時(shí)，變更大變形洞段設(shè)計(jì)斷面(如圖1)，當(dāng)圍巖變形較大仍可能侵限時(shí)，采用TBM自帶的超前注漿系統(tǒng)(如圖2)，對掌子面前方圍巖加固(開挖輪廓外側(cè)5 m范圍內(nèi))，TBM再掘進(jìn)通過。管片襯砌的施作時(shí)機(jī)：至少滯后掌子面8 m施加，若管片應(yīng)力超過混抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，則增大管片施作的滯后距離。

圖1 TBM掘進(jìn)斷面設(shè)計(jì)支護(hù)示意圖Fig.1 Design support for TBM tunnelling section

圖2 TBM超前預(yù)注漿加固掌子面前方圍巖示意Fig.2 Advanced grouting for reinforcing surrounding rock in front of tunnel

(1)常規(guī)洞段斷面支護(hù)設(shè)計(jì)：采用預(yù)制管片、回填豆礫石和灌漿的方式進(jìn)行施工,使管片、回填層與圍巖形成整體的支護(hù)結(jié)構(gòu)，開挖預(yù)留變形量合計(jì)35 cm，其中頂部預(yù)留變形量為30 cm，底部預(yù)留變形量為5 cm，C50混凝土管片，頂拱及側(cè)拱270°范圍內(nèi)回填豆粒石并灌漿，結(jié)石強(qiáng)度C15，底拱90°范圍內(nèi)管片背部回填M15水泥砂漿，Φ32 mm預(yù)應(yīng)力中空注漿錨桿，環(huán)向8根，L=3 m。

(2)大變形斷面支護(hù)設(shè)計(jì)：采取徑向擴(kuò)挖的方式，在常規(guī)斷面支護(hù)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上，沿半徑方向擴(kuò)挖10 cm，此時(shí)TBM開挖預(yù)留變形量合計(jì)55 cm，其中頂部預(yù)留變形量為50 cm，底部預(yù)留變形量為5 cm，擴(kuò)挖出10 cm空間用于布置緩沖層，C60納米纖維混凝土管片，頂拱及側(cè)拱270°范圍內(nèi)回填豆粒石并灌漿，結(jié)石強(qiáng)度C15，底拱90°范圍內(nèi)管片背部回填M15水泥砂漿，Φ32 mm預(yù)應(yīng)力中空注漿錨桿，桿長L取5、6、9 m，10 cm厚聚乙烯閉孔泡沫板緊貼管片背部做緩沖層。

4 圍巖擠壓大變形穩(wěn)定分析

選?、躅悋鷰rTBM掘進(jìn)洞段，采用有限差分方法FLAC3D和蠕變力學(xué)理論針對軟弱圍巖TBM掘進(jìn)洞段開挖和支護(hù)進(jìn)行數(shù)值仿真模擬，研究大變形洞段TBM掘進(jìn)采用常規(guī)斷面支護(hù)和大變形斷面支護(hù)的圍巖時(shí)效變形規(guī)律，分析不同支護(hù)方案管片結(jié)構(gòu)的受力特征，評價(jià)聚乙烯緩沖層的施加對圍巖的變形和管片受力狀態(tài)的影響效果，為優(yōu)化大變形斷面支護(hù)設(shè)計(jì)提供科學(xué)依據(jù)。

4.1 蠕變模型

圍巖蠕變力學(xué)模型采用由伯格斯(Burgers)模型與Mohr-Coulomb彈塑性模型復(fù)合而成的黏彈塑模型，當(dāng)Maxwell黏滯系數(shù)ηM為無窮大時(shí)，就相當(dāng)于廣義開爾文黏彈塑模型(圖3)，它可以模擬圍巖開挖卸荷后表現(xiàn)出的衰減蠕變階段。圖3中，EM、EK、ηM和ηK分別是彈性模量、黏彈性模量、Maxwell黏滯系數(shù)和Kelvin黏滯系數(shù)；εM、εK、εP和ε分別為Maxwell體應(yīng)變、Kelvin體應(yīng)變、塑性應(yīng)變以及總應(yīng)變。σ和σf均為應(yīng)力。

圖3 圍巖蠕變模型Fig.3 Creep model of surrounding rock

模型的應(yīng)變率構(gòu)成為

(1)

