敞開式TBM穿越斷層破碎帶時巖-機作用分析

劉琪　張傳健　顏天佑　李建賀　陳長生

摘要：敞開式TBM穿越斷層破碎帶時面臨著圍巖變形卡機與坍塌失穩的地質災害風險。以滇中引水工程香爐山隧洞為例，對該施工過程中的圍巖力學響應，TBM刀盤、護盾結構受力變化以及初期支護內力狀態等開展了三維數值模擬研究。結果表明：① 斷層破碎帶的存在使施工過程中其附近一定影響范圍內的隧洞圍巖變形量增加，圍巖塑性區易沿斷層帶與完整圍巖區相交洞段的軟-硬界面深入發展;② 斷層帶內的圍巖收斂變形和拱底處塑性區范圍較完整圍巖區顯著增加，存在機頭下沉及圍巖“底鼓”的可能;③ 斷層帶內敞開式TBM卡機風險形式主要為刀盤被卡;④ 僅依靠初期支護無法滿足斷層帶內隧洞圍巖的長期穩定，應及時施作二襯以分擔圍巖變形荷載。

關鍵詞：深埋隧洞; 敞開式TBM; 斷層破碎帶; TBM卡機; 香爐山隧洞; 滇中引水工程

中圖法分類號： TV52

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2021.10.025

0引 言

全斷面隧道掘進機（TBM，Tunnel Boring Machine）相較于傳統鉆爆法具有施工安全、機械化程度高、成洞質量好、掘進速度快、作業環境好、污染小、綜合效益高等優點，因而在隧道（洞）建設領域獲得大量應用[1]。但其機體龐大，護盾區圍巖支護滯后，在斷層破碎帶等軟弱圍巖區施工時，易因圍巖擠壓變形或巖體坍塌失穩而發生卡機事故，可造成較大的經濟損失和工期延誤，并對機械設備和施工人員作業安全構成威脅[2-5]。

數值模擬方法是當前研究TBM與圍巖相互作用的重要工具。Zhao等[6-8]采用三維有限元方法（midas GTS）模擬分析了雙護盾TBM掘進施工中發生的軟弱圍巖擠壓變形及脆性圍巖剝落災害，較好地解釋了TBM隧洞圍巖失穩、護盾變形卡機以及襯砌損壞等工程現象的物理力學機制。Maleki等[9]結合工程實例，對比采用有限差分法FLAC和非連續介質方法UDEC二維模型模擬了TBM掘進過程中擠壓破碎地層圍巖的變形及力學行為，分析了TBM在圍巖破碎帶的卡機致災機理。Hasanpour等[10-11]則考慮了圍巖與護盾間的不均勻間隙，采用有限差分三維模型，模擬了雙護盾TBM在軟巖洞段掘進過程中的圍巖收斂變形量分布和對護盾的接觸力曲線。程建龍等[12-14]采用FLAC3D建立了完整的雙護盾TBM開挖掘進模型，模擬并分析了隧道縱向位移釋放率、刀盤擴挖量、護盾和巖體特征對圍巖變形及TBM護盾受力分布的影響，揭示了雙護盾TBM與圍巖之間的相互作用機制。

然而，現有針對TBM軟弱地層掘進卡機機理的數值模擬研究多以雙護盾式TBM為對象，而對敞開式TBM則少有相關研究。后者在穿越斷層破碎帶等不良地層時，因圍巖破碎大變形或坍塌失穩掩埋機頭，亦存在較大的卡機風險，卡機形式常包括卡刀盤、卡護盾以及刀盤和護盾同時被卡等[15-17]。在TBM施工中，考慮到工期要求及經濟性，中小型斷層（包括已探明和未探明的）常需敞開式TBM利用自身能力在加強支護措施的條件下掘進通過，這使得TBM面臨著未知的卡機風險。