其中，應(yīng)變率構(gòu)成滿足關(guān)系：

(1)對于Kelvin體，有

(2)

式中：Sij為偏應(yīng)力；ηK為Kelvin黏滯系數(shù)；GK為Kelvin剪切模量。

(2)對于Maxwell體，有

(3)

(3)對于塑性體，有

(4)

(5)

相應(yīng)地，體應(yīng)力與體應(yīng)變中的彈性部分線性相關(guān)，則

(6)

Mohr-Coulomb模型的強(qiáng)度包絡(luò)線由剪切、拉伸準(zhǔn)則共同構(gòu)成，所對應(yīng)的屈服方程為

f=0 。

(7)

式中f為摩爾-庫倫屈服跡線，由剪切和張拉準(zhǔn)則合成。

4.2 計(jì)算條件

V類圍巖開挖洞徑6.39 m,襯后內(nèi)徑為5.2 m。數(shù)值模型范圍：垂直水流向100 m，順?biāo)鞣较?24 m， 鉛直方向100 m；模型全部采用六面體單元進(jìn)行剖分，單元數(shù)297 720，節(jié)點(diǎn)數(shù)304 486，如圖4所示。用界面單元模擬了圍巖與管片間的接觸面，實(shí)體單元模擬了管片、豆礫石回填灌漿及聚乙烯泡沫板等，結(jié)構(gòu)單元模擬了中空注漿錨桿等支護(hù)結(jié)構(gòu)，如圖5所示，所有支護(hù)措施都是隨著掌子面的推進(jìn)逐步施加的，施工進(jìn)尺0.8 m，管片滯后8 h施加。

圖4 數(shù)值模型網(wǎng)格剖分圖Fig.4 Mesh division of numerical model

圖5 支護(hù)結(jié)構(gòu)模擬示意Fig.5 Simulation of support structure

采用的圍巖和混凝土力學(xué)參數(shù)取值綜合地質(zhì)建議值和相關(guān)規(guī)范取值標(biāo)準(zhǔn)，如表1所示。

表1 圍巖及支護(hù)材料物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of surrounding rock and supporting materials

地應(yīng)力場：根據(jù)工程區(qū)域地應(yīng)力鉆孔B1DK7實(shí)測數(shù)據(jù)獲悉，水平向大主應(yīng)力的方位為NE80°，隧洞洞軸線方位為NE44.4°，即換算得到沿縱軸線、橫截面及剪切向的初始地應(yīng)力側(cè)壓力系數(shù)，取值如表2所示。鉛直向應(yīng)力σzz為

表2 采用的初始地應(yīng)力場Table 2 Initial in-situ stress field adopted

σzz=γh。

(8)

式中：h為埋深；γ為重度。

圍巖本構(gòu)模型及屈服準(zhǔn)則采用廣義開爾文模型與Mohr-Coulomb模型串聯(lián)而成的復(fù)合黏彈塑性模型,圍巖蠕變參數(shù)確定較為復(fù)雜，目前較為常用的方法是根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)或現(xiàn)場變形監(jiān)測值進(jìn)行曲線擬合。在工程現(xiàn)階段缺少試驗(yàn)數(shù)據(jù)的條件下，通過查閱大量文獻(xiàn)和類比已有的隧洞工程[13-15]，試算了上百種流變模型參數(shù)，通過對流變變形結(jié)果分析和判斷，對百種參數(shù)進(jìn)行合理的篩選，擬采用圍巖Maxwell彈性模量EM=1.23 GPa, Kelvin彈性模量Ek=2.0 GPa,ηk= 800 GPa·h。