本文基于滇中引水工程香爐山隧洞，采用有限差分法，對敞開式TBM掘進通過斷層破碎帶時的圍巖力學響應，TBM刀盤、護盾結構受力變化以及初期支護內力狀態等開展了TBM進場掘進施工前的三維數值模擬研究。研究結果有助于深入認識敞開式TBM與圍巖相互作用機制，并為施工期TBM穿越斷層破碎帶的施工方案制定和地質災害處置提供理論依據。

1工程概況

1.1工程簡介及地質條件

滇中引水工程是云南省為解決滇中地區嚴重缺水問題而實施的特大型調水工程。工程計劃從金沙江取水，年均輸水量34.03億m3，受水區面積達3.69萬km2。位于工程總干渠首段的香爐山隧洞線路總長62.596 km，最大埋深1 450 m。隧洞采用無壓輸水，設計斷面為圓形。除活動斷層帶洞段外，隧洞襯后直徑8.3～8.5 m，設計流量135 m3/s，設計縱坡1/1 800。香爐山隧洞采用“鉆爆法+TBM”聯合施工，總工期96個月，為引水總干渠的控制性工程。

香爐山隧洞穿越金沙江與瀾滄江分水嶺，地質條件復雜，工程區屬高、中山地貌區，埋深大于1 000 m的洞段累計長21.427 km，占隧洞總長34.23%。隧洞沿線發育13條大斷（裂）層，軟巖洞段累計長13.107 km，占隧洞總長的20.94%，軟巖分布洞段隧洞埋深一般為400～1 300 m，易產生中等-極嚴重擠壓變形。圖1為香爐山隧洞縱斷面圖，其中TBM開挖段總長35.52 km，采用兩臺直徑9.83 m的敞開式TBM相向掘進。

芹菜塘斷裂（FⅡ-10）是香爐山隧洞下游段TBM從支洞進入主洞后須穿越的第一條大型斷層，其走向近SN方向，傾向西，傾角40°～75°，屬于逆斷層，與隧洞軸線夾角約57°。斷裂帶內隧洞埋深約910 m，穿越寬度約93 m，區間巖體破碎，屬于Ⅴ類圍巖，成洞條件差，地勘結果認為該洞段發生圍巖變形失穩與局部巖溶涌水風險較高。其兩側巖體為三疊系中統北衙組上段（T2b2）灰巖及白云質灰巖，巖體微新，圍巖等級為Ⅳ類，成洞條件一般。由于芹菜塘斷裂（FⅡ-10）具有埋深大、巖體破碎、地處碳酸鹽巖含水地層等特點，且是TBM段需要穿越的首條大型斷層，本文選取該斷層為模擬對象開展敞開式TBM掘進穿越過程的數值模擬研究。

1.2敞開式TBM主要技術參數

針對香爐山隧洞施工技術要求設計生產的世界引調水工程最大直徑TBM“云嶺號”，其掘進及支護系統如圖2所示。TBM掘進過程中隧洞初期支護施作按照與刀盤的距離可分為L1區和L2區。其中L1區緊鄰盾尾，主要進行鋼拱架安裝、隧洞斷面腰線以上180°錨桿施作、鋼筋排和鋼筋網安裝以及較差圍巖段的應急噴混;L2區滯后L1區約42 m，主要進行隧洞斷面腰線以下180°錨桿以及斷面系統噴混。隧洞的襯砌結構則由TBM系統后獨立的襯砌臺車完成，滯后掌子面距離約為400 m。該TBM的主要技術參數如下：

2敞開式TBM掘進施工建模

2.1模型建立

2.1.1含斷層破碎帶的巖體模型

根據香爐山隧洞芹菜塘斷裂（FⅡ-10）空間產狀及與隧洞軸線相對位置關系，采用顯式三維有限差分軟件FLAC3D建立如圖3所示數值模型。為減小邊界效應，模型橫向（X）和豎向（Z）上尺寸均取80 m，即左右及上下兩側計算邊界的偏移距離約為3.5倍隧洞直徑[10]。而為了模擬斷層破碎帶影響范圍，洞軸線方向（Y）模型長度設置為180 m。為減小計算規模，將模型軸向中部隧洞穿越斷層破碎帶的長度簡化設置為30 m，同時，平行于XOY平面的模型中部30 m×30 m截面范圍內巖體單元網格沿洞軸線方向上寬度取0.5 m，周圍巖體單元則取1.0 m。模型共生成單元節點129萬個，剖分六面體巖體網格128萬個。

模型中對地下水的影響在巖體參數取值上進行綜合考慮，不進行單獨分析。圍巖按各向同性連續介質考慮，采用理想彈塑性模型、Mohr-Columb屈服準則，斷層帶及兩側巖體物理力學參數分別按Ⅴ類和Ⅳ類圍巖取值，如表1所列。而為了對比敞開式TBM在完整巖體和斷層破碎區掘進的響應差異，該模型中暫不考慮TBM在斷層破碎圍巖區可能采取的刀盤擴挖和超前支護措施，同時采用的圍巖支護參數與兩側完整圍巖區相同。

2.1.2TBM掘進及支護模型

根據隧洞支護設計方案，TBM掘進段Ⅳ類圍巖區對應的初期支護型式采用HW125鋼拱架，榀距1.0 m;錨桿直徑25 mm，長度5.0 m，間排距1.25 m;全斷面噴聚丙烯粗纖維C25混凝土，厚度為15 cm。由于隧洞二襯滯后掌子面較遠，在二襯施作之前隧洞圍巖變形穩定由初支控制，因此該模型中暫不考慮二襯的作用。

如圖4所示，在計算模型中，噴混層具有薄殼結構特征，采用shell結構單元模擬;錨桿采用cable結構單元模擬;鋼拱架采用beam結構單元模擬。頂拱鋼筋排作為圍巖變形穩定的安全余量進行考慮。一方面，由于機載錨桿鉆機布置在主梁兩側，錨桿無法徑向通過隧洞中心而是相對斷面徑向偏轉35°，且L2區錨桿系統滯后L1區，建模過程中對此進行了考慮;另一方面，由于模型中需模擬鋼拱架、錨桿的施作，計算過程中將不開啟大變形模式，即模型中網格不會隨著節點的位移而發生變形。而為考慮圍巖與TBM刀盤及護盾的相互作用，本次研究參考黃興等[18]提出的建模方法。

（1） 擴挖間隙。

考慮到圍巖開挖后的收斂變形，在TBM設計和施工中一般均會預留擴挖間隙。而在不開啟大變形模式下，擴挖間隙的存在使得圍巖與TBM護盾無法直接接觸。因此對擴挖間隙采用厚度為δR的實體單元（以下簡稱“間隙單元”）進行模擬。

間隙單元采用彈性模型，其變形模量很小，起到在變形的圍巖和護盾結構間傳力的作用。其初始厚度同TBM刀盤的預留擴挖間隙，并劃分為多層網格，該模型中間隙厚度按照實際刀盤擴挖量取值為100 mm。由于護盾結構具有一定的剛度，當側向圍巖開始收斂變形，在圍巖的擠壓和護盾結構的約束作用下，間隙單元被逐漸壓縮并對兩側產生彈性反力，但數值較小，圍巖近似自由變形;當圍巖進一步變形接近或達到擴挖預留變形量，間隙單元被壓得非常扁，此時間隙單元對兩側的變形反力已達到較大值，表明圍巖與護盾產生了擠壓作用;當圍巖繼續變形，護盾結構在擠壓力作用下出現明顯彈性變形，即計算結果中出現護盾區圍巖變形量超過間隙厚度的情況，表明護盾結構被“壓彎了”。

（2） 刀盤和護盾。

該TBM刀盤至護盾盾尾距離約為6 m，護盾為半封閉式，厚度為5～10 cm，相比隧洞的開挖直徑而言非常薄，采用liner結構單元進行模擬。一方面，liner單元模擬的初襯結構不但能承受法向的拉壓應力還能模擬與巖土體間的切向滑移摩擦，也可模擬與巖土體之間的分離及隨后的重新接觸，能夠較好地反映TBM護盾與圍巖的相互作用。另一方面，由于TBM刀盤對掌子面巖體的回轉切削過程難以直接模擬，因此此處采用liner結構單元對刀盤作用進行簡化模擬。該模型的liner結構單元設置中，剪切耦合彈簧黏聚力設置為0，即允許圍巖與護盾/刀盤間發生相對運動。