4.3 軟巖TBM掘進(jìn)段施工期穩(wěn)定性分析

在如下成果分析中，常規(guī)斷面支護(hù)簡稱A支護(hù)，大變形斷面支護(hù)簡稱B支護(hù)。

先不考慮TBM超前注漿加固措施，通過采用大變形斷面+管片緊跟護(hù)盾開挖支護(hù)設(shè)計(jì)方案，對埋深300 m及600 m的工況進(jìn)行施工模擬，預(yù)判圍巖變形侵限的可能性。成果表明：在埋深300 m時(shí)，沿洞軸線方向圍巖變形量在350.0～420.0 mm之間，變形最大值441.6 mm出現(xiàn)在左側(cè)拱肩，洞段掌子面的最大變形量為405.2 mm，發(fā)生在掌子面中心部位，如圖6和圖7所示。掌子面-管片間無支護(hù)段洞壁最大變形量426.0 mm，發(fā)生在管片前端無支護(hù)部位，圍巖變形矢量為指向洞內(nèi)，偏向掘進(jìn)方向的反向。埋深600 m時(shí)圍巖變形在900.0～1 150.0 mm之間。圍巖變形最大值出現(xiàn)在左側(cè)拱肩，量值為1 192.0 mm。洞段掌子面的最大變形量為1 045.3 mm，發(fā)生在掌子面中心部位。掌子面-管片間無支護(hù)段洞壁最大變形量為1 130.1 mm，發(fā)生在管片前端無支護(hù)部位， 圍巖變形矢量指向洞內(nèi)。

圖6 埋深300 m隧洞圍巖開挖引起的位移Fig.6 Displacement caused by excavation of surrounding rock of 300 m deep tunnel

圖7 隨掌子面推進(jìn)圍巖變形的變化曲線Fig.7 Change of surrounding rock deformation with the advance of tunnelling face

當(dāng)不考慮TBM超前注漿加固時(shí)，在大變形設(shè)計(jì)斷面方案條件下，隧洞采用TBM通過埋深300 m洞段時(shí)，圍巖變形近0.5 m，在埋深600 m洞段，更是達(dá)到米級變形，表明圍巖穩(wěn)定性差，成洞困難。因此，對于V類圍巖洞段，應(yīng)當(dāng)考慮采用TBM超前注漿措施加固掌子面前方圍巖后，再進(jìn)行掘進(jìn)。

4.4 支護(hù)施加后圍巖蠕變及管片結(jié)構(gòu)受力分析

V類圍巖洞段確定采用TBM超前注漿措施加固掌子面前方圍巖再進(jìn)行掘進(jìn)。注漿后圍巖力學(xué)參數(shù)均有明顯提高(見表1)；同理，注漿后的圍巖蠕變特性應(yīng)有所減弱。由于本研究重點(diǎn)反映圍巖變形對不同支護(hù)結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)影響，因此圍巖注漿后的蠕變指標(biāo)擬同注漿前。針對超前注漿軟巖段350 m埋深的TBM掘進(jìn)段采用“常規(guī)型設(shè)計(jì)斷面+超前預(yù)注漿”或“大變形設(shè)計(jì)斷面+超前預(yù)注漿”方案進(jìn)行圍巖蠕變與管片結(jié)構(gòu)受力分析，比較是否考慮緩沖層支護(hù)條件下隧洞圍巖的時(shí)效變形，以及管片受力特征研究。

4.4.1 圍巖變形

管片支護(hù)后圍巖頂拱位移隨時(shí)間的變化過程曲線如圖8所示。

圖8 管片支護(hù)后圍巖頂拱位移隨時(shí)間的變化過程曲線Fig.8 Variation of crown displacement of surrounding rock with time after segment support

常規(guī)斷面支護(hù)措施：隨著TBM掘進(jìn)，圍巖均朝洞內(nèi)瞬時(shí)變形約40～68 mm。管片+豆礫石層支護(hù)措施實(shí)施后，洞周軟巖蠕變減速，逐呈衰減趨勢，至收斂穩(wěn)定，圍巖累計(jì)位移約71.0 mm，蠕變位移約2.5 mm。隧洞快速蠕變在開挖初期，最大變速約0.57 mm/d，采取支護(hù)措施后，管片結(jié)構(gòu)對圍巖變形的控制效果逐漸呈現(xiàn)，至第10天圍巖變速約0.41 mm/d，第40天變速<0.01 mm/d，蠕變合計(jì)約2.4 mm，圍巖整體趨于穩(wěn)定，蠕變量較瞬時(shí)變形小，占比約3.7%?？梢姡泿r隧洞開挖后及時(shí)施加管片襯砌后，管片與圍巖緊密貼合，管片襯砌較快地承擔(dān)圍巖開挖卸荷引起的形變壓力，有效限制了軟巖的時(shí)效變形。

大變形斷面支護(hù)措施：開挖后隧洞圍巖瞬時(shí)變形56.0～70.0 mm，變速約0.7～0.94 mm/d，施加管片+豆礫石+聚乙烯緩沖層后的71 h內(nèi)圍巖變形速率仍呈增長趨勢，最大至2.5～3.5 mm/d；之后變形速率逐漸衰減，至第137天圍巖變形速率<0.01 mm/d，總?cè)渥兞考s29.0 mm，洞周變形已基本穩(wěn)定，占比瞬時(shí)變形的40%。