2.2邊界條件設置

根據由地質勘察與反演計算得到的工程區初始地應力場，FⅡ-10斷層處洞段地應力條件如表2所列。本次研究中巖體模型底部采用各向位移約束邊界條件，四周及頂部施加表中法向應力邊界條件，切向應力由于數值較小而忽略，計算得到模型的初始地應力分布。

2.3掘進與支護過程模擬

敞開式TBM掘進與支護模擬步驟如下：① 建立巖體模型（含斷層破碎帶），設置初始和邊界條件，計算初始地應力場;② 巖體開挖，設置護盾與圍巖之間的間隙單元，建立刀盤及護盾模型;③ 刀盤及護盾向前推進，每開挖步進尺2 m，同時消除出露護盾后緣的間隙單元;④ 護盾后區域施加環形鋼拱架、L1區錨桿和噴混等初期支護措施;⑤ TBM持續掘進，施加L2區錨桿;⑥ 重復執行步驟②～⑤，直至隧洞貫通。

2.4TBM-圍巖作用力計算方法

利用上述模擬結果可間接計算圍巖與TBM結構間的相互作用力。

2.4.1刀盤荷載計算

在滾刀破巖試驗中，滾刀切削系數CC被定義為滾刀滾動力與法向力的比值，是TBM掘進過程中在給定推力值下所需扭矩大小的一個指標[19]。Rostami等[20-21]給出了常截面滾刀切削力預測的半理論半經驗公式如下：

需要說明的是，按照式（5）計算得到的刀盤法向力并非TBM刀盤旋轉切削掌子面巖體過程中真實的法向作用力，而是表征TBM刀盤為維持掌子面穩定并持續向前掘進所需的軸向推力。該軸向推力由TBM主油缸頂推撐靴獲得的反作用力提供。由式（6）計算得到的刀盤扭矩值也只是一種近似結果，真實的刀盤扭矩還受滾刀破巖沖擊力、刀盤轉動與圍巖的摩擦力、傳動過程中的扭矩損失等因素的影響。

2.4.2護盾表面摩擦力計算

由于模型無法模擬真實的TBM連續掘進過程，護盾沿隧洞軸向方向所受摩阻力需要由護盾外表面的法向應力進行間接求取，其計算公式如下：

對于μ的取值，Ramoni等[23]在研究中指出，TBM與圍巖間摩擦系數在連續掘進（滑動摩擦）情況下取0.15～0.30，考慮長時間停機后的重新啟動（靜摩擦）時取0.25～0.40，在采用潤滑劑的情況下可取小值。本次研究中護盾-巖石相互作用的摩擦系數按連續掘進條件取值0.3。

3計算結果及分析

3.1圍巖力學響應及變形

在敞開式TBM穿越斷層破碎帶過程中圍巖力學響應及變形發展規律如圖5～9所示。選取機頭部分還未進入、開始進入、完全進入、開始穿出和穿出并遠離斷層破碎帶區域時（分別對應開挖步18，38，46，53及82）等典型階段進行分析。其中，LDP曲線即圍巖縱斷面位移曲線。

當TBM機頭部分還未進入斷層破碎帶（開挖步18），TBM盾尾斷面圍巖應力場和塑性區呈對稱分布。隧洞腰線部位圍巖塑性區范圍最深，為5.1 m;頂拱部位圍巖塑性區范圍相對最淺，為2.5 m;洞周圍巖壓應力最大值為37.66 MPa，出現在兩側圍巖內部的塑性區和彈性區交界部位。隧洞掌子面巖體由于卸荷松弛產生塑性區，其中心處塑性區軸向深度最大，為6.0 m，向兩側則塑性區逐漸減小。TBM護盾范圍內圍巖頂拱沉降變形隨著與掌子面距離的增大而增大，其變形量為38.3～83.4 mm?？紤]到開挖面處有一定的初始位移，盾尾部位相對徑向位移為45.1 mm，小于TBM開挖預留變形量100 mm，表明此時隧洞頂拱區域圍巖未與TBM護盾發生擠壓。圍巖在出露護盾區域后，在初期支護結構的約束下變形逐漸收斂，其穩定后的拱頂沉降變形量約為94.3 mm，減去開挖面初始位移后則為56.0 mm，小于SL 377-2007《水利水電工程錨噴支護技術規范》[24]規定的圍巖允許變形值，圍巖處于穩定狀態。

當TBM機頭部分開始進入斷層破碎帶時（開挖步38），受斷層破碎帶與洞軸線空間斜交影響，TBM盾尾斷面圍巖應力場不再對稱。隧洞掌子面左上側首先進入斷層帶范圍內，盾尾右側斷面則仍處于完整圍巖區。洞周圍巖壓應力最大值為42.0 MPa，出現在右側圍巖內部的塑性區和彈性區交界部位，隧洞腰線處塑性區深度約5.5 m。值得注意的是，在斷面右上角出現了較大延伸范圍的塑性區，該部位處于完整圍巖與斷層破碎帶相交界面附近，受隧洞開挖卸荷及斷層破碎帶軟弱邊界的影響，產生了較大的側向主應力降而進入塑性狀態。隧洞掌子面巖體塑性區范圍變化不大，最大深度仍為6.0～6.3 m。由于斷層帶的影響，臨近掌子面的未開挖巖體變形量相較于完整圍巖區顯著增大，TBM護盾范圍內圍巖頂拱沉降變形量達到89.4～127.3 mm。減去掌子面開挖時的初始位移，此時隧洞頂拱圍巖未與TBM護盾發生擠壓。在護盾區外，隨著與掌子面距離的增大，拱頂圍巖的沉降變形先是增加至最大值140.8 mm，而后逐漸減小并恢復到108.6 mm，這表明斷層破碎帶的存在對周邊一定范圍內完整圍巖區的開挖變形量有所影響，該范圍可稱為斷層開挖影響區。

當TBM機頭部分完全進入斷層破碎帶時（開挖步46），洞周圍巖不再有明顯的壓應力集中區，而由于圍巖強度減小，隧洞塑性區范圍顯著擴大，深度最大為9.48 m。護盾范圍內拱頂處圍巖塑性區深度為3.20 m，相較于完整圍巖區略有增加;而拱底處圍巖塑性區深度達到6.70 m，較完整圍巖區顯著增加。在斷層破碎帶內，TBM護盾范圍內圍巖頂拱沉降變形量為78.6～293.3 mm，減去開挖面處的初始位移，盾尾部位相對徑向位移為214.7 mm，超過開挖預留變形量，表明護盾結構在接近盾尾區域受到了較大的圍巖擠壓作用。在護盾區外，斷層破碎帶巖體的穩定收斂變形量為323.3 mm，減去開挖面初始位移后則為244.7 mm，圍巖擠壓變形明顯，且大于規范[24]規定的圍巖允許變形值，圍巖處于不穩定狀態。

當TBM機頭部分開始穿出斷層破碎帶時（開挖步53），盾尾斷面圍巖應力場再次進入不對稱。洞周圍巖壓應力最大值出現在左側圍巖內部的塑性區和彈性區交界部位，隧洞腰線處塑性區深度約7.2 m。完整圍巖與斷層破碎帶相交界面附近的較大范圍圍巖由于隧洞開挖引起的側向主應力降而進入塑性狀態。此時，TBM護盾范圍內進入完整圍巖區部分的拱頂圍巖變形量為44.8～70.0 mm，而盾尾仍處于斷層破碎帶范圍的拱頂圍巖變形量最大為207.5 mm，表明TBM從斷層破碎區逐漸進入完整圍巖區后，TBM開始擺脫圍巖大變形擠壓作用的影響。