4.4.2 管片結(jié)構(gòu)的變形

常規(guī)斷面支護(hù)措施：在支護(hù)初期管片受圍巖擠壓作用，管片朝洞內(nèi)變形，在接頭部位變形偏大，在施加初期最大變速達(dá)0.8 mm/d，拱腰位移較其他部位大，第47天管片變形基本穩(wěn)定不再增長，管片累計(jì)變形約2.5 mm。

大變形斷面支護(hù)措施：當(dāng)管片背部考慮緊貼10 cm厚聚乙烯閉孔泡沫板做緩沖層。在隧洞TBM掘進(jìn)支護(hù)過程中，管片結(jié)構(gòu)和緩沖層共同承擔(dān)圍巖變形引起的形變壓力，因聚乙烯緩沖層相對管片是極軟且易變形的，形變荷載作用在緩沖層上產(chǎn)生較大壓縮變形，在此過程中，聚乙烯緩沖層拱頂最大變形約31.7 mm，拱腰水平朝洞內(nèi)最大變形約31.0 mm，管片最大變形約3.0 mm。

4.4.3 管片結(jié)構(gòu)的受力特征

常規(guī)斷面支護(hù)措施(圖9)；管片結(jié)構(gòu)應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，最大壓應(yīng)力位于管片接縫部位，在支護(hù)初期，管片應(yīng)力偏小，支護(hù)1 d時(shí)接縫處壓應(yīng)力約3.7 MPa，隨著時(shí)間的延續(xù)，作用在襯砌上的形變壓力逐漸增加，支護(hù)45 h內(nèi)管片應(yīng)力變化最快，變速最大達(dá)6.0 MPa/d，隨后管片應(yīng)力變速呈衰減狀態(tài)，至圍巖蠕變穩(wěn)定，變速趨0，管片接縫處的最大壓應(yīng)力為34.6 MPa，其他部位應(yīng)力大多在26.0～32.0 MPa之間；管片內(nèi)襯拉應(yīng)力增大至1.2 MPa?？梢?，管片結(jié)構(gòu)幾乎承擔(dān)了圍巖蠕變產(chǎn)生的全部形變壓力，結(jié)構(gòu)受力大，有些部位遠(yuǎn)超管片的設(shè)計(jì)安全強(qiáng)度。

圖9 A方式支護(hù)管片結(jié)構(gòu)應(yīng)力及管片應(yīng)力隨時(shí)間的 變化過程曲線Fig.9 Stress of supporting segment structure and segment stress in mode A

大變形斷面支護(hù)措施(圖10及圖11)：在隧洞支護(hù)初期，支護(hù)結(jié)構(gòu)整體應(yīng)力較小，受軟巖擠壓變形作用，管片接縫部位受壓，支護(hù)1 d時(shí)最大壓應(yīng)力約26.0 kPa，隨著圍巖時(shí)效變形持續(xù)發(fā)展，管片襯砌應(yīng)力相應(yīng)增大，變化速率減緩，至變形穩(wěn)定，管片接縫處最大壓應(yīng)力為7.4 MPa，其他部位應(yīng)力約2.0～6.0 MPa。在此過程中，聚乙烯泡沫板的應(yīng)力較小，均為壓應(yīng)力，在支護(hù)初期，聚乙烯的壓應(yīng)力約10～20 kPa；變形穩(wěn)定后，聚乙烯的壓應(yīng)力約500～550 kPa。在目前的計(jì)算條件下，聚乙烯的變形在可控范圍內(nèi)，通過泡沫板的變形吸收形變能量，有效地轉(zhuǎn)移作用在管片襯砌荷載，優(yōu)化了管片結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，從而起到保護(hù)管片結(jié)構(gòu)的作用。

圖10 B方式支護(hù)管片和緩沖層壓應(yīng)力分布云圖Fig.10 Compression stress of segment and buffer layer supported in mode B

圖11 B方式支護(hù)管片特征應(yīng)力隨時(shí)間的過程曲線Fig.11 Characteristic stress of segment supported in mode B