當TBM機頭部分完全穿出并遠離斷層破碎帶時（開挖步82），圍巖應力場分布及塑性區發展逐漸恢復至與還未進入斷層破碎帶時基本一致。TBM護盾不再與圍巖發生擠壓作用，而護盾區外拱頂圍巖的沉降量隨著與掌子面距離的增大而持續增大，表明其仍在斷層破碎帶的影響范圍內。

圖10為開挖完成后隧洞縱剖面塑性區及豎向位移場分布，圖中兩虛線之間為斷層破碎帶范圍?？梢钥吹?，在斷層破碎帶與完整圍巖區相交界面附近，隧洞拱頂圍巖塑性區顯著大于其他區域，表明受隧洞開挖擾動影響，處于軟-硬交界處的該區域圍巖塑性區沿界面有較深入的發展。而由隧洞開挖卸荷作用產生的圍巖的塑性區，其深度或分布范圍可認為與圍巖失穩時的側向圍巖巖體坍塌量成正比。TBM從完整圍巖區進入斷層破碎帶，以及從斷層破碎帶進入完整圍巖區時面臨較大的拱頂圍巖坍塌失穩風險，在施工過程中應對上述區域開展重點監測，并可考慮采用超前管棚或超前固結灌漿等措施進行預加固。

另一方面，相對于完整圍巖區，斷層破碎帶范圍內的頂、底拱圍巖豎向變形量均明顯增大，且洞周塑性區較完整圍巖洞段有較大發展，其中隧洞拱底塑性區發展深度大于拱頂圍巖。這表明敞開式TBM在具有較高地應力的斷層破碎帶掘進施工時，可能因拱底圍巖承載力不足而存在機頭下沉的風險，同時應及時進行底拱封閉以限制“底鼓”現象的發展。

黃興等[25]將TBM隧道圍巖擠壓大變形定義為TBM開挖后圍巖變形速率大、變形量達到TBM擴挖預留的圍巖與護盾間的變形間隙，是一種具有收斂速度慢、時效性顯著等特點的變形。同時，根據圍巖變形與擴挖間隙間的比值提出了擠壓變形等級劃分標準，如表3所列。

對于該開挖模型，TBM擴挖產生的圍巖與護盾間預留變形間隙為100 mm。根據上述劃分標準可知：① 在遠離斷層破碎帶的完整圍巖區中，護盾區域圍巖最大相對徑向位移為45.1 mm，該區域圍巖變形等級屬于無擠壓變形;② 當TBM機頭部分開始進入或穿出斷層破碎帶，圍巖變形可達到輕微擠壓變形或中等擠壓變形等級;③ TBM機頭完全進入斷層破碎帶后，護盾區域圍巖最大相對徑向位移達到214.7 mm，圍巖變形等級進入非常嚴重擠壓變形。TBM進入斷層破碎帶區域過程中，圍巖發生擠壓大變形的趨勢是逐漸增大的。

需要說明的是，為減小模擬計算的復雜程度，在圍巖本構模型選取及開挖過程模擬中均未考慮圍巖變形的時間效應。而斷層帶破碎圍巖通常具有較強的流變特性，且在此類較差圍巖洞段，隧洞支護措施相應增強，TBM掘進速度顯著降低，圍巖收斂變形并與護盾產生接觸擠壓較為充分。黃興等[18]采用黏塑性巖體本構模型的TBM卡機研究表明，TBM擴挖間隙越大則TBM避免發生擠壓大變形卡機的許可停機時間也越長。因此，在進一步細化的模擬中還需將圍巖時效變形特性與不同圍巖洞段TBM掘進速率差異等因素考慮進來。