4.5 圍巖蠕變參數(shù)敏感性分析

考慮到巖體不均勻性及參數(shù)不確定性，選取TBM大變形斷面支護(hù)設(shè)計(jì)方案，針對黏滯系數(shù)ηk分別采取300、800、1 500、5 000 GPa·h進(jìn)行了圍巖蠕變指標(biāo)對圍巖變形及管片受力的影響敏感性分析(以下對應(yīng)方案名稱編號(hào)為F1—F4)。

在其他參數(shù)相同的條件下(圖12)，F(xiàn)1方案計(jì)算所得的蠕變增量變形最小，約28.0 mm，蠕變約占瞬時(shí)變形的40%，蠕變穩(wěn)定時(shí)間相對最短，約137 d；F4方案的蠕變增量變形最大，約30.1 mm，蠕變變形占瞬時(shí)變形的43%，蠕變穩(wěn)定時(shí)間最長約1 323 d(圍巖變形速率<0.001 mm/d視為穩(wěn)定)。在管片襯砌支護(hù)初期，管片襯砌最大主壓應(yīng)力很小，僅-0.03 MPa，隨著時(shí)間的發(fā)展，管片襯砌對圍巖變形的約束加強(qiáng)，管片上的變形和應(yīng)力相應(yīng)增加，至圍巖蠕變變形穩(wěn)定不再發(fā)展，管片襯砌長期穩(wěn)定應(yīng)力約-7.14～-7.62 MPa，變形量約2.96～3.06 mm，其中參數(shù)F1方案的最小，F(xiàn)4方案相比最大。

圖12 不同方案圍巖頂拱位移隨支護(hù)時(shí)間的變化曲線Fig.12 Variation of crown displacement of surrounding rock with support time in different schemes

5 結(jié)論及建議

通過對埋深350 m的軟巖隧洞進(jìn)行TBM兩種開挖及支護(hù)方式的蠕變計(jì)算，采用黏彈塑性模型對隧洞軟巖洞段進(jìn)行施工開挖及支護(hù)模擬分析，比較不同支護(hù)方案圍巖與支護(hù)系統(tǒng)的變形和受力狀態(tài)。研究結(jié)果表明：

(1)軟巖隧洞TBM掘進(jìn)采取常規(guī)斷面開挖和管片支護(hù)方式，管片+豆礫石層與圍巖緊密貼合，管片襯砌較快承擔(dān)圍巖卸荷引起的形變壓力，有效限制了軟巖的時(shí)效變形，圍巖蠕變量相對較小。同時(shí)，承擔(dān)了由圍巖擠壓變形作用在結(jié)構(gòu)上的荷載，結(jié)構(gòu)自身受力較大，有些部位應(yīng)力遠(yuǎn)超襯砌混凝土的設(shè)計(jì)強(qiáng)度。

(2)軟巖隧洞TBM掘進(jìn)采取大變形斷面支護(hù)方式，斷面擴(kuò)挖并采用管片+豆礫石層+聚乙烯泡沫板緩沖層進(jìn)行支護(hù)，管片+豆礫石層及緩沖層共同承擔(dān)圍巖蠕變引起的形變壓力，緩沖層消耗大部分由圍巖擠壓作用在支護(hù)結(jié)構(gòu)的形變能。較無緩沖措施比，圍巖蠕變量較大，收斂穩(wěn)定時(shí)間較長；然而管片結(jié)構(gòu)應(yīng)力明顯減小，緩沖層的施加明顯改善管片的受力狀態(tài)，有效地提高了管片強(qiáng)度的安全裕度。

(3)不同的流變參數(shù)引起的圍巖蠕變變形及流變時(shí)間明顯不同，Kelvin模量和黏滯系數(shù)是影響蠕變量、蠕變速率及穩(wěn)定收斂時(shí)間這些指標(biāo)的重要參數(shù)，這些指標(biāo)對隧道TBM管片襯砌的變形和受力狀態(tài)有明顯的影響。因此在軟巖隧洞施工過程中，需開展有針對性的巖體流變試驗(yàn)或變形監(jiān)測，根據(jù)圍巖蠕變特性，選取合適擴(kuò)挖斷面尺寸和支護(hù)方式，結(jié)合管片支護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)安全裕度，給圍巖變形預(yù)留足夠空間，為TBM的順利掘進(jìn)提供可靠的作業(yè)條件。