3.2TBM結構受力

圖11～13分別給出了敞開式TBM掘進通過斷層破碎帶過程中刀盤及護盾結構的受力變化情況。

進入斷層帶后，TBM刀盤法向力迅速增大，由完整圍巖區的7 000～8 000 kN提高到斷層破碎帶區域的峰值（22 216 kN），但小于該TBM的最大推力值（31 526 kN）。刀盤扭矩則先后超過了TBM的額定扭矩和最大扭矩，其峰值達到28 540 kN·m，刀盤回轉有被抱死的風險。這是由于TBM機頭進入斷層破碎帶后，大量松散巖體在開挖擾動下產生擠壓大變形并緊密包裹機頭。一方面掌子面巖體擠壓刀盤，為維持掌子面巖體穩定，刀盤法向推力迅速提高，而同時維持刀盤旋轉切削所需的扭矩也迅速增大，并超過TBM的最大扭矩，表明敞開式TBM在斷層破碎帶掘進時面臨著較大的刀盤被卡風險。

對于TBM護盾摩阻力，其在TBM機頭進入斷層破碎帶后亦有較大的提高，最大值為2 393 kN，但遠小于TBM最大推力值。黃興[26]由TBM縱向受力平衡建立了如下TBM卡機狀態判別準則：

式中：Fr為克服護盾摩阻力所需的推力，Fb為TBM正常連續掘進開挖所需推力，FI為TBM推進系統所能提供的額定推力。該實例中，TBM在斷層破碎帶掘進過程中的刀盤法向力與護盾摩阻力之和小于TBM最大推力值，此時TBM不大可能由于推力不足而發生卡機。

TBM護盾范圍內洞周圍巖受掌子面未開挖巖體的空間約束效應，其收斂變形量隨著與掌子面距離的增加而增大。一方面，敞開式TBM護盾長度較短，與圍巖接觸作用面積小，且該范圍內洞周圍巖還未充分變形而與護盾發生擠壓時，即隨著TBM的持續掘進而出露盾尾并進入錨噴支護范圍。另一方面，敞開式TBM的護盾結構為底拱部位敞開，未形成封閉式的盾體結構，護盾的主要作用是防止落石，保護機頭部位作業人員及設備的安全，并非用于抵抗圍巖擠壓變形。該結構一般也設計為可伸縮式，可一定程度上調整護盾與圍巖間的間隙。敞開式TBM護盾的這些結構特點都進一步減小了其在破碎圍巖洞段發生護盾被卡的風險。

3.3支護結構內力

洞室開挖支護完成后，分別選取完整圍巖區和斷層破碎帶圍巖區的初期支護結構進行內力狀態對比分析，如圖14～16所示。

對于隧洞斷面鋼拱架彎矩，在不同圍巖條件下其最大絕對值均出現在隧洞腰線處，且此處出現較大梯度的彎矩值變化。查表計算可知，HW125型鋼抗彎屈服強度為31 490 N·m，完整圍巖區中鋼拱架最大彎矩為9 771 N·m，滿足抗彎強度要求;而在斷層帶圍巖區則為42 595 N·m，已超出鋼拱架抗彎強度。

對于鋼拱架軸應力，其最大值亦出現在隧洞腰線處。完整圍巖區中鋼拱架軸應力值范圍為479～892 MPa，斷層帶圍巖區則為835～1 163 MPa，均超過了鋼材抗壓屈服強度。

對于錨桿應力，在不同圍巖條件下計算結果均表明隧洞腰線以上錨桿（L1區施作）應力水平明顯大于隧洞腰線以下錨桿（L2區施作）。在完整圍巖區，隧洞腰線以上錨桿平均內力為181.9 MPa，最大內力為356.8 MPa，小于錨桿抗拉屈服強度值400.0 MPa，而隧洞腰線以下錨桿平均內力僅為1.5 MPa。在斷層帶圍巖區，隧洞腰線以上錨桿平均內力為201.2 MPa，最大內力為399.2 MPa，達到錨桿抗拉屈服強度，而隧洞腰線以下錨桿平均內力僅為1.89 MPa。

從計算結果可以發現，完整圍巖區中鋼拱架軸應力達到了屈服條件，而斷層帶圍巖區各項支護內力均達到屈服條件。需要說明的是，模型中為對比敞開式TBM在完整巖體和斷層破碎區掘進的圍巖力學響應差異，兩洞段內采用了相同的圍巖支護參數，而在實際設計中斷層破碎帶屬于V類圍巖，支護結構進行了相應的加強。同時，計算結果表明，在較差圍巖洞段，僅依靠初期支護無法滿足隧洞圍巖的長期穩定，應及時施作二襯，由“初支+二襯”共同承擔圍巖變形荷載。

另一方面，L2區施作的錨桿其應力水平遠小于L1區，這是由于TBM機載支護設備的布置上L2區滯后L1區較長，待L2區錨桿施作時隧洞圍巖收斂變形已基本完成，隧洞腰線以下錨桿未與圍巖協同變形，因而只產生了較小的圍巖約束力。這也是斷層帶圍巖區中隧洞底拱圍巖豎向變形量及塑性區較大的原因。對此，實際施工中應加強錨桿受力狀態監測，并根據監測結果開展圍巖支護結構的動態設計。同時，也應將監測結果及時反饋給設備制造商，在今后的TBM設計制造中對隧洞腰線以下錨桿鉆機的安裝位置進一步優化。

4結 論

本文以滇中引水工程香爐山隧洞為例，對敞開式TBM掘進通過斷層破碎帶過程中的圍巖力學響應，TBM刀盤、護盾結構受力變化以及初期支護內力狀態等開展了施工前的三維數值模擬研究。主要結論如下：

（1） 斷層破碎帶的存在使其附近一定影響范圍內的隧洞圍巖變形量增加，而在斷層破碎帶與完整圍巖區相交洞段，受隧洞開挖擾動產生的圍巖塑性區沿軟-硬界面有較深入的發展，TBM從完整圍巖區進入斷層破碎帶以及從斷層破碎帶進入完整圍巖區時面臨較大的拱頂圍巖坍塌失穩風險。

（2） 相對于完整圍巖區，斷層破碎帶范圍內的圍巖收斂變形顯著增加，圍巖擠壓護盾作用加劇，且由于腰線以下錨桿滯后支護，拱底處圍巖塑性區深度增幅較大，存在因拱底圍巖承載力不足而產生機頭下沉以及圍巖“底鼓”的可能。

（3） 敞開式TBM穿越斷層破碎帶過程中，TBM刀盤法向力、扭矩及護盾摩阻力均迅速增大。其中，刀盤扭矩超過了TBM的最大扭矩，刀盤回轉有被抱死的風險;而刀盤法向力與護盾摩阻力之和小于TBM最大推力，TBM不大可能由于推力不足而發生卡機。

（4） 在斷層破碎帶等較差圍巖洞段，僅依靠初期支護無法滿足隧洞圍巖的長期穩定，應及時施作二襯以分擔圍巖變形荷載。且由于施作滯后L2區錨桿應力水平明顯小于L1區，在施工過程中應加強對支護結構的受力狀態監測并開展動態設計。

本研究為簡化計算復雜度，模型中未單獨考慮地下水作用及巖體時效變形特性等因素的影響，同時計算結果的合理性也有待施工期監測數據的進一步驗證。

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（編輯：鄭 毅）

Abstract：There exists a great risk of geological disasters such as the jamming induced by large deformation and collapse of surrounding rock when an opened TBM passes through fault fracture zones.Taking the Xianglushan tunnel in the Central Yunnan Water Diversion Project as an example，the mechanical response of surrounding rock，the reaction change of TBM structure and the stress state of support system in the excavation process are analyzed by three-dimensional numerical simulation.The results show that：① during tunnel excavation，the fault zone increases the rock deformation within a certain influential range，and the plastic zone tends to develop along the soft-hard interface between the fault zone and the intact stratum;② in the fault zone，the convergence deformation of surrounding rock and the plastic zone range at the arch bottom are greater than those in intact rock zone，so the TBM faces the risk ofdowndip of headcutter and floor heave;③ the opened TBM jamming risk in the fault zone is mainly headcutter jamming;④ the long-term stability of tunnel surrounding rock in fault zone cannot be insured only by the initial support，so it is urgentto construct secondary lining in time to share surrounding rock pressure.

Key words：deep buried tunnel;opened TBM;fault fracture zone;TBM jamming;Central Yunnan Water Diversion Project